立方氮化硼刀具破损问题的探讨(Ⅰ)

D0I:10.13374/j.issn1001-053x.1986.03.007 1986年9月 北京钢铁学院学报 No.3 第3期 Journal of Beijing University Sept.1986 of Iron and Steel Technology 立方氮化硼刀具破损问题的探讨（工） 顾佩华赵景华 周其焜 徐淑彬 曲开宏 (机制教研室) 摘 要 立方氮化硼(CBN)刀具在加工合金铸铁的实际切削中破损问题十分严重。生产 中要求找出有效持挡以改变这种现象。本文根据弹性力学的原理，推导出了刃 口区的应力分布，并在此基础上进行了光弹性模拟试验和实际切削试验，理论 推导与试险结果基本吻合。当其它切削条件一定时，刀具前角由正值变为负值 时，极限应力点由拉应力区移向压应力区，并根据实测数据计算出径向应力由 正值变为负值.用两种不同前角的CBN刀具加工同一根合金铸铁，无论从刀具 寿命或破损率及形貌上均可表明，采用本文给出的几何参数的合理性，从而找出 了合理的前角数值，此外，论述了选取负倒楼的必要性。为进一步研究CBN刀具 的切削性能和破损机理奠定了基础。 关键词：氨化硼，刀具，刀具破损 On the Fracture Problems of CBN Cutting Tools I Gu Peihua Zhao Jinghua Zhou Qikun Xiu Shubin Qiu Kaihong Abstract Cubic Boron Nitride (CBN)cutting tools have been found to exhibit brittle fracture serious during machining alloy cast iron(HRc 58).This pa per introduces the results of metal cutting and photoelastic tests performed to determine optimum rake angle,in accordance with the stress distribution analyzed by using the theory of elasticity.The theoretical analysis is basi- 50

年 第 期 北 京 钢 铁 学 院 学 报 。 立方氮化硼刀 具破损问题的探讨 工 顾佩华 徐淑彬 赵景华 曲开宏 机制教研室 周其媲 摘 要 立方氮化硼 刀具在加工合金铸铁 的实际切 削中破损问题十分严重 。 生产 中要求找 出有效措施以改变这种现象 。 本文根据弹性力学的原理 ，推导出了刃 口 区 的应力分布 ，并在此基础上进行了 光弹性模拟试验和 实际切削试验 。 理论 推导 与试验 结果基本吻合 当其它切削条件一定时 ， 刀具前角由正值变为负值 时 ，极 限应力点由拉应力区移 向压应力区 ，并根据实测数据计算出径 向应力由 正值变为负值 用两种不同前角的 刀具加工 同一根合金铸铁 ，无论从刀具 寿命或破损牢及形貌上均可表 明 ， 采用本文给出的几何参数 的合理性 ，从而找出 了合理的前角数值 此外 ，论述 了 选取负倒棱的必 要性 为进一步研究 刀具 的 切 削性能和破损机理奠定了基础 。 关祖词 氮化硼 ， 刀具 ， 刀具破损 弓 ， DOI ：10．13374／j ．issn1001－53x．1986．03．007

cal agreement with the experimental results.The maximum stress point mo- ves to compressive stress,depended on the experimental data,when nega- tive rake angle substituted for positive one and other cutting conditions kept fixed,Besides,tool life is longer and fracture of tools is improved as well.On stress analysis and experiments,the optimum rake angle is de- fined and necessity of negative first face land has been discussed briefly for brittle tools. Key word: Cutting tool,Cubic Boron nitride,Fracture. 前言 t 超硬刀具立方氮化硼(CBN)的脆性破坏问题十分严重，在大量连续切削中由于 破损使刀具寿命过早完结。 通过观察认为，刀具破损受机床振动及某些随机因素影响外，与切削时刃口区的应力 分布和性质有关。本文基于弹性力学原理，推导出刃口区的应力分布，并依此进行切削试 验和光弹性模拟试验，试图找出刀具的合理几何参数，为今后研究CBN刀具的切削性 能及破损机制提供基础。 1切削模型的简化及边界条件的处理 为简化理论分析，可假设：直角自由切削，刀具足够锋利，忽略后刀面与工件接触 面的作用，其力学模型见图，由于作用在前 刀面上的正压力和摩擦力的分布情况及比值 难以确定，用一组合力即： P=∫qx'dx F-∫xax x)J 取代分布力如图2所示，既简化了数学处 理，又便于测量切削力，对刃口区进行应力 x)b 分析。由图3得出边界条件为： 图1正交自由切削力学模型 」=0 =0 000=±2 r00=± Fig.1 Mechanical model of orthogonal cutting 2 刃口区的应力分析 用弹性力学的应力函数法〔6〕，求解切削部分的诸应力分量。据量纲分析，对图 8所示的模型，假设应力函数中是的某一函数乘以Y的一次幂，即 51

