高強度金屬棒料高速與應力集中復合剪切斷裂行為

摘要："針對傳統剪切工藝不適用于高強度金屬棒料高效精密切斷的難題，提出了高速與應力集中復合的精密剪切新原理工藝，分析了環形槽幾何參數對理論應力集中系數的影響，建立了42CrMo高強度棒料的高速剪切斷裂有限元模型，研究了銑削和激光旋切環形槽對槽根等效應力應變場、應力三軸度、損傷起裂及三維裂紋擴展斷裂行為的影響，并通過高速剪切試驗，獲得了不同環形槽對棒料剪切斷面質量的影響規律。研究結果表明：對于表面不帶環形槽的棒料，損傷起裂需要較大程度的塑性變形累積，切斷后的棒料存在壓塌及飛邊缺陷；所提工藝方法有效約束了槽根附近材料的塑性變形，提高了高速剪切斷面質量，圓度誤差由11.2%減少到2.3%～4.7%，平面度誤差由"1.08mm降低為0.58～0.65mm，最大彎曲變形度由1.5mm降低為0.4～0.5mm，最大剪切載荷和斷裂能量也得到了顯著降低；相比銑削環形槽，激光旋切獲得的尖角窄槽進一步降低了剪切載荷和斷裂能量。新工藝方法可為高強度金屬棒料的高效、精密及低能耗剪切行為提供參考。

關鍵詞："精密剪切；高強度棒料；高速；環形槽；斷裂行為

中圖分類號："TG316"文獻標志碼：A

DOI："10·7652/xjtuxb202408015"文章編號：0253-987X（2024）08-0145-11

High-Speed Shearing with Stress Concentration and

Fracture Behavior of High-Strength Metal Bars

DONG Yuanzhe1， LIU Boyang2， ZHU Chengcheng1， REN Yujian2， ZHAO Shengdun2

（1. Key Laboratory of Road Construction Technology and Equipment of MOE， Chang’an University， Xi’an 710064， China;

2. School of Mechanical Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract："Due to the deficiencies of low efficiency and precision in traditional shearing methods， a new high-speed precise shearing method with stress concentration is proposed for high-strength metal bars. The influence of geometric parameters of circumferential notches is analyzed on theoretical stress concentration coefficient. High-speed shearing finite element models are established for 42CrMo bars with notches processed by milling cutter or laser， and the effects of notches on fracture behavior， such as damage initiation and three-dimensional crack propagation， are revealed based on distribution of equivalent stress， plastic strain and stress triaxiality. Besides， comparative experimental tests are conducted， and section quality is evaluated for notched and unnotched 42CrMo bars. The results show that for unnotched bars， the damage initiation needs more accumulation of plastic deformation， and squeezed flashes are left on the fracture section. As contrast， the new method effectively restrains the plastic deformation near the notch and improves the section quality， with roundness error from 11.2% to 2.3%—4.7%， flatness error from 1.08mm to 0.58—0.65mm， and the maximum bending deformation from "1.5mm to 0.4—0.5mm. The maximum shear load and fracture energy also decrease significantly. In addition， compared with milled notches， the narrow and sharp notches by laser further reduce the shear load and fracture energy. The new method shows advantages of high efficiency and precision， and low energy consumption.

Keywords："precise shearing; high-strength bar; high-speed; circumferential notch; fracture behavior

金屬棒料切斷分離的下料工序是大多數機械零部件成形制造的第一道工序"［1］。室溫抗拉強度超過800MPa的42CrMo鋼、GC15軸承鋼、鈦合金等中等直徑的高強度、難切削金屬棒料，對剪切設備的載荷能力要求較高，目前常采用高溫剪切或高速鋸切工藝，不同程度地存在著斷面質量差、能耗高、生產效率低、刃具壽命低、廢舊切削液污染等問題。隨著冷（溫）擠壓、等溫鍛造、精密模鍛、精密滾軋等近凈成形新工藝和新技術的發展，急需高效精密的剪切技術以提供支撐。

