单晶锗微切削温度场建模及实验分析

针对单晶锗微切削热传导问题，采用移动热源法分别建立了在剪切滑移面热源和前刀面摩擦热源作用下单晶锗的微切削温升理论模型，计算了单晶锗三种切削速度下的最高切削温度，同时以同类硬脆性材料单晶硅的切削温度对此模型进行了验证。通过单点金刚石车削实验，利用红外热像仪对单晶锗微切削过程中的温度进行了在线测量。实验测量结果与模型计算结果对比发现，不同切削速度下，单晶锗的最高切削温度变化趋势一致，切削速度越大温度越高，其相对误差在2.56%～6.64%之间；单晶硅的最高切削温度相对误差为3.84%。模型能够对单晶锗及同类硬脆性材料的温度场进行较准确的预测，为研究其热效应提供进一步理论支持。

团购合买资源类别：文库，文档格式：PDF，文档页数：9，文件大小：1.55MB

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 单晶储微切削温度场建模及实验分析李金乐李珊杨晓京杨沆林马一鸣 Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium LI Jin-le,LI Shan,YANG Xiao-jing.YANG Hang-lin,MA Yi-ming 引用本文：李金乐，李珊，杨晓京，杨沆林，马一鸣.单晶锗微切削温度场建模及实验分析工程科学学报，2020,42(11：1499-1506. doi10.13374j.issn2095-9389.2019.11.21.003 LI Jin-le,LI Shan,YANG Xiao-jing,YANG Hang-lin,MA Yi-ming.Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(11):1499-1506.doi:10.13374/j.issn2095- 9389.2019.11.21.003 在线阅读View online:https::/doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.11.21.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 新型硬质合金微坑车刀切削能对比研究与预测 Performance comparison and prediction of cutting energy of new cemented carbide micro-pit turning tool 工程科学学报.2017,398：1207 https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.08.010 临床外科手术中骨切削技术的研究现状及进展 A review of bone cutting in surgery 工程科学学报.2019,41(6：709 https:doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.002 组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 工程科学学报.2020.42(10：1343 https:doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.11.06.001 微热管阵列应用于锂电池模块的散热实验 Experiment on heat dispersion of lithium-ion battery based on micro heat pipe array 工程科学学报.2018,40(1：120 https:/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2018.01.015 单晶硅脆塑转变临界厚度的原位实验 In-situ experiment on critical thickness of brittle-ductile transition of single-crystal silicon 工程科学学报.2019,41(3：343 https:oi.org10.13374j.issn2095-9389.2019.03.007 基于实验与3D-CAFE法的高硅钢铸锭凝固行为 Solidification behavior of high-silicon steel based on experimental and 3D-CAFE method 工程科学学报.2017,393：360htps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.03.007

单晶锗微切削温度场建模及实验分析李金乐李珊杨晓京杨沆林马一鸣 Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium LI Jin-le, LI Shan, YANG Xiao-jing, YANG Hang-lin, MA Yi-ming 引用本文: 李金乐, 李珊, 杨晓京, 杨沆林, 马一鸣. 单晶锗微切削温度场建模及实验分析[J]. 工程科学学报, 2020, 42(11): 1499-1506. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.21.003 LI Jin-le, LI Shan, YANG Xiao-jing, YANG Hang-lin, MA Yi-ming. Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(11): 1499-1506. doi: 10.13374/j.issn2095- 9389.2019.11.21.003 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.21.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 新型硬质合金微坑车刀切削能对比研究与预测 Performance comparison and prediction of cutting energy of new cemented carbide micro-pit turning tool 工程科学学报. 2017, 39(8): 1207 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.08.010 临床外科手术中骨切削技术的研究现状及进展 A review of bone cutting in surgery 工程科学学报. 2019, 41(6): 709 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.002 组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 工程科学学报. 2020, 42(10): 1343 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001 微热管阵列应用于锂电池模块的散热实验 Experiment on heat dispersion of lithium-ion battery based on micro heat pipe array 工程科学学报. 2018, 40(1): 120 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.015 单晶硅脆塑转变临界厚度的原位实验 In-situ experiment on critical thickness of brittle-ductile transition of single-crystal silicon 工程科学学报. 2019, 41(3): 343 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.007 基于实验与3D-CAFE法的高硅钢铸锭凝固行为 Solidification behavior of high-silicon steel based on experimental and 3D-CAFE method 工程科学学报. 2017, 39(3): 360 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.007

工程科学学报.第42卷，第11期：1499-1506.2020年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.11:1499-1506,November 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.21.003;http://cje.ustb.edu.cn 单晶锗微切削温度场建模及实验分析李金乐，李珊)四，杨晓京)，杨沆林2)，马一鸣) 1)昆明理工大学机电工程学院，昆明6505002)昆明南旭光电技术有限公司，昆明650214 ☒通信作者，E-mail:624814911@qq.com 摘要针对单晶储微切削热传导问题，采用移动热源法分别建立了在剪切滑移面热源和前刀面摩擦热源作用下单晶储的微切削温升理论模型，计算了单晶锗三种切削速度下的最高切削温度，同时以同类硬脆性材料单品硅的切削温度对此模型进行了验证.通过单点金刚石车削实验，利用红外热像仪对单品锗微切削过程中的温度进行了在线测量.实验测量结果与模型计算结果对比发现，不同切削速度下，单晶锗的最高切削温度变化趋势一致，切削速度越大温度越高，其相对误差在 2.56%~6.64%之间：单晶硅的最高切削温度相对误差为3.84%.模型能够对单晶储及同类硬脆性材料的温度场进行较准确的预测.为研究其热效应提供进一步理论支持关键词温度场：热传导：单晶储：红外热像仪：切削速度：微切削分类号TG501.4 Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium LI Jin-le,LI Shan,YANG Xiao-jing.YANG Hang-lin.MA Yi-ming) 1)Faculty of Mechanical and Electrical Engineering,Kunming University of Science and Technology,Kunming 650500,China 2)Kunming Nanxu Optoelectronics Technology Co.Ltd.,Kunming 650214,China Corresponding author,E-mail:624814911@qq.com ABSTRACT Single crystal germanium is an important infrared optical material,which is widely used in defense industry, microelectronics,and other fields.It is extremely difficult to achieve the required surface quality by conventional processing methods due to its hardness and brittleness.Practically,single-point diamond tool is used for micro-cutting.During the micro-cutting process of single crystal germanium,the change of cutting temperature leads to increased tool wear and material surface hardening,which results in poor surface quality and also reduces processing accuracy.Therefore,analyzing the micro-cutting temperature distribution of single crystal germanium has become the key to better understanding its heat transfer mechanism and for improving product quality and efficiency.Aiming to analyze heat transfer mechanism of single crystal germanium micro-cutting,the moving heat source method was used.It establishes the theoretical model with temperature rise during micro-cutting of single crystal germanium under the action of the heat source of the shear slip surface and the friction heat source of the rake face and the chip,respectively.The maximum cutting temperature of germanium at three cutting speeds,and the model was verified with the cutting temperature of homogeneous hard and brittle material single crystal silicon.Through a single-point diamond turning experiment,an infrared thermal imager was used to measure the temperature of the single crystal germanium micro-cutting process online.When experimental measurement results and the model calculation results are compared,it revealed that the maximum cutting temperature of single crystal germanium has displayed same trend under different cutting speeds,which is that the cutting temperature is directly proportional to the cutting speed.The relative 收稿日期：2019-11-21 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51765027)