， ， ， ， ， ， 前 口目 口 留二， 超硬刀 具立 方氮化硼 的脆性破坏 问题十分严重 ， 在大量连续切削 中 由 于 破损使刀 具寿命过早完结 。 通过观察认 为 ， 刀具破 损受机床振动及某些 随机 因素影响外 ， 与切削时刃 口 区的应力 分布和性质有关 。 本 文基于弹性力学原理 ， 推导 出刃 口 区的应力分布 ，并依此进行切削试 验和光弹性模拟试验 ， 试 图找 出刀具的合理几 何参数 ， 为今后研究 刀具的切 削 性 能及破 损机制提供基础 。 切 削模型的简化及边界条件的处理 为 简化理论分析 ， 可假设 直角 自由切 削， 面 的作 用 ， 其力学模型 见 图 ， 由于作 用在前 刀 面上 的正压 力和 摩擦力 的分布情况及比值 难 以确定 ， 用 一组合力 即 刀 具足够锋利 ， 忽略后刀 面与工件接触 ﹄ ，、声，口 、产、 丁 ， 一 「 。 ， ， 取代分布力如图 所示 ， 既 简化 了 数 学 处 理 ， 又便于 测量切 削力 ， 对刃 口 区进行应力 分析 。 由图 得出边界条件为 义 图 正交 自由切 削力学模型 士 考 五 ‘ 口二 士 髻 丫 刃 口 区的应力分析 用 弹性力学 的应力 函数法 〔 〕 ， 求解切 削部分 的诸应力分量 。 据量纲分析 ， 对 图 所示的模型 ， 假设应力函数中是 的某一函数乘以丫的一次幂 ， 即

中=yf(0) (1) 将(1)式代入相容方程(2) （++0)=0 (2) 得到 r3 ag0+280+0)]-0 (3) dθ4 求此常微分方程后，得 f(日)=Acosθ+Bsin0+0(Ccos0+Dsin6) (4) 代入(1)式 中=AYcose0+Bysine0产9(Ccos0+Dsin0) (5) 删去(5)式前两项不影响应力，国此，只须取， =Y0(Ccoe0+Dsin0) 其中，C、D为待定常数。 由应力函数与应力分量关系式(6)，并代入 ,=跨+ 92中 0g= 0Y2 (6) Tn=tm--9Y ($) 边界条件，得到 0,=- 2p(sincoe0 cossine Y8+sinB B-sinB 29{器.产部9]7） /2 B YB+sinB 0g=0 Tyo=Ter =0 在前刀面处，即0=一月处， 2 图2简化后的力学摸型 Fig.2 Simplified mechanical model B+sinβ B-sinB YB+sinB B-sinB (8) 实际上在刀一屑接触区σ与t均不为零而应为og=一q(x')和x0=-f(x)7),只是离 开接触后才为零。一般超硬刀具的抗压强度远高于抗拉强度。因此，使σ，在前刀面处取 52

小 将 式代 人相容方程 二 十 一行夕 一 上 口 吕 一 二一 ， 也 日 “ 得到 ‘ 一 旦铃黔 」一 ‘ ” 〕 尹一打 ﹄一 产、户占 求此常 微分 方程后 ， 得 二 代入 式 小二 丫 。 ， 再。 。 。 。 十 。 删去 式前两项不影响 应力 ， 囚此 ， 只须取 ， 小二 其 中 ， 、 为 待定常 数 。 由应 力 函数与 应力分量 关 系式 ， 。 、 。 告 告 · 币 路 并代人 ，“ 中 丫 下户曰岛 夕 ，‘ 二 。 ， 一 － 、 －一 ， 、 丫 「 万砰 一 户 鱼纽、 夕 边 界 条件 、、 ， 得 到 。 一 竿 一 琴〔 一 专 · 。 日 日 十 干 · 一日几 万日一 李 · 专 · 勿 材 ， 。 丫。 。 ， “ 在前 刀 面处 ， 即 日一 日 〕 璧 丫 一 一 价 图 简化后的力学模型 三 ‘ ， 叮 一 丫 乒 · 今 一飞 · 。 飞 日 尹 日一 日 ‘些兰争 十 三恤 ， 兰 日。 一 日 日一 日〕 ﹄ 且一 广﹄ · 实际 上在刀一屑接触 区伪与叭，均 不为 零而 应为 。 二 一 ‘ 和二 、 。 二 一 〔 ’ ， 只 是 离 开接触后才为零 。 一般超硬刀 具 的抗压强度远 高于 抗 拉强度 。 因此 ， 使 ，在前刀 面处 取

