TC4 表面精整車削三維仿真與驗證＊

豆衛濤 史麗晨 康 凱 韓飛燕 盧竹青 王 哲

（①西安航空職業技術學院，陜西 西安 710089；②西安建筑科技大學機電工程學院，陜西 西安 710055；③西安煤礦機械有限公司，陜西 西安 710200；④西部超導材料科技股份有限公司，陜西 西安 710018）

TC4 鈦合金由于其密度小、強度高、耐腐蝕性好和耐熱性高等優點被重點應用于航空緊固件的制造[1]，航空緊固件只能使用鈦合金線材進行加工制造，其對表面質量的要求極高，表面質量直接影響緊固件的疲勞強度和工作性能[2]，需要使用無心車床進行精整加工，去除大型盤卷鈦合金線材表層材料并保證其表面質量。

精整加工的常用方法有磨削、加工中心等，在加工鈦合金線材的過程中，由于鈦合金線材的長度長、難加工，因此選擇以車代磨，選擇使用無心車床進行精整車削，對鈦合金線材進行精整車削加工，它通過車削去除鈦合金線材薄層表面的同時，也可以去除鈦合金線材的表面缺陷、表面氧化皮，提高工件的制造精度和表面質量[3-4]。大型盤卷鈦合金線材精整車削的過程復雜，試驗困難，所以使用有限元仿真法可以準確了解精整車削加工過程，對提升難加工材料的加工性能有重大意義[5]。

近年來 ，許多學者通過建立車削有限元模型研究分析鈦合金材料的車削過程。馬偉等[6]使用有限元分析法建立二維切削仿真模型，對傳統切削過程中切削力、應力及應變等關鍵特征進行對比分析研究。吳紅兵等[7]通過對鈦合金高速切削建模仿真，建立了二維有限元模型，證明了有限元仿真可以模擬真實切屑形態。王元生等[8]使用ABAQUS 軟件建立了二維車削模型，分析了切削過程的切削力、切削溫度、應力應變。 Lei Z 等[9]研究了鈦合金TC21直齒銑削加工切削機理，得到了切削速度、進給速度、切削深度和前角等重要參數對切削力和切屑形態的影響。lynen O 等[10]利用ABAQUS 建立了一般車床的三維有限元仿真模型，通過有限元數值模擬模型的切削仿真，得到了切削力和切屑形態。 Lotfi M 等[11]建立了Ti6Al4V 的三維橢圓超聲輔助車削有限元模型，研究了橢圓振動對表面完整性不同方面的影響。Bermudo Gamboa C 等[12]對Ti6Al4V 合金加工中有限元模擬的斷裂能量進行了建模，對斷裂能量的損傷模型進行建模。Pei L 等[13]利用ABAQUS研究了TC21 鈦合金車削過程，得到TC21 車削過程中的切削力、切屑形態和溫度分布。以上研究都證明了數值模擬在難加工材料車削過程的重要作用，但是對于精整加工的仿真研究少之又少。

綜上所述，本文以無心車床精整車削鈦合金線材過程為研究對象，使用有限元分析方法，在ABAQUS 中建立了三維車削仿真模型，研究了主軸轉速、進給速度和切削深度等重要參數對切削力、切屑形貌、殘余應力的影響。對難加工材料的車削過程有了更深入的了解，對提高難加工材料的性能和質量有著重要意義。

1 精整車削有限元的數值模擬

1.1 精整車削加工

精整車削加工是為了獲得高質量表面、高精度材料以及無缺陷表面的。針對鈦合金線材、棒材的重要加工方法，鈦合金線材由于其長度與應用的特殊性，在鈦合金線材、棒材的加工領域需要使用無心車床，以其獨特的結構（4 把刀具空心旋轉），加工長度超百米的鈦合金線材，在加工過程中4 把刀可以減少刀具磨損、加強切屑脫落，從而可以散熱，減少熱量集中所帶來的切屑黏滯，且加工完成后可以達到直接投入生產使用的高加工表面質量，在航空航天領域有著重要地位。

