#Haida早报#
【尼康】
尼康Z卡口专用的首款APS-C画幅的超大光圈定焦镜头NOKTON D35mm F1.2已经正式发布。这是尼康同福伦达签订协议共同开发的镜头。同时，该镜头还是一枚带有电子接触点的镜头，这就意味着可以在EXIF上显示照片信息，并可以同机身协同防抖。
NOKTON D35mm F1.2采用了6组8片结构，最近对焦距离0.3m，尺寸65.8×41.0mm，口径46mm，重量230克，采用12枚光圈叶片。官方指导价83000日元（不含税，约4600元）
【松下】
松下gh6新图像处理器，录制无时长限制，4: 2: 2 10bit DCI 4K 60p，4K 10bit 120p HER / VFR，10bit 5.7K 60p，相位对焦，售价2500美元。via.pr
【尼康】
尼康Z卡口专用的首款APS-C画幅的超大光圈定焦镜头NOKTON D35mm F1.2已经正式发布。这是尼康同福伦达签订协议共同开发的镜头。同时，该镜头还是一枚带有电子接触点的镜头，这就意味着可以在EXIF上显示照片信息，并可以同机身协同防抖。
NOKTON D35mm F1.2采用了6组8片结构，最近对焦距离0.3m，尺寸65.8×41.0mm，口径46mm，重量230克，采用12枚光圈叶片。官方指导价83000日元（不含税，约4600元）
【松下】
松下gh6新图像处理器，录制无时长限制，4: 2: 2 10bit DCI 4K 60p，4K 10bit 120p HER / VFR，10bit 5.7K 60p，相位对焦，售价2500美元。via.pr
#GH4169镍基高温合金车削过程中刀具磨损性能的分析#
镍基高温合金具有高温强度高、抗氧化性好、耐热性和耐腐蚀性强等特性，现已被广泛应用于航空航天领域，其主要应用于制作航空发动机的涡轮叶片、涡轮盘和凸轮轴等零部件 。可是，镍基高温合金材料因其导热系数低、塑性变形大等加工特性，常会导致切削力大、切削温度高、刀具磨损严峻和切屑不易折断等现象，很大程度上导致刀具寿数、工件表面质量及生产效率的降低。因而，研讨镍基高温合金切削过程中的刀具磨损特性对航空发动机零部件的生产加工具有重要意义。
1 建立车削有限元仿真模型
1.1 建立工件及刀具几何模型
运用软件树立刀具及工件几何模型。为了对不同磨损量下的刀具进行仿真，树立了不同后刀面磨损量的刀尖几许模型，后刀面磨损量 VB 分别为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm，如图 1 所示。为了保证仿真与实际工况更挨近、仿真功率更高，工件模型树立如图 2 所示的带有预切部分的三维模型。
1.2 刀具和工件的材料设置及网格划分
在本文的有限元仿真模型中，刀尖部分与工件部分分别设置为刚体与塑性体。刀具资料为硬质合金，涂层材料为 TiAlN，涂层厚度为 5μm。工件材料为镍基高温合金GH4169，方程式如下 ：
运用有限元仿真软件进行切削仿真时，工件会在切削加工过程中产生塑性变形，网格区分的好坏是仿真模型成功与否的要害，若网格的区分不合理，常会出现网格畸变现象，影响模型塑性变形的迭代收敛性，导致仿真成果的准确性降低，乃至会使仿真无法进行。考虑了仿真精度及效率等归纳要素，本文的网格区分方法运用相对网格区分，并对工件和刀尖部分进行了局部区分，工件网格局部区分比率为 0.5，刀尖网格局部区分比率为 0.1，如图 3 所示。
1.3 摩擦模型及分离准则
在金属切削加工过程中，刀具与工件之间的摩擦不仅规律复杂且不可避免。软件 DEFORM 中提供的摩擦模型有以下 3 种：剪切摩擦模型、混合摩擦模型和库伦摩擦模型。目前，应用较为成熟且适用于模具接触的摩 擦类型为剪切摩擦模型，故本文有限元模型的摩擦类型选用为剪切摩擦模型。剪切摩擦模型方程式：
τf = uk
式中，τf 是摩擦力；k 是剪切屈服极限；u 是摩擦系数 (0 ≤ u ≤ 1)。
分离准则的选择将直接关系到仿真模型能否更 加真实地反映工件材料的物理性能和力学性能。本 文选用模型 Cockroft-Latham 来制定切屑分离准则， 并将临界值 D 设置为 500。
2 有限元仿真结果分析
2.1 刀具磨损对切削力的影响
选取不同后刀面磨损量 VB（0、0.1mm、0.2mm 和 0.3mm）的刀具模型，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数模拟 GH4169 切削过程。图 4 所示为 VB=0 时 X、Y 和 Z 方向切削力 的仿真结果，从仿真结果中可以明显看出，刚步入切削 过程时，X、Y 和 Z 方向的切削力都呈急剧增长趋势，过 了 4.30×10–3s 后，3 个方向的平均力均趋于稳定。仿真 过程中 X 方向切削力为进给方向的分力，Y 方向切削力 为切削速度方向的分力，其数值最大，Z 方向切削力为 切深方向的分力。