负值比较合理。若要确定O,必须知道P和F值。由图 3可知，在正交自由切削条件下，PF与F,和F, 有如下关系 P=F,cosY。-F,sinYo F=F.sinY。+F,cosY。 (9) 其中，F,为主切削力，F,为径向分力。当切削条 件一定，由测力仪测出F,和F.分量，再由(8) 式求出oro 3.试验设备及条件 图3简化后的各力之间关系 Fig.3 Relation of simplified forces 3.1切削力试验 以上虽然导出了应力分量的表达式，但P和F均为未知，因此需进行切削试验，测 出切削力，以确定刃口区的应力状态。 试验机床：650MM牛头刨床， 3500 试件材料：45中碳钢， 3000 刀具材料：W18Cr4V, .42500 刀具角度：a0=10°，Y0=20°，Y0=0°， 2000 Y0=-0°，Y0=-30°， 切削条件：a:=5,8mm,f=0,1mm/str, f=0.2mm/str; 1000 测试仪器：八角环式铣削双向测力仪， 500 Y6D一3A型动态电阻应变仪，配用SC一16光 线记录示波器， 0 48121620 由测得标定曲线（图4），采用回归分析 lleight of peaks of the 方法，求出光高与切削力关系式。 light wave,mm F.=(1.89+16.07h)×9.81(N) ·图4八角环测力仪的标定曲线 相关系数：Y=0.9999 Fig.4 Calibraled curves of octagonal ring F,-(-4.42+25.82h)×9.81（N) dynamometer 相关系数：Y=0.9994 3.2刀具寿命试验 根据理论分析和光弹性模拟试验的结果，进行实际切削试验，测定刀具寿命和破损 率，验证其结果的可靠性。 试验机床：C620一1型无级变速车床 涮试仪器：XJP一10型数字晁示仪和SLGP一11型转速表测量主轴转速，用JLC型 小型测量显微镜测门具磨损： 刀具材料：立方氮化硼硬质合金复合刀片性能见表1； 刀具角度：Y0=-5”,:a5=6,a0=6.5入，=-5°，K,=75K:=15°Ye=0.13~ 53

负值比较合理 。 若要 确定 丫必须 知 道 和 值 。 由 图 可知 ， 在正 交 自由 切削条件下 ， 和 与 和 ， 有如下关 系 一 。 一 ， 。 二 · 丫 。 ， 丫 。 其 中 ， 为主切削力 ， ， 为径向分力 。 当切 削 条 件一定 ， 由测力仪 一 测 出 ， 和 分量 ， 再 由 式求 出叭 。 试验设备及条件 切削力试验 以 上虽然导 出了应力分量 的表达 式 ， 出切削力 ， 以确定 刃 口 区的应力状态 。 试验机床 牛头刨 床 试件材料 中碳钢 ， 刀具材料 ， 图 简化后的各力之间关系 三 但 和 均为未知 ， 因此需进行切 削试 验 ， 测 刀 具 角度 。 ， 丫。 ” ， 。 。 ， 丫。 一 ， 。 一 多 切 削条件 ， ， 二 ， 。 ， 测试仪器 八 角环式铣削双 向 测 力 仪 ， 一 型 动 态 电阻 应变仪 ， 配 用 一 光 线 记录示 波器 ， 由测得标定 曲线 图 ， 采用回 归分 析 方 法 ， 求 出光高与切 削 力关 系式 。 二 义 相关 系数 ， 二 一 又 相关 系数 丫 二 刀具寿命试验 一 一 巧 」 ‘ 计 咖卿灿 ， 、 耐词剔一闷勺翔︸· 自 ， 图 八角环测力仪的标定曲线 ， 饥 率 ， 飞 根据理论分析和 光弹性模拟试 验 的结果 ， 进行实际 切削试验 ， 测定 刀 具寿命和破 损 验证 其结果 的可靠性 。 试验机床 一 型 无级 变速 车床 测 式仪器 一 塑数 字显示 仪和 一 型 转速表 测量 主轴 转 速 ， 用 型 小 型 测量 显微镜 测刀 具磨损 刀 其材料 立 方 氮 化硼 ‘便 质合 能复合 刀 片性 能 见表 刀 具 角度 。 二 一 “ ， 。 。 一 只 扮 。 石 。 几 。 一 。 ， “ 二 “ 丫

