基于實驗Inconel718正交切削有限元仿真分析

許小進， 李穎， 葉琛

（國核電站運行服務技術有限公司，上海200233）

基于實驗Inconel718正交切削有限元仿真分析

許小進， 李穎， 葉琛

（國核電站運行服務技術有限公司，上海200233）

為研究犁削效應和前刀面粘壓對Inconel718切削過程的影響，基于正交切削實驗建立Inconel718有限元切削模型，模型結果同實驗值對比以驗證模型可靠性。通過改變刀具圓角半徑和負前角參數(shù)，提取并比較不同的切削力時域曲線和刀具溫度，分析犁削效應和前刀面粘壓。研究表明犁削效應提高進給力數(shù)值，刀具圓角半徑由0變?yōu)? μm，Inconel718切削進給力均值提高7%；前刀面粘壓提高刀具和切屑溫度，有利于切屑分離，但刀具負前角為-20°，切削加工不穩(wěn)定。

Inconel718；犁削效應；有限元仿真

0 引言

Inconel718具有耐腐蝕、耐高溫的優(yōu)越性能，在航天、核電行業(yè)得到廣泛應用，如航天發(fā)動機葉片、核電站燃料組件端部格架等，但在其加工中存在諸多問題，如表面質量不穩(wěn)定，刀具振顫嚴重等。早期Inconel718切削過程研究主要采用試驗方式［1-3］，研究對象為切削過程中的力和刀具磨損。與實驗分析方法相比，Inconel718切削仿真分析也越來越被重視。如S.L.Soo模型預測的切向力與實驗值相比相對誤差在6%以內，進給力相對誤差在29%以內［4］，是因為Inconel718切削仿真模型耦合了剪切失效參數(shù)。E.Uhlmann切削仿真模型［5］耦合Inconel718材料應變、應變率、溫度以及塑性流動，仿真精度得到了提高。N.Ahmed等［6］也對Inconel718材料JC參數(shù)展開相關研究，獲得了不同熱處理情況下Inconel718JC參數(shù)。本文基于JC模型和切削實驗數(shù)據(jù)，通過Inconel718正交切削建模，進一步分析在Inconel718正交切削過程中前刀面粘壓和犁削效應對切削力和熱的影響。

1 Inconel718 正交切削實驗

切削試樣材料為Inconel718（45HRC），形狀長×寬×高為40 mm×30 mm×4 mm長方體，如圖1所示。Inconel718工件放置在刨床上，刀具采用訂制硬質合金刀具，以滿足實驗需要，如圖2所示。

圖1 試樣

圖2 刀具

試驗使用Kistler9272測力儀測量正交切削力，刀具速度為0.617m/s，切削深度設定為0.1 mm。圖3是安裝完畢的切削平臺，包括刀具、工件、平口鉗和測力儀等。

圖3 切削平臺

2 Inconel718 正交切削有限元模型

2.1 Inconel718正交切削有限元建模

Inconel718正交切削有限元模型包括刀具、Inconel718基體、切屑、基體和切屑間的聯(lián)結層。模型切削參數(shù)同實驗參數(shù)一致，刀具前角設定為0°。約束工件底部沿y方向自由度和工件左右兩邊節(jié)點x方向自由度。刀具設為剛體，切削速度施加在剛體上的等效耦合點。Inconel718正交切削有限元模型如圖4所示。

圖4 Inconel718正交切削有限元模型

為評估熱在切削中的影響，這里采用Abaqus熱力耦合分析程序。Inconel718基體、聯(lián)結層、切屑層單元采用溫度—位移耦合減縮積分單元，起始溫度為25℃。

2.2 Inconel718材料定義

Inconel718采用Johnson-Cook本構方程，J-C剪切失效模型配合J-C本構模型使用，適合模擬大應變率下的金屬變形失效，因此選用該模型來模擬切屑的分離。J-C本構方程參數(shù)和J-C剪切失效參數(shù)D1～D5需要通過試件材料性能實驗獲得。Inconel718（45HRC）的材料參數(shù)如表1所示。

