定向內(nèi)冷車刀及其切削性能

彭銳濤 降皓鑒 唐新姿 張 珊

1.湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湘潭，4111052.中國航發(fā)湖南南方宇航工業(yè)有限公司，株洲，412002

0 引言

鎳基高溫合金以其優(yōu)良的力學(xué)性能和較強(qiáng)的抗氧化、耐高溫特性,廣泛應(yīng)用于航天飛行器的關(guān)鍵零部件。鎳基高溫合金強(qiáng)度高、導(dǎo)熱性差，在切削時(shí)通常產(chǎn)生較高的切削溫度，容易導(dǎo)致工件發(fā)生熱變形和表面燒傷，影響加工表面完整性[1]，為降低高溫對加工造成的不利影響，通常采用澆注冷卻液的方式進(jìn)行冷卻和潤滑。然而，傳統(tǒng)澆注冷卻方式下冷卻液壓力較低、滲透能力較差，難以進(jìn)入切削區(qū)域進(jìn)行有效冷卻，且隨著切削速度的增大，澆注冷卻效果顯著降低，切削效率受到限制[2],因此，探索新的高效換熱技術(shù)，增強(qiáng)冷卻液在切削區(qū)的換熱效率，對提高鎳基高溫合金的加工效率和表面質(zhì)量具有重要意義。

為克服傳統(tǒng)冷卻的問題，國內(nèi)外研究人員對切削冷卻技術(shù)進(jìn)行了大量研究，如微量潤滑[3]、低溫冷卻[4]、熱管冷卻[5]等方法，這些冷卻技術(shù)在切削加工過程中起到了較好的冷卻和潤滑效果，但存在諸如不能充分冷卻切削區(qū)域、成本較高、技術(shù)復(fù)雜和難以有效地清除切屑等缺點(diǎn)。為進(jìn)一步提高冷卻效果，刀具內(nèi)冷卻方法成為一種有效的探索。ANTON等[6]采用內(nèi)冷卻方法對C45E合金鋼進(jìn)行了切削試驗(yàn)，結(jié)果表明：內(nèi)冷卻方法能夠較好地降低切削溫度和減少刀具的磨損。FERRI等[7]設(shè)計(jì)了一種基于微流道刀片的內(nèi)冷卻刀具系統(tǒng)，其車削實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，內(nèi)冷卻方式能有效控制刀-屑接觸區(qū)域的切削溫度，提高切削效率。LI等[8]采用拓?fù)鋬?yōu)化和計(jì)算流體動力學(xué)方法設(shè)計(jì)了內(nèi)冷車刀的流道結(jié)構(gòu)，結(jié)果表明采用拓?fù)鋬?yōu)化流道的內(nèi)冷車刀能夠有效降低切削區(qū)域的溫度。MINTON等[9]采用一種內(nèi)冷卻車刀進(jìn)行車削試驗(yàn)，對比研究了內(nèi)冷卻方式和干切削條件下切削溫度分布和刀具磨損情況，結(jié)果表明內(nèi)冷卻方式是改善切削過程冷卻潤滑狀態(tài)的有效途徑。

通過分析和總結(jié)前人的研究思路，筆者設(shè)計(jì)制備了一種定向內(nèi)冷車刀，將加壓冷卻液從刀具內(nèi)部定向輸送至切削區(qū)域進(jìn)行冷卻潤滑。開展了鎳基高溫合金GH4169的切削試驗(yàn)，研究了冷卻條件對切削力、切削溫度、工件表面粗糙度和表面微觀形貌的影響。

1 定向內(nèi)冷車刀的設(shè)計(jì)與制備

1.1 刀具總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

鎳基高溫合金切削過程中，工件材料發(fā)生強(qiáng)烈的塑性變形，會產(chǎn)生大量的切削熱。而高溫合金導(dǎo)熱性差，傳入工件的熱量集中在切削區(qū)域，容易造成加工表面的燒傷。傳統(tǒng)冷卻方式將大量冷卻液澆注在刀具與工件的接觸區(qū)域，然而冷卻液滲透到切削區(qū)域的能力較弱，無法實(shí)現(xiàn)有效的冷卻和潤滑。為提高冷卻液的換熱效率，筆者考慮將冷卻液經(jīng)外部加壓后注入刀具內(nèi)部，經(jīng)刀頭微流道從內(nèi)向外以較高的流速和壓力定向噴射至切削刃，對切削區(qū)域進(jìn)行有效的冷卻和潤滑。此外，定向噴射的冷卻液可有效清除切屑，防止其冷焊到工件上或纏繞在刀具周圍。

圖1 定向內(nèi)冷刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖Fig.1 Structural design of the directional interna l cooling tool

