Inconel 718鎳基高溫合金銑削過程的數(shù)值模擬

李學(xué)光， 郭克， 陳明澤， 王亞輝

(1. 長春理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 吉林 長春 130022； 2. 中國人民解放軍66132部隊(duì)， 北京 100000)

0 引言

隨著高精度武器技術(shù)的飛速發(fā)展， 鎳基高溫合金由于其耐高溫、 耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于先進(jìn)航空武器制造的國防領(lǐng)域. 鎳基高溫合金已成為航空航天、 制造飛機(jī)結(jié)構(gòu)中常見主要組成材料之一. 鎳基高溫合金Inconel 718在航空航天和電力工業(yè)被廣泛應(yīng)用， 因?yàn)槠錂C(jī)械強(qiáng)度高， 在高溫條件下具有優(yōu)良的耐腐蝕性和抗蠕變性能. 鎳基高溫合金Inconel 718具有良好的力學(xué)性能和物理性能， 在航空航天和醫(yī)療領(lǐng)域有廣泛的應(yīng)用. 據(jù)統(tǒng)計(jì)分析， 約50%的飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)是由鎳基高溫合金制成的[1-4].

Varsharani等[5]利用測量的切削力獲得最佳切削條件， 在Inconel 718螺旋球頭銑削過程中建立回歸模型使切削力達(dá)到最小. 鄭光明等[6]利用陶瓷刀具對航空航天材料Inconel 718進(jìn)行了一系列銑削實(shí)驗(yàn)，研究不同切削速度下切屑形態(tài)、 銑削力和刀具磨損等的變化規(guī)律. Li等[7]采用ABAQUS軟件建立三維銑削模型， 使用Johnson Cook材料本構(gòu)模型來確定鎳基高溫合金Inconel 718應(yīng)力. 吳明陽等[8]進(jìn)行了PCBN刀具車削鎳基高溫合金Inconel 718實(shí)驗(yàn)， 分析PCBN刀具車削高溫合金Inconel 718時(shí)切削參數(shù)對切削力的影響， 并且研究了形成不同刀具磨損形式的原因. Jadam等[9]研究了在切削鎳基高溫合金Inconel 718過程中， 在干切削條件下未涂層硬質(zhì)合金刀片的不同磨損形式. 于鳳云等[10]研究了預(yù)應(yīng)力對GH4169切削的影響. Sun 等[11]對切削力信號(hào)和切削速度進(jìn)行了特殊測試. Hao等[12]采用涂層刀具進(jìn)行切削鎳基高溫合金Inconel 718， 研究了刀具的磨損機(jī)理. Jebaraj等[13]研究了冷卻環(huán)境、 進(jìn)給速度、 切削速度等工藝參數(shù)對切削溫度、 進(jìn)給力、 法向力、 軸向力和平均表面粗糙度輸出響應(yīng)的影響. Lu 等[14]建立了預(yù)測微銑削力和銑削溫度的模型, 通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的準(zhǔn)確性. 根據(jù)熱力耦合原理和實(shí)驗(yàn)結(jié)果， 得到切削參數(shù)對微銑削力和銑削溫度的影響.

本研究采用有限元方法對鎳基高溫合金Inconel 718連續(xù)銑削過程及切屑形成進(jìn)行了仿真研究. 首先建立銑削過程的三維銑削模型， 采用JC材料本構(gòu)模型和等效塑性應(yīng)變法對銑削過程進(jìn)行仿真. 通過在銑削模型中改變切削參數(shù)， 分析了切削力、 切削溫度和切屑形態(tài)的變化規(guī)律.

