徐明剛，宋恩禹，張海旭，程曦，吳志偉

（1.北方工業(yè)大學(xué) 機械與材料工程學(xué)院，北京 100144； 2.北京軌道交通技術(shù)裝備集團有限公司，北京 100160）

超硬材料在數(shù)控加工刀具中的應(yīng)用越來越廣泛，以PCD 為代表的超硬材料刀具，在高速切削加工領(lǐng)域的應(yīng)用尤為突出，其刀磨技術(shù)和刃磨品質(zhì)是關(guān)乎加工精度的關(guān)鍵。現(xiàn)代摩擦學(xué)和仿生學(xué)證實，存在一定非光滑形態(tài)的高性能表面織構(gòu)具有更好的抗磨減摩性能。這為改善超硬材料刀具表面抗磨狀態(tài)帶來了新的理論依據(jù)[1-3]。與此同時，基于流體動壓射流現(xiàn)象的輔助支撐研究也逐漸成熟。微織構(gòu)與水射流現(xiàn)象相結(jié)合的方式，已成為解決車削過程中瞬時高溫過高的良好途徑，且是延長超硬材料刀具壽命的有效方法。邵世超[4]通過切削實驗發(fā)現(xiàn)，溝槽微織構(gòu)的最佳切削性能表現(xiàn)在垂直于切屑流方向。鄧大松[5]通過鉆削仿真及實驗得出，微織構(gòu)的置入可減緩麻花鉆的磨損，合理的織構(gòu)間距可以提升鉆削性能。戚寶運[6]在對鈦合金進行切削實驗時，發(fā)現(xiàn)溝槽微織構(gòu)的置入可以改善加工過程中刀具的磨損，且在低溫潤滑下，其減摩效果更好。李一楠等[7]采用增材制造的方法制備了凸微織構(gòu)表面，經(jīng)仿真及對磨實驗發(fā)現(xiàn)，凸微織構(gòu)刀具可以改善摩擦性能。Sugihara 等人[8-10]通過干切削實驗得出，在主切削刃表面置入溝槽微織構(gòu)可改善刀具抗粘性。

綜上，國內(nèi)外學(xué)者對刀具置入微織構(gòu)進行了大量的切削實驗，在潤滑液作用下，微織構(gòu)的置入可有效改善切削性能。但對流體動壓射流在溝槽微織構(gòu)車削等方面的研究并不多見。因此，本文針對超硬材料刀具前刀面置入溝槽微織構(gòu)，研究了干切削和流體動壓射流作用下刀具性能的變化，對延長刀具使用壽命和提高車削鋁合金切削性能有積極意義。以YG8 刀具為主要研究對象，Al6061 鋁合金工件為切削對象，建立了三維車削模型，并采用ABAQUS 軟件對不同加工工況的車削實驗進行了仿真。通過對溝槽微織構(gòu)刀具的切削仿真與實驗，擬為微織構(gòu)刀具的研究提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 溝槽微織構(gòu)有限元模型

1.1 溝槽微織構(gòu)理論模型

Al6061 鋁合金的切削可看作工件材料在高度集中的小區(qū)域內(nèi)發(fā)生變形的過程[11]。刀具表面微織構(gòu)主要置入在前刀面與主切削刃附近，在切削液射流工況下，主要對切削第一和第二變形區(qū)進行降溫，故主要研究此變形集中區(qū)域。工件幾何尺寸為15 mm×5 mm× 1 mm，刀具前角為10°，后角為8°。溝槽截面為矩形，寬度為100 μm，間距為100 μm，深度為50 μm，如圖1 所示。

圖1 三維車削有限元模型 Fig.1 3D turning finite element model

1.2 工件和刀具材料本構(gòu)模型的建立

實際車削過程中，Al6061 合金在高溫高壓、熱力耦、速率的影響下，發(fā)生彈性、塑性等變形，因此選用Johnson-Cook 本構(gòu)關(guān)系。其數(shù)學(xué)表達式為[11]：