圖2 內(nèi)冷刀具微流道示意圖Fig.2 Structure of the micro-channels of the tool

本文提出的定向內(nèi)冷式車刀結(jié)構(gòu)如圖1所示。冷卻液入口位于刀具末端，車刀刀桿內(nèi)部為空心腔體。在刀頭位置布置兩條對稱的冷卻液微流道，噴口位于刀具后刀面和副后刀面兩側(cè)，噴口的中心線交匯于刀尖，如圖2所示。工作時(shí)，冷卻液加壓后從刀柄尾端注入刀桿內(nèi)部腔體，在高壓作用下經(jīng)微流道分別從后刀面和副后刀面噴口定向噴射至切削區(qū)域，達(dá)到冷卻和潤滑的目的。刀柄處入口壓力通過外置的加壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)，從而有效控制噴口處冷卻液的壓力和流速。

1.2 內(nèi)冷卻微流道的設(shè)計(jì)

冷卻液流道是內(nèi)冷刀具的基本結(jié)構(gòu)，其噴射方向?qū)Φ毒叩睦鋮s效果有較大影響。當(dāng)冷卻液只噴射在刀具前刀面時(shí)，換熱效率較差，刀具磨損情況較為嚴(yán)重；當(dāng)冷卻液噴射至刀具后刀面或前后刀面時(shí)，冷卻散熱效率較高，刀具磨損情況得到緩解[10]。因此，本文將微流道噴口對稱布置在刀具主后刀面、副后刀面上，冷卻液由刀具后刀面定向噴射至刀尖，以取得較好的換熱效果。

此外，微流道的直徑大小顯著影響冷卻液的流動特性。COURBON等[11]研究發(fā)現(xiàn)，車削Inconel 718鎳基高溫合金時(shí)，流道直徑對切削力、刀具切屑接觸長度、切屑形態(tài)和加工表面粗糙度有較大影響。這是由于在相同的入口壓力下，不同流道直徑大小使冷卻液的噴射速度和壓力發(fā)生變化，而冷卻液速度和壓力不足時(shí)冷卻液難以滲入切削區(qū)域[12]。為探究微流道直徑對定向內(nèi)冷車刀換熱效率的影響，本文采用FLUENT軟件建立定向內(nèi)冷車刀的流固耦合模型，對刀具的流場與溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析微流道直徑和冷卻液入口壓力對噴口出口速度、出口壓力和刀具溫度的影響規(guī)律，進(jìn)而優(yōu)化流道結(jié)構(gòu)。

1.2.1仿真模型的建立

圖3 仿真幾何模型Fig.3 Geometric model of the numerical analysis

定向內(nèi)冷車刀流固耦合仿真的幾何模型如圖3所示，固體域由刀桿、刀墊、刀片等組成。為提高網(wǎng)格質(zhì)量，保證模擬計(jì)算的精度與計(jì)算效率，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于冷卻液在流道壁面附近具有較大的速度梯度和較高的湍流強(qiáng)度[13]，故在流-固交界面對網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，劃分邊界層網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 冷卻液入口、出口處邊界層網(wǎng)格Fig.4 The inflated mesh at the coolant inlet and outlet

為評估不同微流道結(jié)構(gòu)下冷卻液的換熱效率，建立定向內(nèi)冷車刀的溫度場模型，如圖5所示。切削過程中，刀具承受的熱載荷主要來源于剪切面上切屑的塑性變形及刀具與切屑的摩擦作用，在刀具前刀面形成復(fù)雜的溫度場。由于導(dǎo)入刀具的熱通量高度局部化且集中在前刀面上的刀-屑接觸區(qū)域，通常在前刀面上設(shè)置均勻矩形熱源以模擬實(shí)際的切削狀態(tài)。HADAD等[14]在前刀面設(shè)置具有均勻熱流密度的矩形熱源，建立了切削溫度的解析模型。SHU等[15]基于均勻矩形熱源理論，采用有限元方法分析刀具溫度場分布，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小?；谝陨蠈W(xué)者的研究，筆者在前刀面刀尖處設(shè)置均勻分布的矩形熱源，進(jìn)行刀片溫度場的流固耦合分析。其中，熱源的邊長L設(shè)定為0.5 mm，熱流密度為65 W/mm2。模型主要材料參數(shù)如表1所示。

圖5 內(nèi)冷車刀溫度場模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of the therma l analysis model

參數(shù)冷卻液刀片材料水基半合成切削液SiAlON質(zhì)量熱容 (J/(kg·K))4 182670黏度(Pa·s)0.001密度(kg/m3)1 0003 200熱導(dǎo)率(W/(m·K))0.625

