7N01鋁合金高速斜角切削過程中的切屑演化機理

于曉，王優(yōu)強，張平，宋愛利，徐創(chuàng)文

7N01鋁合金高速斜角切削過程中的切屑演化機理

于曉1，王優(yōu)強1，張平2，宋愛利3，徐創(chuàng)文3

（1.青島理工大學 機械與汽車工程學院，山東 青島 266525；2.山東科技大學 機械電子工程學院，山東 青島 266590；3.青島黃海學院 智能制造學院，山東 青島 266427）

研究高強鋁合金高速斜角切削參數(shù)對切屑形態(tài)及演化規(guī)律的影響，探究切屑形態(tài)轉變的內在機理，為延長刀具使用壽命、改進加工工藝提供理論依據(jù)?；谕ㄓ糜邢拊浖?N01鋁合金高速斜角切削三維數(shù)值模型，利用加工中心、三向測力儀進行切削試驗，通過金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡對切屑形貌進行表征，結合有限元仿真結果，探明切屑演化機理。在刃傾角為15°、切深為2 mm及進給量為0.9 mm/z的切削參數(shù)下，當切削速度低于900 m/min時，切屑寬度方向首先與刀刃接觸的一側有較為明顯的撕裂或出現(xiàn)邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，此時切削力波動劇烈，結合撕裂區(qū)微觀組織和有限元分析，發(fā)現(xiàn)該側應力和溫度水平明顯高于另一側，循環(huán)拉-壓塑性變形是導致切屑鋸齒狀毛邊的主導因素。當切削速度高于700 m/min時，材料的熱軟化效應增強，絕熱剪切帶來的熱塑性剪切失穩(wěn)占據(jù)主導作用，切屑邊緣鋸齒狀毛邊逐漸消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。斜角切削時，切屑形態(tài)會隨著切削速度的變化而發(fā)生轉變，切削加工中的熱-力耦合作用是切屑演化的主要原因，2種鋸齒狀切屑均會帶來切削力的波動，影響表面質量，在實際切削加工過程中要盡量避免。

7N01鋁合金；斜角切削；切屑形態(tài)；熱力耦合

7N01鋁合金具有質量輕、強度高、耐腐蝕性能和焊接性能優(yōu)良等優(yōu)點[1]，常作為薄壁高精度構件或復雜結構件，應用于大型建筑物、軌道列車及豪華汽車、航空航天領域等[2]。由于對零件精度要求較高，目前大多數(shù)薄壁零件都是由毛坯直接銑削加工而成。薄壁零件的加工效果對切削參數(shù)非常敏感，銑削加工過程帶來的切削力的波動會使主軸系統(tǒng)產(chǎn)生諧振，從而使薄壁零件產(chǎn)生變形，進而影響加工精度[3]，所以研究高速銑削過程中的材料去除機理及其切屑的演化規(guī)律對于指導零件加工尤其是提高精密薄壁件的加工精度具有非常重要的意義。鋁合金由于其較軟這一固有特性，在切削加工過程中容易出現(xiàn)粘刀、積屑瘤等現(xiàn)象，使刀具磨損嚴重，而斜角切削不僅可以有效控制切屑流向，提高刀刃的鋒利度，還能提高切削過程的平穩(wěn)性和加工質量，在鋁及鋁合金的切削加工中廣泛應用[4]。

切屑形態(tài)的研究有助于更好地解釋加工機理、控制刀具磨損和優(yōu)化切削參數(shù)，從而得到更好的加工效果[5]。由于斜角切削時刀具切削刃與切削速度不垂直，切屑沿前刀面流出時與切削刃法向偏移一個流屑角，故其變形區(qū)是三維的[6]，這就使斜角切削時的切屑受力情況更為復雜。為了研究切削過程中切屑的形態(tài)變化及所受熱力耦合作用，利用有限元軟件進行切削過程的仿真成為切削預試驗的主要方法，但是為了簡化有限元模型，大都將切削過程簡化為二維模型[7]，這種簡化方式與自由切削狀態(tài)下的正交切削具有良好的一致性，而實際的切削加工幾乎都是三維切削，嚴格的平面塑性流動狀態(tài)幾乎不存在[8]，所以二維數(shù)值模型在模擬真實的切削狀態(tài)時具有很大的局限性。在鋁合金高速銑削加工中，切屑的卷曲、斷屑、排屑等均對切削質量具有較大影響，例如鋸齒狀切屑會引起切削力的波動，影響已加工表面的完整性[9]。三維仿真模型不僅能模擬切削變形區(qū)沿各個方向的分布規(guī)律，還可以真實地表征切屑形態(tài)，對指導實際加工意義重大。目前，已有學者進行了三維切削模型的研究，主要集中在以下幾個方面：在刀具模型上，徐明剛等[10]建立了仿生織構PCD刀具切削的三維數(shù)值模型，探究了微織構刀具切削過程中的切削力和溫度，并進行了試驗驗證；在工件模型上，Wu等[11]、Giasin等[12]均建立了復合材料鉆削的三維仿真模型，分析了進給速度和主軸轉速對切削力和孔質量的影響；在刀具的運動方式上，張存鷹等[13]對縱扭復合超聲端面銑削進行運動學分析，并在其基礎上建立三維運動軌跡方程，對刀尖軌跡進行仿真，且研究了該運動方式下的加工特性。對切屑形態(tài)的模擬中，大部分研究還是集中在鋸齒狀切屑的二維仿真，例如殷繼花等[14]建立了航空鋁合金7075-T651高速銑削過程的二維有限元模型，并結合試驗探究了切削速度在2～16 m/s時鋸齒形切屑的形成機理。