图 5 所示为不同后刀面磨损量下 X、Y 和 Z 方向切 削力曲线图。随着后刀面磨损量的增加，切削过程中 的挤压力和摩擦力不断增大，导致切削力也不断增加。 后刀面磨损量 VB 从 0.1mm 到 0.2mm，X、Z 方向的切 削力增幅不是很大，Y 方向切削力有明显增幅，这主要 是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm 之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Z 方向的切削力增幅不是很大，而 Y 方向切削力为主切削力，故数值增幅明显；当 VB 超过0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快；当 VB=0.3mm 时，其 Y 方向切削力相对于未磨损刀具增加了 4 倍左右，X、Z 方向的切削力相对于未磨损刀具增加了 2 倍左右。
2.2 刀具磨损对切削温度的影响
图 6 所示为不同后刀面磨损量下的切削温度仿真结果，从仿真结果中明显看出，当后刀面磨损量从 0 增 加到 0.2mm 时，最高切削温度升高了 258℃，这主要是由于随着后刀面磨损量的增加，切削刃变钝，摩擦力增加，热量增加，故刀具与工件接触区的最高切削温度增加。当 VB 到达0.3mm 时，刀具与工件接触区的最高切削温度为681℃，产生该现象的原因是由于刀尖处的磨损量过大导致切削过程中切深减小和接触面积增加，进而导致刀具与工件接触产生的热量变小、散热面积增加。
3 镍基高温合金车削试验验证
3.1 试验设备及装置
为了验证本文有限元仿真模型的准确性，进行了车削试验，图 7 为试验现场布局图。试验所用机床为数控车床，工件材料采用镍基高温合金 GH4169；刀具采用有断屑槽的 CNMG120408-MJ 刀片；切削力的测量采用 KISTLER 的压电式测力仪，压电式测力仪输出的电荷信号经过配套的电荷放大器放大，再经过数采箱实现数据采集；后刀面磨损量的测量采用超景深显微镜。
试验过程中，每次均选用一个未磨损的刀片在切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm的切削参数下分别按 13 组时间进行车削试验（13 组切削时间是 0.5~12.5min 内以 0.5min 为时间间隔进行选取的）。试验结束后，通过超景深分别对 13 组刀具进行测量。
如图 8 所示，选择后刀面磨损量约为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm 的 4 把刀片，切削时间分别为 0、2.5min、5min、9min。从已磨损的刀具上可以看出，在磨损区域的刀具呈亮白色，这主要是由于刀具与工件之间摩擦造成的涂层脱落。
3.2 结果分析与讨论
选取不同后刀面磨损量的 4 个刀片，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数下进行切削试验。本文以切削力平均值进行 研究分析，其刀具后刀面磨损加剧，X 方向进给力、Y 方向主切削力和 Z 方向切深抗力均有不同程度的增加。当 VB=0.1mm 时，X 方向的切削力较未磨损刀具增幅25.3%、Z 方向的切削力较未磨损刀具增幅 15.3%，Y 方向切削力增幅最为显著，较未磨损刀具增幅 38.5% ；当VB=0.2mm 时，X 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅21.7%、Z 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅 29.4%，Y方向切削力较 VB=0.1mm 时增幅 45.9%；当 VB=0.3mm时，X 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 139%、Z 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 147.3%，Y 方向切削力较 VB=0.2mm 时增幅 156.9%，相对于未磨损刀具增加了 4 倍多。这主要是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Y 和 Z 方向的切削力增幅不是很大，当 VB 超过 0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快。
图 9 为不同后刀面磨损量下切削力的试验与仿真对比图，其中刀具后刀面磨损量 VB=0 时，X、Y 和 Z方向的仿真铣削力误差范围在 6%~8% 之间，精度较高；当后刀面磨损量 VB=0.1mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 10%~13% 之间，精度较好；当后刀面磨损量 VB=0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 6%~20% 之间，精度一般；当后刀面磨损量 VB=0.3mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 15%~25.6% 之间，误差达到最大。随着后刀面磨损量的增加，误差随着增大，其原因一是可以归结于有限元模型建立时相应边界条件的简化；二是由于 GH4169 材料的本构关系模型是通过试验数据拟合而来，具有一定偏差，导致仿真结果与试验数值产生了一定误差。虽然仿真值与试验值有一定误差，然而从整体趋势上看，仿真与试验较为一致。所以建立的有限元仿真模型是符合实际的，对实际加工具有一定的指导意义。仿真与试验结果均表明后刀面磨损量超过0.2mm 时的切削力明显增大，刀具处于急剧磨损阶段，因此在镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具最优加工时间应选择在后刀面磨损量达到0.2mm 之前。
