劉二亮,寧世友,邱 峰,何耿煌,陳學(xué)強(qiáng),鄭永純,王亞威

（1.哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，哈爾濱 150080；2.哈爾濱東安發(fā)動(dòng)機(jī)（集團(tuán)）有限公司，哈爾濱 150069）

國內(nèi)外學(xué)者從20世紀(jì)50年代開始對(duì)金屬切削加工表面的殘余應(yīng)力進(jìn)行研究，取得了顯著的成果[1-3]。2005年Ee采用彈塑性有限元法對(duì)工件表面殘余應(yīng)力進(jìn)行研究，分析卸載和冷卻階段對(duì)殘余應(yīng)力的影響作用，得出比較準(zhǔn)確的殘余應(yīng)力的預(yù)測值[4]。王素玉等針對(duì)切削速度對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律進(jìn)行了有限元仿真分析[5]。試驗(yàn)方面，孫建英等進(jìn)行了高速切削加工表面殘余應(yīng)力的研究與控制[6]。Jacobson通過車削淬硬鋼的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)負(fù)刀具前角越大、刀具半徑越小越容易產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力[7]?？讘c華等進(jìn)行了刨削試驗(yàn)研究，得出了工件材料、切削參數(shù)等對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律[8]。殘余應(yīng)力是一個(gè)非常復(fù)雜的問題，切削參數(shù)、刀具幾何參數(shù)、材料匹配和加工工藝等因素均會(huì)對(duì)其產(chǎn)生一定的影響[9-11]。上述研究側(cè)重于殘余應(yīng)力的理論建模、試驗(yàn)分析和有限元仿真預(yù)測等方面，但是復(fù)雜槽型對(duì)殘余應(yīng)力影響的研究鮮見報(bào)道。

本文以復(fù)雜槽型車刀片車削45鋼時(shí)的已加工表面殘余應(yīng)力為研究對(duì)象，通過有限元仿真和試驗(yàn)手段，分析復(fù)雜槽型對(duì)力、溫度、殘余應(yīng)力的變化規(guī)律的影響作用。

1 復(fù)雜槽型車刀片切削時(shí)殘余應(yīng)力的建模仿真

本文采用Third Wave AdvantEdge自身所攜帶的材料本構(gòu)關(guān)系（Power-Law本構(gòu)模型）進(jìn)行有限元仿真。模型材料從材料庫中選用AISI1045，即45鋼，刀具選用硬質(zhì)合金刀具，建模邊界條件如圖1所示，取切削速度Vc=250mm/min，切削深度為ap=0.5mm，進(jìn)給量為f=0.25mm/r，后角ao為 10°。

1.1 復(fù)雜槽型前角對(duì)殘余應(yīng)力的影響

圖1 邊界條件Fig.1 Boundary conditions

取前角γo分別為5°、10°、15°，切削刃半徑為0.015mm。如圖2（a）所示，已加工表面的殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，次表層的殘余拉應(yīng)力逐漸減小，轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，達(dá)到最大殘余壓應(yīng)力后，殘余壓應(yīng)力逐漸趨于零。增大槽型前角，殘余拉應(yīng)力減小，硬化層里壓應(yīng)力也減小。殘余拉應(yīng)力層減小。殘余拉應(yīng)力層的分布深度大約在0.1mm左右。當(dāng)前角很小的時(shí)候，切屑的狀態(tài)接近自然卷曲。隨著槽型前角的增大，受到復(fù)雜槽型的約束作用，切屑的卷曲半徑變小，切屑的彎曲應(yīng)力就變大，切屑對(duì)工件的拉力就越大。圖2（b）為不同前角下切削力瞬時(shí)變化圖。一方面由于切削刃對(duì)工件的壓縮變形變小，使得摩擦作用變小，切削溫度降低,從而殘余拉應(yīng)力降低；另一方面由于切削變形減小，擠壓和摩擦減小，殘余壓應(yīng)力也隨著前角的增大而減小。

圖2 前角對(duì)殘余應(yīng)力的影響和切削力的變化瞬時(shí)圖Fig.2 Influence of groove rake angle on the residual stress and cutting force

1.2 涂層對(duì)殘余應(yīng)力的影響

圖3為TiN涂層和無涂層的復(fù)雜槽型刀片切削時(shí)已加工表面殘余應(yīng)力的分布曲線。由圖3可知，已加工表面殘余應(yīng)力為殘余拉應(yīng)力，但是采用TiN涂層時(shí)，表面殘余應(yīng)力值明顯小很多。

圖3 刀具涂層對(duì)殘余應(yīng)力的影響Fig.3 Influence of cutting tool coating on residual stress

