王明海，王京剛，鄭耀輝，李世永，高 蕾

（沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 航空制造工藝數(shù)字化國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136）

0 引言

鈦合金材料以比強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕等優(yōu)異特性，在航空和航天等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用，但由于化學(xué)活性大、導(dǎo)熱系數(shù)小等特點(diǎn)致使鈦合金的切削加工性較差、切削溫度較高。在切削加工過程中，切屑的形成及切削溫度的高低均對(duì)刀具的使用壽命和工件的表面加工質(zhì)量有著重要的影響[1～3]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鈦合金切削加工過程中的切屑及溫度分布情況進(jìn)行著積極的研究。Guang Chen[4]等基于延性破壞模型研究了在不同切削條件下高速切削鈦合金Ti-6Al-4V切屑的形態(tài)。Anhai Li[5]等對(duì)高速干式銑削鈦合金Ti-6Al-4V切屑的形態(tài)進(jìn)行了研究。S.B.Yang[6]等對(duì)置氫條件下車削鈦合金的切屑形成過程及溫度變化情況進(jìn)行了研究。Fang Shao[7]等采用有限元對(duì)切削鈦合金過程的溫度進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了其預(yù)測(cè)方法的正確性。陳明[8]等人對(duì)高速銑削過程中工件內(nèi)部及其與刀具接觸面的溫度進(jìn)行了研究。

但以上分析為了建模的簡(jiǎn)單性和分析的高效性，在進(jìn)行銑削有限元仿真時(shí)，往往采用簡(jiǎn)化的二維直角切削或三維斜角切削仿真，沒有按照銑刀的實(shí)際結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，并且對(duì)實(shí)際結(jié)構(gòu)銑刀的溫度分布及變化規(guī)律的研究比較少。為此基于有限元仿真分析軟件ABAQUS建立了更接近實(shí)際的銑刀模型及三維有限元銑削模型，對(duì)銑削過程切屑的形成過程，銑削溫度及切削力進(jìn)行了仿真分析，仿真值與試驗(yàn)值基本一致，對(duì)實(shí)際銑削加工具有一定的指導(dǎo)意義。

1 有限元模型的建立

在進(jìn)行有限元仿真時(shí)，銑刀結(jié)構(gòu)建模對(duì)仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性具有至關(guān)重要的影響作用，為此建立了更接近實(shí)際的銑刀結(jié)構(gòu)模型以及三維銑削模型。由于鈦合金的銑削伴隨著大的變形及應(yīng)變，在加工過程中涉及高溫、高應(yīng)變速率耦合的大變形和斷裂，為此在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，刀具和工件均采用了8節(jié)點(diǎn)六面體顯示熱應(yīng)力耦合線性減縮積分單元C3D8RT。約束條件：對(duì)工件底面及XOZ面約束包括移動(dòng)和旋轉(zhuǎn)所有自由度，對(duì)刀具添加沿X方向的移動(dòng)約束和沿Z軸方向的旋轉(zhuǎn)約束。定義完成的銑削模型如圖1所示。

圖1 三維銑削有限元仿真模型

2 材料失效模型

在銑削加工過程中，切屑的形狀發(fā)生較大的變形，應(yīng)力與時(shí)間的并不是單值關(guān)系，為此切屑的分離采用基于單元積分點(diǎn)的等效塑性應(yīng)變準(zhǔn)則，當(dāng)損傷參數(shù)達(dá)到1時(shí)，單元發(fā)生失效，如下式所示：

由于銑削過程伴隨著高溫、大應(yīng)變和大應(yīng)變率，為此失效應(yīng)變準(zhǔn)則采用適用于高溫、大應(yīng)變和大應(yīng)變率的Johnson-Cook模型定義[9]如下式：

3 有限元模擬結(jié)果及分析

在銑削過程中，切削速度往往較大，所形成的切屑的厚度往往較小，這樣使得準(zhǔn)確測(cè)量切削過程中的溫度較為困難，而通過有限元仿真可以得到在切削過程中任意時(shí)刻刀具及工件的溫度分布情況。

