海洋平台型材高速切削切屑演化规律研究_杨斌.pdf

第49卷第3期海洋工程DOI：10.3969/j.issn.1001-2206.2023.03.003海洋平台型材高速切削切屑演化规律研究杨斌，马连山，耿凯，代福强中国石油集团海洋工程（青岛）有限公司，山东青岛 266520摘要：高速切削加工具有高效率、低耗能、高精度等优点，广泛应用于难加工材料的切割与制造中。随着切削速度的提高，切屑会由连续状转变为锯齿状及不连续分段状。不连续分段状切屑的形成伴随着切削力的极大波动，导致加工精度和加工质量的下降，因此研究不连续分段状切屑的形成机理对高速切削有着重要的意义。选取海洋平台316 L钢型材为研究对象，建立其切削有限元模型，分析了切削条件对切屑形貌、切削力、切削温度及形成不连续分段状切屑临界切削速度的影响，揭示了不连续分段状切屑的形成机理。结果表明，不连续分段状切屑是周期性绝热带演化、裂纹萌生及扩展的结果，剪切带在主剪切区发育使裂纹在刀尖成核，并沿剪切带由刀尖向切屑自由表面扩展。另外，形成不连续分段状切屑的临界切削速度随切削厚度的增大而降低，随刀具倾角提高而上升，因此在实际加工过程中需优化上述参数以保证加工质量。关键词：高速切削；316L钢；不连续分段状切屑；临界切削速度Research on evolution law of chips by high-speed cutting for offshore platformprofileYANG Bin,MA Lianshan,GENG Kai,DAI FuqiangCNPC Offshore Engineering Company(Qingdao),Qingdao 266520,ChinaAbstract：High-speed cutting is widely used in the cutting and manufacturing of difficult-to-machine materials due to its advantagesof high efficiency,low energy consumption,and high precision.As cutting speed increases,the chip shape changes from beingcontinuous to being serrated and discontinuously segmented.The formation of discontinuously segmented chips is always accompaniedby a great fluctuation of cutting force,which leads to a decline in machining accuracy and machining quality.Therefore,it is of greatsignificance to study the formation mechanism of discontinuously segmented chips in high-speed cutting.In this work,the offshoreplatform 316L steel profile is studied,and its finite element model of cutting is established.The influence of cutting conditions on thechip shape,cutting force,cutting temperature,and critical cutting speed for forming discontinuously segmented chips is analyzed,so asto reveal the formation mechanism of discontinuously segmented chips.The results show that the discontinuously segmented chip iscaused by periodic subtropical evolution,as well as crack initiation and propagation.The development of the shear