单晶锗微切削温度场建模及实验分析李金乐1)，李珊1) 苣，杨晓京1)，杨沆林2)，马一鸣1) 1) 昆明理工大学机电工程学院，昆明 650500 2) 昆明南旭光电技术有限公司，昆明 650214 苣通信作者，E-mail：624814911@qq.com 摘要针对单晶锗微切削热传导问题，采用移动热源法分别建立了在剪切滑移面热源和前刀面摩擦热源作用下单晶锗的微切削温升理论模型，计算了单晶锗三种切削速度下的最高切削温度，同时以同类硬脆性材料单晶硅的切削温度对此模型进行了验证. 通过单点金刚石车削实验，利用红外热像仪对单晶锗微切削过程中的温度进行了在线测量. 实验测量结果与模型计算结果对比发现，不同切削速度下，单晶锗的最高切削温度变化趋势一致，切削速度越大温度越高，其相对误差在 2.56%～6.64% 之间；单晶硅的最高切削温度相对误差为 3.84%. 模型能够对单晶锗及同类硬脆性材料的温度场进行较准确的预测，为研究其热效应提供进一步理论支持. 关键词温度场；热传导；单晶锗；红外热像仪；切削速度；微切削分类号 TG501.4 Modeling and experimental analysis of micro-cutting temperature on single crystal germanium LI Jin-le1) ，LI Shan1) 苣，YANG Xiao-jing1) ，YANG Hang-lin2) ，MA Yi-ming1) 1) Faculty of Mechanical and Electrical Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650500, China 2) Kunming Nanxu Optoelectronics Technology Co. Ltd., Kunming 650214, China 苣 Corresponding author, E-mail: 624814911@qq.com ABSTRACT Single crystal germanium is an important infrared optical material, which is widely used in defense industry, microelectronics, and other fields. It is extremely difficult to achieve the required surface quality by conventional processing methods due to its hardness and brittleness. Practically, single-point diamond tool is used for micro-cutting. During the micro-cutting process of single crystal germanium, the change of cutting temperature leads to increased tool wear and material surface hardening, which results in poor surface quality and also reduces processing accuracy. Therefore, analyzing the micro-cutting temperature distribution of single crystal germanium has become the key to better understanding its heat transfer mechanism and for improving product quality and efficiency. Aiming to analyze heat transfer mechanism of single crystal germanium micro-cutting, the moving heat source method was used. It establishes the theoretical model with temperature rise during micro-cutting of single crystal germanium under the action of the heat source of the shear slip surface and the friction heat source of the rake face and the chip, respectively. The maximum cutting temperature of germanium at three cutting speeds, and the model was verified with the cutting temperature of homogeneous hard and brittle material single crystal silicon. Through a single-point diamond turning experiment, an infrared thermal imager was used to measure the temperature of the single crystal germanium micro-cutting process online. When experimental measurement results and the model calculation results are compared, it revealed that the maximum cutting temperature of single crystal germanium has displayed same trend under different cutting speeds, which is that the cutting temperature is directly proportional to the cutting speed. The relative 收稿日期: 2019−11−21 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51765027）工程科学学报，第 42 卷，第 11 期：1499−1506，2020 年 11 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 11: 1499−1506, November 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.21.003; http://cje.ustb.edu.cn

·1500 工程科学学报，第42卷，第11期 error is found to be between 2.56%and 6.64%.The relative error of the maximum cutting temperature is 3.84%.The model can accurately predict the temperature field of single crystal germanium and also for similar hard and brittle materials,providing further theoretical support for analyzing its thermal effects. KEY WORDS temperature field;heat conduction;single crystal germanium;infrared thermal camera;cutting speed;micro-cutting 微切削技术作为一个新兴的前沿技术领域，下前刀面的温升计算模型和第二变形区热源作用在微机电系统、光学透镜、半导体及微电子加工下的前刀面温升计算模型.Hu等0基于半无限边中广泛应用-刘单晶锗作为一种重要的红外光学界理论和非均匀热分区模型，提出了一种三维温材料，广泛应用于国防军工、通讯等微制造领域，度预测模型，预测计算结果表明刀具前刀面最高在微切削过程中，切削温度对工件的表面质量和温度区域并不在切削刃上，而是在切削刃附近加工精度、刀具的磨损等都有重要的影响]因尽管对切削温度的预测模型进行了大量的研此，研究单晶锗微切削温度的分布对理解其切削究，但以往学者主要集中在高速连续切削温度建传热机理、提高产品的质量和生产效率具有重要模和刀具温度建模，然而对微切削加工单晶锗等的理论意义硬脆性材料的温度场研究较少，因此，本文首先采切削温度的研究方法主要有数学解析法阿、数用移动热源法，在考虑镜像热源影响下，分别建立值法-)、实验测量法和热源法例等.在切削加工了单晶锗剪切滑移面热源和刀具前刀面摩擦热源中，不同材料的热源形态和大小各不相同，并且都作用下的温升模型：然后通过红外热像仪对单品具有动态性.因此，很多加工过程中的导热问题无锗微切削过程中的切削温度进行了在线测量：最法通过数学解析法或数值法得到精确的解，而实后对不同切削速度下的实验测量结果与模型计算验测量成本高、耗时长，所以热源法的简便直观性结果进行分析受到研究者们的广泛关注.Dessoly等uo1采用移动热源法建立了车削过程中刀具的温度计算模型， 1切削传热模型的建立通过红外摄像机测量了不同切削条件下刀具的温度分布.Tanveer等山开发了一种在喷涂切削液条材料切削加工过程中，会有大量的切削热进件下，切削钛合金的刀具温度预测模型，并通过热入工件、刀具和切屑，由于实际加工材料尺寸较电偶技术验证了模型的准确性.Zhang等基于大，而热量一般只在刀屑接触区产生较高的温度，移动热源法建立了刀-屑接触面温度预测模型，因此，为了降低计算量，本文只选取刀具-工件接通过有限元仿真验证了模型的准确度.Mamedov 触的部分进行分析.切削传热模型如图1所示，切与Lazoglu!1提出了一个有限元模型，用于预测削过程中热量主要来源于三个切屑变形区，分别 Ti-6A1-4V在各种切削条件下的微铣削过程中的是剪切滑移变形区OO14A、切屑与前刀面的摩擦刀具和工件温度场.Siva等采用有限元法对温区OO,BB、刀具后刀面与已加工表面的摩擦区度变化进行了建模，仿真与实验结果表明切削速 OOC1C.图中，a为切屑厚度，cm;aw为切屑宽度是影响切削温度的主要参数.郭开文等通过对不同导热系数下热传导微分方程的求解，获得了在双椭球和半椭球热源作用下的三维温度场解 Tool 析模型.张士军等研究了涂层对刀具切削温度的影响，采用数学解析法推导了单涂层刀具内部的温度计算公式，通过计算认为涂层的厚度对刀具温度的影响随着热流密度的增加而增大.汪圣 Workpiece 飞等7研究了KDP晶体切削温度对切屑微观形貌的影响.占刚等8通过DEFORM-3D仿真分析了刀尖前刀面温度变化，认为切削温度与剪切能和摩擦能呈正相关关系.岳彩旭等在考虑时变性热强度和热量分配比的情况下，采用移动热源图1切削传热模型法，分别建立了铣削过程中第一变形区热源作用 Fig.I Cutting heat transfer model

