引言

鈦合金材料具有比強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天、軍工及醫(yī)療器械等行業(yè)[1],但由于鈦合金的熱導(dǎo)率低、彈性模量小等特點(diǎn)，導(dǎo)致鈦合金成為典型難加工材料。

電致塑性效應(yīng)是電脈沖流經(jīng)金屬材料時(shí)，其熱效應(yīng)與非熱效應(yīng)的共同作用引起金屬材料塑性增加、形變抗力降低、加工硬化被抑制的現(xiàn)象[2-3]。1963年，前蘇聯(lián)科學(xué)家TROITSKII4發(fā)現(xiàn)并提出電致塑性效應(yīng)，目前電致塑性效應(yīng)已經(jīng)被應(yīng)用到金屬材料的切削加工中。張碩等[5]在研究淬火態(tài)GCr15鋼的電脈沖輔助切削加工時(shí)發(fā)現(xiàn)，電脈沖輔助切削的主切削力比傳統(tǒng)切削的主切削力降低了25%。王海波[6]采用電脈沖輔助車削工藝對(duì)304不銹鋼進(jìn)行加工，在一定參數(shù)范圍內(nèi)，電脈沖輔助切削提高了材料塑性，降低了其強(qiáng)度，能夠減小主切削力和工件表面粗糙度，延長刀具壽命。由此可見，電致塑性輔助切削能夠顯著提高金屬材料的切削性能，然而，目前為止尚沒有關(guān)于電脈沖輔助切削的熱效應(yīng)對(duì)切削加工的影響研究。

激光輔助切削，通過提高刀具刀尖前面工件表面的溫度，軟化了工件表面材料，提高了塑性，改善了金屬材料的切削加工性能。施宇豪[7]利用有限元仿真研究激光加熱輔助銑削TC4鈦合金，隨著工件預(yù)熱溫度的升高，刀具所受到的切削力減小，工件表面分布的應(yīng)力降低，刀具的磨損降低。黎昊宇[8]進(jìn)行了激光加熱輔助切削實(shí)驗(yàn)，當(dāng)工件溫度在310~375℃時(shí)，TC4鈦合金軟化，塑性提高，主切削力明顯降低。雖然很多學(xué)者進(jìn)行了激光輔助切削機(jī)理研究，但是激光輔助切削過程中工件表面溫度較高，電脈沖輔助切削為了防止工件表層發(fā)生氧化現(xiàn)象，工件表面溫度控制在200℃以下，為此電脈沖的熱效應(yīng)對(duì)切削加工的影響與激光輔助切削中工件表面溫度對(duì)切削加工的影響存在一定區(qū)別。

本文為了能夠研究電脈沖的熱效應(yīng)對(duì)鈦合金切削加工過程的影響，利用脈沖電流對(duì)TC11鈦合金進(jìn)行預(yù)熱，研究電脈沖的熱效應(yīng)對(duì)切削溫度、切屑形成、工件表面形貌、工件表面粗糙度等的影響，同時(shí)宇航材料工藝使用Abaqus軟件對(duì)切削加工過程進(jìn)行仿真,分析切削過程的切削區(qū)溫度場和應(yīng)變場，揭示電脈沖的熱效應(yīng)對(duì)TC11鈦合金切削加工性能的影響。

1實(shí)驗(yàn)

1.1材料

本文選用工件尺寸如圖1所示的TC11鈦合金鍛件進(jìn)行切削實(shí)驗(yàn)，其化學(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1和表2所示。

表1 TC11鈦合金的化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of TC11 titanium alloy wt%

表2 TC11鈦合金的力學(xué)性能

Tab.2 Mechanical properties of TC11 titanium alloy

1.2切削刀具

選擇型號(hào)為CNMG120408的金剛石(PCD)刀具為切削刀具,其刀桿型號(hào)為MCLNR2525M12,刀具與刀桿共同提供切削角度:前角-6°、后角5°、主偏角 95 °、副偏角 5 °。

1.3試驗(yàn)方案

對(duì)CA6140車床進(jìn)行改裝,分別在三爪卡盤和尾座加裝一個(gè)小三爪卡盤，將電刷安裝在小三爪卡盤上，通過小三爪卡盤給鈦合金工件通入脈沖電流。當(dāng)工件通入脈沖電流后，電脈沖的熱效應(yīng)使TC11鈦合金工件表面的溫度升高到60、100、140、180℃時(shí)，斷開脈沖電源，然后啟動(dòng)機(jī)床，進(jìn)行車削。根據(jù)TC11合金的傳統(tǒng)干切削實(shí)驗(yàn)，得到其PCD刀具最佳切削性能的切削參數(shù)為切削速度為60m/min、進(jìn)給量為