zone in the mainshear zone makes the crack nucleate at the tool tip and propagate along the shear zone from the tool tip to the free surface of the chip.Inaddition,the critical cutting speed for forming discontinuously segmented chips decreases with the increase in cutting thickness andincreases with the increase in tool inclination.Therefore,in the actual machining,the above parameters need to be optimized to ensurethe machining quality.Keywords：high-speed cutting;316L steel;discontinuously segmented chip;critical cutting speed随着海洋油气开发向深海进军，海洋平台服役水深由浅水向深水转变，平台建设质量要求不断提升。海洋平台建设离不开钢质型材的切割、预制和焊接拼装。海洋平台通常由小组立、中组立等部件拼接组成，而部件又源于板材和型材的加工制造1。板材、型材的切割精度是保障中组立、小组立制造的关键因素，关系着后续的装配、焊接工作，直接影响着海洋平台的建造精度与进度。目前型材加工方法主要分为两类，一是人工切割，二是引进国外型材切割生产线。人工切割劳动强度大、生产效率低、切割精度低。进口型材切割生产线维护成本高，无法满足国内海洋工程快速发展需求，且国外设备的适用性有待提高2-3。然而，国产型材切割生产线关键技术尚处在摸索阶段，因此研究能够满足平台型材切割工艺要求、适用范围广、加工精度高的高效型材切割技术迫在眉睫。耐腐蚀性好的316L不锈钢塑性大、导热能力差、易出现加工硬化等问题，加工过程中存在着刀具切削力大、加工温度过高、易粘刀和不易断172023年6月海洋工程屑等问题，加工性能较差3。高速切削作为近些年兴起的切割技术，在各个领域得到广泛应用。高速切削具有诸多优势，如切削过程平稳无冲击、切削效率和精度高、适用性广等4。随着切削速度的提高，加工过程产生的热量使工件的温度升高，对切削层起到一个软化的作用，减小材料在剪切区发生塑性变形时的应力，从而提高加工性能。切削实质是切削层材料在刀具的推挤作用下发生剪切滑移形成切屑，锯齿形切屑是高速切削有别于传统切削加工的显著特征。但随着切削速度的增大，切屑从连续状向锯齿状乃至不连续分段状转变5。不连续分段状切屑的形成会导致整个切削系统发生振荡，不仅会缩短刀具的使用寿命，同时也会降低工件的加工精度。因此研究不连续分段状切屑的形成机理对加工工艺优化及提高工件加工精度有着重要的意义6-7。目前，锯齿形切屑的形成机理主要有两种：一种为绝热剪切理论，热-力不稳定即热塑性失稳所导致的绝热剪切带变形是锯齿形切屑形成的根本原因8；另一种为周期性断裂理论，即认为锯齿形切屑的形成是由工件自由表面开始产生裂纹进而逐渐延伸至刀刃而形成9。Lorentzon等10分析718合金高速切削实验结果发现，锯齿形切屑的形成过程中伴随着明显的材料热软化行为和材料断裂行为。Wan等11发现，Ti-6Al-4V高速切削时会周期性出现绝热剪切变形带，而绝热剪切带演变也是锯齿状切屑形成的重要原因。Murr等12通过金相技术发现，在切削加工中316L钢锯齿状切屑的形成是由切屑内部的局部剪切塑性变形和切屑自由表面的裂纹萌生主导的。有限元技术的发展为金属切削加工尤其是金属及复合材料的加工机理研究、切削参数优化等提供了无可替代的便利。Guo 等13采用 Johnson-Cook（J-C）塑性损伤模型模拟高速切削 AISI4340中不连续分段状切屑的形成条件。Liu等5通过有限元方法来研究镍基高温合金GH4169锯齿状切屑的形成过程与机理。Gu等14通过物质点法模拟高速切削过程发现，不连续分段状切屑的形成源于切屑自由表面的裂纹。但总体而言，关于高速切削不连续分段状切屑的研究相对较少，对不连续分段状切屑的形成机理、控制因素尚未达成统一认识。