0.2mm,Y0=7°影 表1立方氨化硼刀片机械物理性能 Table 1 Mechanical physical properties of CBM tool vickers- Young's Thermal conductivity Linear expansion Thormal Pecific Chemical inertia hardness modulus coefficienta coefficient stability gravity to ferro-group Hv,X108Pa ×10Pa W/m℃ ×10-6/℃ g/cm3 elements 4500 71 2,.1×102 4.7 1400 3.48 good 工件材料：硬镍合金铸铁，性能见表2。 表2硬镰合金铸铁的化学成分与机械性能 Table 2 Chemical composition mechanical properties of alloy cast iron Chemical composition, Mechanical properties Tensile Bending Rock well Si Me Ni Cr M strength,X106 pa strengthX106pa bardness,HRe 3.2~3.60.30.60.3～0.63.82~4.12.2~3.070.5 400~500 270-340 ±58 *化学成份及机械性能数据均由石家庄水泵厂提供 3.3光弹性试验 为了直观定性地了解刃口处的应力状态和验证理论推导的可靠性，进行光弹性： 验。 试验装置：4091一2型大型光弹仪。 试件材料：刀具由环氧树脂6101制成，工件材料是铅， 刀具角度：a0=10°，Y0=20°，Y0=0°，Y0=-10°，Y0=-30°， 切削条件：a。=1.5mma,=4mm 4 试验及结果的分析 4.1切削力试验 试验结果见表8 表3 切削力数 据 Table 3 Date of Cutting force (N) Rake angle Feed Y0=20 Y0=0° Y0=-1" y0=-3° mm/reV, Fz Fy Fz Fy Fz Fy Fr Fy 0.1 1063.5 368,9 1417.0 730.4 1754.5988.6 1786.61401.7 0,2 2349,1 730.4 2702.61246.8 2750.81505.0 2509.81763.2 ◆ork piece:45 Tool material:W18Cr4V 54

， 丫。 ” 表 立方氮化硼 刀 片机械物理性能 丫 卜 尹 ， ， ‘ 。 ℃ 。 一 ℃ 位 ℃ 。 舀 一 。 。 工 件材料 硬 镍合金铸铁 ， 性能 见表 。 表 硬裸合金铸铁 的化学成分与机械性能 。 也 岌 如 ， 多 ， 。 。 。 。 ， 。 。 。 。 。 。 ， ‘ ‘ ， ， 士 化学成份及机械性能数据均 由石家庄水泵厂提供 石 玉 光弹性试验 为 了直观定性地 了解刃 口处的 应力状 态和验证理论推导的可靠性 ， 进行 光 弹 性 撼 验 。 试验装置 试件材料 刀具角度 切 削条件 一 型 大型光弹仪 。 刀 具由环氧 树脂 制 成 ， 工 件材料是铅， “ ， “ 。 。 ， 一 一 一 试验及结果的分析 切削力试验 试验结果 见表 表 切 削 力 数 据 下 下。 下 一 二 下。 一’ 。 。 。 。 。 一。 。 。 。 一一。 。 。 。 。 。 。 。 ， 下 台

当切削条件一定，B值随之而定。表3中给出了不同Y0下的切削力值。根据(9) 式可计算出P和F,而后代入(8)式，确定出前刀面上的应力状态。 当Y0=20°，d0=10°时，可算出， 0,=1〔4.32P-3.56F) 当Y0=10°a0=10°时，可算出 g,=〔1.37P-2.15F） 当Yo和ao为任何给定值时，均可求出0，表达式，见图5。 3500 f-0.2 3500 mm/rov f=0.2 3000 f=0,1 3000 mm/stt mm/rov f0,1 25 mm/str 0 2500 2000 1500 150 1000 ↑000 Tn!ped eau 500 500 2 0 2 3 5 Distance from tool major Distance from tool mador cutting edge,mm Y.=20 cutt1 ng edge,mmY=o° 图5()靠近前刀面处的应力分布Y。=20° 图5(b)靠近道刀面处的应力分布Y0=0· Fig.5(a)Distribution of atress near rake Fig.5(b)Distribution of Stress noar face 7o=20° rake face yo=0” 3500 350 T言0.2 f=0.2 mm/rev 30n0 ￥一头mm/rev T=01 0 f=0,1 mm/rev mm/rev 2500 2500 aATssaadwoo 2000 1500 150 ayex eau 1000 aye 1000 500 500 0 2 3 2 Distancc from tool major Distance from tool major cutting edge,mm Ye=-10 cutting edge,mm Y=-30 图5()靠近前刀面处的应力分布。Y0=一10° 图5(d)鞋近前刀面处的应力分布，Y。=一30° Fig.5(c)Distribution of Stress near rake Fig.5(d)Distribution of stress moat rake face Yo=-10° face Yo=-30" 55