表1 INCONEL 718（45HRC）J-C模型參數(shù)［7］

2.3 接觸摩擦準則

切削過程中，分離的切屑會對刀具前角產(chǎn)生軸向力，同時刀具后刀面與已加工面接觸，也會產(chǎn)生摩擦做功。這里應用庫倫公式計算各接觸面間的黏滑動摩擦，如式（1）所示。

σn為法向應力，μ是滑動區(qū)摩擦系數(shù)，τ為接觸面摩擦應力，τmax為臨界剪切屈服應力，當模型計算的τ小于τmax為滑動摩擦，若大于τmax則為黏性摩擦。Inconel718切削模型中的摩擦因數(shù)μ可由本次切削實驗得到切向力Ff和進給力Ft的數(shù)值和前角α計算獲得，如式（2）所示，計算得出在本次切削實驗條件下μ值為0.619。

3 Inconel718 切削模型驗證

切削力和切屑形態(tài)是衡量模型是否有效的2個重要標準，因為切削過程中切削熱的產(chǎn)生、刀具的磨損、刀具與工件的擠壓最終都會反映在切削力的波動上，鋸齒形切屑則反映了Inconel718加工過程中材料因絕熱剪切發(fā)生失效的特性。圖5顯示仿真切屑與實驗收集的切屑形態(tài)相似。表2從切屑和切削力兩個方面定量比較了實驗值和仿真值，切屑高度差相對誤差為17.5%；齒距相對誤差在21.6%。切向力和進給力的仿真值比實際值均小，進給力與實驗值誤差較大是因為實際切削中刀具刀尖半徑較大和Inconel718材料的微觀不均勻性（存在脆性相）。

圖5 Inconel718仿真切屑和實驗切屑形態(tài)對比

表2 Inconel718切削力、切屑仿真值與實驗數(shù)值

圖6 Inconel718切削模型溫度分布

Inconel718高速切削會產(chǎn)生大量的熱。除一部分熱量散失，剩余熱量會被工件和刀具吸收。圖6中從左至右分別為模型中切屑、Inconel718基體表面和刀具溫度分布計算值。仿真云圖顯示，溫度在第一和第二變形區(qū)最高，受高溫軟化影響，此區(qū)域材料沿著剪切帶滑移形成新的鋸齒。模型預測的刀具最高溫度為680℃，在實際切削中切屑和刀具前刀面由于溫度過高易發(fā)生擴散和粘結磨損等現(xiàn)象，本次試驗中也觀察到切屑粘結在刀具上。實驗中切削速度過快，采集的溫度數(shù)據(jù)不準確，但與同等條件下實驗文獻結果712℃相比，模型預測的刀具溫度誤差為4.49%［2］。

4 Inconel718 切削過程分析

4.1 前刀面粘壓

前刀面粘壓主要與刀具前角大小有關。當前角從-6°變至-10°，平均切向力從191 N增大至193.5 N，平均進給力從89 N增大至96 N。當前角從-6°變至-20°，平均切向力從194 N增大到204.7 N；平均進給力從89 N增大到136.3 N。仿真結果顯示負前角絕對值增大導致切削力波動更加劇烈，切削過程趨向于更不穩(wěn)定如圖7、圖8所示。

圖7 不同前角模型切向力對比

圖8 不同前角模型進給力對比

隨著刀具負前角絕對值的增大，進給力和切向力的比值越來越大，刀具前角為-6°、-10°和-20°對應的進給力和切削力的比值分別為0.466、0.496 4和0.665 9，說明前角的增大導致平均進給力增加，其增加幅度大于切向力變化幅度。

前刀面粘壓還表現(xiàn)在影響刀具與切屑之間的摩擦做功，從而改變切削熱。恒定進給量下不同前角刀具溫度分布如圖9所示，圖中從左至右刀具前角分別為-6°、-10°、-20°，可以發(fā)現(xiàn)刀具前角絕對值增大，刀具溫度隨之升高。刀具溫度升高原因，一是前角絕對值增大會增加刀具和切屑的擠壓，從而增加了切屑與刀具面摩擦做功；另一方面負前角絕對值增大使得刀具與切屑接觸長度增加，傳熱面積增加，圖9中黑色箭頭顯示的刀具前刀面溫度分布也驗證了這一點。

