激光加熱輔助車削淬硬鋼的白層形成臨界切削速度預測與實驗研究

謝興杰 張小儉

1.華中科技大學數字制造裝備與技術國家重點實驗室，武漢,4300742.華中科技大學機械科學與工程學院，武漢,430074

0 引言

淬硬鋼(硬度大于50HRC)是一種典型的高強度、高硬度、高耐磨性材料[1]，廣泛用于耐磨模具、軸承以及汽車關鍵零部件的制造[2]。近年來針對淬硬鋼精加工的干硬切削技術逐漸取代傳統的磨削技術，但已加工表面仍極易形成的脆硬白層[3]可能導致零部件表層早期的剝離失效和疲勞裂紋的形成，從而嚴重影響零部件的服役性能與表面完整性[4-5]。近年來，學者們對白層形成的定量分析研究(如白層厚度)主要集中于探索不同切削參數[6]、刀具結構參數[7]及刀具磨損[8]對白層形成的影響，很少研究外加能場對白層的影響。筆者采用激光加熱輔助車削(laser-assisted turning，LAT)替代干硬車削來加工淬硬鋼，旨在抑制白層形成，并研究激光功率P、激光光斑半徑R、激光光斑到刀尖點距離L等激光預熱參數對白層形成的影響。

LAT將高功率密度激光束作為熱源在刀具切入之前局部加熱工件，以降低材料的強度與硬度、提高材料的可加工性[9]。國內外學者針對激光加熱輔助切削技術做出了大量的仿真與實驗研究。在LAT有限元仿真研究中，TIAN等[10]對LAT氮化硅陶瓷的加工過程進行了多尺度有限元仿真研究，將激光加熱平均溫度作為工件整體的初始溫度，比較切削力、切屑形態和亞表面完整性的模擬結果與實驗結果，以驗證模型的有效性。GERMAIN等[11]建立LAT有限元模型來模擬切屑的形成，并用溫度場解釋了切削力減小的原因以及殘余應力的分布情況。NASR等[12]對AISI4340鋼材料進行LAT過程的有限元仿真研究，將工件分為切屑層、分離層、基體層，將激光加熱后的恒定溫度分布導入工件的切屑層并作為初始溫度條件進行仿真，將切削仿真結果與實驗結果對比研究了LAT的表面殘余應力規律。LIU等[13]對Ti6Al4V材料進行了激光加熱輔助銑削有限元仿真研究，采用順序熱-力耦合的方法將一系列離散時間步驟下的激光加熱溫度分布作為相應切削加工過程仿真步驟的初始溫度場條件，得到了切削力的變化規律、工件與刀具溫度場的分布，切削力的預測值與實驗值的誤差小于12%，預測精度高。LAT實驗研究中，PANJEHPOUR等[14]對AISI52100淬硬鋼進行激光加熱輔助切削(LAM)實驗研究時發現，提高激光功率能降低比切削能，但進一步提高激光功率會使刀具磨損率增大,LAM與常規切削的實驗結果表明這兩種工況下的白層和顯微硬度的沒有顯著變化。TADAVANI等[15]對Inconel718進行LAT后的試樣進行能譜分析，發現Inconel718的合金元素種類與含量在常規加工和LAT加工后沒有太大區別；常規切削和LAT后的表面掃描電鏡顯微照片證實基體的微觀結構和奧氏體相沒有差異，且常規加工和LAT的表面顯微硬度是相同的。

由上述研究可知，目前針對LAT的研究主要集中在工藝參數對材料切削力、表面粗糙度、刀具磨損的影響，對合金與鋼等材料的LAT表面硬化、殘余應力、微觀組織有少量研究，對淬硬鋼材料表面白層形成影響的研究不足。同時，在有限元仿真研究方面，如何建立精準、高效的LAT過程仿真模型也是目前值得關注的問題。因此，筆者建立激光移動熱源與刀具切削同時加載的熱-力耦合LAT過程有限元仿真模型，并通過仿真結果和白層形成臨界切削速度vwl預測模型計算了奧氏體相變自由能差，研究了不同激光預熱參數(激光功率P、激光光斑半徑R、激光光斑到刀尖點距離L)對vwl的影響。

