摘要：
       本論文主要利用單晶金剛石刀具對Cu-Ni合金進行微加工并預測切削刃溫度，以此來評估溫度是如何影響刀具磨損。通過建立熱傳導模型、數(shù)字溫度計算模型和有限元素切屑形成模型，以無量綱的形式來推測溫度和切削加工之間的關(guān)系。實驗還做了蒙乃爾400合金車削加工中刀具磨損的報告，結(jié)果顯示活化能為53±6KJ/mol。
       關(guān)鍵詞：金剛石刀具,溫度建模,化學磨損
1.引言
       采用鏡面拋光制造技術(shù)并利用金剛石刀具進行微加工工藝已經(jīng)日臻完善；在對鐵和鎳進行加工時，由于熱活化化學磨損導致的工具壽命降低問題就特別突出，并見諸于一些研究中。
       Cu-Ni合金由于其單相的特性，其機械加工性能值得研究，特別是在光學模具工具的應用中。其中有兩個問題值得注意：在模壓成型制造中是否有一種耐磨的材料組份能較少的引起刀具磨損；隨著鎳成分的改變，有多少化學工具磨損會發(fā)生。
       本論文則解決了上述問題，在佩克萊特數(shù)小于1時建立工具切屑刃溫度預測模型和模擬。工具溫度的測量較為困難，但它的量級對熱活化磨損較為重要。此外，本研究還利用圓頭單晶金剛石刀具對蒙乃爾400進行端面加工并研究其工具磨損等情況，并求得磨損的一個活化能。
2.建模、模擬和確認驗證
       本論文建模和模擬的目的是為了預測與工件發(fā)生接觸的切削刃周圍的溫度。圖一a為刀頭車削加工中未切削的月牙形切屑槽；rn為刀頭半徑，f為進給，ap為切割深度；未切削切屑厚度h的變化為0~hmax≈f(2ap/rn)0.5；切削刃長度≈(2ap/rn)0.5。圖一b為一a的等效圖，未切削的切屑槽面積和寬高比與圖一a相同，形狀為長方形和三角形。

       溫度計算的由2D計算和模擬到圖一b中的3D切屑形成模擬。圖二為一個樣例模擬，輔助描述2.1部分的建模。

圖二：（a）2D切屑形成模擬；（b）詳圖

2.1 2D模型和預測
       在圖二的2D模擬中，h=2μm，切削速度Vc=40m/min，工具導熱系數(shù)Ktool=1000W/mK，工件導熱系數(shù)Kwork=22W/mK，蒙乃爾400的熱容量ρC=3.8MJ/m3。

圖三：（a）概覽圖；（b）溫度計算的分解圖

       圖三為概覽圖?；A剪切面上的熱流q1；一小部分（1-β）流向工件，一部分β流向切屑。所有βq1和摩擦熱流qf都流向了工具。圖三b為分解圖：長度2c的剪切平面OC在ø處沿切削方向傾斜；作用在OC上的剪切應力K；切削速度Vc和切屑速度Vchip；切屑/工具摩擦應力ζ；切削力Fc和軸向力Ft。在本研究中，刀具前角γ＝0°。剪切面和前刀面的角度θ＝（π/2-ø）。力矩平衡將b和2c關(guān)聯(lián)起來。

       公式4-6分別為ΔTtool、ΔT1和（ΔT1－ΔTtool）。ΔTtool和ΔT1計算方法相同。公式4中比例ft的常量取決于切屑/刀具接觸面的寬高比a/b。公式5中fw取決于佩克萊特數(shù)B＝（hvc）/（4kworktanø）.公式6推測計算了從OC到OB的熱循環(huán)流轉(zhuǎn)。

       將公式4、5、6中的ΔTtool和ΔT1置換掉，將公式4中的β回代，得到公式7。左側(cè)是工具溫度上升的一種無量綱測量；右側(cè)是系數(shù)ft、fw和m、ø、Kwork/Ktool以及FT*/Fc*的函數(shù)。

       圖四描繪了公式7的期望值，首項等于0.85，ft等于3.5，m＝0和1，Kwork/Ktool＝0.05，ø＝10°、20°和30°。橫坐標選擇取決于fw對B0.5的依賴性。當B＜0.2時，在[（hvc）/（4kwork）]0.5的低值處出現(xiàn)的斜面突然變化可以看作fw→ft的近似值。

圖四：無量綱工具溫度上升對[（hvc）/（4kwork）]0.5的依賴性

2.2 2D溫度計算模型和實驗結(jié)果
       本實驗建立了一個數(shù)字溫度計算模型，先假設一個切屑形成的剪切平面模型，如圖三所示。輸入?yún)?shù)為h, vc, ø,γ, Fc, FT (或者 Fc*, FT*)以此來定義幾何形狀并計算剪切力和切屑/工具摩擦工作速率以及材料的熱物理數(shù)據(jù)。轉(zhuǎn)化為熱量的TQ部分是變化的。圖五是根據(jù)h,ø,γ自動創(chuàng)建的有限單元網(wǎng)格；工具的直線長度tt和ts以及柄是額外的變量；柄部熱邊界條件為T=T0。

