張鑫祺，董志國，劉沛林，朱徐輝

(1.太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，太原 030024；2.精密加工山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030024)

0 引言

鈦合金由于比強(qiáng)度高、耐腐蝕性好及耐高溫等優(yōu)良的性能，在航空發(fā)動機(jī)的曲面零件制造中應(yīng)用十分廣泛。高效、精密且高性能的鈦合金加工技術(shù)成為了航空航天制造業(yè)的關(guān)鍵，而曲面常常作為零件關(guān)鍵的部分，對其尺寸精度和表面粗糙度有很高的要求[1-2]。而球頭銑刀在加工復(fù)雜曲面時具有突出優(yōu)勢，可以抑制毛刺的產(chǎn)生從而達(dá)到很高的加工精度以及很小的表面粗糙度[3]。由于鈦合金彈性模量低，已加工表面容易產(chǎn)生回彈,特別是曲面薄壁零件的加工回彈更為嚴(yán)重,易引起后刀面與已加工表面產(chǎn)生強(qiáng)烈摩擦,從而影響零件精度[4]。另一方面，鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)小，球頭微銑刀加工時切削深度和進(jìn)給量都很小，單位切削面積上的切削力較大，會直接影響切削熱的產(chǎn)生、刀具磨損、刀具耐用度和工件加工表面質(zhì)量等[5]。

程鳳軍等[6]通過對直徑10 mm的WC硬質(zhì)合金平銑刀銑削Ti1023工件模擬仿真，研究了銑削速度、進(jìn)給量、銑削深度對結(jié)果的影響，通過比較發(fā)現(xiàn)銑削速度對溫度的影響最大，工件和銑刀上的溫度隨著銑削速度、進(jìn)給量和銑削深度而增加，但增加的程度及其機(jī)理有所差別。Gelin J C等[7]使用兩齒6 mm直徑立銑刀對切削力進(jìn)行研究，將仿真結(jié)果與試驗(yàn)對比發(fā)現(xiàn)由于切削變形和犁耕效應(yīng)的影響使得有限元仿真結(jié)果存在較大的誤差。杜隨更等[8]通過改變不同銑削參數(shù)研究對鈦合金表面質(zhì)量的影響，研究發(fā)現(xiàn)銑削表面質(zhì)量隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加越來越好，而軸向切深對工件表層微觀組織的影響微乎其微。李亞平等[9]采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法分析了切削參數(shù)對球頭銑刀銑削鈦合金切削力的影響，研究表明，對銑削合力影響最大的因素為進(jìn)給量，最不顯著的因素是主軸轉(zhuǎn)速。綜上所述，以上研究還是局限于對傳統(tǒng)刀具銑削參數(shù)的研究，并未對鈦合金球頭刀微銑削加工參數(shù)展開研究。而在微切削加工中，影響表面質(zhì)量和切削力以及溫度的因素很多，其中每齒進(jìn)給量的選取是最主要的因素之一。

本文利用Deform-3D軟件建立球頭刀微銑削三維有限元模型，通過考慮微觀切削效應(yīng)的應(yīng)變梯度理論來研究不同每齒進(jìn)給量下加工TC4鈦合金的銑削力變化趨勢以及不同時間下工件溫度的變化規(guī)律，并通過搭建微銑削試驗(yàn)平臺驗(yàn)證模型的可行性，最后利用超景深顯微鏡觀察加工后工件表面的質(zhì)量，進(jìn)一步分析影響加工表面質(zhì)量的因素。

1 球頭刀微銑削的有限元模型

1.1 幾何模型以及網(wǎng)格劃分

使用Deform-3D有限元仿真軟件，刀具為63°高速高硬鎢鋼球刀，如圖1所示。其幾何參數(shù)如表1所示，工件材料為Ti6Al4V，其物理性能及熱性能見表2。為提高仿真計(jì)算效率，刀具截取了軸向長度為1 mm的刀刃部分并設(shè)置為剛體，工件尺寸設(shè)為1 mm×0.5 mm×0.25 mm并對其底部約束，利用Solidworks三維建模軟件對其建模并導(dǎo)入Deform-3D軟件中。