1.2 三維有限元模型

如圖1 所示，使用ABAQUS 軟件建立無心車床鈦合金線材三維精整車削模型。車削過程中工件和刀具相互作用會產生大量的力和熱，采用熱力耦合仿真。工件的網格類型選擇線性減縮積分八節點六面體單元，此單元在大變形高應變率的仿真過程中可以得到更加精確的結果，刀具設置為剛體。邊界條件為刀具添加轉速和進給速度，相對運動符合實際車削。車削模型如圖1 所示，其中進給速度為v，主軸轉速為n。三維有限元模型計算網格多、時間長，所以對工件的模型進行空心簡化處理，在表皮切削區進行網格細化處理，在節省演算時間的同時可以得到較好的切屑形態。

圖1 精整車削原型與仿真模型

1.3 有限元模型材料參數

鈦合金車削模擬使用的是Johnson-Cook[JC]本構方程，J-C 本構方程在鈦合金切削中應用最為廣泛，模型方程見式（1），由3 部分構成，分別代表了材料的應變硬化、應變速率強化以及熱軟化。此本構方程適合在高應變、大變形的金屬材料仿真分析中應用，材料的模型參數見表1。J-C 本構參數A、B、n、C、m取值見表2。

表1 TC4 材料屬性

表2 JC 本構參數

式中： σ為等效應力；A為準靜態屈服強度；B為應變硬化參數；n為硬化指數； ε為等效塑性應變；C為應變率強化參數；m為熱軟化參數； ε˙0為參考應變率； ε˙為等效塑性應變率；T為動態溫度；Tr為常溫系數，取室溫值20 ℃；Tm為材料熔點。

1.4 切屑分離準則

在有限元模擬仿真中，切屑的產生需要對工件模型施加斷裂準則，才可以將切屑部分與工件發生分離。為了使切屑產生并且斷裂，在模型材料中添加了Johnso-Cook 斷裂準則，此斷裂準則廣泛應用于大變形高應變率的金屬材料切削中，當等效塑性應變率達到臨界值時，開始損傷演化，切屑從而產生，等效應變率如下：

式中：D1～D5分別為損傷常數；p為靜壓力；q為Mises 應力； ε˙0為參考應變率； ε˙為等效塑性應變率。其中D1～D5的取值見表3。

表3 JC 斷裂準則參數

2 切削仿真結果

2.1 精整車削過程的有限元分析

鈦合金熱傳導率低，切削過程由于塑性變形會產生大量的熱，從而影響了力學性能。在鈦合金TC4 的車削過程中，塑性變形產生的熱量在短暫的時間內無法迅速傳導，因此鈦合金車削過程可以看作一個絕熱剪切過程，三維有限元法建立的車削模型如圖2 所示。此模型中主軸轉速n為480 r/min，進給速度v為1 m/min，切削深度ap為0.3 mm，刀具前角2°，后角5°，刀尖圓弧半徑為0.3 mm。圖2a所示為切削過程中的切屑隨刀具進給的形成過程，并且展示了Mises 應力云圖，隨著刀具的旋轉與進給，在前刀面的作用下，切屑形成并且發生卷曲。圖2b 所示為熱力耦合分析溫度云圖，在模擬中溫度隨著切削過程不斷變化，最高溫度為288 ℃，在切屑上尤為明顯。

圖2 n=480 r/min 、v=1 m/min 、ap=0.3 mm 仿真結果

2.2 工藝參數對切屑形態的影響

鈦合金切削過程中，切屑的形成是一個復雜的過程，與切削過程中的工藝參數、材料性能相關。切屑在不同的切削參數下會形成不同的形態，而在無心車床的切削過程中，不同的切屑對切削過程也有影響，無心車床在切削過程中，需要及時斷屑來帶走切削過程中產生的熱量。從車削模型中可以看出，大部分熱量都集中在切屑，進給量是影響切屑形態的主要因素。