1 LAT淬硬鋼白層形成臨界速度的建模與預測

LAT淬硬鋼已加工表面臨界速度vwl的建模與預測過程如圖1所示。首先，建立熱-力耦合LAT過程的有限元模型并進行仿真，在后處理中提取切削力和切削溫度。然后，進行LAT實驗，對比切削力和切削溫度的實驗值與預測值來校正有限元模型。校正后，從有限元仿真結果的后處理分析中提取已加工表面的溫度、應力、應變能密度，計算上述三個關鍵因素耦合影響下的奧氏體相變自由能差，并將其與奧氏體相變臨界自由能差作對比，得到vwl。觀察已加工表面的微觀組織，確定是否有白層形成，驗證模型預測的vwl是否準確，并再次對模型進行校正，直至預測準確。

2 熱-力耦合移動LAT的有限元模型

2.1 材料模型與傳熱設置

筆者在ABAQUS軟件上建立有限元模型。工件材料為淬火GCr15軸承鋼(硬度62HRC)，其本構模型為Johnson-Cook(簡稱“J-C”)塑性本構方程[16]：

(1)

式(1)的部分參數取值如表1所示[17]。材料的物理性能參數如表2所示[17]。仿真中，刀具材料為CBN，刀具與工件間的摩擦模型采用庫侖摩擦模型，摩擦因數 0.43；近似認為塑性變形與摩擦功的90%轉換為熱，熱量分配到工件與刀具的占比分別為50%；刀具與工件的接觸面發生熱交換，設置傳熱系數為100 kW/(m2·℃)[18]。在工件的上表面設置與周圍空氣介質的熱輻射與對流傳熱系數88 W/(m2·℃)。

表1 AISI52100(62HRC)的J-C本構模型參數[17]

表2 AISI52100(62HRC)的物理性能參數[17]

2.2 幾何模型與邊界條件

為兼顧模型的準確性及計算效率，建立平面應變二維模型。為使輸出結果穩定，需要讓刀具切削一段距離后再提取結果，因此將工件設置成長方形，尺寸為1 mm×5 mm。分析步的類型設置為“動力，溫度-位移，顯示”。選用平面應變四節點線性熱-力耦合減縮積分四邊形(CPE4RT)單元作為網格單元，對剪切區域采用自適應網格控制，不設置分離層，采用拉格朗日網格調整方法來保證有限元模型的可靠性。為在確保計算精度的同時提高計算效率，設置刀具與工件接觸區域網格密度較大(網格尺寸約2 μm)，其他區域網格劃分的密度較小(網格尺寸約40 μm)，工件劃分后的單元總數為14 533。刀具模型與實際加工刀具一致，采用負前角刀具模型，前角γ=-6°，切削刀刃圓弧半徑為0.09 mm，不考慮后刀面磨損。刀具劃分后的單元總數為1293。將刀具綁定為剛體，設置其沿水平方向勻速前進，底部完全固定。設置刀具與工件模型的初始溫度為25 ℃。在工件上表面加載一個移動表面熱流，由用戶子程序VDFLUX定義。

2.3 移動熱源模型

所用激光器的光束為半導體基模高斯激光束，該激光束輻照到表面上的能量密度為

(2)

式中，AL為材料對激光的吸收率；r為到光斑中心距離。

利用Fortran語言編寫VDFLUX移動熱源子程序，在程序中可設置材料對激光的吸收率、激光功率、激光光斑半徑、激光移動軌跡與移動速度等參數，從而在ABAQUS中實現LAT過程仿真(移動激光熱源與刀具同時、同速加載)。

為研究激光功率P、激光光斑半徑R、激光光斑到刀尖點距離L等預熱參數對車削淬硬鋼vwl的影響，設置切削深度ap=0.2 mm；切削速度v為30～70 m/min,激光功率P為0～600 W;激光光斑半徑R為0.5～0.9 mm；激光光斑到刀尖點距離L為5～15 mm。

本文建立的LAT有限元模型如圖2所示。移動熱源模型可在二維、三維切削仿真中通用，圖3為部分仿真結果云圖。

圖2 LAT有限元模型Fig.2 Finite element model of LAT

(a)二維正交切削 (b)三維正交切削

3 淬硬鋼已加工表面白層形成臨界切削速度的預測

基于奧氏體相變過程自由能變化原理，以及切削過程中的切削溫度、 應力和應變對自由能的影響規律，參考白層形成的相變自由能差模型[19]，對不同切削條件下的vwl進行預測。

在常規干硬切削下，某一相摩爾焓與摩爾熵的關系為[19]

(3)

(4)