刀具網(wǎng)格采用六面體單元格，根據(jù)文獻(xiàn)[9]最小網(wǎng)格劃分法將網(wǎng)格最小單元格尺寸設(shè)為0.05，網(wǎng)格數(shù)量5000。工件最小單元格尺寸設(shè)為0.02，網(wǎng)格數(shù)量20 000，裝配關(guān)系如圖2所示。

表1 球頭微銑刀幾何參數(shù)

圖1 刀刃及刀尖圖

表2 Ti6Al4V鈦合金材料參數(shù)

圖2 網(wǎng)格劃分的裝配模型

1.2 材料本構(gòu)模型

材料在宏觀切削過程中會在高溫、大應(yīng)變、和大應(yīng)變率的情況下發(fā)生彈性和塑性應(yīng)變，但是在微切削過程中除了具有傳統(tǒng)宏觀切削的特點(diǎn)以外，還存在尺寸效應(yīng)、犁切效應(yīng)和最小切削厚度效應(yīng)的現(xiàn)象，本文采用加入應(yīng)變梯度理論的Johnson-Cook修正模型[10]：

(1)

(2)

(3)

式中，L為主剪切變形區(qū)的長度；α為切削前角；G為剪切模量；b為Burgers矢量；μ為修正系數(shù)；r為刀具切削刃半徑；hc為未變形切削厚度；φ為剪切角；hmin為最小切削厚度；σJC為傳統(tǒng)宏觀切削前刀面處流動應(yīng)力；ε3、T0分別表示參考應(yīng)變速率和參考溫度，Tm為材料熔點(diǎn)；A、B、n為材料應(yīng)變強(qiáng)化項(xiàng)系數(shù)；C為材料應(yīng)變速率強(qiáng)化系數(shù)；m為材料熱軟化系數(shù)。TC4鈦合金的Johnson-Cook本構(gòu)修正模型材料參數(shù)如表3所示。

表3 鈦合金 Johnson-Cook修正模型參數(shù)

1.3 刀-屑摩擦模型

由于在金屬切削過程中，會產(chǎn)生高應(yīng)力、高應(yīng)變，刀具與金屬材料之間的摩擦作用不再是單純的滑動摩擦，在前刀面的摩擦區(qū)分為粘結(jié)區(qū)和滑動區(qū)，可以用下列公式表示：

(4)

其中，μ為摩擦系數(shù)；σn為接觸區(qū)域法向壓應(yīng)力；τ′為剪切極限應(yīng)力。

1.4 材料失效準(zhǔn)則

切削過程的有限元模擬的關(guān)鍵點(diǎn)與切屑的形成和分離有關(guān)。在仿真分析過程中采用默認(rèn)準(zhǔn)則，當(dāng)?shù)?屑接觸點(diǎn)應(yīng)力大于0.1 MPa時切屑分離。在金屬塑性變形中常采用Cockroft & Latham塑性斷裂準(zhǔn)則[11]，表達(dá)式為：

(5)

式中,εt為斷裂總應(yīng)變；σmax為最大拉應(yīng)力；ε為等效應(yīng)變；A為斷裂常數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[12]設(shè)置A的值為240。

2 球頭刀微銑削鈦合金的切削力和溫度場仿真

2.1 切削參數(shù)

將主軸轉(zhuǎn)速n設(shè)為2000 r/min，以刀具每齒進(jìn)給量ft為影響因素進(jìn)行單因素試驗(yàn)，銑削參數(shù)如表4所示。單次銑削長度設(shè)為4 mm，銑削方式為半槽銑。