如圖3a 所示，當刀具轉速為480 r/min、切削深度為0.3 mm、進給速度為0.5 m/min 時切屑易斷裂，生成的為C 形屑，并且由于進給速度較小，C形屑長度較短。圖3b 所示為進給速度為0.8 m/min時，形成的C 形屑較長，切屑隨切削過程發生了分離。圖3c 所示為進給速度為1 m/min 時，切屑為帶狀切屑，隨著前刀面運動并且發生卷曲，不易斷屑。進給速度越大，每轉進給量隨之增加，切屑與工件連接處面積增加，切屑不易斷裂，所以生成帶狀切屑。

圖3 進給速度不同的切屑仿真結果

如圖4a 所示，切削深度為0.3 mm、工件進給速度為1 m/min 時，當主軸轉速發生變化，切屑的形態也會發生變化。當刀具轉速為480 r/min 時，切屑可以形成帶狀切屑，由于轉速慢，形成的切屑較長且不易斷裂。圖4b 所示主軸轉速為640 r/min，C 形屑更容易形成，并且更加短小易斷裂，可以將熱量即時帶走，不影響切削過程。圖4c 所示主軸轉速為800 r/min，由于轉速過快。單位時間內切削的材料并沒有發生變化，因此產生了較小的C 形屑，同時轉速增加，沖擊振動增大，對精整加工產生較大的影響。

圖4 主軸轉速不同的切屑仿真結果

如圖5 所示，刀具轉速為480 r/min，工件進給速度為1 m/min，切削深度為0.1 mm、0.2 mm 時，切屑均為帶狀切屑且不易斷裂，在無心車床的精加工中切削深度對切屑的影響較小。

圖5 切削深度不同的切屑仿真結果

2.3 工藝參數對切削力的影響

在無心車床切削中，當主軸轉速較低時，隨著主軸轉速的增加，單位時間內去除量增加，切削力先增大，主軸轉速不斷增加，單位時間內去除量不再增加，刀具與工件之間摩擦系數減小，切削力減小，并且溫度不斷提高，工件強度和硬度減小，所以切削力也不斷減小。切削力主要為切向力Ft、進給力Ff、徑向力Fr，研究不同切削參數對切削力的影響，切削力不同切削參數下的穩定切削后的切削力平均值。不同切削參數對切削力的影響如圖6 所示。從圖6a 可以看出，切削力隨著進給速度的增大而增大，隨著進給速度的增加，單位時間內的工件去除量也隨之增加，切削力逐步增大。圖6b 表明切削力隨著主軸轉速的增大而減小，主軸轉速增加，刀具與工件的摩擦系數減小，切削力也隨之減小，當切削深度與進給速度一致時，提高主軸轉速可以降低切削力。圖6c 說明了切削力隨著切削深度的增大而增大，這是因為去除的材料增加了，需要的切削力也隨之增加。

2.4 工藝參數對殘余應力的影響

鈦合金車削仿真模型中，可以提取到工件表層殘余應力，同樣是在圓柱坐標系下提取，如圖7a所示，當切削深度為0.3 mm、進給速度為1 m/min時，隨著主軸轉速的不斷增加，工件表層產生的均為殘余壓應力，在主軸轉速分別為420 r/min、480 r/min、640 r/min、800 r/min 的情況下殘余壓應力先略微減小然后增大。圖7b 所示為進給速度分別為0.5 m/min、0.8 m/min、1 m/min、1.2 m/min 的情況下，工件表層產生的同樣為殘余壓應力，隨著進給速度的增大而減小。圖7c 所示為切削深度為0.1 mm 與0.2 mm 時，工件表層殘余應力為殘余拉應力，并且隨切削深度的增大而減小；切削深度為0.3 mm 與0.4 mm 時，工件表層殘余應力由拉應力轉變為殘余壓應力，并且隨著切削深度的增加而減小。