1 有限元仿真分析

傳統(tǒng)的鎳基高溫合金切削加工成本高， 浪費(fèi)人力物力. 隨著計(jì)算機(jī)性能的飛速發(fā)展， 有限元技術(shù)得到了廣泛的應(yīng)用， 有限元仿真技術(shù)逐漸成為研究人員研究材料加工過程的方法， 大大降低了實(shí)驗(yàn)研究的成本. 文獻(xiàn)[15]建立了彈塑性材料三維切削的有限元模型， 分析了切削過程中切屑產(chǎn)生和形態(tài)變化過程, 從邊界條件、 材料屬性、 熱力耦合、 網(wǎng)格等方面對正交切削的有限元模擬和表面完整性進(jìn)行了全面研究.

本研究采用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行三維銑削仿真. 在三維建模中， 模擬了刀具銑削過程. 因此， 在進(jìn)行切削操作中， 得到了所需要的數(shù)據(jù). 有限元銑削模型如圖1所示.

圖1 銑削模型示意圖Fig.1 Milling model

刀具網(wǎng)格劃分在仿真過程中起著至關(guān)重要的作用. 本研究定義工件切削區(qū)域的單元網(wǎng)格尺寸為0.01 mm. 在非切削區(qū)域網(wǎng)格尺寸進(jìn)行單一精度播種， 種子密度分布為0.01～0.05 mm. 網(wǎng)格單元為熱力耦合應(yīng)力型單元， 采用一階線性減縮積分平面應(yīng)變六面體單元， 并采用強(qiáng)化沙漏控制.

材料本構(gòu)模型Johnson-Cook(JC)可以描述在高應(yīng)變、 高應(yīng)變率和高溫下的金屬材料動(dòng)態(tài)行為. 仿真計(jì)算所需材料參數(shù)如表1～2所示.

表1 Inconel 718的J-C本構(gòu)參數(shù)

表2 Inconel 718的物理性質(zhì)

刀具為整體硬質(zhì)合金立銑刀. 刀具直徑為10 mm. 在切削實(shí)驗(yàn)中， 采用單因素實(shí)驗(yàn)的方法改變主軸轉(zhuǎn)速、 切削深度和每齒進(jìn)給量. 主軸轉(zhuǎn)速為3 000、 4 000、 5 000、 6 000 r·min-1, 每齒進(jìn)給量為0.06、 0.08、 0.10、 0.12 mm·z-1. 軸向切削深度為0.20、 0.25、 0.30、 0.35 mm， 徑向切削深度為5 mm. 利用本研究建立的三維銑削模型， 在不同的每齒進(jìn)給量、 主軸轉(zhuǎn)速和切削深度的切削參數(shù)下， 對切削溫度、 切削力和切屑形態(tài)進(jìn)行了仿真分析.

2 結(jié)果與討論

2.1 銑削溫度分析

2.1.1每齒進(jìn)給量對切削溫度的影響

銑削仿真中， 軸向切削深度0.30 mm， 徑向切削深度5 mm， 主軸轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1. 每齒進(jìn)給量分別為0.06、 0.08、 0.10、 0.12 mm·z-1. 在鎳基高溫合金Inconel 718連續(xù)銑削的條件下(軸向切削深度0.3 mm， 主軸轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1)， 通過對不同每齒進(jìn)給量實(shí)驗(yàn)組的分析， 得到四種溫度云圖(詳見圖2).

(a) fz=0.06 mm·z-1

(b) fz=0.08 mm·z-1

(c) fz=0.10 mm·z-1

(d) fz=0.12 mm·z-1

由圖2可知， 每齒進(jìn)給量為： 0.06、 0.08、 0.10、 0.12 mm·z-1時(shí)， 銑削溫度分別為836、 858、 885、 905 ℃. 可以看出， 銑削溫度隨著每齒進(jìn)給量的增加逐漸上升， 但變化速率在下降. 這是因?yàn)殡S著每齒進(jìn)給量的增加， 進(jìn)給速度逐漸增加， 單位時(shí)間內(nèi)的去除率增加， 導(dǎo)致切削溫度增加. 同時(shí)， 隨著進(jìn)給速度的增加， 切屑帶走的熱量增加， 導(dǎo)致升溫速率逐漸降低. 在圖2中可以看出， 最大銑削溫度發(fā)生在切屑之間的接觸點(diǎn)和端銑刀尖的邊緣.

