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        高速切削鋸齒形切屑形成過程的有限元模擬

        2014-06-24 13:20:33段春爭王肇喜李紅華
        關(guān)鍵詞:鋸齒形切削速度切削力

        段春爭,王肇喜,李紅華

        (大連理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧大連116024)

        高速切削鋸齒形切屑形成過程的有限元模擬

        段春爭,王肇喜,李紅華

        (大連理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧大連116024)

        為了研究和預(yù)測高速切削切屑形成過程,使用有限元分析軟件ABAQUS建立了高速切削高溫合金的有限元模型,采用Johnson-Cook熱粘塑性材料本構(gòu)模型、剪切損傷切屑分離準(zhǔn)則以及刀-屑界面粘結(jié)-滑移混合摩擦模型,對高速切削高溫合金過程中鋸齒形切屑的形態(tài)及切削力進(jìn)行了研究。通過模擬與實(shí)驗(yàn)的對比分析,驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。切削參數(shù)對切屑形成的影響的研究結(jié)果表明,高速切削過程中鋸齒形切屑的鋸齒化程度、切削力以及絕熱剪切帶內(nèi)的等效塑性應(yīng)變隨切削速度、刀具前角以及切削厚度的改變而規(guī)律性地變化。

        高速切削;有限元模擬;鋸齒形切屑;高溫合金;本構(gòu)模型;切屑分離準(zhǔn)則

        高速切削是一個(gè)涉及高彈塑性變形和高切削溫度的復(fù)雜過程。與傳統(tǒng)切削在加工機(jī)理方面相比,高速切削常會(huì)產(chǎn)生鋸齒形切屑。鋸齒形切屑的形成導(dǎo)致切削力與切削熱周期性波動(dòng),加快了刀具的磨損速率,降低刀具壽命和加工質(zhì)量。因此,研究鋸齒形切屑的形成機(jī)理對于優(yōu)化高速切削過程具有重要意義。目前,主要有實(shí)驗(yàn)和有限元模擬2種方法。很多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)方法對高速切削鋸齒形切屑的形成過程進(jìn)行了深入研究[1-4]。大量的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明鋸齒形切屑的形成機(jī)理主要分為絕熱剪切理論和周期性斷裂理論。多數(shù)學(xué)者認(rèn)為,鋸齒形切屑的形成原因是由于第一變形區(qū)內(nèi)的剪切變形高度局部化,使第一變形區(qū)溫度急劇升高,造成材料熱軟化效應(yīng)超過加工硬化效應(yīng),剪切區(qū)內(nèi)發(fā)生局部剪切斷裂。雖然通過實(shí)驗(yàn)研究切削機(jī)理是一種可靠的方法,但高速切削實(shí)驗(yàn)條件復(fù)雜,并且很難在切削過程中準(zhǔn)確獲得切削溫度、應(yīng)力、應(yīng)變等數(shù)據(jù)[5]。因此,采用有限元技術(shù)與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法成為研究和預(yù)測切削過程的一種有效手段,通過有限元模擬能夠獲得更多有效數(shù)據(jù),從而提高研究結(jié)果的準(zhǔn)確性。

        創(chuàng)建高速切削有限元模型時(shí),關(guān)鍵問題是能否合理地確定材料本構(gòu)模型,切屑分離準(zhǔn)則以及刀-屑摩擦模型。高速切削過程是非線性且十分復(fù)雜的材料去除過程,其中第一變形區(qū)的材料承受大的應(yīng)變和應(yīng)變率及很高的溫升,因此,材料特性只能用熱粘塑性本構(gòu)模型描述[5-8]。高速切削過程中,必須采用物理準(zhǔn)則作為切屑分離準(zhǔn)則,以使模擬結(jié)果不因切削條件改變而變化。刀-屑界面上的摩擦?xí)黠@影響高速切削過程中切屑的形成機(jī)理,應(yīng)該采用精確的模型來描述刀-屑界面的摩擦狀態(tài)。

