切削參數(shù)對(duì)ZrO₂陶瓷切削過(guò)程影響的數(shù)值模擬

摘要 采用有限元仿真方法對(duì) ZrO 2 陶瓷工件進(jìn)行三維切削過(guò)程的數(shù)值模擬，探討工件材料切削過(guò)程中切屑去除機(jī)理、應(yīng)力動(dòng)態(tài)變化與分布規(guī)律以及切削力的演變規(guī)律等。結(jié)果表明：切削過(guò)程中刀具的硬接觸行為顯著影響材料去除，導(dǎo)致切屑崩落、材料開(kāi)裂和裂紋擴(kuò)展等失效形式出現(xiàn)。在切削深度分別為 200 和250 μm 時(shí)，工件末端邊緣出現(xiàn)大量裂紋，并朝垂直切削方向擴(kuò)展，導(dǎo)致工件邊緣出現(xiàn)大尺寸碎裂。增大切削速度可引起應(yīng)力和切削力的上下波動(dòng)，但在整體上沒(méi)有明顯變化。刀具刃圓半徑影響切入初期裂紋的形成，隨著刃圓半徑增大，刀具前端的裂紋長(zhǎng)度逐漸縮短，但其對(duì)切削力的影響不明顯。負(fù)的刀具前角切削不會(huì)使工件內(nèi)部產(chǎn)生裂紋，可獲得較好的加工質(zhì)量；此外，在刀具前角為 0°時(shí)，其最大切削力最大，但隨著刀具前角增加，其平均切削力變化不明顯。

關(guān)鍵詞 ZrO 2 陶瓷；有限元仿真；切削深度；刃圓半徑；刀具前角；切削速度

中圖分類(lèi)號(hào) TG58; TG71 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A

文章編號(hào) 1006-852X（2024）06-0769-12

DOI 碼 10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0188

收稿日期 2023-09-07 修回日期 2024-01-23

陶瓷具有高硬度、高耐熱性、高化學(xué)穩(wěn)定性和低導(dǎo)熱系數(shù)等優(yōu)良的物理、化學(xué)性能，因而在工業(yè)上得到廣泛應(yīng)用[1-3] 。但是，陶瓷具有的韌性差、硬度高等特點(diǎn)，使其在加工中容易出現(xiàn)脆性破壞，屬于典型的難加工材料。如 ZrO 2 陶瓷本身的“硬脆”特性，對(duì)于加工技術(shù)和加工用刀具的性能要求較高，一定程度上限制了 ZrO 2 陶瓷的應(yīng)用[4] 。因此，人們對(duì)陶瓷的高精度和高效率加工方法進(jìn)行了各種研究。

對(duì)于陶瓷材料的機(jī)械加工，REN 等[5]研究了一種水輔助飛秒激光鉆孔方法，對(duì)氧化鋁陶瓷進(jìn)行鉆孔加工，并將獲得的孔的質(zhì)量與非輔助情況下孔的質(zhì)量進(jìn)行了比較。與此同時(shí)，對(duì)于陶瓷這種非導(dǎo)電材料，微細(xì)孔的電化學(xué)放電加工技術(shù)也在不斷發(fā)展[6] 。KLIUEV等[7]研究了在碳化硅和硅化碳化硅鉆孔時(shí)，電火花鉆孔的工藝參數(shù)（如脈沖持續(xù)時(shí)間、極性和點(diǎn)火電壓）對(duì)材料去除率、電極磨損、加工時(shí)間和孔徑的影響。XU 等[8-9]研究了預(yù)燒結(jié)和全燒結(jié) ZrO 2 陶瓷加工過(guò)程中聚晶金剛石（PCD）刀具的磨損行為、磨損機(jī)制和銑削特性。ZHENG 等[10]研究了多晶 CBN 刀具在液氮冷卻時(shí)車(chē)削的 Si 3 N 4 陶瓷，提高了刀具的使用性能并降低了陶瓷的表面粗糙度。然而，用于加工的 PCD 刀具和 CBN 刀具成本較高。因此，如何在簡(jiǎn)單的切削條件下使用廉價(jià)的切削工具加工陶瓷值得研究。

