微織構刀具對鈦合金切屑形成影響的仿真研究

陳德雄 林夢晗 趙亞文 周華森 陳金國

（1 莆田學院新工科產業學院，莆田 351100）

（2 莆田學院，莆田 351100）

（3 莆田學院機電與信息工程學院，莆田 351100）

文 摘 針對微織構刀具對鈦合金Ti6Al4V 切屑形成以及微槽二次切削機理分析的不足，通過建立熱-力耦合仿真模型對比研究不同微織構刀具、微織構幾何尺寸以及切削速度對切屑形成的影響規律。數值仿真結果表明：微織構刀具更有利于斷屑，二次切削作用使切屑的彎曲半徑變大，微織構可以減小刀屑之間實際接觸面積，降低切削溫度。增大微織構寬度可以增強微槽的二次切削作用，利于斷屑，但應注意其對刀具強度的削弱作用，而增大相鄰微槽間距則會出現相反的二次切削作用機制。提高切削速度對各刀具均有利于斷屑，弧形微織構刀具的降溫效果最好，V 形微織構刀具次之，矩形微織構刀具降溫效果最差。研究結果對進一步理解微織構刀具對鈦合金切屑的二次切削作用機理提供一定參考。

0 引言

在金屬切削加工過程中，工件塑性變形和刀具與切屑、工件的相互摩擦作用容易在切削區產生局部高溫。當溫度積累到一定程度時，容易引起刀具熱磨損，進而影響工件加工精度和表面質量，最終導致刀具失效［1］。近年來，鈦合金因其優良的綜合性能，如強度高、耐腐蝕、耐高溫等優點，在航空、航天以及醫療、化工、汽車等領域得到了廣泛的應用［2］。然而，某些因素限制了鈦合金技術的更廣泛發展，特別是低熱導率和高化學活性使其相對其他金屬切削更容易引起刀具磨損和對切削效率產生影響［3］。因此，必須提高鈦合金切削過程中刀具在刀-屑界面的耐磨性。一般來說，為了降低摩擦力，工業上會使用冷卻液。然而，冷卻液的使用會增加成本，并危害人體健康?？紤]到這些問題，為實現綠色制造，可持續加工工藝越來越受到重視。在各種摩擦學現象中，刀具表面微織構是提高切削加工性能并實現環境友好加工的一個重要研究方向［4］，為減緩切削加工中的刀具磨損提供了新的思路。近年來，隨著微細加工技術的發展，在固體表面形成表面織構來控制其摩擦學行為成為可能。目前，常用的微織構加工方式主要包括激光加工、微磨削、超聲振動車削、電火花加工等。

織構表面通過降低摩擦和提高耐磨性來提高具有摩擦接觸的零件之間的摩擦學性能。KAWASEGI等［5］較早研究刀具微織構對難加工材料切削性能的影響。分析表明，當微織構方向與切屑流出方向互相垂直時，可以獲得較小的切削力。ARULKIRUBAKARAN 等［6］的試驗研究同樣得到了類似的結果。RAJBONGSHI 等［4］對比試驗研究刀具后刀面微織構和非微織構涂層刀具切削AISI D2 的切削性能。結果表明，與非微織構刀具相比，微織構刀具降低刀屑的接觸溫度，從而可以減小白層的厚度，工件表面粗糙度更低。THOMAS等［7］將微織構刀具運用于中碳鋼和鋁合金加工，可以得到較低的切削力和切削溫度，鋁合金和中碳鋼的表面粗糙度分別降低23.21%和15.86%。SU 等［8］對比分析微織構PCD 刀具和非微織構PCD 刀具在不同潤滑條件下鈦合金的切削加工性能。結果表明，微織構在刀具上的定向分布、刀具與切屑的實際接觸面積以及微溝槽對微小碎屑的截留作用對提高刀具性能起著重要作用。RAO 等［9］采用電火花鉆孔技術加工微孔織構刀具并結合微量潤滑技術（MQL）研究鈦合金的切削過程。研究發現，微孔織構刀具降低了前刀面上的摩擦，使振動降低了30%～50%，切削溫度、刀具磨損和表面粗糙度分別降低30%、50%和40%。類似地，ZHANG 等［10］研究表明，微坑織構可以有效降低加工過程中前刀面的平均剪切強度和刀屑實際接觸長度，進而有效降低擴散磨損。LI 等［11］采用飛秒激光加工的亞毫米級WC/Co 微織構刀具可以有效降低鈦合金的切削力和刀屑界面之間的摩擦。