        本文使用ABAQUS有限元分析軟件建立了高速切削高溫合金的正交切削有限元模型,對高溫合金在不同切削參數(shù)下的鋸齒形切屑形態(tài)和切削力進(jìn)行了預(yù)測,并通過與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

        1 高速切削有限元模型的建立

        1.1 幾何模型的建立

        在切削建模過程中,考慮到切削寬度遠(yuǎn)大于切削厚度,因此將切削過程簡化為二維平面應(yīng)變問題來處理[6]。如圖1所示,工件網(wǎng)格采用4節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變雙線性熱力耦合減縮積分單元(CPE4RT)進(jìn)行離散處理。刀具網(wǎng)格為3節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變?nèi)切尉€性熱力耦合單元(CPE3T)。為了在模擬的最后階段,計(jì)算結(jié)果能夠更好的收斂,切削層的網(wǎng)格相對切削平面傾斜45°[7]。

        圖1 金屬切削加工有限元模型Fig.1 Finite element model of metal cutting

        1.2 材料本構(gòu)關(guān)系

        普通切削速度下,金屬切削過程的模擬常采用熱彈塑性本構(gòu)模型,但是,高速切削時(shí),工件材料在高溫、大應(yīng)變和大應(yīng)變率的情況下發(fā)生塑性變形,因此必須綜合考慮各因素對工件材料流動(dòng)應(yīng)力的影響。本文采用包含了溫度效應(yīng)和應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)的Johnson-Cook熱粘塑性材料本構(gòu)模型,該本構(gòu)關(guān)系的模型常數(shù)是通過使用分離式霍普金森桿的高速變形試驗(yàn)獲得的,適合于材料在較大應(yīng)變率范圍內(nèi)變形的情況,并且溫度升高是由塑性變形導(dǎo)致的。高速切削加工過程中切屑第一變形區(qū)內(nèi)的材料變形是一個(gè)典型的高速變形過程,因此該本構(gòu)模型適用于高速切削過程的模擬,模型使用式(1)等效流動(dòng)應(yīng)力:

        表1 GH4169高溫合金Johnson-Cook模型中的材料參數(shù)Table 1 Johnson-Cook behavior law parameters of GH4169

        1.3 刀-屑接觸摩擦模型

        傳統(tǒng)切削加工的模擬中,普遍采用庫倫摩擦理論描述刀-屑界面之間的摩擦。而高速切削中,刀-屑接觸面間的材料發(fā)生微觀改變,例如絕熱剪切、相變甚至熔化等,前刀面上的正應(yīng)力和溫度會(huì)迅速增加。當(dāng)前刀面上的正應(yīng)力超過一定極限后,傳統(tǒng)的庫倫摩擦理論就不能準(zhǔn)確地反映刀-屑接觸面之間的摩擦狀態(tài)以及工件與刀具間的摩擦應(yīng)力與正應(yīng)力的關(guān)系。

        Zorev等的實(shí)驗(yàn)研究表明,高速切削時(shí)刀具與切屑的摩擦表面可劃分為2個(gè)區(qū)域[5,8,10]:滑移區(qū)和粘結(jié)區(qū)。在滑移區(qū),服從庫倫摩擦定律;在粘結(jié)區(qū),刀-屑接觸點(diǎn)處的摩擦剪應(yīng)力等于極限剪切應(yīng)力。本文采用了粘結(jié)-滑移混合摩擦模型來描述刀-屑接觸面之間的摩擦,整個(gè)刀-屑接觸區(qū)域可描述為

        式中:τf為摩擦應(yīng)力,σn為法向應(yīng)力,kchip為切削材料的極限剪切應(yīng)力,μ為摩擦系數(shù)。當(dāng)μσn≥kchip為粘結(jié)摩擦區(qū),當(dāng)μσn<kchip為滑動(dòng)摩擦區(qū)。