式中，Cp(T)為摩爾定壓熱容，J/(mol·K)；H(298K)為298K的摩爾焓；S(298K)為298K的摩爾熵；Tsur為已切削表面峰值溫度，K。

激光加熱輔助切削中，工件材料先受激光加熱升溫，再經過切削作用升溫。若忽略將被切除材料因激光加熱而發生的相變，則某一相摩爾焓與摩爾熵的表達式變為

(5)

(6)

式中，Tpre為刀具切入前剪切區的預熱溫度。

可以看到，式(5)、(6)與式(3)、(4)是一致的，說明切削深度超過激光導致的相變層厚度時，該溫度影響下的奧氏體相變自由能差模型適用于激光加熱輔助切削工況。

溫度影響下的奧氏體相變自由能差模型為

(7)

應力應變對白層形成過程中的自由能變化會產生影響。引入激光預熱產生的工件內部熱應力[19]，應力影響下的奧氏體相變自由能差模型為

(8)

式中，p為切削過程中已加工表面承受來自刀具的壓應力，Pa；p0為大氣壓力；ppre為激光加熱輔助切削中，預熱產生的工件內部熱應力。

由于切削過程產生的壓應力極大，而大氣壓對自由能的影響極小，因此可假設p0=0。另外，p-ppre可從有限元仿真結果中提取。

物體受外力作用后產生形變，外力所做的功轉變為應變能儲存在物體內部。當外力逐漸減小時，由彈性變形引起的應變儲能被釋放，為相變提供驅動力。從有限元仿真結果中提取的應變能密度W單位為mJ/mm2，而相變自由能差單位為J/mol，將基體組織假設為純鐵，則 1 mJ/mm2=7.377 J/mol。由此，白層形成過程中提供的奧氏體相變自由能差為

(9)

KHODABAKHSHI等[20]利用差示掃描量熱儀對碳鋼相變過程的自由能變化量進行了測量，發現碳鋼奧氏體轉變所需自由能即奧氏體相變的臨界相變自由能差為 1156 J/mol。若預測模型計算得到的奧氏體相變自由能差大于奧氏體相變的臨界相變自由能差，則認為形成白層，反之，不形成白層。

為得到不同工藝參數下的奧氏體相變自由能差，需要從有限元仿真結果中提取已加工表面的切削溫度、應力與應變能密度，并代入奧氏體相變自由能差模型進行計算。由于工件已加工表面的最高溫度點在刀尖點下方，所以數據提取網格選取在此處，如圖4所示。

(a)已加工表面應力場及數據提取網格

4 激光加熱輔助車削與白層觀測實驗

LAT實驗中，工件材料為GCr15軸承鋼，將工件加熱到850 ℃，保溫2 h，用65 ℃機油淬火，熱處理后的工件硬度為62HRC，工件為直徑95 mm、壁厚15 mm的圓筒狀試件，切削方式為車外圓，GCr15淬硬鋼的化學成分如表3所示。

表3 GCr15 淬硬鋼的化學成分(質量分數)

刀具選用CBN機夾式刀片，前角-6°，后角6°。激光器選擇的是創鑫公司HDLS 系列的連續半導體激光器，發射激光光束的工作波長為915 nm，最大激光功率為1000 W；利用Kistler 9257B三向測力儀與紅外測溫儀分別測量切削力與剪切區溫度，通過測得的切削力與切削溫度校正有限元模型。搭建的切削平臺如圖5所示。采用相同的切削參數，進行3次切削實驗，取3次切削力與切削溫度的平均值作為實驗測量數據。

圖5 LAT平臺Fig.5 LAT platform

切削完成后對工件進行線切割，然后將試件進行鑲嵌、研磨、拋光，直至表面無明顯劃痕。用體積分數4%的硝酸酒精溶液對已加工表面的截面進行腐蝕直至呈灰色，然后迅速沖洗、吹干，使用基恩士VK-X200K408激光共聚焦顯微鏡觀察表面微觀組織。

5 有限元模型的驗證

利用熱電偶[21]與本文建立的有限元模型標定GCr15淬硬鋼材料對915 nm波長激光的吸收率，結果為0.36。利用LAT實驗所測得的切削力與切削溫度對有限元模型進行驗證。工藝參數取激光功率P=200 W，激光半徑R=0.5 mm，激光光斑到刀尖點距離L=15 mm，切削深度ap=0.2 mm，進給量f=0.1 mm/r，切削速度v分別為40 m/mi、50 m/mi、60 m/min，每次切削前保證工件已冷卻至室溫。主切削力預測值與實驗值的對比如圖6所示，仿真結果與實驗結果之間的誤差分別為6.54%、5.28%、4.20%，誤差較小，說明切削力預測模型的有效性。