不连续分段状切屑通常形成于较高的切削速度下，很难通过实验捕捉到形成过程中的现象和规律，如剪切带的形成与演化、裂纹的萌生与扩展等。因此，本文利用 ABAQUS 模拟海洋平台316L钢型材高速切削过程，模拟切屑由连续状过渡为锯齿状再到不连续分段状的形成过程，获取不连续分段状切屑形成过程中剪切带的演化规律、裂纹的萌生和扩展过程及切削工况的影响规律，为进一步揭示高速切削不连续分段状切屑形成机理和高速切削工艺参数优化提供参考。1型材切削有限元模型1.1切削本构方程目前有限元软件分析中，针对金属材料切削所使用的本构方程有以下两种：Johnson-Cook（J-C）以及Zerilli-Armstrong本构方程15-16。本文选用J-C本构方程描述 316L钢在切削过程中的塑性行为，该模型能够很好反应切削过程中材料的热软化、应变硬化和应变率硬化耦合。J-C本构方程具体形式为：-=()A+B(pl)n|1+Cln(-?pl?0)|1-(T-TrTm-Tr)m（1）式中，-为流动应力，pl为等效塑性应变，-?pl为等效塑性应变率，?0为参考应变率，T 为材料温度，Tm为金属熔化温度，Tr为参考温度。A、B、n、C和m分别为初始屈服强度、硬化模量、加工硬化指数、应变率强化系数和软化系数。本文采用基于累积损伤定律的断裂模型来实现切屑与工件的剖离。当累积等效塑性应变达到临界失效应变，即失效参数D=1时，单元失效并在下一步计算中删除，失效参数D的表达式为17：D=f（2）式中：为等效塑性应变增量；f为失效应变，其具体形式由J-C损伤模型给出，见式（3）。f=D1+D2exp()D3?|1+D4ln|?pl?0|1+D5|T-TrTm-Trm（3）18第49卷第3期海洋工程式中：应力三轴度?为静水压力P与Von Mises等效应力的比值，?pl?0为无量纲塑性应变率，D1为初始失效应变，D2为指数因子，D3为应力三轴度系数，D4为应变率系数，D5为温度系数。316L钢的本构参数与损伤参数分别见表1、表218。表1316L钢本构参数?0/s-10.001Tr/oC20Tm/oC1 530A/MPa514B/MPa514C0.042n0.508m0.533表2316L钢损伤参数D10.1D20.76D31.57D40.005D5-0.841.2有限元模型型材高速切削模型主要由工件和刀具两个部分组成，工件分为切屑层（切削过程中形成切屑）、分离层（赋予损伤属性，实现切屑与工件的分离）和工件基体。刀具尺寸固定，刀具宽0.4 mm、高 0.6 mm，刀具的圆角半径为 0.005 mm，刀具后角为-7。切屑层厚度为 0.15 mm，前切屑面与水平面夹角设置为45，分离层厚度为0.005 mm，工件总高度为0.75 mm，工件宽度设置为2 mm，远大于切削厚度。工件和刀具之间创建相互作用属性，切向设置为“罚”接触，摩擦系数为0.3；法向行为设置为“硬”接触；工件与刀具之间的热传导系数为10 000。被切削材料与刀具之间的接触采用库伦摩擦定律，摩擦系数设置为0.3。金属切削模拟中需要对工件材料边界节点施加约束来达到切削过程中不随刀具前进而移动的目的，对工件材料底部和左右两侧施加固定约束限制工件的位移，如图1所示。刀具设为解析刚体，切削过程中刀具将沿着x轴负方向移动。刀具和工件的初始温度均设置为300 K。2 mm0.1 mm0.6 mm工件基体切屑层分离层完全固定刀具yx图1型材切削有限元模型2切削结果分析与讨论2.1切削速度对切屑形貌的影响图 2给出了切削速度为 1 m/s、4 m/s和 20 m/s情况下的切屑等效塑性应变和温度分布。在较低的切削速度下，切屑为连续状，第一变形区（主剪切区）并不是很明显。在低速切削条件下，高温区大都集中于第二变形区（次剪切区）。在第一变形区内热量只集中于与刀尖接触的部分，并没有绝热剪切带的形成。在切削过程中，切屑层材料在第一变形区和第二变形区受到挤压，随后与工件材料分离形成连续状切屑。切削时的热量主要源于切屑层材料与刀具的摩擦生热及工件材料的塑性流动变形。在靠近刀尖的区域温度最高，沿着整个切屑厚度方向，可以观察到明显的温度梯度。在刀-切屑接触面上温度相对较高，并在切屑厚度方向上逐渐递减。随着切削速度的增大，切屑从连续状逐渐过渡到锯齿状，如图 2（b）所示。在第一变形区，沿着x轴负方向夹角接近45的方向，剪切塑性流动导致绝热剪切带的形成。工件受到刀具的挤压和推动，剪切带从靠近刀尖的区域形成，随着刀具推进快速向切屑自由表面扩散，最终导致锯齿状切屑的形成。