圖7 不同工藝參數對殘余應力的影響

3 試驗設計

3.1 切削力

本文研究的材料是鈦合金 TC4，采用 XF-WXC無心車床設備進行切削試驗，如圖8 所示。切削力測試系統為 Kistler 三向測力儀及配套Dynoware 軟件。在實驗過程中同時測量三向分力，然后合成總力，以對比分析。 測力儀安裝在前導向和刀盤中間，用夾具固定，工件與前導向直接連接。測試前進行靜態和動態標定，減少誤差。給定條件下重復測量3 次，采樣頻率設置為1 024 Hz。每次采集后切削力的信號通過分段周期平均去噪，然后3 次測試力數據再進行平均。無心車床采用4 把刀具高速旋轉、工件進給的形式去除鈦合金棒材表面外表皮。刀具采用YG8 硬質合金刀具，刀具前角2°，后角5°，刃傾角0°，主偏角90°。

圖8 無心車床切削試驗

為研究不同切削參數對切削力的影響，選擇穩定切削過程的切削力合力平均值作為研究對象，如圖9 所示，為切削力合力的預測值與實驗值對比。表4 中主軸轉速不同的情況下，試驗值與預測值誤差小于10%；表5 中進給速度不同的情況下，試驗值與預測值誤差小于10%；表6 中切削深度不同的情況下，試驗值與預測值誤差小于10%；仿真與試驗的趨勢基本相同，試驗中存在不同的干擾因素，都會引起振動信號的誤差，所以實驗與仿真趨勢相同即可驗證仿真的準確性。

表4 主軸轉速不同切削力預測誤差

表5 進給速度不同切削力預測誤差

表6 切削深度不同切削力預測誤差

圖9 切削力仿真與試驗對比

3.2 殘余應力

在切削完成后，將鈦合金試件兩端截取部分，進行殘余應力的采集試驗，殘余應力測量在（XSTRESS-300）儀器下完成，測量儀器如圖10所示，參數見表7。

表7 射線測定條件參數

圖10 X 衍射法測量殘余應力

由于試件表面殘余應力分布比較淺，故針對表面 0.1 mm 內的殘余值進行測量。在測量時，結合電解拋光和游標卡尺的辦法來測量電解拋光深度，適用于沿層深方向分布的殘余應力。本次僅測量沿深度方向的殘余應力，為了試驗的準確性得到保證，將每個測量點都進行3 次測量，取平均值，試驗選用參數與仿真一致，將測量結果與仿真結果進行對比，如圖11 所示。

圖11 殘余應力仿真與試驗對比

由圖11 可知，仿真預測值趨勢與試驗趨勢大致相同，試驗與仿真總體趨勢是一樣的，仿真結果略低于實際測量結果，試件任何加工工藝之間都將影響工件表面的殘余應力的精確性，雖然數值存在誤差，但殘余應力的試驗結果與仿真結果大致相同，較好地驗證了仿真。

在主軸轉速為400～800 r/min 時產生的均為殘余壓應力，在800 r/min 時殘余壓應力明顯增加，所以轉速在選擇400～600 r/min 時切削過程產生的殘余應力有利于工件生產，在進給速度為0.5～0.8 m/min 時，產生的殘余壓應力較1.0～1.2 m/min時更大，在切削深度為0.1～0.2 mm 時，產生了殘余拉應力，對切削過程影響較大，而在切深為0.3～0.4 mm 時，工件表面產生的是殘余壓應力，有利于切削過程。

3.3 切屑形態

基于所建立的車削仿真模型所生成的切屑形貌，切屑形態有助于了解切削過程，三維車削仿真可以更好地貼近試驗條件，可以得到更完整的切屑形貌，如圖12 所示，刀具轉速為480 r/min、切削深度為0.3 mm，當進給速度為0.5 m/min 時，切屑首先呈較長的C 形屑，然后隨著切削的進行逐步轉變為崩碎切屑，在同工況的試驗條件下，收集到的切屑部分為C 形屑，部分為崩碎切屑，與仿真中的切屑形態一致；隨著進給速度的不斷增加，進給速度在到達0.8 m/min 時，仿真得到的切屑均為微微彎曲且各個分離的C 形屑，此時切屑形態有利于排屑，并且可以帶走大量的切削熱，而在車削試驗收集到的切屑明顯可以看出大小一致且為字母C 的形狀；在進給速度在到達1 m/min 時，由仿真試驗可以看出，切屑不易斷裂且連續成為帶狀，帶狀切屑狹長且鋒利，需要及時處理，否則會對刀具和工件表面產生損傷，在此工況收集的切屑在巨大的應力下卷曲為一個整體，體形相較于C 形屑明顯增大，工件與刀具發生擠壓與摩擦過程中的高彈性使得材料剪切強度高于其剪切應力，所以生成了帶狀切屑。隨著進給速度的不斷增大，單位時間內去除的材料不斷增加，材料易粘連不易斷裂，所以在加工過程中，進給速度保持在0.5～0.8 m/min 可以保證C 形屑的產生。