        1.4 切屑分離準(zhǔn)則

        目前切屑和工件的分離準(zhǔn)則主要有幾何分離準(zhǔn)則和物理分離準(zhǔn)則2大類。幾何分離準(zhǔn)則主要是通過刀尖與分離線之間的臨界距離來判斷切屑是否分離,不能很好地反映被加工材料的物理性質(zhì)。而物理分離準(zhǔn)則是通過一些特定物理量的數(shù)值是否達(dá)到臨界值來判斷,因此更符合實(shí)際的金屬切削過程。由于高速切削高溫合金過程中,切屑變形非常大,材料的剪切應(yīng)變率很高,刀尖處發(fā)生嚴(yán)重的剪切損傷,此時(shí),使用剪切損傷準(zhǔn)則能更準(zhǔn)確地反映切屑與工件材料的分離斷裂情況。

        剪切損傷(shear damage)準(zhǔn)則是根據(jù)單元積分點(diǎn)處的等效塑性應(yīng)變進(jìn)行定義的,當(dāng)被切削材料某一點(diǎn)處的等效塑性應(yīng)變達(dá)到材料本身的等效塑性斷裂應(yīng)變時(shí),就認(rèn)為材料發(fā)生失效。該斷裂準(zhǔn)則假設(shè)斷裂初始時(shí)的等效塑性應(yīng)變?yōu)榧羟袘?yīng)力比和應(yīng)變率綜合作用的結(jié)果,即:θ()。其中,θs=q+ksp()/τmax為剪切應(yīng)力比,τmax為最大剪切應(yīng)力,ks為材料參數(shù)。當(dāng)滿足式(3)時(shí),發(fā)生初始斷裂。

        式中:wS是一個(gè)單調(diào)增加的狀態(tài)變量,它隨著等效塑性應(yīng)變增量的變化而變化,當(dāng)wS達(dá)到1時(shí),斷裂發(fā)生,此時(shí)材料單元被從網(wǎng)格中刪除,實(shí)現(xiàn)切屑與工件的分離。

        目前,使用有限元方法研究金屬切削過程,為了使切屑與工件更好地分離,建模時(shí)經(jīng)常設(shè)置一層獨(dú)立于工件和切屑的分離線,這與實(shí)際的切削情況不相符[11]。本文在建模時(shí),沒有設(shè)置分離線,而是在工件與切屑接觸區(qū)設(shè)置了一層切削損傷區(qū),該損傷區(qū)與工件和切屑成為一個(gè)整體,如圖2所示。此種方法消除了設(shè)置分離線造成的人為誤差,更符合高速切削過程中刀具與切屑的實(shí)際接觸情況。

        圖2 工件模型上的損傷區(qū)Fig.2 Damage zone in the workpiece

        2 高速切削實(shí)驗(yàn)

        實(shí)驗(yàn)在CA6140A車床上采用車削端面的方法對GH4169高溫合金進(jìn)行加工,屬于典型的正交切削,刀具材料為硬質(zhì)合金(YD201)。實(shí)驗(yàn)參數(shù)與有限元模擬的參數(shù)相同,切削速度的范圍為10~300 m/min,切削厚度分別為0.07、0.10、0.15 mm,刀具前角γ0分別為-10°、0°、10°。切削過程中,使用壓電式測力儀測量切削力并收集切屑。將不同切削條件下獲得的切屑垂直嵌入由環(huán)氧樹脂和固化劑按一定比例混合成的溶液中,固化后再經(jīng)過研磨、拋光和腐蝕,獲得高溫合金切屑的金相表面,使用LEICA MEF4A型金相顯微鏡對切屑的微觀形貌進(jìn)行觀察。

        2.1 鋸齒形切屑形態(tài)

