定向內(nèi)冷車(chē)刀及其切削性能

彭銳濤 降皓鑒 唐新姿 張 珊

1.湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湘潭，4111052.中國(guó)航發(fā)湖南南方宇航工業(yè)有限公司，株洲，412002

0 引言

鎳基高溫合金以其優(yōu)良的力學(xué)性能和較強(qiáng)的抗氧化、耐高溫特性,廣泛應(yīng)用于航天飛行器的關(guān)鍵零部件。鎳基高溫合金強(qiáng)度高、導(dǎo)熱性差，在切削時(shí)通常產(chǎn)生較高的切削溫度，容易導(dǎo)致工件發(fā)生熱變形和表面燒傷，影響加工表面完整性[1]，為降低高溫對(duì)加工造成的不利影響，通常采用澆注冷卻液的方式進(jìn)行冷卻和潤(rùn)滑。然而，傳統(tǒng)澆注冷卻方式下冷卻液壓力較低、滲透能力較差，難以進(jìn)入切削區(qū)域進(jìn)行有效冷卻，且隨著切削速度的增大，澆注冷卻效果顯著降低，切削效率受到限制[2],因此，探索新的高效換熱技術(shù)，增強(qiáng)冷卻液在切削區(qū)的換熱效率，對(duì)提高鎳基高溫合金的加工效率和表面質(zhì)量具有重要意義。

為克服傳統(tǒng)冷卻的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)切削冷卻技術(shù)進(jìn)行了大量研究，如微量潤(rùn)滑[3]、低溫冷卻[4]、熱管冷卻[5]等方法，這些冷卻技術(shù)在切削加工過(guò)程中起到了較好的冷卻和潤(rùn)滑效果，但存在諸如不能充分冷卻切削區(qū)域、成本較高、技術(shù)復(fù)雜和難以有效地清除切屑等缺點(diǎn)。為進(jìn)一步提高冷卻效果，刀具內(nèi)冷卻方法成為一種有效的探索。ANTON等[6]采用內(nèi)冷卻方法對(duì)C45E合金鋼進(jìn)行了切削試驗(yàn)，結(jié)果表明：內(nèi)冷卻方法能夠較好地降低切削溫度和減少刀具的磨損。FERRI等[7]設(shè)計(jì)了一種基于微流道刀片的內(nèi)冷卻刀具系統(tǒng)，其車(chē)削實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，內(nèi)冷卻方式能有效控制刀-屑接觸區(qū)域的切削溫度，提高切削效率。LI等[8]采用拓?fù)鋬?yōu)化和計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法設(shè)計(jì)了內(nèi)冷車(chē)刀的流道結(jié)構(gòu)，結(jié)果表明采用拓?fù)鋬?yōu)化流道的內(nèi)冷車(chē)刀能夠有效降低切削區(qū)域的溫度。MINTON等[9]采用一種內(nèi)冷卻車(chē)刀進(jìn)行車(chē)削試驗(yàn)，對(duì)比研究了內(nèi)冷卻方式和干切削條件下切削溫度分布和刀具磨損情況，結(jié)果表明內(nèi)冷卻方式是改善切削過(guò)程冷卻潤(rùn)滑狀態(tài)的有效途徑。

通過(guò)分析和總結(jié)前人的研究思路，筆者設(shè)計(jì)制備了一種定向內(nèi)冷車(chē)刀，將加壓冷卻液從刀具內(nèi)部定向輸送至切削區(qū)域進(jìn)行冷卻潤(rùn)滑。開(kāi)展了鎳基高溫合金GH4169的切削試驗(yàn)，研究了冷卻條件對(duì)切削力、切削溫度、工件表面粗糙度和表面微觀形貌的影響。