当切 削条件一定 ， 日值随之而定 。 表 中给 出了不 同丫。 下 的切 削力值 。 根据 式可计算 出 和 ， 而后 代 入 式 ， 确定 出前刀 面上 的 应 力状态 。 当丫。 二 “ ， 。 “ 时 ， 可算 出 口丫 生 〔 一 〕 翔 当丫。 。 时 ， 可算 出 口 丫 － 七 一 〕 丫 当 。 和“ 。 为任何给定 值时 ， 均 可求 出呜表达 式 ， 见 图 。 。一试‘ 妇。 妇匀阅口。 ﹄。 多， 匀厂 户 弓 泊刀叮幻 ，众﹄峪 祠司 ， 一 一下 二 。 ‘ 卜 ，尸 一 二 ’“子 】 土 。 门卜阳街 启 全 分 劝口 二 。 丫 洲“ 分 。们‘ 一 叭 名山见白 一从卜︺口心 口 月 它 工州。 卜山二 侧一闭 、 乡 爪 孟 ， 丫 二 护 姚 二 图 靠近前刀面处的应力分布下 。 二 。 图 句 靠近仿刀 面处的应力分布下。 。 玉 。 下 。 云 玄 下 。 ， ， 尸 二 。 书一宁卜 节 一 二 。 匕 卿冽脚哪卿广匕卜卜 。乌一仍 的自旧 。曰泊劝。﹄荡二尸︸。。 ‘ ，虹 。 － 场峭 一 二 。 “ 护梦“ 之 一 山川一 ， 户山田匆口 响名口。﹄。口‘ 。名巴。见卜口 白讥自￡ 孟砚 粉 叫氏仍 ，吧口 多 工 丁 、 ， 拜 ， ’ 二 一 图 。 靠近前 刀 面处的应力分布 乞 巴 下。 一一 丫 。 一 皿 己 与 乡 飞 ， 二 一 势 图 靠近前刀面 处的应力分布 ，丫 。 一 。 ‘ 二 下 。 一

当Y0=20°时，由(8)式可计算出主剖面切削部分的应力状态。计算结果表明， 靠近前刀面为拉应力区，靠近后刀面为压应力区，过渡处为中间层，见图6。 由σ表达式还可以看出，值距刀尖距离越小处，应力值越大，如图5所示。因 此，加磨一定的负倒棱，除可增强刃口强度，也可使刃口处应力值减小。 当Yo≤0°时，靠近前刀面处，也呈压应力。因为随Yo减小，F,和F,的比值增大， P和F值相应发生变化。在试验所用切削用量范围内，当Yo>0,即Y0=20°时，P>F, 而当Y≤0°时，F>P且随Yo减小，两者差值增加，可见用零或负前角可使刀具前刀面 呈压应力状态。见图7。 3500 k-为卫 3000 F m.f=0.2 mm/str f=0.1 mm/钻tN 2000 81500 21000 500 图6拉压应力分布示意图 0 50-20-10010 20 Fig.6 Distribution of Compression-tensile Stress Rake angle,Yo,deg. 4.2光弹性试验 图7作用在刀具上的力P和F与前角的关系 一组典型试验结果如图8所示。 Fig.7 Relation between forces P.F on tool and rake angle 图8a,Y0=20 图8b,Y0=0° 图8c,Y=0-10° 56 图8d,Y0=一30