error is found to be between 2.56% and 6.64%. The relative error of the maximum cutting temperature is 3.84%. The model can accurately predict the temperature field of single crystal germanium and also for similar hard and brittle materials, providing further theoretical support for analyzing its thermal effects. KEY WORDS temperature field；heat conduction；single crystal germanium；infrared thermal camera；cutting speed；micro-cutting 微切削技术作为一个新兴的前沿技术领域，在微机电系统、光学透镜、半导体及微电子加工中广泛应用[1−2] . 单晶锗作为一种重要的红外光学材料，广泛应用于国防军工、通讯等微制造领域，在微切削过程中，切削温度对工件的表面质量和加工精度、刀具的磨损等都有重要的影响[3−5] . 因此，研究单晶锗微切削温度的分布对理解其切削传热机理、提高产品的质量和生产效率具有重要的理论意义. 切削温度的研究方法主要有数学解析法[6]、数值法[7−8]、实验测量法和热源法[9] 等. 在切削加工中，不同材料的热源形态和大小各不相同，并且都具有动态性. 因此，很多加工过程中的导热问题无法通过数学解析法或数值法得到精确的解，而实验测量成本高、耗时长，所以热源法的简便直观性受到研究者们的广泛关注. Dessoly 等[10] 采用移动热源法建立了车削过程中刀具的温度计算模型，通过红外摄像机测量了不同切削条件下刀具的温度分布. Tanveer 等[11] 开发了一种在喷涂切削液条件下，切削钛合金的刀具温度预测模型，并通过热电偶技术验证了模型的准确性. Zhang 等[12] 基于移动热源法建立了刀–屑接触面温度预测模型，通过有限元仿真验证了模型的准确度. Mamedov 与 Lazoglu[13] 提出了一个有限元模型，用于预测 Ti–6Al–4V 在各种切削条件下的微铣削过程中的刀具和工件温度场. Silva 等[14] 采用有限元法对温度变化进行了建模，仿真与实验结果表明切削速度是影响切削温度的主要参数. 郭开文等[15] 通过对不同导热系数下热传导微分方程的求解，获得了在双椭球和半椭球热源作用下的三维温度场解析模型. 张士军等[16] 研究了涂层对刀具切削温度的影响，采用数学解析法推导了单涂层刀具内部的温度计算公式，通过计算认为涂层的厚度对刀具温度的影响随着热流密度的增加而增大. 汪圣飞等[17] 研究了 KDP 晶体切削温度对切屑微观形貌的影响. 占刚等[18] 通过 DEFORM–3D 仿真分析了刀尖前刀面温度变化，认为切削温度与剪切能和摩擦能呈正相关关系. 岳彩旭等[19] 在考虑时变性热强度和热量分配比的情况下，采用移动热源法，分别建立了铣削过程中第一变形区热源作用下前刀面的温升计算模型和第二变形区热源作用下的前刀面温升计算模型. Hu 等[20] 基于半无限边界理论和非均匀热分区模型，提出了一种三维温度预测模型，预测计算结果表明刀具前刀面最高温度区域并不在切削刃上，而是在切削刃附近. 尽管对切削温度的预测模型进行了大量的研究，但以往学者主要集中在高速连续切削温度建模和刀具温度建模，然而对微切削加工单晶锗等硬脆性材料的温度场研究较少. 因此，本文首先采用移动热源法，在考虑镜像热源影响下，分别建立了单晶锗剪切滑移面热源和刀具前刀面摩擦热源作用下的温升模型；然后通过红外热像仪对单晶锗微切削过程中的切削温度进行了在线测量；最后对不同切削速度下的实验测量结果与模型计算结果进行分析. 1 切削传热模型的建立材料切削加工过程中，会有大量的切削热进入工件、刀具和切屑，由于实际加工材料尺寸较大，而热量一般只在刀屑接触区产生较高的温度，因此，为了降低计算量，本文只选取刀具–工件接触的部分进行分析. 切削传热模型如图 1 所示，切削过程中热量主要来源于三个切屑变形区，分别是剪切滑移变形区 OO1A1A、切屑与前刀面的摩擦区 OO1B1B、刀具后刀面与已加工表面的摩擦区 OO1C1C. 图中， a0 为切屑厚度， cm； aw 为切屑宽 δ β ac aw A1 A B O C O B1 1 C1 a0 Tool Workpiece γ0 图 1 切削传热模型 Fig.1 Cutting heat transfer model · 1500 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

李金乐等：单晶绪微切削温度场建模及实验分析 1501· 度，cm;a为切削厚度，cm;%为刀具前角，；B为剪切角，；6为楔角，° 在切削变形过程中，将变形区看作热源，针对图1切削传热模型，根据固体传热原理可建立如公式(1)的切削传热方程. (+ (1) 01 其中，0为任意点M(x,y,)的温升，℃；1为时间， S;1为热导率，Jcms.℃；c为比热容，Jg.℃； Workpiece p为密度，gcm3, 为了简化计算，将三个热源作用下的温度场困2剪切滑移面热源及镜向热源分开独立计算，然后将温度叠加，由于微切削过程 Fig.2 Shear slip surface heat source and mirror heat source 中，刀具后刀面与已加工表面摩擦较小，可忽略其热源的影响，所以切削区任意点M的温度为 a=爱ek (3) 2a T=0s+0f+To (2) 式中，e为切屑流动速度，cms;v=vK,v为切削其中，0，为剪切面热源作用下引起的温升，℃：速度，cms;K=sin(计f)/sinB为切屑收缩系数.如 0为切屑与前刀面摩擦热源作用下引起的温升，图1所示，B为剪切角，°；6为楔角，°；a为热扩散 ℃；To为环境温度，20℃. 率，cm2s;a=Jpc;X为任意点M在x轴上到dl的边界条件假设：距离，cm,且=x-x1,x为任意点M在动坐标系中 (1)切屑两侧面和上平面与空气对流换热，不的坐标，x1为热源dl的动坐标系坐标；R为任一点添加冷却液时，对流换热系数较小，故将其作为绝 M到dl的空间距离，cm,R=V(x-x)2+0y-y)P;4s 热边界处理：为awdl的热源强度，Jcms;Ko()为修正的贝 (2)刀具前刀面与切屑下平面有热传导，根据塞尔函数. 切削原理，刀具前刀面塑性变形产生的热量大部根据经验公式四，切削过程中传入切屑内的热分传入切屑，只有小部分进入工件，将传入切屑的量Q。,J,如公式(4)所示，这些热量主要由两部分热量作为热源强度，则此平面也作为绝热边界组成，一部分是剪切变形带来的热量Q,:另一部处理；分是前刀面与切屑摩擦带来的热量Q,J:设”s、 (3)工件未加工表面与空气对流，由于不喷涂 r分别为Q、Q在Q。中所占的比例，则：切削液时，对流换热系数较小，故将其也作为绝热 F2v Cc= (4) 边界处理 J Qs=Qens:Qr=Qcnt 2模型的计算 sinBI (5) 21剪切面滑移变形热源作用下的温度场 I=Ksin6+水=1-m 采用镜像热源法，对切屑的上下绝热面复映其中，B1为摩擦角，23.7°；F2为切削力，N;J为热两个镜像面热源AO2O2141、O42421O1,如图2所功当量，gcm. 示.在宽度方向上，剪切面热源OO41对两侧绝热由公式(4)~(5)可以得出，剪切面热源的强面复映后，形成一个沿着OO1方向无限长的带状度为；热源，宽度为lcose,在此坐标系下，切屑只在x轴、 9sm 号0 (6 dw Jawl y轴方向有温升，而在：轴方向没有温度变化.因而awdl窄带状的热源强度为：此可将此三维问题转化为求二维热传导问题，将剪切面热源分成无数个awd山的微小窄带状热源， 9s=qsmdl (7) 任意带状热源都以速度运动，热源强度为9s,根故公式(3)可写为：据移动线热源热传导2，对热源全长1进行积分可 do =9smdl e vVx2+Y2 2πA .K0 8 得剪切面热源作用下任意点的温升，如公式(3) 2aK