在此刀具材料選用硬質(zhì)合金YG8，直徑為6mm，刀刃數(shù)為4，前角10 ，后角12 ，螺旋角38 ；工件材料為鈦合金Ti6Al4V，尺寸為2mm×3mm×4mm。圖2所示為切削速度30m/min，每齒進(jìn)給量0.03mm/z，軸向切深ap為0.25mm，徑向切寬ae為0.63mm下，干式順銑切削，切屑的形成過程及刀具和工件的溫度分布云圖。

圖2 切屑形成過程及溫度云圖

從圖2可以看出，隨著切削的進(jìn)行，切屑逐漸發(fā)生卷曲，最高溫度出現(xiàn)在刀具前刀面與切屑的接觸面上，并且高于第Ⅰ變形區(qū)的溫度，這是因?yàn)榍邢魉俣确浅８?，致使第Ⅰ變形區(qū)的工件材料產(chǎn)生大量的變形熱來不及散發(fā)便與刀具的前刀面摩擦，產(chǎn)生大量的摩擦熱，使得與刀具前刀面接觸處的切屑的溫度進(jìn)一步升高。

圖3 實(shí)際銑削加工的切屑形態(tài)

圖3為實(shí)際銑削加工得到的切屑的形狀，通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，仿真模擬得到的切屑與實(shí)際加工得到的切屑的形狀基本相同，從而說明了，此有限元銑削模型的可行性。

圖4 工件等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖5 刀具溫度分布云圖

圖4、圖5分別為工件的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D和刀具溫度分布云圖?？梢钥闯?，切屑及工件切削側(cè)壁發(fā)生較大的塑性應(yīng)變。工件側(cè)壁的溫度的升高主要是由于切削過程中側(cè)壁的工件材料發(fā)生大的變形產(chǎn)生大量的變形熱，并且其中一部分熱量傳遞給了刀具，使得與工件側(cè)壁接觸處刀具的溫度升高。

圖6 刀尖溫度隨時(shí)間變化趨勢(shì)

圖7 刀尖最高溫度隨切削速度 變化趨勢(shì)

如圖6所示為切削過程中刀尖溫度隨時(shí)間變化情況。從圖中可以看出刀尖溫度在刀具切出工件（2.1ms）之前不斷升高，最高溫度為496 C，隨后刀尖的溫度開始降低。

為了分析刀尖處最高溫度與切削用量之間的關(guān)系，在此分別改變切削速度、每齒進(jìn)給量、軸向切深的大小進(jìn)行仿真分析，其中切削速度依次選擇30m/min、60m/min、90m/min和120m/min，每齒進(jìn)給量依次選擇0.03mm/z、0.06mm/z、0.09mm/z和0.12mm/z，

軸向切深依次選擇0.2mm、0.4mm、0.6mm和0.8mm。仿真分析結(jié)果分別如圖7～圖9所示。

圖8 刀尖最高溫度隨每齒進(jìn)給量變化趨勢(shì)

圖9 刀尖最高溫度隨軸向 切深變化趨勢(shì)

從上述圖中可以看出，刀尖處最高溫度均隨切削速度增加而升高，但溫度升高的速率是逐漸減小的，這是由于切削速度的增大使得在單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的熱量增多，致使切削溫度升高，同時(shí)切屑產(chǎn)生的速度隨切削速度的增大而加快，由切屑帶走的熱量增多，致使傳遞給刀具切削熱的比例減小，從而使得刀尖溫度升高的速率逐漸減小。刀尖處最高溫度隨每齒進(jìn)給量、軸向切深的增加也有升高的趨勢(shì)，但是變化幅度較小，這是由于每齒進(jìn)給量或軸向切深的增加均使得單位時(shí)間內(nèi)鈦合金的切除率增大，但是由切屑所帶走的熱量也增加，可見其對(duì)刀具溫度升高幅度影響較小。

切削力直接影響著切削過程中熱量的產(chǎn)生，并且對(duì)刀具的耐用度及使用壽命有著重要的影響。如圖9所示為X、Y和Z三方向的銑削力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。

圖10 有限元仿真切削力變化趨勢(shì)