当 。 。 时 ， 由 式可计 算 出主剖 面切 削 部分 的应力状 态 。 计算结果表 明 ， 靠近前刀 面为 拉 应力 区 ， 靠近后刀 面 为压 应 力 区 ， 过 渡处 为中间层 ， 见 图 。 由 丫表达 式还 可 以看 出 ， 叭值 距 刀 尖距离越小处 ， 应 力值越 大 ， 如 图 所 示 。 因 此 ， 加磨 一定 的负倒 棱 ， 除可增强 刃 口 强度 ， 也可使刃 口处应 力值减小 。 当 。 三 。 时 ， 靠近前刀 面处 ， 也 呈压 应力 。 因为随 。 减小 ， ， 和 的 比值增大 ， 和 值相 应发 生 变化 。 在试验 所用 切 削用量 范 围内 ， 当 。 ， 即 。 二 “ 时 ， ， 而 当 三 “ 时 ， 且随 。 减小 ， 两者差值增加 ， 可 见用 零或负前 角可 使刀 具 前 刀 面 呈压 应力状 态 。 见 图 。 图 拉压应力分布示意图 一 昌 一 ，， 光弹性试验 一组典型试验结果如 图 所示 。 ， 丫。 ， 。 图 作用在刀具上的力 和 与前角的关系 。 图 ，下 。 图 ，下 。 。 图 ，下 一 图 吕 ，下。 一

Y0=20°刀具的等差线图形表明，刃口处干涉条纹十分密集，根据光弹性实验原理 〔8)可知，此处应力值较大。配合钉压法，证明靠近前刀面为拉应力区，接近后刀面 的压应力区，整个刀具切削部分为拉、压两个区域，分界处为中性层，这与理论推导和 切削试验得出的结果吻合的很好。 由Y0=0°刀具的等差线图形可以看出，当减小前角即增大楔角时，在相同的切削 条件下，刀具刃口处干涉条纹密集程度下降，拉和压应力值均是递减趋势，由于试验条 件所限虽不能证明前刀面为压应力区，但可以看出压应力区有向前刀面扩展的趋势。继续 减小前角Yo值，等差线变化并非十分明显，但由图形可以看出，压应力区增大。尤为重 要的是，极限应力点由拉应力区移向压应力区，这样可回避超硬刀具材料抗拉强度低的 弱点，并可发挥其抗压强度高的特点。由此可见，在用CBN等超硬刀具时，采用零前角 或负前角，有助于减缓刀具的破损 5 试验结果的验证 为了验证以上所得出的合理前角，固定其它角度和试验条件，用两种不同前角的 CBN刀具加工同一根合金铸铁，比较其刀具寿命及破损情况。 图9为刀具寿命与切削速度关系。显见，正前角的刀具寿命低于负前角，且破损情 况严重。主要是破损率高，区域大和出现的比较早。 、 00=-5° AY÷7 日 图104，Y0一7“的驶损形貌 T31 Fig.10(a)yo=7,Profile of fracture 40 80 120 160 CutLing speed v,m/min 图9切削速度一刀具寿命曲线VC=0.5mm Fig.9 Curves of relation between cutting speed and tool life VC=0.5mm 图10bY0=一5的破损形貌 Fig.10(b)Yo--5,Profile of fracture 57

丫。 。 刀 具的等差线 图形表明 ， 刃 口处干涉条纹十分密集 ， 根据光弹性实验原 理 〔 〕 可知 ， 此处应万值较大 。 配合钉压法 ， 证 明靠近前刀 面为 拉应力区 ， 接近后刀 面 的压应力区 ， 整个刀 具切 削部分为拉 、 压两个 区域 ， 分界处为 中性层 ， 这与理论推导和 切削试验 得出 的结果吻 合 的很好 。 由 。 二 。 刀 具 的等差线 图形 可 以看 出 ， 当减小前 角即增大楔角 时 ， 在相 同的切 削 条件下 ， 刀具刃 口处干涉 条纹密集程度下 降 ， 拉和压应力值均 呈递减趋势 ， 由于试验条 件所 限虽不能证 明前刀 面 为压 应力区 ， 但可 以看 出压 应力区 有 向前刀 面扩展的趋势 。 继续 减小前 角丫。 值 ， 等差线 变化并非十众明显 ， 但由图形可 以 着出 ， 压 应力区增大 。 尤 为重 要 的是 ， 极限应力点由拉 应力区移 向压 应力区 ， 这样可回避超硬 刀 具材料抗拉强度低的 弱点 ， 并可发挥其抗压 强度高的特点 。 由此可 见 ， 在用 等超硬刀 具时 ， 采用 零前 角 或负前 角 ， 有助于减缓刀具 的破 损 试验结果的验证 为 了验证 以上所 得 出的合 理前 角 ， 固定 其它 角度和试验 条件 ， 用两种不同 前 角 的 刀 具加工 同一根合金 铸铁 ， 比较其刀 具寿命及破损情况 。 图 为刀 具寿命与切 削速度关 系 。 显 见 ， 正前 角的刀 具寿命低于 负前 角 ， 且破 损情 况严重 。 主要 是破损率高 ， 区域大和 出现 的比较早 。 「 一 下 ” 下 厂 ’ ‘ 图 。 ，，。 ’ 的破损形貌 下 。 一 ， 了 曰﹄。 月曰 ‘ 一一山一一曰匕一一 一 二一一一一监 二 夺 几，七 ， 潇 翅 图 切削速度 －刀具寿命曲线 。 口 图 下 。 一 ’ 的破损形貌 又。 ‘ 下。 一

