車削GH4169鎳基高溫合金的刀具磨損率仿真及實驗研究

孔憲俊，王進，劉標，劉屹巍，劉勝男，王明海

1沈陽航空航天大學機電工程學院；2中航工業(yè)沈飛(集團)有限公司科技管理室；3空裝駐沈陽地區(qū)第一軍事代表室；4海裝沈陽局駐沈陽地區(qū)第一軍事代表室

1 引言

航空工業(yè)的發(fā)展體現(xiàn)著國家實力以及生產(chǎn)技術(shù)的進步，作為飛機的“心臟”，航空發(fā)動機的制造要求也越來越嚴苛[1]。如今，因高溫合金能夠有效承受熱沖擊，具有較高的熱強度和熱硬度，且耐腐蝕以及抗氧化性好等優(yōu)點，廣泛應(yīng)用了制造發(fā)動機的材料[2，3]。但高熱強度及熱硬度的特性導致實際加工困難，刀具磨損嚴重，加工質(zhì)量難以保證[4]。

針對高溫合金加工刀具磨損嚴重問題，眾多學者對比開展了研究。除了日益完善的刀具磨損機理和切削參數(shù)對刀具磨損的影響外，刀具磨損率也是評判刀具磨損的重要指標。李孟虔等[5]通過模糊神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建立BTA刀具磨損率在線鉆削模型，結(jié)合仿真與試驗預(yù)測BTA刀具磨損率，效果較好；靳偉賀[6]基于模糊神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對BTA深孔加工刀具磨損率進行預(yù)測，得出平均預(yù)測誤差為9.73%；許寧萍等[7]使用TiN和TiAlN涂層刀具分別對Inconel 718鎳基合金等材料進行切削試驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，不同材料的刀具磨損率存在差異，并能夠通過分析涂層消耗和磨損率的關(guān)系選擇合適的切削速度。

關(guān)于刀具磨損率的數(shù)學模型，Sager Chithajalu Kiran等[8]認為黏附磨損是加工時的主要磨損機理，建立了四種基于黏附力的刀具磨損率數(shù)學模型，第四種模型的預(yù)測誤差比在4%～7%之間；Hwa Jung等[9]則通過銑削時的切削溫度計算出不同切削參數(shù)下的刀具磨損率，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著切削速度和進給量的增加，球頭、圓頭和平頭立銑刀的刀具磨損率均有增加。

綜合國內(nèi)外研究現(xiàn)狀，目前國內(nèi)關(guān)于刀具磨損率的研究主要集中在利用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對刀具磨損率進行預(yù)測以及通過刀具壽命判斷刀具磨損率。國外主要集中在電火花加工時刀具磨損率的研究，而關(guān)于刀具磨損率數(shù)學模型研究較缺乏。本文基于Archard刀具磨損理論，建立了以粘結(jié)磨損為主的刀具磨損率數(shù)學模型，基于三維切削仿真計算不同切削參數(shù)下的刀具磨損率，并通過試驗數(shù)據(jù)驗證建立模型的準確性，為刀具磨損的理論計算與實際生產(chǎn)提供一定的參考價值。

2 車削高溫合金刀具磨損數(shù)學模型建立及仿真分析

2.1 高溫合金刀具磨損數(shù)學模型

Archard通過試驗計算獲得了刀具磨損的粘結(jié)磨損模型，得到了磨損量與法向載荷、滑動距離及切削載荷之間的關(guān)系[10]，可表達為

(1)

式中，W為磨損量(mm3)；k為磨損系數(shù)，與兩接觸材料種類和配合有關(guān)；P為法向載荷(N)；L為滑動距離(mm)；σs為材料的屈服強度(MPa)。

切削長度可由切削速度和時間表示

L=Vct

(2)

單位長度磨損量為

(3)

由式(3)可得到磨損率為

(4)

式(4)中磨損系數(shù)k表示為

(5)

式中，ΔW為材料的磨損重量(g)；d為材料比重(g/cm3)(可用材料密度代替)；V為滑動線速度(m/s)(由進給量決定)；t為磨損時間(s)。

材料的磨損重量ΔW表示為

ΔW=ΔVρ材

(6)

式中，ΔV為材料的磨損體積(cm3)；ρ材為材料密度。

圖1為刀具后刀面磨損示意圖，磨損共分為三個區(qū)域：C區(qū)、B區(qū)和N區(qū)，其中C區(qū)為刀尖部分，磨損嚴重；N區(qū)為邊界區(qū)域，發(fā)生邊界磨損；B區(qū)為磨損帶中間區(qū)域，磨損較均勻。故以B區(qū)作為刀具后刀面磨損測量區(qū)域，以VB表示。這里假設(shè)VB均勻(見圖2)，ΔV表示為