圖4為有無涂層時(shí)的切削力和切削溫度的對(duì)比圖，從4（a）和4（b）可看出有涂層的復(fù)雜槽型刀片切削時(shí)切削力小于無涂層時(shí)的切削力, 并且無涂層時(shí)切削力的曲線波動(dòng)比較大，而有涂層的則相對(duì)平穩(wěn)，說明涂層有利于降低切削力；從圖4（c）和圖4（d）可看出，帶涂層的復(fù)雜槽型刀片切削時(shí)的切削溫度較低，這是因?yàn)橥繉硬牧暇哂懈哂捕?、耐磨耐熱的性能，涂層材料與工件的粘結(jié)較小，有一定的潤滑作用，減少了復(fù)雜槽型與工件的摩擦系數(shù)，切削加工產(chǎn)生的熱量相對(duì)較少，從而降低了切削溫度。由圖4可知，切削力的降低，使切削加工過程中的壓應(yīng)力相對(duì)減少，但是溫度的上升使殘余拉應(yīng)力增大；由于涂層刀片的切削穩(wěn)定性優(yōu)于無涂層刀片，因此涂層刀片切削時(shí)的已加工面殘余應(yīng)力小于無涂層的刀片。

2 復(fù)雜槽型車刀片切削時(shí)殘余應(yīng)力的試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)裝置、材料和設(shè)備

試驗(yàn)用車床型號(hào)為CAK6150，車刀片選用Sandvik公司兩種不同斷屑槽型的硬質(zhì)合金涂層刀片，刀片型號(hào)和部分幾何參數(shù)如表1所示。試驗(yàn)材料選用45鋼棒料，切削方式為外圓車削，棒料直徑d=90mm，長度l=450mm。在試驗(yàn)中，進(jìn)給量f=0.25mm/r，切削速Vc=250mm/min，背吃刀量選用4個(gè)水平（分別為0.2mm、0.5mm、0.8mm、1.0mm）。每次車削長度為 20mm，用于檢測工件已加工表面的殘余應(yīng)力。

圖4 刀具涂層對(duì)切削力和切削溫度的影響圖Fig.4 Influence of tool coating on the cutting force and cutting temperature

采用kistler公司生產(chǎn)的測力儀進(jìn)行切削力測量；采用加拿大PROTO公司生產(chǎn)的LXRD組合式和IXRD便攜式X射線應(yīng)力分析儀進(jìn)行已加工表面殘余應(yīng)力測試。

2.2 復(fù)雜槽型對(duì)已加工表面切削力及切削溫度的影響試驗(yàn)分析

TiN涂層刀片在進(jìn)給量f=0.25mm/r，切削速度Vc=250mm/min，切削深度ap分別取 0.20mm、0.50mm、0.80mm和1.00mm時(shí)，分析不同槽型對(duì)切削力與切削溫度的影響規(guī)律。

表1 刀具型號(hào)及幾何參數(shù)

圖5所示為切削力隨著切削深度的增加而增大，但槽型刀片的軸向力和徑向力都低于平刀片；WF槽型刀片的切削力小于QF槽型。這是因?yàn)樵囼?yàn)用的兩種刀片為具有前角的涂層硬質(zhì)合金刀片，在切削過程中涂層起到一定潤滑作用，從而降低了摩擦系數(shù)，切削力變?。煌瑫r(shí)，由于前角的存在使得切削變得輕快，當(dāng)前角增大時(shí)，切削層的金屬變形將減小，刀-屑間摩擦力和正應(yīng)力也減小，導(dǎo)致切削力減小，而WF刀片的前角為15°，QF刀片的前角為10°，故前者的切削力小于后者。

圖5 切削深度對(duì)切削力影響的仿真與試驗(yàn)對(duì)比圖Fig.5 Comparison of measured and simulated cutting force

如圖6所示為隨著切削深度的增加，切削溫度呈緩慢增大的趨勢；槽型刀片的切削溫度高于平刀片，QF槽型刀片的切削溫度高于WF槽型刀片。這是因?yàn)槠降镀谇邢骷庸ぶ校行甲匀痪砬?，切屑變形程度較低，因變形而產(chǎn)生的熱量較少，從而切削溫度較低；而槽型刀片在切削中，盡管涂層在一定程度上改善了刀屑間的摩擦條件，但是斷屑槽強(qiáng)制切屑卷曲，即切屑卷曲半徑減小，增加了切屑變形，導(dǎo)致因變形產(chǎn)生的熱量顯著增加，因此切削溫度較高，所以槽型刀片的切削溫度高于平刀片；從試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)QF槽型刀片切削時(shí)切屑變形程度高于WF槽型刀片，因而前者切削時(shí)溫度較高。

2.3 復(fù)雜槽型對(duì)已加工表層殘余應(yīng)力影響試驗(yàn)分析

從圖7中可以看出，切削深度對(duì)殘余應(yīng)力變化的影響較小。軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力均是拉應(yīng)力，其中切向殘余應(yīng)力明顯大于軸向殘余應(yīng)力。采用WF槽型刀片切削時(shí)工件已加工表面的殘余應(yīng)力高于QF槽型刀片。

