硬質(zhì)合金車刀主偏角對(duì)不銹鋼切削熱力學(xué)行為影響仿真

蔣宏婉，任仲偉，袁森，鄒中妃

貴州理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院

1 引言

不銹鋼因其優(yōu)良的塑韌性和耐腐蝕性廣泛應(yīng)用于工業(yè)民用的各個(gè)領(lǐng)域[1]，切削過(guò)程中其熱力學(xué)特性直接影響加工表面質(zhì)量與性能的優(yōu)劣，而影響切削過(guò)程中的熱力學(xué)特性因素很多(如切削用量、刀具角度、機(jī)床穩(wěn)定性及切削潤(rùn)滑條件等)，國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者和機(jī)構(gòu)對(duì)304不銹鋼的切削加工過(guò)程展開(kāi)了研究。張好強(qiáng)等[2]通過(guò)仿真和實(shí)驗(yàn)研究了不同晶粒度硬質(zhì)合金刀具對(duì)304不銹鋼切削過(guò)程切削溫度的影響，發(fā)現(xiàn)超細(xì)晶粒刀具比普通晶粒刀具具有更優(yōu)的散熱性。李艷等[3]基于ABAQUS軟件研究了高速鋼鉆頭加工奧氏體304不銹鋼時(shí)的綜合切削性能，建立了切削參數(shù)對(duì)鉆削力、扭矩和溫度的影響規(guī)律，研究表明，轉(zhuǎn)速相同時(shí)大進(jìn)給會(huì)大幅提高鉆削力、扭矩和溫度，同時(shí)通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了有限元模型的可靠性。侯鎖霞等[4]基于Deform軟件完成了以切削三要素為變量、切削溫度為評(píng)價(jià)指標(biāo)的正交仿真實(shí)驗(yàn)，獲得了最優(yōu)加工參數(shù)，建立了切削溫度回歸方程，并實(shí)現(xiàn)了溫度預(yù)測(cè)。吳錦行等[5]基于實(shí)驗(yàn)和仿真對(duì)304不銹鋼切削過(guò)程中的切削力學(xué)模型、刀-屑接觸模型和刀具磨損情況進(jìn)行分析，揭示新型微坑車刀降溫機(jī)理。范彩霞等[6]通過(guò)微觀檢測(cè)手段對(duì)30Cr13不銹鋼車削過(guò)程中刀具磨損機(jī)理展開(kāi)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)速度調(diào)整為中速切削時(shí)，刀具耐用度相對(duì)最好。宋燕林等[7]針對(duì)沉淀硬化馬氏體不銹鋼定制專用刀具，研究其切削加工性，改善了不銹鋼高硬高粘等切削難題。袁巨龍等[8]聚焦于單顆粒研磨對(duì)不銹鋼加工表面殘余應(yīng)力的影響，通過(guò)研究獲得不同工藝對(duì)工件表面殘余應(yīng)力影響的顯著程度及對(duì)應(yīng)的工藝參量，并建立了相應(yīng)的預(yù)測(cè)模型。目前有關(guān)不銹鋼切削的研究較多集中在不銹鋼切削刀具的設(shè)計(jì)及優(yōu)選、切削速度、進(jìn)給量和切削深度的工藝優(yōu)選以及切削刀具磨損情況研究等，鮮有關(guān)于刀具工作角度對(duì)不銹鋼切削過(guò)程熱力學(xué)影響的相關(guān)研究。

刀具主偏角作為重要的刀具工作角度，對(duì)不銹鋼加工表面性能和刀具壽命有重要影響?；诖耍疚牟捎美碚撚?jì)算與仿真分析相結(jié)合的方法，借助Deform-3D切削仿真平臺(tái)對(duì)AISI-304不銹鋼車削過(guò)程的切削溫度、切削力和剪切區(qū)應(yīng)力分布等熱力學(xué)特性受專用硬質(zhì)合金涂層車刀主偏角(45°，75°，95°)的影響展開(kāi)系統(tǒng)研究，分析其影響規(guī)律，從而獲得相對(duì)較優(yōu)的刀具角度。

2 建立有限元模型

仿真采用304不銹鋼專用硬質(zhì)合金涂層車刀，刀具基體材料為K20，涂層為5μm厚的TiAlN，相應(yīng)工作角度如表1所示，刀具和工件材料熱物性參數(shù)[5]如表2所示。仿真切削用量采用刀具推薦參數(shù)：vc=150m/min，f=0.15mm/r，ap=0.5mm，工件直徑為φ100mm。本實(shí)驗(yàn)重點(diǎn)關(guān)注唯一變量主偏角κr對(duì)不銹鋼切削過(guò)程熱力學(xué)(切削力、切削溫度、剪切區(qū)應(yīng)力分布)影響，基于實(shí)際切削情況將因素水平設(shè)為45°，75°，95°。有限元仿真相關(guān)主要設(shè)置如表3所示[8]。

表1 刀具工作角度 (°)

表2 刀具和工件材料熱物性參數(shù)