4 结论
本文利用有限元技术和试验相结合的方法，对镍基高温合金 GH4169 的切削过程进行了研究，分析了不同后刀面磨损量下的切削力及切削温度变化规律，得到了如下结论：
（1）随着后刀面磨损量的增加，切削力及切削温度逐渐增加。当 VB ＞ 0.2mm 时，切削力急剧增长，刀具达到了急剧磨损阶段。
（2）镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具的磨钝标准 VB 建议为 0.2mm。
镍基高温合金具有高温强度高、抗氧化性好、耐热性和耐腐蚀性强等特性，现已被广泛应用于航空航天领域，其主要应用于制作航空发动机的涡轮叶片、涡轮盘和凸轮轴等零部件 。可是，镍基高温合金材料因其导热系数低、塑性变形大等加工特性，常会导致切削力大、切削温度高、刀具磨损严峻和切屑不易折断等现象，很大程度上导致刀具寿数、工件表面质量及生产效率的降低。因而，研讨镍基高温合金切削过程中的刀具磨损特性对航空发动机零部件的生产加工具有重要意义。
1 建立车削有限元仿真模型
1.1 建立工件及刀具几何模型
运用软件树立刀具及工件几何模型。为了对不同磨损量下的刀具进行仿真，树立了不同后刀面磨损量的刀尖几许模型，后刀面磨损量 VB 分别为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm，如图 1 所示。为了保证仿真与实际工况更挨近、仿真功率更高，工件模型树立如图 2 所示的带有预切部分的三维模型。
1.2 刀具和工件的材料设置及网格划分
在本文的有限元仿真模型中，刀尖部分与工件部分分别设置为刚体与塑性体。刀具资料为硬质合金，涂层材料为 TiAlN，涂层厚度为 5μm。工件材料为镍基高温合金GH4169，方程式如下 ：
运用有限元仿真软件进行切削仿真时，工件会在切削加工过程中产生塑性变形，网格区分的好坏是仿真模型成功与否的要害，若网格的区分不合理，常会出现网格畸变现象，影响模型塑性变形的迭代收敛性，导致仿真成果的准确性降低，乃至会使仿真无法进行。考虑了仿真精度及效率等归纳要素，本文的网格区分方法运用相对网格区分，并对工件和刀尖部分进行了局部区分，工件网格局部区分比率为 0.5，刀尖网格局部区分比率为 0.1，如图 3 所示。
1.3 摩擦模型及分离准则
在金属切削加工过程中，刀具与工件之间的摩擦不仅规律复杂且不可避免。软件 DEFORM 中提供的摩擦模型有以下 3 种：剪切摩擦模型、混合摩擦模型和库伦摩擦模型。目前，应用较为成熟且适用于模具接触的摩 擦类型为剪切摩擦模型，故本文有限元模型的摩擦类型选用为剪切摩擦模型。剪切摩擦模型方程式：
τf = uk
式中，τf 是摩擦力；k 是剪切屈服极限；u 是摩擦系数 (0 ≤ u ≤ 1)。
分离准则的选择将直接关系到仿真模型能否更 加真实地反映工件材料的物理性能和力学性能。本 文选用模型 Cockroft-Latham 来制定切屑分离准则， 并将临界值 D 设置为 500。
2 有限元仿真结果分析
2.1 刀具磨损对切削力的影响
选取不同后刀面磨损量 VB（0、0.1mm、0.2mm 和 0.3mm）的刀具模型，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数模拟 GH4169 切削过程。图 4 所示为 VB=0 时 X、Y 和 Z 方向切削力 的仿真结果，从仿真结果中可以明显看出，刚步入切削 过程时，X、Y 和 Z 方向的切削力都呈急剧增长趋势，过 了 4.30×10–3s 后，3 个方向的平均力均趋于稳定。仿真 过程中 X 方向切削力为进给方向的分力，Y 方向切削力 为切削速度方向的分力，其数值最大，Z 方向切削力为 切深方向的分力。
图 5 所示为不同后刀面磨损量下 X、Y 和 Z 方向切 削力曲线图。随着后刀面磨损量的增加，切削过程中 的挤压力和摩擦力不断增大，导致切削力也不断增加。 后刀面磨损量 VB 从 0.1mm 到 0.2mm，X、Z 方向的切 削力增幅不是很大，Y 方向切削力有明显增幅，这主要 是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm 之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Z 方向的切削力增幅不是很大，而 Y 方向切削力为主切削力，故数值增幅明显；当 VB 超过0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快；当 VB=0.3mm 时，其 Y 方向切削力相对于未磨损刀具增加了 4 倍左右，X、Z 方向的切削力相对于未磨损刀具增加了 2 倍左右。