圖9 Inconel718切削刀具前角對刀具溫度的影響

4.2 Inconel718加工犁削效應

刀具圓角在切削中會對工件產(chǎn)生犁削作用，進而影響切削力的分布和數(shù)值。圖10和圖11比較了圓角切削模型切削力仿真值（圓角半徑為5 μm）和尖角切削模型仿真值，仿真結果顯示圓角半徑的增大對切向力數(shù)值和振幅影響均不大；進給力均值增加7%，說明刀具圓角犁削作用對工件表面的接觸擠壓對進給力均值的影響幅度要顯著超過切向力。

圖10 不同圓角模型切向力對比

圖11 不同圓角模型進給力對比

5 結論

基于實驗建立Inconel718正交切削有限元模型，仿真了高速切削條件下Inconel718鋸齒形切屑形成并分析了前刀面擠壓和犁削對切削過程的影響，主要結論如下：1）模型揭示了Inconel718切削過程生成的鋸齒形切屑；同實驗值相比，Inconel718進給力仿真值相對誤差為21%，切向力相對誤差1.6%；模型預測的刀具溫度同文獻實驗值相對誤差為4.49%。2）前刀面擠壓影響切削力和刀具溫度分布：刀具負前角絕對值增加，切削力均值提高，刀具溫度分布梯度更高；但刀具前角變?yōu)?20°時，切削力非周期性波動較大，加工過程不穩(wěn)定。3）犁削效應主要影響進給力：帶刀具圓角半徑模型進給力與尖角模型相比，均值增加7%。

［1］ Choudhurya I A，El-Baradieb M A.Machinability assessment of inconel718 by factorial design of experiment coupled with response surface methodology ［J］.JournalofMaterials Processing Technology，1999（95）：30-39.

［2］ Pawade R S.An investigation of cutting forces and surface damage in high-speed turning of Inconel718［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，192-193：139-146.

［3］ 黃雪紅.鎳基合金Inconel718高速車削摩擦磨損行為研究［D］.濟南：山東大學，2009.

［4］ Sooa S L，Dewesa R C.3D FE modeling of the cutting of Inconel718［J］.Journal of Materials Processing Technology 2004，150：116-123.

［5］ Uhlmann E.Finite Element Modeling and Cutting Simulation of Inconel718［J］.Annals of the CIRP，2007，56：61-64.

［6］ Pereira J M，Lerch B A.Effects of heat treatment on the ballistic impact properties of Inconel718 for jet engine fan containment applications［J］.International Journal of Impact Engineering，2001，25：715-733.

（編輯昊 天）

Simulation Analysis of Inconel718 Orthogonal Cutting Process Based on Experiment

XU Xiaojin， LI Ying， YE Chen
（State Nuclear Power Plant Service Company,Shanghai 200233,China）

To investigate the effects of plough phenomenon and rack face extrusion on Inconel718 machining process,a FE model is established.A cutting experiment under the same cutting conditions adopted in the FE model is conducted to determine the parameters used in FE model and to confirm the model.The plough phenomenon and rack face extrusion are studied by changing the cutting edge radius and negative rake angle.Meanwhile,the cutting force and tool temperature data are compared based on the simulation results.The simulation reveals that the plough effect leads to increase feed force which is improved by 15%with the cutting edge radius changed from 0 to 5 μm.The results also show that rack face extrusion leads to increase the cutting force and chip temperature,which is good for chip separation at some degrees,and the cutting process becomes unsteady if negative rake angle exceeding-20°because of the cutting force fluctuation.

Inconel718;plough phenomenon;FEA

TG 501

A

1002－2333（2014）05－0124－03

許小進（1986—），男，助理工程師，碩士研究生，研究方向為材料加工仿真及工藝優(yōu)化。

2014-02-21

國家重大科技專項資助項目（GHYX-ZX-1201）