        實(shí)驗(yàn)與模擬發(fā)現(xiàn),隨著切削速度的提高,切屑形態(tài)由低速時(shí)的帶狀切屑轉(zhuǎn)變?yōu)殇忼X形切屑。圖3是切削速度為113.4 m/min,刀具前角為0°,切削厚度為0.10 mm時(shí)高溫合金的切屑形態(tài)。圖3(a)為實(shí)驗(yàn)所得切屑金相照片,圖3(b)為模擬所得的切屑形貌圖。高速切削過程中,第一變形區(qū)內(nèi)的溫度瞬間升高,造成材料的熱軟化效應(yīng)超過了加工硬化效應(yīng),第一變形區(qū)處于絕熱剪切失穩(wěn)狀態(tài),剪切抗力迅速減小,材料的承載能力下降,切屑沿主剪切區(qū)發(fā)生周期性的絕熱剪切斷裂最終導(dǎo)致了鋸齒形切屑的形成。圖中實(shí)驗(yàn)所得的鋸齒形切屑形態(tài)與模擬結(jié)果基本吻合,切屑2齒之間形成規(guī)則而狹窄的絕熱剪切帶,鋸齒形狀比較鋒利,這證明了有限元模擬可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測高速切削過程中的切屑形態(tài)。

        圖3 模擬與實(shí)驗(yàn)切屑形態(tài)對比Fig.3 Comparison between simulated and experimental chip morphologies

        2.2 瞬態(tài)切削力

        圖4為切削參數(shù)與圖3相同時(shí)的瞬態(tài)切削力曲線圖,其中圖4(a)為實(shí)驗(yàn)測量的瞬態(tài)切削力曲線圖,4(b)為模擬所得的瞬態(tài)切削力曲線圖。

        圖4中,切削加工達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí),切削力出現(xiàn)規(guī)律性波動(dòng),這與鋸齒形切屑的形成有關(guān)。刀具對工件進(jìn)行切削加工時(shí),被切削材料會(huì)逐漸達(dá)到發(fā)生剪切斷裂時(shí)的等效塑性應(yīng)變,材料發(fā)生斷裂,切屑與工件分離,切削力減小。隨著刀具的繼續(xù)切削加工,刀具與新的工件材料接觸,切削力增大,當(dāng)切削進(jìn)行一段時(shí)間后,又會(huì)出現(xiàn)切屑與工件的分離,切削力又減小,如此往復(fù)地進(jìn)行[8]。由圖4可知,實(shí)驗(yàn)與模擬所得的切削力波動(dòng)圖非常接近。

        圖4 實(shí)驗(yàn)與模擬瞬態(tài)切削力對比Fig.4 Comparison between experimental and simulated transient cutting forces

        2.3 Mises等效應(yīng)力與應(yīng)變

        圖5為切削條件與圖3相同時(shí),刀-屑接觸面上某一個(gè)單元的Mises等效應(yīng)力隨著時(shí)間的變化曲線。

        圖5 米塞斯應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Curve of Mises stress vs time

        由圖5可知,初始Mises等效應(yīng)力為0,隨著切削進(jìn)行,數(shù)值不斷變大,當(dāng)此單元及周圍部分與刀具相互作用形成切屑時(shí),則出現(xiàn)最大的Mises等效應(yīng)力,刀具繼續(xù)進(jìn)行切削,此單元相應(yīng)的Mises等效應(yīng)力又逐漸減小。由此可知,隨著切削的進(jìn)行,切屑開始形成的部分會(huì)出現(xiàn)最大的應(yīng)力值,向曲線兩側(cè)數(shù)值逐漸減?。?]。從曲線中還可以看到Mises等效應(yīng)力出現(xiàn)波動(dòng),這與切削力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后出現(xiàn)波動(dòng)的原因相似。切削參數(shù)與圖3相同時(shí),模擬的鋸齒形切屑絕熱剪切帶內(nèi)等效塑性應(yīng)變分布的帶狀圖、等高線云紋圖及實(shí)驗(yàn)所得絕熱剪切帶的金相照片如圖6所示。

        圖6 第一變形區(qū)應(yīng)變分布的模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Simulated and experimental results of strain distribution in the primary deformation zone