2.4 涂層對(duì)已加工表層殘余應(yīng)力影響試驗(yàn)分析

圖6 切削深度對(duì)切削溫度影響的仿真與試驗(yàn)對(duì)比圖Fig.6 Comparison of measured and simulated cutting temperature

圖7 不同槽型表層殘余應(yīng)力試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Fig.7 Comparison of measured and simulated residual stress

由圖8可知，隨著切削深度的增大，已加工表面的殘余應(yīng)力變化趨勢不明顯，且軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力。TiN涂層刀片切削時(shí)已加工表面的殘余拉應(yīng)力比無涂層刀片低，可見，涂層刀片切削可獲得更好的加工表面質(zhì)量。

圖8 有無涂層對(duì)表層殘余應(yīng)力試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Fig.8 Comparison of measured and simulated coating and uncoating

3 結(jié)論

本文通過有限元仿真和切削試驗(yàn)，研究了復(fù)雜槽型對(duì)切削過程中力、溫度、殘余應(yīng)力變化規(guī)律的影響作用，得到了以下結(jié)論。

（1）仿真結(jié)果表明：前角增大，表面殘余應(yīng)力減小；殘余拉應(yīng)力層的厚度約在0.1mm左右；涂層刀片降低了已加工表面的殘余拉應(yīng)力。

（2）研究發(fā)現(xiàn)：隨著切削深度的增加，切削力和切削溫度隨之增大；采用QF槽型刀片切削時(shí)的切削力和切削溫度均高于WF槽型刀片。

（3）切削深度對(duì)殘余應(yīng)力影響作用不明顯，但是采用WF或者QF槽型刀片切削時(shí)，軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力都是拉應(yīng)力，且切向殘余應(yīng)力比軸向殘余應(yīng)力大；WF槽型刀片切削時(shí)已加工表面殘余應(yīng)力高于QF槽型刀片。

[1]JAEOBUS J K. Modeling of the in-plane biaxial stresses from machining [D].Chicago : University of Illinois, 1995.

[2]BARASH M M，SCHOECH W J.A semi-analytical model of the residual stress zone in orthogonal machining[C]//Proceeding of 11th International MTDR Conference.Oxford:Pergamon Press，1970，A ：1132-1148.

[3]覃孟揚(yáng). 基于預(yù)緊力切削的加工表面殘余應(yīng)力控制研究[D].廣州：華南理工大學(xué), 2012:11-12.

TAN Mengyang. Residual stress control research on machined surface for pre-stress cutting [D]. Guangzhou: South China University of Technology,2012:11-12.

[4]EE K C， DILLON O W J, JAWAHIR I S. Finite element modeling of residual stresses in machining induced by cutting using a tool with finite edge radius[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2005,47:1611-1628.

[5]王素玉, 艾興, 趙軍,等. 切削速度對(duì)工件表面殘余應(yīng)力的有限元模擬[J]. 工具技術(shù),2005, 39(9):33-36 .

WANG Suyu ,AI Xing ,ZHAO Jun,et al. Effect of cutting speed on residual stress of workpiece by using FEM[J]. Tool Engineering, 2005,39(9):33-36 .

[6]孫建英. 高速切削加工表面殘余應(yīng)力研究與控制[J]. 內(nèi)蒙古科技與經(jīng)濟(jì)，2009(8):111-112.

SUN Jianying. Research and control of surface residual stress in high speed machining[J]. Inner Mongolia Science Technology & Economy，2009(8):111-112.

[7]JACOBSON M. Surface integrity of hard-turned M50 steel[J].Mechanical Engineers and Engineering Manufacture，2002, 216(1): 47-54.

[8]孔慶華, 曹金海. 刨削加工殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)，2004(4):23-25.

KONG Qinghua, CAO Jinhai. Experimental study on planning residual stress[J]. Journal of Tongji University，2004(4):23-25.

[9]LIANG S Y, SU J C. Residual stress modeling in orthogonal machining[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology,2007, 56(1):65-68.

[10]JACOBUS K, DEVOR R E, KAPOOR S G. Machining-induced residual stress experimentation and modeling[J]. Journal of Manufacturing Science and Engineering，2000,122:20-31.

[11]王立濤, 柯映林, 黃志剛. 航空結(jié)構(gòu)件銑削殘余應(yīng)力分布規(guī)律的研究[J]. 航空學(xué)報(bào), 2003, 24(3):286-288.

WANG Litao, KE Yinglin, HUANG Zhigang. Study on residual stress produced in milling of aeronautic structure[J]. Acta Aeronautica Et Astronautica Sinica, 2003, 24(3):286-288.