2.2 刀具磨损对切削温度的影响
图 6 所示为不同后刀面磨损量下的切削温度仿真结果，从仿真结果中明显看出，当后刀面磨损量从 0 增 加到 0.2mm 时，最高切削温度升高了 258℃，这主要是由于随着后刀面磨损量的增加，切削刃变钝，摩擦力增加，热量增加，故刀具与工件接触区的最高切削温度增加。当 VB 到达0.3mm 时，刀具与工件接触区的最高切削温度为681℃，产生该现象的原因是由于刀尖处的磨损量过大导致切削过程中切深减小和接触面积增加，进而导致刀具与工件接触产生的热量变小、散热面积增加。
3 镍基高温合金车削试验验证
3.1 试验设备及装置
为了验证本文有限元仿真模型的准确性，进行了车削试验，图 7 为试验现场布局图。试验所用机床为数控车床，工件材料采用镍基高温合金 GH4169；刀具采用有断屑槽的 CNMG120408-MJ 刀片；切削力的测量采用 KISTLER 的压电式测力仪，压电式测力仪输出的电荷信号经过配套的电荷放大器放大，再经过数采箱实现数据采集；后刀面磨损量的测量采用超景深显微镜。
试验过程中，每次均选用一个未磨损的刀片在切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm的切削参数下分别按 13 组时间进行车削试验（13 组切削时间是 0.5~12.5min 内以 0.5min 为时间间隔进行选取的）。试验结束后，通过超景深分别对 13 组刀具进行测量。
如图 8 所示，选择后刀面磨损量约为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm 的 4 把刀片，切削时间分别为 0、2.5min、5min、9min。从已磨损的刀具上可以看出，在磨损区域的刀具呈亮白色，这主要是由于刀具与工件之间摩擦造成的涂层脱落。
3.2 结果分析与讨论
选取不同后刀面磨损量的 4 个刀片，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数下进行切削试验。本文以切削力平均值进行 研究分析，其刀具后刀面磨损加剧，X 方向进给力、Y 方向主切削力和 Z 方向切深抗力均有不同程度的增加。当 VB=0.1mm 时，X 方向的切削力较未磨损刀具增幅25.3%、Z 方向的切削力较未磨损刀具增幅 15.3%，Y 方向切削力增幅最为显著，较未磨损刀具增幅 38.5% ；当VB=0.2mm 时，X 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅21.7%、Z 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅 29.4%，Y方向切削力较 VB=0.1mm 时增幅 45.9%；当 VB=0.3mm时，X 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 139%、Z 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 147.3%，Y 方向切削力较 VB=0.2mm 时增幅 156.9%，相对于未磨损刀具增加了 4 倍多。这主要是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Y 和 Z 方向的切削力增幅不是很大，当 VB 超过 0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快。
图 9 为不同后刀面磨损量下切削力的试验与仿真对比图，其中刀具后刀面磨损量 VB=0 时，X、Y 和 Z方向的仿真铣削力误差范围在 6%~8% 之间，精度较高；当后刀面磨损量 VB=0.1mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 10%~13% 之间，精度较好；当后刀面磨损量 VB=0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 6%~20% 之间，精度一般；当后刀面磨损量 VB=0.3mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 15%~25.6% 之间，误差达到最大。随着后刀面磨损量的增加，误差随着增大，其原因一是可以归结于有限元模型建立时相应边界条件的简化；二是由于 GH4169 材料的本构关系模型是通过试验数据拟合而来，具有一定偏差，导致仿真结果与试验数值产生了一定误差。虽然仿真值与试验值有一定误差，然而从整体趋势上看，仿真与试验较为一致。所以建立的有限元仿真模型是符合实际的，对实际加工具有一定的指导意义。仿真与试验结果均表明后刀面磨损量超过0.2mm 时的切削力明显增大，刀具处于急剧磨损阶段，因此在镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具最优加工时间应选择在后刀面磨损量达到0.2mm 之前。
