車削加工AISI 1045工件的切削熱建模與仿真研究

楊 洋，李金良，周 亮

(吉林大學(xué) a.工程訓(xùn)練中心；b.材料科學(xué)與工程學(xué)院，長(zhǎng)春 130012)

0 引言

車削過程中產(chǎn)生的切削熱嚴(yán)重影響切屑變形機(jī)理、接觸摩擦力、刀具磨損機(jī)制、刀具使用壽命、加工表面的完整性以及加工誤差，因此切削熱的劃分以及溫度分布成為金屬切削過程的一個(gè)研究熱點(diǎn)[1-4]。以此為出發(fā)點(diǎn)，由于金屬切削變形區(qū)域的溫度在位測(cè)量比較難以實(shí)施，很多經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、?shù)值模型和解析模型被提出來預(yù)測(cè)切削溫度。最早的切削熱模型在上世紀(jì)初由Taylor提出，在此模型中還提出了一個(gè)被廣泛運(yùn)用的刀具壽命經(jīng)驗(yàn)公式，將刀具使用壽命與切削速度或者切削溫度聯(lián)系起來，經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ突诟咚黉撉邢鲗?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)建立起來，但是模型的適用性僅局限于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的范圍內(nèi)。

數(shù)值模型作為解決復(fù)雜切削問題的常用工具，在此問題上被用于確定切削過程中的切削熱與溫度分布。Usui 采用能量方法應(yīng)用有限差分方法來預(yù)測(cè)連續(xù)切削的穩(wěn)態(tài)溫度分布，推導(dǎo)出刀具前刀面磨損與溫度計(jì)應(yīng)力的關(guān)系[5]。Puls提出一種耦合歐拉-拉格朗日有限元模型來仿真切屑變形和計(jì)算正交切削中刀具-工件-切屑的溫度和熱分布[6]。這類數(shù)值模型精度依靠工件材料本構(gòu)模型，計(jì)算方法和邊界條件，通常求解比較費(fèi)時(shí)。

解析模型能夠?qū)撛诘奈锢頇C(jī)制提供更好的理解途徑，目前已經(jīng)有很多解析模型被提出來預(yù)測(cè)金屬切削變形區(qū)的溫度分布[7]。Klocke等提出了一種新的基于潛在理論的解析模型來研究金屬切削過程中的溫度分布[8]。切削溫度預(yù)測(cè)的解析模型需要大量的計(jì)算，依據(jù)大范圍的邊界條件，在實(shí)際應(yīng)用中很少采用。因此，本文提出一種解析方法能夠簡(jiǎn)易的預(yù)測(cè)加工鋼質(zhì)工件時(shí)第一剪切變形區(qū)、切削刃以及工件表面的溫度,不僅可以用于優(yōu)化刀具-工件系統(tǒng)，還可以將切削參數(shù)切削溫度相聯(lián)系。

1 切削溫度的解析計(jì)算模型

切削溫度解析模型研究中，一般講切削區(qū)域劃分為三個(gè)關(guān)鍵部分，分別為：中間部分的基本剪切區(qū)，平均溫度為Tpz，切削刃下的已加工表面區(qū)域，溫度為Tps，切削刃上的局部最高溫度為Tce的區(qū)域，如圖1切削溫度計(jì)算模型所示。

(1)基本剪切區(qū)符合絕熱條件；

(2)切削鋼質(zhì)工件時(shí)實(shí)現(xiàn)靜態(tài)熱平衡；

(3)刀具刀尖足夠尖銳，切削時(shí)能形成連續(xù)的切屑；

(4)不產(chǎn)生積屑瘤和耕犁效應(yīng)。

圖1 切削溫度計(jì)算模型

通過TaylorF方程[9]可以計(jì)算基本剪切區(qū)材料變形溫升：

ρw·cw·dT=90%·τθ·dγ

(1)