2.1.2切削深度對切削溫度的影響

對軸向切削深度ap1=0.20 mm、ap2=0.25 mm、ap3=0.30 mm、ap4=0.35 mm四種參數(shù)進(jìn)行切削仿真. 通過對不同切削深度實(shí)驗(yàn)組進(jìn)行分析， 在每齒進(jìn)給量0.1 mm·z-1， 主軸轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1切割條件下得到四種溫度云圖， 如圖3所示.

(a) ap1=0.20 mm

(b) ap2=0.25 mm

(c) ap3=0.30 mm

(d) ap4=0.35 mm

由圖3可知， 當(dāng)軸向切削深度為0.20、 0.25、 0.30和0.35 mm時(shí)， 對應(yīng)的銑削溫度分別為831、 861、 885和910 ℃. 可以看出， 銑削溫度隨著軸向切削深度的增加而增加， 這是由于軸向切削深度增加， 前刀面與工件的接觸面積增加， 產(chǎn)生大量的切削熱.

2.1.3主軸轉(zhuǎn)速對切削溫度的影響

軸向切削深度為0.30 mm時(shí)， 主軸轉(zhuǎn)速為3 000、 4 000、 5 000和6 000 r·min-1. 在Inconel 718連續(xù)銑削條件下(每齒進(jìn)給量為0.10 mm·z-1， 切削深度為0.30 mm)， 通過對不同主軸轉(zhuǎn)速實(shí)驗(yàn)組的分析， 得到四種溫度云圖， 具體詳見圖4.

(a) v主軸=3 000 r·min-1

(b) v主軸=4 000 r·min-1

(c) v主軸=5 000 r·min-1

(d) v主軸=6 000 r·min-1

由圖4可知， 軸向切削深度為0.30 mm， 主軸轉(zhuǎn)速為3 000、 4 000、 5 000和6 000 r·min-1時(shí)， 銑削溫度分別為885、 896、 906和918 ℃. 銑削溫度隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加而增加. 不同的是隨著銑削速度的增加， 銑削溫度的增長速率呈現(xiàn)穩(wěn)定的變化規(guī)律. 隨著銑削速度的逐漸增加， 切削區(qū)域切屑溫度逐漸增加， 切屑帶走的熱量的比例逐漸增加， 所以轉(zhuǎn)移到刀-工之間的熱量幾乎不變.

2.2 銑削力分析2.2.1 主軸轉(zhuǎn)速對切削力的影響

該模型軸向切削深度為0.30 mm， 徑向切深5 mm， 每齒進(jìn)給量為0.10 mm·z-1. 以切削力為指標(biāo)進(jìn)行研究， 以主軸轉(zhuǎn)速為單因素進(jìn)行仿真分析. 對主軸轉(zhuǎn)速3 000、 4 000、 5 000及6 000 r·min-1進(jìn)行了切削仿真. 銑削力平均值隨主軸轉(zhuǎn)速的變化如圖5所示. 當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速較低時(shí)， 隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 單位時(shí)間內(nèi)去除量增加， 切削力先增大. 隨著主軸速度的繼續(xù)增加， 單位時(shí)間內(nèi)去除量不再增加. 刀具與工件之間的摩擦系數(shù)減小， 切削力減??； 隨著主軸轉(zhuǎn)速的不斷提高， 溫度也隨之提高， 工件的強(qiáng)度和硬度降低， 切削力也隨之降低. 綜上所述， 切削力會(huì)隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加先增大， 然后逐漸減小.