從圖中可以看出，在達(dá)到穩(wěn)定切削狀態(tài)（0.8ms）之前，主切削力Fx逐漸增大；在穩(wěn)定切削狀態(tài)時(shí)（0.8ms～2.1ms），主切削力Fx趨向于平穩(wěn)狀態(tài)，并周期性波動(dòng)，切削力的值穩(wěn)定在269N，這主要是由于在切削過程中，刀具前刀面與切屑的接觸點(diǎn)時(shí)刻發(fā)生著變化，并且在第一剪切區(qū)大量的切削熱引起材料的熱軟化效應(yīng)。在穩(wěn)定切削時(shí)，軸向切削力Fy最小。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)條件：機(jī)床型號(hào)為VMC-850B立式加工中心，機(jī)床功率7.5kw，主軸最高轉(zhuǎn)速8000rpm。銑削力的測(cè)量選用瑞士Kistler9265B三向動(dòng)態(tài)測(cè)力儀。其中銑削力測(cè)量試驗(yàn)如圖10所示。

圖11 銑削力測(cè)量

如圖11所示為每齒進(jìn)給量0.03mm/z,軸向切深ap為0.25mm，徑向切寬ae為0.63mm，切削速度分別取30 m/min、60 m/min、90 m/min和120 m/min條件下，主切削力的仿真值與試驗(yàn)值的對(duì)比情況。

如圖12所示為切削速度30m/min，軸向切深ap為0.25mm，徑向切寬ae為0.63mm，每齒進(jìn)給量分別取0.02mm/z、0.04mm/z、0.06mm/z和0.08mm/z條件下，主切削力的仿真值與試驗(yàn)值的對(duì)比情況。

如圖13所示為切削速度30m/min，每齒進(jìn)給量0.03mm/z, 徑向切寬ae為0.63mm，軸向切深ap分別取0.2mm、0.4mm、0.6mm和0.8mm條件下，主切削力的仿真值與試驗(yàn)值的對(duì)比情況。

圖12 不同切削速度下切削力結(jié)果對(duì)比

圖13 不同每齒進(jìn)給量下 切削力結(jié)果對(duì)比

圖14 不同軸向切深下切削力結(jié)果對(duì)比

可以看出主切削力仿真值與試驗(yàn)所得測(cè)量值曲線的變化趨勢(shì)基本一致，即主切削力均隨著切削速度、每齒進(jìn)給量和軸向切深的增大而增大。通過計(jì)算可得，切削速度、每齒進(jìn)給量、軸向切深的仿真值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差分別為9.16%、9.04%和9.55%，由此可見，此建模方法和仿真模型的正確性和可行性，為鈦合金切削提供了理論數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)和驗(yàn)證。

5 結(jié)論

1）建立了更接近實(shí)際的銑刀結(jié)構(gòu)模型及三維銑削模型，成功模擬出了鈦合金銑削切屑的形成的全過程，并與實(shí)際銑削切屑進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)形狀基本相同。

2）得到了銑削過程中的溫度分布情況，不同銑削參數(shù)下刀尖的最高溫度的變化情況，發(fā)現(xiàn)最高溫度出現(xiàn)在刀具的前刀面與切屑的接觸面上，刀尖處最高溫度隨切削速度、每齒進(jìn)給量、軸向切深的增加而升高，并且切削速度對(duì)其影響最大。

3）工件等效塑性應(yīng)變最大的地方出現(xiàn)在第Ⅰ變形區(qū)及與刀具側(cè)面相接觸的側(cè)壁。

4）分別對(duì)不同切削參數(shù)下的切削力進(jìn)行了有限元仿真和切削試驗(yàn)，結(jié)果表明：仿真值與試驗(yàn)所得的測(cè)量值隨切削參數(shù)的變化趨勢(shì)基本一致，切削速度、每齒進(jìn)給量、軸向切深的相對(duì)誤差分別為9.16%、9.04%和9.55%，從而證明了此建模方法的可行性與準(zhǔn)確性，并為鈦合金切削提供了理論數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)和驗(yàn)證。

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