20世紀50年代以來，國內外學者在金屬棒料精密剪切方面開展了大量研究工作，提出的精密剪切方法包括徑向約束剪切"［2］、軸向加壓剪切"［3］、扭剪復合剪切"［4］、預壓痕雙沖程剪切"［5］、低應力疲勞切斷"［6-7］和高速剪切"［8］等。高速剪切方法在徑向約束剪切的基礎上，通過施加高速載荷、降低金屬韌性來提高金屬棒料剪切質量。試驗研究表明：對于中等直徑棒料，采用5～10m/s的加載速度能獲得更加垂直平整的剪切斷面"［8］。伯明翰大學Organ"［9］研制了加載速度達9.1m/s的液化氣內燃錘，針對中等強度的中碳鋼、鋁合金和黃銅棒料開展了高速剪切試驗，最大切斷直徑為22mm，相比加載速度為"1m/s 左右的低速剪切，徑向壓扁量降低了10%～25%。李永堂等"［8，10］研制了4 kJ液氣式高速精密剪切機，采用4～6m/s剪切速度剪斷的35號和45號中碳鋼棒料，最大切斷直徑為20mm，斷面不平度和傾斜度得到有效降低，徑向壓扁程度改善了"14.3%。上述高速剪切方法均采用鋒利的剪刃直接高速沖擊切入棒料，在剪切高強度棒料時極易造成崩刃，主要適用于小直徑、中低強度的碳鋼以及鋁合金、銅合金等有色金屬，且剪切斷面仍存在較為明顯的徑向壓扁，如"圖1所示。

高應變率下的金屬材料力學行為研究方面，對于體心立方（BCC） 晶體結構的金屬，特別是低、中碳鋼，Armstrong等"［11］的研究表明，在一定范圍內提高應變率可造成應力強化，具體表現為：材料的屈服強度隨應變速率的增加而增加，與最大拉應力對應的應變隨之減小，塑性變形受到抑制；而升高溫度則會造成一定程度的應力軟化。Singh等"［12］比較了低碳鋼在高應變率（750s"－1）和準靜態（0.001s"－1）下的拉伸和壓縮動態力學行為，發現相較于準靜態，高應變率下的屈服強度增加約2.5倍，抗拉強度增加約1.18倍。Hor等"［13］對42CrMo4鋼進行了10"－2～105s"－1應變率范圍內的帽型試樣剪切試驗，結果表明應變率敏感度在1000s"－1左右時最為顯著，同時測得該應變率剪切后的試樣表面溫升約為120℃。Lu和Zhu等"［14-15］對42CrMo鋼的試驗結果表明：當應變率超過3000s"－1時，絕熱溫升造成的應力軟化效應超過了應變率增加的應力強化效應。許多學者認為，絕熱剪切帶的產生取決于材料熱軟化與應變/應變率硬化之間的競爭，對于面心立方（FCC）和密排六方（HCP）晶體晶體結構的金屬，應變率的影響效應則不盡相同"［16-17］。

在金屬損傷與斷裂預測模型及斷裂準則方面，麻省理工學院的Bai等"［18］開展了近全應力三軸度范圍的斷裂力學試驗，揭示了金屬材料的斷裂模式強烈依賴于試件的應力三軸度。此后，更多的研究開始集中于應力三軸度對損傷演化的影響規律。Xue"［19］針對GTN模型，在預測低應力三軸度剪切斷裂的局限性時進行了考慮剪切損傷演化的模型修正。Lou等"［20-21］系統研究了剪切、單向拉伸、平面應變拉伸等應力狀態下的損傷斷裂特性，先后提出了DF2012、DF2014等韌性損傷斷裂模型，這些模型綜合考慮了微孔洞形核、生長和剪切聚合演化機制，并成功應用于AA2024-T351合金以及DP980高強鋼的圓棒拉伸、圓柱壓縮、板材剪切等斷裂失效行為預測。Zhuang等"［22］對DF2012和DF2014斷裂準則參數的不同標定方法及預測精度進行了評價。上述斷裂模型均是在較低應變速率條件下進行預測，對于高應變速率條件則有待進一步擴展。由此可見，復雜應力三軸度和高應變速率耦合效應下的斷裂力學行為精準預測仍是研究的難點。

本文針對現有剪切方法存在的諸多不足，依托已授權的國家發明專利"［23-24］，提出了高強度金屬棒料的高速與應力集中復合精密剪切新工藝，結合理論分析、數值模擬與試驗驗證，對預制有不同環形槽的高強度金屬棒料開展了高速與應力集中復合剪切研究，揭示了環形槽根部損傷起裂和三維裂紋動態擴展的斷裂行為規律，提出了斷面評價指標并獲得了不同環形槽對斷面質量的影響規律。該方法成功實現了高強度金屬棒料的高效、精密及低能耗剪切。