4 结论
本文利用有限元技术和试验相结合的方法，对镍基高温合金 GH4169 的切削过程进行了研究，分析了不同后刀面磨损量下的切削力及切削温度变化规律，得到了如下结论：
（1）随着后刀面磨损量的增加，切削力及切削温度逐渐增加。当 VB ＞ 0.2mm 时，切削力急剧增长，刀具达到了急剧磨损阶段。
（2）镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具的磨钝标准 VB 建议为 0.2mm。
#GH4169镍基高温合金车削过程中刀具磨损性能的分析#
镍基高温合金具有高温强度高、抗氧化性好、耐热性和耐腐蚀性强等特性，现已被广泛应用于航空航天领域，其主要应用于制作航空发动机的涡轮叶片、涡轮盘和凸轮轴等零部件 。可是，镍基高温合金材料因其导热系数低、塑性变形大等加工特性，常会导致切削力大、切削温度高、刀具磨损严峻和切屑不易折断等现象，很大程度上导致刀具寿数、工件表面质量及生产效率的降低。因而，研讨镍基高温合金切削过程中的刀具磨损特性对航空发动机零部件的生产加工具有重要意义。
1 建立车削有限元仿真模型
1.1 建立工件及刀具几何模型
运用软件树立刀具及工件几何模型。为了对不同磨损量下的刀具进行仿真，树立了不同后刀面磨损量的刀尖几许模型，后刀面磨损量 VB 分别为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm，如图 1 所示。为了保证仿真与实际工况更挨近、仿真功率更高，工件模型树立如图 2 所示的带有预切部分的三维模型。
1.2 刀具和工件的材料设置及网格划分
在本文的有限元仿真模型中，刀尖部分与工件部分分别设置为刚体与塑性体。刀具资料为硬质合金，涂层材料为 TiAlN，涂层厚度为 5μm。工件材料为镍基高温合金GH4169，方程式如下 ：
运用有限元仿真软件进行切削仿真时，工件会在切削加工过程中产生塑性变形，网格区分的好坏是仿真模型成功与否的要害，若网格的区分不合理，常会出现网格畸变现象，影响模型塑性变形的迭代收敛性，导致仿真成果的准确性降低，乃至会使仿真无法进行。考虑了仿真精度及效率等归纳要素，本文的网格区分方法运用相对网格区分，并对工件和刀尖部分进行了局部区分，工件网格局部区分比率为 0.5，刀尖网格局部区分比率为 0.1，如图 3 所示。
1.3 摩擦模型及分离准则
在金属切削加工过程中，刀具与工件之间的摩擦不仅规律复杂且不可避免。软件 DEFORM 中提供的摩擦模型有以下 3 种：剪切摩擦模型、混合摩擦模型和库伦摩擦模型。目前，应用较为成熟且适用于模具接触的摩 擦类型为剪切摩擦模型，故本文有限元模型的摩擦类型选用为剪切摩擦模型。剪切摩擦模型方程式：
τf = uk
式中，τf 是摩擦力；k 是剪切屈服极限；u 是摩擦系数 (0 ≤ u ≤ 1)。
分离准则的选择将直接关系到仿真模型能否更 加真实地反映工件材料的物理性能和力学性能。本 文选用模型 Cockroft-Latham 来制定切屑分离准则， 并将临界值 D 设置为 500。
2 有限元仿真结果分析
2.1 刀具磨损对切削力的影响
选取不同后刀面磨损量 VB（0、0.1mm、0.2mm 和 0.3mm）的刀具模型，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数模拟 GH4169 切削过程。图 4 所示为 VB=0 时 X、Y 和 Z 方向切削力 的仿真结果，从仿真结果中可以明显看出，刚步入切削 过程时，X、Y 和 Z 方向的切削力都呈急剧增长趋势，过 了 4.30×10–3s 后，3 个方向的平均力均趋于稳定。仿真 过程中 X 方向切削力为进给方向的分力，Y 方向切削力 为切削速度方向的分力，其数值最大，Z 方向切削力为 切深方向的分力。
图 5 所示为不同后刀面磨损量下 X、Y 和 Z 方向切 削力曲线图。随着后刀面磨损量的增加，切削过程中 的挤压力和摩擦力不断增大，导致切削力也不断增加。 后刀面磨损量 VB 从 0.1mm 到 0.2mm，X、Z 方向的切 削力增幅不是很大，Y 方向切削力有明显增幅，这主要 是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm 之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Z 方向的切削力增幅不是很大，而 Y 方向切削力为主切削力，故数值增幅明显；当 VB 超过0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快；当 VB=0.3mm 时，其 Y 方向切削力相对于未磨损刀具增加了 4 倍左右，X、Z 方向的切削力相对于未磨损刀具增加了 2 倍左右。