圖6 切削力的預測值與實驗值Fig.6 Predicted value and experimental value ofcutting forces

在上述切削工藝參數下，剪切區溫度的預測值與實驗值如圖7、圖8所示。切速為40 m/min、50 m/min、60 m/min時，預測值與實驗值之間的誤差分別為8.79%、9.89%、9.93%，誤差稍大的原因是工件整體存在熱累積效應，激光在工件表面持續輻照產生的熱量會向工件內部傳導，導致實驗條件下的剪切區溫度偏高。

(a)v=40 m/min

圖8 切削溫度的預測值與實驗值Fig.8 Predicted value and experimental ralue ofcutting temperature

結合上述有限元模型與vwl預測模型，將常規切削過程與激光加熱輔助切削過程(P=200 W、R=0.5 mm、L=15 mm、ap=0.2 mm、f=0.1 mm/r)中不同切削速度下所得的已加工表面奧氏體相變自由能差與奧氏體臨界相變自由能差進行對比，如圖9所示，相變臨界自由能差1156 J/mol下的vwl不會形成白層，反之形成白層。交點對應的切削速度為預測的vwl，采用線性擬合方法確定常規切削下的vwl為46 m/min，激光加熱輔助切削下的vwl為35.5 m/min、53.0m/min。預測結果與實驗觀測結果如圖10所示。

(a)常規切削

如圖10所示，常規切削下，切削速度為50 m/min、60 m/min時，淬硬鋼已加工表面產生白層；切削速度為30 m/min、40 m/min時，已加工表面未形成白層。在激光加熱輔助切削下，切削速度為30 m/min、40 m/min、60 m/min時，淬硬鋼已加工表面產生白層；切削速度為50 m/min時，已加工表面未形成白層。40 m/min下的白層預測有誤差，可能是因為實際加工中工件整體存在熱累積效應，導致剪切區溫度偏大而形成了白層。對比結果表明本文有限元模型與vwl預測模型準確。

(a)v=50 m/min，有白層(b)v=40 m/min，無白層

6 激光預熱參數對白層形成臨界切削速度的影響

由vwl預測模型可知，切削溫度、應力、應變均會對白層形成產生影響，而LAT過程中的激光功率、激光光斑大小、激光光斑與刀尖點的距離等均會對切削過程的切削溫度、應力、應變分布產生影響，從而對vwl產生影響。基于此，本節對激光預熱參數對vwl的影響規律進行分析與討論。

6.1 激光功率的影響

圖11所示為不同激光功率下的奧氏體相變自由能差隨切削速度的變化規律。由圖11可知，LAT下的奧氏體相變自由能差先減小后增大，在激光功率為200 W的條件下，臨界速度上下限分別為53.0 m/min與35.5 m/min，切削速度高于上限或低于下限均會形成白層，其上限較常規切削有所增大。較低切削速度下，激光對工件的輻照時間更長，工件表面單位面積吸收的激光能量更大，因此剪切區溫升更明顯。雖然應力與應變能密度同時均減小，但本模型的奧氏體相變自由能差受溫度影響較大，因此在低切削速度(30 m/min)下，奧氏體相變自由能差超過臨界值，工件已加工表面會形成白層。中等切削速度(40 m/min、50 m/min)下，激光熱源的加入軟化了材料，減少了切削時刀具與工件相互作用產生的熱量與應變能密度、降低了應力；在激光與切削的共同作用下，剪切區溫度低于常規切削時的剪切區溫度，因此奧氏體相變自由能差減小。較高切削速度(60 m/min、70 m/min)下，刀具與工件相互作用產生的熱量大，剪切區溫度變高，奧氏體相變自由能差大于臨界值。在較高激光功率(400 W、600 W)下，激光加熱的作用過強，各個切削速度剪切區下的溫度都大幅增加，奧氏體相變自由能差大于臨界值。因此，如果要在LAT中避免工件已加工表面形成白層，就應當避免采用較大激光功率及較低或較高的切削速度。

圖11 不同激光功率的奧氏體相變自由能差(R=0.5 mm,L=15 mm)Fig.11 Free energy difference of austenitic transformationunder different laser power(R=0.5 mm,L=15 mm)