1"工藝原理及理論分析

1.1"工藝原理

本文提出的新工藝如圖2所示。新工藝綜合利用環形槽的應力集中效應、徑向約束限制棒料彎曲及高速載荷抑制材料塑性變形等技術優勢，在提高剪切斷面質量與效率的同時降低了載荷和能耗，具體包括以下兩個過程。

（1）棒料表面預制環形槽。在金屬棒料表面批量銑削或激光旋切出等間距的環形槽，通過應力集中起裂替代剪刃切入起裂方式，不僅能避免崩刃，延長模具壽命，還可以有效降低剪切載荷和能耗，進一步提高斷面幾何精度。

（2）高速沖擊剪切棒料。帶有環形槽的棒料被送入整體式徑向約束剪切模具中，槽根尖角處于套筒式動剪套和靜剪套之間，氣缸上腔氣體壓縮后，儲存壓力為P1的壓力勢能，氣缸下腔快速排油，氣體快速膨脹驅動錘頭高速打擊動剪塊從而切斷棒料，并進一步通過彈簧復位動剪塊。

該工藝可采用單面或雙面剪切，雙面剪切時一次切斷可獲得2節斷料，剪斷效率更高，更適用于批量加工。對于不同直徑的棒料，可考慮更換相應孔徑的套筒式動剪和靜剪。動、靜剪套間的軸向間隙l1越小越好，由于l1過大時易產生崩刃及剪切斷面傾斜，因此l1與環形槽寬度w之間應滿足l1＜w。

1.2"環形槽幾何參數對理論應力集中系數的影響

在徑向約束剪切過程中，環形槽根部剪應力存在著應力集中。線彈性力學范圍內，環形槽根部的理論應力集中系數kt"［25-26］可估算為

kt=23"（h/r）"3/2φ（2[AKα-]）（1+h/r）arcsin（[KF（]（h/r）/（1+h/r）[KF）]－[KF（]h/r[KF）] （1）

式中：h、2α、r分別為環形槽的槽深、張角和槽根曲率半徑；φ（2[AKα-]）為張角因子，可通過有限元分析獲得，表示如下

φ（2[AKα-]）=43－2[AKα-]6π[JB（（]1+2[AKα-]π[JB））] （2）

其中2[AKα-]=2πα/180。

由式（1）可知，環形槽幾何參數對kt的影響由大到小依次為r、h、2α。減小槽根曲率半徑r，kt顯著增大；增加槽深h，kt逐漸增大；降低環形槽張角2α，kt呈現一定程度增加，但變化較小。對于20～50mm的中等直徑金屬棒料，h過大會增加材料浪費，因此銑削環形槽時，h的選用范圍為1～2mm；刀尖圓角過小易磨損及崩尖，因此r的選用范圍為0.2～0.3mm；張角2α對kt的影響較小，且軸類零件鍛造前常倒角45°以減小對模具的損傷，因此2α宜選為90°。對于激光旋切環形槽，根據試驗槽型"［27］，h、r、2α的選用范圍分別為1～2mm、≤0.1mm及≤30°。

1.3"臨界載荷的理論計算

如圖3所示，棒料在剪切分離階段，分別受到來自動、靜剪套的壓力F1和F2，以及兩側剪斷面上的剪切載荷P。圖中，m為中間段棒料質量，σx、σy、σz為三向主應力，τ"xz為剪應力，d為圓棒直徑，s為z方向的位移，γ為剪切偏轉角，τn為名義剪應力，τ"n_max為最大名義剪應力，BE為中性軸。

根據Theoder Karman理論，相比于單向受壓，三向壓應力狀態更有利于金屬材料的塑性發揮，也更容易產生純剪切斷裂"［8］。此時，剪應力對裂紋的產生和擴展起主導作用，力平衡公式可寫為