圖5 不同主軸轉(zhuǎn)速下的切削力Fig.5 Cutting force at different spindle speeds

2.2.2切削深度對切削力的影響

該模型徑向切深5 mm， 主軸轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1， 每齒進(jìn)給量0.10 mm·z-1. 以切削力作為研究指標(biāo)， 以切削深度單一因素進(jìn)行仿真分析. 軸向切削深度分別在0.20 、 0.25 、 0.30 和0.35 mm進(jìn)行了切削仿真. 切削力的平均值隨切削深度的變化如圖6所示. 隨著切削深度的增加， 銑削力隨軸向切削深度成比例增大， 但對刀具與工件的摩擦系數(shù)和材料變形系數(shù)波動(dòng)影響不大， 因此隨著切削深度的增加， 切削力逐漸增大.

圖6 不同切削深度下的切削力Fig.6 Cutting forces at different cutting depths

2.2.3每齒進(jìn)給量對切削力的影響

該模型軸向切削深度0.30 mm， 徑向切削深度5 mm， 主軸轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1. 以切削力作為研究指標(biāo)， 采用單因素每齒進(jìn)給量進(jìn)行仿真分析. 分別在0.06、 0.08、 0.10、 0.12 mm·z-1的條件下進(jìn)行數(shù)值模擬， 銑削力的平均值隨每齒進(jìn)給量的變化如圖7所示.

圖7 不同每齒進(jìn)給量的切削力Fig.7 Cutting force at different feed per tooth

隨著每齒進(jìn)給量的增加， 單位時(shí)間內(nèi)工件材料的去除量成比例增加， 導(dǎo)致克服材料變形的工作量增加， 切削力逐漸增加. 同時(shí)， 隨著每齒進(jìn)給量的增加， 切屑變形系數(shù)變大， 摩擦系數(shù)變大， 也會(huì)削弱切削力的增加. 綜上所述， 切削力隨每齒進(jìn)給量的增加而緩慢增加.

2.3 切屑形態(tài)分析

2.3.1宏觀分析

本研究重點(diǎn)分析切屑產(chǎn)生的過程， 并研究主軸速度對切屑形狀的宏觀影響. 隨著主軸轉(zhuǎn)速的變化， 得到不同主軸轉(zhuǎn)速下的切屑形狀如圖8所示.

(a) v主軸=3 000 r·min-1

(b) v主軸=4 000 r·min-1

(c) v主軸=5 000 r·min-1

(d) v主軸=6 000 r·min-1

如圖8(a)所示， 當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1時(shí)， 出現(xiàn)帶狀卷曲形狀切屑， 內(nèi)外表面均光滑. 圖8(b)是主軸轉(zhuǎn)速為4 000 r·min-1時(shí)所形成的切屑形態(tài)， 切屑形態(tài)也沒有太多不同. 因此， 增加主軸速度對形成鋸齒狀切屑的趨勢有很大的影響. 隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 切屑程度逐漸增強(qiáng)， 從圖中可以看出， 隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 切屑表面材料的擠壓也隨之增大. 在圖8(c)中轉(zhuǎn)速為5 000 r·min-1時(shí)， 明顯出現(xiàn)鋸齒狀切屑. 在圖8(d)中， 切屑的鋸齒程度較窄， 說明隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 切屑與刀具前刀面的摩擦增大， 導(dǎo)致切削溫度升高， 同時(shí)鋸齒間的齒距逐漸減小. 當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增加時(shí)， 材料變形使前刀面摩擦系數(shù)減小， 易切削， 切削力減小. 這與切削力分析正好對應(yīng)， 表明切削力隨主軸轉(zhuǎn)速的增加而減小， 且主軸轉(zhuǎn)速增加， 切屑鋸齒化越嚴(yán)重， 切屑局部剪切變形越大.

2.3.2微觀分析

主軸轉(zhuǎn)速變化引起的切屑形狀如圖9所示， 形成鋸齒形切屑. 主要原因是隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高， 切削溫度升高， 產(chǎn)生的熱量大部分被切屑帶走， 切屑受到熱軟化作用的影響， 形成鋸齒狀切屑. 從實(shí)驗(yàn)中可以看出， 隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 切削速度和鋸齒化的頻率均增加.