文中針對斜角切削三維變形區(qū)的特點，利用通用有限元軟件，建立7N01鋁合金高速斜角切削三維有限元模型，重點研究斜角切削參數(shù)對加工過程中切屑卷曲、流屑方向、切屑形態(tài)的影響，并結合試驗，探究高速斜角切削加工中切屑形成的熱力耦合機制。

1 試驗

1.1 材料

試驗用材料為7N01-T6態(tài)鋁合金軋板，利用電火花線切割將板材切割成尺寸為30 mm×30 mm×30 mm的小塊，為了避免軋制帶來的力學性能各向異性和晶粒尺寸不同對后續(xù)試驗的影響[15-16]，對試樣塊的方向進行標記，選取垂直于軋向的橫向截面作為切削試驗的表面，材料的化學成分及物理性能見表1和表2。切削前對試樣塊進行去應力退火，以消除軋制殘余應力對切屑形態(tài)的影響[17-18]。

表1 7N01鋁合金化學成分

Tab.1 Chemical composition of 7N01 aluminum alloy wt.%

表2 7N01鋁合金的物理性能

Tab.2 Physical properties of 7N01 aluminum alloy

1.2 設備及方法

銑削試驗及切削力測量裝置如圖1所示，切削試驗在美速達MV-820立式加工中心上進行，采用刀盤直徑為80 mm的盤式面銑刀，所用刀片為硬質合金刀具CoroMill290，干切，每加工完一次更換新刀片，將工件切割成4 mm厚的薄片，保證切削加工時只有一側切削刃參與切削，切削刃與刀盤主軸呈一定的夾角以實現(xiàn)斜角切削。在進給方向放置紙板以收集切屑，并將產(chǎn)生的切屑放于無水酒精中保存，切削力由YD15-Ⅲ型測力儀收集并通過計算機進行數(shù)據(jù)處理，最終得到切削過程中三向切削力的變化。

圖1 銑削試驗及切削力測量裝置

2 有限元及刀屑接觸模型的建立

2.1 有限元模型建立及試驗方案

通過簡化銑削過程建立的三維斜角切削有限元模型如圖2所示。刀具和工件均由三維建模軟件建立，后導入到有限元分析軟件中，邊界條件如圖2所示，采用工件固定、刀具進給的加工方式，將工件底部邊節(jié)點、方向的自由度約束為零位移，左側邊的節(jié)點在方向的自由度約束為零位移，而刀具只有沿方向運動的自由度。工件尺寸為15 mm×2 mm× 4 mm，刀尖圓弧半徑為0.1 mm，后角0=6°。刀具前角0、切削深度p、刃傾角s由三維建模軟件進行更改，切削速度c由邊界條件確定。采用八結點熱耦合六面體單元，并對刀尖和切屑層網(wǎng)格進行細化。具體的單因素仿真試驗方案見表3。

圖2 三維斜角切削有限元模型

表3 單因素仿真試驗方案

Tab.3 Single factor simulation test scheme

數(shù)值模型選用Johnson-Cook模型來表征材料的本構關系[19-20]，具體表達式如下：

采用考慮應力三軸度、應變率和溫度的Johnson- Cook損傷失效模型[21-22]，其等效斷裂應變定義為：

表4 7N01鋁合金J-C模型材料參數(shù)[23-25]

Tab.4 Material parameters of J-C model for 7N01 aluminum alloy[23-25]

2.2 刀-屑接觸模型

式中：為刀屑接觸面的摩擦應力；μ為摩擦因數(shù)；為刀屑接觸面的正應力；LOA為刀屑接觸長度；b為冪指數(shù)；為極限剪切應力，等于初始塑性流動剪應力。

通過以上分析，刀具前后刀面與工件之間采用運動接觸法和有限滑移公式進行約束，使用Lagrange摩擦公式表征刀屑間的粘結-滑移摩擦行為，摩擦因數(shù)取0.4。