· 用CBN刀具加工合金铸铁，在实验范围内形成崩碎切屑，，对刀刃神击作用大，加 之其硬度高，对刃口产生擦伤作用。因此，在初期磨损时，常将主切削刃磨出一个小斜 面或在前刀面出现小剥落或小破损。随切削时间的增长，主后面磨损形貌如图10所示。 主要是VC值的明显增大，同时常伴有剥落和破损，其程度与初期的小破损和微剥落有 关。然而，当VC>0.5mm时，常出现始于前刀面并延伸到后刀面的破损。所以防止刀 具的早期破损，就能有效地延长刀具使用寿命。若达到磨钝标谁而未出现破损，其刃磨 量，时间和成本可大大降低，特别是在CBN刀具的价格尚远高于其它普通刀具的情况 下，防止刀具破损有着重要的经济价值。 表4两种前角下的刀具破损对比 Table 4 Contrast of tool fracture under two rake angles Rake angle,Y。 Test number Fracture number Fracture rate 7 5 5 100% -5· d 50% 6。结 论 1.理论分析和试验结果均表明：径向应力σ，值随离刀刃的距离Y值增大而迅速衰减。 在切削刃附近为极限应力区，对刀具的破损影响很大。因此，在使用CBN及陶瓷等高 硬度且脆性大的刀具材料时，应磨一定的负倒棱。 2.理论计算和试验结果均证明，当其它切削条件一定，前角取为正值时，刀具切制 部分即楔形区被中性层分成拉和压两个区域。靠近前刀面为拉应力区，靠近后刀面为压 应力区。随着前角值的减小，楔形区中的拉应力区减小，压应力区增大。当前角由正值 变为负值时，(（Y0=-10°，Y0=-30°)，光弹试验结果表明，极限应力点由拉应力 区移向压应力区。用切削试验数据计算出在靠近前刀面处的径向应力σ，由拉应力变为压 应力，与光弹试验给出的趋势相合。 3.根据不同前角Yo下的径向应力σ，的计算结果可知，Yo由20°减小于0°时，σ，不但 有正值变为负值的趋势，且绝对值减小1~2倍。无论如何对刀具是有利的。继续减小 前角至-10°或-30°，σ，绝对值依次递增。而光弹实验结果表明，当Yo值由20°减小到 0°时，干涉条纹密集程度降低，应力值减小，若继续减小前角至-10°或-30°，变化就 不明显了。CBN刀具加工合金铸铁的刀具寿命试验表明，正前角刀具的寿命低且破损 严重。综上可见，在一般情况下，用CBN刀具切削合金铸铁时，应采用0~-5°前角为 宜。 本研究得到北京钢院粉末冶金教研室的支持，桂林治金地质研究所和钢院粉末治金教研室为试验提供了CB“刀 片，道此一并表示感。 参考文献 [1 Shaw,M.C.Annals of the CIRP,28(1979),1 58