在該式中，系數(shù)A、B、C、n、m 是通過實驗測量的參數(shù)。T 為變形溫度，Tm為材料熔點，Tr為室溫，ε為等效塑性應(yīng)變，0/ε ε 為相對應(yīng)變率。實驗結(jié)果見表1。

YG8 硬質(zhì)合金刀具在切削6061 鋁合金時，優(yōu)勢明顯，可實現(xiàn)高效高質(zhì)加工，其主要材料屬性見表2。

表1 Al6061 Johnson-Cook 模型材料參數(shù) Tab.1 Al6061 Johnson-Cook model material parameters

表2 PCD 和YG8 刀具物理性能參數(shù) Tab.2 Physical performance parameters of PCD and YG8 tool

1.3 材料斷裂準則

1.4 切削熱的產(chǎn)生

圖2 刀屑界面上正應(yīng)力和切應(yīng)力的分布 Fig.2 Distribution of normal stress and shear stress on the interface of cuttings

在瞬時高溫高壓下，工件自身的粘附行為由塑性變形產(chǎn)生塑性流動，切屑易粘附在刀具前刀面上，主切削刃OA 區(qū)附近形成粘結(jié)接觸。在AB 區(qū)域，隨著正應(yīng)力逐漸減小，切屑與工件形成滑動接觸。在車削過程中，粘接接觸區(qū)產(chǎn)生的98%～99%的熱量轉(zhuǎn)化為切削熱，這對刀具磨損和刀具壽命有重要影響，如圖3 所示[14]。

圖3 變形區(qū)示意圖 Fig.3 Schematic diagram of deformation zone

1.5 切削液作用下溝槽微織構(gòu)的減摩機理

圖4 為切削液流體動壓射流示意圖?？蓪⑵浯笾路譃? 個區(qū)域[15]：自由射流區(qū)及降溫區(qū)（圖中上半?yún)^(qū)）、除屑射流區(qū)（圖中下半?yún)^(qū)）。自由射流區(qū)內(nèi)，切削液的流動特性與射出噴嘴時相符，不發(fā)生改變；降溫區(qū)內(nèi)，切削液的流動方向發(fā)生了轉(zhuǎn)變，促使溫度急劇下降；除屑射流區(qū)分為內(nèi)層與外層，外層的流動特性與自由射流一致，內(nèi)層與前刀面和微織構(gòu)溝槽相接觸，加速排屑。

圖4 切削液射流工況下的車削示意圖 Fig.4 Turning diagram under jet condition of cutting fluid

在切削液下，溝槽微織構(gòu)刀具不易產(chǎn)生崩刃和積屑瘤現(xiàn)象，流入氣體中的切削液射流是非淹沒非自由的連續(xù)流體動壓射流。切削液射流與周圍的空氣發(fā)生著動量交換并產(chǎn)生了擴散，將動量傳遞給附近的空氣，使周圍的空氣速度提高。當(dāng)切削液射流沖擊到前刀面時，流動的方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，變成了幾乎與壁面平行的流動。如圖4 所示，當(dāng)切削液流動到前刀面溝槽結(jié)構(gòu)時，水壓與溝槽微織構(gòu)內(nèi)的空泡及水的沖擊波對 溝槽切屑的排出起到協(xié)同作用。由文獻[15]可知，平整的射流沖擊固體將不會產(chǎn)生持續(xù)的水錘壓力，即切削液下的射流不會對超硬材料刀具產(chǎn)生沖蝕破損，可以清洗切屑表面，降低切屑對溝槽內(nèi)的二次切削作用。切削液的不斷流動和切屑帶走的大部分熱量，可以有效地降低切削過程中的瞬時高溫高壓。同時，在水壓作用下，相比于干切削，前刀面上的切屑不易黏結(jié)在前刀面上，有效抑制了積屑瘤及“冷焊”現(xiàn)象的產(chǎn)生。

1.6 仿真結(jié)果與分析

1.6.1 應(yīng)變分析

由于刀具的擠壓和摩擦，工件發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致應(yīng)力急劇增加，如圖5 所示，云圖中的最大應(yīng)力位于切削的第一變形區(qū)。