        從圖6(a)中可以看出,該加工條件下絕熱剪切帶內(nèi)發(fā)生很大的局部化變形,帶內(nèi)平均應(yīng)變值在5左右。圖6(b)中絕熱剪切帶內(nèi)等效塑性應(yīng)變等高線呈梯度變化,越靠近絕熱剪切帶中心,對應(yīng)的等效塑性應(yīng)變越大;距離絕熱剪切帶中心越遠(yuǎn),對應(yīng)的等效塑性應(yīng)變越小。鋸齒形切屑的各個(gè)剪切帶之間材料發(fā)生的塑性應(yīng)變極小,幾乎為零。圖6(c)可以看到,絕熱剪切帶內(nèi)晶粒很小,說明由于剪切變形的高度局部化引起了絕熱剪切帶內(nèi)晶粒細(xì)化。絕熱剪切帶周邊區(qū)域的晶粒沿著剪切的方向被拉長。而遠(yuǎn)離剪切帶區(qū)的晶粒變形很小,基本沒有變化。對比研究表明,有限元模擬所得第一變形區(qū)的應(yīng)變分布情況與實(shí)驗(yàn)基本一致,能夠反映主剪切區(qū)應(yīng)變的分布情況。

        2.4 切削參數(shù)對鋸齒形切屑形成過程的影響

        2.4.1 切削參數(shù)對鋸齒形切屑形態(tài)的影響

        對于鋸齒形切屑,常采用鋸齒化程度GS[4]衡量鋸齒形切屑的變形程度。GS的定義如下:

        為了研究切削速度對于切屑形態(tài)的影響,實(shí)驗(yàn)與模擬采用相同的切削參數(shù),即刀具前角為0°,切削厚度為0.10 mm,切削速度分別為45.4、70.6、113.4 m/min。此時(shí),實(shí)驗(yàn)與模擬所得切屑的鋸齒化程度的對比結(jié)果如圖7所示。

        圖7 不同切削速度下實(shí)驗(yàn)與模擬鋸齒化程度對比Fig.7 Comparison between experimentaland simulated sawtooth degree under different cutting speeds

        由圖7可知,模擬所得的切削速度對鋸齒化程度的影響趨勢與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致,能夠預(yù)測切削速度對切屑鋸齒化程度的影響,即隨著切削速度的增大,鋸齒化程度增大。這是因?yàn)殡S著切削速度的提高,工件材料的應(yīng)變率變大,同時(shí)切削速度的增加也會(huì)引起切削熱增加,而切削變形時(shí)間卻大大縮短,切削熱不能及時(shí)散出,使得熱軟化效應(yīng)大于材料的硬化效應(yīng),造成絕熱剪切變形加劇,從而更有利于鋸齒形切屑的形成。

        當(dāng)切削速度為113.4 m/min,切削厚度為0.10 mm,刀具前角分別為-10°、0°、10°時(shí),實(shí)驗(yàn)與模擬得到的切屑鋸齒化程度的對比如圖8所示。可以看出,實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果都表明刀具前角對鋸齒化程度的影響具有相同的規(guī)律,并且模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為接近。隨著刀具前角的增加,切屑鋸齒化程度逐漸減小。這是由于刀具前角越小,刀具與切屑接觸的摩擦區(qū)壓應(yīng)力就越大,同時(shí),主剪切區(qū)內(nèi)剪切應(yīng)變加劇,造成切削熱增加,溫度升高,導(dǎo)致絕熱剪切變形更明顯,切屑變形程度更大。

        切削速度為113.4 m/min,刀具前角為0°,切削厚度分別為0.07、0.10和0.15 mm時(shí),實(shí)驗(yàn)與模擬所得的切屑鋸齒化程度結(jié)果如圖9所示。由圖可知,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢一致,都是隨著切削厚度的不斷增加,鋸齒化程度不斷增大。切削厚度越大,切削加工時(shí)產(chǎn)生的熱量就越多且熱量不容易擴(kuò)散,絕熱剪切熱軟化作用更加明顯,導(dǎo)致鋸齒形程度加劇。