3 結果與分析

3.1 單因素切削參數(shù)下的切屑形態(tài)研究及有限元模型驗證

為了驗證有限元模型的正確性，參照表2中第11—15組試驗數(shù)據(jù)，對不同切削速度下的切削力進行了試驗驗證。切削力試驗值是通過收集每個切削周期的三向切削力數(shù)據(jù)，計算相鄰10個切削周期穩(wěn)定階段數(shù)值的平均值得到的，仿真值與試驗值對比結果如圖4所示。由圖4可知，三向切削力仿真值與試驗值具有較好的一致性，最大相對誤差分別為9.5%、10.4%和6.9%，并且切削力與速度的變化趨勢相吻合。

按照表2中的數(shù)據(jù)進行仿真，得到切屑形態(tài)如圖5所示。圖5a為在刀具前角為10°、切削速度為700 m/min、切削深度為0.5 mm下，不同刃傾角對切削形態(tài)的影響，由圖5可見，斜角切削過程中，切屑均向一側彎曲排屑，這對保護已加工表面是非常有利的。相較于小的刃傾角，刃傾角較大時，切屑更容易彎曲，隨著刃傾角增大，切屑的彎曲程度增大。

圖4 三向切削力仿真值與試驗值對比

在刃傾角為35°、切削速度為700 m/min、切削深度為0.5 mm條件下，不同刀具前角對切屑形態(tài)的影響見圖5b，可以看到，在7N01鋁合金切削過程中，隨著刀具前角的加大，刀具的切削條件得以改善，更容易將切屑從工件表面切除。另外，由于刀具更加“鋒利”，刀具在切削工件時能以較低的切削力切出切屑，減少刀具和工件的剪切阻力，減少生熱，有利于切屑帶走切削時的切削熱。在進行粗加工和處理切削硬度較高的材料時，一般會使用刀具前角較小的刀具，以改善刀具的受力情況，降低刀具崩刃的機率。

在刃傾角為35°、刀具前角為10°、切削深度為0.5 mm條件下，不同切削速度對切屑形態(tài)的影響見圖5c，在切削速度較低時，切屑的彎曲程度較小，切屑不容易發(fā)生卷曲，以長條狀的形態(tài)脫離工件，但出現(xiàn)了切屑的分條、撕裂現(xiàn)象。隨著速度逐漸增大，切屑在形成時逐漸發(fā)生卷曲，特別是在速度達到本次試驗設計的最大切削速度時，這種趨勢最為明顯。一般而言，切屑的卷曲形狀受應力的影響較大，這也意味著在7N01鋁合金的斜角切削過程中，隨著刀具切削速度的增大，切屑中的殘余應力也會隨之發(fā)生較大的變化。

在刃傾角為35°、刀具前角為10°、切削速度為700 m/min條件下，不同切削深度對切屑形態(tài)的影響見圖5d?？梢钥吹?，在切削深度較小時，切屑很容易從工件表面脫離，形成不規(guī)則形狀的崩碎切屑。隨著切削深度的增大，切屑逐漸變成連續(xù)條狀，當切深為0.5 mm時，形成較為規(guī)則的卷曲狀切屑。當切深繼續(xù)增加，切屑邊緣出現(xiàn)撕裂、分條等現(xiàn)象，究其原因是切屑層較厚，當其與前刀面切除并彎曲時，在切屑的邊緣形成了較大的應力集中，引起了切屑的撕裂。

通過以上有限元分析，值得注意的是，在較小的刃傾角、較低的切削速度、較深的切深及較小的刀具前角條件下，均有切屑的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象。從切屑撕裂的位置來看，此種切屑不同于鋸齒狀切屑，鋸齒狀切屑是由于第一變形區(qū)內的材料發(fā)生絕熱剪切而形成的熱塑性剪切失穩(wěn)，后沿切削方向堆積形成帶狀且一面帶有鋸齒的切屑，鋸齒出現(xiàn)在切削厚度方向的一側，在鋸齒狀切屑的微觀組織中能清晰地看到絕熱剪切帶。本仿真中切屑邊緣的鋸齒狀毛邊產(chǎn)生于切削寬度方向的一側，為了探究此種切屑的形成機理，進行了切削試驗，得到如圖6所示2種切屑形態(tài)和對應的切削力變化曲線。圖6a和b的加工參數(shù)為切削速度為300 m/min、切深為2 mm、進給量為0.9 mm/z，刀具為盤式面銑刀，刀盤直徑為63 mm，刃傾角為15°；圖6c和d的加工參數(shù)為切削速度為900 m/min，進給量為0.2 mm/z。由圖6a可知，在上述參數(shù)下，切屑一側邊緣整齊，而另一側出現(xiàn)了邊緣的撕裂和鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，這與有限元分析結果相吻合。此時切削力的變化曲線如圖6b所示，當切削刃接觸工件后，三向切削力波動較大，在約0.002 s后趨于平穩(wěn)，此時，進給方向的切削力F變化不大，F和F均呈減小趨勢。值得注意的是，三向切削力均出現(xiàn)了上下波動，方框內為所選區(qū)域的切削力數(shù)值的標準差。圖6c中切屑為邊緣整齊，整體呈C型卷曲，對應的切削力沒有出現(xiàn)較大的上下波動，整體變化較為平穩(wěn)。