F1－2P+mg=md2sdt2 （3）

式中：t為時間。

根據材料力學理論，當不考慮環形槽時，剪斷面上任意一點的名義剪應力可表示為

τn（y，z）=PS*yI[KG-*3]yL"KK′ （4）

式中：S*y、Iy分別為線段K-K′（見圖3）以下截面對y軸的面積矩及對中性軸BE的慣性矩；L"KK′為線段KK′的長度。

最大名義剪應力τ"n_max均勻分布于中性軸上，可計算如下

τ"n_max=4P3π"（d/2－h）2 （5）

考慮環形槽根部的應力集中效應，截面上的最大實際剪應力產生于槽根B點和E點，計算公式為

τ"max=kt4P3π（d/2－h）2 （6）

根據文獻"［28］的試驗結果，最大等效應力σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]"max可近似等于[KF（S] 3[KF）]τ"max，當σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]"max達到材料的失效強度σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]b時，裂紋在B點和E點萌生。假定棒料凈加速度為0，將式（1）、（2）、（6）分別代入式（3），可求得施加在棒料上的臨界載荷Fm，表示為

Fm=[KF（]3[KF）]π（d－2h）28·3（1+h/r）arcsin（[KF（]（h/r）/（1+h/r）[KF）]－[KF（]h/r[KF）]2"（h/r）"3/2［4/3－（2[AKα-]/6π）（1+2[AKα-]/π）］σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]b（7）

1.4"臨界剪切斷裂能量的理論計算

根據Yu等"［29］的試驗結果，對于受均布沖擊載荷的兩端固支梁，剪切位移只需達到梁截面厚度的30%以內，梁截面就會被沿豎直方向的裂紋所貫穿。假定剪切斷裂位移為s，則整個剪切過程中的臨界剪切斷裂能量W可近似計算如下

W=∫s0Fdz=Fms2=Fm（d－2h）[AKε-]f2 （8）

式中：[AKε-]f為材料等效斷裂應變。

2"試驗方案及數值模型

2.1"材料性能和試驗方案

以機械制造業中軸類零件常用的42CrMo高強鋼冷拔圓棒為例，直徑取為26mm，采用4%硝酸酒精溶液腐蝕20s，觀察到的金相組織主要為鐵素體和片狀珠光體，如圖4所示。

在Hopkinson壓桿及Instron 5982試驗機上開展試驗，得到20℃下、0.1～3000s"－1應變率范圍內的真壓縮應力-應變曲線，如圖5所示。由圖可見，當應變率從"0.1s"－1增大到1000s"－1，材料的屈服強度從579.8MPa增大到812.2MPa，增加幅度為40.1%，抗壓強度從944.8MPa增大到1183.8MPa，增加幅度為"25.3%；當應變率從1000s"－1繼續增大到"3000s"－1，材料抗壓強度小幅增大到1225.0MPa，增加幅度為"3.5%，此時，屈服應力未發生明顯變化。

采用C66Y-35型液氣錘對帶有不同環形槽的42CrMo棒料開展3組高速剪切對比試驗，錘頭質量m1為1300kg，動剪塊和動剪套的整體質量m2為28kg，錘頭行程為640mm，剪切速度v為5m/s，剪切長度L為100mm，模具軸向間隙l1為0.2mm，徑向間隙l2為0.2mm。第1組試驗的棒料表面不帶環形槽。第2組試驗的棒料表面銑削合理幾何參數的環形槽，采用研制的對稱伺服銑削設備"［30］開槽，進給速度為0.5mm/s，12把銑刀同時旋切，耗時約為3s，加工效率約為4件/s，槽根曲率半徑r為0.20mm，張角2α為90°，槽深h為1.5mm。第3組試驗的棒料表面激光旋切合理幾何參數的環形槽，采用JK300D型Nd：YAG毫秒激光器"［27］開槽，峰值功率為12.8kW，脈寬為0.3ms，脈沖頻率為"50Hz，加工轉速為20r/min，離焦量為0，旋切時間約為10s，加工效率約為6件/min；采用尼康LV150N光學顯微鏡觀測，得到平均r為0.08mm，2α為21°，h為1.5mm。

2.2"高速剪切有限元模型

在Abaqus/Explicit軟件中建立1/4對稱的帶有不同環形槽的高速剪切有限元模型，如圖6所示。剪切速度v為5m/s，環形槽及遠端采用C3D8RT單元，過渡區域采用C3D4RT單元，動、靜剪套和上錘頭采用R3D4單元，最小單元尺寸為槽根底角半徑的"1/4～1/2，單元數量視環形槽的不同在50～140萬之間。采用庫倫摩擦模型模擬接觸，摩擦系數為0.2。模具軸向間隙l1為0.2mm，徑向間隙l2為0.2mm。

