李桂金

（江西科技學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，南昌 330098）

0 引言

SiCp／Al復(fù)合材料因其優(yōu)異的力學(xué)性能而在航空航天等領(lǐng)域廣泛應(yīng)用［1－2］，也因其難加工性限制了發(fā)展應(yīng)用。因此，許多學(xué)者致力于研究SiCp／Al復(fù)合材料的切削過(guò)程。KISHAWY等［3］采用正交方法，研究了切削參數(shù)對(duì)切削力的影響規(guī)律；PRAMANIK和ZHANG［4］通過(guò)車(chē)削試驗(yàn)分析了SiCp／Al復(fù)合材料的切削機(jī)理；EI－GALLAB 和 SKLAD［5］研究了三種刀具前角對(duì) SiCp／Al復(fù)合材料的切削影響；KILICKAP 等［6］利用車(chē)削試驗(yàn)，研究了SiCp／Al復(fù)合材料的表面質(zhì)量；JOSH等［7］分析了SiC顆粒的體積分?jǐn)?shù)對(duì)切屑形成的影響；DAVIM［8］探討了切削速度、進(jìn)給速率等對(duì)SiCp／Al復(fù)合材料加工的影響；DANDEKAR 和 SHIN［9］通過(guò)一種多尺度建模的方法分析了顆粒分布對(duì)切屑形成、顆粒間剪切帶的影響；王陽(yáng)?。?0］探討了高體積分?jǐn)?shù)比SiCp／Al復(fù)合材料在高速切削下加工表面缺陷的形成機(jī)制；黃樹(shù)濤等［11］研究了高速切削 SiCp／Al復(fù)合材料中切削用量對(duì)邊界損傷的影響規(guī)律；劉闖等［12］則仿真分析了高速銑削SiCp／Al復(fù)合材料的溫度場(chǎng)、切屑形狀及切削參數(shù)對(duì)切削力的影響。

以上研究大部分側(cè)重于實(shí)驗(yàn)，在一定程度上揭示了材料的切削機(jī)理和刀具磨損現(xiàn)象。本文基于SiC顆粒和Al基微觀結(jié)構(gòu)，采用數(shù)值模擬，建立SiCp／Al復(fù)合材料微觀有限元?jiǎng)討B(tài)切削仿真模型，預(yù)測(cè)其切削過(guò)程中的切削力、切屑形態(tài)，并探討了SiC顆粒分布方式，顆粒尺寸和刀具圓弧半徑對(duì)切削力的影響。

1 SiCp／Al復(fù)合材料有限元切削仿真

1.1 有限元切削模型的建立

基于兩種不同材料屬性的微觀結(jié)構(gòu)（即基體和SiC顆粒），建立了SiCp／Al復(fù)合材料二維有限元切削力學(xué)模型，如圖1所示。考慮切削過(guò)程具有大應(yīng)變、非線性的特征，采用ABAQUS／Explicit模塊進(jìn)行有限元的切削仿真。模型中單元采用四節(jié)點(diǎn)縮減應(yīng)變單元（CPE4R）和自動(dòng)沙漏控制，模型的尺寸為1 mm×0.5 mm。刀具設(shè)定為剛體，在仿真過(guò)程中給予x方向上的載荷。設(shè)置模型底部為固定約束（Ux＝Uy＝Rz＝0），模型左右兩側(cè)為x方向的位移約束（Ux＝0）。基于罰函數(shù)的原理，定義刀具與工件之間的接觸，并基體和SiC顆粒之間定義自接觸，以避免單元在切削過(guò)程中互相滲透。同時(shí)，采用庫(kù)侖摩擦定律描述模型中刀具與工件的摩擦作用，摩擦因數(shù)為0.45。仿真所用的兩種材料性能參數(shù)［2，13］見(jiàn)表 1。

圖1 SiCp／Al復(fù)合材料正交切削模型Fig.1 Orthogonal cutting model of Al／SiCpcomposites

表1 切削仿真中所用材料的性能參數(shù)［2，13］Tab.1 Properties of material used in the cutting simulation

