刀具微沟槽设计对GH4169高温合金切削性能影响研究

马颖化，王坤峰

(1.陕西国防工业职业技术学院智能制造学院，陕西 西安 710300)(2.陕西国防工业职业技术学院数控加工中心，陕西 西安 710300)

GH4169高温合金具有良好的抗氧化、抗腐蚀、抗高温、组织稳定等特性，广泛应用于航空、航天、船舶等领域[1]。但其属于Ni基高温合金，切削过程中容易产生加工硬化、切屑温度高、已加工表面残余应力大等问题。表面残余应力会对零件的裂纹缺陷扩展速率、疲劳寿命等产生巨大影响[2]。同时，切削温度高、材料散热差会导致刀具刀尖位置温度极高，造成前刀面软化发生塑性变形，影响刀具的磨损及使用寿命[3]。

乐祺中等[4]通过对刀具表面织构凹槽的角度、间距、宽度等参数进行优化研究，发现刀具前刀面平行于主切削刃设计凹槽状织构，织构间距60 μm、宽度20 μm时，切削力、切削温度最低。沈小强等[5]采用激光技术在刀具前、后刀面制备平行于主切削刃的沟槽型织构，对切削力进行研究，发现低转速、低进给速度、小背吃刀量情况下，切削力明显降低。吴艳英等[6]对微沟槽车刀车削合金钢AISI_4140残余应力进行试验研究，结果表明微沟槽能够提高残余压应力，减小残余拉应力。目前的研究多集中于对微沟槽刀具的切削力、刀具磨损等方面进行研究，刀具微沟槽参数优化设计对零件表面残余应力及刀具切削力等综合影响研究不足。本文采用正交试验法研究微沟槽刀具切削GH4169高温合金对已加工面表层残余应力分布、切削力及切削温度的综合影响，定量描述微沟槽刀具对切削性能和加工材料表面完整性的影响规律。

1 切削试验模型

1.1 切削加工几何模型

工件尺寸为2 mm×1 mm，刀具后角α=10°，刀尖圆角半径R=0.01 mm，刀具几何尺寸如图1所示。由于切削层变形、刀-屑摩擦主要发生在刀具前刀面主切削刃区域，因此在刀具前刀面设计横向矩形、横向梯形两种微沟槽形状，如图2所示。

图1 刀具几何尺寸

图2 微沟槽刀具

1.2 材料本构模型

GH4169高温合金在高温、高应力和高应变率下发生塑性变形，Johnson-Cook(简称J-C)材料力学模型能够很好地反映切削加工情况下材料的本构行为，该模型表达式如下：

(1)

切屑分离准则采用J-C材料剪切失效模型，对于GH4169高温合金，其失效模型参数d1，d2，d3，d4，d5分别取980，1 370，0.15，0.02，1.03[7]。

1.3 接触摩擦模型

切削加工中刀具前刀面摩擦复杂，试验证明刀具前刀面存在两种摩擦区域(滑移区和粘结区)，有限元切削模拟中采用修正库仑摩擦定律，其表达式如下：

τf=min(μσn,τs)

(2)

式中：τf为摩擦剪应力；τs为工件最大剪应力；σn为接触点正应力；μ为摩擦系数。

GH4169高温合金切削加工模拟中粘结区摩擦系数设为1，滑移区摩擦系数设为0.3[8]。

2 仿真试验方案设计

切削加工中刀具微沟槽设计参数(几何形状、深度、间距)、切削深度、刀具几何角度(前角、后角)等均对刀具切削性能和材料力学性能有重要的影响。本文采用正交试验法，根据文献资料及工程实际经验选取刀具微沟槽几何形状、深度、刀具前角作为正交试验因素，各因素选取3个水平进行仿真研究，见表1。

表1 刀具微沟槽参数因素水平表

将各因素及水平放入正交表对应位置，可确定试验方案，由于试验为3因素3水平问题，因此采用正交实验中L9(33)正交表安排试验，方案见表2。切削速度为40 m/min，切削深度为0.1 mm，分别以切削力、切削温度、已加工表层残余应力分布为评价指标。

表2 刀具微沟槽结构对GH4169切削性能影响正交试验方案

3 试验计算结果分析

3.1 不同刀具参数对切削力的影响

切削力是分析衡量刀具磨损和使用寿命的重要指标，研究表明，刀具磨损加剧时切削力峰值变大，切削力波动过大时刀具容易出现崩刃现象[9]。根据表2正交方案完成试验，切削力随时间变化如图3所示，不同参数刀具切削，切削力变化明显。因此设计和制备刀具时，应考虑刀具微沟槽参数对切削力的影响。

图3 不同刀具参数切削力变化情况

表3所示为切削力正交试验极差分析，其中K为各因素在3个水平的切削力平均值，R为3个水平切削力平均值的极差，极差值越大，说明该因素为重要影响因素，反之则对试验结果影响较小。由表3极差分析结果可知，各参数对切削力的影响程度依次顺序为刀具前角>沟槽形状>沟槽深度；以刀具切削力为评价指标时取表3中K1、K2、K3的最小值为最优参数组合为梯形微沟槽，沟槽深度4 μm，刀具前角10°。