采用Johnson-Cook本構關系描述42CrMo材料與應變率相關的塑性變形行為，表達式如下

式中：σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]為等效應力；[AKε-]p為等效塑性應變；ε[DD（-1.7mm][KG0.6mm]-[DD）][DD（-0.9mm]·[DD）]p為等效塑性應變率；ε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]r為參考應變率，取為0.1s"－1；A、B、C、n、m均為材料參數；T為試驗溫度；Tr為參考溫度，取為20℃；Tm為材料熔點，取為1430℃。

對圖5中塑性變形階段的數據進行擬合，得到式（9）中的材料參數：A=574.25MPa，B=871.79MPa，C=0.05，n=0.29，m=0.57。

在DF2012準靜態斷裂準則"［20］基礎上，本文引入應變率項［1+C4ln（ε[DD（-1.7mm][KG0.6mm]-[DD）][DD（-0.9mm]·[DD）]p/ε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]r）］和溫度項［1+C5（T－Tr）/（Tm－Tr）］，提出了新的擴展斷裂準則以判定金屬材料的高速剪切斷裂失效。該準則綜合考慮了應變率和溫度影響下的微孔洞形核、生長和剪切聚合成微裂紋的演化機制，當等效塑性應變超過材料的臨界閾值時發生斷裂。微孔洞的形核通過等效塑性應變描述，其形核率與等效塑性應變[AKε-]p成正比；微孔洞的生長通過應力三軸度σ*的函數〈1+3σ*〉/2來表征，引入了－1/3的截止閾值，當σ*lt;－1/3時，微孔洞受壓不長大；微孔洞的剪切聚合通過正則化的剪切應力關系式2τ"maxσ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]描述。采用FORTRAN語言進行斷裂準則算法開發，并利用VUSDFLD子程序集成到ABAQUS軟件中，具體的擴展斷裂準則表達式如下

式中：D（ε[DD（-1.7mm][KG0.6mm]-[DD）][DD（-0.9mm]·[DD）]p，T）為損傷值；C1和C2為調控系數，用于修正孔洞形核、生長與聚合對韌性斷裂的不同影響效果；常數C3等于材料的等效斷裂應變；C4為應變率影響因子；C5為溫度影響因子；〈〉為取值操作，當應力三軸度σ*小于-1/3時，括號中的值取0，表示此時韌窩在負應力三軸度下受壓不斷裂。

通過不同應力三軸度、應變率及溫度下的拉伸、壓縮和剪切試驗，得到式（10）～式（12）中42CrMo的材料參數：C1="2.31，C2=1.38，C3=0.34，C4=－0.04，C5="－0.868。

3"結果與討論

3.1"環形槽對高速剪切斷裂行為的影響

圖7展示了表面不帶環形槽42CrMo棒料的高速剪切斷裂過程的模擬云圖，其中圖7（d）將模擬切斷結果與試驗斷面進行了對比。斷裂過程包括側面損傷起裂（剪切位移s=1.9mm）、頂部和底部損傷起裂（s=2.62mm）和完全切斷分離（s=4.42mm）"3個階段，剪切過程的平均等效應變速率為1078s"－1。如圖7（a）、7（b）所示，當s=1.9mm時，側面損傷起裂，最大損傷值D=0.34，等效應力集中并貫穿于整個剪切截面。如圖7（c），當s=2.62mm時，棒料頂部、底部與模具剪刃接觸的局部材料損傷起裂，并受到右側材料向下運動時的拉伸作用產生彎曲變形，

導致頂部、底部起裂位置不在同一豎直平面上，剪切面產生一定程度的偏斜。由圖7（d）可見，當s="4.42mm時，棒料完全切斷分離，有限元模擬結果與試驗斷面形狀一致程度較高，芯部材料存在凹陷，頂部材料向下彎曲，底部邊緣擠壓出飛邊，斷面圓度及平整度較差。