度，cm；ac 为切削厚度，cm；γ0 为刀具前角，°；β 为剪切角，°；δ 为楔角，°. 在切削变形过程中，将变形区看作热源，针对图 1 切削传热模型，根据固体传热原理可建立如公式（1）的切削传热方程. ρc ∂θ ∂t = λ ( ∂ 2 θ ∂x 2 + ∂ 2 θ ∂y 2 + ∂ 2 θ ∂z 2 ) （1）其中，θ 为任意点 M（x，y，z）的温升，℃；t 为时间， s；λ 为热导率，J·cm−1·s−1 ·℃−1 ；c 为比热容，J·g−1 ·℃−1 ； ρ 为密度，g·cm−3 . 为了简化计算，将三个热源作用下的温度场分开独立计算，然后将温度叠加，由于微切削过程中，刀具后刀面与已加工表面摩擦较小，可忽略其热源的影响，所以切削区任意点 M 的温度为 T = θs +θf1 +T0 （2）其中， θs 为剪切面热源作用下引起的温升，℃ ； θf1 为切屑与前刀面摩擦热源作用下引起的温升， ℃；T0 为环境温度，20 ℃. 边界条件假设：（1）切屑两侧面和上平面与空气对流换热，不添加冷却液时，对流换热系数较小，故将其作为绝热边界处理；（2）刀具前刀面与切屑下平面有热传导，根据切削原理，刀具前刀面塑性变形产生的热量大部分传入切屑，只有小部分进入工件，将传入切屑的热量作为热源强度，则此平面也作为绝热边界处理；（3）工件未加工表面与空气对流，由于不喷涂切削液时，对流换热系数较小，故将其也作为绝热边界处理. 2 模型的计算 2.1 剪切面滑移变形热源作用下的温度场采用镜像热源法，对切屑的上下绝热面复映两个镜像面热源 AO2O21A1、 OA2A21O1，如图 2 所示. 在宽度方向上，剪切面热源 OO1A1 对两侧绝热面复映后，形成一个沿着 OO1 方向无限长的带状热源，宽度为 lcosε，在此坐标系下，切屑只在 x 轴、 y 轴方向有温升，而在 z 轴方向没有温度变化. 因此可将此三维问题转化为求二维热传导问题，将剪切面热源分成无数个 aw·dl 的微小窄带状热源，任意带状热源都以速度 v0 运动，热源强度为 qs，根据移动线热源热传导[21] ，对热源全长 l 进行积分可得剪切面热源作用下任意点的温升，如公式（3）. dθs = qs 2πλ · e − X(vc) 2a ·K0 [ R(−vc) 2a ] （3） R = √ (x− x1) 2 +(y−y1) 2 式中， vc 为切屑流动速度，cm·s−1 ；vc=v/K，v 为切削速度，cm·s−1 ；K=sin(δ+β)/sinβ 为切屑收缩系数. 如图 1 所示，β 为剪切角，°；δ 为楔角，°；a 为热扩散率，cm2 ·s−1 ；a=λ/ρc；X 为任意点 M 在 x 轴上到 dl 的距离，cm，且 X=x−x1，x 为任意点 M 在动坐标系中的坐标，x1 为热源 dl 的动坐标系坐标；R 为任一点 M 到 dl 的空间距离，cm，；qs 为 aw·dl 的热源强度，J·cm−1·s−1 ；K0 (u) 为修正的贝塞尔函数. 根据经验公式[9] ，切削过程中传入切屑内的热量 Qc，J，如公式（4）所示，这些热量主要由两部分组成，一部分是剪切变形带来的热量 Qs，J；另一部分是前刀面与切屑摩擦带来的热量 Qf， J；设 ηs、 ηf 分别为 Qs、Qf 在 Qc 中所占的比例，则： Qc = Fzv J （4）    Qs = Qcηs ;Qf = Qcηf ηf = sinβ1 Ksin(δ+β1) ;ηs = 1−ηf （5）其中，β1 为摩擦角，23.7°； Fz 为切削力，N；J 为热功当量，g·cm·J−1 . 由公式（4）～（5）可以得出，剪切面热源的强度为； qsm = Qs awl = Fzvηs Jawl （6）而 aw·dl 窄带状的热源强度为： qs = qsmdl （7）故公式（3）可写为： dθs = qsmdl 2πλ · e − X(−v) 2aK ·K0   −v √ X2 +Y 2 2aK   （8） δ ac aw A1 dlcoaε ε lcoaε A2 M(x,y,z) A21 A O x z O1 y O2 O21 a0 Tool Workpiece 图 2 剪切滑移面热源及镜向热源 Fig.2 Shear slip surface heat source and mirror heat source 李金乐等：单晶锗微切削温度场建模及实验分析 · 1501 ·

1502 工程科学学报.第42卷.第11期对公式(8)中d从0到1进行积分，当=0时， x1=0;当曰时，x1=cose,d=dlcose,则 &。学婴买设r 0 -1 x1,Y=y-y,y=xtane, =1.0 -2 -=0.8 = e lcos =0.6 =05 2nAcoss Jo -4 =0.4 -v(x-x1)2+y-xItana)2 -5 Ko (9) 2aK 6 -5-4-3-2-10123456 心由于OO,附近XOZ面温升较大的区域是研究图3p,)函数图像的主要关注点，而切削过程速度较高，可认为 Fig.3 Function image of i(p,) OO附近各点温升相等，因此，将问题简化为只求 2.2前刀面摩擦热源作用下的温度场剪切变形功所产生的OO1各点温升，此时=0，如图4所示，采用镜像热源法，在刀具前刀面 =0则(9)式可写为：与切屑接触的区域内，作用一个摩擦热源面 qsm e.Ko -vxI V1+tan2s 2π入cosgJ0 dxi OOB1B,由于切屑两个侧面和上下平面与空气对 2aK 流换热，将其边界作绝热处理，对切屑的两个侧面 (10) 镜像为两个热源面O2B1B21O21、O2B2B21O21,此时，设x1(1+tan2e)P2aK=x2 aKcose=-,则x1= 三维问题转化为在无限长有限宽面热源作用下， 2aKcose(u/v).dx=(2aKcose/v)du; 求解OB温度场的问题当x1=0时，=0，当x1=cos=时，=vl2aK,于是 0os=9smak viak eucoss.Kolu]du (11) 2πvJ0 Tool 将(11)式积分部分进行标准化，设p=v2aK, =cos,则其积分部分的标准形式为： O B,0 p.)=Koluldu (12) O 由表1工件材料及切削参数可计算得p=vl2aK 1.5,根据图3所示ip,)函数图像，当p大于1时， ip,l,则 Workpiece 0os=gmak=Fzvns sin(6+B)a (13) 2πlv πJawlsinBA 图4前刀面摩擦热源及其镜像热源 Fig.4 Rake surface friction heat source and its mirror heat source 表1工件材料及切削参数四 Table 1 Workpiece material and cutting parameters 将摩擦面OO1B1B分成若干awdr的窄带状热源，当d→0时，可以看作是一条无限长线热源 Parameter Value 运用移动线热源法对全长OB进行积分，可得切屑 Thermal conductivity/(J-cmsC-) 0.013 内任一点M的温升公式 Density/(gcm) 5.327 Specific heat/gg.℃- R(-Ve) 0.31 (15) 2a Shear angle/() 30 即 Wedge angle/() 80 Vx-x)2+2 若考虑镜像热源面O42421O1的作用，则OO1处 2aK 温升为： (16) 0s=9smak=2Fzv7ssin(6+B)a (14) 其中，X为任一点M在动坐标系中的位置，X=一x1: 2πv πJawlsinBa R为任一点M在动坐标系中到热源awdr的距离