根據(jù)切削過(guò)程的實(shí)際工況特征、刀具和工件材料熱物性能等因素，確定切削仿真過(guò)程的關(guān)鍵理論模型。采用Zener-Sellars流動(dòng)應(yīng)力模型，為

(1)

采用Normalized Cockcroft & Latham斷裂準(zhǔn)則，為

(2)

表3 有限元仿真主要設(shè)置

采用Von Mises屈服準(zhǔn)則，為

|τoct|=C2

(3)

式中，τoct為材料剪應(yīng)力；C2為與材料性質(zhì)有關(guān)與應(yīng)力狀態(tài)無(wú)關(guān)的常數(shù)。

采用Usui刀具磨損模型，為

(4)

式中，p為界面壓力；V為滑移速度；T為界面溫度；a和b為試驗(yàn)校準(zhǔn)系數(shù)。

界面摩擦模型采用剪切摩擦模型，為

τ=μτs0

(5)

式中，τ為界面摩擦剪應(yīng)力；μ為界面摩擦系數(shù)(此處取0.4)；τs0為剪切屈服強(qiáng)度。

基于式(1)～式(5)的理論模型，采用修正的拉格朗日算法和局部網(wǎng)格重劃分技術(shù)對(duì)該切削過(guò)程展開(kāi)仿真分析，重點(diǎn)監(jiān)控該過(guò)程刀具的切削溫度、切削力和工件剪切區(qū)應(yīng)力分布。在該仿真過(guò)程中，存在以下假設(shè)：刀屑接觸區(qū)的摩擦系數(shù)為常數(shù)；刀-屑界面與周邊介質(zhì)進(jìn)行均勻換熱；工件固定，刀片圍繞工件軸心做回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)[9]。在刀具幾何和網(wǎng)格模型的基礎(chǔ)上添加涂層(包括材料和厚度)，對(duì)刀-屑接觸近域建立動(dòng)態(tài)局部細(xì)化網(wǎng)格，最終建立如圖1所示不銹鋼車削過(guò)程有限元模型。

(a)幾何模型

3 切削過(guò)程熱力分析

有限元模型經(jīng)過(guò)求解器求解分析和結(jié)果后處理得到如圖2～圖4所示的切削溫度、三向切削力以及工件剪切區(qū)應(yīng)力分布曲線。

圖2為不同主偏角下刀屑作用瞬時(shí)狀態(tài)及工件溫度分布概況。當(dāng)主偏角為75°時(shí)，工件溫度最大值在三者中最高，根據(jù)金屬切削原理，說(shuō)明該工況下被切屑帶走的熱量最多，即主偏角為75°時(shí)，更有利于切削過(guò)程切削熱的擴(kuò)散。

圖2 不同主偏角切削過(guò)程刀屑作用狀態(tài)

圖3a為三種主偏角下切削過(guò)程中刀具切削溫度對(duì)比曲線，從中提取最大值平均值，對(duì)比情況如圖3b所示。分析可知，主偏角越大，刀具切削溫度越高，主偏角為45°和75°的溫度曲線分布相對(duì)接近(尤其是切削中、前期)，且變化相對(duì)平緩；而主偏角為95°時(shí)，切削溫度明顯升高且波動(dòng)較大，顯然不利于刀具持續(xù)切削。

(a)

圖4為不同主偏角下刀具受三向切削力對(duì)比曲線，可清晰地看出，所有工況下主切削力均占主導(dǎo)地位，明顯大于切深抗力和進(jìn)給抗力，且?guī)缀踉诘?jì)算30步左右進(jìn)入切削穩(wěn)定階段，迭代計(jì)算1200步左右結(jié)束切削穩(wěn)定階段進(jìn)入退刀階段。橫向?qū)Ρ劝l(fā)現(xiàn)，總體規(guī)律與切削溫度相似，即隨刀具主偏角的增大，切削力也增大，且主偏角為45°和75°的三向切削力曲線分布相對(duì)接近，而主偏角為95°時(shí)，切削力大幅升高且波動(dòng)明顯，同樣不利于刀具長(zhǎng)時(shí)間切削。對(duì)三向切削力分布曲線進(jìn)一步處理，得到如圖4c和4d所示的不同主偏角下三向切削力最大值、最小值和平均值的對(duì)比情況。對(duì)于主切削力而言，主偏角為75°時(shí)，其最大值相對(duì)最小，最小值相對(duì)最大，說(shuō)明該工況下主切削力相對(duì)最穩(wěn)定，而主偏角為95°時(shí)力差最大，進(jìn)一步說(shuō)明其切削過(guò)程明顯不穩(wěn)定，這是由于大主偏角單位時(shí)間材料去除量大引起較大的切削抗力。