1.2 材料本構(gòu)模型及失效分離準(zhǔn)則

考慮到SiC顆粒在切削仿真中很難變形，因此只設(shè)置其材料性能，材料模型為σ＝Eε。Al是彈塑性材料，采用 Johnson－Cook本構(gòu)方程［14］對(duì)其進(jìn)行定義：

式中，A為材料在準(zhǔn)靜態(tài)下的屈服強(qiáng)度，B和n為應(yīng)變硬化的影響系數(shù)，C為應(yīng)變率敏感指數(shù)；m為溫度軟化系數(shù)；εpl為等效塑性應(yīng)變；εpl為等效塑性應(yīng)變率；ε0為準(zhǔn)靜態(tài)參考應(yīng)變率；Tm為材料的熔點(diǎn)溫度；Tr為材料所處環(huán)境溫度。采用Johnson－Cook剪切失效準(zhǔn)則［14］來(lái)反映切屑與工件的失效分離情況，具體表達(dá)式為

式中，為等效塑性應(yīng)變?cè)隽?，為?dāng)前條件下的失效應(yīng)變。當(dāng)材料失效參數(shù)ω超過(guò)1時(shí)，材料發(fā)生失效并刪除相關(guān)單元?？捎上率酱_定：

式中，d1～d5為失效參數(shù)，是在≤轉(zhuǎn)變溫度的情況下測(cè)得的；p／q為無(wú)量綱偏壓應(yīng)力比（p為壓應(yīng)力，q為Miss應(yīng)力），仿真所用的材料參數(shù)和失效參數(shù)［13］見(jiàn)表2。

表 2 Al1100 基體的 Johnson?Cook 參數(shù)［13］Tab.2 Material parameters of Al1100 used in Johnson?Cook model

2 結(jié)果分析

2.1 切削力驗(yàn)證

仿真分析中所用的加工參數(shù)如表3所示。

表3 切削仿真中所用的加工參數(shù)Tab.3 Processing parameters used in the cutting simulation

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，采用與實(shí)驗(yàn)［13］相同的切削條件（方案1）模擬SiCp／Al復(fù)合材料的切削過(guò)程。圖2為SiCp／Al復(fù)合材料切削時(shí)主切削力Fc仿真值與實(shí)驗(yàn)值的比較。由圖2（a）可知，在切削初始階段Fc線性增加，當(dāng)進(jìn)入穩(wěn)定切削狀態(tài)后，F(xiàn)c存在一定范圍的波動(dòng)。這是由于在復(fù)合材料切削時(shí)，顆粒與刀具間發(fā)生不連續(xù)的相互碰撞。圖2（b）為4種不同切削厚度下Fc的仿真值與實(shí)驗(yàn)值［13］，可以看到，兩者的最大誤差為15.7%。由此，可以驗(yàn)證該有限元切削模型的正確性。利用該模型，還分析了不同顆粒直徑和刀尖圓弧半徑對(duì)切削力變化規(guī)律的影響。

圖2 SiCp／Al復(fù)合材料主切削力仿真值與實(shí)驗(yàn)值［13］的比較Fig.2 Comparison of cutting force between simulation and experiment［13］ in Al／SiCpcomposites machining

2.2 切屑形成機(jī)理

SiCp／Al復(fù)合材料的切屑形成過(guò)程如圖3所示。在t＝0.2 ms時(shí)，即刀具切入工件后基體先發(fā)生塑性變形，最大塑性應(yīng)變出現(xiàn)在主變形區(qū)并形成第一個(gè)剪切帶，如圖 3（a）所示；在 t＝ 0.4 ms，最大塑性應(yīng)變出現(xiàn)在SiC顆粒與基體間的界面，顆粒出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，但不會(huì)破碎，而基體發(fā)生剪切滑移，如圖3（b）所示；隨著刀具進(jìn)一步進(jìn)給（t＝0.8 ms），未破碎的SiC顆粒慢慢聚集在刀尖處并有孔隙生成，顆粒周?chē)幕w材料則發(fā)生失效撕裂，使得剪切帶上的各段微裂紋連接成一體，最終形成含有SiC顆粒的鋸齒狀切屑，如圖3（c）所示。 對(duì)比實(shí)驗(yàn)測(cè)得的切屑形貌［13］，仿真和實(shí)驗(yàn)切屑都能明顯觀察到鋸齒狀切屑。