对公式（8）中 dl 从 0 到 l 进行积分，当 l=0 时， x1=0；当 l=l 时，x1=lcosε，dx1=dlcosε，则 θs = qsmdl 2πλ r l cosε 0 e − X(−v) 2aK ·K0 [ −v √ X2+Y 2 2aK ] dx1 设 X=x− x1，Y=y−y1，y1=x1 tanε，故 θs = qsm 2πλcosε w l cosε 0 e − −v(x−x1 ) 2aK · K0   −v √ (x− x1) 2 +(y− x1 tanε) 2 2aK   dx1 （9）由于 OO1 附近 XOZ 面温升较大的区域是研究的主要关注点，而切削过程速度较高，可认为 OO1 附近各点温升相等，因此，将问题简化为只求剪切变形功所产生的 OO1 各点温升，此时 x=0， y=0 则（9）式可写为： θos = qsm 2πλcosε w l cosε 0 e − −vx1 2aK ·K0   −vx1 √ 1+tan2ε 2aK   dx1 （10）设 vx1 (1+tan2 ε) 1/2/2aK= vx1 /2aKcosε=u，则 x1= 2aKcosε(u/v)，dx1=(2aKcosε/v)du；当 x1=0 时，u=0，当 x1=lcosε=时，u=vl/2aK，于是 θos = qsmaK 2πλv w vl/2aK 0 e −ucosε ·K0 [u]du （11）将（11）式积分部分进行标准化，设 p=vl/2aK， ξ=cosε，则其积分部分的标准形式为： i(p, ξ) = w p 0 e −ξuK0[u]du （12）由表 1 工件材料及切削参数可计算得 p=vl/2aK> 1.5，根据图 3 所示 i(p，ξ) 函数图像，当 p 大于 1 时， i(p，ξ)≈1，则 θos = qsmaK 2πλv = Fzvηs sin(δ+β)a πJawlsinβλ （13）若考虑镜像热源面 OA2A21O1 的作用，则 OO1 处温升为： θos = qsmaK 2πλv = 2Fzvηs sin(δ+β)a πJawlsinβλ （14） 2.2 前刀面摩擦热源作用下的温度场如图 4 所示，采用镜像热源法，在刀具前刀面与切屑接触的区域内，作用一个摩擦热源面 OO1B1B，由于切屑两个侧面和上下平面与空气对流换热，将其边界作绝热处理，对切屑的两个侧面镜像为两个热源面 O2B1B21O21、O2B2B21O21，此时，三维问题转化为在无限长有限宽面热源作用下，求解 OB 温度场的问题. 将摩擦面 OO1B1B 分成若干 aw·dx 的窄带状热源，当 dx→0 时，可以看作是一条无限长线热源. 运用移动线热源法对全长 OB 进行积分，可得切屑内任一点 M 的温升公式. dθf = 2qfs 2πλ · e − X(−vc) 2a ·K0 [ R(−vc) 2a ] （15）即 θos = qfm πλ w l 0 e − −v(x−x1 ) 2aK ·K0   −v √ (x− x1) 2 +y 2 2aK   dx1 （16）其中，X 为任一点 M 在动坐标系中的位置，X=x−x1； R 为任一点 M 在动坐标系中到热源 aw·dx 的距离，表 1 工件材料及切削参数[22] Table 1 Workpiece material and cutting parameters Parameter Value Thermal conductivity/(J·cm−1·s−1 ·℃−1) 0.013 Density/(g·cm−3) 5.327 Specific heat/(J·g−1 ·℃−1) 0.31 Shear angle/(°) 30 Wedge angle/(°) 80 2 1 0 −1 −2 −3 −4 −5 −6 0 1 2 3 4 5 6 p i(p, ξ) −6 −5 −4 −3 −2 −1 ξ=1.0 ξ=0.8 ξ=0.6 ξ=0.5 ξ=0.4 图 3 i(p，ξ) 函数图像 Fig.3 Function image of i (p, ξ) δ ac aw dx ε O3 B3 B1 B M(x,y,z) B1 O x z O1 y O2 B21 B31 O21 O31 a0 Tool Workpiece 图 4 前刀面摩擦热源及其镜像热源 Fig.4 Rake surface friction heat source and its mirror heat source · 1502 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

李金乐等：单晶绪微切削温度场建模及实验分析 ·1503 cm,且R=Vr-x)2+y2;9s为awdr的热源强度，型进行计算验证.选用切削速度v=100mmin, J-cms;gs=qm'dx,J-cm-s 进给速度f=5 mm:min,切削深度ap=I0μm为加现在，仅需计算OB温升，此时y=O. 工参数，运用模型计算单晶硅在切削过程中第二设u=7ar-则=x+2ak台d- -V 2ak du 变形区的最高温度，将其理论结果与文献24的实验值进行对比，如图5所示.通过对比发现，当0时u=浆当1时，=之 2aK 刀-屑接触界面温度场理论值在变化趋势上与实 4-2e置ekw=2k 验值相一致，随着切削的进行，切削温度逐渐 πv J- v 升高，进入稳定切削阶段后切削温度会保持短暂 -Vx 的稳定，此时温度达到最高，理论与实验最高切削温度相对误差为3.84%，进而说明了该模型对研究同类硬脆性材料单晶硅的切削温度具有一定的适。小-} 用性 17) 28.0 分别计算O点和B点温升，计算O点时，=O, -Experimental data 27.5 -Theoretical value 计算B点时，x=l,故 27.0 2qtmak 26.5 dof (18) πv 26.0 Stable cutting OBf = (19) 250 stage 24.5 由于qm=F2MJaw,故 24.0 23.5 受股刂 (20) 020406080100120140160180200 s 引歌 (21) 图5单品硅微切削温度的理论值与实验值对比 0Bf = Fig.5 Comparison of theoretical and experimental values of single crystal silicon micro-cutting temperature 3模型的理论验证 4实验验证与分析 3.1单晶锗微切削温度的计算分别选取切削速度为400、500、600mmin, 4.1实验条件主轴转速为2000r-min,切削深度为0.003mm,切 (1)机床：SCHNEIDER公司生产的UPC300单点削宽度aw为0.05mm,切削力F2为0.3522N21由金刚石车床，最大加工直径300mm,如图6所示；表1参数可以计算出K值为： K=sin(6+B) =0.95 (22) sin(B) 将三种切削速度值代入公式(5)中，得到不同 tool 切削速度下传人切屑内的热量Qe分别为22.99、 Workpiece Online measurement 28.84和34.28Js.将K值代入公式(6)中，得到 software Thermal imaging camera 比例系数n0.44、1=0.56.取环境温度为20℃，将上述数值分别代入公式(15)、(21)和(22)中，利用 MATLAB计算出两种热源作用下的温升值.最后将各热源作用2下的温升值代人公式(3)中，可计图6实验设备及仪器算出三种切削速度在两种热源作用下的最高切削 Fig.6 Experimental equipment and instruments 温度分别为26.2、27.3和30.1℃ (2)刀具和工件材料：刀具采用的单点金刚石 3.2单晶硅微切削温度的计算刀具，刀具前角为-25°、后角为10°、刀尖圆弧半径单晶硅作为单晶锗的同类硬脆性材料，两者为1.15mm;工件采用单晶锗，工件的规格为o60mm× 具有很多相同的性质，因此，采用单晶硅对理论模 15mm;