1 定向內(nèi)冷車(chē)刀的設(shè)計(jì)與制備

1.1 刀具總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

鎳基高溫合金切削過(guò)程中，工件材料發(fā)生強(qiáng)烈的塑性變形，會(huì)產(chǎn)生大量的切削熱。而高溫合金導(dǎo)熱性差，傳入工件的熱量集中在切削區(qū)域，容易造成加工表面的燒傷。傳統(tǒng)冷卻方式將大量冷卻液澆注在刀具與工件的接觸區(qū)域，然而冷卻液滲透到切削區(qū)域的能力較弱，無(wú)法實(shí)現(xiàn)有效的冷卻和潤(rùn)滑。為提高冷卻液的換熱效率，筆者考慮將冷卻液經(jīng)外部加壓后注入刀具內(nèi)部，經(jīng)刀頭微流道從內(nèi)向外以較高的流速和壓力定向噴射至切削刃，對(duì)切削區(qū)域進(jìn)行有效的冷卻和潤(rùn)滑。此外，定向噴射的冷卻液可有效清除切屑，防止其冷焊到工件上或纏繞在刀具周?chē)?/p>

圖1 定向內(nèi)冷刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖Fig.1 Structural design of the directional interna l cooling tool

圖2 內(nèi)冷刀具微流道示意圖Fig.2 Structure of the micro-channels of the tool

本文提出的定向內(nèi)冷式車(chē)刀結(jié)構(gòu)如圖1所示。冷卻液入口位于刀具末端，車(chē)刀刀桿內(nèi)部為空心腔體。在刀頭位置布置兩條對(duì)稱的冷卻液微流道，噴口位于刀具后刀面和副后刀面兩側(cè)，噴口的中心線交匯于刀尖，如圖2所示。工作時(shí)，冷卻液加壓后從刀柄尾端注入刀桿內(nèi)部腔體，在高壓作用下經(jīng)微流道分別從后刀面和副后刀面噴口定向噴射至切削區(qū)域，達(dá)到冷卻和潤(rùn)滑的目的。刀柄處入口壓力通過(guò)外置的加壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)，從而有效控制噴口處冷卻液的壓力和流速。

1.2 內(nèi)冷卻微流道的設(shè)計(jì)

冷卻液流道是內(nèi)冷刀具的基本結(jié)構(gòu)，其噴射方向?qū)Φ毒叩睦鋮s效果有較大影響。當(dāng)冷卻液只噴射在刀具前刀面時(shí)，換熱效率較差，刀具磨損情況較為嚴(yán)重；當(dāng)冷卻液噴射至刀具后刀面或前后刀面時(shí)，冷卻散熱效率較高，刀具磨損情況得到緩解[10]。因此，本文將微流道噴口對(duì)稱布置在刀具主后刀面、副后刀面上，冷卻液由刀具后刀面定向噴射至刀尖，以取得較好的換熱效果。

此外，微流道的直徑大小顯著影響冷卻液的流動(dòng)特性。COURBON等[11]研究發(fā)現(xiàn)，車(chē)削Inconel 718鎳基高溫合金時(shí)，流道直徑對(duì)切削力、刀具切屑接觸長(zhǎng)度、切屑形態(tài)和加工表面粗糙度有較大影響。這是由于在相同的入口壓力下，不同流道直徑大小使冷卻液的噴射速度和壓力發(fā)生變化，而冷卻液速度和壓力不足時(shí)冷卻液難以滲入切削區(qū)域[12]。為探究微流道直徑對(duì)定向內(nèi)冷車(chē)刀換熱效率的影響，本文采用FLUENT軟件建立定向內(nèi)冷車(chē)刀的流固耦合模型，對(duì)刀具的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)比分析微流道直徑和冷卻液入口壓力對(duì)噴口出口速度、出口壓力和刀具溫度的影響規(guī)律，進(jìn)而優(yōu)化流道結(jié)構(gòu)。

1.2.1仿真模型的建立

圖3 仿真幾何模型Fig.3 Geometric model of the numerical analysis

定向內(nèi)冷車(chē)刀流固耦合仿真的幾何模型如圖3所示，固體域由刀桿、刀墊、刀片等組成。為提高網(wǎng)格質(zhì)量，保證模擬計(jì)算的精度與計(jì)算效率，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于冷卻液在流道壁面附近具有較大的速度梯度和較高的湍流強(qiáng)度[13]，故在流-固交界面對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，劃分邊界層網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 冷卻液入口、出口處邊界層網(wǎng)格Fig.4 The inflated mesh at the coolant inlet and outlet