式中,ρw為工件材料的密度，cw為熱容量規(guī)格，T為溫度，τθ為有效隔熱剪切流應(yīng)力，γ為有效塑性剪切應(yīng)變，式(1)表示90%的彈性變形能量轉(zhuǎn)換成熱量，剩余的10%的能量?jī)?chǔ)存在已變形金屬內(nèi)，為了獲得剪切區(qū)的溫度Tpz的具體表達(dá)式，本文采用了基于Johnson-Cook材料模型的改進(jìn)模型：

(2)

(3)

為了推導(dǎo)切削刃溫度Tce的解析模型公式，需要考慮到切削刃體元dV的靜態(tài)熱流量，dV的質(zhì)量為mce，規(guī)格熱容量為cce。此時(shí)切削刃體元dV存儲(chǔ)的熱流量為總體熱流量與擴(kuò)散熱流量之差：

mce·cce·Tce=fce·Fc·vc-αce·Sce·(Tce-T0)

(4)

式中，fce為熱流小數(shù)，αce位熱流轉(zhuǎn)換系數(shù)，Sce為體元的熱轉(zhuǎn)換表面，Tce-T0溫度梯度。重新整理式(4)，并求解時(shí)域內(nèi)表達(dá)式得到：

(5)

考慮到穩(wěn)態(tài)下的Tce，當(dāng)t→∞時(shí)：

(6)

同樣的已加工表面的溫度Tps，在穩(wěn)態(tài)狀態(tài)下可以得到：

(7)

式中,fps為進(jìn)入工件的熱流小數(shù)，αps為工件的材料屬性，Sps已加工表面體元的熱轉(zhuǎn)換表面。

從式(6)和式(7)可以看出，刀具切削刃和已加工工件表面產(chǎn)生的切削溫度，類似于給定切削速度下的切削力行為，切削力可以在切削實(shí)驗(yàn)過程中測(cè)量或者采用Kienzle方程來計(jì)算，通過式(6)和式(7)來預(yù)測(cè)切削溫度需要熱流小數(shù)fce和fps，在切削鋼質(zhì)工件的情況下，Kronenberg提出了一種溫度擴(kuò)散模式[11]：75%的熱擴(kuò)散到切屑，18%擴(kuò)散到刀具，7%擴(kuò)散到工件，

2 切削溫度模型仿真分析

為了驗(yàn)證本文提出切削溫度解析模型的有效性，采用AISI 1045鋼進(jìn)行了正交切削仿真實(shí)驗(yàn)，在仿真過程中vc=150m/min，未變形切屑厚度h設(shè)置為0.1～0.5mm的范圍，軟件使用DEFORM-2D的二維熱-機(jī)械耦合模型，如圖2所示。

圖2 預(yù)測(cè)切削溫度的有限元模型

仿真中將切削過程看做是成形加工，切屑形成沒有使用任何的材料斷裂準(zhǔn)則，仿真中的熱-機(jī)械材料流動(dòng)性能滿足式(2)給出的材料定律，在仿真中將刀具作為一個(gè)具有固定網(wǎng)格來計(jì)算溫度分布的剛體，切削材料的仿真數(shù)據(jù)由其它文獻(xiàn)[12]得到，刀具-切屑之間的間隙電導(dǎo)率和熱轉(zhuǎn)換系數(shù)假設(shè)分別等于107W/m2℃和20W/m2℃。

圖3 基本剪切區(qū)的溫度預(yù)測(cè)結(jié)果

圖3給出了本文提出模型在基本剪切區(qū)的溫度預(yù)測(cè)結(jié)果，從圖中可以看出，預(yù)測(cè)的結(jié)果與Trigger模型有很好的吻合性[13]。AISI 1045鋼切削的摩擦力Fr通過切削力和進(jìn)給力來計(jì)算：

Fr=Fc·sin(γn)+Ff·cos(γn)

(8)

其中，F(xiàn)c為切削力，F(xiàn)f為進(jìn)給力，切屑速度Vch等于vc/λh，λh為比率，計(jì)算結(jié)果如表1所示。

表1 切削力計(jì)算結(jié)果(vc=150m/min)