與此同時(shí)，在陶瓷材料的切削仿真方面，劉偉等[11]對(duì)氮化硅陶瓷進(jìn)行了單顆磨粒切削加工仿真，系統(tǒng)地分析了工件材料的切屑去除機(jī)理、劃痕形貌、應(yīng)力以及切削力隨時(shí)間的演變規(guī)律。研究結(jié)果顯示：在加工過(guò)程中，工件邊緣和劃痕內(nèi)部存在較小的破碎現(xiàn)象，應(yīng)力和切削力呈現(xiàn)動(dòng)態(tài)波動(dòng)；隨著切削深度增加，切向力和法向力逐漸增大，而切削力比在 4～6 波動(dòng)。宿崇等[12]對(duì) CBN 磨粒的磨損機(jī)理以及工件材料的切削變形機(jī)理進(jìn)行了深入分析，指出磨粒頂部與擠壓面棱邊的接觸容易導(dǎo)致磨粒產(chǎn)生磨耗與微破碎磨損；工件材料在磨粒的推擠下發(fā)生彈塑性變形，并沿磨粒的側(cè)向及前方隆起，最終形成切屑。PENG 等[13]以多晶硅為例，研究了二維超聲振動(dòng)時(shí)硬脆性材料切屑生成的機(jī)制。研究表明：超聲振動(dòng)消除了加工表面的波峰，導(dǎo)致工件與切屑分離；當(dāng)磨粒在延性域切削或砂輪轉(zhuǎn)速較大時(shí)，氣動(dòng)潤(rùn)滑作用加劇，有助于形成薄而連續(xù)的切屑。曹建國(guó)等[14]對(duì)碳化硅陶瓷超聲振動(dòng)輔助切削的材料去除特性進(jìn)行了分析，根據(jù)切深的不同可分為斷續(xù)切削模式及連續(xù)切削模式；在無(wú)超聲作用下僅存在連續(xù)切削去除模式，而超聲振動(dòng)作用下碳化硅陶瓷的延性?脆性轉(zhuǎn)移深度大于無(wú)超聲作用時(shí)的深度。劉松愷等[15]對(duì)不同切削速度和切削深度下 ZrO 2 陶瓷的材料去除形式、切屑形貌和切削力變化規(guī)律進(jìn)行了分析和研究，為中低速銑削加工提供了理論指導(dǎo)。何天倫等[16]研究了磨削深度、砂輪線速度和工件進(jìn)給速度等磨削工藝參數(shù)對(duì)磨削表面殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明隨著砂輪轉(zhuǎn)速和磨削深度增加，磨削表面的殘余應(yīng)力呈先增大后減小的趨勢(shì)。

綜合以上研究?jī)?nèi)容，目前陶瓷加工的研究主要關(guān)注于單磨粒磨削加工方法、加工機(jī)理、加工效率、材料去除機(jī)理和表面加工質(zhì)量等方面，然而對(duì) ZrO 2 陶瓷切削加工方面的研究相對(duì)不足。因此，通過(guò)模擬不同加工參數(shù)和刀具參數(shù)下的 ZrO 2 陶瓷切削過(guò)程，比較不同進(jìn)給速度和切削深度下的切削力，深入探究 ZrO 2 陶瓷在切削過(guò)程中的失效模式和材料去除機(jī)理。同時(shí)，通過(guò)分析不同加工參數(shù)下 ZrO 2 陶瓷的切削加工機(jī)理和表面質(zhì)量，詳細(xì)探討其表面裂紋和破碎凹坑等缺陷的成因，以便找到獲得 ZrO 2 陶瓷高質(zhì)量表面加工方法的途徑。

1

有限元分析模型

1.1

切削模型

在 ZrO 2 陶瓷材料工件的切削建模中，采用長(zhǎng)方體幾何模型，其長(zhǎng)為 1.0 mm，寬為 0.1 mm，高為 1.0 mm。在切削過(guò)程中，對(duì)工件模型的底部施加約束，具體操作是在建模軟件中選擇底部面，然后固定其位移和旋轉(zhuǎn)，并采用固定邊界條件。同時(shí)，對(duì)刀具的邊界條件進(jìn)行限制，僅允許刀具沿 X 軸負(fù)方向進(jìn)給；并將載荷施加在作用點(diǎn) RP 上，確保點(diǎn) RP 與刀具表面相耦合。建立的ZrO 2 陶瓷三維切削有限元模型如圖 1 所示。

為了模擬刀具的切削過(guò)程，采用動(dòng)力?顯示方法，并設(shè)置需輸出結(jié)果的物理量（如切削力等）。為了減少計(jì)算機(jī)作業(yè)時(shí)間，選擇值為 400 的質(zhì)量縮放因子。在模型中，將刀具視為剛體，忽略刀具的磨損，且刀具被定義為主面，工件被定義為從面。同時(shí)在切削過(guò)程中，刀具和工件間的接觸采用面?面接觸方式。

