考虑到在多层涂层刀具中热收缩现象的一种切削温度预测的新方法

考虑到在多层涂层刀具中热收缩现象的一种切削温度预测的新方法摘要：一种新型的多层涂层刀具切削温度的预测方法出现了，它考虑了在粗糙水平的接触力学以及由此产生的收缩热阻现象。微接触模型已经开发了，并且建立了接触压力与无涂层刀具，多层涂层刀具收缩热阻之间的相互关系。经过对工件、切屑、道具之间的热相互作用和温度的重新分配的分析，它支持考虑了多层涂层热特性的有限元分析模型。这个结果表明刀具涂层可能会显著降低流入刀具的热量。关键词：切削温度、工具涂层、收缩热阻1、引言提高工具涂层的热和磨擦特性问题是为了提高生产力和加强高速加工和硬加工的新兴技术的性能。实验模仿加工过程表明涂层对基板的温度场有显著的影响。据推测，涂层具有较高的热扩散性可允许更多的热从刀具—切屑接触区流入基板。然而，最近的有限元分析结果表明，涂层对温度场和多层涂层与基体最高温度的上升的影响不大。这些基于假设恒定接触条件的观察结果得出的结论是涂层的热负荷本身增加。正如克洛克等，[2]正确地指出，这个建模的问题是要求适当的考虑在接触条件变化情况下图层的影响和想象降低刀具和切屑之间的热传递。本文的主要目的是呈现一种新型的涂层刀具切削温度预测的方法，涂层刀的预测方法是基于粗糙水平的接触力学和由此产生的热缢阻力。这种方法可以用于设计切割刀具和其他相关问题，具有比完美的接触方法更高的信誉度。2、多层涂层存在热收缩现象由于真实的表面的性质，接触固体之间的物理的和摩擦的相互作用受限于最高的表面粗糙。因此，产生于微接触区域的摩擦热将会蔓延开而不是以直线路经的形式。这样就产生了所谓的热缢阻力RC。为了克服这种阻力，在涂层的次表层必须建立一个陡峭的温度梯度，从而产生高的接触温度和热应力。由阿迪等人提出的在静态和动态接触下的分析结果[3]显示温度是以50—100点的顺序，指数的形式分布在这样的热分布层的。当表面被涂以材料时这种现象相当复杂的，这些材料的厚度是为了微接触区域。多层涂层刀具的热响应行为受到刀具—切屑接触界面的微接触形态和发生在刀具—切屑—工件系统的热收缩现象控制的。这两方面在下面有详细的分析。2.1机械接触问题：微观和宏观的接触形态刀具—切屑交接面的接触形态是以接触面Aa的表面的宏观接触面积和微接触点Ar的真实面积所定义的。接触面积Aa是刀具—切屑接触长度和切屑宽度b的乘积。第一个近似，比值𝐴𝑟𝐴𝑎⁄等于所施加的压力和接触固体的有效硬度的比值𝑃𝑐𝐻⁄。这个接触长度取决于变形的切削厚度[4]、切削刀具的热导率[5]、剪切面、和其他所有过程的变量的影响，例如，刀具的前角α和摩擦系数μ[6].表面涂层的存在，通过其对摩擦力、有效表面硬度、接口的刚度和接触长度Lc[9]的影响而影响微观和宏观接触的形态。因为正态分布的表面凹凸高度，通过（1）、（2）、（3）中表达的关系定义了微接触结构的特性[10]。在这些方程中，ε表示的是收缩率，γ微接触区域的密度，γ1是微接触区域的平均半径，σ是粗糙凹凸高度的标准偏差，m是表面粗糙的平均绝对斜率，M是Aa表面区域上微接触点的数目。出现在评估误差函数erfc（X）中的参数X，被定义为：其中Y是接触表面的中位数平面之间的距离。仔细检查方程从方程（1）到方程（3），可以看出参数ε、γ和γ1是通过一个由接触压力比值𝑃𝑐𝐻⁄唯一决定的单一的无量纲的参数X而相互关联的。2.2热收缩模型图一描述了一个用锋利刀具进行的理想化的正交加工过程。在这种理想化的情况下，有两个热量来源：一个是主剪切面热源Q1，另一个是前刀面热源Q2。后者是由于第二塑性变形区的切削和刀具—切屑摩擦引起的。图一中的插图显示点到点的接触是在滑动区域出现的。该过程中出现的热量通过一些数量有限的微小接触点进入刀具，这些微小接触点的平均半径为γ1。这些容积，包含每一个微接触区和延伸一段距离进入固溶体的通道，被定义为元素的热流通道（HFC）。