0.1mm/r、切削深度為1mm,選定其作為切削參數(shù)。

手持紅外測溫儀、表面粗糙度儀分別測量切削溫度、工件表面粗糙度，利用VHX-500FE超景深顯微系統(tǒng)觀察切屑形貌和已加工工件表面形貌;利用牙托粉和樹脂液對(duì)切屑進(jìn)行冷鑲嵌，然后使用250#、600#、1000#、2000#、3000#、5000#金剛石砂紙逐級(jí)打磨，再經(jīng)機(jī)械拋光至鏡面，使用Kroll試劑對(duì)切屑進(jìn)行腐蝕，最后利用VHX-500FE超景深顯微系統(tǒng)觀察切屑形貌。

2、結(jié)果與分析

2.1切削溫度

切削溫度隨工件表面溫度的變化趨勢如圖2所示。工件表面溫度從25℃增大到60℃時(shí)，切削溫度呈下降趨勢，這是由于工件表面溫度升高，工件軟化，流動(dòng)應(yīng)力降低，切削過程中積屑瘤的高度降低，刀具與切屑的摩擦減少[9];工件表面溫度從60℃增大到140℃時(shí)，工件材料繼續(xù)軟化，切屑與刀具前刀面摩擦產(chǎn)生的熱量減小，但由于工件表面溫度升高，切屑流出刀具時(shí)的溫度升高;工件表面溫度從140℃升高到180℃時(shí)，圖3所示在180℃時(shí)工件表面與空氣發(fā)生氧化反應(yīng)，工件硬度升高，刀具與前刀面摩擦產(chǎn)生的切削熱增多，同時(shí)工件表面溫度升高，造成切屑流出刀具時(shí)溫度升高。

2.2工件表面微觀形貌

在車削過程中，由于TC11鈦合金工件的徑向轉(zhuǎn)動(dòng)和刀具的軸向移動(dòng)，在已加工工件表面形成進(jìn)給劃痕，同時(shí)已加工工件表面也會(huì)形成切屑粘結(jié)、表面撕裂等缺陷。

圖4是在工件表面在不同工件表面溫度下，已加工工件表面的微觀形貌。如圖4(a)所示，在25℃下，已加工工件表面存在明顯的進(jìn)給劃痕、大量的切屑粘結(jié)和劇烈的表面撕裂等缺陷;如圖4(b)(c)所示，工件表面在25~100℃時(shí)，工件表面溫度升高導(dǎo)致工件材料軟化，工件材料流動(dòng)應(yīng)力降低，TC11鈦合金塑性提高，在剪切變形還未完全進(jìn)行時(shí)，刀具施加的力

超過材料的斷裂強(qiáng)度，發(fā)生剝離現(xiàn)象 [4],切削棱高度降低，已加工工件表面切屑粘結(jié)和表面撕裂現(xiàn)象也大幅度改善;在工件表面溫度為100℃時(shí),表面更為光滑，缺陷得到更大程度改善;如圖4(d)所示，當(dāng)工件表面溫度升高至140℃時(shí)，已加工工件表面缺陷增多，這是由于工件表面溫度升高，較高的切削溫度使鈦合金的化學(xué)活性更為劇烈，刀具會(huì)粘結(jié)已加工工件表面材料，形成表面撕裂缺陷，同時(shí)切屑也會(huì)粘結(jié)在已加工工件表面，導(dǎo)致已加工工件表面缺陷增大、增多;如圖4(e)所示，當(dāng)工件表面溫度升高至180℃時(shí),工件表面發(fā)生氧化,表面硬度提高,工件表面溫度升高帶來的塑性提高被抵消,剝離現(xiàn)象減弱,但已加工工件表面切屑粘結(jié)和表面撕裂的缺陷增大。