更为重要的是，在切削速度4 m/s时，整个切屑厚度上的温度较之连续状切屑更高，第一变形区内的温度明显高于周围的切屑层材料，这是因为速度提高后，第一变形区内材料剪切塑性流动产生的热量无法快速扩散出去。温度的升高又导致了材料局部软化，从而形成绝热剪切带，进而形成锯齿状切屑。当速度提高到20 m/s时，切屑由连续的锯齿状完全转变为不连续分段状切屑，相邻切屑段沿着剪切带彼此分离，裂纹贯穿整个切屑厚度。不连续分段状切屑的形成是剪切带与裂纹的萌生扩展共同作用的结果。可以观察到，在主剪切区及刀-屑接触面上温度较高，但在单个切削段中，切屑温度接近初始温度，这说明在如此高的切削速度下，由塑性变形及摩擦产生的热量来不及向工件扩散，就已经被分离的切屑带走。相邻切屑段的断裂也降低了热量的积聚，从而阻碍了温度上升。杨斌等：海洋平台型材高速切削切屑演化规律研究192023年6月海洋工程图2不同速度下连续状切屑的等效应变与温度分布等效应变等效应变等效应变温度/K温度/K温度/K（a）等效应变（1 m/s）（b）等效应变（4 m/s）（c）等效应变（20 m/s）（d）温度分布（1 m/s）（e）温度分布（4 m/s）（f）温度分布（20 m/s）+4.213e+00+3.862e+00+3.511e+00+3.159e+00+2.808e+00+2.457e+00+2.106e+00+1.755e+00+1.404e+00+1.053e-01+7.021e-01+3.511e-01+0.000e+00+5.905e+00+5.413e+00+4.921e+00+4.429e+00+3.937e+00+3.445e+00+2.953e+00+2.460e+00+1.968e+00+1.476e-01+9.842e-01+4.921e-01+0.000e+00+3.630e+00+3.328e+00+3.025e+00+2.723e+00+2.420e+00+2.118e+00+1.815e+00+1.513e+00+1.210e+00+9.076e-01+6.051e-01+3.025e-01+0.000e+00+8.627e+02+8.126e+02+7.625e+02+7.124e+02+6.623e+02+6.122e+02+5.621e+02+5.120e+02+4.618e+02+4.117e+02+3.616e+02+3.115e+02+2.614e+02+1.141e+03+1.068e+03+9.950e+02+9.219e+02+8.487e+02+7.756e+02+7.025e+02+6.293e+02+5.562e+02+4.831e+02+4.099e+02+3.368e+02+2.636e+02+1.323e+03+1.236e+03+1.150e+03+1.064e+03+9.782e+02+8.921e+02+8.060e+02+7.199e+02+6.338e+02+5.477e+02+4.616e+02+3.755e+02+2.894e+022.2切削力随切削速度的演化图 3 给出切削速度为 1 m/s、4 m/s、12 m/s 和20 m/s 情况下刀具切削力演化曲线。四种切削速度分别对应连续状切屑、锯齿状切屑、锯齿状向不连续分段状过渡状态以及不连续分段状切屑。从图3（a）可以看出，随着刀具与工件的接触，切削力开始迅速增大，当切削过程达到稳定状态时，切削力维持在650 N左右。在1 m/s 切削速度下，切屑为连续状，切削力稳定，刀具切削平稳，这种状态对刀具的损害较小。当切削速度提高到4 m/s时，切削过程达到稳定后切削力开始发生振荡，但振荡幅度较小且不规则。结7506004503001500切削力/N时间/s1002003004005006009007506004503001500切削力/N时间/s100150200507006005004003002001000切削力/N时间/s101520253057506004503001500切削力/N时间/s1015202530355图3不同切削速度下刀具切削力演化曲线（a）1 m/s（b）4 m/s（d）20 m/s（c）12 m/s20第49卷第3期海洋工程合图2（b）可以发现，此时的切屑为锯齿状，绝热剪切带在主剪切区内形成，使得主剪切区材料受热软化，切削力下降。绝热剪切带的周期性形成使得切削力也呈周期性波动。相比于连续状切屑而言，其平均切削力略有下降。