圖3 SiCp／Al復(fù)合材料的切屑形成過(guò)程Fig.3 Process of chip formation during cutting of Al／SiCpcomposites

2.3 顆粒分布形式的仿真分析

實(shí)際上，SiC顆粒在基體中的分布不一定會(huì)遵從均勻分布的方式。圖4為不同SiC顆粒分布方式的仿真分析。其中，顆粒均勻分布的切削過(guò)程較為平穩(wěn)，產(chǎn)生的鋸齒狀切屑比較均勻，尺寸也較?。活w粒隨機(jī)分布的切削過(guò)程較不平穩(wěn)，形成的切屑較大且鋸齒狀不明顯；而隨機(jī)帶團(tuán)簇分布的仿真中，由于基體材料易在顆粒團(tuán)簇處斷裂，因此其切削過(guò)程最不平穩(wěn)，形成的切屑差異最明顯。同時(shí)，不同的顆粒分布方式對(duì)切削力的影響不同，如圖4（d）所示。其中，隨機(jī)帶團(tuán)簇分布的切削仿真產(chǎn)生了最大的切削力，而隨機(jī)分布的切削力最小。這說(shuō)明，顆粒的團(tuán)簇不利于SiCp／Al復(fù)合材料的切削加工。

圖4 不同顆粒分布方式的仿真分析Fig.4 Simulated analysis of different particle distributions

2.4 加工參數(shù)對(duì)切削力的影響

圖5 （a）為顆粒均勻分布條件下顆粒直徑對(duì)切削力變化規(guī)律的影響?？梢钥闯?，在10～20 μm，切削力隨著顆粒直徑的增加而減小。分析發(fā)現(xiàn)，在顆粒體積分?jǐn)?shù)比一定的情況下，顆粒直徑的增大使得切屑更易出現(xiàn)斷屑，減小了切屑與刀具的作用，導(dǎo)致了切削力下降。圖5（b）為顆粒均布條件下刀尖圓弧半徑對(duì)切削力變化規(guī)律的影響?？梢钥吹?，切削力隨著刀尖圓弧半徑的增加而增加。這是因?yàn)榈都鈭A弧半徑越大，其對(duì)材料的擠壓作用越大，說(shuō)明大的刀尖圓弧半徑不利于SiCp／Al復(fù)合材料的切削。

圖5 不同加工工藝參數(shù)對(duì)切削力的影響Fig.5 Effect of processing parameters on the cutting force

3 結(jié)論

（1）建立了SiCp／Al復(fù)合材料二維動(dòng)態(tài)有限元切削模型，該模型能很好的模擬復(fù)合材料的切削過(guò)程；分析了SiCp／Al復(fù)合材料的材料去除過(guò)程，得到的仿真切屑與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。

（2）模擬了3種不同SiC顆粒分布形式的切屑和切削力，得到均勻分布產(chǎn)生的鋸齒狀切屑比較均勻；顆粒隨機(jī)分布形成的切屑較大且鋸齒狀不明顯；隨機(jī)帶團(tuán)簇分布產(chǎn)生的切屑形狀差異最明顯。對(duì)比3種顆粒分布的切削力發(fā)現(xiàn)，隨機(jī)帶團(tuán)簇分布的切削力最大，說(shuō)明顆粒形成團(tuán)簇不利于復(fù)合材料加工。

（3）通過(guò)加工工藝參數(shù)對(duì)切削力的影響分析發(fā)現(xiàn)，切削力隨著刀尖圓弧半徑的增大而增大，相反，切削力隨顆粒直徑的增大而減小。

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