在網(wǎng)格設(shè)置方面，刀具的網(wǎng)格單元采用四面體自由形式，并使用默認(rèn)算法，其網(wǎng)格類(lèi)型為 C3D10M（即十節(jié)點(diǎn)修正的二次四面體單元）。工件的網(wǎng)格單元采用六面體掃描形式，并使用中性軸算法。為了保證計(jì)算精度和效率，工件網(wǎng)格被分為切削區(qū)和基體 2 部分，切削區(qū)的網(wǎng)格較為密集，網(wǎng)格類(lèi)型為 C3D8R（即八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元），并采用減縮積分和沙漏控制方法。

1.2

材料參數(shù)

在有限元仿真過(guò)程中，合理設(shè)置材料參數(shù)是關(guān)鍵步驟，必須確保仿真中的材料參數(shù)準(zhǔn)確。選擇硬質(zhì)合金刀具材料，而對(duì)于 ZrO 2 陶瓷工件，其與刀具的主要物性參數(shù)如表 1 所示[17] 。

1.3

陶瓷本構(gòu)模型

陶瓷本構(gòu)關(guān)系是指陶瓷在外力作用下的應(yīng)力與應(yīng)變和應(yīng)力速率與應(yīng)變速率的關(guān)系。Johnson-HolmquistⅡ（JH-2）模型是由 JOHNSON 等[18]提出的一種材料損傷劣化本構(gòu)模型，模型中主要包括狀態(tài)方程、強(qiáng)度模型和損傷劣化模型[19] 。其中，JH-2 模型的狀態(tài)方程如圖 2 所示[20] 。

2

仿真結(jié)果及分析

2.1

刀具切削加工過(guò)程分析在 ZrO 2 陶瓷切削仿真過(guò)程中，由于刀具的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，工件材料的擠壓變形和應(yīng)力分布會(huì)不斷變化。圖 4為在切削深度為 150 μm，切削速度為 1 000 mm / s，刀具前角為 15°，刃圓半徑為 20 μm 時(shí)，不同時(shí)刻下的切削過(guò)程中工件的變形和應(yīng)力分布有限元仿真。

如圖 4a 所示：當(dāng)?shù)毒叩娜袌A輕微接觸工件并開(kāi)始切削時(shí)，工件側(cè)表面處的應(yīng)力達(dá)到最大值，同時(shí)在工件內(nèi)部形成放射狀應(yīng)力分布。這些應(yīng)力分布在離接觸位置越遠(yuǎn)處逐漸減小，后直達(dá)材料表面。且在切削過(guò)程中，刀具與工件材料間的相互作用導(dǎo)致了材料的變形。圖 4b 顯示了切削過(guò)程中的另一情況，即刀具對(duì)工件表面施加擠壓力，產(chǎn)生微小的位移和變形。在此階段，工件材料經(jīng)歷了彈性和塑性變形。應(yīng)力主要集中在工件材料的上表面和刀刃前下方，并向下擴(kuò)展。由于刀具表面是與工件接觸的主要作用區(qū)域，刀具對(duì)工件材料的擠壓會(huì)使應(yīng)力集中并向下傳播到材料內(nèi)部。

如圖 4c 所示：切削導(dǎo)致刀尖周?chē)鷳?yīng)力迅速上升，引發(fā)工件中的微小徑向和橫向裂紋。隨著切削的繼續(xù)，刀尖前方開(kāi)始形成大的橫向裂紋，應(yīng)力最大點(diǎn)位于材料內(nèi)部裂紋的末端。隨著碎屑的分離，整個(gè)剪切層開(kāi)始開(kāi)裂，橫向裂紋的寬度增加、長(zhǎng)度變長(zhǎng)，最終出現(xiàn)斷裂點(diǎn)，剪切層從此處開(kāi)始斷裂。這一階段實(shí)際上標(biāo)志著主切削過(guò)程的完成。然后，在前刀面的推力下，整個(gè)剪切層從被切割的工件上剝離，最終以塊狀切屑的形式被去除。