圖6 為工件的20919 號網(wǎng)格在干切削、切削液和溝槽微織構(gòu)條件下的應(yīng)力曲線。結(jié)果顯示，在切削液和溝槽微織構(gòu)的作用下，應(yīng)變速率和工件的正應(yīng)力均得到改善。干切削工況下，刀具與切屑摩擦副間的接 觸面積較大，導(dǎo)致切削溫度高，接觸應(yīng)力大。溝槽微織構(gòu)的置入能減小刀-屑接觸面積，達到冷卻、降壓的效果。仿真結(jié)果表明，溝槽微織構(gòu)的置入可以改善刀具前刀面在車削過程中的應(yīng)力分布情況。

圖5 YG8 溝槽微織構(gòu)刀具等效應(yīng)力示意圖 Fig.5 Schematic diagram of equivalent stress of YG8 grooved micro-textured tool

圖6 YG8 硬質(zhì)合金刀具在干切削、切削液和微織構(gòu)條件下的應(yīng)力曲線 Fig.6 Stress curve of YG8 cemented carbide tool under dry cutting, cutting fluid and micro-texture conditions

1.6.2 溫度場分析

在溝槽微織構(gòu)和切削液的共同作用下，刀具前刀面溫度得到了有效的降低。切削液避免了兩個摩擦副的直接接觸，溝槽微織構(gòu)的置入可以存儲部分切削液，加速排屑和熱量的擴散，使得刀具表面降溫效果更加明顯，溫度如圖7 所示。刀具溫度變化的結(jié)果與文獻[11]的結(jié)論相符，即在實際車削中，切削熱量大部分被切屑帶走，傳給工件的次之，最后傳給刀具的最少。

在干切削下，仿真過程中的切屑溫度如圖8 所示。切屑溫度超過了Al6061 短時間內(nèi)的動態(tài)再結(jié)晶溫度（76～94 ℃），且不高于工件的熔點，即在實際加工過程中，形成切屑且出現(xiàn)“冷焊”現(xiàn)象。

圖7 刀具前刀面溫度變換趨勢 Fig.7 Temperature change trend of the tool rake face

圖8 YG8 在干切削工況下的溫度示意圖 Fig.8 Schematic diagram of YG8 temperature under dry cutting conditions

切削液射流到前刀面斜面時，由于重力、斜面、沖擊波的共同作用，切削液趨于流向應(yīng)力及溫度高度集中的兩摩擦副相接觸的溝槽微織構(gòu)區(qū)域。切削液能緩解前刀面的瞬時高溫高壓，實現(xiàn)降溫的效果。由文獻[15]可知，在沖擊波和水錘效應(yīng)作用下，傾斜角較小時，擾動區(qū)域長度隨無量綱速度V/C 的增大，近似地呈線性增加，水錘壓力不體現(xiàn)沖蝕特性。因此，本次仿真模擬的溫度預(yù)測具有正確性。結(jié)果表明，刀具表面溝槽微織構(gòu)的置入與切削液的雙重作用能夠緩解車削瞬時高溫現(xiàn)象。

2 實驗研究

2.1 溝槽微織構(gòu)刀具的制備

飛秒激光加工技術(shù)是一種常見的超硬材料刀具制備表面微織構(gòu)的工藝，屬于非接觸式加工，具有加工能量密度高、加工速度快、方向性和可控性好等優(yōu)點[16,18]。飛秒激光具有極短的脈寬和極高的峰值功率，實際加工中，產(chǎn)熱較少，可以實現(xiàn)冷加工，在微織構(gòu)精密加工領(lǐng)域中擁有巨大優(yōu)勢[16,18-19]。在制備溝槽微織構(gòu)的激光照射區(qū)內(nèi)，材料晶格溫度快速升高并擴散，產(chǎn)生高溫熔化、氣化現(xiàn)象。當(dāng)能量密度足夠高時，由于強烈的燒灼，產(chǎn)生快速、無選擇性的質(zhì)量遷移。多脈沖激光的熱應(yīng)力場作用，引起了積累效應(yīng)，產(chǎn)生了塑性變形，形成了溝槽微織構(gòu)形貌。經(jīng)急劇冷卻后，在溝槽邊緣形成一圈毛刺，去刺和清洗后，溝槽微織構(gòu)形貌如圖9 所示。

