組合微織構(gòu)刀具切削鈦合金仿真研究

陳興媚，祁志旭，劉洋，王利

（廣東理工學(xué)院智能制造學(xué)院，廣東 肇慶 526114）

0 引言

鈦合金因其高強(qiáng)度、低密度和耐腐蝕等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于各領(lǐng)域的輕量化研究之中[1]。然而鈦合金的難加工性很大程度上限制了鈦合金材料的應(yīng)用與發(fā)展，發(fā)展低成本的鈦合金制件加工技術(shù)，提升鈦合金材料的利用率是目前的研究熱點(diǎn)之一[2]。切削成形作為金屬制品減材制造的代表，目前已被廣泛應(yīng)用于鈦合金材料成形，但同時(shí)也面臨一些問題，比如切削刀具的劇烈磨損導(dǎo)致其有效使用壽命降低和切削溫度集中導(dǎo)致鈦合金工件表面質(zhì)量較低等。研究表明，通過(guò)對(duì)刀具結(jié)構(gòu)和切削工藝的優(yōu)化以及刀具表面改性處理能夠很明顯地改善在切削鈦合金過(guò)程中所面臨的問題，其中刀具微織構(gòu)化是刀具表面改性處理的典型代表[3]。

研究者在微織構(gòu)刀具的研究上，從微織構(gòu)的形貌、結(jié)構(gòu)參數(shù)等方面均取得了一些研究成果。宋雙柱等[5]對(duì)微織構(gòu)球頭銑刀銑削鈦合金進(jìn)行了模擬仿真，以微槽織構(gòu)的距刃距離、織構(gòu)寬度、刃口半徑和織構(gòu)間距為變量設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，研究微織構(gòu)參數(shù)對(duì)鈦合金切削過(guò)程中切削力和切削溫度的影響，并通過(guò)遺傳算法得到了微溝槽織構(gòu)的最佳織構(gòu)參數(shù)組合，有效提升了球頭銑刀的切削性能。張雁等[6]在有限元軟件中建立了微槽織構(gòu)刀具切削鈦合金材料過(guò)程中刀具的連續(xù)磨損模型，并且分析了不同形貌的微織構(gòu)刀具對(duì)刀具磨損的影響，結(jié)果表明，微織構(gòu)的形貌和位置對(duì)刀具的磨損有嚴(yán)重影響，同時(shí)刀具表面溫度是影響月牙洼磨損的關(guān)鍵因素。劉偉等[7]在硬質(zhì)合金刀具表面分別制備了半圓凹型、半圓凸型和梯形槽微織構(gòu)，探究微織構(gòu)的織構(gòu)間距、凹坑直徑或凹槽寬度及微織構(gòu)的覆蓋長(zhǎng)度的變化對(duì)刀具切削過(guò)程中的切削力、切削溫度和磨損程度的影響，研究結(jié)果表明，梯形凹槽織構(gòu)具有更小的切削力，半圓凸型微織構(gòu)具有更低的切削溫度和更好的抗磨損性能；并且在刀屑接觸范圍內(nèi)，微織構(gòu)覆蓋長(zhǎng)度越長(zhǎng)越有助于刀具性能的提升。

目前，微織構(gòu)刀具的研究多數(shù)集中在單一形貌的微織構(gòu)及其結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)鈦合金切削的影響方面，同時(shí)也有一些學(xué)者將目光放在了組合微織構(gòu)設(shè)計(jì)與研究方面，楊澤檀[8]在對(duì)刀具表面織構(gòu)化的研究中分別設(shè)計(jì)了上下型和左右型的4種微坑-凹槽組合微織構(gòu)刀具，研究結(jié)果表明，兩種左右型微坑-凹槽織構(gòu)刀具的切削力明顯低于單一織構(gòu)的凹坑型微織構(gòu)刀具，其中左右型微坑-平行凹槽織構(gòu)刀具的切屑厚度最小，剪切角度更大，表現(xiàn)出更好的切削性能?？梢钥闯鼋M合微織構(gòu)刀具比單一形貌的微織構(gòu)刀具具有更好的切削性能，但微織構(gòu)組合的形式較為單一，僅僅只是對(duì)織構(gòu)形貌的簡(jiǎn)單排布，并沒有考慮不同微織構(gòu)形貌的交互作用。

考慮到微織構(gòu)形貌在切削過(guò)程中的交互作用，文章將凹坑織構(gòu)復(fù)合于凹槽織構(gòu)之中，形成新型微坑-微槽組合微織構(gòu)刀具，并構(gòu)建正交切削模型，如圖1所示。以刀具前角、切削速度和背吃刀量作為因素變量，設(shè)計(jì)正交切削試驗(yàn)，研究因素水平變化對(duì)刀具主切削力的影響規(guī)律，以期為組合微織構(gòu)刀具切削提供理論依據(jù)。