為評(píng)估不同微流道結(jié)構(gòu)下冷卻液的換熱效率，建立定向內(nèi)冷車(chē)刀的溫度場(chǎng)模型，如圖5所示。切削過(guò)程中，刀具承受的熱載荷主要來(lái)源于剪切面上切屑的塑性變形及刀具與切屑的摩擦作用，在刀具前刀面形成復(fù)雜的溫度場(chǎng)。由于導(dǎo)入刀具的熱通量高度局部化且集中在前刀面上的刀-屑接觸區(qū)域，通常在前刀面上設(shè)置均勻矩形熱源以模擬實(shí)際的切削狀態(tài)。HADAD等[14]在前刀面設(shè)置具有均勻熱流密度的矩形熱源，建立了切削溫度的解析模型。SHU等[15]基于均勻矩形熱源理論，采用有限元方法分析刀具溫度場(chǎng)分布，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小。基于以上學(xué)者的研究，筆者在前刀面刀尖處設(shè)置均勻分布的矩形熱源，進(jìn)行刀片溫度場(chǎng)的流固耦合分析。其中，熱源的邊長(zhǎng)L設(shè)定為0.5 mm，熱流密度為65 W/mm2。模型主要材料參數(shù)如表1所示。

圖5 內(nèi)冷車(chē)刀溫度場(chǎng)模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of the therma l analysis model

參數(shù)冷卻液刀片材料水基半合成切削液SiAlON質(zhì)量熱容 (J/(kg·K))4 182670黏度(Pa·s)0.001密度(kg/m3)1 0003 200熱導(dǎo)率(W/(m·K))0.625

考慮到流道的加工難度和對(duì)刀具的剛度及動(dòng)態(tài)性能的影響，確定微流道直徑D的選取范圍為1 ～ 3 mm，模擬微流道直徑為1 mm、1.5 mm、2 mm、2.5 mm和3 mm時(shí)的散熱效果。刀柄冷卻液入口定義為壓力入口邊界條件，設(shè)定入口壓力pin分別為0.25 MPa、0.5 MPa、0.75 MPa、1 MPa和1.25 MPa。冷卻液噴口處環(huán)境壓力為大氣壓，環(huán)境溫度定義為25 ℃。

1.2.2仿真結(jié)果分析

圖6 冷卻液流線示意圖Fig.6 Streamline plot of the sprayed cutting fluid

(a)噴口1速度 (b)噴口1壓力

(c)噴口2速度 (d)噴口2壓力圖7 出口速度、壓力分布云圖(pin=0.5 MPa，D=2 mm)Fig.7 Velocity contours of the outlet(pin=0.5 MPa，D=2 mm)

(a)噴口1

(b)噴口2圖8 冷卻液出口速度隨微流道直徑的變化曲線Fig.8 Effect of micro-channel diameter on th e outlet velocity

(a)噴口1

(b)噴口2圖9 冷卻液出口壓力隨微流道直徑的變化曲線Fig.9 Effect of micro-channel diameter on th e outlet pressure

定向內(nèi)冷車(chē)刀微流道噴口噴射出的冷卻液流線分布如圖6所示，冷卻液經(jīng)刀具后刀面定向噴射至刀尖進(jìn)行冷卻及潤(rùn)滑，流動(dòng)方向高度集中。提取冷卻液在微流道噴口截面的速度、壓力分布云圖，見(jiàn)圖7，受到壁面摩擦阻力影響，冷卻液流速由微流道中心向壁面沿梯度下降，流速較大的位置具有較大的壓力。不同入口壓力條件下冷卻液最大出口速度隨微流道直徑的變化如圖8所示。隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度呈先增大后減小的趨勢(shì)，當(dāng)微流道直徑D為2 mm時(shí)，出口速度達(dá)到最大值。圖9顯示了不同入口壓力條件下微通道直徑對(duì)冷卻液最大出口壓力的影響規(guī)律，出口壓力與出口速度呈現(xiàn)相同的變化趨勢(shì)。當(dāng)微流道直徑為2 mm時(shí)，冷卻液的流速和壓力達(dá)到最大值，此時(shí)刀具具有最好的冷卻效果。此外，當(dāng)微流道直徑不變時(shí)，隨著入口壓力的增大，噴口處冷卻液的流速和壓力均增大。因此，可考慮增大冷卻液的供液壓力，以提高刀具的換熱效果。

