硬质合金车刀主偏角对不锈钢切削热力学行为影响仿真

蒋宏婉，任仲伟，袁森，邹中妃

贵州理工学院机械工程学院

1 引言

不锈钢因其优良的塑韧性和耐腐蚀性广泛应用于工业民用的各个领域[1]，切削过程中其热力学特性直接影响加工表面质量与性能的优劣，而影响切削过程中的热力学特性因素很多(如切削用量、刀具角度、机床稳定性及切削润滑条件等)，国内外不少学者和机构对304不锈钢的切削加工过程展开了研究。张好强等[2]通过仿真和实验研究了不同晶粒度硬质合金刀具对304不锈钢切削过程切削温度的影响，发现超细晶粒刀具比普通晶粒刀具具有更优的散热性。李艳等[3]基于ABAQUS软件研究了高速钢钻头加工奥氏体304不锈钢时的综合切削性能，建立了切削参数对钻削力、扭矩和温度的影响规律，研究表明，转速相同时大进给会大幅提高钻削力、扭矩和温度，同时通过实验验证了有限元模型的可靠性。侯锁霞等[4]基于Deform软件完成了以切削三要素为变量、切削温度为评价指标的正交仿真实验，获得了最优加工参数，建立了切削温度回归方程，并实现了温度预测。吴锦行等[5]基于实验和仿真对304不锈钢切削过程中的切削力学模型、刀-屑接触模型和刀具磨损情况进行分析，揭示新型微坑车刀降温机理。范彩霞等[6]通过微观检测手段对30Cr13不锈钢车削过程中刀具磨损机理展开研究，结果发现，当速度调整为中速切削时，刀具耐用度相对最好。宋燕林等[7]针对沉淀硬化马氏体不锈钢定制专用刀具，研究其切削加工性，改善了不锈钢高硬高粘等切削难题。袁巨龙等[8]聚焦于单颗粒研磨对不锈钢加工表面残余应力的影响，通过研究获得不同工艺对工件表面残余应力影响的显著程度及对应的工艺参量，并建立了相应的预测模型。目前有关不锈钢切削的研究较多集中在不锈钢切削刀具的设计及优选、切削速度、进给量和切削深度的工艺优选以及切削刀具磨损情况研究等，鲜有关于刀具工作角度对不锈钢切削过程热力学影响的相关研究。

刀具主偏角作为重要的刀具工作角度，对不锈钢加工表面性能和刀具寿命有重要影响。基于此，本文采用理论计算与仿真分析相结合的方法，借助Deform-3D切削仿真平台对AISI-304不锈钢车削过程的切削温度、切削力和剪切区应力分布等热力学特性受专用硬质合金涂层车刀主偏角(45°，75°，95°)的影响展开系统研究，分析其影响规律，从而获得相对较优的刀具角度。

2 建立有限元模型

仿真采用304不锈钢专用硬质合金涂层车刀，刀具基体材料为K20，涂层为5μm厚的TiAlN，相应工作角度如表1所示，刀具和工件材料热物性参数[5]如表2所示。仿真切削用量采用刀具推荐参数：vc=150m/min，f=0.15mm/r，ap=0.5mm，工件直径为φ100mm。本实验重点关注唯一变量主偏角κr对不锈钢切削过程热力学(切削力、切削温度、剪切区应力分布)影响，基于实际切削情况将因素水平设为45°，75°，95°。有限元仿真相关主要设置如表3所示[8]。

表1 刀具工作角度 (°)

表2 刀具和工件材料热物性参数

根据切削过程的实际工况特征、刀具和工件材料热物性能等因素，确定切削仿真过程的关键理论模型。采用Zener-Sellars流动应力模型，为

(1)

采用Normalized Cockcroft & Latham断裂准则，为

(2)

表3 有限元仿真主要设置

采用Von Mises屈服准则，为

|τoct|=C2

(3)

式中，τoct为材料剪应力；C2为与材料性质有关与应力状态无关的常数。

采用Usui刀具磨损模型，为

(4)

式中，p为界面压力；V为滑移速度；T为界面温度；a和b为试验校准系数。

界面摩擦模型采用剪切摩擦模型，为

τ=μτs0

(5)

式中，τ为界面摩擦剪应力；μ为界面摩擦系数(此处取0.4)；τs0为剪切屈服强度。

基于式(1)～式(5)的理论模型，采用修正的拉格朗日算法和局部网格重划分技术对该切削过程展开仿真分析，重点监控该过程刀具的切削温度、切削力和工件剪切区应力分布。在该仿真过程中，存在以下假设：刀屑接触区的摩擦系数为常数；刀-屑界面与周边介质进行均匀换热；工件固定，刀片围绕工件轴心做回转运动[9]。在刀具几何和网格模型的基础上添加涂层(包括材料和厚度)，对刀-屑接触近域建立动态局部细化网格，最终建立如图1所示不锈钢车削过程有限元模型。

(a)几何模型

3 切削过程热力分析

有限元模型经过求解器求解分析和结果后处理得到如图2～图4所示的切削温度、三向切削力以及工件剪切区应力分布曲线。

图2为不同主偏角下刀屑作用瞬时状态及工件温度分布概况。当主偏角为75°时，工件温度最大值在三者中最高，根据金属切削原理，说明该工况下被切屑带走的热量最多，即主偏角为75°时，更有利于切削过程切削热的扩散。