R = √ (x− x1) 2 +y 2 cm，且； qfs 为 aw·dx 的热源强度， J·cm−1·s−1 ；qfs=qfm·dx，J·cm−1·s−1 . 现在，仅需计算 OB 温升，此时 y=0. u = −v 2aK (x− x1) x1 = x+2aK u v dx1 = 2aK v 设，则； du. u = −vx 2aK u = −v(x−l) 2aK 当 x1=0 时，；当 x1=1 时， . θf = 2qfmaK πλv w − −v(x−l) 2aK − −vx 2aK e −u ·K0 [u]du = 2qfmaK πλv   w − −v(x−l) 2aK 0 e −u ·K0 [u]du− w − −vx 2aK 0 e −u ·K0 [u]du   = 2qfmaK πλv { i [ −v(x−l) 2aK ,1 ] −i [ −vx 2aK ,1 ]} （17）分别计算 O 点和 B 点温升，计算 O 点时，x=0，计算 B 点时，x=l，故 θOf = 2qfmaK πλv i [ −vx 2aK ,1 ] （18） θBf = 2qfmaK πλv [ −i ( −vx 2aK ,1 )] （19）由于 qfm=Fzvηf /Jawl，故 θOf = 2aKFzvηf πλJaw ·l i [ −vx 2aK ,1 ] （20） θBf = 2akFzvηf πλJaw ·l [ −i ( −vx 2aK ,1 )] （21） 3 模型的理论验证 3.1 单晶锗微切削温度的计算分别选取切削速度为 400、500、600 m·min−1 ，主轴转速为 2000 r·min−1，切削深度为 0.003 mm，切削宽度 aw 为 0.05 mm，切削力 Fz 为 0.3522 N [23] . 由表 1 参数可以计算出 K 值为： K= sin(δ+β) sin(β) = 0.95 （22）将三种切削速度值代入公式（5）中，得到不同切削速度下传入切屑内的热量 Qc 分别为 22.99、 28.84 和 34.28 J·s−1 . 将 K 值代入公式（6）中，得到比例系数 ηf=0.44、ηs=0.56. 取环境温度为 20 ℃，将上述数值分别代入公式（15）、（21）和（22）中，利用 MATLAB 计算出两种热源作用下的温升值. 最后将各热源作用 2 下的温升值代入公式（3）中，可计算出三种切削速度在两种热源作用下的最高切削温度分别为 26.2、27.3 和 30.1 ℃. 3.2 单晶硅微切削温度的计算单晶硅作为单晶锗的同类硬脆性材料，两者具有很多相同的性质，因此，采用单晶硅对理论模型进行计算验证. 选用切削速度 v = 100 m·min−1 ，进给速度 f = 5 mm·min−1，切削深度 ap = 10 μm 为加工参数，运用模型计算单晶硅在切削过程中第二变形区的最高温度，将其理论结果与文献 [24] 的实验值进行对比，如图 5 所示. 通过对比发现，刀–屑接触界面温度场理论值在变化趋势上与实验值相一致，随着切削的进行，切削温度逐渐升高，进入稳定切削阶段后切削温度会保持短暂的稳定，此时温度达到最高，理论与实验最高切削温度相对误差为 3.84%，进而说明了该模型对研究同类硬脆性材料单晶硅的切削温度具有一定的适用性. 4 实验验证与分析 4.1 实验条件（1）机床：SCHNEIDER 公司生产的 UPC300 单点金刚石车床，最大加工直径 300 mm，如图 6 所示；（2）刀具和工件材料：刀具采用的单点金刚石刀具，刀具前角为−25°、后角为 10°、刀尖圆弧半径为 1.15 mm；工件采用单晶锗，工件的规格为 φ60 mm× 15 mm； 28.0 27.5 27.0 26.5 26.0 25.5 25.0 24.5 23.5 24.0 120 140 160 200 180 t/s Temperature/ ℃ 0 20 40 60 80 100 Experimental data Theoretical value Stable cutting stage 图 5 单晶硅微切削温度的理论值与实验值对比 Fig.5 Comparison of theoretical and experimental values of single crystal silicon micro-cutting temperature Diamond tool Workpiece Online measurement software Thermal imaging camera 图 6 实验设备及仪器 Fig.6 Experimental equipment and instruments 李金乐等：单晶锗微切削温度场建模及实验分析 · 1503 ·

1504 工程科学学报，第42卷，第11期 (3)测量仪器及实验环境：实验采用PT640 4.3实验结果与分析型红外热像仪进行测温，测量范围为-20℃~ 图7为切削速度分别是400、500、600mmin 150℃，分辨率为640×480：恒温室内，环境温度为时，刀具-工件切削接触区外表面的最高切削温度 20℃. 热像图，图中白色方框上方Max及其数值为切削 4.2实验方案区域最高温度值，单位为℃.从图7可以看出，在切削速度分别为400、500和600mmin,主单晶锗微切削过程中，随着切削速度的增大，界面轴转速为2000rmin,切削深度为0.003mm,对三温度逐渐升高，但界面温度增量较小，主要原因是次不同切削速度下的切削温度进行实时测量，在微切削过程中为了与实际应用相一致，切削过程刀屑接触区分别取三个温度实时显示点喷涂了微量的切削液以提高加工表面质量 (a) (b) 0 T℃ Max 25.7 140 Max 26.6 Workpiece Workpiece Tool Tool 0 T℃ Max 28.1 740 Workpiece Tool 10 图7不同切削速度下最高温度热像图.(a)=400mmin:(b)=500mmin:(c)1=600mmin Fig.7 Maximum temperature thermal image at different cutting speeds:(a)1=400 m-min:(b)v=500 m'min;(c)v=600 m-min 图8为单晶锗的理论模型计算结果与实验测 34 量结果对比.从图中可以看出，理论值与实验值变 -Experimental value 32 -.-Theoretical value 化趋势基本一致，切削温度随着切削速度的增大 30 而升高，说明单晶锗的切削温度变化过程符合萨 28 德蒙s-理论.三种不同切削速度条件下，理论计算结果与实验测量结果存在一定误差，但相对误 24 差在2.56%~6.64%之间，主要原因是实验环境非 22 密闭保温空间，切削过程中喷涂了微量的切削液 20 400 450500550600 带走了部分热量，而理论模型未考虑空气对流和 v/(m-mm) 辐射.同时，红外热像仪标定的准确性也对测量结图8单品锗微切削温度的实验值与理论值对比果有一定影响， Fig.8 Comparison of experimental and theoretical values of single crystal germanium micro-cutting temperature 5结论屑摩擦热源作用下的温升模型，计算了两个热源 (1)将移动热源法应用到单晶品锗微切削温度作用下理论温度的叠加值计算中，通过对非稳态热传导方程的求解，获得了 (2)采用红外热像仪对单品锗的微切削温度剪切滑移面热源作用下的温升模型和前刀面与切进行了在线测量.理论值与实验值对比表明：切削