(a)D=1 mm (b)D=1.5 mm

(c)D=2 mm (d)D=2.5 mm

(e)D=3 mm圖10 刀具溫度分布云圖(pin=0.75 MPa)Fig.10 Temperature contours of the insert(pin=0.75 MPa)

圖11 刀片溫度隨微流道直徑的變化曲線Fig.11 Effect of micro-channel diameter on th e temperature of the insert

刀-屑接觸面溫度是反映定向內(nèi)冷車(chē)刀換熱性能的最直接指標(biāo)。為探究微流道直徑對(duì)刀具溫度的影響規(guī)律，提取不同微流道直徑下刀片溫度場(chǎng)，如圖10所示。其中，高溫集中分布在刀尖附近區(qū)域。刀片最高溫度隨微流道直徑和冷卻液入口壓力的變化規(guī)律如圖11所示。相同入口壓力下，當(dāng)微流道直徑從1 mm增大到3 mm時(shí)，刀片最高溫度呈先下降后上升的趨勢(shì)。當(dāng)微流道直徑小于2 mm時(shí)，隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度與壓力逐漸增大,換熱效率提高，刀片最高溫度隨之下降；當(dāng)微流道直徑大于2 mm時(shí)，隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度與壓力逐漸減小,換熱效率降低，刀片溫度呈上升趨勢(shì)；當(dāng)微流道直徑為2 mm時(shí)，冷卻液出口速度與壓力達(dá)到最大值，刀具的溫度最低。相同流道直徑下，隨著冷卻液入口壓力的增大，刀片溫度逐漸降低。這是由于定向內(nèi)冷車(chē)刀的換熱性能受冷卻液噴口速度及壓力的影響，當(dāng)入口壓力增大時(shí)，冷卻液在噴口處獲得較高的流速與壓力，強(qiáng)制換熱能力增強(qiáng)，刀-屑接觸面集中的熱量得到有效疏散，刀具溫度隨之降低。

此外，在相同流道直徑下，刀片溫度的變化幅度隨冷卻液入口壓力的增大而逐漸降低，如圖12所示。當(dāng)入口壓力上升至0.5 MPa時(shí)，刀片最高溫度較入口壓力為0.25 MPa時(shí)降低32.99 ℃，下降幅度約為6.58%。當(dāng)入口壓力上升至1.25 MPa時(shí)，刀片最高溫度較入口壓力為1 MPa時(shí)降低9.38 ℃，下降幅度約為2.14%。因此，冷卻液入口壓力為1.25 MPa時(shí)定向內(nèi)冷車(chē)刀已能取得較好的冷卻效果。

圖12 冷卻液入口壓力對(duì)刀片最高溫度變化量與變化幅度的影響(D=2 mm)Fig.12 Effect of the inlet pressure on change amoun t and magnitude of the maximum insert temperature(D=2 mm)

1.3 刀具的制備

根據(jù)仿真結(jié)果，選取微流道直徑為2 mm，對(duì)定向內(nèi)冷車(chē)刀進(jìn)行制備。其中，刀桿選用株洲鉆石刀具廠生產(chǎn)的CCLNR2525M12普通外圓車(chē)刀；刀片選用CNGN120708型SiAlON陶瓷整體刀片，前角為-6°，后角為6°。參照?qǐng)D1的刀具結(jié)構(gòu)特征，在刀桿內(nèi)部加工型腔，在刀頭主后刀面和副后刀面加工微流道，與刀桿內(nèi)部腔體相連，在刀墊上配做微流道槽口。制備完成的定向內(nèi)冷車(chē)刀如圖13所示。