由于热流通道是并联的，所以热流在单一通道中的传输过程呈现的为建筑块模型的全过程。由于没有关于多层涂层的热缢阻力的数据可用，这个问题已经用数值方法研究了。图二给出了一个有限元理想化的典型的热流通道模型。此轴对称模型合并了三种不同的涂料层（C1、C2、C3）。微接触区域的半径γ1和热流通道的半径γ2的比值的变化产生收缩比0.05ε0.95。选择在接触区域元素的大小为1um。每一个涂层为3um厚并且被划分为三层的有限元。两种类型的多层涂层均认为：涂层“A”(TiN/A1203/TiC)和涂层“B”（TiN/TiCN/TiC）的顶层都是锡层。除了微接触区域所有表面都是绝热的，在微接触区一个均匀地热通量被应用。这符合HFC的定义并且暗示通过占据刀具—切屑交界面表面凹凸之间的间隙的空隙流体的传导和对流的热传输被忽视了。接着Yovanovich[10].提出了后者的影响分开处理的这个方法。选定的钢（工件或切屑材料）、硬质合金、TiN、TiCN、Al2O3和TiC的热导率值K分别在45、60、25、32、7和38⁄。图三显示了在涂层A和ε=0.2的单一微接触点中心沿表面子层的温度分布。从图三（b）可以看出在所谓的“热量扰动区域”[3]以外的推测温度值之间存在一个“伪”的温度降ΔT。知道ΔT和热流流过微接触区域Q.收缩阻力Rc被定义为：接触压力Pc和收缩阻力之间的相互关系由无量纲参数ε和收缩参数ψ来表示，表示式如下：图四显示了两种类型涂料的ε—ψ之间的关系。为了计算ψ的值，选择“WC”的热导率作为参考值(5)。随着接触压力（即收缩比ε）的减小收缩阻力（即收缩阻力系数ψ）的显著增加是显而易见的。这个图也显示了涂层可以增加收缩阻力（并因此，此界面的温度上升）的一个因素2，因为小的接触压力。然而，在高的接触压力下，曲线收敛却引起了相对较小的影响。含有Al2O3的涂料层表现出了较高的阻力ε0.25。收缩参数ψ和收缩率ε之间的函数关系被发现并且很好地表现了出来用下面简单的表达式：一个单一的接触点的收缩阻抗是两个串联阻抗之和：式中，下标1和2表示两个接触的固体。在刀具—切屑作用面的滑动区域有M个平行的热连接的接触点。因此，总的热缢阻力Rc有下面的关系式确定：由于在实际问题中热过程不能拿来分析，因此通过把连续压力和温度分布离散表示来代替热过程的分析是被允许的。在一个小区域持续的压力和温度，可以有理由的假定微接触区域的半径γ1和收缩参数是恒定的。因此，（9）式被简化为：通过联合解式（2）、（3）和（10），可以得出以下的表达式：把式（7）带入式（11）可以得到下面的表达式：式（12）括号中的这两个术语代表了每两个接触固体的热缢阻力。附加的条件是，式（12）的结构允许我们开发一个表示每一个接触固体对热缢阻力的贡献值Rc1的通用表达式：定义无量纲的收缩性为：Rc,i=RciKiAa(m/σ)。为了把式（13）简化成为一个简单的表达式，项F：可用数值方法计算。函数F的性能测试显示在感兴趣的的范围内指数𝛽𝑖是不敏感的。这就是我们可以建立下面简单的表达式，涂层的影响只有通过嵌入到参数C中的缩放参数表达出来。式中常数C=0.136，指数n=-0.97，1.5ε2.0。由于接触压力的实际范围为𝑃𝑐𝐻⁄0.1，使用式（15）计算的偏差为小于±3%.结合式（13）和（15），可以得出下式：热阻模型的合理性论证等式（16可以被验证通过减少Yovanovich[10]对𝑃𝐻⁄0.02的未涂层表面特情况的研究。结果和[10]中的那些描述一模一样。对未涂层表面和单层涂层表面的研究结果可以分别通过实验性的结果和在[11]和[12]中呈现分析的解决方法来验证。相对误差认为是小于%。在这一点上，它是有益于解释被引入的显著误差通过把涂层看成是与基板完美接触的薄层电阻，正如[9]所表示的。如果有人试图以由WC基片制成的同等附加电阻来表达收缩性，那么附加电阻的ε0.5，涂层A将会被引进到相当于2。3mm的WC，它是两个以上的数量级超过了完美接触的情况。