表4 球頭銑刀微切削參數(shù)表

2.2 溫度場分析

圖3為n=2000 r/min，ap=0.1 μm，ft=12.5 μm/z下鈦合金切削過程中切削層溫度場變化云圖，可以看出，工件溫度最高點(diǎn)集中在參與切削的刀尖附近(圖3b所圈位置)，該區(qū)域是產(chǎn)生塑性變形和刀-屑摩擦最嚴(yán)重的地方，刀具剛接觸工件時，由于刀具與工件接觸面積較小，切屑層的溫度在60 ℃附近(圖3a)。隨著每齒進(jìn)給量的增大，接觸面積也在增大，由于切削溫度逐漸的累積，形成一定程度的卷曲，此時切屑層溫度為95 ℃(圖3d)，未參與切削區(qū)的溫度也達(dá)到了70 ℃，并且在加工表面由于高溫的影響，使得切屑堆積。

圖3 溫度場分布圖

圖4為在有限元分析中不同每齒進(jìn)給量下工件溫度隨時間變化圖，當(dāng)t=0.06 s時，每齒進(jìn)給量從2.5 μm/z～15 μm/z對應(yīng)的溫度分別為36.8 ℃、37.5 ℃、38.5 ℃、39.2 ℃、41 ℃、46.6 ℃；當(dāng)t=0.18 s時，對應(yīng)的溫度分別為70.3 ℃、72.4 ℃、75.5 ℃、78.4 ℃、82.9 ℃、99.8 ℃。可見切削溫度隨著每齒進(jìn)給量的增大而增加，并且隨著時間變化其差值越來越明顯。這是因?yàn)榈度信c工件擠壓生成切屑時，切屑底部與前刀面發(fā)生強(qiáng)烈的摩擦，會產(chǎn)生很大的熱量，速度越快摩擦產(chǎn)生熱的時間越短，由于鈦合金導(dǎo)熱小，在短時間內(nèi)不能向外處擴(kuò)散，導(dǎo)致溫度迅速升高。

圖4 溫度場變化圖

2.3 切削力分析

為研究每齒進(jìn)給量對切削力的影響，根據(jù)穩(wěn)態(tài)銑削狀態(tài)的X、Y、Z三個方向銑削力峰值的平均值，計(jì)算出銑削合力F：

(6)

其中，F(xiàn)x為進(jìn)給方向的切削力；Fy為主運(yùn)動方向的切削力；Fz為軸向切削力。

如圖5所示部分切削力隨時間的變化曲線，仿真時間0.24 s對應(yīng)銑刀轉(zhuǎn)動360°，三向切削力皆為鋸齒形變化。圖中反映出Fx是最小的，這是由于軸上的力主要來源于被加工表面產(chǎn)生彈性恢復(fù)后對刀具后刀面的作用力以及刀具負(fù)前角使工件對刀具有軸向的反作用力，而且在切削過程中主要靠主運(yùn)動和進(jìn)給運(yùn)動方向上的力完成的，使得Fx比Fy、Fz小的多。刀具從0°～180°的過程中，切削層厚度和刀具與切屑的接觸面積經(jīng)歷了從小變大的過程，在銑刀轉(zhuǎn)到90°位置時，切削厚度及刀-屑接觸面積最大，此時的切削力也達(dá)到了最大值。對于切削力峰值之間的區(qū)域出現(xiàn)一些差異，主要是由于動態(tài)刀具運(yùn)動的影響造成的。

圖5 各向切削力與切削時間的關(guān)系

圖6所示在n=2000 r/min，ap= 0.1 mm時，仿真得到在不同每齒進(jìn)給量下穩(wěn)態(tài)階段各向切削力峰值變化規(guī)律。由圖可知，切削合力主要來源于主運(yùn)動方向的力和進(jìn)給方向的力，相對于這兩個力，由于只受已加工表面的擠壓作用，軸向力很小，在0～1 N的范圍內(nèi)波動。而對于Fx和Fy而言，隨著每齒進(jìn)給量的增大切削力先趨于平緩波動，當(dāng)ft=10 μm/z，隨著的刀具的磨損，刀-屑間的摩擦加劇，導(dǎo)致切削力增大。