圖五：有限元素溫度計算網(wǎng)格

圖六：無量綱工具溫度上升對[（hvc）/（4kwork）]0.5的依賴性

       圖六為預測切削刃溫度，h＝2μm、γ=0°、Vc為15-280m/min。工具尺寸tt＝100h，TQ＝0.9。Fc*和FT*的七個設置A到G以及 ø是輸入?yún)⒘?，都產(chǎn)生剪切應力k。但是，工具和柄部尺寸對實驗結(jié)果都有很大影響。圖七為無量綱溫度，tt＝2mm、ts＝25mm。

圖七：工具和柄部尺寸對溫度的影響

2.3 2D和3D切屑形成模擬
       實驗利用AdvantEdge軟件進行切屑形成模擬。公式8為蒙乃爾400的流動應力，伴隨施加的預應力產(chǎn)生的變量。摩擦系數(shù)μ在0.25~1.0之間。自小網(wǎng)格大小為0.1h，切割距離和工具尺寸為50-100h。

2.3.1 2D模擬
       圖八為無量綱溫度對[（hvc）/（4kwork）]0.5的依賴性，方法及條件和圖六相同；結(jié)果不完全相同。

圖八：利用SCD工具對蒙乃爾400進行切割時無量綱工具溫度上升對[（hvc）/（4kwork）]0.5的依賴性

       圖六中的Fc*、FT*和ø值就來自這些模擬。圖九對比了（λ，ø）配對和利用SCD工具進行銅的微加工中的配對。實線為Lee和Schaffer的關(guān)系。

圖九：λ和ø的關(guān)系

2.3.2 沿切削刃的3D模擬、h常量
       考慮到網(wǎng)格因素，3D模擬中h設置的較高，Vc則較低；hvc保持不變。圖10a為h=0.1mm，Vc=2.8m/min，[（hvc）/（4kwork）]0.5=0.44時的概覽圖；工件寬為1mm。圖10b為工具表面溫度。圖11中，沿切削刃的溫度取決于寬高比w/h；溫度隨w/h的增高而增高，直至w/h=80。

圖10：沿切削刃的切屑形成

2.3.3 沿切削刃變化的3D模擬和h
       除了沿著X軸旋轉(zhuǎn)工具以產(chǎn)生一個三角形未切割切屑橫截面外，3D模擬的建立和圖10、11相同。h變化由hmin=0到hmax=0.2mm。圖12為實驗結(jié)果。溫度沿切削刃變化更加明顯并達到最大值。對比圖11和12可以看出在中間接觸區(qū)溫度相匹配。

圖12：沿切削刃的溫度變量對w/hav的依賴性。中間接觸區(qū)的溫度接近hav值（Ktool=500W/mK）

3. 實驗和方法
       在進給速率為5、15μm/rev條件下對蒙乃爾400圓盤進行端面加工，半徑為10-20mm；ap=5μm；工具為半徑rn=0.5mm，γ=0°的SCD刀具。在20℃，Ktool=1500±100W/mK條件下對蒙乃爾進行退火。
       進給速率hav=0.35/0.1μm，寬高比w/hav=200/67；Vc在125-63m/min之間變化。
       切割距離（和時間）隨進給速率增大而降低，從f=5μm/rev時的710m降低到f=15μm/rev時的三分之一距離；如圖14a所示。

圖14：（a）實驗幾何形狀示意圖；（b）工具磨損測量

       Fc*、Ft*和ø由正交切削實驗求得。利用rn=5mm，軸向進給為2μm/rev，速度為67、125m/min的工具對厚度為200μm的蒙乃爾管道進行加工。在室溫下進行平面應變壓縮實驗以求得蒙乃爾400的機械硬化。
4.實驗結(jié)果
       圖15為f=5he 15μm/rev條件下切削刃的磨損進程。磨損隨進給而增加。

圖15：切削刃的磨損進程；f=（a）5，（b）15μm/rev

       圖16為切削刃的磨損隨切割時間的變化。選擇切削刃的三個不同位置進行觀察；磨損隨時間呈直線上升。

圖16：隨時間變化的磨損進程f=15μm/rev

5.結(jié)論
       SCD工具進行正交微加工工藝中的切削刃初始溫度取決于無量綱測量（KtoolΔTtool）/（Fc*hvc）和佩克萊特數(shù)[（hvc）/（4Kwork）]0.5。隨著工具和柄部的進一步加熱，溫度上升到了現(xiàn)在溫度的8倍。（編譯：中國超硬材料網(wǎng)）