3多层涂层刀具中热传递的模拟3.1热缢模型的应用为了应用热缢模型，首先要估计刀具—切屑接触面的法向应力和剪切应力的分布。随后运用Muraka的模型[15]和[16]就可以确定热通量和相应的热收缩性的分布。这种方法在下面的小节中被证明。多层涂层对切削温度的显著影响和热量在刀具和切屑之间的重新分配也会被讨论。热量通过它的接触面和切屑传入刀具过程的一部分二维有限元模型如图5示。第一行元素在接触区域的尺寸呗选定为50um×100um。这行的元素被看作为“接触元素”。这些元素尺寸的选择是基于阿迪等的分析。在这些深度的热扰动区，尺寸估计是50~100um。考虑当地的接触压力在任何节点都在滑动区域𝐿𝑆上，所以收缩比率就可以被确定，从而估计收缩参数φ（图4）。通过式（16），热收缩系数𝑅可以被很容易的估计出来。通过增加𝑅到接触要素尺寸为50um×100um的额定热阻，一个等效的导热系数被单独的计算出来并用于有限元分析求解器的数据。在这，δ是接触要素的厚度，总的热阻𝑅𝑡等于𝑅𝑒和𝑅𝑐之和。在粘连区域𝐿𝑎，完美接触的情况假设ψ=0。随着刀具切屑接触面的变化，逼近刀具表面的对流换热系数h的值取为282⁄[13]。3.2数值试验设计为了演示收缩现象和涂层对刀具温度的影响，通过以下的基团经行分析（表1）：（a）无涂层刀具沿完美接触的接触长度𝐿，（b）无涂层刀具沿滑动区域𝐿𝑆的不完美接触，和（c）涂层刀具，A和B两种类型，沿滑动区域𝐿𝑆的不完美接触。在下面操作情况下：前角α0，切削速度v200min⁄，未变形切屑厚度h=0.2mm下的测试数值写在了表一中。在案例1—3中，被指定为无涂层，完美接触，代表参考案例，正如通常以前调查中假定的一样，在长度𝐿𝑆上无收缩热阻。在其他所有情况下，3-18（有涂层和无涂层），沿𝐿𝑆的收缩热阻被考虑。力𝐹𝑛和𝐹𝑡的值以及刀具—切屑接触长度𝐿都为实验得到的，作为数据在[6-9]中公布。接触压力沿刀具—切屑接触表面的分布被假定遵循一个幂函数的规律，其幂指数为n=3[14].知道在滑动区域𝐿𝑆上的当地接触压力，就可以把等效的接触元件的热导率用式（17）估计出来。案例涂层类型热输入功率（KW）𝐿（mm）𝐹𝑛𝐹𝑡⁄（N）1、2、3无涂层完美接触50,70,900.81800800⁄4、5、6无涂层不完美接触50，70,900.81800800⁄7、8、9无涂层不完美接触50,70,901.01800800⁄10、11、12涂层A50,70,900.71500530⁄13、14、15涂层A50,70,900.61500530⁄16、17、18涂层B50,70,900.71500530⁄表一：有限元测试案例条件图5：涂层刀具的有限元理想化，插入（顶部）和切削刃的前沿（底部）。热流量的边界情况应用于刀具1—切屑接触面𝐿，是基于热流量在粘附区域𝐿𝑎和线性下降区域𝐿𝑆上是统一的这个假设。这种分布如下面的剪切应力分布[15].4、结果与讨论4.1刀具—切屑接触面的热输入和平均温升之间的相互关系有限元分析的结果画在了图六中，其结果显示刀具表面的平均温升和热输入Q与下面的接触面的情况有关：A线（涂层B和𝐿0.mm），B线（涂层B和𝐿0.7mm），C线（无涂层，不完美接触和𝐿0.8mm），D线（无涂层，不完美接触和𝐿0.8mm）。平均温升—热输入线如E线，它是基于邵氏[6]对无涂层，完美接触和𝐿0.8mm这样的分析模型的分析得出来的一条线。直线的斜率关系（A至B）反应了收缩阻力和刀具涂层。这些结果和分析预测的结果之间的偏差是十分明显的。事实上是这些线收敛于原点强调了在高热输入下（中等和重型切削）接触面情况对其的显著影响。应该指出的是Q表示的是各种过程变量所产生效果。例如，切割速度，进给速度，背吃刀量，前角。此图经常用来估计工件—切屑—刀具系统各组件和刀具温度之间的热量再分配，正如将要在后面讨论的。图6：涂层条件和接触长度对热量输入—温度之间关系的影响4.2收缩阻力和涂层对刀具