圖9 溝槽微織構(gòu)形貌 Fig.9 Grooved micro texture morphology

2.2 切削實驗裝備及參數(shù)

本次切削試驗的加工平臺選用沈陽機床廠CA6136 車床，如圖10 所示。進行實驗時，在車床上夾持硬質(zhì)合金刀具。刀具的切削角度參數(shù)為前角為10°，后角為8°，主偏角為45°，刃傾角為0°。刀具前刀面微織構(gòu)溝槽截面為矩形，寬度為100 μm，間距為100 μm，深度為50 μm。分別進行單因素車削實驗，并對實驗結(jié)果進行比較。具體的加工參數(shù)如表3所示。

圖10 車削實驗平臺CA6136 Fig.10 Turning experimental platform CA6136

表3 Al6061 鋁合金切削加工參數(shù) Tab.3 Cutting parameters of Al6061 aluminum alloy

2.3 實驗結(jié)果分析

本文在相同切削液介質(zhì)下，對不同材質(zhì)的超硬溝槽微織構(gòu)刀具和無微織構(gòu)刀具進行了對比實驗。同時，在兩種不同工況下，進行了同質(zhì)刀具在干切削和切削液潤滑下的實驗，深入研究了溝槽微織構(gòu)的置入對超硬材料刀具磨損機理的影響。

在高速車削下，刀具會呈現(xiàn)出不同的磨損形式，主要有機械磨損、粘結(jié)磨損、擴散磨損和氧化磨損等幾種形式。其中，擴散磨損和粘結(jié)磨損導(dǎo)致前刀面極易形成月牙洼狀磨損和崩刃。當(dāng)月牙洼磨損達到一定的承受極限時，車刀的主切削刃刃口組織結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，組織強度降低。多次使用后，最終會導(dǎo)致刀尖破損，當(dāng)超過刀具的疲勞極限時，刀具失效。

車刀的磨損形式會因其切削環(huán)境的不同而異，但氧化磨損和機械磨損不是中高速車削過程的主要磨損形式，因此本文主要從前刀面的粘結(jié)磨損和擴散磨損來分析實驗結(jié)果。

2.3.1 干切削下的前刀面磨損

在干切削下，兩摩擦副間直接接觸并產(chǎn)生相對運動，6061 鋁合金的化學(xué)活性伴隨著切削熱的產(chǎn)生而不斷增大，形成刀具和工件之間的相互擴散。分子之間的劇烈活動使刀具表面組織結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，降低了刀具前刀面強度，分子的減少導(dǎo)致了刀具的擴散磨損。如圖11 和圖12 所示，刀具主切削刃上的崩刃現(xiàn)象也極為明顯，具有溝槽微織構(gòu)的刀具擴散磨損尤為顯著。飛秒激光在制備溝槽微織構(gòu)時，前刀面的去除伴隨著材料的冷卻再結(jié)晶，形成了不同程度的損傷，影響刀具前刀面的組織結(jié)構(gòu)。在瞬時高溫高壓和排屑作用下，相比于無微織構(gòu)刀具，其擴散磨損更為顯著。

在干切削下，刀-屑接觸區(qū)內(nèi)存在瞬時高溫高壓，隨著擴散磨損的加劇，少部分切屑會粘結(jié)在前刀面上，形成粘結(jié)磨損。大塊的粘結(jié)物主要聚集在溝槽微織構(gòu)底部，靠近主切削刃附近。溝槽微織構(gòu)的置入使切削區(qū)域的底槽對切屑產(chǎn)生切削作用，在切屑流經(jīng)溝槽織構(gòu)時，會有微小的切屑材料不斷被切除，并堆積在溝槽織構(gòu)底部，形成粘結(jié)磨損。