當(dāng)?shù)毒咔邢鞯綀D 4d 所示的位置時(shí)，應(yīng)力主要集中在工件的左側(cè)表面上。且隨著切削的進(jìn)行，工件的切削層部分開(kāi)始斷裂，并從工件表面剝離（圖 4e）。當(dāng)?shù)毒咄耆谐龉ぜr(shí)，刀具不再與工件發(fā)生接觸（圖 4f）。此時(shí)，可觀察到工件表面周?chē)嬖谳^大范圍的殘余應(yīng)力，并且切割端口向下延伸，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在斷裂點(diǎn)。另外，工件末端邊緣產(chǎn)生大量裂紋并向垂直于切削的方向擴(kuò)展，導(dǎo)致工件邊緣產(chǎn)生大尺寸碎裂。由于工件材料的脆性去除，裂紋主要表現(xiàn)為橫向張開(kāi)型裂紋，并朝多個(gè)方向發(fā)展，待其貫穿工件時(shí)工件整體斷裂。這與相似條件下劉松愷等[15]得到的裂紋擴(kuò)展方式相似。

圖 5 所示為圖 4 中整個(gè)切削仿真過(guò)程的切削力曲線。由圖 5 中 x 軸方向的切削力曲線可知：隨著刀具的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，其處于圖 5 中的 a 區(qū)域時(shí)，工件材料處于彈?塑性變形階段，切削力迅速上升并增大至最高點(diǎn)。當(dāng)切削力達(dá)到最大后，工件材料內(nèi)部逐漸產(chǎn)生微觀裂紋，發(fā)生脆性斷裂，此時(shí)切削力逐漸減小。當(dāng)?shù)毒呃^續(xù)進(jìn)給時(shí)，切削力又開(kāi)始逐漸增大且波動(dòng)，在切削過(guò)程中工件脆性破碎的切屑飛離工件表面，切削力在一定范圍內(nèi)沖擊波動(dòng)（圖 5 中的 b 區(qū)域）。當(dāng)?shù)毒咧饾u切削到達(dá)如圖 4e 所示位置時(shí)，切削層發(fā)生剝離，切削力迅速下降，之后在切削剩余微表面時(shí)切削力也存在一定波動(dòng)（圖 5 中的 c 區(qū)域）。

與 x 軸方向的切削力相比，y 軸方向的切削力呈現(xiàn)相似的趨勢(shì)。在開(kāi)始切入時(shí)，兩者都表現(xiàn)出最大的切削力，然后逐漸出現(xiàn)波動(dòng)。與此不同的是，刀具的移動(dòng)并不會(huì)引起材料在 z 軸方向上的斷裂或塑性變形，因此 z 軸方向上的切削力相對(duì)較小，其保持在 0 附近且相對(duì)穩(wěn)定。

2.2

切削深度對(duì)應(yīng)力分布及切削力的影響

在有限元仿真中，當(dāng)?shù)毒叩那敖菫?15°，刃圓半徑為 20 μm，切削速度為 1 000 mm/s，切削深度分別為 50、100、150、200 和 250 μm 時(shí)，不同切削深度下切削 ZrO 2陶瓷所產(chǎn)生的應(yīng)力分布情況及刀具表面應(yīng)力圖如圖 6所示，其中：圖 6a、圖 6d、圖 6g、圖 6j、圖 6m 是工件和刀具的整體應(yīng)力云圖，圖 6b、圖 6e、圖 6h、圖 6k、圖 6n是刀具的應(yīng)力云圖，圖 6c、圖 6f、圖 6i、圖 6l、圖 6o 是工件的應(yīng)力云圖。