2.2 刀具磨损对切削温度的影响
图 6 所示为不同后刀面磨损量下的切削温度仿真结果，从仿真结果中明显看出，当后刀面磨损量从 0 增 加到 0.2mm 时，最高切削温度升高了 258℃，这主要是由于随着后刀面磨损量的增加，切削刃变钝，摩擦力增加，热量增加，故刀具与工件接触区的最高切削温度增加。当 VB 到达0.3mm 时，刀具与工件接触区的最高切削温度为681℃，产生该现象的原因是由于刀尖处的磨损量过大导致切削过程中切深减小和接触面积增加，进而导致刀具与工件接触产生的热量变小、散热面积增加。
3 镍基高温合金车削试验验证
3.1 试验设备及装置
为了验证本文有限元仿真模型的准确性，进行了车削试验，图 7 为试验现场布局图。试验所用机床为数控车床，工件材料采用镍基高温合金 GH4169；刀具采用有断屑槽的 CNMG120408-MJ 刀片；切削力的测量采用 KISTLER 的压电式测力仪，压电式测力仪输出的电荷信号经过配套的电荷放大器放大，再经过数采箱实现数据采集；后刀面磨损量的测量采用超景深显微镜。
试验过程中，每次均选用一个未磨损的刀片在切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm的切削参数下分别按 13 组时间进行车削试验（13 组切削时间是 0.5~12.5min 内以 0.5min 为时间间隔进行选取的）。试验结束后，通过超景深分别对 13 组刀具进行测量。
如图 8 所示，选择后刀面磨损量约为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm 的 4 把刀片，切削时间分别为 0、2.5min、5min、9min。从已磨损的刀具上可以看出，在磨损区域的刀具呈亮白色，这主要是由于刀具与工件之间摩擦造成的涂层脱落。
3.2 结果分析与讨论
选取不同后刀面磨损量的 4 个刀片，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数下进行切削试验。本文以切削力平均值进行 研究分析，其刀具后刀面磨损加剧，X 方向进给力、Y 方向主切削力和 Z 方向切深抗力均有不同程度的增加。当 VB=0.1mm 时，X 方向的切削力较未磨损刀具增幅25.3%、Z 方向的切削力较未磨损刀具增幅 15.3%，Y 方向切削力增幅最为显著，较未磨损刀具增幅 38.5% ；当VB=0.2mm 时，X 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅21.7%、Z 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅 29.4%，Y方向切削力较 VB=0.1mm 时增幅 45.9%；当 VB=0.3mm时，X 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 139%、Z 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 147.3%，Y 方向切削力较 VB=0.2mm 时增幅 156.9%，相对于未磨损刀具增加了 4 倍多。这主要是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Y 和 Z 方向的切削力增幅不是很大，当 VB 超过 0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快。
图 9 为不同后刀面磨损量下切削力的试验与仿真对比图，其中刀具后刀面磨损量 VB=0 时，X、Y 和 Z方向的仿真铣削力误差范围在 6%~8% 之间，精度较高；当后刀面磨损量 VB=0.1mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 10%~13% 之间，精度较好；当后刀面磨损量 VB=0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 6%~20% 之间，精度一般；当后刀面磨损量 VB=0.3mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 15%~25.6% 之间，误差达到最大。随着后刀面磨损量的增加，误差随着增大，其原因一是可以归结于有限元模型建立时相应边界条件的简化；二是由于 GH4169 材料的本构关系模型是通过试验数据拟合而来，具有一定偏差，导致仿真结果与试验数值产生了一定误差。虽然仿真值与试验值有一定误差，然而从整体趋势上看，仿真与试验较为一致。所以建立的有限元仿真模型是符合实际的，对实际加工具有一定的指导意义。仿真与试验结果均表明后刀面磨损量超过0.2mm 时的切削力明显增大，刀具处于急剧磨损阶段，因此在镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具最优加工时间应选择在后刀面磨损量达到0.2mm 之前。
