Ti6Al4V鈦合金切削性能模擬及響應面分析

陳舜青，董小偉

(上海應用技術大學機械工程學院，上海 201418)

0 前言

Ti6Al4V鈦合金由于其耐高溫、耐腐蝕、比強度高的特點被廣泛使用于航天航空、船舶制造等工業領域。與此同時，鈦合金化學活性大、導熱系數小、難加工的缺點也成為影響鈦合金加工的主要因素，進而使得它對加工刀具和加工環境的要求較為嚴格。因此，通過選擇合適的PCD刀具參數來降低切削力、切削溫度、減少刀具磨損進而提高鈦合金加工效率是丞需解決的問題。

王永鑫和張昌明通過單因素鉆削試驗研究了各加工參數對軸向力的影響，并采用響應面優化試驗得出了鈦合金鉆削加工的最優加工參數組合。李寶棟等建立二維切削仿真模型以及二次響應面模型，研究了切削參數對切削溫度的影響。張建飛等利用AdvantEdge切削仿真軟件建立三維仿真模型，研究了刀具幾何參數對切削力的影響，并建立一階響應面數學模型實現對切削力的預測。響應面優化法是通過試驗數值，針對多個因素來擬合響應面解決線性或非線性數據處理的相關問題，具有試驗次數少但結果準確性高的特性。

本文作者基于ABAQUS模擬仿真軟件建立切削仿真模型進行PCD刀具精車加工Ti6Al4V鈦合金仿真分析，得到不同PCD刀具參數下的切削力和刀尖溫度，并通過響應面分析建立刀具參數(前角、后角、鈍圓半徑)的切削力和刀尖溫度二次響應面數學模型，分析刀具參數對切削力和刀尖溫度的影響，獲取最優刀具參數組合，降低刀具磨損的同時提高了鈦合金加工效率。

1 有限元模型及試驗方法

采用ABAQUS有限元仿真軟件建立3D仿真模型，保證工件不動，以刀具向左運動的方式進行仿真分析，切削仿真模型如圖1所示。工件材料選取Ti6Al4V鈦合金，刀具材料選用聚晶金剛石(PCD),并且采用Johnson-Cook模型來描述工件和材料的本構關系。工件及刀具網格采用四面體單元，為提高仿真精度，對刀尖以及工件被切削部分進行網格加密，刀具及工件的最小網格大小為0.025 mm。切削參數采用精車外圓工藝參數，其中切削速度為100 m/min,進給量為0.15 mm/r,背吃刀量為0.15 mm，初始溫度為20 ℃。

圖1 切削仿真模型

響應面模型采用中心復合設計取點法，響應因素為3個，分別為刀具前角、后角以及鈍圓半徑。建立三因素五水平中心復合試驗設計表，如表1所示。響應指標為切削力和刀尖溫度，響應指標值選取切削過程中穩定階段的平均切削力和最大刀尖溫度，并進行二次響應面模型分析。

表1 仿真試驗因素水平

2 響應面模型建立

2.1 試驗方案及仿真結果

將響應因素和響應指標導入Design-Expert軟件，自動生成20組試驗方案，試驗方案和仿真結果如表2所示。

表2 試驗方案及仿真結果

2.2 建立切削力二次響應面模型

對表2中的切削力仿真結果進行二次響應面回歸分析，得到PCD刀具精車Ti6Al4V鈦合金切削力的二次多項式回歸方程為

=257.053 99-4.108 21-4.428 444+

190.065 92+0.466 67·-74.270 83·-

(1)

式中：為切削力的擬合值。

如果在二次響應面模型方差分析中≤0.05，則說明響應指標(切削力、切削溫度)和響應因素(前角、后角、鈍圓半徑)的回歸關系是顯著的；如果≤0.01，說明回歸關系極其顯著；如果>0.05，說明回歸關系不顯著，二次響應面模型及回歸方程不能使用。

切削力響應面模型方差分析結果如表3所示，可知：切削力模型擬合效果極顯著(<0.000 1)，且失擬項不顯著，能夠有限預測刀具參數對切削力的影響。響應因素前角、鈍圓半徑的值均小于0.01，后角的值小于0.05，說明各響應因素的擬合效果顯著且鈍圓半徑對切削力影響最大，前角次之，后角對切削力的影響最小。

表3 切削力響應面模型方差分析

2.3 建立刀尖溫度二次響應面模型

對表2中的刀尖溫度仿真結果進行二次響應面回歸分析，得到PCD刀具精車Ti6Al4V鈦合金刀尖溫度的二次多項式回歸方程為

(2)

式中：為刀尖溫度的擬合值。

刀尖溫度響應面模型方差分析結果如表4所示，可知：刀尖溫度模型擬合效果極顯著(<0.01)，且失擬項不顯著，能夠有限預測刀具參數對刀尖溫度的影響。響應因素中前角、鈍圓半徑的值均小于0.05，后角的值小于0.01，說明各響應因素的擬合效果顯著且后角對刀尖溫度影響最大，前角次之，鈍圓半徑對刀尖溫度的影響最小。

表4 刀尖溫度響應面模型方差分析

3 響應面結果分析

基于切削力、刀尖溫度的二次響應面數學模型，控制單一響應因素不變，研究其余響應因素對切削力和刀尖溫度的影響，得到切削力和刀尖溫度的3D響應曲面，分別如圖2、圖3所示。