從圖 6a 中可以觀察到：在切削深度為 50 μm 時(shí)，由于切削深度相對(duì)較小，刀具切削工件的體積有限，因此工件所受應(yīng)力的應(yīng)力層較薄，為 104 μm。然而，隨著切削深度增加至 100 μm（圖 6d），切削深度的增加導(dǎo)致了更多材料堆積在刀具前面，因此工件所受應(yīng)力的應(yīng)力層較厚，為 192 μm。隨著切削深度的不斷增加，刀具所受的應(yīng)力會(huì)逐漸集中在刀尖的刃圓部分，同時(shí)工件表面的應(yīng)力會(huì)向刀具的后刀面擴(kuò)展。在切削深度達(dá)到 150 μm 時(shí)（圖 6g），應(yīng)力層的厚度達(dá)到 312 μm，刀具刃圓的前端會(huì)出現(xiàn)裂紋，且這種裂紋會(huì)向上表面擴(kuò)展。隨著刀具的不斷進(jìn)給，切屑會(huì)以碎裂切除的方式被去除（圖 6j）。當(dāng)切削深度增加到 250 μm 時(shí)（圖 6m），裂紋將進(jìn)一步向前擴(kuò)展。與此同時(shí)，工件所受應(yīng)力的應(yīng)力層厚度也會(huì)隨著切削深度的增加而增加，當(dāng)切削深度為 250 μm 時(shí)，應(yīng)力層的厚度達(dá)到 464 μm。隨著切削深度的變化，刀具在不同切削深度下的應(yīng)力情況也有所不同。在切削深度為 50 μm 時(shí)，刀具表面應(yīng)力主要集中在刀尖的刃圓半徑處，且最大應(yīng)力點(diǎn)位于刀尖位置（圖 6b）。隨著切削深度的增加，刀具表面應(yīng)力逐漸向前刀面和后刀面擴(kuò)展，同時(shí)最大應(yīng)力點(diǎn)逐漸向前刀面偏移，應(yīng)力層厚度也逐漸增加。隨著切削深度的增加，刀具切削工件的體積增大，切削力的作用區(qū)域也擴(kuò)大，從而使刀具的應(yīng)力逐漸增大（圖 6e、圖 6h、圖 6k、圖 6n）。

同時(shí)，切削完成后工件表面存在局部破碎和變形。當(dāng)切削深度為 50 μm 時(shí)，局部破碎和變形厚度為 32 μm（圖 6c）。隨著切削深度增加到 100 μm 和 150 μm，局部破碎和變形厚度也相應(yīng)增加，分別為 40 和 72 μm（圖 6f、圖 6i）。在圖 6l 中，當(dāng)切削深度達(dá)到 200 μm時(shí)，邊緣材料出現(xiàn)了大尺寸的裂紋，并在切割邊界上出現(xiàn)了局部破碎和變形，其厚度達(dá)到 160 μm。在圖 6o中，當(dāng)切削深度為 250 μm 時(shí)，局部破碎達(dá)到 208 μm。因此，隨著切削深度的增加，工件亞表面裂紋擴(kuò)展區(qū)域的范圍也逐漸擴(kuò)大。

圖 7 為切削深度對(duì)切削力的影響。如圖 7 所示：隨著切削深度增大，同一時(shí)間段刀具切削工件的體積增大，最大切削力基本呈線性增加；平均切削力在切削深度為 50～150 μm 時(shí)變化相對(duì)較小，而當(dāng)切削深度繼續(xù)增加至 200 和 250 μm 時(shí)，平均切削力相對(duì)增大。當(dāng)切削深度由 50 μm 增加到 250 μm 時(shí)，最大切削力也隨之逐漸上升，而在穩(wěn)定階段的最大切削力則上升緩慢且不明顯。

2.3

切削速度對(duì)應(yīng)力分布及切削力的影響

在刀具前角為 15°，刃圓半徑為 20 μm，切削深度為 150 μm 的情況下，切削速度分別為 800、900、1 000、1 100 和 1 200 mm/s 時(shí)，同一切削位置的工件表面應(yīng)力、工件 x 軸方向的應(yīng)力和刀具表面應(yīng)力分別如圖 8 所示。其中：圖 8a、圖 8d、圖 8g、圖 8j、圖 8m 是工件表面應(yīng)力云圖，圖 8b、圖 8e、圖 8h、圖 8k、圖 8n 是工件 x 軸方向應(yīng)力云圖，圖 8c、圖 8f、圖 8i、圖 8l、圖 8o 是刀具表面應(yīng)力云圖。從工件表面應(yīng)力的變化圖 8a 可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)切削速度較小時(shí)，由于 ZrO 2 陶瓷的硬脆特性容易在受力作用下產(chǎn)生裂紋，所以在刀具切削力作用下，刀具前端會(huì)產(chǎn)生裂紋并向材料內(nèi)部橫向擴(kuò)展；隨著切削速度的增加，切削力會(huì)更加集中在刀具與工件接觸點(diǎn)上，導(dǎo)致裂紋向內(nèi)部擴(kuò)展的能量減?。▓D 8d、圖 8g、圖 8j、圖 8m）。因此，材料內(nèi)部裂紋的橫向擴(kuò)展深度逐漸減小，且由于切削力作用下裂紋的擴(kuò)展方向受到限制，其更容易朝著工件表面擴(kuò)展。