有限元法（FEM）已廣泛應用于切削加工領域來預測特定加工環境的性能并使時間和資源成本最小化。由于在刀具表面產生微織構的成本很高，許多學者采用有限元模擬的方法來研究微織構刀具的性能。OLLEAK 等［12］以有限元模型為基礎，研究5種織構刀具設計對切削性能的影響。研究表明，垂直槽和斜槽微織構刀具均可最大程度降低切削力。MA等［13］建立有限元模型研究了微織構參數對切削力的影響規律。結果表明，微槽織構刀具可以有效降低切削力，從而降低加工能耗。最佳微槽寬深比在10～16 時可以使3 個方向的切削力最小，并且有利于切屑的形成?；陬愃蒲芯窟^程，該學者研究表明微孔織構刀具同樣可以有效降低切削力［14］。KIM等［15］建立有限元模型對比分析了3 種不同微織構刀具對AISI52100 的切削力和刀屑之間的有效摩擦力。分析得出，垂直形狀織構刃距為100 μm，節距為100 μm，織構高度為50 μm 時可以得到最小的切削力和有效摩擦力。以上研究結果表明，有限元模擬方法能夠較準確地預測刀具的性能，為微織構刀具的設計、開發和虛擬評估提供幫助［16］。

綜上所述，國內外學者大量的研究成果表明，刀具表面的微織構化可以有效降低刀具與切屑的接觸面積，改善接觸狀態，利于儲存潤滑劑，降低切削溫度和切削力，從而提高工件的切削加工性能。切屑是加工過程中的一個重要過程因素，它會對刀具磨損、工件精度和表面粗糙度產生重要影響。但是，微織構對切屑形成的影響規律以及其微槽對流經切屑的二次切削所引起的切削性能變化，這在以往的研究中較少涉及。利用現有的微機械加工技術制造出完美的微織構尺寸以及切削過程的瞬態觀測仍具有一定難度。3D建模往往由于要考慮網格數量對模型運行時間的影響而網格劃分相對粗糙，無法較為真實地反映切屑的形貌，并且無法觀測到關于切屑內部切削應力和溫度的信息。因而，本文采用2D 建模方式對微織構刀具對切屑的影響進行探討，以期對微織構刀具的作用機理有進一步的理解。

1 切削仿真模型的建立

1.1 切削仿真幾何模型

采用非線性有限元分析軟件ABAQUS建立2D有限元仿真模型，模型示意圖如圖1所示。通過該軟件可以對切屑形成機理、切削區熱量產生、刀-屑摩擦特性和加工表面的完整性進行分析，并且有助于了解一些物理參數對刀具和工件的溫度和應力分布的影響規律。工件的幾何尺寸為L×W（3 mm×1 mm），工件和刀具采用不同網格尺寸進行劃分。工件在切削區域的網格采用0.01 mm×0.01 mm的單元尺寸，以便獲得精確的結果，非切削區域的網格采用0.15 mm×0.01 mm的單元尺寸。在刀尖以及前刀面采用密集網格劃分，其他區域采用漸變網格劃分。將刀具定義為剛體，前角為0°，后角為7°，刃口鈍圓半徑為10 μm。在工件底部和左右兩側定義約束限制其運動。工件與刀具之間的相對運動通過在刀具定義參考點并施加水平方向的切削速度來實現。V為切削速度，f為進給量。采用平面線性縮減積分單元CPE4RT定義工件和刀具，進行切削過程的溫度-位移耦合動力學分析，可以得到切削過程中的溫度分布。采用單元刪除技術使單元分離形成切屑，一旦單元中的節點達到退化閾值1，該單元將分離并從計算中刪除。

圖1 切削仿真幾何模型Fig.1 Geometry model of cutting simulation

1.2 材料本構模型

在金屬加工中，材料從初始變形到斷裂的過程，對應著有限元中的單元從彈性變形、塑性變形、損傷到單元失效的相應過程。在切屑形成過程中，工件材料在很大的應變、應變率和溫度范圍內發生塑性變形。在刀尖前的嚴重變形區，局部應變可以在很短的時間內從0 增加到很高的數值，局部應變率在0～5×104s-1變化［17］。因此，選擇合適的材料流動應力模型是描述高應變率變形條件下工件材料行為的關鍵。JOHNSON-COOK（J-C）［18］材料本構模型廣泛應用于材料流動應力的分析，特別是對那些流動應力受溫度和應變率影響較大的材料。J-C 材料本構模型綜合考慮了塑性變形過程中應變和應變率相關的硬化行為，溫度相關的熱軟化行為對流動應力的影響，可以較為準確地描述鈦合金切削過程的熱力學行為，其流動應力表達式如下：