圖5 單因素切削參數(shù)下的切屑形態(tài)

圖6 2種切屑形態(tài)及對應的切削力曲線

3.2 切屑形態(tài)隨切削速度的演化規(guī)律

為了探究切屑形態(tài)隨切削速度的變化規(guī)律，在圖6a的加工參數(shù)下，分別選取300、500、700、900、1100 m/min這5組銑削速度進行試驗，收集切屑后對其進行鑲樣、打磨、拋光、腐蝕后，于金相顯微鏡下觀察，得到如圖7所示的微觀組織。其中圖7a—c為切屑寬度方向的微觀組織，圖7d—f為切屑厚度方向的微觀組織。由圖7a—c可知，在較低的切削速度下，切屑寬度方向首先接觸前刀面的一側出現(xiàn)了規(guī)律的鋸齒狀毛邊，相鄰兩個鋸齒之間有一裂紋，裂紋尖端未發(fā)現(xiàn)絕熱剪切帶，從圖7b可以看到明顯的塑性變形痕跡，證明了此種切屑的形成機理與絕熱剪切鋸齒狀切屑不同，隨著切削速度的增加，裂紋的寬度逐漸減小，2條相鄰裂紋之間的距離增加，當切屑速度達到1100 m/min后，除邊緣輕微毛刺外無鋸齒狀毛邊出現(xiàn)。由圖7d—f發(fā)現(xiàn)，隨著切削速度的提高和切屑邊緣鋸齒狀毛邊的消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。在700～900 m/min的切削速度下，2種切屑形式均存在，并且有由切屑邊緣鋸齒狀毛邊轉化為絕熱剪切鋸齒狀切屑的趨勢，由此可見，邊緣的撕裂可能為絕熱剪切提供了裂紋源，并在某個速度下瞬間拓展，關于轉化的微觀機制有待進一步研究，切屑形態(tài)隨切削速度的變化如表5所示。

圖7 不同切削速度下切屑寬度方向（a、b、c）和厚度方向（d、e、f）的微觀組織

表5 不同切削速度下的切屑形態(tài)

Tab.5 Chip morphology at different cutting speeds

為了對切屑鋸齒化程度進行定量表征，采用鋸齒化程度參數(shù)c來衡量切屑邊緣鋸齒化毛邊和切屑厚度絕熱剪切鋸齒化的程度。其表達式為：

式中：h為鋸齒高度；H為切屑寬度（邊緣鋸齒化）或切屑厚度（絕熱剪切鋸齒化）。為了減小測量誤差，最終c值選擇5個形態(tài)完整的鋸齒所得數(shù)據(jù)的平均值。

對2種切屑的幾何參數(shù)進行測量，計算出鋸齒化程度隨切削速度的變化趨勢如圖8所示。由圖8可知，切屑寬度方向的毛邊鋸齒化程度隨著切削速度的升高而減弱，切屑厚度方向的絕熱剪切鋸齒化程度隨著切削速度的升高而加劇。究其原因在于，隨著切削速度的升高，切削熱增加，材料的熱軟化效應提高，塑性增加，故切屑邊緣由于塑性變形產(chǎn)生的裂紋減少；而切屑厚度方向由于熱量來不及散失而發(fā)生熱塑性剪切失穩(wěn)，當切削速度達到700 m/min時已形成較為明顯的絕熱剪切帶和鋸齒狀切屑。

圖8 2種鋸齒化程度隨切削速度的變化趨勢

圖9為切屑邊緣鋸齒狀撕裂的SEM照片及斷口形貌。由圖9b可以看到斷口表面呈纖維狀粗糙不平，表面顏色灰暗且無結晶顆粒，斷口表面有較多韌窩及少量的準解理臺階，結合金相顯示的塑性變形痕跡，說明切屑邊緣撕裂裂紋是由塑性變形導致的延性斷裂。