(a)不同主偏角切削過(guò)程進(jìn)給抗力分布

4 剪切區(qū)應(yīng)力應(yīng)變分析

切削力和切削溫度的綜合作用會(huì)導(dǎo)致工件表層材料發(fā)生塑性變形，一部分形成切屑，進(jìn)而斷裂離開(kāi)工件，一部分形成加工表面，即目標(biāo)幾何面，此過(guò)程與切削過(guò)程的剪切區(qū)應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)密切相關(guān)。因此，對(duì)不同主偏角工況下切削穩(wěn)定階段同一瞬時(shí)剪切區(qū)的某一剪切面上選取等距8個(gè)追蹤點(diǎn)(分別用P1，P2，P3，P4，P5，P6，P7，P8表示)，進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變分析。圖5為剪切區(qū)追蹤點(diǎn)的選取方法，經(jīng)后處理得到如圖6所示的不同主偏角剪切區(qū)追蹤點(diǎn)的剪切應(yīng)力分布曲線和如圖7所示的應(yīng)變分布曲線。

圖5 不同主偏角切削過(guò)程剪切區(qū)追蹤點(diǎn)的選取

圖6d、圖6e和圖6f為圖6a、圖6b和圖6c經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)分析和處理得到的最大值和局部平均值直觀分布曲線，其中局部平均值為每個(gè)追蹤點(diǎn)在相同活躍階段(即追蹤點(diǎn)進(jìn)入切削過(guò)程剪切滑移區(qū)段)內(nèi)的應(yīng)力平均值。主偏角為45°時(shí)，剪切區(qū)活躍階段為210～280計(jì)算步范圍；主偏角為75°時(shí)，剪切區(qū)活躍階段為180～260計(jì)算步范圍；主偏角為95°時(shí)，剪切區(qū)活躍階段為160～230計(jì)算步范圍。對(duì)比分析圖6d、圖6e和圖6f可以發(fā)現(xiàn)，三個(gè)不同主偏角工藝條件下剪切區(qū)由內(nèi)向外(即P1～P8，刀尖近域向切屑自由表面)應(yīng)力最大值總體變化趨勢(shì)均為平緩增大；而平均值變化差異相對(duì)明顯，平均值中最大值在主偏角為45°時(shí)，出現(xiàn)在緊鄰刀尖的P2，主偏角為75°時(shí)，出現(xiàn)在相對(duì)居中P4，主偏角為95°時(shí)，則出現(xiàn)在切屑最外側(cè)自由表面P8。由此可見(jiàn)，隨著主偏角的增大，剪切區(qū)最大平均應(yīng)力沿剪切面切向由內(nèi)向外移動(dòng)，亦可說(shuō)明主偏角的增大促使應(yīng)力集中現(xiàn)象沿剪切面切向外移。

(a)κr=45°

圖7d、圖7e和圖7f是圖7a、圖7b和圖7c經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)分析和處理得到的最大值和局部平均值直觀分布曲線，其中局部平均值為每個(gè)追蹤點(diǎn)在相同活躍階段(與前文同理)內(nèi)的應(yīng)變平均值。對(duì)比分析圖7d、圖7e和圖7f可發(fā)現(xiàn)，主偏角為45°和95°時(shí)，平均應(yīng)變和最大應(yīng)變總體變化趨勢(shì)較為接近，剪切區(qū)由內(nèi)向外(即P1～P8，刀尖近域向切屑自由表面)應(yīng)變減小，高應(yīng)變區(qū)均存在于刀尖近域(P1～P3區(qū)域)，而主偏角為75°時(shí)應(yīng)變總體變化呈低—高—低分布特征，高應(yīng)變區(qū)出現(xiàn)在剪切區(qū)中部。相對(duì)于主偏角為45°和95°，主偏角為75°時(shí)，高應(yīng)變區(qū)沿剪切面適當(dāng)切向外移，遠(yuǎn)離刀尖，這在一定程度降低了切削過(guò)程剪切區(qū)剪切滑移對(duì)加工表面的負(fù)面干擾，有利于切削表面質(zhì)量和性能的保證。可見(jiàn)，75°主偏角比45°和95°主偏角在304不銹鋼車削過(guò)程中更具優(yōu)勢(shì)。

(a)κr=45°

5 結(jié)語(yǔ)

(1)主偏角為95°切削條件下切削溫度相對(duì)最高且波動(dòng)較大，同時(shí)較大力差帶來(lái)相對(duì)明顯的切削振動(dòng)，不利于刀具持續(xù)切削；而主偏角為75°切削條件下工件溫度最高，刀具溫度平穩(wěn)偏低，主切削力相對(duì)最小，有利于切削過(guò)程的平穩(wěn)進(jìn)行和提高刀具耐用度。

(2)不同主偏角切削條件下，應(yīng)力最大值總體變化趨勢(shì)均十分相似，均沿剪切面切向由刀尖近域向切屑自由表面平緩增大。隨著主偏角的增大，剪切區(qū)應(yīng)力集中現(xiàn)象沿剪切面切向外移。主偏角為75°時(shí)，應(yīng)變總體變化呈低—高—低分布，高應(yīng)變區(qū)出現(xiàn)在剪切區(qū)中部。相對(duì)于主偏角為45°和95°主偏角，主偏角為75°時(shí)，高應(yīng)變區(qū)遠(yuǎn)離刀尖，可降低切削過(guò)程剪切區(qū)剪切滑移對(duì)加工表面的負(fù)面干擾，有利于保證切削表面質(zhì)量和性能。