圖13 定向內(nèi)冷車(chē)刀實(shí)物圖Fig.13 The directional internal-cooling turning tool

2 定向內(nèi)冷車(chē)刀切削試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)條件及試驗(yàn)方案

切削試驗(yàn)平臺(tái)如圖14所示。試驗(yàn)在CA6140臥式車(chē)床上進(jìn)行，加工材料為GH4169鎳基高溫合金棒料，直徑為40 mm，長(zhǎng)度為400 mm。采用BJZ150增壓泵對(duì)冷卻液進(jìn)行外部加壓，通過(guò)節(jié)流閥控制冷卻液壓力，冷卻液為BJ-3026綠色半合成切削液，體積分?jǐn)?shù)為5%。采用Kistler 9527B測(cè)力儀和半人工K型熱電偶分別測(cè)量切削力與切削溫度，通過(guò)2855A4型數(shù)據(jù)采集卡將測(cè)量數(shù)據(jù)傳輸至計(jì)算機(jī)。切削完成后，采用TR200表面粗糙度測(cè)量?jī)x和KEYENCE VHX-500FE型超景深三維顯微鏡測(cè)量工件表面粗糙度和表面微觀形貌。

圖14 切削試驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.14 Schematic of experimental platform

切削過(guò)程采用干切削、外部澆注切削、定向內(nèi)冷卻切削三種冷卻方式。澆注切削條件下，冷卻液流量為3 L/min。內(nèi)冷卻條件下，冷卻液入口壓力設(shè)定為0.25 MPa、0.75 MPa、1.25 MPa，對(duì)應(yīng)冷卻液流量為6.02 L/min、10.61 L/min、13.73 L/min。切削參數(shù)如下：切削速度vc=60 m/min，進(jìn)給量f=0.15 mm/r，背吃刀量ap=0.5 mm，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖15所示。

圖15 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.15 Test field

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.2.1切削溫度

鎳基高溫合金熱導(dǎo)率較低，切削過(guò)程中產(chǎn)生的熱量主要通過(guò)冷卻液進(jìn)行疏導(dǎo)，切削溫度直接反映冷卻液換熱效率的高低。圖16為切削GH4169高溫合金過(guò)程中冷卻方式對(duì)切削溫度的影響規(guī)律。結(jié)果表明，與干切削和澆注切削相比，定向內(nèi)冷條件下冷卻液換熱效率較高，切削溫度較低。隨著入口壓力的增大，冷卻液噴射速度和壓力均上升，單位時(shí)間內(nèi)可帶走更多熱量，切削溫度呈下降趨勢(shì)。當(dāng)入口壓力為1.25 MPa時(shí)，內(nèi)冷卻相對(duì)于干切和澆注冷卻使切削溫度分別降低了172.85 ℃和63.18 ℃。因此，定向內(nèi)冷方式具有優(yōu)異的換熱效果。

圖16 不同冷卻條件對(duì)切削溫度的影響Fig.16 Effect of cooling methods on the maximu m cutting temperature

2.2.2切削力

圖17 不同冷卻方式對(duì)切削力的影響Fig.17 Effect of cooling methods on cutting force

不同冷卻方式下切削力變化情況如圖17所示。在相同加工參數(shù)下，內(nèi)冷卻方式可獲得較小的切削力，且隨著冷卻液壓力的增大，獲得的切削力進(jìn)一步減小。當(dāng)冷卻液入口壓力為1.25 MPa時(shí)，主切削力、背向力和進(jìn)給力分量與干切削相比分別減小19%、24%、17.2%，與外部澆注切削相比分別減小11.1%、22.9%、1.3%。這是由于定向內(nèi)冷條件下，冷卻液通過(guò)刀具微流道定向噴射至刀尖，具有較大的流速和壓力，能夠有效降低刀-屑接觸區(qū)域的摩擦作用；隨著入口壓力的增大，冷卻液噴射速度與壓力升高，潤(rùn)滑作用增強(qiáng)，切削力進(jìn)一步減小。