（ 3）测量仪器及实验环境：实验采用 IPT640 型红外热像仪进行测温，测量范围为 −20 ℃ ～ 150 ℃，分辨率为 640×480；恒温室内，环境温度为 20 ℃. 4.2 实验方案切削速度分别为 400、500 和 600 m·min−1，主轴转速为 2000 r·min−1，切削深度为 0.003 mm，对三次不同切削速度下的切削温度进行实时测量，在刀屑接触区分别取三个温度实时显示点. 4.3 实验结果与分析图 7 为切削速度分别是 400、500、600 m·min−1 时，刀具–工件切削接触区外表面的最高切削温度热像图，图中白色方框上方 Max 及其数值为切削区域最高温度值，单位为℃. 从图 7 可以看出，在单晶锗微切削过程中，随着切削速度的增大，界面温度逐渐升高，但界面温度增量较小，主要原因是微切削过程中为了与实际应用相一致，切削过程喷涂了微量的切削液以提高加工表面质量. (a) Workpiece Tool Max 25.7 40 10 T/℃ (b) Workpiece Tool Max 26.6 40 10 T/℃ (c) Workpiece Tool Max 28.1 40 10 T/℃ 图 7 不同切削速度下最高温度热像图. （a）v=400 m·min−1；（b）v=500 m·min−1；（c）v=600 m·min−1 Fig.7 Maximum temperature thermal image at different cutting speeds: (a) v=400 m·min−1 ；(b) v=500 m·min−1 ；(c) v=600 m·min−1 图 8 为单晶锗的理论模型计算结果与实验测量结果对比. 从图中可以看出，理论值与实验值变化趋势基本一致，切削温度随着切削速度的增大而升高，说明单晶锗的切削温度变化过程符合萨德蒙[25−26] 理论. 三种不同切削速度条件下，理论计算结果与实验测量结果存在一定误差，但相对误差在 2.56%～6.64% 之间，主要原因是实验环境非密闭保温空间，切削过程中喷涂了微量的切削液带走了部分热量，而理论模型未考虑空气对流和辐射. 同时，红外热像仪标定的准确性也对测量结果有一定影响. 5 结论（1）将移动热源法应用到单晶锗微切削温度计算中，通过对非稳态热传导方程的求解，获得了剪切滑移面热源作用下的温升模型和前刀面与切屑摩擦热源作用下的温升模型，计算了两个热源作用下理论温度的叠加值. （2）采用红外热像仪对单晶锗的微切削温度进行了在线测量. 理论值与实验值对比表明：切削 34 32 30 28 26 24 20 22 600 v/(m·mm−1) Temperature/ ℃ 400 450 500 550 Experimental value Theoretical value 图 8 单晶锗微切削温度的实验值与理论值对比 Fig.8 Comparison of experimental and theoretical values of single crystal germanium micro-cutting temperature · 1504 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

李金乐等：单晶绪微切削温度场建模及实验分析 ·1505· 速度越大界面温度越高，切削速度与界面温度呈 temperature in machining of Ti-6Al-4V alloy with an atomization- 线性关系；两者相对误差在2.56%~6.64%之间， based cutting fluid spray system.J Manuf Sci Eng,2017,139(7): 理论模型对于单晶锗的微切削温度预测较准确. 071016 [12]Zhang J J,Liu Z Q,Du J.Modelling and prediction of tool-chip (3)采用理论模型计算了同类硬脆性材料单 interface temperature in hard machining of H13 steel with PVD 晶硅的理论温度值，对比文献24]的实验结果发 coated tools.Int J Mach Mach Mater,2015,17(5):381 现：理论模型计算结果与实验结果的最高切削温 [13]Mamedov A,Lazoglu I.Thermal analysis of micro milling 度相对误差为3.84%，在整个切削过程中，温度变 titanium alloy Ti-6Al-4V.J Mater Process Technol,2016,229: 化趋势一致，说明此模型对于同类硬脆性材料热 659 传导问题的研究也具有一定的适用性 [14]Silva G C,Malveira B M,Cameiro J R G,et al.Wear and thermal analysis of WC inserts in tuming operations by fuzzy modeling 参考文献 Procedia CIRP,2017.58:523 [15]Guo K W,Dai S J,Yue J F.An analytical solution for the [Chae J,Park S S,Freiheit T.Investigation of micro-cutting temperature field with variable thermal conductivity.J Eng operations.Int J Mach Tools Manuf,2006,46(3-4):313 Thermophys,2017,38(8):1724 [2]Zhang Z M,Cheng Q,Wang Z C,et al.Nano/Microscale Heat (郭开文，代少军，岳建锋.一类变导热系数下三维温度场解析 Transfer.Beijing:Tsinghua University Press,2016 模型.工程热物理学报，2017,38(8)：1724) (张卓敏，程强，王志超，等.微纳尺度传热.北京：清华大学出版 [16]Zhang S J,Liu Z Q,Liu J G.Calculating transient temperature 社，2016) distribution of single-coated tool in high speed cutting.J Mech [3]Liang Y C,Yang K,Bai Q S,et al.Modeling and experimental Eg,2010,46(1):187 analysis of microburr formation considering tool edge radius and (张士军，刘战强，刘继刚.用解析法计算高速切削单涂层刀具 tool-tip breakage in microend milling.J Vac Sci Technol B,2009 瞬态温度分布.机械工程学报，2010,46(1)：187) 27(3):1531 [17]Wang S F,An C H,Zhang F H,et al.Thermal field distribution in [4]Yang X J,Zhao B,Luo L.Experimental research on brittle-ductile fly-cutting of KDP crystal and its influence on chip morphology. transition of single crystal germanium based on nano-scratch.Rare Opt Precis Eng,2016,24(8:1948 Met Mater Eng,2018,47(10:3228 (汪圣飞，安晨辉，张飞虎，等.磷酸二氢钾晶体飞切过程中温度 (杨晓京，赵彪，罗良.基于纳米划痕的单品锗脆塑转变实验研场的分布及其对切屑形貌的影响.光学精密工程，2016,24(8)：究.稀有金属材料与工程，2018,47(10)：3228) 1948) [5]Krahmer D M,Hameed S,Egea A J S,et al.Wear and MnS layer [18]Zhan G,He L,Jiang H W,et al.Performance comparison and adhesion in uncoated cutting tools when dry and wet turning free prediction of cutting energy of new cemented carbide micro-pit cutting steels.Metals,2019,9(5):556 turing tool.ChinJEng.2017,39():1207 [6]Tao WQ.Numnerical Heat Transfer.2nd Ed.Xi'an:Xi'an Jiaotong (占刚，何林蒋宏婉，等.新型硬质合金微坑车刀切削能对比研 University Press,2001 究与预测.工程科学学报，2017,39(8)：1207) (陶文铨.数值传热学.2版.西安：西安交通大学出版社，2001) [19]Yue C X,Du J B,Liu X L,et al.Modeling research on transient [7]Ulutan D,Lazoglu I,Dinc C.Three-dimensional temperature temperature field of rake face on end mills considering time- predictions in machining processes using finite difference method. varying heat intensity and time-varying distribution ratio./Mech J Mater Process Technol,2009.209(2):1111 Eng,2019,55(9):206 [8]Dai Y J,Wu X H,Tao W Q.Weighted least-squares collocation (岳彩旭，都建标，刘献礼，等.考虑时变性热强度和时变性热量 method (WLSCM)for 3-D heat conduction problems in irregular 分配比的铣刀前刀面瞬态温度场建模研究.机械工程学报， domain.J Eng Thermophys,2011,32(7):1173 2019.55(9):206) (戴艳俊，吴学红，陶文铨.三维不规则区域热传导问题无网格 [20]Hu C,Zhuang K J.Weng J,et al.Three-dimensional analytical 方法的数值模拟.工程热物理学报，2011,32(7)：1173) modeling of cutting temperature for round insert considering semi- [9]Hou Z B.He S J,Li S X.Heat Conduction Within a Solid. infinite boundary and non-uniform heat partition.Int/Mech Sci, Shanghai:Shanghai Science and Technology Publishing House 2019,155:536 1984 [21]Zhang H J.Non-quasi-steady analysis heat conduction from a (侯镇冰，何绍杰，李恕先.固体热传导.上海：上海科学技术出 moving heat source (I )J Eng Thermophys,1991,12(3):294 版社，1984) (张洪济.移动热源热传导的非准稳态分析（Ⅷ）.工程热物理学 [10]Dessoly V,Melkote S N,Lescalier C.Modeling and verification of 报，1991,12(3)：294) cutting tool temperatures in rotary tool turning of hardened steel. [22]Wakaki M,Keiei K,Shibuya T.Physical Properties and Data of Int J Mach Tools Manuf,2004,44(14):1463 Optical Materials.Translated by Zhou H X,Cheng Y F.Beijing: [11]Tanveer A,Marla D,Kapoor S G.A thermal model to predict tool Chemical Industry Press,2010