圖12 進給速度不同的切屑仿真與實驗對比

圖13 所示為進給速度為1 m/min、切削深度為0.3 mm 時，不同主軸轉速下的切屑形態。當主軸轉速為480 r/min，為帶狀切屑，當主軸轉速為640 r/min時，生成了較好的C 形屑，在此時收集的試驗切屑保持完整的C 形，當主軸轉速為800 r/min 時，由仿真可以看出切屑呈崩碎狀態，細小并且不規則，這是由于隨著主軸轉速的增加，機床系統也在發生劇烈振動，收集的切屑也表現出不規則的崩碎狀。由于轉速過快，單位時間內切削的材料并沒有發生變化，因此產生了較小的C 形屑，同時轉速增加，沖擊振動增大，對精整加工產生較大的影響。

圖13 主軸轉速不同的切屑仿真與實驗對比

圖14 所示為進給速度為1 m/min、主軸轉速為480 r/min 時，切削深度不同時切屑的形態，均為卷曲狀的帶狀切屑，產生的帶狀切屑，易纏繞工件和刀具，且這類切屑斷屑比較困難，應避免出現，同時說明了精密車削的過程中，切削深度對切屑形貌的影響不大。

圖14 切削深度不同的切屑仿真與實驗對比

4 結語

本文基于ABAQUS 建立了鈦合金三維有限元精整車削模型，進行了車削仿真試驗，研究了不同工藝參數對切屑形貌、切削力、殘余應力的影響，為鈦合金的切削加工提供了理論依據，并且得到了以下結論。

（1）建立了無心車床的三維精整車削有限元模型，對仿真得到的不同工藝參數下的切屑形貌、切削力、切削溫度、殘余應力進行了分析討論，結果表明本文所建立模型仿真結果準確，能夠對殘余應力、切削力等進行合理預測。

（2）根據所建立模型，使用三因素四水平試仿真試驗，對比分析了不同工藝參數下的切屑形貌。結果表明，加工過程中，進給速度與切削深度一致的情況下，主軸轉速越大，切屑越易生成C 形斷屑。而在主軸轉速與切削深度一致的情況下，進給速度為0.5 m/min 時切屑易生成C 形屑，隨著進給速度的增加，切屑易生成帶狀屑。而切削深度則對切屑形貌影響較小。

（3）工藝參數對切削力的影響分析如下：進給力Ff隨著進給速度的增大而增大，切向力Ft與徑向力Fr隨進給速度先增大后減小。切削力隨著主軸轉速的增大而減小，當切深與進給速度一致時，提高切削速度可以降低切削力。切削力隨著切削深度的增大而增大。

（4）工藝參數對殘余應力的影響分析如下：切削深度為0.3 mm、進給速度為1 m/min 時，殘余應力隨主軸轉速先增大后減小；主軸轉速為480 r/min、切削深度為0.3 mm 時，殘余壓應力隨進給速度的增加而減小；主軸轉速為480 r/min、進給速度為1 m/min 時，當切削深度為0.1 mm 與0.2 mm時，工件表層殘余應力為殘余拉應力，并且隨切削深度的增大而增大，當切削深度為0.3 mm 與0.4 mm時，工件表層殘余應力由拉應力轉變為殘余壓應力，并且隨著切削深度的增加而減小。