图2 不同主偏角切削过程刀屑作用状态

图3a为三种主偏角下切削过程中刀具切削温度对比曲线，从中提取最大值平均值，对比情况如图3b所示。分析可知，主偏角越大，刀具切削温度越高，主偏角为45°和75°的温度曲线分布相对接近(尤其是切削中、前期)，且变化相对平缓；而主偏角为95°时，切削温度明显升高且波动较大，显然不利于刀具持续切削。

(a)

图4为不同主偏角下刀具受三向切削力对比曲线，可清晰地看出，所有工况下主切削力均占主导地位，明显大于切深抗力和进给抗力，且几乎在迭代计算30步左右进入切削稳定阶段，迭代计算1200步左右结束切削稳定阶段进入退刀阶段。横向对比发现，总体规律与切削温度相似，即随刀具主偏角的增大，切削力也增大，且主偏角为45°和75°的三向切削力曲线分布相对接近，而主偏角为95°时，切削力大幅升高且波动明显，同样不利于刀具长时间切削。对三向切削力分布曲线进一步处理，得到如图4c和4d所示的不同主偏角下三向切削力最大值、最小值和平均值的对比情况。对于主切削力而言，主偏角为75°时，其最大值相对最小，最小值相对最大，说明该工况下主切削力相对最稳定，而主偏角为95°时力差最大，进一步说明其切削过程明显不稳定，这是由于大主偏角单位时间材料去除量大引起较大的切削抗力。

(a)不同主偏角切削过程进给抗力分布

4 剪切区应力应变分析

切削力和切削温度的综合作用会导致工件表层材料发生塑性变形，一部分形成切屑，进而断裂离开工件，一部分形成加工表面，即目标几何面，此过程与切削过程的剪切区应力应变状态密切相关。因此，对不同主偏角工况下切削稳定阶段同一瞬时剪切区的某一剪切面上选取等距8个追踪点(分别用P1，P2，P3，P4，P5，P6，P7，P8表示)，进行应力应变分析。图5为剪切区追踪点的选取方法，经后处理得到如图6所示的不同主偏角剪切区追踪点的剪切应力分布曲线和如图7所示的应变分布曲线。

图5 不同主偏角切削过程剪切区追踪点的选取

图6d、图6e和图6f为图6a、图6b和图6c经过数据分析和处理得到的最大值和局部平均值直观分布曲线，其中局部平均值为每个追踪点在相同活跃阶段(即追踪点进入切削过程剪切滑移区段)内的应力平均值。主偏角为45°时，剪切区活跃阶段为210～280计算步范围；主偏角为75°时，剪切区活跃阶段为180～260计算步范围；主偏角为95°时，剪切区活跃阶段为160～230计算步范围。对比分析图6d、图6e和图6f可以发现，三个不同主偏角工艺条件下剪切区由内向外(即P1～P8，刀尖近域向切屑自由表面)应力最大值总体变化趋势均为平缓增大；而平均值变化差异相对明显，平均值中最大值在主偏角为45°时，出现在紧邻刀尖的P2，主偏角为75°时，出现在相对居中P4，主偏角为95°时，则出现在切屑最外侧自由表面P8。由此可见，随着主偏角的增大，剪切区最大平均应力沿剪切面切向由内向外移动，亦可说明主偏角的增大促使应力集中现象沿剪切面切向外移。

(a)κr=45°

图7d、图7e和图7f是图7a、图7b和图7c经过数据分析和处理得到的最大值和局部平均值直观分布曲线，其中局部平均值为每个追踪点在相同活跃阶段(与前文同理)内的应变平均值。对比分析图7d、图7e和图7f可发现，主偏角为45°和95°时，平均应变和最大应变总体变化趋势较为接近，剪切区由内向外(即P1～P8，刀尖近域向切屑自由表面)应变减小，高应变区均存在于刀尖近域(P1～P3区域)，而主偏角为75°时应变总体变化呈低—高—低分布特征，高应变区出现在剪切区中部。相对于主偏角为45°和95°，主偏角为75°时，高应变区沿剪切面适当切向外移，远离刀尖，这在一定程度降低了切削过程剪切区剪切滑移对加工表面的负面干扰，有利于切削表面质量和性能的保证。可见，75°主偏角比45°和95°主偏角在304不锈钢车削过程中更具优势。

(a)κr=45°

5 结语

(1)主偏角为95°切削条件下切削温度相对最高且波动较大，同时较大力差带来相对明显的切削振动，不利于刀具持续切削；而主偏角为75°切削条件下工件温度最高，刀具温度平稳偏低，主切削力相对最小，有利于切削过程的平稳进行和提高刀具耐用度。

(2)不同主偏角切削条件下，应力最大值总体变化趋势均十分相似，均沿剪切面切向由刀尖近域向切屑自由表面平缓增大。随着主偏角的增大，剪切区应力集中现象沿剪切面切向外移。主偏角为75°时，应变总体变化呈低—高—低分布，高应变区出现在剪切区中部。相对于主偏角为45°和95°主偏角，主偏角为75°时，高应变区远离刀尖，可降低切削过程剪切区剪切滑移对加工表面的负面干扰，有利于保证切削表面质量和性能。