当切削速度达到12 m/s，切削力达到临界值后开始发生剧烈的周期性振荡，振荡幅度较4 m/s时更大。切削力的这种周期性的波动频率刚好对应于每个切屑段的形成。剪切带从刀尖开始形成时，切削力开始上升，随着剪切带的成熟演化，主剪切区材料受热软化，其强度迅速下降，切削力也随之快速下降。随着这个过程的循环往复，具有规则切屑段的锯齿状切屑随之形成。当切削速度达到20 m/s时，切削力发生的周期性振荡已经非常剧烈。每一个独立切屑段的形成都会引起切削力的大幅振荡，但在如此高的切削速度下，切削力还来不及下降时下一段切屑就已经进入主剪切区，切削力又开始上升。不连续分段状切屑的形成导致切削力大幅振荡，严重影响加工精度并缩短刀具使用寿命。表 3 给出了不同切削速度下刀具的平均切削力。随着切削速度的增大，切削力大幅降低。从切削速度为 1 m/s 时的 650 N 降低至切削速度为20 m/s时的460 N，即提高切削速度可以减小切削力。随着切削速度的增大，单位时间内材料的去除率增加，切削加工所需要的时间减少，因此既提升了加工效率又可延长刀具使用寿命。表3不同切削速度下的平均切削力切削速度/（ms-1）141220切削力/N6006244954602.3不连续分段状切屑形成分析定义刚形成不连续分段状切屑的切削速度为临界切削速度。提取该速度（20 m/s）下一个完整的切屑段形成的过程，如图4所示。为了清楚地表示切屑段形成过程中应力的变化，建立了局部坐标系CSYS-1，如图4（a）所示，其x轴与水平方向的夹角为45（平行于剪切带），y轴垂直于剪切平面。在随后的分析中，通过 ABAQUS 输出的应力均以该坐标系为准。意味着S22即为平行于y轴的正应力y（垂直于剪切平面）。从图 4（a）可以发现，此时剪切带已经贯穿了整个切屑厚度。沿着剪切带，正应力y从刀尖至切屑自由表面由压应力变为拉应力再变为压应力，在切屑自由表面为压应力。压应力对裂纹的形成起到抑制的作用，因此裂纹不会在切屑自由表面形成。另外，在靠近刀尖附近的主剪切带内，等效塑性应变达到了其最大值，该区域的材料因为绝热剪切的极度演化而最先形成裂纹。随着刀具的前进，切屑段不断受到刀具的挤压，沿着剪切带开始向切屑自由表面的方向错动，如图4（b）所示。可以观察到，此时在靠近刀尖的剪切带内图4不连续分段状切屑演化特征（a）t=1.88 s（b）t=1.95 s（c）t=2.18 s（d）t=3.75 s等效塑性应变y/MPay/MPay/MPay/MPa等效塑性应变等效塑性应变等效塑性应变杨斌等：海洋平台型材高速切削切屑演化规律研究YX剪切带+3.149e+00+2.887e+00+2.625e+00+2.362e+00+2.100e+00+1.837e+00+1.575e+00+1.312e+00+1.050e+00+7.874e-01+5.249e-01+2.625e-01+0.000e+00+3.857e+00+3.536e+00+3.214e+00+2.893e+00+2.572e+00+2.550e+00+1.929e+00+1.607e+00+1.286e+00+9.643e-01+6.429e-01+3.214e-01+0.000e+00+3.781e+00+3.466e+00+3.151e+00+2.836e+00+2.521e+00+2.206e+00+1.891e+00+1.575e+00+1.260e+00+9.453e-01+6.302e-01+3.151e-01+0.000e+00+3.226e+00+2.957e+00+2.688e+00+2.419e+00+2.150e+00+1.882e+00+1.613e+00+1.344e+00+1.075e+00+8.064e-01+5.376e-01+2.688e-01+0.000e+00+2.385e+09+1.385e+09+1.018e+09+6.506e+08+2.837e+08-8.327e+07-4.502e+08-8.172e+08-1.184e+09-1.551e+09-1.918e+09-2.285e+09-2.652e+09-3.019e+09+1.708e+09+1.264e+09+9.159e+08+5.674e+08+2.190e+08-1.295e+08-4.780e+08-8.264e+08-1.175e+09-1.523e+09-1.872e+09-2.220e+09-2.