表3 切削力正交试验极差分析

3.2 不同刀具参数对切削温度的影响

切削加工中产生的切削热主要为刀具前刀面与切屑粘结摩擦产生的热量，刀具温度过高，容易造成刀具磨损，降低刀具使用寿命，影响已加工表面质量。GH4169高温合金在切削过程中因导热系数小，切削区容易集中切削热，形成极高的切削温度[10]。根据表2正交方案完成试验，刀具前刀面温度随时间变化如图4所示，切削过程中平均切削温度最大为425.29 ℃，最小为378.63 ℃，降低了12.3%。

图4 刀具切削温度随时间变化

表4为极差分析结果，微沟槽形状极差最大为64.25，说明刀具前刀面微沟槽形状对切削温度影响最为明显，其主要原因是刀具前刀面与切屑摩擦接触面积减小，散热面积增大，同时微沟槽刀具加工中对切屑进行二次切削，断屑后容易散热。各参数对切削温度的影响顺序依次为微沟槽形状>微沟槽深度>刀具前角，取最优参数组合为梯形沟槽形状，沟槽深度为4 μm，刀具前角为10°，这与切削力的最优选择一致，说明微沟槽形貌有利于降低切削力、切削温度，提高刀具使用寿命。

表4 切削温度正交试验极差分析

3.3 不同刀具参数对加工表面残余应力的影响

切削加工时因受到热应力、机械应力、组织相变等综合因素影响，已加工面表层容易产生残余应力，可使零件发生变形和畸变，残余拉应力可加快工件微小裂纹扩展速率，通过调整切削参数，优化残余应力分布，可有效提高零件表面硬度和疲劳强度，延长零件的使用寿命[11]。图5所示为不同试验方案已加工面表层残余应力分布情况，由图可知，残余应力在工件表层呈先拉应力后逐渐转变压应力，最终压应力趋于0的“勺形”分布规律，这主要是由于GH4169高温合金导热系数小，工件表层温度高于里层，里层深度增加，热效应减弱，机械应力作用引起压应力。方案2已加工表面残余拉应力最大为441.17 MPa，方案5残余拉应力最大为137.79 MPa，应力明显降低，表明刀具槽形及刀具前角对残余应力的分布存在明显影响。

图5 工件表层残余应力分布

图6为各试验方案残余压应力的分布深度，数据显示微沟槽刀具加快了压应力的出现，且增加了切削表层残余压应力分布深度，其主要原因为微沟槽形状减小了刀具前刀面与切屑接触面积及粘结摩擦，使得GH4169高温合金加工时热效应降低，机械效应增加。以残余压应力分布深度为指标，对正交试验结果进行极差分析，微沟槽形状、沟槽深度、刀具前角极差分别为0.049，0.015，0.003，表明刀具前角对残余应力分布影响最小。因此，刀具最优参数组合为矩形沟槽形状、沟槽深度4 μm、刀具前角10°。

图6 残余压应力分布深度

3.4 结果分析与验证

3.4.1优化分析

图7所示为两种刀具切削过程温度变化情况，梯形沟槽升温较快，且最高温度为507.01 ℃，而矩形沟槽最高温度为475.95 ℃，主要原因为矩形沟槽相比于梯形沟槽散热面积大，能够有效提高刀具散热效率。图8为两种刀具切削完成后工件已加工表面残余应力分布情况，数据显示已加工表层残余压应力分布深度为0.085 mm、0.093 mm，矩形沟槽刀具相比于梯形沟槽刀具残余压应力分布深度较大，原因是散热面积大，材料导热系数小，热效应影响明显。

图7 刀具切削温度变化

图8 工件残余应力分布

3.4.2试验验证

在CK6130车床上进行切削试验(如图9所示)，试验制备两种不同微沟槽形状(矩形、梯形)刀具，刀具沟槽深度均为4 μm，刀具前角均为10°，刀具材料为YG8，试验采用9257B型压电式测力仪测量切削力，待切削力变化稳定后，测量提取数据计算平均切削力。切削温度采用红外成像仪FLIR A615测量，设备准确率为±2 ℃，提取其切削稳定后温度。两种刀具切削情况下，切削力平均值、最高切削温度如图10所示，切削力与切削温度变化情况与仿真结果相符，矩形微沟槽由于散热面积大，其切削温度明显低于梯形沟槽；而梯形沟槽由于保证了刀具强度，其切削力相比于矩形沟槽刀具略小。同理，可确定切削温度对残余应力影响较大。

图9 切削试验平台

图10 不同沟槽形状刀具切削力和切削温度对比

结合试验验证结果，以及GH4169高温合金材料特性及应用场合，以切削温度及已加工表层残余应力分布为指标，可得刀具的最优参数组合为矩形沟槽形状、织构深度4 μm、刀具前角10°。

4 结束语

采用正交试验法研究微沟槽刀具切削GH4169高温合金，创新探究微沟槽刀具对切削力、切削温度及已加工表层残余应力分布的综合影响，进而优化了微沟槽刀具参数。主要结论为：切削加工中，微沟槽形状、刀具前角对切削温度、切削力变化影响较大，前角增大，切削力减小，梯形微沟槽有利于降低切削温度。微沟槽形状对已加工表层残余应力分布影响最大，矩形微沟槽刀具有利于降低零件表面残余拉应力，增加残余压应力分布深度。综合考虑微沟槽刀具对切削力、切削温度及残余应力分布的影响，选择最优微沟槽刀具参数组合为矩形沟槽形状、沟槽深度4 μm、刀具前角10°。