根據(jù)工件 x 軸方向的應(yīng)力變化情況可知：當(dāng)切削速度為 800 mm/s 時(shí)，工件在 x 軸方向所受應(yīng)力最大值的位置深度為 304 μm（圖 8b）；隨著切削速度逐漸增大，工件在x 軸方向所受應(yīng)力最大值的位置深度逐漸減?。▓D 8e、圖 8h、圖 8k、圖 8n）。從圖 8c、圖 8f、圖 8i、圖 8l、圖 8o 的刀具表面應(yīng)力分布情況可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)切削速度逐漸增大時(shí)，刀具前刀面應(yīng)力分布范圍逐漸擴(kuò)大，應(yīng)力層厚度也逐漸增厚，但后刀面上的應(yīng)力分布幾乎不變。

圖 9 為不同切削速度對(duì)切削力的影響。如圖 9 所示，最大切削力和平均切削力的變化趨于平穩(wěn)。由于受 ZrO 2 陶瓷性能的影響，其在加工過(guò)程中容易發(fā)生斷裂，因此最大切削力相對(duì)較大。平均切削力是穩(wěn)定切削過(guò)程中的平均力值，其反映了切削過(guò)程的穩(wěn)定性和能量消耗情況。

2.4

刀具刃圓半徑對(duì)應(yīng)力分布及切削力的影響在有限元模型中，當(dāng)?shù)毒叩那敖菫?15°，切削深度為 150 μm，切削速度為 1 000 mm/s 時(shí)，采用刃圓半徑為10、20 和 30 μm 的 3 種不同刀具分別進(jìn)行切削仿真，工件表面和刀具表面的應(yīng)力云圖如圖 10 所示。其中：圖 10a、圖 10b、圖 10c 是不同刃圓半徑下的工件表面應(yīng)力云圖，圖 10d、圖 10e、圖 10f 是不同刃圓半徑下的刀具表面應(yīng)力云圖。從圖 10 可知：隨著刀具的刃圓半徑增大，工件表面裂紋的內(nèi)部擴(kuò)展深度逐漸減小，而且裂紋主要向刀具前方擴(kuò)展（圖 10a、圖 10b、圖 10c）。這可能是由于刃圓半徑增大導(dǎo)致切削時(shí)刀具與工件之間的接觸面積增加，從而使得裂紋擴(kuò)展受到壓縮應(yīng)力的阻礙。在刃圓半徑為 10 μm 時(shí)，裂紋主要向前方擴(kuò)展；而在刃圓半徑為 20 μm 時(shí)，裂紋開(kāi)始呈向上方擴(kuò)展的趨勢(shì)；且刃圓半徑越大，向上擴(kuò)展的位置距離刀具越近。這可能是由于刃圓半徑增大導(dǎo)致切削時(shí)刀具與工件之間的應(yīng)力分布變化，使得裂紋擴(kuò)展方向發(fā)生了變化。

在刀具表面應(yīng)力分析中（圖 10d、圖 10e、圖 10f），當(dāng)刃圓半徑為 10 μm 時(shí)，刀具表面應(yīng)力最大處位于刀尖上，而隨著刃圓半徑由 10 μm 增至 30 μm，刀具表面最大應(yīng)力呈現(xiàn)出沿前刀面向上擴(kuò)展的趨勢(shì)。這是由于刃圓半徑增大導(dǎo)致切削時(shí)刀具部分與工件間的接觸面積增大，從而使刀具表面承受更大的切削力，進(jìn)而引發(fā)了應(yīng)力的集中和擴(kuò)展。

總體而言，刃圓半徑的大小對(duì)切削過(guò)程中的裂紋擴(kuò)展和刀具表面的應(yīng)力分布都有重要影響。刃圓半徑增大會(huì)減小裂紋的內(nèi)部擴(kuò)展深度，改變裂紋擴(kuò)展方向，并且影響工件表面與刀具接觸前端的應(yīng)力分布。切削仿真中不同刃圓半徑刀具切削下的切削力變化如圖 11 所示。刃圓半徑是指刀具切削刃的外半徑，其與切削力之間存在一定的關(guān)系。刃圓半徑較小時(shí)，刀具的切削刃較尖銳，切削時(shí)會(huì)有較小的切削區(qū)域，因此切削力會(huì)相對(duì)較小。刃圓半徑較大時(shí)，刀具的切削刃較圓滑，切削時(shí)會(huì)有較大的切削區(qū)域，刀具與工件的接觸面積較大，因此切削力會(huì)相對(duì)較大。從圖 11 可以看出：在不同刃圓半徑下，最大切削力和平均切削力的變化并不明顯。這說(shuō)明在進(jìn)行切削仿真時(shí)，刃圓半徑并不是影響切削力的主要因素。