圖8和圖9給出了表面帶有銑削環形槽（h="1.5mm，r=0.20mm，2α=90°）和激光旋切環形槽"（h=1.5mm，r=0.08mm，2α=21°）的42CrMo棒料剪切斷裂過程的模擬云圖，其中圖8（d）和圖9（d）將模擬切斷結果與試驗斷面進行了對比。與圖7相比，圖8、圖9中側面損傷起裂、頂部和底部損傷起裂及完全切斷分離3個階段所需的剪切位移均減小。由于環形槽的存在，沿著槽根的環形區域應力集中顯著，等效應力σ[DD（-1.5mm][KG0.5mm]-[DD）]最大值為1355MPa，而附近區域的應力程度則相對較低，頂部和底部材料并未產生明顯彎曲變形。隨著剪切位移逐漸增大，損傷起裂點逐漸沿著槽根向頂部和底部擴展，并向芯部橫向擴展，形成一圈閉合的損傷輪廓曲線；此后，該損傷輪廓曲線的前緣逐漸向芯部收縮、匯聚形成最后瞬斷點，完成整個棒料的切斷分離。從圖8（d）和圖9（d）可以看出，有限元模擬結果與試驗斷面形狀一致程度較高，斷面整體平整且圓度較好，無塌角和飛邊等缺陷。

綜上所述，對于表面不帶環形槽的棒料，損傷起裂需要更大程度的塑性變形累積，而在棒料表面銑削或激光旋切具有合理幾何參數的環形槽，使得材料的損傷起裂主要源于槽根的剪切應力集中效應，環形槽附近的塑性變形區有效縮小，切斷后的棒料斷面整體平整，無塌角和飛邊等缺陷。上述3種有限元模擬斷面形狀與試驗結果一致度較高，均表明本文所建立的本構關系方程和開發的斷裂準則方程具有較高的精度。

在剪切起裂階段，進一步對比了棒料表面沿著路徑1（見圖7）、2（見圖8）和3（見圖9）上連續節點的等效塑性應變[AKε-]p和應力三軸度σ*的分布情況，結果如圖10和圖11所示，其中路徑中點為頂部剪刃接觸點或槽根節點，橫軸表示路徑節點相對于槽根沿x軸的坐標。由圖10和圖11可見，沿著上述路徑，等效塑性應變[AKε-]p的值均先增大再減小，峰值位于剪刃接觸點或環形槽根部。對于表面不帶環形槽的棒料，頂部起裂點附近寬度為4mm左右的區域發生了較大塑性變形，應力三軸度σ*從0.54（拉應力）降低到－3.26（壓應力），再逐漸增加到－1.71（壓應力），與頂部材料彎曲力學行為相一致。對于表面帶有銑削槽的棒料，塑性變形區域縮小至頂部起裂點左側0.25mm、右側1.50mm范圍內，σ*波動幅度減小，在槽根左側從－0.11（壓應力）增加到峰值0.57（拉應力），在槽根處降低為0.08（剪應力），在槽根右側逐漸降低至－0.57（壓應力），表明了槽根左側受拉，右側受壓，槽根處以剪應力為主。對于表面帶有激光槽的棒料，塑性變形區和應力三軸度波動進一步集中于槽根附近0.20mm以內的更小區域。

3.2"環形槽對剪切載荷和斷裂能量的影響

對于銑削環形槽，當槽型一定（2α=90°，r="0.2mm）、槽深h不同時，得到的剪切載荷-位移曲線結果如圖12所示。對所得曲線進行積分，得到的剪切斷裂能量如圖13所示。由圖12和圖13可見，當h從0增加到2.0mm，剪切載荷顯著降低，剪切斷裂位移從3.8mm減小為1.1mm，降低了"71.4%；剪切斷裂能量從2132.6J降低為420.5J，且隨著槽深的增加，降低幅度逐漸減小。相比剪刃直接沖擊切入棒料的傳統高速剪切方法，剪切前在棒料表面預制應力集中環形槽，不僅顯著降低了剪切載荷和斷裂能量，而且有效遏制了斷面附近材料的塑性變形。

對比銑削和激光旋切環形槽，當槽深一定（h=1.0mm）、槽型（2α，r）不同時，得到的剪切載荷-位移曲線結果如圖14所示。銑削槽的幾何參數為："2α=90°，r=0.2mm，激光槽的幾何參數為："2α=21°，r=0.08mm。

由圖14可見，相較于銑削槽，激光旋切獲得的尖角窄槽進一步降低了剪切載荷，并使得剪切斷裂位移從1.6mm降低為1.4mm，剪切斷裂能量從589.7J降低為457.5J，能量的降低幅度達22.4%。