2.3表面粗糙度

已加工工件的表面粗糙度Ra是衡量已加工工件表面質(zhì)量的重要標(biāo)準(zhǔn)之一。已加工工件Ra隨工件表面溫度變化趨勢如圖 5所示,工件表面溫度從 25 °C升高至 100 °C時(shí),工件材料軟化,工件材料流動(dòng)應(yīng)力降低,已加工工件Ra逐漸降低;工件表面溫度為 25 °C時(shí),Ra為 0.779μm;當(dāng)工件表面溫度升高至 60 °C時(shí),Ra為 0.656μm;當(dāng)溫度升高至 100 °C, Ra降低至 0.624μm,比在室溫 25 °C時(shí)降低了 19.9%。當(dāng)表面溫度由 100 °C升高至 180 °C時(shí),已加工工件 Ra增大。當(dāng)工件表面溫度達(dá)到 140 °C時(shí),較高的切削溫度導(dǎo)致已加工工件表面出現(xiàn)切屑粘結(jié)和表面撕裂等缺陷,Ra為 0.747μm;當(dāng)工件表面溫度達(dá)到 180 °C時(shí),工件表面發(fā)生氧化,表面硬度升高,Ra升高至 0.812μm。

2.4鋸齒狀切屑

在不同工件表面溫度下,TC11鈦合金的切屑橫截面形貌如圖 6所示。切屑都具有明顯的鋸齒狀結(jié)構(gòu),工件表面溫度在 25 ～  140 °C時(shí),隨著工件表面溫度的升高,切屑的鋸齒狀結(jié)構(gòu)逐漸變緩;工件表面溫度從 140 °C升高至 180 °C,切屑的鋸齒狀結(jié)構(gòu)更加明顯。本文從切屑的變形系數(shù) r c 、分離程度 G c 來探究工件表面溫度對(duì)切屑形貌的影響,其計(jì)算公式分別如下:

式中, H為鋸齒狀切屑頂端到切屑底部的距離, h為鋸齒狀切屑底端到切屑底部的距離, f為進(jìn)給量。

2.4.1切屑的變形系數(shù) r c

如圖7所示,切屑的變形系數(shù)隨著工件表面溫度的升高,呈現(xiàn)先增大再減小的趨勢。當(dāng)工件表面由 25 °C升至 140 °C時(shí),工件材料逐漸軟化,切屑的鋸齒狀現(xiàn)象逐漸減弱,切屑厚度增大,變形系數(shù)逐漸變大。當(dāng)工件表面由 140 °C升高至 180 °C時(shí),工件表面發(fā)生氧化現(xiàn)象,表面硬度升高,切屑的鋸齒化現(xiàn)象更加明顯,切屑的變形系數(shù)出現(xiàn)明顯的降低。

2.4.2切屑的分離程度 G C

由圖 8可見,工件表面溫度逐漸升高,切屑的分離程度先降低再升高。當(dāng)工件表面溫度由 25 °C升高至140℃時(shí)，工件表面材料軟化，切削變形層的塑性變形能力大幅提高，在剪切變形尚未完全進(jìn)行時(shí)，刀具施加的切削力滿足材料發(fā)生剪切變形所需的能量,TC11鈦合金發(fā)生剪切變形,緩解了剪切應(yīng)力集中現(xiàn)象，切屑的鋸齒化現(xiàn)象逐漸減弱，切屑的分離程度降低;當(dāng)工件表面溫度由140℃升高至180℃,工件表面發(fā)生氧化，導(dǎo)致由溫度升高帶來的塑性提高被抵消，切屑的鋸齒化現(xiàn)象更加明顯，分離程度增大。

3仿真實(shí)驗(yàn)與分析

3.1有限元模型的建立

3.1.1工件材料的本構(gòu)模型

本實(shí)驗(yàn)選用的工件材料是TC11鈦合金,在切削過程中,工件在高溫、大應(yīng)變和大應(yīng)變率的情況下發(fā)生彈塑性變形。綜合考慮應(yīng)變、應(yīng)變率、溫度對(duì)其流動(dòng)應(yīng)力的影響,采用 Johnson-Cook本構(gòu)模型,公式如下 [10]:

式中, σ為等效塑性應(yīng)力; ε為等效塑性應(yīng)變; ε ˙為等效塑性應(yīng)變率; ε ˙ 0 為參考塑性應(yīng)變率; T為工件材料的轉(zhuǎn)變溫度; T r 為參考溫度,通常取室溫 25 °C; T m 為材料熔點(diǎn); A為初始屈服應(yīng)力值; B為硬化系數(shù); C為應(yīng)變率系數(shù); n為加工硬化指數(shù); m為溫度熱軟化指數(shù)。TC11鈦合金 Johnson-Cook本構(gòu)參見表 3 [11]。

表 3 TC11的 Johnson-Cook本構(gòu)參數(shù)