1.3 基于能量的延性失效準則

材料的損傷失效包括2部分：損傷起始和損傷演化。JOHNSON-COOK（J-C）失效準則［21］可以將應變、應變率和溫度對延展性金屬流動應力的影響建立起相應的聯系，能更好地闡述工件與刀具相互作用表面之間的裂紋生長行為。當材料的塑性應變達到初始損傷閾值時，材料損傷起始并逐漸演化，直至材料失效，其起始失效等效塑性應變可表示為：

采用基于累積損傷規律的標量損傷參數ω來定義材料損傷失效，其表達式為：

式中，Le為單元特征長度為失效時的等效塑性應變，σy為屈服應力為失效時的等效塑性位移。在損傷開始之前，等效塑性位移為0（-u=0），位移率也為。一旦滿足特定的損傷起始準則，材料的剛度和承載能力就會根據一定的損傷演化規律而降低。本文采用線性損傷演化規律來定義材料剛度隨相對塑性位移的退化過程，定義剛度衰減因子D∈［0，1］，表達式如下：

1.4 摩擦模型

在加工過程中，由于刀具與工件的摩擦作用，工件會產生嚴重的塑性變形。刀具與切屑的接觸特性直接影響著刀具與切屑接觸表面的應力、應變和溫度分布，進而影響切屑的變形和失效行為。因此，對接觸的合理定義是準確描述有限元切削仿真模型的重要因素。刀具-切屑界面的摩擦行為采用由ZOREV［23］提出的混合摩擦模型?；旌夏Σ聊Ｐ图僭O在刀具-切屑界面上同時存在滑動區域和黏滯區域。摩擦剪切應力τf與接觸壓應力σn有關。在黏滯區域，μσn大于臨界剪切應力等于工件的臨界剪切應力；在滑動區域，μσn小于臨界剪切應力，摩擦剪切應力τf與接觸壓應力σn成正比。

1.5 熱傳遞模型

金屬切削中的熱量主要是由第一變形區的大塑性變形和第二變形區的切屑與刀具前刀面的摩擦產生的。由工件塑性變形產生的熱量可表示為：

由刀具和工件之間的摩擦產生的熱量可表示為：

式中，J是熱功當量，熱生成系數ηp和熱分布系數ηf是刀具-工件界面的2個熱相關參數。

2 結果分析與討論

2.1 仿真模型驗證

為了驗證所建立模型的合理性，通?？梢詫⒎抡嫠玫降那行夹蚊埠颓邢髁εc已發表的切削實驗結果進行比較［24］。采用與文獻［25］一致的三組切削工藝參數進行比較，分別為：（1）v=210 m/min，f=100 μm/r；（2）v=250 m/min，f=100 μm/r；（3）v=170 m/min，f=120 μm/r，結果如圖2 所示。從圖2（a）可以看出，仿真得到的鋸齒形形貌與試驗得到的鋸齒形形貌相似，齒頂到自由平面的距離分別為109 和129 μm，鋸齒之間的間距分別為52 和60 μm，齒谷到自由平面的距離分別為81 和88 μm。在切削仿真穩定階段的平均切削力為350.7 N，試驗結果的切削力為362 N。從圖2（b）和圖2（c）同樣可以看出仿真結果與試驗具有較好的吻合趨勢。因而，可以證明所建立的切削仿真模型具有較好的準確性。

2.2 不同微織構刀具對切屑形成的影響

微織構刀具幾何模型如圖3所示，未織構化處理的普通刀具命名為CT，在刀具前刀面定義3 種微織構結構：（1）矩形截面微織構刀具（RT）；（2）V 形截面微織構刀具（VT）；（3）弧形截面微織構刀具（ET）。微織構幾何尺寸如表2所示。