圖1 刀具后刀面磨損

圖2 刀具后刀面磨損體積

ΔV=VB×bDh

(7)

式中，VB為刀具后刀面磨損寬度；bD為切削層公稱寬度；h為刀具后刀面磨損高度。

切削層公稱寬度bD計算式為

(8)

式中，κr為刀具主偏角。

如圖3所示，則VB與h的關(guān)系可表示為

圖3 刀尖局部放大

(9)

式中，α0為刀具后角；γ0為刀具前角。

綜上所得，刀具磨損率可表示為

(10)

該式可用于仿真以及試驗數(shù)據(jù)處理中的磨損率計算。

2.2 仿真模型的材料設(shè)置以及網(wǎng)格劃分

使用Deform-3D軟件建立車削有限元模型，刀具設(shè)為剛體，材料為硬質(zhì)合金，型號選擇TNMA332，工件材料設(shè)為塑性體，材料為GH4169鎳基高溫合金。選擇Johnson-Cook本構(gòu)關(guān)系模型，公式如下

(11)

參數(shù)設(shè)定如表1所示。

表1 本構(gòu)方程參數(shù)設(shè)定

網(wǎng)格劃分如圖4所示，采用Usui刀具磨損模型，計算式為

(a)刀具網(wǎng)格劃分

(12)

式中，p為界面壓力；v為滑動速度；T為絕對界面溫度；a，b為試驗校正因子，a=1×10-6，b=855。

2.3 刀具磨損結(jié)果及分析

本次仿真采用正交試驗，不僅可以減少試驗次數(shù)，也可以根據(jù)試驗數(shù)據(jù)進行更加有效的分析，正交試驗表如表2所示，為三因素四水平試驗，共計L16(43)。通過Deform-3D軟件進行了953載荷步，刀具磨損見圖5。

表2 正交試驗

圖5 不同加載步數(shù)時的刀具磨損

切削速度75m/min，進給量0.1mm/r，切削深度0.7mm時，刀具磨損狀態(tài)仿真共16組，最終仿真數(shù)據(jù)見表3。

表3 正交試驗數(shù)據(jù)及后刀面磨損VB

由圖6及表3可知，在不同切削速度下，隨著進給量以及切削速度增加，刀具磨損率整體呈上升趨勢，最小值出現(xiàn)在Vc=60m/min，f=0.1mm/r，磨損率為0.011mm/min；最大值出現(xiàn)在Vc=75m/min，f=0.25mm/r，磨損率為0.041mm/min。對比圖6及圖7可得，進給量的斜率明顯比切削速度的斜率大，且進給量的變化對磨損率的影響明顯大于切削速度(即圖6和圖7中的曲線間隔)，根據(jù)表3極差分析可得，對磨損率影響由大到小依次是進給量、切削速度以及切削深度。

圖6 不同進給量時的刀具磨損率變化

圖7 不同切削速度時的刀具磨損變化

3 試驗結(jié)果驗證及分析

3.1 試驗設(shè)備

為了驗證仿真模型的準確性，在CAK4085nj數(shù)控車床上進行車削GH4169鎳基高溫合金試驗，主軸轉(zhuǎn)速最高3000r/min，共有150～520，440～1153和770～2200三個檔位。材料選用GH4169鎳基高溫合金棒料，直徑為33mm，每段長度為50mm，其化學成分如表4所示。

表4 GH4169鎳基高溫合金的化學成分 (%)

試驗選用硬質(zhì)合金涂層刀具，刀具參數(shù)見表5。試驗采用國際刀具磨損標準值VB=0.3mm[11]，每次試驗更換新刀具進行加工，每切削40mm卸下刀具，采用VHX-2000C超大景深光學三維顯微鏡(×100)觀測其磨損情況，當?shù)毒吣p值達到0.3mm后停止加工。切削參數(shù)如表6所示。

表5 刀具參數(shù)

表6 試驗切削參數(shù)

3.2 試驗結(jié)果分析

3.2.1 刀具磨損機理分析

圖8為Vc=60m/min，f=0.15mm/r，ap=0.4mm時的刀具磨損曲線圖。OA段刀具經(jīng)歷了初期磨損階段(0～154μm)，此時刀具為新刀，刀尖半徑較小(0.8mm)，刀-工接觸面積較小，應(yīng)力集中在刀尖部位，刀具表面涂層快速脫落，而GH4169鎳基高溫合金材料內(nèi)存在硬質(zhì)化合物，對刀具表面刮擦形成磨料磨損，同時刀具本身存在加工缺陷，因此在高切削溫度下刀具發(fā)生了粘結(jié)磨損[12]；AB段刀具經(jīng)歷了正常磨損階段(154～254μm)，此時刀具刀尖磨損程度較大，使刀尖半徑增大，刀-工接觸面積也隨之增大，應(yīng)力分布較均勻，刀具進入了磨損較小、磨損量均勻的階段，但GH4169鎳基高溫合金為難加工材料，正常磨損階段較短；BC段刀具進入了急劇磨損階段(254～301μm)，當磨損帶寬度增加到一定限度后，加工表面粗糙度明顯下降，此時刀具發(fā)生震顫，切削力以及切削溫度極不穩(wěn)定，刀具磨損迅速增加，最后快速達到刀具磨損標準0.3mm。