Tab. 3 Johnson-Cook constitutive parameters of TC11

3.1.2切屑分離準(zhǔn)則

在切削加工過程中,材料經(jīng)過剪切滑移、分離形成切屑。在有限元仿真中,需要采用相應(yīng)的切屑分離準(zhǔn)則,來判斷工件材料什么時(shí)候和基體分離,形成切屑。經(jīng)過對(duì)比,發(fā)現(xiàn) Johnson-Cook本構(gòu)模型提出的等效塑性應(yīng)變動(dòng)態(tài)失效準(zhǔn)則,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果最為接近,本文采用 Johnson-Cook失效模型。當(dāng) ω >  1,網(wǎng)格單元失效,形成切屑。 ω的表達(dá)式為:

式中, ω為失效參數(shù), ε f pl 為等效應(yīng)變增量, Δ ε ˉ為臨界

等效應(yīng)變。 ε f pl 的表達(dá)式如下:

式中, σ n 為壓應(yīng)力, σ Mise 為 Mike應(yīng)力, ε pl為應(yīng)變速率, ε 0 為參考應(yīng)變率, d 1  ～  d 5 為 Johnson-Cook材料失效參數(shù)。TC11鈦合金的 Johnson-Cook材料失效參數(shù)見表 4 [12]。

表 4 TC11的 Johnson-Cook材料失效參數(shù)

Tab. 4 Johnson-Cook material failure parameters of TC11

3.2仿真結(jié)果與分析

本文采用正交切削,將三維切削過程簡化為二維平面切削 [13],工件尺寸為 1.5 mm ×  0.3 mm,工件設(shè)為彈塑性材料,分為切削層、基體上下兩層。只考慮刀具的受力與受熱,不考慮變形,因此將刀具設(shè)為剛體,刀具前角為 ?6 °,后角為 5 °,建立 TC11二維有限元仿真模型如圖 9所示。工件底部和左側(cè)施加約束,使其固定不動(dòng),刀具向左移動(dòng),切削用量為切削速度 60 m/min、進(jìn)給量 0.1mm和切削深度 1mm,初始環(huán)境溫度和刀具溫度設(shè)為 25 °C,改變工件表面溫度,設(shè)為 25、60、100、140、180C。通過仿真得到的切屑的鋸齒狀程度、切屑流出刀具時(shí)的溫度與實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證仿真的可靠性,分析工件表面溫度對(duì)切削區(qū)溫度場和表面塑性應(yīng)變的影響。

3.2.1切削區(qū)溫度場

隨著工件表面溫度的升高,TC11合金切削仿真切屑形貌如圖 10所示,切屑的鋸齒狀形貌變化趨勢與實(shí)驗(yàn)基本吻合。在 25 ～  140 °C,隨著工件表面溫度的升高,切屑的分離程度降低;在 180 °C時(shí),切屑的分離程度再次增大。

仿真切屑與實(shí)驗(yàn)切屑的分離程度對(duì)比如圖11所示,工件表面溫度在25、60、100、140、180℃下,仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差為1.8%、2.07%、5.13%、5.46%、2.11%,仿真切屑與實(shí)驗(yàn)切屑基本吻合。

形成高溫，當(dāng)切屑流出刀具時(shí)，熱量流失，溫度降低。由圖13(a)所示，使用手持紅外測溫儀測量所得的切屑溫度與仿真所得基本吻合，仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差分別為1.7%、10.99%、11.63%、5.14%、5.46%，再次驗(yàn)證仿真的可靠性。而仿真所得切屑溫度普遍高于實(shí)驗(yàn)所得，這是由于在實(shí)驗(yàn)中，刀具前刀面出現(xiàn)積屑瘤，減弱了刀具與切屑之間的摩擦，切削溫度降低，在仿真實(shí)驗(yàn)中，沒考慮積屑瘤對(duì)切削溫度的影響。