表2 微織構刀具幾何尺寸Tab.2 Geometric dimensions of micro-textured tool

圖3 微織構刀具幾何模型Fig.3 Geometric model of micro-textured tools

取切削速度V=90 m/min，進給量f=200 μm/r，不同類型刀具在相同切削條件下的切屑形貌隨時間變化情況如圖4～圖7 所示，PEEQ 代表等效塑性應變。對于普通刀具切削，材料在第一變形區發生集中剪切滑移，塑性應變增大，切屑沿剪切滑移帶斷裂，出現了鋸齒狀切屑雛形，如圖4（a）所示。裂紋從自由表面開始，并向材料內部傳播。隨著切削過程的不斷推進，逐漸形成規則連續的鋸齒形切屑。切屑由周期性分布的絕熱剪切帶和鋸齒分節構成，并且新生成表面光滑，切屑沒有出現斷屑的現象。

圖4 CT刀具切削工件切屑形貌Fig.4 Workpiece chip morphology of CT tool

對于RT 微織構刀具，剛開始切削主要集中在前2 個微槽，對第一個鋸齒產生二次切削作用，使其產生裂紋，如圖5（b）所示。隨著切削的不斷進行，微槽中的切屑出現脫落，隨后又發生切屑阻塞微槽的現象。從圖5 可以看出，在整個切削過程中，切屑不斷填充第1 個微槽，并隨后脫落，以此循環。在實際切削過程中，切屑易與刀具發生黏結堵塞在溝槽內部，不易從微織構刀具溝槽脫落。切屑在刀具前刀面移動，二次切削主要發生在第1 個微槽，隨著鋸齒切屑的不斷形成，在后續微槽的作用下，切屑出現裂紋，但并未完全斷裂。第1 個微槽對切屑的二次切削作用相當于前角為0°的微切削刃對切屑施加向下的作用力F，該作用力拉扯著切屑沿著前刀面運動，彎曲半徑明顯大于普通切削。

圖5 RT刀具切削工件切屑形貌Fig.5 Workpiece chip morphology of RT tool

如圖6和圖7所示，對于VT微織構刀具和ET微織構刀具，二次切削同樣主要集中在第1個微槽。同樣地，VT和ET微織構刀具第1個微槽對切屑的二次切削作用相當于正前角的微切削刃。隨著切削的不斷進行，在后續微槽的作用下，切屑出現明顯的裂紋和斷屑行為形成碎屑，VT和ET微織構刀具更有利于斷屑。

圖6 VT刀具切削工件切屑形貌Fig.6 Workpiece chip morphology of VT tool

圖7 ET刀具切削工件切屑形貌Fig.7 Workpiece chip morphology of ET tool

圖8 為不同刀具切削溫度分布。從圖8 中可以看出：微織構刀具的溫度分布范圍比無織構刀具大，這主要是因為微槽對切屑的微切削作用使切屑彎曲半徑變大，切屑與前刀面接觸區域變大，從而使微織構刀具的溫度分布區域變大。無織構刀具的高溫區域主要集中在距離刀尖一定距離的位置，微織構刀具的高溫區域主要集中在靠近刀尖的非織構區域和第1 個微槽位置。與無織構刀具相比，矩形、V 形、弧形微織構刀具的切削溫度均有所降低。當切屑呈連續性鋸齒狀時，切屑與刀具前刀面接觸時間較長，摩擦會產生更多的熱量，加之連續性切屑不易排出，因而無織構刀具與切屑接觸的前刀面會有較高的溫度；微織構的鏤空作用減少了刀具與切屑實際發生接觸的面積，有利于減少摩擦，降低切削溫度。同時，由于V 形和弧形微織構刀具更有利于斷屑會帶走更多的熱量和減少與刀具前刀面接觸的時間，刀具的切削溫度更低，降溫效果更好。

圖8 不同刀具切削溫度分布Fig.8 Cutting temperature distribution of different tools

2.3 微織構幾何尺寸對切屑形成的影響

切屑與刀具發生接觸的位置主要集中在刀具前刀面，因而微織構寬度L1和相鄰溝槽的間距L3直接影響切屑和刀具的接觸面積。以矩形微織構刀具為例，探究微織構幾何尺寸對切屑形成的影響。取切削速度v=90 m/min，進給量f=200 μm/r，不同微織構幾何尺寸切屑形貌對比，如圖9所示。從圖9（a）可以看出：隨著微織構寬度L1增大，切屑更容易發生斷屑行為形成碎屑堆積在刀具前刀面。應當注意的是，微織構寬度越大對刀具整體強度的削弱也越大，同時頻繁的斷屑行為會引起切削力波動增大，對刀具的造成更大的沖擊。從圖9（b）中可以看出：增大相鄰微槽間距L3，則相當于是增大切屑與刀具前刀面實際接觸位置的接觸面積，其切削效果逐漸接近于無織構刀具，切屑彎曲半徑逐漸減小。