考慮到流道的加工難度和對刀具的剛度及動態(tài)性能的影響，確定微流道直徑D的選取范圍為1 ～ 3 mm，模擬微流道直徑為1 mm、1.5 mm、2 mm、2.5 mm和3 mm時(shí)的散熱效果。刀柄冷卻液入口定義為壓力入口邊界條件，設(shè)定入口壓力pin分別為0.25 MPa、0.5 MPa、0.75 MPa、1 MPa和1.25 MPa。冷卻液噴口處環(huán)境壓力為大氣壓，環(huán)境溫度定義為25 ℃。

1.2.2仿真結(jié)果分析

圖6 冷卻液流線示意圖Fig.6 Streamline plot of the sprayed cutting fluid

(a)噴口1速度 (b)噴口1壓力

(c)噴口2速度 (d)噴口2壓力圖7 出口速度、壓力分布云圖(pin=0.5 MPa，D=2 mm)Fig.7 Velocity contours of the outlet(pin=0.5 MPa，D=2 mm)

(a)噴口1

(b)噴口2圖8 冷卻液出口速度隨微流道直徑的變化曲線Fig.8 Effect of micro-channel diameter on th e outlet velocity

(a)噴口1

(b)噴口2圖9 冷卻液出口壓力隨微流道直徑的變化曲線Fig.9 Effect of micro-channel diameter on th e outlet pressure

定向內(nèi)冷車刀微流道噴口噴射出的冷卻液流線分布如圖6所示，冷卻液經(jīng)刀具后刀面定向噴射至刀尖進(jìn)行冷卻及潤滑，流動方向高度集中。提取冷卻液在微流道噴口截面的速度、壓力分布云圖，見圖7，受到壁面摩擦阻力影響，冷卻液流速由微流道中心向壁面沿梯度下降，流速較大的位置具有較大的壓力。不同入口壓力條件下冷卻液最大出口速度隨微流道直徑的變化如圖8所示。隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度呈先增大后減小的趨勢，當(dāng)微流道直徑D為2 mm時(shí)，出口速度達(dá)到最大值。圖9顯示了不同入口壓力條件下微通道直徑對冷卻液最大出口壓力的影響規(guī)律，出口壓力與出口速度呈現(xiàn)相同的變化趨勢。當(dāng)微流道直徑為2 mm時(shí)，冷卻液的流速和壓力達(dá)到最大值，此時(shí)刀具具有最好的冷卻效果。此外，當(dāng)微流道直徑不變時(shí)，隨著入口壓力的增大，噴口處冷卻液的流速和壓力均增大。因此，可考慮增大冷卻液的供液壓力，以提高刀具的換熱效果。

(a)D=1 mm (b)D=1.5 mm

(c)D=2 mm (d)D=2.5 mm

(e)D=3 mm圖10 刀具溫度分布云圖(pin=0.75 MPa)Fig.10 Temperature contours of the insert(pin=0.75 MPa)

圖11 刀片溫度隨微流道直徑的變化曲線Fig.11 Effect of micro-channel diameter on th e temperature of the insert

刀-屑接觸面溫度是反映定向內(nèi)冷車刀換熱性能的最直接指標(biāo)。為探究微流道直徑對刀具溫度的影響規(guī)律，提取不同微流道直徑下刀片溫度場，如圖10所示。其中，高溫集中分布在刀尖附近區(qū)域。刀片最高溫度隨微流道直徑和冷卻液入口壓力的變化規(guī)律如圖11所示。相同入口壓力下，當(dāng)微流道直徑從1 mm增大到3 mm時(shí)，刀片最高溫度呈先下降后上升的趨勢。當(dāng)微流道直徑小于2 mm時(shí)，隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度與壓力逐漸增大,換熱效率提高，刀片最高溫度隨之下降；當(dāng)微流道直徑大于2 mm時(shí)，隨著微流道直徑的增大，冷卻液出口速度與壓力逐漸減小,換熱效率降低，刀片溫度呈上升趨勢；當(dāng)微流道直徑為2 mm時(shí)，冷卻液出口速度與壓力達(dá)到最大值，刀具的溫度最低。相同流道直徑下，隨著冷卻液入口壓力的增大，刀片溫度逐漸降低。這是由于定向內(nèi)冷車刀的換熱性能受冷卻液噴口速度及壓力的影響，當(dāng)入口壓力增大時(shí)，冷卻液在噴口處獲得較高的流速與壓力，強(qiáng)制換熱能力增強(qiáng)，刀-屑接觸面集中的熱量得到有效疏散，刀具溫度隨之降低。