圖4 切削AISI 1045鋼的有限元仿真結(jié)果

圖4給出了切削AISI 1045鋼的有限元計(jì)算溫度分布結(jié)果，在切削速度為vc=150m/min，未變形切屑厚度h為0.5mm情況下本文提出的解析模型求解與有限元仿真結(jié)果如圖5所示。為了預(yù)測(cè)切削刃的溫度Tce和已加工表面的溫度Tps，采用模型參數(shù)fce=18%，fps=7%和αce=αps=107W/m2℃。用于溫度預(yù)測(cè)的體元參數(shù)為dl=70μm，在以上假設(shè)和參數(shù)設(shè)置下，本文提出的溫度解析模型對(duì)切削問題的仿真提供了一個(gè)較好的趨勢(shì)預(yù)測(cè)。

圖5 三個(gè)區(qū)域溫度的解析模型與有限元結(jié)果對(duì)比

3 小結(jié)

切削熱對(duì)于研究已加工表面質(zhì)量以及刀具磨損有著重要的作用，本文建立了一種車削加工AISI 1045工件的溫度預(yù)測(cè)解析模型，模型中對(duì)三個(gè)關(guān)鍵的切削區(qū)域進(jìn)行了快速估計(jì)，模型同時(shí)考慮了切削參數(shù)與材料屬性，通過解析模型的計(jì)算與有限元仿真方法的對(duì)比，并將解析模型的結(jié)果與Trigger方法進(jìn)行了對(duì)比，以對(duì)比結(jié)果驗(yàn)證本文方法，為加工AISI 1045工件的切削熱研究提供借鑒。

[參考文獻(xiàn)]

[1] Arrazola PJ, Ozel T, Umbrello D, et al.Recent Advances inModelling of Metal Machining Processes[J]. Annals of the CIRP,2013，62(2):695-718.

[2] 楊瀟,曹華軍,陳永鵬,等.高速干切滾齒工藝系統(tǒng)切削熱全過程傳遞模型[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2015，51(19):189-196.

[3] 汪世益, 滿忠偉, 方勇. 金屬切削刀具后刀面的切削熱研究[J]. 制造技術(shù)與機(jī)床, 2011 (1): 92-97.

[4] 丁建生, 韓建峰, 劉藺勛. 切削熱對(duì)超臨界 KT5331AS0 鋼表面成分的影響[J]. 熱加工工藝, 2010 (24): 70-72.

[5] Usui E, Shirakashi T, Kitagawa T. Analytical Prediction of Three Dimensional Cutting Process, Part 3: Cutting Temperature and Crater Wearof Carbide Tool[J]. Transactions of ASME Journal of Engineering for Industry,1978(100):236-243.

[6] Puls H, Klocke F, Veselovac D. FEM-based prediction of heat partition in dry metal cutting of AISI 1045[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2016, 86(1-4): 737-745.

[7] 肖茂華, 何寧, 李亮, 等. 基于量熱法與溫度補(bǔ)償技術(shù)的鎳基合金切削熱分配試驗(yàn)研究[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2013, 32(10): 1551-1554.

[8] Klocke F, Brockmann M, Gierlings S, et al.Analytical Model of Temperature Distribution in Metal Cutting Based on Potential Theory. Mechanical Science,2015(6):89-94.

[9] 童慧芬. 準(zhǔn)干式深孔加工中切削熱的理論計(jì)算與溫度場(chǎng)模擬[D]. 太原: 中北大學(xué), 2009.

[10] 趙劍波. 鈦合金插銑切削力及切削熱理論與實(shí)驗(yàn)研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2007.

[11] Kronenberg M. Grundzüge der Zerspanungslehre: Theorie und Praxis der Zerspanung für Bau und Betrieb von Werkzeugmaschinen Zweiter Band Mehrschneidige Zerspanung (Stirnfr?sen, Bohren)[M]. Springer-Verlag, 2013.

[12] Brooks KJA. World Directory and Handbook of Hardmetals and Hard Materials[J]. Materials & Design ,1992,13 (3):184.

[13] 劉婕.CFRP/鈦合金疊層材料螺旋銑孔切削熱分析與溫度預(yù)測(cè)[D]. 天津: 天津大學(xué), 2014.