圖9 不同微織構幾何尺寸切屑形貌對比Fig.9 Comparison of chip morphology with different micro-textured geometric dimensions

2.4 切削參數對切屑形成的影響

鋸齒形切屑是鈦合金高速切削過程中一個顯著的工藝特征，WANG 等［26］研究表明，切削工藝參數中對鋸齒形切屑形成影響最大的是切削速度。取進給量f=200 μm/r，4 種不同刀具隨切削速度變化獲得的切屑形貌，如表3所示。對于CT刀具切削，隨著切削速度的提高，切屑的鋸齒化程度變大，說明工件的熱軟化效應與應變硬化效應和應變速率強化效應相比占據主導地位。鋸齒化程度越高，越可以降低斷屑所需的能量，越利于斷屑［27］。因而，當切削速度增大時，CT 刀具所形成的切屑出現明顯裂紋現象和斷屑行為。同理可以推知，對于微織構刀具切削，從整體上來看，隨著切削速度的增大，各切屑均出現更為明顯的裂紋和斷屑行為。當切削速度為90 m/min 時，RT刀具的切屑為鋸齒形連續切屑。隨著切削速度的增大，切屑出現斷裂形成碎屑，在切削速度為180 m/min時，形成多段斷裂式碎屑。

表3 不同切削速度切屑形貌對比Tab.3 Comparison of chip morphology at different cutting speeds

圖10 為不同刀具隨切削速度變化的切削溫度。從圖可知：刀具的切削溫度均隨著切削速度的增加而升高。這主要是因為切削速度增大，工件和刀具之間的相互作用力增大，并且切屑沿刀具前刀面的相對滑動速度也會隨之增大，這樣刀-工和刀-屑之間的摩擦增大產生更多的熱量，引起切削溫度上升。當切削速度超過120 m/min 時，切削溫度有明顯的上升趨勢。微織構刀具的鏤空減摩作用使得不同類型的微織構刀具的切削溫度均低于無織構刀具，其中弧形微織構刀具降溫效果最好，V 形微織構刀具次之，矩形微織構刀具的降溫效果相比最差?；⌒魏蚔形的微槽形成的正前角微切削刃利于切屑流動，而矩形微槽形成的0°前角微切削刃會阻礙切屑的流動，增大刀屑之間的相互摩擦，因而會使刀具的降溫效果降低。

圖10 不同切削速度的刀具溫度Fig.10 Tool temperature with different cutting speeds

從圖1和表2可以看出，進給量f和微織構距刀刃邊緣距離L4之間的相互關系直接影響著微織構刀具的切削作用機制。取切削速度V=90 m/min，微織構距刀刃邊緣距離L4=100 μm，以矩形微織構刀具為例研究不同進給量的切屑形貌，如圖11所示。當進給量為50 μm/r時，切屑為細帶狀，沿刀具前刀面滑動。此時進給量小于L4，靠近刀尖的微槽對切屑的影響較小，遠離刀尖的微槽對切屑有二次切削作用。隨著進給量的增大，切屑形貌逐漸由帶狀變為鋸齒狀，第1個微槽對切屑的二次切削作用增強，切屑的彎曲半徑逐漸變大。由此可見，切削工藝參數應與微織構幾何尺寸合理耦合搭配才能發揮微織構刀具的優勢。

圖11 不同進給量切屑形貌對比Fig.11 Comparison of chip morphology at different feeds

3 結論

（1）在相同切削工藝參數條件下，微織構刀具比無織構刀具更有利于斷屑，微槽的二次切削作用使得切屑彎曲半徑變大。微織構刀具可以減少刀具與切屑實際發生接觸的面積，減少刀屑之間的摩擦，有利于降低刀具切削溫度。

（2）增大微織構寬度L1，更容易使切屑發生斷屑行為形成碎屑，增大相鄰微槽間距L3，相當于是增大刀屑實際接觸面積，不利于斷屑。

（3）隨著切削速度的增大，不同刀具的切屑都更容易斷屑，弧形和V 形微槽有利于切屑流動，降溫效果優于矩形微槽。隨著進給量的增大，第1個微槽對切屑的二次切削作用增強。