3.1 刀具參數對切削力的影響

由圖2(a)可知：前角增大和后角減小都會使切削力降低，但通過對比前角和后角圖形的陡峭程度可知，前角對切削力的影響明顯大于后角。這主要是因為前角增大，相應的剪切角增大，工件被切部分切削變形減少，切屑沿前刀面的摩擦阻力減小，使得切削力隨之減小。刀具后角對切削力的影響很小，刀具后角的主要作用是降低刀具后刀面與工件已加工表面和過渡面之間的摩擦力，因此隨著刀具后角的增大，切削力存在小幅度的下降。

由圖2(b)(c)可知：鈍圓半徑對切削力的影響遠大于前角和后角對切削力的影響，與表3中各響應因素所對應的值相吻合，即鈍圓半徑的值最小，前角次之，后角值最大。切削力隨著鈍圓半徑的增加逐漸增大，當PCD刀具精車Ti6Al4V鈦合金工件時，增加鈍圓半徑可使得參與切削的刀尖變鈍，被加工部分的塑性變形以及與前刀面的摩擦隨之增大，切削力上升。

圖2 雙因素交互對切削力的影響

3.2 刀具參數對刀尖溫度的影響

由圖3(a)可知：后角對刀尖溫度的影響遠大于前角，并且隨著前角與后角的增大刀尖溫度逐漸增大。這是因為后角越大，刀具切削刃越鋒利，刀體體積減小，嚴重影響刀具的散熱性能，導致刀尖溫度上升。前角越大，刀體越薄，導熱性能越差，使得刀尖溫度隨之上升。由圖3(b)(c)可知：相比于前角與后角，鈍圓半徑對刀尖溫度的影響最小，與表4中各響應因素所對應的值相吻合，即后角的值最小，前角次之，鈍圓半徑值最大。刀尖溫度隨鈍圓半徑的增大先減小后增大，因為當刀具鈍圓半徑逐漸增大時，刀尖的散熱性能隨之提升，進而使得刀尖溫度下降。但當鈍圓半徑過大導致切削力過大時，刀尖變鈍所增加的散熱能力不足以抵消由于切削力過大帶來的溫度上升，進而導致溫度繼續上升。

圖3 雙因素交互對刀尖溫度的影響

3.3 響應面優化結果

通過Design-Expert軟件分析求解得，當PCD刀具前角=12°、后角=7°和鈍圓半徑=0.04 mm時，得到的切削力和刀尖溫度的擬合值最小，分別為226.6 N和292.8 ℃，可取性達到98%。因此，PCD刀具精車加工Ti6Al4V鈦合金時，選取最優刀具參數組合為前角=12°、后角=7°和鈍圓半徑=0.04 mm，可有效降低切削力和刀尖溫度，提高刀具壽命以及鈦合金加工效率。

4 試驗驗證

為驗證仿真過程中切削力和刀尖溫度的準確性以及優化刀具參數的優越性，選取3組刀具參數進行仿真分析及試驗驗證，分別為常用組、對比組以及優化組，各組刀具參數如表5所示。

表5 刀具參數及優化結果

精車加工試驗中機床采用沈陽機床股份有限公司生產的CM614OA臥式車床，測力儀采用YDCB-Ⅲ25壓電石英測力儀，熱像儀采用巨哥電子生產的MAG31在線式熱像儀。加工工件為Ti6Al4V鈦合金棒料，尺寸為30 mm×200 mm，刀具采用3組不同刀具參數的PCD刀具。切削參數采用精車外圓工藝參數，其中切削速度為100 m/min,進給量為0.15 mm/r,背吃刀量為0.15 mm。車削試驗如圖4所示。

圖4 車削試驗

由表5可知：優化組切削力和刀尖溫度仿真值與擬合切削力的誤差絕對值為1.45%，擬合刀尖溫度的誤差絕對值為2.02%，誤差在允許范圍內，響應面優化后所得的切削力和刀尖溫度的擬合值可靠。通過對比3組車削試驗結果與切削仿真結果可知，切削力以及刀尖溫度的仿真值都比試驗值大，這主要是由于仿真時Ti6Al4V鈦合金的Johnson-Cook損傷參數中的破壞位移比試驗中的鈦合金棒料參數偏大，進而導致切削力和刀尖溫度的仿真值偏大，但誤差控制在10%以內，充分證明了車削模擬仿真分析的可靠性。優化組的切削力和刀尖溫度試驗值相較于常用組分別降低了4.94%和5.27%，相較于對比組分別降低了23.35%和4.79%，充分說明了優化后刀具參數的優越性。采用優化后的刀具參數能夠有效降低切削力和切削溫度，延長刀具使用壽命的同時可提升鈦合金切削加工效率。

5 結論

通過切削仿真試驗和響應面模型分析法研究了PCD刀具精車Ti6Al4V鈦合金工件時刀具參數對切削力和刀尖溫度的影響，得出如下結論：

(1)刀具鈍圓半徑對切削力影響最大，并且切削力隨鈍圓半徑增大而增大，前角次之，后角對切削力影響最小；

(2)刀具后角對刀尖溫度影響最大，刀尖溫度隨后角的增大逐漸增大，前角次之，鈍圓半徑對刀尖溫度的影響最小；

(3)PCD刀具精車Ti6Al4V鈦合金工件時最優刀具參數組合為前角=12°、后角=7°和鈍圓半徑=0.04 mm。

(4)響應面模型分析法在分析復雜的多工藝目標時，試驗次數少、準確性高，能夠極大地提高分析效率。