金属切削加工中刀—屑紧密型接触长度的研究
1 引言刀—屑 接 触长度是金属切削加工中影响切削过程的一个重要因素，它直接反映切削过程的摩擦状态从而影响切削力、切削温度、刀具磨损、切屑形成和已加工表面质量。根据国内外学者的大量研究，前刀面的刀—屑接触区可分为紧密型接触区和峰点型接触区：紧密型接触区长度由刀—屑塑性区决定；而峰点型接触区则反映切屑刚性流出时切屑与前刀面的摩擦状态。由于目前刀—屑接触长度的确定大都采用实验测定法，因此对紧密型接触和峰点型接触的界定及二者之间的相互关系还有许多未解决的间题，对刀—屑接触长度的计算及其与切削参数之间的关系尚需进行深人的理论研究。刘向东、周泽华所著《金属切削刀—屑紧密型和峰点型接触区长度的研究》曾对刀—屑紧密型、峰点型接触区长度作过系统研究，并推导出刀—屑紧密型、峰点型接触长度的理论计算公式，但公式中紧密型接触区内切屑底层金属的剪切强度tint无法从理论上求得，亦无法测量，所得公式只能与实验结果作定性比较与分析。因此，该公式虽具有理论意义，但不能用于刀—屑紧密型、峰点型接触长度的实际计算。由于在实际切削过程中峰点型接触区的摩擦力相对于紧密型接触区摩擦力可忽略不计，因此对紧密型接触区摩擦力的研究更为重要。为此，本文将工件材料视为理想刚塑性体，采用李—谢弗单一剪切面模型从理论上推导了刀—屑紧密型接触长度的计算公式，证明刀—屑紧密型接触长度是切削*、第二变形区综合作用的结果，并通过试验分析了公式的合理性与适用范围。
图1 李—谢弗滑移线场模型
图2 李—谢弗滑移钱场模型应力圆
2 刀—屑紧密型接触长度的计算公式图1所示为李—谢弗滑移线场模型。李—谢弗模型假设切削过程中的滑移发生在剪切平面。上，且oa面上的剪应力t。达到屈服点;ab为整个塑性变形区的一个假想边界，假设在ab面以上材料正形成切屑并作刚性的向上运动（排屑运动），因此ab为自由边界、其上为零载荷；oa和ab是塑性区与刚性区的分界oab是一个*塑性区，且构成一个均匀场。 图2所示为李—谢弗滑移线场模型应力圆。ab面上的法向应力和剪应力均为零，位于坐标原点。在应力圆上，ao是由ab出发沿圆周顺时针方向旋转90'而得；由ab逆时针旋转90°可得到bc，再由bc逆时针旋转2h角即得到前刀面bo。 在切削过程中，切削层由于受刀具前刀面的推挤而变形成为切屑，然后沿前刀面流出。因此刀一屑接触面上的摩擦包含两部分:①刚性的刀具与正在塑性变形的切削层材料之间的摩擦，这种摩擦为紧密型接触摩擦;②当切削层材料转变为切屑的过程结束并以刚体运动方式沿前刀面流出时前刀面与切屑之间的摩擦，此时刀—屑之间的接触为峰点型接触。因此由图1所示李—谢弗滑移线场模型可知，ob即为刀屑紧密型接触长度ln。 根据图1、图2所示几何关系可推导出 ln= aesin（f+b-g0
sinfcosb
化简得 ln=ae[l（?-tang0）+1/cosg0] （1）
式中：ae——切削厚度 f——剪切角 b——前刀面平均摩擦角 g0——刀具前角 l——变形系数，l=[cos（f-g0）]/sinf ?——前刀面平均摩擦系数，?=tanf 由于变形系数l主要反映切削*变形区的吻切变形大小，前刀面平均摩擦系数?则综合反映前刀面与切屑之间的相互作用（即第二变形区的情况），因此由式（1）可知：刀—屑紧密型接触长度是切削过程中*、第二变形区综合作用的结果。3 切削试验与分析通过切削试验对切削参数（如切削速度、切削厚度、刀具前角等）与刀—屑紧密型接触长度之间的关系进行了研究，并分析了切削参数对刀—屑紧密型接触长度的影响。 切削速度对刀—屑紧密型接触长度的影响 切削厚度对刀—屑紧密型接触长度的影响 刀具前角对刀—屑紧密型接触长度的影响 切削试验条件：高速钢刀具，g0=5°；a0=8°；ae=o.1mm；aw=2.5mm；试件材料为10号钢；直角自由切削。 通过切削试验和计算，分别得到图3所示切削速度。与刀—屑紧密型接触长度ln的两条关系曲线（计算结果与实测结果）。比较两条曲线可知，当切削速度v>68m/min时，计算结果与实测结果吻合得很好，二者趋于一致;当v<68m/min时，实测结果大于计算结果；当v=35m/min时二者相差zui大（达24%）。造成这种差别的主要原因是李—谢弗滑移线场模型假设工件材料为理想刚塑性体，忽略了切削过程中被切削材料的加工硬化。而在实际切削过程中，一方面应变会引起工件材料的加工硬化，另一方面切削时产生大量的切削热又使工件材料软化，二者的作用相互削弱。当v>68m/min时、切削时产生的切削热使工件材料软化，被切材料的加工硬化效应可忽略不计此时被切材料可视为理想刚塑性体，因此计算结果与实测结果吻合较好。由图4所示切削速度。与摩擦角b的关系曲线可知，当v>68m/min时，摩擦角b趋于一定值。当v<68m/min时，加工硬化效应占主导地位，此时材料不能视为理想刚塑性体，因此实测的刀—屑紧密型接触长度值大于计算值。对图4作进一步分析可知，当v=35m/min时，摩擦角bzui大，表明此时加工硬化效应zui为显著，因此刀—屑紧密型接触长度ln具有zui大值，其计算值与实测值相差也zui大。