由圖12、圖13可以看出，隨著工件表面溫度的升高，切削區(qū)最高溫度呈現(xiàn)升高、降低、再升高的趨勢。在工件表面溫度從25℃升高至60℃時(shí)，工件材料軟化，在仿真實(shí)驗(yàn)中，切屑與刀具前刀面接觸面積沒有減少，工件表面溫度升高，導(dǎo)致切削區(qū)域最高溫度升高;在100℃時(shí)，切屑彎曲度明顯變大，切屑與刀具前刀面的接觸面積減小，由刀具前刀面與切屑摩擦產(chǎn)生的熱量減少，但由于工件表面溫度升高，切削圖12為不同工件表面溫度下，切削過程中切削區(qū)溫度場變化趨勢。切削區(qū)最高溫度主要集中在第二變形區(qū)。在第一變形區(qū)工件發(fā)生剪切變形，產(chǎn)生大量熱，在第二變形區(qū)切屑與刀具前刀面劇烈摩擦，區(qū)域最高溫度略微升高;當(dāng)表面溫度達(dá)到140℃時(shí)，工件持續(xù)軟化，切屑彎曲程度增大，刀屑之間的摩擦情況減弱，導(dǎo)致切削區(qū)域最高溫度下降。工件表面溫度在25~140℃時(shí)，工件塑性提高，在第一變形區(qū)由材料剪切變形產(chǎn)生的熱量減少，切屑溫度升高，切屑流出時(shí)帶走的熱量增多，局部高溫軟化現(xiàn)象減弱，遏制了絕熱剪切帶的形成，切削的分離程度 G c 降低。當(dāng)工件表面溫度升高至180℃時(shí)，工件發(fā)生氧化，表面硬度提高，材料發(fā)生剪切變形過程中產(chǎn)生的熱量增加，切屑與刀具前刀面接觸面積增大，切削區(qū)最高溫度再次升高，切屑的分離程度G增大。

3.2.2材料塑性應(yīng)變

如圖14所示，鋸齒狀切屑呈周期性變化，隨著工件表面溫度的升高，在切屑的鋸齒開始形成這一時(shí)刻,等效塑性應(yīng)變升高,單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的熱增加,由于工件表面溫度提高，材料塑性變形能力進(jìn)一步提高。當(dāng)工件表面溫度由25℃升高至100℃時(shí)，材料塑性變形能力提高，在剪切變形還沒有完全進(jìn)行時(shí)，刀具施加的切削力超過此處材料的斷裂強(qiáng)度，發(fā)生剝離現(xiàn)象，切削棱高度下降，表面粗糙度值降低;當(dāng)工件表面升溫至140℃時(shí)，材料塑性變形能力提高，但材料的初始溫度提高，材料化學(xué)活性更加劇烈，導(dǎo)致在切削過程中切屑粘結(jié)和表面撕裂的缺陷增大，表面粗糙度值增大;當(dāng)工件表面溫度升高至180℃時(shí)，工件氧化，表面硬度提高，由溫度升高帶來的塑性變形能力的提高被抵消，剝離現(xiàn)象減弱，已加工工件表面粗糙度值增大。

4、結(jié)論

(1)工件表面溫度由25℃升高至100℃時(shí)，工件材料軟化，內(nèi)部流動(dòng)應(yīng)力降低，TC11鈦合金塑性提高，在剪切變形還未完全進(jìn)行時(shí)，刀具施加的力超過此處材料的斷裂強(qiáng)度，發(fā)生剝離現(xiàn)象，切削棱高度降低，已加工工件表面微觀形貌得到改善，表面粗糙度值降低;在100℃時(shí)，相比室溫25℃下降低了19.9%;在140℃時(shí)，材料的化學(xué)活性更加劇烈，切削過程中切屑粘結(jié)和表面撕裂的缺陷增大，表面粗糙度值增大;在180℃時(shí)，材料氧化導(dǎo)致工件表面硬度提高，表面粗糙度值增大。

(2)在25~140℃時(shí)，隨著工件表面溫度的升高，工件材料軟化，塑性提高，在較小的剪切應(yīng)力下，發(fā)生剪切變形，在一定程度上改善了剪切應(yīng)力集中現(xiàn)象，切屑的鋸齒化程度減小，切屑的變形系數(shù) r e 增大，分離程度G減小;在180℃時(shí),工件氧化,切屑的變形系數(shù)減小，分離程度G增大。

(3)仿真結(jié)果顯示，在25~140℃間，隨著工件表面溫度的升高，切屑的彎曲程度增大，刀屑摩擦情況得到改善;在140℃時(shí)，切屑彎曲程度越來越大，切削區(qū)域最高溫度降低。在同一時(shí)刻，材料的等效塑性應(yīng)變隨工件表面溫度的增大而增大，材料的塑性變形能力提高，工件表面粗糙度值降低;在180℃時(shí)，工件氧化帶來的硬度提高將溫度升高導(dǎo)致的塑性能力的提高抵消。

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（注，原文標(biāo)題：電脈沖的熱效應(yīng)對(duì)TC11鈦合金切削加工性能的影響）

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