圖1 正交切削模型

1 建立有限元模型

1.1 切削幾何模型的建立

傳統(tǒng)切削是以工件旋轉(zhuǎn)刀具進(jìn)給的方式實(shí)現(xiàn)工件材料的去除，若建立完整的切削模型進(jìn)行仿真試驗(yàn)，則會(huì)出現(xiàn)部分無(wú)效模型參與模擬計(jì)算，大大延長(zhǎng)模擬計(jì)算的時(shí)間和準(zhǔn)確性。為提高模擬計(jì)算的效率和準(zhǔn)確性，本次試驗(yàn)選取切削模型的部分切削區(qū)域進(jìn)行模擬，刀具尺寸為2 mm×1 mm×0.5 mm，工件尺寸為3 mm×1 mm×1 mm。將切削方式轉(zhuǎn)化為以工件固定、刀具直線運(yùn)動(dòng)來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)鈦合金材料的切削。具體模型如圖1所示，圖中A向視圖為微坑-微槽結(jié)構(gòu)示意圖。刀具與工件模型由SolidWorks軟件制作并完成背吃刀量和前角角度參數(shù)的設(shè)定，將制作完成的模型轉(zhuǎn)化為.STL格式導(dǎo)入DEFORM-3D軟件中。

1.2 幾何模型的網(wǎng)格劃分

在完成對(duì)切削幾何模型的建立后，還需進(jìn)一步對(duì)刀具和工件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對(duì)微織構(gòu)刀具和工件的網(wǎng)格劃分均采用相對(duì)劃分的方式，單元格類型均采用四面體單元。其中在對(duì)刀具網(wǎng)格劃分過(guò)程中為體現(xiàn)微織構(gòu)的形貌特征，以保證能夠得到微織構(gòu)參與切削后的試驗(yàn)結(jié)果，需要對(duì)刀具表面微織構(gòu)刀具進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化處理。同時(shí)，為保證工件切屑形成的流暢性，亦需要對(duì)工件表面切削區(qū)域做相同的細(xì)化處理。刀具的網(wǎng)格及細(xì)化區(qū)域如圖2所示，工件的網(wǎng)格及細(xì)化區(qū)域如圖3所示。

圖2 刀具網(wǎng)格劃分

圖3 工件網(wǎng)格劃分

1.3 材料屬性及邊界條件

模擬具體的切削環(huán)境，還需要確定具體的工件及刀具的材料屬性。一般材料在DEFORM-3D材料庫(kù)中可以選擇，若材料庫(kù)中沒有相關(guān)的材料數(shù)據(jù)，則可以通過(guò)自定義的方式輸入。模擬之前將微織構(gòu)刀具材料定義為YG8硬質(zhì)合金材料，可直接在材料庫(kù)中選擇；工件材料選用鈦合金TC4，需通過(guò)自定義的方式錄入材料庫(kù)。一般對(duì)于切削模擬試驗(yàn)是采用Johnson-Cook模型來(lái)描述材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，鈦合金TC4的Johnson-Cook模型[7]為

式中：σ為等效應(yīng)力，ε為應(yīng)變，ε˙為應(yīng)變速率，T為溫度。

將式（1）錄入材料庫(kù)，并選用即可。在模擬之前還需對(duì)刀具和工件設(shè)置邊界約束條件，使得刀具能夠按照預(yù)定的方向?qū)崿F(xiàn)對(duì)工件的切削。對(duì)于工件需要約束其X、Y、Z三個(gè)方向的運(yùn)動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，以固定工件的位置；刀具沿-Z方向移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)切削。在切削過(guò)程中，刀具和工件之間由于材料的變形和摩擦?xí)a(chǎn)生大量的切削熱，影響刀具的磨損、工件的形狀及尺寸精度，為更準(zhǔn)確地模擬切削過(guò)程，需要定義工件和刀具的散熱面，由于本模型為切削模型的一部分，故散熱面的定義不能為刀具和工件的整個(gè)外表面，應(yīng)為刀具的微織構(gòu)表面和后刀面、工件的切削上表面和與刀具緊挨的側(cè)面，具體如圖4所示。

圖4 刀具散熱面和工件散熱面

1.4 仿真參數(shù)設(shè)計(jì)

模擬以刀具前角、刀具切削速度和背吃刀量為因素，每個(gè)因素取3個(gè)水平設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)，采用L9（34）正交實(shí)驗(yàn)表為依據(jù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，建立了9個(gè)組合微織構(gòu)刀具切削模型，分別置入DEFORM-3D中進(jìn)行仿真，因素水平表如表1所示。

表1 仿真因素水平表

2 仿真結(jié)果分析與優(yōu)化

2.1 切削力仿真結(jié)果分析

完成了對(duì)各因素值下的切削模擬試驗(yàn)，以刀具前角γ0＝5°、切削速度v=120 m/min、背吃刀量a=0.1 mm模擬參數(shù)為例，在DEFORM-3D計(jì)算結(jié)果中提取切削力隨時(shí)間的變化關(guān)系，如圖5所示?？梢钥闯?，在切削加工開始時(shí)切削力迅速上升，而后趨于平穩(wěn)，且穩(wěn)態(tài)切削過(guò)程中切削力在相對(duì)穩(wěn)定的范圍內(nèi)上下波動(dòng)。切削力出現(xiàn)這種變化主要是因?yàn)榈毒唛_始切入工件，刀具切削刃與工件表面進(jìn)行擠壓，使得切削力迅速上升，隨著切削的持續(xù)進(jìn)行，切屑發(fā)生卷曲，切屑與前刀面接觸面積相對(duì)穩(wěn)定，材料變形抗力變化不大，使得切削力維持在一定范圍，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)切削。之所以切削力會(huì)出現(xiàn)小范圍的上下波動(dòng)，主要是由于切屑的卷曲、斷裂和分離在不斷重復(fù)地進(jìn)行。