2.5

不同的刀具前角對(duì)應(yīng)力分布及切削力的影響

在有限元模型中，加工參數(shù)中切削深度為 150 μm，切削速度為 1 000 mm/s，刀具的刃圓半徑為 20 μm 時(shí)，分別采用刀具前角為?15°、0°、15°、30°的 4 種刀具進(jìn)行仿真，其應(yīng)力云圖如圖 12 所示。其中：圖 12a、圖 12c、圖 12e、圖 12g 是工件表面的應(yīng)力云圖，圖 12b、圖 12d、圖 12f、圖 12h 是刀具表面應(yīng)力云圖。如圖 12a、圖 12b所示：當(dāng)?shù)毒咔敖菫?15°時(shí)，刀具的前刀面最先接觸工件，使工件產(chǎn)生壓潰，工件表面應(yīng)力向刀尖前下方擴(kuò)展。如圖 12c、圖 12d 所示：當(dāng)?shù)毒咔敖菫?0°時(shí)，刀具的前刀面與工件側(cè)面整體相互接觸，對(duì)其壓潰。如圖 12e、圖 12f、圖 12g、圖 12h 所示：當(dāng)?shù)毒咔敖欠謩e為 15°和 30°時(shí)，在刀具的作用下工件材料內(nèi)部產(chǎn)生裂紋，隨著刀具前角的增大，裂紋逐漸變短，且向工件上表面擴(kuò)展。另外，隨著刀具前角增大，刀具表面應(yīng)力逐漸向刀尖部分集中。且在刀具前角為?15°和 0°時(shí)，刀具表面應(yīng)力主要位于前刀面，而在 15°和 30°時(shí)則主要位于刀尖部分。

圖 13 為不同刀具前角對(duì)切削力的影響。如圖 13所示，刀具前角的變化會(huì)影響最大和平均切削力的大小。當(dāng)?shù)毒咔敖菫樨?fù)時(shí)，刀具的切削刃為鈍角，切削時(shí)前刀面會(huì)先壓潰工件，刀具與工件的接觸面積較大，因此最大切削力會(huì)相對(duì)較大。刀具前角較大時(shí)，刀具的切削刃較尖銳，刀具與工件的接觸面積相對(duì)較小，因此最大切削力會(huì)相對(duì)較小。當(dāng)?shù)毒咔敖菫?0°時(shí)，刀具前刀面與工件側(cè)面直接接觸，導(dǎo)致工件在切削過(guò)程中受到刀具的擠壓作用。由于刀具與工件的大面積接觸，擠壓力會(huì)迅速增大，從而導(dǎo)致最大切削力增加；當(dāng)擠壓力超過(guò)工件材料的強(qiáng)度極限時(shí)，工件可能會(huì)被壓潰，此時(shí)最大切削力會(huì)逐漸下降。此外，不同刀具前角下的平均切削力變化不大。因此，刀具前角的選擇需要考慮工件材料的強(qiáng)度和其在切削過(guò)程的需求，以確保切削力在可接受范圍內(nèi)。

3

結(jié)論根據(jù)硬脆材料的 JH-2 本構(gòu)模型和切屑分離準(zhǔn)則，建立 ZrO 2 陶瓷切削模型。研究刀具刃圓半徑、刀具前角、切削深度和切削速度對(duì)陶瓷切削加工過(guò)程中的加工應(yīng)力、刀具應(yīng)力和切削力的影響，得出如下結(jié)論：

（1）隨著切削的進(jìn)行，工件的塑性變形會(huì)導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生。裂紋是工件材料的局部應(yīng)力超過(guò)其抗拉強(qiáng)度或抗剪強(qiáng)度而發(fā)生的斷裂，會(huì)導(dǎo)致工件表面產(chǎn)生碎屑。在切削過(guò)程中，切削層會(huì)發(fā)生塑性變形并產(chǎn)生裂紋，最終導(dǎo)致整個(gè)切削層崩裂而飛離工件。