569e+09-2.917e+09+1.798e+09+7.153e+08+3.755e+08+3.568e+07-3.041e+08-6.440e+08-9.838e+08-1.324e+09-1.663e+09-2.003e+09-2.343e+09-2.683e+09-3.023e+09-3.363e+09+1.621e+09+1.119e+09+6.168e+08+1.147e+08-3.875e+08-8.897e+08-1.392e+09-1.894e+09-2.396e+09-2.898e+09-3.400e+09-3.903e+09-4.405e+09212023年6月海洋工程图5不同切削厚度时的不连续分段状切屑等效塑性应变等效塑性应变等效塑性应变等效塑性应变+4.186e+00+4.837e+00+3.488e+00+3.139e+00+2.790e+00+2.442e+00+2.093e+00+1.744e+00+1.395e+00+1.046e-01+6.976e-01+3.488e-01+0.000e+00+3.738e+00+3.426e+00+3.115e+00+2.803e+00+2.492e+00+2.180e+00+1.869e+00+1.557e+00+1.246e+00+9.345e-01+6.230e-01+3.115e-01+0.000e+00+3.624e+00+3.322e+00+3.020e+00+2.718e+00+2.416e+00+2.114e+00+1.812e+00+1.510e+00+1.208e+00+9.061e-01+6.041e-01+3.020e-01+0.000e+00+3.662e+00+3.356e+00+3.051e+00+2.746e+00+2.441e+00+2.136e+00+1.831e+00+1.526e+00+1.221e+00+9.154e-01+6.103e-01+3.051e-01+0.000e+00形成了裂纹，该位置的裂纹是由于较大的剪切塑性变形导致材料断裂所致。由于在切屑中部垂直于主剪切方向为压应力，这使得裂纹没有直接贯穿整个切屑厚度。在裂纹的尖端附近主要为拉应力，而拉应力更利于裂纹的扩展。随着刀具继续前进，裂纹将沿着该方向继续扩展，相较于上一个时刻，该裂纹的宽度明显增大，在裂纹尖端的等效塑性应变依然达到了最大值，而切屑自由表面主要以拉应力为主，裂纹尖端附近的压应力区域减小。而在裂纹中部拉应力达到最大值，裂纹会继续沿着主剪切区向自由表面扩展，最终贯穿整个切屑厚度，形成孤立的切屑段。该过程随着刀具的切进不断循环，最终导致了不连续分段状切屑的形成。3切削参数对不连续分段状切屑的影响3.1切削厚度对临界切削速度的影响图5给出了不同切削厚度时形成不连续分段状切屑的等效塑性应变。切削厚度为0.10 mm时，切削速度达到45 m/s，开始出现不连续分段状切屑，裂纹已经沿着剪切带贯穿整个切削厚度，相邻切屑段已经完全分离，此时最大等效应变达到了4.19，如图5（a）所示。图5（b）给出了切削厚度为 0.12 mm 时不连续分段状切屑的等效塑性应变图。在该切削厚度下，切削速度为20 m/s时相邻切屑段就已经完全分离，切屑从锯齿状转变为了不连续分段状。在刀具的挤压下，主剪切区和刀-屑接触面上都发生了大的塑性变形，等效塑性应变最大为3.74。图5（c）为切削厚度为0.15 mm时不连续分段状切屑的等效塑性应变图。在该切削厚度下不连续分段状切屑的临界切削速度为12 m/s。主剪切区和刀-屑接触面的最大等效塑性应变为3.66。图5（d）为切削厚度为0.17 mm时不连续分段状切屑图。在该切削厚度下，切削速度为1 m/s时就出现了不连续分段状切屑。值得注意的是，切削厚度从 0.10 mm 增加到 0.17 mm 时，临界切削速度从45 m/s下降到1 m/s，切削厚度增加41.2%，临界切削速度降幅为97.7%，因此切削厚度的增加有利于不连续分段状切屑的形成。图6给出了不同切削厚度下形成不连续分段状切屑的临界切削速度，切削厚度的变化范围为0.10 0.17 mm。随着切削厚度的增大，316L钢形成不连续分段状切屑所需的临界切削速度呈下降趋势，尤其是切削厚度从0.10 mm增加到0.12 mm时，临界切削速度下降幅度非常大。