3.3"剪切斷面質量分析

在高速剪切試驗中，試驗2的棒料帶有銑削環形槽（r=0.20mm，2α=90°，h=1.5mm），試驗3的棒料帶有激光旋切環形槽（r=0.08mm，2α=21°，"h=1.5mm），環形槽的微觀形貌如圖15所示。由圖可見，激光旋切獲得的尖角槽根應力集中更顯著。此外，在激光加工過程中，大部分熔渣已被高壓輔助氣體吹離，環形槽根部表層殘留著厚度為0.3～"0.6mm 的組織細化淬硬層，硬度由239.4HV增加到600HV以上"［31］，進一步增加了剪切時的槽根脆化起裂。

圖16（a）～（c）分別給出了3組試驗棒料的剪切斷面形貌，3組試驗的斷面質量通過er、eb和ef 3個指標評價，其中er為圓度誤差，采用圓度儀測量；ef為平面度誤差，即斷面最高點和最低點的高度差，采用KathMatic公司KC-X1000激光共聚焦顯微鏡測量；eb為棒料最大彎曲變形，采用Global classic SR 575三坐標測量機測量。圖16（d）給出了試驗1

棒料斷面的高度云圖。3個斷面質量評價指標參數的測量結果列于表1。

由圖16和表1中試驗1與試驗2的對比結果可見，表面不帶環形槽時（試驗1），切斷后的棒料存在壓塌變形、芯部凹陷和飛邊缺陷，在斷面頂部形成新月形“剪切唇”，這種現象產生的主要原因是剪切初始階段，套筒式剪切模擠壓并切入棒料表面，使得該處材料彎曲變形造成斷面傾斜，在壓-剪混合作用下形成擠壓剪切帶。在棒料表面銑削合理幾何參數的環形槽（試驗2），有效改善了高速剪切斷面質量，獲得了整體平整、圓度好、無明顯塌角的斷面，斷面圓度誤差er由11.2%顯著減少到4.7%，平面度誤差ef由1.08mm降低為0.58mm，最大彎曲變形eb由1.50mm降低為0.50mm。新工藝方法不僅有效抑制了斷料塑性變形程度，提高了斷面質量，還生成了帶倒角的斷料，使其更適合于后續的精密模鍛等近凈成形工序，防止尖銳邊緣損傷鍛造模具。

試驗3得到的斷面主要包括外緣激光影響區和主要剪斷區，與試驗2相比，在棒料表面預制合理幾何參數的激光環形槽，斷面圓度誤差er和最大彎曲變形eb略有改善，表明激光槽的應力集中效應更為顯著，能有效約束斷面周圍材料的塑性變形；斷面平面度誤差ef略微提高，主要原因是激光影響區的粗糙度高于主要剪斷區，而由于表層激光影響區可在零件精密鍛造后的倒角及表面處理工序中進行清除，因此不影響后續工序。

4"結"論

（1）環形槽幾何參數對理論應力集中系數kt的影響由大到小依次為槽根曲率半徑r、槽深h、張角2α。增加槽深h，kt逐漸增大；減小槽根曲率半徑r，kt顯著增大；降低張角2α，kt略微增加。銑削環形槽的合理幾何參數為1mm≤h≤2mm，0.2mm≤r≤0.3mm，2α=90°。激光旋切環形槽的合理幾何參數為1mm≤h≤2mm，r≤0.1mm，2α≤30°，槽寬w≤1mm。

（2）42CrMo棒料的剪切斷裂行為過程主要包括側面損傷起裂、頂部和底部損傷起裂和完全切斷分離3個階段。對于表面不帶環形槽的棒料，損傷起裂需要更大程度的塑性變形累積，剪切面相對豎直截面產生偏斜，切斷后的棒料存在壓塌及飛邊缺陷。在棒料表面引入具有合理幾何參數的銑削或激光旋切環形槽，使得塑性變形區和應力三軸度波動集中于槽根附近，形成了環形的損傷輪廓線并向芯部收縮匯聚完成切斷分離。采用有限元模擬的斷面形狀與試驗結果一致度較高，表明本文所建立的本構關系方程和開發的斷裂準則方程具有較高精度。

（3）新工藝方法有效約束了槽根附近材料的塑性變形，提高了高速剪切斷面質量，使得斷面圓度誤差由11.2%顯著減少到2.3%～4.7%，平面度誤差由1.08mm降低為0.58～0.65mm，最大彎曲變形由1.50mm降低為0.40～0.50mm，最大剪切載荷和斷裂能量也顯著降低。此外，相較于銑削環形槽，激光旋切獲得的尖角窄槽進一步降低了剪切載荷和斷裂能量。

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（編輯"李慧敏）