圖8 刀具磨損典型曲線

3.2.2 刀具磨損率數(shù)學模型驗證

為了驗證已建立的刀具磨損率模型準確性，采用正交試驗以及和仿真相同的試驗參數(shù)進行了驗證。由結(jié)果可得，理論值與試驗值差別不大，吻合度良好，最大偏差為0.006mm/min，整體準確度大于80%，證明建立的刀具磨損率數(shù)學模型準確度較高。由圖9和圖10可得，試驗值整體較理論值偏高，這是因為建立的刀具磨損率數(shù)學模型只考慮粘結(jié)磨損，未考慮刀具的磨粒磨損以及擴散磨損等，對理論結(jié)果有一定的影響。

圖9 不同進給量時的理論值與試驗值數(shù)據(jù)對比

圖10 不同切削速度時的理論值與試驗值數(shù)據(jù)對比

3.2.3 不同切削參數(shù)對刀具磨損率的影響

從試驗結(jié)果來看(見圖11)，刀具磨損率整體隨進給量的增加而增加。當?shù)毒咔邢鞴ぜr，工件內(nèi)部的硬質(zhì)結(jié)合物會刮擦刀具，同時較高的切削溫度使刀具發(fā)生了粘結(jié)磨損，進給量增加導致單位時間內(nèi)刀尖接觸的工件面積增大，此時刀尖溫度急劇升高，過量的切削熱無法散出，更嚴重的粘結(jié)磨損出現(xiàn)在刀具表面，導致磨損率增大，進給量0.25mm/r時，刀具磨損率出現(xiàn)最大值(0.055mm/min)，此時，刀具出現(xiàn)崩刃(見圖12)。從圖11中可以看出，折線斜率較大，說明進給量的變化對刀具磨損率影響較大；圖13中顯示了刀具磨損率隨切削速度的增加而增加，切削速度為75m/min時，刀具磨損率出現(xiàn)最大值(0.052mm/min)，但折線斜率比進給量小，斜率較緩，刀具未出現(xiàn)崩刃的情況，證明切削速度對刀具磨損率的影響較?。粓D14為不同切削深度下刀具磨損率的變化，可以看出，切削深度變化對刀具磨損率的影響較小，切削深度為0.7mm時，刀具磨損率出現(xiàn)最大值(0.033mm/min)，整體曲線較平緩。

圖11 不同進給量時的刀具磨損率變化

圖12 崩刃現(xiàn)象

圖13 不同切削速度時的刀具磨損率變化

圖14 不同切削深度時的刀具磨損率變化

因此根據(jù)不同切削參數(shù)刀具磨損率的試驗結(jié)果可以得到，對刀具磨損率影響排名由大到小依次是進給量、切削速度以及切削深度，與仿真結(jié)果保持一致。

4 結(jié)語

本文對GH4169鎳基高溫合金的車削刀具磨損進行了探究，通過仿真與試驗結(jié)合的方式，探究了不同切削參數(shù)下刀具磨損的影響規(guī)律，結(jié)論如下：

(1)建立了主要考慮刀具粘結(jié)磨損的數(shù)學模型，推導出刀具磨損率計算公式，用于仿真以及試驗數(shù)據(jù)的磨損率計算。

(2)設(shè)計正交試驗進行極差分析，對刀具磨損率影響由高到低依次為進給量>切削速度>切削深度。

(3)對照組(Vc=50m/min，f=0.15mm/r，ap=0.2mm)的刀具磨損符合經(jīng)典刀具磨損曲線，刀具經(jīng)歷了初期磨損階段(0～154μm)、正常磨損階段(154～254μm)和急劇磨損階段(254～301μm)。

(4)對比不同切削參數(shù)下磨損率的理論值與試驗值，模型計算準確率大于80%，試驗值較理論值整體偏大，原因是缺乏對其他磨損的考慮，模型仍需進一步修正。

(5)探究切削參數(shù)對刀具磨損率的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，進給量對刀具磨損影響最大，其次為切削速度以及切削深度，與仿真結(jié)果相符。