圖9 切屑邊緣鋸齒狀撕裂的SEM照片及斷口形貌

3.3 切削過程中切屑邊緣鋸齒狀撕裂的熱力耦合作用機制研究

為了探究切屑產(chǎn)生過程中的動態(tài)熱力學耦合機制，對上述切屑參數(shù)下的斜角切削過程進行了有限元模擬，得到如圖10所示的切屑形態(tài)及等效塑性應變（Equivalent Plastic Strain，PEEQ）分布規(guī)律。由圖10可見，螺旋狀切屑沿前刀面方向向切削表面的一側卷曲，切屑層首先接觸前刀面的一側出現(xiàn)了邊緣撕裂現(xiàn)象，而另一側則邊緣整齊，并且撕裂一側的PEEQ值整體大于整齊一側，這說明撕裂一側較整齊一側有較大的塑性變形累積，從而引起了局部的斷裂與脫落。

圖10 切屑邊緣撕裂的有限元模擬

選取切屑上撕裂一側的點和與其相對的邊緣整齊一側的點，得到仿真過程中、兩點的PEEQ值和單向塑性應變量（PE11）如圖11所示。整個切削過程中，點的累積等效塑性應變接近0.5，是點的近10倍，大的塑性應變量是導致局部撕裂的主要原因。圖11b中2條曲線分別是、兩點在切削過程中沿切削方向的塑性應變量的變化，由曲線可知，兩點的PE11值均在拉伸和壓縮之間循環(huán)，并且點的拉伸和壓縮變形遠大于點。仿真過程中切屑經(jīng)過了3次卷曲，而點亦經(jīng)過了3次拉-壓循環(huán)，這說明切屑卷曲過程中，由于熱力耦合作用，會引起整個切屑上的應力分布發(fā)生改變，進而使整個切屑處于非常復雜的應力場之中，而該應力場決定了切屑的形態(tài)及斷屑的位置。

圖11 a、b兩點塑性應變隨時間變化曲線

切削仿真過程中、兩點的溫度和等效應力變化曲線如圖12和13所示。由于斜角切削過程中，點首先與刀尖接觸，所以其應力首先升高到一較大值，約為840 MPa，而后迅速降低并保持穩(wěn)定。而點的應力整體變化趨勢與點相似，但是最大應力低于點，約為700 MPa。、兩點應力值的不同使其溫度變化具有相似的趨勢，兩點的溫度均在較短的時間內先后迅速升高并保持穩(wěn)定，點的溫度整體高于點，瞬時最高溫度達到了600 ℃以上，這與Tan等[27]的研究結果一致。較高的溫度使點材料的熱軟化效應更加明顯，同時加上較高的應力，在熱力耦合機制的作用下，斜角切削中首先接觸刀尖一側的塑性變形量大于另一側，大的塑性變形使材料發(fā)生疲勞斷裂，因此出現(xiàn)了切屑的一側撕裂、一側光滑的現(xiàn)象。

圖12 a、b兩點溫度隨時間變化曲線

圖13 a、b兩點應力隨時間變化曲線

圖14為3個時刻的應力和溫度云圖，由應力云圖可知，斜角切削過程中的最大應力出現(xiàn)在切削區(qū)首先接觸刀尖的一側（圖14應力云圖中所示的紅色區(qū)域），此處材料更多的是被擠壓去除并可能會伴隨著絕熱剪切；而另一側的應力值整體偏小，說明此處材料去除機理可能存在不同。由溫度云圖可知，切屑撕裂一側的溫度整體高于另一側，值得注意的是，隨著切削的進行，前刀面遠離刀尖的區(qū)域出現(xiàn)了一個溫度較高并成月牙狀的區(qū)域，該區(qū)域是前刀面磨損最嚴重的區(qū)域。

圖14 各時刻應力與溫度云圖

4 結論

1）鋸齒狀切屑在一定的切削參數(shù)下出現(xiàn)，并引起三向切削力的劇烈波動。單因素變化的斜角切削參數(shù)均對切屑形態(tài)有較大的影響，在較小的刃傾角、較低的切削速度、較深的切深及較小的刀具前角下，均有切屑的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，切屑邊緣的鋸齒狀毛邊產(chǎn)生于切削寬度方向的一側首先與刀尖接觸的位置。此種切屑形成的過程中，切削力在約0.002 s后趨于平穩(wěn)，此時，切削力F變化不大，F和F均呈減小趨勢，三向切削力均出現(xiàn)了劇烈波動。