（2）隨切削深度增加，刀具表面的應(yīng)力層逐漸由刀尖部分向前刀面和后刀面擴(kuò)展且逐漸增大。同時(shí)，隨切削深度增加，工件切出端形成局部裂紋，并向工件下方擴(kuò)展。在切削深度分別為 200 和 250 μm 時(shí)，工件末端邊緣出現(xiàn)大量裂紋，并朝垂直切削方向擴(kuò)展，導(dǎo)致工件邊緣出現(xiàn)大尺寸碎裂。

（3）增大切削速度可引起應(yīng)力和切削力的上下波動(dòng)，但在整體上沒(méi)有明顯變化。

（4）用不同刃圓半徑的刀具切削時(shí)，在初始切入階段，刀具前端的裂紋長(zhǎng)度隨著刃圓半徑的增大而逐漸變短。刀具前刀面上的最大應(yīng)力位置隨著刃圓半徑的增大而逐漸升高，但刃圓半徑對(duì)切削力的影響較小。

（5）當(dāng)前角為負(fù)的刀具切削 ZrO 2 陶瓷時(shí)，其不會(huì)使陶瓷內(nèi)部產(chǎn)生裂紋，能獲得較好的加工質(zhì)量。刀具的最大切削力在刀具前角為 0°時(shí)最大，且隨刀具前角增加，其平均切削力變化不明顯。

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作者簡(jiǎn)介

劉寅，男，1986 年生，博士、副教授。主要研究方向：難加工材料精密加工技術(shù)、微尺度加工技術(shù)、綠色與清潔加工技術(shù)。

E-mail：liuyin_neu@163.com

（編輯：周萬(wàn)里）

Numerical"simulation"of"the"influence"of"cutting"parameters"on"the

cutting"process"of"ZrO 2 "ceramics

LV Shicong

1，2 ， LIU Yin 1，2 ， SUN Xingwei 1，2 ， DONG Zhixu 1，2 ， YANG Heran 1，2 ， ZHANG Weifeng 1，2

（1. School of Mechanical Engineering， Shenyang University of Technology， Shenyang 110870， China）

（2. Key Laboratory of Numerical Control Manufacturing Technology for Complex Surfaces of Liaoning Province，

Shenyang 110870， China）

Abstract

Objectives： Research on ceramic processing primarily focuses on areas such as single abrasive grindingmethods， processing mechanisms， processing efficiency， material removal mechanisms， and surface quality. However，research on ZrO 2 ceramic cutting processing is relatively insufficient. Therefore， the 3D cutting process of ZrO 2 ceramicworkpieces was numerically simulated using the finite element simulation method. The study discusses the mechanismof chip removal， the dynamic change and distribution of stress， and the evolution law of cutting force under various cut-ting conditions. Methods： The 3D cutting process of ZrO 2 ceramic workpieces， under different machining parametersand tool parameters， was numerically simulated using the finite element simulation method. The cutting forces undervarious feed speeds and cutting depths were compared to explore the failure modes and material removal mechanisms ofZrO 2 ceramic during the cutting process. Results： The hard contact behavior between the cutting tool and the workpiecesignificantly affects the material removal process， leading to failure modes such as chip collapse， material cracking， andcrack propagation. When the cutting depth is 200 μm or 250 μm， numerous cracks appear at the end edge of the work-piece and expand in the vertical cutting direction， resulting in significant fragmentation at the edge. An increase in cut-ting speed will causes fluctuations in stress and cutting force， but overall， there is no significant change in cutting per-formance. The radius of the cutting edge affects the formation of cracks in the initial cutting stage. As the edge radius in-creases， the length of the crack at the front end of the tool shortens， though the impact on cutting force is not significant.A negative tool rake angle during cutting does not induce cracks in the workpiece， and it leads to better machining qual- ity. In addition， when the tool rake angle is 0 °， the maximum cutting force increases rapidly， but the cutting force vari-ation is not obvious with increasing rake angle. Conclusions： As the cutting depth increases， the stress layer on the toolsurface gradually expands from the tip to the front and rear cutting surfaces， and gradually increases. As the cuttingdepth increases， local cracks form at the cutting end of the workpiece and propagate downward. The position of maxim-um stress on the front cutting surface of the tool gradually increases with the increase in edge radius. However， the influ-ence of the edge radius on the cutting force is relatively small. When cutting ZrO 2 ceramics with a tool featuring a negat-ive rake angle， no internal cracks are caused， and good machining quality can be achieved.

Key"words

ZrO 2 ceramics；finite element simulation；cutting depth；cutting edge radius；tool rake angle；cutting speed