4 结论
本文利用有限元技术和试验相结合的方法，对镍基高温合金 GH4169 的切削过程进行了研究，分析了不同后刀面磨损量下的切削力及切削温度变化规律，得到了如下结论：
（1）随着后刀面磨损量的增加，切削力及切削温度逐渐增加。当 VB ＞ 0.2mm 时，切削力急剧增长，刀具达到了急剧磨损阶段。
（2）镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具的磨钝标准 VB 建议为 0.2mm。
镍基高温合金具有高温强度高、抗氧化性好、耐热性和耐腐蚀性强等特性，现已被广泛应用于航空航天领域，其主要应用于制作航空发动机的涡轮叶片、涡轮盘和凸轮轴等零部件 。可是，镍基高温合金材料因其导热系数低、塑性变形大等加工特性，常会导致切削力大、切削温度高、刀具磨损严峻和切屑不易折断等现象，很大程度上导致刀具寿数、工件表面质量及生产效率的降低。因而，研讨镍基高温合金切削过程中的刀具磨损特性对航空发动机零部件的生产加工具有重要意义。
1 建立车削有限元仿真模型
1.1 建立工件及刀具几何模型
运用软件树立刀具及工件几何模型。为了对不同磨损量下的刀具进行仿真，树立了不同后刀面磨损量的刀尖几许模型，后刀面磨损量 VB 分别为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm，如图 1 所示。为了保证仿真与实际工况更挨近、仿真功率更高，工件模型树立如图 2 所示的带有预切部分的三维模型。
1.2 刀具和工件的材料设置及网格划分
在本文的有限元仿真模型中，刀尖部分与工件部分分别设置为刚体与塑性体。刀具资料为硬质合金，涂层材料为 TiAlN，涂层厚度为 5μm。工件材料为镍基高温合金GH4169，方程式如下 ：
运用有限元仿真软件进行切削仿真时，工件会在切削加工过程中产生塑性变形，网格区分的好坏是仿真模型成功与否的要害，若网格的区分不合理，常会出现网格畸变现象，影响模型塑性变形的迭代收敛性，导致仿真成果的准确性降低，乃至会使仿真无法进行。考虑了仿真精度及效率等归纳要素，本文的网格区分方法运用相对网格区分，并对工件和刀尖部分进行了局部区分，工件网格局部区分比率为 0.5，刀尖网格局部区分比率为 0.1，如图 3 所示。
1.3 摩擦模型及分离准则
在金属切削加工过程中，刀具与工件之间的摩擦不仅规律复杂且不可避免。软件 DEFORM 中提供的摩擦模型有以下 3 种：剪切摩擦模型、混合摩擦模型和库伦摩擦模型。目前，应用较为成熟且适用于模具接触的摩 擦类型为剪切摩擦模型，故本文有限元模型的摩擦类型选用为剪切摩擦模型。剪切摩擦模型方程式：
τf = uk
式中，τf 是摩擦力；k 是剪切屈服极限；u 是摩擦系数 (0 ≤ u ≤ 1)。
分离准则的选择将直接关系到仿真模型能否更 加真实地反映工件材料的物理性能和力学性能。本 文选用模型 Cockroft-Latham 来制定切屑分离准则， 并将临界值 D 设置为 500。
2 有限元仿真结果分析
2.1 刀具磨损对切削力的影响
选取不同后刀面磨损量 VB（0、0.1mm、0.2mm 和 0.3mm）的刀具模型，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数模拟 GH4169 切削过程。图 4 所示为 VB=0 时 X、Y 和 Z 方向切削力 的仿真结果，从仿真结果中可以明显看出，刚步入切削 过程时，X、Y 和 Z 方向的切削力都呈急剧增长趋势，过 了 4.30×10–3s 后，3 个方向的平均力均趋于稳定。仿真 过程中 X 方向切削力为进给方向的分力，Y 方向切削力 为切削速度方向的分力，其数值最大，Z 方向切削力为 切深方向的分力。
图 5 所示为不同后刀面磨损量下 X、Y 和 Z 方向切 削力曲线图。随着后刀面磨损量的增加，切削过程中 的挤压力和摩擦力不断增大，导致切削力也不断增加。 后刀面磨损量 VB 从 0.1mm 到 0.2mm，X、Z 方向的切 削力增幅不是很大，Y 方向切削力有明显增幅，这主要 是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm 之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Z 方向的切削力增幅不是很大，而 Y 方向切削力为主切削力，故数值增幅明显；当 VB 超过0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快；当 VB=0.3mm 时，其 Y 方向切削力相对于未磨损刀具增加了 4 倍左右，X、Z 方向的切削力相对于未磨损刀具增加了 2 倍左右。
2.2 刀具磨损对切削温度的影响
图 6 所示为不同后刀面磨损量下的切削温度仿真结果，从仿真结果中明显看出，当后刀面磨损量从 0 增 加到 0.2mm 时，最高切削温度升高了 258℃，这主要是由于随着后刀面磨损量的增加，切削刃变钝，摩擦力增加，热量增加，故刀具与工件接触区的最高切削温度增加。当 VB 到达0.3mm 时，刀具与工件接触区的最高切削温度为681℃，产生该现象的原因是由于刀尖处的磨损量过大导致切削过程中切深减小和接触面积增加，进而导致刀具与工件接触产生的热量变小、散热面积增加。