2）2種鋸齒狀切屑隨切削速度的變化會相互轉化。當切削速度低于900 m/min時，在切屑寬度方向首先與刀刃接觸的一側有較為明顯的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，此時切削力波動劇烈。當切削速度高于700 m/min時，材料的熱軟化效應增強，絕熱剪切帶來的熱塑性剪切失穩(wěn)占據(jù)主導作用，切屑邊緣鋸齒狀毛邊逐漸消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。

3）熱力耦合帶來的塑性變形是鋸齒狀毛邊產(chǎn)生的主要原因。在切屑鋸齒狀毛邊處的微觀組織中未發(fā)現(xiàn)絕熱剪切帶，證明了此種切屑的形成機理與鋸齒狀切屑不同，但有明顯的塑性變形痕跡，結合有限元分析，得到了切屑寬度兩側的塑性變形量、應力、溫度的變化規(guī)律，切屑卷曲過程中帶來的循環(huán)拉-壓效應與熱效應相互耦合是導致切屑邊緣鋸齒狀撕裂的主要原因。

[1] LIN Hua-qiang, YE Ling-ying, SUN Lin, et al. Effect of Three-Step Homogenization on Microstructure and Pro-perties of 7N01 Aluminum Alloys[J]. Transactions of Non-ferrous Metals Society of China, 2018, 28(5): 829- 838.

[2] 毛鎮(zhèn)東, 闞盈, 姜云祿, 等. 異種鋁合金電阻點焊接頭全場殘余應力研究[J]. 機械工程學報, 2020, 56(16): 84- 90.

MAO Zhen-dong, KAN Ying, JIANG Yun-lu, et al. Overall Residual Stresses in the Resistance Spot Welding Joint of Dissimilar Aluminum Alloys[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2020, 56(16): 84-90.

[3] AKHAVAN N F, MEARS L. A Comprehensive Study on the Effects of Tool Wear on Surface Roughness, Dimen-sional Integrity and Residual Stress in Turning IN718 Hard-to-Machine Alloy[J]. Journal of Manufacturing Pro-cesses, 2017, 30: 268-280.

[4] WEI Yu, WANG X W. Computer Simulation and Experi-men-tal Study of Machining Deflection Due to Original Residual Stress of Aerospace Thin-Walled Parts[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Techno-logy, 2007, 33(3/4): 260-265.

[5] YANG Xia-wei, ZHU Jing-chuan, LAI Zhong-hong, et al. Finite Element Analysis of Quenching Temperature Field, Residual Stress and Distortion in A357 Aluminum Alloy Large Complicated Thin-Wall Workpieces[J]. Transac-tions of Nonferrous Metals Society of China, 2013, 23(6): 1751-1760.

[6] 李雪, 吳衛(wèi)國, 李芳. 基于坐標變換的斜角切削力學研究[J]. 應用力學學報, 2020, 37(1): 123-127.

LI Xue, WU Wei-guo, LI Fang. Oblique Cutting Forces Model Based on Coordinate Conversions[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2020, 37(1): 123-127.

[7] 孫會來, 李丹, 趙方方, 等. 基于ABAQUS的航空7075鋁合金切削二維仿真[J]. 天津工業(yè)大學學報, 2017, 36(1): 83-88.

SUN Hui-lai, LI Dan, ZHAO Fang-fang, et al. Two-Di-men-sional Simulation on Cutting Process of Aviation 7075 Aluminum Alloy Based on ABAQUS[J]. Journal of Tianjin Polytechnic University, 2017, 36(1): 83-88.

[8] 李德寶, 孟超, 何秀娟. 斜角切削過程的數(shù)值模擬[J]. 工具技術, 2005, 39(11): 34-36

LI De-bao, MENG Chao, HE Xiu-juan. Numerical Simu-lation of Oblique Cutting Process[J]. Tool Engineering, 2005, 39(11): 34-36

[9] 劉麗娟, 呂明, 武文革, 等. 高速銑削鈦合金Ti-6Al-4V切屑形態(tài)試驗研究[J]. 機械工程學報, 2015, 51(3): 196- 205.

LIU Li-juan, LYU Ming, WU Wen-ge, et al. Experimental Study on the Chip Morpholgy in High Speed Milling Ti- 6Al-4V Alloy[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(3): 196-205.

[10] 徐明剛, 張振, 馬小林, 等. 基于DEFORM-3D的微織構刀具切削性能仿真分析[J]. 組合機床與自動化加工技術, 2016(3): 44-47.

XU Ming-gang, ZHANG Zhen, MA Xiao-lin, et al. Simu-lation Analysis of Micro Texture Tool Cutting Nature Based on DEFORM-3D[J]. Modular Machine Tool & Automatic Manufacturing Technique, 2016(3): 44-47.