(a) v主軸=3 000 r·min-1

(b) v主軸=4 000 r·min-1

(c) v主軸=5 000 r·min-1

(d) v主軸=6 000 r·min-1

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1時(shí)， 出現(xiàn)鋸齒狀切屑， 但齒底與齒屑底部的距離較大， 切屑的切屑程度和齒距較小， 且鋸齒形狀較均勻； 當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增加到4 000 r·min-1時(shí)， 鋸齒狀切屑出現(xiàn)不規(guī)則形狀， 切削溫度也逐漸升高. 當(dāng)主軸增加到6 000 r·min-1時(shí)， 鋸齒化程度十分明顯， 鋸齒形切屑也變得規(guī)則， 自由表面出現(xiàn)較規(guī)則的鋸齒形切屑. 其原因是隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加， 切削溫度的升高， 位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)速度增加， 沿滑帶方向形成鋸齒狀切屑. 從以上分析可以得出， 主軸轉(zhuǎn)速對集中剪切滑移的影響最大， 集中剪切滑移影響切屑的鋸切程度和齒距. 鎳基高溫合金材料的導(dǎo)熱性能較差是產(chǎn)生集中剪切滑移的主要原因. 局部高溫是在高速條件下產(chǎn)生的， 這導(dǎo)致材料的熱軟化. 在高溫下， 位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)克服了變形和硬化的影響. 剪切區(qū)的局部強(qiáng)度減小， 形成集中剪切滑移.

每齒進(jìn)給量的變化對切屑形狀的影響如圖10所示. 隨著每齒進(jìn)給量的增加， 切屑的鋸齒形更加明顯. 當(dāng)每齒進(jìn)給量為0.06 mm·z-1時(shí)， 鋸齒形狀不規(guī)則， 無剪切滑移帶， 鋸齒度小. 隨著每齒進(jìn)給量的增加， 材料的去除率也增加， 溫度也隨之增加. 每齒進(jìn)給量增加到0.08 mm·z-1， 可以清楚地發(fā)現(xiàn)鋸齒狀切屑更有規(guī)律， 鋸齒狀的程度是顯而易見的. 當(dāng)每齒進(jìn)給量增加到0.10 mm·z-1時(shí)， 切屑的鋸齒程度顯著， 切屑段形成近似梯形， 腰部較高. 當(dāng)每齒進(jìn)給量增加到0.12 mm·z-1時(shí)， 相鄰鋸齒之間距離逐漸縮短， 沿剪切滑移帶的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生一定程度的變形. 拉力的大小和方向不一致， 沒有明顯的規(guī)律性.

(a) fz=0.06 mm·z-1

(b) fz=0.08 mm·z-1

(c) fz=0.10 mm·z-1

(d) fz=0.12 mm·z-1

3 結(jié)論

本研究建立了基于JC本構(gòu)模型和塑性損傷準(zhǔn)則的三維銑削模型， 在有限元方法基礎(chǔ)上對鎳基高溫合金Inconel 718銑削過程中切削力、 切削溫度和鋸齒屑的形成機(jī)理進(jìn)行了仿真分析， 發(fā)現(xiàn)銑削溫度隨著主軸轉(zhuǎn)速、 每齒進(jìn)給量和軸向切深的增加而增加. 但上升的速率卻有所不同， 每齒進(jìn)給量的增長速率下降， 主軸轉(zhuǎn)速和軸向切深的增長速率趨于穩(wěn)定. 主軸轉(zhuǎn)速對銑削溫度影響最大， 溫度最高達(dá)到918 ℃； 切削力會(huì)隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加而增大， 最高達(dá)到226 N， 然后逐漸減小， 達(dá)到217 N. 而切削力隨切削深度和每齒進(jìn)給量的增加呈比例增加. 分析結(jié)果表明， 在鎳基高溫合金Inconel 718銑削過程中， 主軸轉(zhuǎn)速對鋸齒形切屑形成的影響更為顯著， 隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高， 鋸齒現(xiàn)象更加明顯.