6.2 激光光斑半徑的影響

圖12所示為不同激光光斑半徑下的奧氏體相變自由能差隨切削速度的變化規律。由圖12可知，在激光光斑半徑為0.5～0.9 mm時，奧氏體相變自由能差均為先減小后增大。激光半徑為0.5 mm、0.7 mm、0.9 mm時，不形成白層的切削速度區間分別為[35.5,53.0]m/min、[28.0,54.1]m/min、[24.7,57.4]m/min。隨著激光光斑半徑的增大，臨界速度的上限增大、下限減小，臨界速度范圍增大。隨著激光光斑半徑的增大，激光功率密度降低，工件表面的溫升與溫升速率降低；同時，由于激光光斑面積增大，與工件表面的相互作用時間變長，因此工件表層受熱更加均勻。在較低切削速度下，激光光斑半徑的增加削弱了激光預熱作用，剪切區整體溫度下降，vwl下限減小。同理，在較高切削速度下，激光光斑半徑的增大使工件受熱更均勻且剪切區整體溫度下降，因此vwl上限增大。因此適當地增大激光光斑的半徑可以擴大vwl的范圍，但可能導致激光加熱效果不佳、工件受熱不足。

圖12 不同激光光斑半徑的奧氏體相變自由能差(P=200 W,L=15 mm)Fig.12 Free energy difference of austenite transformationunder different laser spot radius(P=200 W,L=15 mm)

6.3 激光光斑到刀尖點距離的影響

圖13所示為不同激光光斑到刀尖點距離L的奧氏體相變自由能差隨切削速度的變化規律。由圖13可知，L為5～15 mm時，奧氏體相變自由能差均先減小后增大。L為5 mm、10 mm、15 mm時，不形成白層的切削速度區間分別為[38.2,56.9]m/min、[35.5,53]m/min、[36,54.8]m/min。隨著L的增大，臨界速度的上限和下限均減小，臨界速度范圍整體下移。隨著L的增大，熱影響區更深但剪切區溫度更低。切深較小時，可減小激光光斑到刀尖點的距離，充分利用激光預熱帶來的熱量；切深較大時，應適當增大激光到刀尖點的距離，保證熱影響區覆蓋剪切區。

圖13 不同激光光斑到刀尖點距離的奧氏體相變自由能差 (P=200 W,R=0.5 mm)Fig.13 Free energy difference of austenite transformationunder different distance between laser spot and tool tip (P=200 W,R=0.5 mm)

6.4 LAT與常規切削的表面白層形成臨界切削速度

由上述研究結果分析，優選出一組激光預熱參數(P=200 W，R=0.9 mm，L=5 mm)，在該組預熱參數下，切削表面vwl的提高相對于常規切削最為明顯。在本文工況下，常規切削下的vwl為46 m/min，LAT下(P=200 W，R=0.9 mm，L=5 mm)的vwl上限為58 m/min，提高了26.09%，如圖14所示，說明LAT在合適預熱參數下可有效改善淬硬鋼已加工表面白層形成問題。

圖14 常規切削與LAT (P=200 W，R=0.9 mm，L=5 mm)的奧氏體相變自由能差Fig.14 Free energy difference of austenite transformationbetween conventional cutting and LAT (P=200 W,R=0.9 mm,L=5 mm)

7 結論

(1)本文建立了熱-力耦合移動激光加熱輔助切削過程有限元仿真模型。利用VDFLUX用戶子程序實現了LAT過程仿真(激光熱源與刀具同時同速加載)、常規切削仿真(只加載刀具速度)、激光熱影響溫度場仿真(只加載激光熱源)，通過對比實驗驗證了有限元模型的準確性。

(2)基于溫度、應力、應變多因素耦合影響下的白層形成臨界切削速度預測模型提取仿真結果中的溫度、應力、應變能密度，得到了白層形成的臨界切削速度。與白層微觀組織觀測實驗的對比驗證了白層形成臨界切削速度預測模型的準確性。

(3)研究分析了激光預熱參數(激光功率P、激光光斑半徑R、激光光斑與刀尖點距離L)對白層形成臨界切削速度的影響。結果表明：①P為200～600 W時，降低激光功率能減小奧氏體相變自由能差，較高激光功率更易形成白層；②R為0.5～0.9 mm時，增大激光光斑半徑能提高白層形成的臨界切削速度；③L為5～15 mm時，減小激光光斑到刀尖點的距離能提高白層形成的臨界切削速度。

(4) 在優選的激光預熱參數(P=200 W，R=0.9 mm，L=5 mm)下，切削表面白層形成臨界切削速度的提高相對于常規切削最為明顯，提高了約26.09%，說明LAT在合適預熱參數下可有效改善淬硬鋼已加工表面白層形成問題。