[11] WU Ming-yang, GAO Yong-bin, CHENG Yao-nan, et al. Carbon Fiber Composite Materials Finite Element Simu-lation Analysis of Cutting Force[J]. Procedia CIRP, 2016, 56: 109-114.

[12] GIASIN K, AYVAR-SOBERANIS S, FRENCH T, et al. 3D Finite Element Modelling of Cutting Forces in Drilling Fibre Metal Laminates and Experimental Hole Quality Analysis[J]. Applied Composite Materials, 2017, 24(1): 113-137.

[13] 張存鷹, 趙波, 王曉博. 縱扭復合超聲端面銑削表面微結構建模與試驗研究[J]. 表面技術, 2019, 48(10): 52- 63.

ZHANG Cun-ying, ZHAO Bo, WANG Xiao-bo. Modeling and Experiment of Surface Microstructure by Longitu-dinal-Torsional Compound Ultrasonic End Milling[J]. Surface Technology, 2019, 48(10): 52-63.

[14] 殷繼花, 林有希, 孟鑫鑫, 等. 航空鋁合金7075-T651高速銑削鋸齒形切屑的形成機理研究[J]. 表面技術, 2019, 48(5): 275-285.

YIN Ji-hua, LIN You-xi, MENG Xin-xin, et al. Formation Mechanism of Sawtooth Chip in High Speed Milling of Aeronautical Aluminum Alloy 7075-T651[J]. Surface Te-ch-nology, 2019, 48(5): 275-285.

[15] 王民, 劉宇男, 孫國智, 等. 初始殘余應力和切削殘余應力對薄壁件加工變形的影響[J]. 北京工業(yè)大學學報, 2017, 43(8): 1141-1147.

WANG Min, LIU Yu-nan, SUN Guo-zhi, et al. Influence of Initial Residual Stress and Cutting Stress on Machining Deformation of Thin-Walled Parts[J]. Journal of Beijing University of Technology, 2017, 43(8): 1141-1147.

[16] 王明海, 王朋, 鄭耀輝, 等. 初始殘余應力對薄壁回轉件加工變形的影響[J]. 組合機床與自動化加工技術, 2018(6): 8-11.

WANG Ming-hai, WANG Peng, ZHENG Yao-hui, et al. Effect of Initial Residual Stress on Machining Defor-mation of Thin-Walled Rotor Parts[J]. Modular Machine Tool & Automatic Manufacturing Technique, 2018(6): 8-11.

[17] 秦國華, 林鋒, 葉海潮, 等. 基于殘余應力釋放的航空結構件加工變形模型與結構優(yōu)化方法[J]. 工程力學, 2018, 35(9): 214-222.

QIN Guo-hua, LIN Feng, YE Hai-chao, et al. Machining Deformation Model and Structural Optimization of Aero-nautical Monolithic Components Based on Relaxation of Initial Residual Stress[J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(9): 214-222.

[18] GRECHNIKOV F V, ERISOV Y A, SURUDIN S V, et al. Investigation into the Formation of Texture, Microstruc-ture, and Anisotropy of Properties during Rolling Sheets of the Aluminum-Lithium 1420 Alloy[J]. Russian Journal of Non-Ferrous Metals, 2018, 59(1): 56-61.

[19] 劉戰(zhàn)強, 吳繼華, 史振宇, 等. 金屬切削變形本構方程的研究[J]. 工具技術, 2008, 42(3): 3-9.

LIU Zhan-qiang, WU Ji-hua, SHI Zhen-yu, et al. State-of- the-Art of Constitutive Equations in Metal Cutting Ope-rations[J]. Tool Engineering, 2008, 42(3): 3-9.

[20] ZHANG Yan-cheng, OUTEIRO J C, MABROUKI T. On the Selection of Johnson-Cook Constitutive Model Para-me-ters for Ti-6Al-4 V Using Three Types of Numerical Models of Orthogonal Cutting[J]. Procedia CIRP, 2015, 31: 112-117.

[21] HAMPTON R W, NELSON D. Stable Crack Growth and Instability Prediction in Thin Plates and Cylinders[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2003, 70(3/4): 469-491.

[22] JENAB A, KARIMI TAHERI A. Evaluation of Low Strain Rate Constitutive Equation of 7075 Aluminium Alloy at High Temperature[J]. Materials Science and Technology, 2011, 27(6): 1067-1072.

[23] 劉文輝, 張平, 楊迅雷, 等. 基于反求法的7055鋁合金Johnson-Cook本構模型研究[J]. 兵器材料科學與工程, 2015, 38(4): 5-9.

LIU Wen-hui, ZHANG Ping, YANG Xun-lei, et al. John-son-Cook Constitutive Model for 7055 Aluminum Alloy Based on Reverse Method[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 2015, 38(4): 5-9.