「 用 刀具加工合金铸铁 ， 在实验范围 内形成崩碎切 屑 ， 对刀 刃 冲击作 用 大 ， 加 之其硬 度高 ， 对刃 口 产生擦伤作用 。 因此 ， 在 初期磨损时 ， 常将主切削刃 磨出一个小 斜 面或在 前刀面出现小剥 落 或小破损 。 随切削时 间的增长 ， 主后面磨损形貌如图 所示 。 主要 是 值 的 明显 增 大 ， 同时常 伴 有剥 落和破 损 ， 其程度与 初期 的小破损和微剥 落 有 关 。 然而 ， 当 也 时 ， 常 出现始于 前刀 面并延 伸到后刀面 的破 损 。 ， 所 以 防 止 刀 具的 早期破损 ， 就能 有效地延长刀 具使用 寿命 。 若达 到磨钝标准而未 出现破损 ， 其刃 磨 量 ， 时 间和 成本 可大大降低 ， 特别 是在 刀 具 的价格 尚远 高于 其它 普通刀 具的 情 况 下 ， 防止刀具破 损 有着重要 的经 济 价值 。 表 两种 前 角下 的刀 具破损对 比 ，下。 多 终 结 论 理论分析和试验结果 均表 明 径 向应力叭值随离刀 刃 的距离 值增大而迅速衰 减 。 在切 削刃 附近 为极限应力 区 ， 对 刀 具 的破损 影响 很大 。 因此 ， 在 使用 及 陶 瓷 等 高 硬度且 脆性大的刀 具材料时 ， 应磨一定 的 负倒 棱 。 理论计算和 试验结果 均证 明 ， 当其它 切 削条件一定 ， 前 角取为正值时 ， 刀 具切 削 部分即楔形 区被 中性层分 成拉和压 两个 区域 。 靠近前 刀 面为 拉 应力 区 ， 靠近后刀 面 为压 应力区 。 随着前 角值的减小 ， 楔形 区 中的拉应力 区减小 ， 压 应力 区增大 。 当前 角由正值 变为负值时 ， 。 一 。 ， 。 一 ， 光弹试 验结果表 明 ， 极 限应力点由 拉 应 力 区移 向压 应力区 。 用切 削试验数据计算 出在靠近前刀 面处 的径 向应力 ， 由拉应力变 为压 应 力 ， 与 光弹试验给 出的趋势相合 。 根据 不 同前 角 。 下 的径 向应 力 丫的计算结果 可知 ， 丫。 由 “ 减小于 。 时 ， ， 不 但 有正 镇变为负值的趋势 ， 且绝对值减小 一 倍 。 无论 如何对刀 具是 有利 的 。 继续减小 前 角至 一 。 或 一 。 ， 氏绝对 值依次递 增 。 而 光弹实验 结果表明 ， 当丫。 值 由 “ 减小 到 ” 时 ， 干涉 条纹密集程度 降低 ， 应 力值减小 ， 若继续减小前 角至 一 “ 或 一 “ ， 变化就 不明显 了 。 刀 具加 工合 金 铸铁 的刀 具寿 命试验表 明 ， 正 前 角刀 具 的寿 命低且 破 损 严重 。 综上可 见 ， 在一般情况 下 ， 用 刀 具切 削合金铸铁 时 ， 应采 用。 一 “ 前 角 为 宜 。 本研究得到北京钢院粉末冶金教研室的支持 ，桂林冶 金地质研究所和 钢院粉 末冶 金教研室为试验 提 供 了 刀 片 ，谨此一并表示感谢 。 参 考 文 献 〔 〕 ， ，

(2 Pekelharing,A.1.:Annais of the CIRP 27(1978),5 3)Wu,H.:Mayer,J.E,:ASME Preprint 79-WA/Prod.22,Presented in San,Francisco,Dec,1978,to be published in.Trans ASME (1979), 4 Ber,A.:Kald'sr,S.:Annals of the CIRP,31 (1982),1 〔5J 顾佩华，张景仕，傅佑同：The First International Metal cutting conf- erence,3(1983),14 〔6)徐艺纶编：弹性力学，人民教育出版社199.7 〔7〕 顾佩华等：中国高校盆属物研兜会，第二届年会，1984,5°： 〔8〕天津大学材力教研室编：光弹性原理及测试技术，科学出版社1980 e 59

〔 么 〕 乓熟〕 ， 妞 ， ， “ ， 替 ， 竺 ‘ 兮 必号早 州州 ”厂瞥护 ‘ 势竺睽州 ‘ 一 ， 。 了艺 八勺 乙 日了甘 ， 〔 〕 〔 〕 ，口口 ， 。 ’ ， ， ， 顾佩华 ， 张景仕 ，傅佑 同 ， ， 徐芝纶编 弹性力学 ， 人最教青出版社 气劝挤 · 顾佩华等 中国高校金属初前研吮会护匆二届年会 ， 。 时 。 一 夭津大学材 力教研室 编 光弹性原理及 测试技术 ， 科学 出版社 饱口 、 、 ，， 、