圖6 不同每齒進(jìn)給量下仿真銑削力

3 球頭刀微銑削鈦合金試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)方案如圖7所示，采用側(cè)銑的方式在HAAS VF-2三軸立式加工中心進(jìn)行試驗(yàn)，進(jìn)給方式為順銑直線進(jìn)給，首先使用直徑2 mm的硬質(zhì)合金平銑刀在規(guī)格16 mm×8 mm×3 mm的工件上銑出凹槽，然后在槽壁0.5 mm處進(jìn)行直線銑削，試驗(yàn)通過測力儀采集三個方向的銑削力，最后通過超景深顯微鏡觀察工件加工后表面形貌。

圖7 微銑削試驗(yàn)系統(tǒng)

3.2 切削力

圖8表示在與仿真相同加工參數(shù)下測量得到的不同每齒進(jìn)給量下穩(wěn)態(tài)階段各向切削力峰值變化規(guī)律。從切削力變化趨勢來看，仿真得出的切削力與試驗(yàn)測得的銑削力變化趨勢基本一致，驗(yàn)證了有限元仿真分析試驗(yàn)結(jié)果的合理性和正確性。由于在試驗(yàn)中切削振動、刀具磨等其他復(fù)雜因素造成對切削力測量存在一定誤差。

圖8 不同每齒進(jìn)給量下試驗(yàn)銑削力

3.3 表面形貌

如圖9所示為不同每齒進(jìn)給量銑削鈦合金刀具路徑底面形貌圖。加工表面上可以清楚觀察到呈周期性變化的切削刃加工紋理，每相鄰兩條突起棱脊之間的間隔是相等的，在進(jìn)給運(yùn)動方向上的位移量為所設(shè)定的各每齒進(jìn)給量(圖9a)。在繪制的三維形貌圖中可以明顯的觀察到在加工表面均有不同程度的花斑狀“突起”現(xiàn)象(切屑粘連部分)，這是由于球頭刀切削時，刀尖處熱量大且鈦合金導(dǎo)熱性差熱量不易傳出，使切屑堆積粘附在刀具和已加工工件表面上，導(dǎo)致工件表面質(zhì)量變差；隨著每齒進(jìn)給量的增大，進(jìn)給方向上棱脊“突起”現(xiàn)象逐漸顯著(圖9b)，其原因主要是隨著加工次數(shù)以及時間的變化，刀具磨損量增大，后刀面與已加工表面摩擦增大，在擠壓、變形、熱力耦合的作用下導(dǎo)致材料發(fā)生塑性變形。當(dāng)每齒進(jìn)給量達(dá)到10 μm/z時，工件表面粘連現(xiàn)象嚴(yán)重，且“突起”的棱脊不再是均勻的線條，而是變成很多不規(guī)則的小突起(圖9c)。這與文獻(xiàn)[8]觀察到的結(jié)果一致。

(a) n=2000 r/min，ap=0.1 mm，ft=2.5 μm/z

(b) n=2000 r/min，ap=0.1 mm，ft=12.5 μm/z

(c) n=2000 r/min，ap=0.1 mm，ft=15.0 μm/z圖9 不同每齒進(jìn)給量下工件表面形貌

4 結(jié)論

通過建立仿真預(yù)測模型以及銑削試驗(yàn)可以得出以下結(jié)論：

(1)在一定的切削轉(zhuǎn)速和切削深度的條件下，每齒進(jìn)給量在臨界條件下(ft=10 μm/z)，切削力處于相對穩(wěn)定的狀態(tài)；當(dāng)超過這個臨界值時，切削力的變化有明顯增大的趨勢。

(2)每齒進(jìn)給量越大，刀具和切屑接觸區(qū)溫度越不容易擴(kuò)散，從而切屑層溫度變高，導(dǎo)致表面粘連現(xiàn)象嚴(yán)重。

另外，隨著每齒進(jìn)給量的增大，刀具切削刃在工件表面產(chǎn)生的棱脊?fàn)畹募庸ぜy理在高溫效應(yīng)下逐漸消失變成小突起，部分表面質(zhì)量在一定程度上有變光整的趨勢。