3 镍基高温合金车削试验验证
3.1 试验设备及装置
为了验证本文有限元仿真模型的准确性，进行了车削试验，图 7 为试验现场布局图。试验所用机床为数控车床，工件材料采用镍基高温合金 GH4169；刀具采用有断屑槽的 CNMG120408-MJ 刀片；切削力的测量采用 KISTLER 的压电式测力仪，压电式测力仪输出的电荷信号经过配套的电荷放大器放大，再经过数采箱实现数据采集；后刀面磨损量的测量采用超景深显微镜。
试验过程中，每次均选用一个未磨损的刀片在切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm的切削参数下分别按 13 组时间进行车削试验（13 组切削时间是 0.5~12.5min 内以 0.5min 为时间间隔进行选取的）。试验结束后，通过超景深分别对 13 组刀具进行测量。
如图 8 所示，选择后刀面磨损量约为 0、0.1mm、0.2mm、0.3mm 的 4 把刀片，切削时间分别为 0、2.5min、5min、9min。从已磨损的刀具上可以看出，在磨损区域的刀具呈亮白色，这主要是由于刀具与工件之间摩擦造成的涂层脱落。
3.2 结果分析与讨论
选取不同后刀面磨损量的 4 个刀片，分别以切削速度 40m/min、进给量 0.1mm/r 和背吃刀量 0.5mm 的切削参数下进行切削试验。本文以切削力平均值进行 研究分析，其刀具后刀面磨损加剧，X 方向进给力、Y 方向主切削力和 Z 方向切深抗力均有不同程度的增加。当 VB=0.1mm 时，X 方向的切削力较未磨损刀具增幅25.3%、Z 方向的切削力较未磨损刀具增幅 15.3%，Y 方向切削力增幅最为显著，较未磨损刀具增幅 38.5% ；当VB=0.2mm 时，X 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅21.7%、Z 方向的切削力较 VB=0.1mm 时增幅 29.4%，Y方向切削力较 VB=0.1mm 时增幅 45.9%；当 VB=0.3mm时，X 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 139%、Z 方向的切削力较 VB=0.2mm 时增幅 147.3%，Y 方向切削力较 VB=0.2mm 时增幅 156.9%，相对于未磨损刀具增加了 4 倍多。这主要是由于后刀面磨损量在 0~0.2mm之间时，刀具处于正常磨损阶段，故 X、Y 和 Z 方向的切削力增幅不是很大，当 VB 超过 0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的切削力增长趋势都很显著，这主要是由于刀具磨损量增加到一定限度时，刀具达到了急剧磨损阶段，切削力急剧增高，刀具磨损速度加快。
图 9 为不同后刀面磨损量下切削力的试验与仿真对比图，其中刀具后刀面磨损量 VB=0 时，X、Y 和 Z方向的仿真铣削力误差范围在 6%~8% 之间，精度较高；当后刀面磨损量 VB=0.1mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 10%~13% 之间，精度较好；当后刀面磨损量 VB=0.2mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 6%~20% 之间，精度一般；当后刀面磨损量 VB=0.3mm 时，X、Y 和 Z 方向的仿真铣削力误差范围在 15%~25.6% 之间，误差达到最大。随着后刀面磨损量的增加，误差随着增大，其原因一是可以归结于有限元模型建立时相应边界条件的简化；二是由于 GH4169 材料的本构关系模型是通过试验数据拟合而来，具有一定偏差，导致仿真结果与试验数值产生了一定误差。虽然仿真值与试验值有一定误差，然而从整体趋势上看，仿真与试验较为一致。所以建立的有限元仿真模型是符合实际的，对实际加工具有一定的指导意义。仿真与试验结果均表明后刀面磨损量超过0.2mm 时的切削力明显增大，刀具处于急剧磨损阶段，因此在镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具最优加工时间应选择在后刀面磨损量达到0.2mm 之前。
4 结论
本文利用有限元技术和试验相结合的方法，对镍基高温合金 GH4169 的切削过程进行了研究，分析了不同后刀面磨损量下的切削力及切削温度变化规律，得到了如下结论：
（1）随着后刀面磨损量的增加，切削力及切削温度逐渐增加。当 VB ＞ 0.2mm 时，切削力急剧增长，刀具达到了急剧磨损阶段。
（2）镍基高温合金 GH4169 车削精加工过程中，硬质合金刀具的磨钝标准 VB 建议为 0.2mm。
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