        圖8 不同刀具前角下實(shí)驗(yàn)與模擬鋸齒化程度對比Fig.8 Comparison between experimental and simulated sawtooth degree under different tool rake angles

        圖9 不同切削厚度下實(shí)驗(yàn)與模擬鋸齒化程度對比Fig.9 Comparison between experimental and simulated sawtooth degree under different cutting thickness

        2.4.2 切削參數(shù)對切削力的影響

        為了研究不同切削速度對切削力的影響規(guī)律,實(shí)驗(yàn)和模擬采用與圖7相同的切削參數(shù)。將實(shí)驗(yàn)和模擬獲得的穩(wěn)態(tài)切削時(shí)的平均主切削力進(jìn)行對比,如圖10示。

        圖10 不同切削速度下實(shí)驗(yàn)與模擬平均主切削力對比Fig.10 Comparison between experimental and simulated average principal cutting force under different cutting speeds

        由圖10可知,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合,變化趨勢都是隨著切削速度的提高,平均主切削力降低,這說明切削速度對切削加工過程中的切削力具有重要的影響。隨著切削速度的增加,高速切削過程中高溫合金材料的變形速率增大,導(dǎo)致變形區(qū)內(nèi)溫度大幅升高,材料軟化作用增強(qiáng)而硬化作用減弱,當(dāng)達(dá)到絕熱剪切條件后,材料內(nèi)部出現(xiàn)絕熱滑移,切削力減小。

        圖11為與圖8所述切削條件相同時(shí),實(shí)驗(yàn)與模擬所得穩(wěn)態(tài)切削時(shí)平均主切削力的對比情況。由圖可知,模擬所得平均主切削力隨刀具前角的變化趨勢與實(shí)驗(yàn)所得的情況一致。刀具前角越小,平均主切削力越大。這是因?yàn)榈毒咔敖窃叫?,相?yīng)的剪切角就變小,剪切應(yīng)力越大,刀-屑接觸面上的正應(yīng)力增大導(dǎo)致摩擦力變大,致使切削力增大。

        圖11 不同刀具前角下實(shí)驗(yàn)與模擬平均主切削力對比Fig.11 Comparison between experimental and simulated average principal cutting force under different tool rake angles

        圖12為切削參數(shù)與圖9相同時(shí),實(shí)驗(yàn)與模擬獲得的穩(wěn)態(tài)切削時(shí)平均主切削力的對比情況。可以看出,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性,變化趨勢都是平均主切削力隨著切削厚度的增加呈上升趨勢。切削力增大的主要原因是因?yàn)殡S著切削厚度的增加,單位時(shí)間內(nèi)刀具的切削面積變大,相應(yīng)的切屑的變形抗力增加,同時(shí)導(dǎo)致前刀面承受的正壓力升高,產(chǎn)生的摩擦抗力增大,從而導(dǎo)致切削力大幅提高。

        圖12 不同切削厚度下實(shí)驗(yàn)與模擬平均主切削力對比Fig.12 Comparison between experimental and simulated average principal cutting force under different cutting thickness

        2.4.3 切削參數(shù)對等效塑性應(yīng)變的影響

        在實(shí)驗(yàn)和模擬所得的鋸齒形切屑上都發(fā)現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶,如圖3所示。切屑的鋸齒化程度與絕熱剪切帶內(nèi)發(fā)生的剪切應(yīng)變有著密切關(guān)系。當(dāng)一個(gè)完整的鋸齒形切屑形成之后,絕熱剪切帶內(nèi)的剪切應(yīng)變計(jì)算公式如下[12]:

        式中:L為鋸齒間距,H為切屑的高度,h為鋸齒的高度,ac為切削厚度,δ為絕熱剪切帶的平均寬度,γ0為刀具前角,v為切削速度。

        根據(jù)式(5),測量出相應(yīng)的參數(shù)就可以計(jì)算鋸齒形切屑絕熱剪切帶內(nèi)的剪應(yīng)變。由模擬結(jié)果可以得出鋸齒形切屑絕熱剪切帶內(nèi)的平均等效塑性應(yīng)變,模擬數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)計(jì)算出的值進(jìn)行對比,如圖13所示。

        圖13表明,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢一致,隨著刀具前角的增大,對應(yīng)的鋸齒形切屑絕熱剪切帶內(nèi)的等效塑性應(yīng)變減小。這說明刀具前角對鋸齒形切屑絕熱剪切帶內(nèi)的等效塑性應(yīng)變有重要影響,刀具前角越小,刀具與切屑之間的接觸長度越大,刀具對切屑的擠壓作用增大,從而被加工材料受到刀具的切削作用形成鋸齒形切屑時(shí),絕熱剪切帶內(nèi)發(fā)生的剪切滑移變形加劇,導(dǎo)致等效塑性應(yīng)變增大。

        圖13 不同刀具前角下實(shí)驗(yàn)與模擬平均等效塑性應(yīng)變對比Fig.13 Comparison between experimental and simulated equivalent plastic strain under different tool rake angles

        3 結(jié)束語

        使用ABAQUS建立了高速切削高溫合金的有限元模型,采用Johnson-Cook熱粘塑性材料本構(gòu)模型、剪切損傷切屑分離準(zhǔn)則以及刀-屑界面粘結(jié)-滑移混合摩擦模型,對高速切削高溫合金過程中的切屑形態(tài)及切削力進(jìn)行了研究。研究結(jié)果表明,鋸齒形切屑的鋸齒化程度隨著刀具前角的增加而減少,同時(shí)隨著切削速度的增加及切削厚度的增加而增大。切削力隨著切削速度和刀具前角的增大而減小,隨著切削厚度的減小而減小。不同的刀具前角會(huì)影響鋸齒形切屑絕熱剪切帶的形成,刀具前角越小,絕熱剪切帶內(nèi)等效塑性應(yīng)變越大。通過模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比研究表明,兩者有較好的一致性,說明本文提出的有限元模型能夠用來較為準(zhǔn)確地預(yù)測高速切削過程中鋸齒形切屑的形成和切削力。

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        Finite element simulation of the formation process of a serrated chip in high-speed cutting

        DUAN Chunzheng,WANG Zhaoxi,LI Honghua
        (Key Laboratory for Precision and Non-Conventional Machining of the Ministry of Education,Dalian University of Technology,Dalian 116024,China)

        In order to study and predict the formation process of the serrated chip in high-speed cutting(HSC),a finite elementmodelofthe high-speed cutting ofsuperalloy was constructed by using the finite elementanalysis software ABAQUS.By the adoption ofthe Johnson-Cook thermalvisco-plastic constitutive model,the separation criterion of the chip damaged in shearing and the sticking-sliding mixed friction model of the tool-chip interface,as well as the morphology ofthe serrated chip and the cutting force in the high-speed cutting of the superalloy were studied.Through the contrast analysis of the simulation and experiment,the results verify the accuracy of the finite element model.The research results of the effects of the cutting parameters on the chip show that the serrated degree of the chip formed in the high-speed cutting,the cutting force and the equivalent plastic strain inside the adiabatic shear band regularly change with the variation of the cutting speed,rake angle of the cutter and cutting thickness.

        high-speed cutting;finite element simulation;serrated chip;superalloy;constitutive model;chip separation criterion

        10.3969/j.issn.1006-7043.201212074

        TG506

        A

        1006-7043(2014)02-0226-07

        http://www.cnki.net/kcms/doi/10.3969/j.issn.1006-7043.201212074.html

        2012-12-18.網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間:2014-1-2 14:55:22.

        國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50875033).

        段春爭(1970-),男,副教授,博士.

        段春爭,E-mail:duancz@dlut.edu.cn.

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