在干切削下，具有溝槽微織構(gòu)的刀具前刀面的積屑瘤現(xiàn)象并不顯著。溝槽微織構(gòu)的置入改善了刀-屑接觸面的磨損狀態(tài)，降低了接觸時的溫升，抑制了積屑瘤的產(chǎn)生。在加工過程中，產(chǎn)生的積屑瘤會與切屑不斷地進行摩擦，使積屑瘤減少。切屑中的硬質(zhì)顆粒很難在PCD 和YG8 車刀前刀面上劃出溝紋，在劇烈摩擦?xí)r，微溝槽可以存儲少量的切屑和硬質(zhì)點顆粒，減小表面之間的耕犁作用，降低刀具前刀面的機械磨損。

圖11 PCD 刀具前刀面在干切削下的磨損形貌 Fig.11 Wear morphology of PCD tool rake face under dry cutting: a) grooved micro textured; b) non-micro textured

圖12 YG8 刀具前刀面在干切削下的磨損形貌 Fig.12 Wear morphology of YG8 tool rake face under dry cutting: a) grooved micro textured; b) non-micro textured

2.3.2 切削液潤滑下的前刀面磨損

沖擊波和水錘現(xiàn)象的作用能加速切削液流經(jīng)溝槽微織構(gòu)，加速溝槽內(nèi)的排屑，改善前刀面上的粘結(jié)破壞現(xiàn)象，如圖13 所示。前刀面上不易形成“冷焊”現(xiàn)象，抑制了積屑瘤的產(chǎn)生。

如圖14 和圖15 所示，在切削液潤滑作用下，刀-屑接觸面上形成了穩(wěn)定的油膜潤滑層，可避免刀-屑直接接觸，減小粘結(jié)區(qū)的實際接觸面積，降低主切削力和表面摩擦力。同時，在切削液流入微織構(gòu)時，由于切削液厚度發(fā)生變化，形成了收斂楔，產(chǎn)生的流體動壓能抑制高溫的產(chǎn)生，起到冷卻作用。溝槽微織構(gòu)中存儲的部分切削液形成了穩(wěn)定的潤滑膜，緩解了溝槽底槽對切屑的切削作用，產(chǎn)生的潤滑作用加速了排屑，緩解了刀具在車削過程中的兩種主要磨損形式——擴散和粘結(jié)磨損。如圖14 所示，基于切削液射流現(xiàn)象下的溝槽微織構(gòu)刀具，不易產(chǎn)生崩刃和積屑瘤現(xiàn)象。切削液射流到前刀面斜面時，可以抑制前刀面的瞬時高溫高壓，實現(xiàn)降溫的效果。

圖13 流體動態(tài)潤滑和潤滑加速排屑 Fig.13 Fluid dynamic lubrication and cavitation accelerating the chip evacuation

圖14 切削液下PCD 刀具前刀面磨損 Fig.14 Wear of PCD tool rake face under cutting fluid

圖15 切削液下YG8 刀具前刀面磨損 Fig.15 Wear of YG8 tool rake face under cutting fluid

根據(jù)伯努利原理，當(dāng)切削液潤滑下的水錘壓力和切削速度達到一定條件時，溝槽微織構(gòu)中少部分切削液可以對車削產(chǎn)生二次潤滑[20-21]。同時，切削液可以很好地產(chǎn)生流體動壓效果，帶走切屑。前刀面上形成的邊界油膜阻礙了機械磨損，從而延長了刀具的使用壽命。

3 結(jié)論

通過ABAQUS 對Al6061 表面微織構(gòu)刀具車削過程進行了模擬仿真。采用飛秒激光工藝在YG8 超硬材料刀具前刀面上制備了溝槽微織構(gòu)，并在CA6136車床上進行了單因素切削Al6061 實驗。仿真及實驗結(jié)果表明：

1）在切削液潤滑下，基于流體動壓射流和二次潤滑現(xiàn)象，溝槽微織構(gòu)刀具的減磨抗粘性相比于無溝槽微織構(gòu)刀具有所提高，切削過程抑制了積屑瘤的產(chǎn)生。

2）干切削下刀具前刀面的減磨抗粘性，不及潤滑液介入的情況。

3）仿真結(jié)果表明，切削液介入條件下，切削液流場和溝槽微織構(gòu)的共同作用可有效改善刀-屑摩擦磨損狀況，延長刀具使用壽命。