图3 切削速度v与刀—屑紧密型接触长度ln的关系曲线
图4 切削速度v与摩擦角b的关系曲线
图5 切削厚度ae与刀—屑紧密型接触长度ln的关系曲线
图6 刀具前角g0与刀—屑紧密型接触长度ln的关系曲线
切削试验条件：高速钢刀具，g0=5°，a0=8°；v=8.64m/min，aw=2.5mm；试件材料为10号钢;直角自由切削。 通过切削试验和计算，分别得到图5所示切削厚度ae与刀—屑紧密型接触长度ln的两条关系曲线（计算结果与实侧结果）。比较两条曲线可知，当切削厚度ae<0.2mm时，两条曲线基本吻合；随着切削厚度增大，二者的差别也不断增大，且实测结果大于计算结果。其原因主要为：①在计算刀屑紧密型接触长度时，假定被切材料为理想刚塑性体，而如前所述，此时加工硬化效应占主导地位，材料不能视为理想刚塑性体；②切屑的横向变形随切削厚度的增大而增大，当ae>0.2mm时，切屑横向变形不能忽略，因此不符合李—谢弗切削滑移线场模型平面应变条件的假设条件。 切削试验条件：高速钢刀具，a0=8°；ae=0.1mm，aw=2.5mm，v=110.58m/min；试验材料为10号钢;直角自由切削。 通过切削试验和计算，分别得到图6所示刀具前角g0与刀—屑紧密型接触长度ln的两条关系曲线（计算结果与实测结果）。由图6可知，两条曲线的变化趋势一致。 根据上述切削试验综合分析结果可知，在一定切削条件下，以李—谢弗切削滑移线场模型为基础推导出的公式（1）的计算值与实测值基本吻合，作为一种近似处理方法，利用式（1）计算刀—屑紧密型接触长度具有实际意义。 4 结论 本文运用李—谢弗切削滑移线场模型推导出刀—屑紧密型接触长度计算公式为。该式表明刀一屑紧密型接触长度是切削过程中*、第三变形区综合作用的结果。 在一定切削条件下，当被切削材料的加工硬化效应可被忽略时，式（1）计算出的刀—屑紧密型接触长度ln值与实测值相吻合。 切削试验证明，李—谢弗切削滑移线场模型只是在一定切削条件下的近似方法，但仍具有理论指导和实际应用意义。
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式中：ae——切削厚度 f——剪切角 b——前刀面平均摩擦角 g0——刀具前角 l——变形系数，l=[cos（f-g0）]/sinf ?——前刀面平均摩擦系数，?=tanf 由于变形系数l主要反映切削*变形区的吻切变形大小，前刀面平均摩擦系数?则综合反映前刀面与切屑之间的相互作用（即第二变形区的情况），因此由式（1）可知：刀—屑紧密型接触长度是切削过程中*、第二变形区综合作用的结果。3 切削试验与分析通过切削试验对切削参数（如切削速度、切削厚度、刀具前角等）与刀—屑紧密型接触长度之间的关系进行了研究，并分析了切削参数对刀—屑紧密型接触长度的影响。 切削速度对刀—屑紧密型接触长度的影响 切削厚度对刀—屑紧密型接触长度的影响 刀具前角对刀—屑紧密型接触长度的影响 切削试验条件：高速钢刀具，g0=5°；a0=8°；ae=o.1mm；aw=2.5mm；试件材料为10号钢；直角自由切削。 通过切削试验和计算，分别得到图3所示切削速度。与刀—屑紧密型接触长度ln的两条关系曲线（计算结果与实测结果）。比较两条曲线可知，当切削速度v>68m/min时，计算结果与实测结果吻合得很好，二者趋于一致;当v<68m/min时，实测结果大于计算结果；当v=35m/min时二者相差zui大（达24%）。造成这种差别的主要原因是李—谢弗滑移线场模型假设工件材料为理想刚塑性体，忽略了切削过程中被切削材料的加工硬化。而在实际切削过程中，一方面应变会引起工件材料的加工硬化，另一方面切削时产生大量的切削热又使工件材料软化，二者的作用相互削弱。当v>68m/min时、切削时产生的切削热使工件材料软化，被切材料的加工硬化效应可忽略不计此时被切材料可视为理想刚塑性体，因此计算结果与实测结果吻合较好。由图4所示切削速度。与摩擦角b的关系曲线可知，当v>68m/min时，摩擦角b趋于一定值。当v<68m/min时，加工硬化效应占主导地位，此时材料不能视为理想刚塑性体，因此实测的刀—屑紧密型接触长度值大于计算值。对图4作进一步分析可知，当v=35m/min时，摩擦角bzui大，表明此时加工硬化效应zui为显著，因此刀—屑紧密型接触长度ln具有zui大值，其计算值与实测值相差也zui大。
图3 切削速度v与刀—屑紧密型接触长度ln的关系曲线
图4 切削速度v与摩擦角b的关系曲线
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