圖5 切削力變化曲線

圖6顯示了不同因素水平下的平均主切削力的大小。從圖中可以看出，試驗(yàn)號(hào)為Z-01、Z-06和Z-08的切削力較小，Z-03的切削力最大。結(jié)合表2中各試驗(yàn)具體參數(shù)，可以看出切削力對(duì)背吃刀量的大小較為敏感，刀具前角和切削速度對(duì)切削力的影響需進(jìn)一步以切削力為指標(biāo)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析得到，極差分析結(jié)果如表2所示。

圖6 各因素下的平均主切削力

從表3中可以看出，通過(guò)對(duì)極差R 值的分析能夠得知，背吃刀量對(duì)切削力的影響最大，刀具前角其次，切削速度對(duì)切削力的影響程度最小，由此可知，在以最小切削力為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)應(yīng)首先考慮背吃刀量取值。組合微織構(gòu)刀具切削鈦合金時(shí)參數(shù)的最優(yōu)組合為：刀具前角為10°，切削速度為60 m/min，背吃刀量為0.1 mm。

圖7為各因素水平對(duì)切削力的影響變化趨勢(shì)，從圖中可以看出，刀具前角的增大使得切削力逐漸降低，隨著切削速度的增大，切削力呈現(xiàn)先增加、后降低的變化趨勢(shì)，而隨著背吃刀量的增加，切削力逐漸增加。這是由于微織構(gòu)刀具前角的增加，更加有利于切削過(guò)程中切屑的卷曲，進(jìn)而減小了刀-屑界面的接觸面積，使得切削力減小；切削速度的增加使得單位時(shí)間切除的鈦合金材料增多，使得切削力增加，但隨著切削速度的持續(xù)增加，刀-屑界面的摩擦因數(shù)減小，材料的變形系數(shù)減小，使得切削力下降；而背吃刀量的增加會(huì)使得刀具單位時(shí)間內(nèi)切除的鈦合金材料持續(xù)增加，故切削力持續(xù)增加。

圖7 試驗(yàn)因素對(duì)切削力的影響

2.2 仿真切削過(guò)程中切屑形態(tài)分析

圖8反映了在切削過(guò)程中切屑的形態(tài)。由圖8可以看出，在微織構(gòu)刀具切削鈦合金過(guò)程中，隨著切削的持續(xù)，切屑發(fā)生了不同程度的卷曲，在背吃刀量為0.3 mm時(shí)，切屑的卷曲形態(tài)較好，但當(dāng)背吃刀量增加至0.5 mm時(shí)，切屑的卷曲程度降低，微織構(gòu)刀具對(duì)切屑的卷曲作用減弱。總體來(lái)說(shuō)圖中試驗(yàn)號(hào)Z-01、Z-04、Z-06、Z-09切屑形態(tài)卷曲程度較好，更加有利于在實(shí)際切削過(guò)程中切屑的卷曲、斷裂和脫落，而Z-03、Z-05、Z-07則因背吃刀量的增加，切屑均顯示了較差的卷曲形態(tài)。從圖中還可以看出，在不同背吃刀量的條件下，當(dāng)背吃刀量為0.1 mm時(shí)，刀具前角對(duì)切屑形態(tài)的作用較小，而在被吃刀量為0.3 mm和0.5 mm時(shí)，隨著刀具前角的增大，切屑的形態(tài)均有不同程度的改善。

圖8 各參數(shù)下的切屑形態(tài)

3 結(jié)語(yǔ)

本文研究了刀具前角、切削速度和背吃刀量對(duì)鈦合金切削過(guò)程中切削力的影響，根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行以切削力為指標(biāo)的極差分析，得到以下結(jié)論：

1）各參數(shù)對(duì)切削力的影響主次順序?yàn)楸吵缘读浚镜毒咔敖牵厩邢魉俣?，在以切削力為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，應(yīng)首先考慮背吃刀量的選?。煌瑫r(shí)，若以最小切削力為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，其最優(yōu)組合為：刀具前角為10°，切削速度為60 m/min，背吃刀量為0.1 mm。

2）在試驗(yàn)中，刀具前角的增大使得切削力逐漸降低，切削速度的增大切削力呈現(xiàn)先增加、后降低的變化趨勢(shì)，而隨著背吃刀量的增加，切削力逐漸增加。

3）微織構(gòu)刀具在切削背吃刀量小于0.3 mm的工件時(shí)表現(xiàn)出了較好的切屑卷曲特性，同時(shí)在不同背吃刀量的條件下，刀具前角對(duì)切屑形態(tài)的影響較為明顯。