此外，在相同流道直徑下，刀片溫度的變化幅度隨冷卻液入口壓力的增大而逐漸降低，如圖12所示。當(dāng)入口壓力上升至0.5 MPa時(shí)，刀片最高溫度較入口壓力為0.25 MPa時(shí)降低32.99 ℃，下降幅度約為6.58%。當(dāng)入口壓力上升至1.25 MPa時(shí)，刀片最高溫度較入口壓力為1 MPa時(shí)降低9.38 ℃，下降幅度約為2.14%。因此，冷卻液入口壓力為1.25 MPa時(shí)定向內(nèi)冷車刀已能取得較好的冷卻效果。

圖12 冷卻液入口壓力對刀片最高溫度變化量與變化幅度的影響(D=2 mm)Fig.12 Effect of the inlet pressure on change amoun t and magnitude of the maximum insert temperature(D=2 mm)

1.3 刀具的制備

根據(jù)仿真結(jié)果，選取微流道直徑為2 mm，對定向內(nèi)冷車刀進(jìn)行制備。其中，刀桿選用株洲鉆石刀具廠生產(chǎn)的CCLNR2525M12普通外圓車刀；刀片選用CNGN120708型SiAlON陶瓷整體刀片，前角為-6°，后角為6°。參照圖1的刀具結(jié)構(gòu)特征，在刀桿內(nèi)部加工型腔，在刀頭主后刀面和副后刀面加工微流道，與刀桿內(nèi)部腔體相連，在刀墊上配做微流道槽口。制備完成的定向內(nèi)冷車刀如圖13所示。

圖13 定向內(nèi)冷車刀實(shí)物圖Fig.13 The directional internal-cooling turning tool

2 定向內(nèi)冷車刀切削試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)條件及試驗(yàn)方案

切削試驗(yàn)平臺如圖14所示。試驗(yàn)在CA6140臥式車床上進(jìn)行，加工材料為GH4169鎳基高溫合金棒料，直徑為40 mm，長度為400 mm。采用BJZ150增壓泵對冷卻液進(jìn)行外部加壓，通過節(jié)流閥控制冷卻液壓力，冷卻液為BJ-3026綠色半合成切削液，體積分?jǐn)?shù)為5%。采用Kistler 9527B測力儀和半人工K型熱電偶分別測量切削力與切削溫度，通過2855A4型數(shù)據(jù)采集卡將測量數(shù)據(jù)傳輸至計(jì)算機(jī)。切削完成后，采用TR200表面粗糙度測量儀和KEYENCE VHX-500FE型超景深三維顯微鏡測量工件表面粗糙度和表面微觀形貌。

圖14 切削試驗(yàn)平臺示意圖Fig.14 Schematic of experimental platform

切削過程采用干切削、外部澆注切削、定向內(nèi)冷卻切削三種冷卻方式。澆注切削條件下，冷卻液流量為3 L/min。內(nèi)冷卻條件下，冷卻液入口壓力設(shè)定為0.25 MPa、0.75 MPa、1.25 MPa，對應(yīng)冷卻液流量為6.02 L/min、10.61 L/min、13.73 L/min。切削參數(shù)如下：切削速度vc=60 m/min，進(jìn)給量f=0.15 mm/r，背吃刀量ap=0.5 mm，試驗(yàn)現(xiàn)場如圖15所示。

圖15 試驗(yàn)現(xiàn)場Fig.15 Test field

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.2.1切削溫度

鎳基高溫合金熱導(dǎo)率較低，切削過程中產(chǎn)生的熱量主要通過冷卻液進(jìn)行疏導(dǎo)，切削溫度直接反映冷卻液換熱效率的高低。圖16為切削GH4169高溫合金過程中冷卻方式對切削溫度的影響規(guī)律。結(jié)果表明，與干切削和澆注切削相比，定向內(nèi)冷條件下冷卻液換熱效率較高，切削溫度較低。隨著入口壓力的增大，冷卻液噴射速度和壓力均上升，單位時(shí)間內(nèi)可帶走更多熱量，切削溫度呈下降趨勢。當(dāng)入口壓力為1.25 MPa時(shí)，內(nèi)冷卻相對于干切和澆注冷卻使切削溫度分別降低了172.85 ℃和63.18 ℃。因此，定向內(nèi)冷方式具有優(yōu)異的換熱效果。

圖16 不同冷卻條件對切削溫度的影響Fig.16 Effect of cooling methods on the maximu m cutting temperature