这是因为在切削厚度从 0.10 mm 增大到 0.12 mm 的过程中，切削厚度的增加使剪切带前端由于塑性变形产生的热量无法快速传递至剪切带末端，剪切带末端热软化不明显，故此更加容易发生断裂而形成不连续分段状切屑。而当切削厚度从0.12 mm进一步增加至 0.14 mm 乃至 0.17 mm 时，临界切（a）（c）（b）（d）22第49卷第3期海洋工程削速度下降幅度略微降低，这是因为随着温度的不断上升，由于温升所致的剪切带末端的热软化作用相对减弱，临界切削速度下降幅度也相应变缓。图6切削厚度对临界切削速度的影响切削速度/（ms-1）453530255-5切削厚度/mm0.080.100.120.140.160.183.2刀具倾角对临界切削速度的影响图7为刀具倾角由-10增加到10时的切屑形态状。刀具倾角为 0时，刚开始出现不连续分段状时的切削状态。从图中可以明显得看出相邻切屑段之间沿着剪切带方向断裂，形成不连续分段状切屑。剪切带沿着斜向上大约45方向从刀尖向切屑自由表面扩展。刀具倾角为-10时，切削速度为38 m/s时切屑就发生了断裂，形成不连续分段状切屑，如图7（b）所示。对比于刀具倾角为0时的情况，刀具对切屑区的挤压更加强烈，剪切带的扩展方向与水平方向的夹角略微下降，剪切带沿着斜向上大约 35方向扩展。这导致了剪切带变长，形成的不连续分段状切屑长度也有所增大。图7（c）为刀具倾角为10时，切削速度为120 m/s的切屑形貌。在该刀具倾角和切削速度下，切屑为锯齿状。剪切带由刀尖沿着斜向上大约55方向扩展，但并未完全断裂。对比发现减小刀具倾角更容易形成不连续分段状切屑。图7刀具不同倾角时的切屑形状等效塑性应变等效塑性应变等效塑性应变（a）0倾角（b）-10倾角（c）10倾角+3.832e+00+3.513e+00+3.193e+00+2.873e+00+2.555e+00+2.235e+00+1.916e+00+1.597e+00+1.277e+00+9.580e-01+6.387e-01+3.193e-01+0.000e+00+3.773e+00+3.459e+00+3.144e+00+2.830e+00+2.515e+00+2.201e+00+1.887e+00+1.572e+00+1.258e+00+9.433e-01+6.289e-01+3.144e-01+0.000e+00+3.840e+00+3.520e+00+3.200e+00+2.880e+00+2.560e+00+2.240e+00+1.920e+00+1.600e+00+1.280e+00+9.600e-01+6.400e-01+3.200e-01+0.000e+00图8为不同刀具倾角下形成不连续分段状切屑的临界切削速度变化曲线。随着刀具倾角的增大，形成不连续分段状切屑的临界切削速度也在增大，呈正相关关系。在刀具倾角由-10增大到5的过程中，形成不连续分段状切屑的临界切削速度缓慢上升，但从5增大到10时，形成不连续分段状切屑的临界切削速度上升幅度突然变大。以上规律与形成锯齿状切屑所需临界切削速度的变化规律一致。值得注意的是，当刀具倾角增加至10时，不再形成不连续分段状切屑，不管切削速度如何增大，切屑始终呈锯齿状。由此可以看出，刀具倾角为负时很容易形成不连续分段状切屑，刀具倾角为正时则很难形成不连续分段状切屑。图8不同刀具倾角对临界切削速度的影响切削速度/（ms-1）倾角/（）-15-10-5051015756045301504结论本文基于J-C本构模型，开展了海洋平台316L钢型材的高速切削行为研究，模拟了切屑形状的杨斌等：海洋平台型材高速切削切屑演化规律研究232023年6月海洋工程演化过程，分析了不连续分段状切屑形成的影响因素，得到如下主要结论：1）随着切削速度提高，切屑由连续状逐渐向锯齿状和不连续分段状转变。不连续分段状切屑是剪切带演化以及裂纹萌生、扩展的结果。剪切带在主剪切区发育使裂纹在刀尖成核，并沿剪切带由刀尖向切屑自由表面扩展，该过程随着刀具不断推进，在拉应力与剪应力的共同作用下贯穿整个切屑，从而形成不连续分段状切屑。2）不连续分段状切屑的形成伴随着切削力的剧烈周期性振荡，对控制切削加工精度和刀具寿命极为不利。3）形成不连续分段状切屑的临界切削速度随切削厚度的增大而降低，随刀具倾角的增大而提高。为保证316L钢的高速切削质量，需对上述参数进行优化，控制不连续分段状切屑的形成，进而优化切削效果。参考文献1 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