2.2.3表面粗糙度

圖18所示為相同切削參數(shù)條件下，不同冷卻方式對(duì)工件表面粗糙度的影響。干切削時(shí)由于缺乏必要的冷卻潤(rùn)滑條件，工件與刀具摩擦作用嚴(yán)重，表面粗糙度最大。澆注冷卻條件下，工件表面粗糙度得到一定程度的改善。定向內(nèi)冷條件下，冷卻液經(jīng)加壓后通過(guò)微流道噴口精確地輸送到切削區(qū)域，可有效滲透至刀-屑接觸面進(jìn)行冷卻潤(rùn)滑，降低工件與刀具間的摩擦作用，有助于改善已加工表面的光滑程度，獲得更小的表面粗糙度。隨著入口壓力的增大，冷卻劑傳熱效率增強(qiáng)，工件表面粗糙度逐漸減小。

圖18 不同冷卻方式對(duì)表面粗糙度的影響Fig.18 Effect of cooling methods on surface roughness

2.2.4表面微觀形貌

在相同切削參數(shù)下進(jìn)行GH4169高溫合金的干切削、外部澆注切削和定向內(nèi)冷卻切削試驗(yàn)，得到不同冷卻條件下的加工表面形貌如圖19所示。由圖19可知，干切削條件下已加工表面形貌較差，溝槽紋理波動(dòng)較大，存在明顯的燒傷現(xiàn)象；外部澆注條件下已加工表面形貌得到改善，但仍存在輕微的燒傷現(xiàn)象；定向內(nèi)冷條件下已加工表面紋理清晰，基本沒(méi)有皺疊，表面形貌光滑規(guī)整，工件無(wú)燒傷現(xiàn)象。圖20為不同冷卻條件下工件表面三維形貌圖，與干切削和外部澆注切削相比，定向內(nèi)冷切削得到的加工表面形貌光滑平整，幾何紋理清晰，由滑擦耕犁作用形成的表面輪廓高度波動(dòng)較小。因此在相同的切削參數(shù)條件下，定向內(nèi)冷方式冷卻換熱效果最好，采用該方法切削加工鎳基高溫合金時(shí)能獲得較好的加工表面質(zhì)量。

(a)干切削

(b)外部澆注切削

(c)定向內(nèi)冷切削 pin=1.25 MPa圖19 不同冷卻方式對(duì)工件表面形貌的影響Fig.19 Effect of cooling methods on surface morphology

(a)干切削

(b)外部澆注切削

(c)定向內(nèi)冷切削(pin=1.25 MPa)圖20 不同冷卻方式下工件表面三維形貌圖Fig.20 Effect of cooling method on 3 D surface morphology

3 結(jié)論

(1)提出采用定向內(nèi)冷方法切削鎳基高溫合金，設(shè)計(jì)并制備了一種定向內(nèi)冷車(chē)刀，將加壓冷卻液從刀具內(nèi)部經(jīng)主后刀面和副后刀面微流道噴口噴射至刀具切削刃附近的切削區(qū)域，從而對(duì)切削區(qū)域進(jìn)行有效的冷卻、潤(rùn)滑以及清屑處理。

(2)建立了定向內(nèi)冷車(chē)刀流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的仿真模型，分析了微流道直徑和冷卻液入口壓力對(duì)定向內(nèi)冷車(chē)刀切削區(qū)域溫度的影響。結(jié)果表明：當(dāng)微流道直徑為2 mm、入口壓力增大時(shí)，冷卻液噴射流速和壓力增大，切削區(qū)域最高溫度降低，定向內(nèi)冷車(chē)刀有更佳的換熱性能。

(3)基于單因素試驗(yàn)方案開(kāi)展了鎳基高溫合金的干切削、外部澆注切削和定向內(nèi)冷切削試驗(yàn)，研究了定向內(nèi)冷車(chē)刀的切削性能。結(jié)果表明：在加工參數(shù)相同時(shí)，定向內(nèi)冷方式下獲得的切削力、切削溫度最低，已加工表面幾何紋理更為清晰，形貌更為光滑平整。