2.2.2切削力

圖17 不同冷卻方式對切削力的影響Fig.17 Effect of cooling methods on cutting force

不同冷卻方式下切削力變化情況如圖17所示。在相同加工參數(shù)下，內(nèi)冷卻方式可獲得較小的切削力，且隨著冷卻液壓力的增大，獲得的切削力進(jìn)一步減小。當(dāng)冷卻液入口壓力為1.25 MPa時(shí)，主切削力、背向力和進(jìn)給力分量與干切削相比分別減小19%、24%、17.2%，與外部澆注切削相比分別減小11.1%、22.9%、1.3%。這是由于定向內(nèi)冷條件下，冷卻液通過刀具微流道定向噴射至刀尖，具有較大的流速和壓力，能夠有效降低刀-屑接觸區(qū)域的摩擦作用；隨著入口壓力的增大，冷卻液噴射速度與壓力升高，潤滑作用增強(qiáng)，切削力進(jìn)一步減小。

2.2.3表面粗糙度

圖18所示為相同切削參數(shù)條件下，不同冷卻方式對工件表面粗糙度的影響。干切削時(shí)由于缺乏必要的冷卻潤滑條件，工件與刀具摩擦作用嚴(yán)重，表面粗糙度最大。澆注冷卻條件下，工件表面粗糙度得到一定程度的改善。定向內(nèi)冷條件下，冷卻液經(jīng)加壓后通過微流道噴口精確地輸送到切削區(qū)域，可有效滲透至刀-屑接觸面進(jìn)行冷卻潤滑，降低工件與刀具間的摩擦作用，有助于改善已加工表面的光滑程度，獲得更小的表面粗糙度。隨著入口壓力的增大，冷卻劑傳熱效率增強(qiáng)，工件表面粗糙度逐漸減小。

圖18 不同冷卻方式對表面粗糙度的影響Fig.18 Effect of cooling methods on surface roughness

2.2.4表面微觀形貌

在相同切削參數(shù)下進(jìn)行GH4169高溫合金的干切削、外部澆注切削和定向內(nèi)冷卻切削試驗(yàn)，得到不同冷卻條件下的加工表面形貌如圖19所示。由圖19可知，干切削條件下已加工表面形貌較差，溝槽紋理波動較大，存在明顯的燒傷現(xiàn)象；外部澆注條件下已加工表面形貌得到改善，但仍存在輕微的燒傷現(xiàn)象；定向內(nèi)冷條件下已加工表面紋理清晰，基本沒有皺疊，表面形貌光滑規(guī)整，工件無燒傷現(xiàn)象。圖20為不同冷卻條件下工件表面三維形貌圖，與干切削和外部澆注切削相比，定向內(nèi)冷切削得到的加工表面形貌光滑平整，幾何紋理清晰，由滑擦耕犁作用形成的表面輪廓高度波動較小。因此在相同的切削參數(shù)條件下，定向內(nèi)冷方式冷卻換熱效果最好，采用該方法切削加工鎳基高溫合金時(shí)能獲得較好的加工表面質(zhì)量。

(a)干切削

(b)外部澆注切削

(c)定向內(nèi)冷切削 pin=1.25 MPa圖19 不同冷卻方式對工件表面形貌的影響Fig.19 Effect of cooling methods on surface morphology

(a)干切削

(b)外部澆注切削

(c)定向內(nèi)冷切削(pin=1.25 MPa)圖20 不同冷卻方式下工件表面三維形貌圖Fig.20 Effect of cooling method on 3 D surface morphology

3 結(jié)論

(1)提出采用定向內(nèi)冷方法切削鎳基高溫合金，設(shè)計(jì)并制備了一種定向內(nèi)冷車刀，將加壓冷卻液從刀具內(nèi)部經(jīng)主后刀面和副后刀面微流道噴口噴射至刀具切削刃附近的切削區(qū)域，從而對切削區(qū)域進(jìn)行有效的冷卻、潤滑以及清屑處理。

(2)建立了定向內(nèi)冷車刀流場和溫度場的仿真模型，分析了微流道直徑和冷卻液入口壓力對定向內(nèi)冷車刀切削區(qū)域溫度的影響。結(jié)果表明：當(dāng)微流道直徑為2 mm、入口壓力增大時(shí)，冷卻液噴射流速和壓力增大，切削區(qū)域最高溫度降低，定向內(nèi)冷車刀有更佳的換熱性能。

(3)基于單因素試驗(yàn)方案開展了鎳基高溫合金的干切削、外部澆注切削和定向內(nèi)冷切削試驗(yàn)，研究了定向內(nèi)冷車刀的切削性能。結(jié)果表明：在加工參數(shù)相同時(shí)，定向內(nèi)冷方式下獲得的切削力、切削溫度最低，已加工表面幾何紋理更為清晰，形貌更為光滑平整。