[24] 劉文輝, 周凡, 邱群, 等. 7N01鋁合金動態(tài)力學性能及其本構關系研究[J]. 熱加工工藝, 2016, 45(6): 44-47.

LIU Wen-hui, ZHOU Fan, QIU Qun, et al. Research on Dynamic Mechanical Properties and Constitutive Equa-tions of 7N01 Aluminum Alloy[J]. Hot Working Techno-logy, 2016, 45(6): 44-47.

[25] BROCK L M, GEORGIADIS H G. Multiple-Zone Sliding Contact with Friction on an Anisotropic Thermoelastic Half-Space[J]. International Journal of Solids and Struc-tures, 2007, 44(9): 2820-2836.

[26] DUAN Chun-zheng, ZHANG Liang-chi. A Reliable Me-thod for Predicting Serrated Chip Formation in High- Speed Cutting: Analysis and Experimental Verification[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 64(9/10/11/12): 1587-1597.

[27] TAN Liang, YAO Chang-feng, ZUO Wei, et al. Simula-tion on Cutting Temperature during High-Speed Milling Alu-minum Alloy 7055[J]. Applied Mechanics and Mate-rials, 2013, 328: 486-490.

Chip Evolution Mechanism in High Speed Oblique Cutting of 7N01 Aluminium Alloy

1,1,2,3,3

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266525, China; 2. School of Mechanical and Electronic Engineering, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China; 3. School of Intelligent Manufacturing, Qingdao Huanghai University, Qingdao 266427, China)

The work aims to study the effects of high-speed oblique cutting parameters on chip morphology and evolution law of high-strength aluminum alloy, and explore the internal mechanism of chip morphology transformation, so as to provide theoretical basis for extending tool life and improving processing technology. In this paper, a three-dimensional numerical model of 7N01 aluminum alloy high-speed oblique cutting was established based on the general finite element software. The cutting experiments were carried out with machining center and three-dimensional dynamometer. The chip morphology was characterized by metallographic microscope and scanning electron microscope. Combined with the finite element simulation results, the chip evolution mechanism was explored. The results showed that, under the condition of 15° blade inclination, 2 mm cutting depth and 0.9 mm/z feed, when cutting speed was lower than 900 m/min, there was obvious tearing or serrated edge phenomenon on the side contacting with the tip first in the width direction of chip. At this time, the cutting force wave was violent. Combined with the microstructure and finite element analysis, it was found that the stress and temperature level of this side was significantly higher than that of the other side, and the cyclic tension compression plastic deformation was the main factor leading to chip serrated burr. When the cutting speed was higher than 700 m/min, the thermal softening effect was enhanced, and the thermoplastic shear instability caused by adiabatic shear played a leading role. The serrated edge gradually disappeared, and an obvious adiabatic shear band appeared along the chip thickness direction, that was, serrated chips were formed, and the degree of serration increased with the increase of cutting speed. In oblique cutting, chip shape will change with the change of cutting speed. The thermal mechanical coupling is the main reason for chip evolution. The two kinds of serrated chips will bring the fluctuation of cutting force and affect the surface quality, which should be avoided as far as possible in the actual cutting process.

7N01 aluminum alloy; oblique cutting; chip shape; thermal-mechanical coupling

2021-03-11；

2021-08-19

YU Xiao (1991—), Male, Doctoral candidate, Research focus: machining and surface strengthening of metal materials.

王優(yōu)強（1970—），男，博士，教授，主要研究方向為金屬材料摩擦副的表面改性與磨蝕機理。

WANG You-qiang (1970—), Male, Doctor, Professor, Research focus: surface modification and abrasion mechanism of metal friction pairs.

于曉, 王優(yōu)強, 張平, 等. 7N01鋁合金高速斜角切削過程中的切屑演化機理[J]. 表面技術, 2022, 51(3): 167-177.

TG147

A

1001-3660(2022)03-0167-11

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.03.017

2021-03-11；

2021-08-19

國家自然科學基金（51575289）；山東省自然科學基金（ZR2019PEE028）；山東省重點研發(fā)計劃（2019GHY112068）

Fund：The National Natural Science Foundation of China (51575289); the Natural Science Foundation of Shandong Province (ZR2019PEE028); the Key Research and Development Project of Shandong Province (2019GHY112068)

于曉（1991—），男，博士研究生，主要研究方向為金屬材料切削加工及表面強化。

YU Xiao, WANG You-qiang, ZHANG Ping, et al. Chip Evolution Mechanism in High Speed Oblique Cutting of 7N01 Aluminium Alloy[J]. Surface Technology, 2022, 51(3): 167-177.