速度越大界面温度越高，切削速度与界面温度呈线性关系；两者相对误差在 2.56%～6.64% 之间，理论模型对于单晶锗的微切削温度预测较准确. （3）采用理论模型计算了同类硬脆性材料单晶硅的理论温度值，对比文献 [24] 的实验结果发现：理论模型计算结果与实验结果的最高切削温度相对误差为 3.84%，在整个切削过程中，温度变化趋势一致，说明此模型对于同类硬脆性材料热传导问题的研究也具有一定的适用性. 参考文献 Chae J, Park S S, Freiheit T. Investigation of micro-cutting operations. Int J Mach Tools Manuf, 2006, 46（3-4）: 313 [1] Zhang Z M, Cheng Q, Wang Z C, et al. Nano/Microscale Heat Transfer. Beijing: Tsinghua University Press, 2016 （张卓敏, 程强, 王志超, 等. 微纳尺度传热. 北京: 清华大学出版社, 2016） [2] Liang Y C, Yang K, Bai Q S, et al. Modeling and experimental analysis of microburr formation considering tool edge radius and tool-tip breakage in microend milling. J Vac Sci Technol B, 2009, 27（3）: 1531 [3] Yang X J, Zhao B, Luo L. Experimental research on brittle-ductile transition of single crystal germanium based on nano-scratch. Rare Met Mater Eng, 2018, 47（10）: 3228 （杨晓京, 赵彪, 罗良. 基于纳米划痕的单晶锗脆塑转变实验研究. 稀有金属材料与工程, 2018, 47（10）：3228） [4] Krahmer D M, Hameed S, Egea A J S, et al. Wear and MnS layer adhesion in uncoated cutting tools when dry and wet turning freecutting steels. Metals, 2019, 9（5）: 556 [5] Tao W Q. Numerical Heat Transfer. 2nd Ed. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press, 2001 （陶文铨. 数值传热学. 2版. 西安: 西安交通大学出版社, 2001） [6] Ulutan D, Lazoglu I, Dinc C. Three-dimensional temperature predictions in machining processes using finite difference method. J Mater Process Technol, 2009, 209（2）: 1111 [7] Dai Y J, Wu X H, Tao W Q. Weighted least-squares collocation method (WLSCM) for 3-D heat conduction problems in irregular domain. J Eng Thermophys, 2011, 32（7）: 1173 （戴艳俊, 吴学红, 陶文铨. 三维不规则区域热传导问题无网格方法的数值模拟. 工程热物理学报, 2011, 32（7）：1173） [8] Hou Z B, He S J, Li S X. Heat Conduction Within a Solid. Shanghai: Shanghai Science and Technology Publishing House, 1984 （侯镇冰, 何绍杰, 李恕先. 固体热传导. 上海: 上海科学技术出版社, 1984） [9] Dessoly V, Melkote S N, Lescalier C. Modeling and verification of cutting tool temperatures in rotary tool turning of hardened steel. Int J Mach Tools Manuf, 2004, 44（14）: 1463 [10] [11] Tanveer A, Marla D, Kapoor S G. A thermal model to predict tool temperature in machining of Ti–6Al–4V alloy with an atomizationbased cutting fluid spray system. J Manuf Sci Eng, 2017, 139（7）: 071016 Zhang J J, Liu Z Q, Du J. Modelling and prediction of tool-chip interface temperature in hard machining of H13 steel with PVD coated tools. Int J Mach Mach Mater, 2015, 17（5）: 381 [12] Mamedov A, Lazoglu I. Thermal analysis of micro milling titanium alloy Ti –6Al –4V. J Mater Process Technol, 2016, 229: 659 [13] Silva G C, Malveira B M, Carneiro J R G, et al. Wear and thermal analysis of WC inserts in turning operations by fuzzy modeling. Procedia CIRP, 2017, 58: 523 [14] Guo K W, Dai S J, Yue J F. An analytical solution for the temperature field with variable thermal conductivity. J Eng Thermophys, 2017, 38（8）: 1724 （郭开文, 代少军, 岳建锋. 一类变导热系数下三维温度场解析模型. 工程热物理学报, 2017, 38（8）：1724） [15] Zhang S J, Liu Z Q, Liu J G. Calculating transient temperature distribution of single-coated tool in high speed cutting. J Mech Eng, 2010, 46（1）: 187 （张士军, 刘战强, 刘继刚. 用解析法计算高速切削单涂层刀具瞬态温度分布. 机械工程学报, 2010, 46（1）：187） [16] Wang S F, An C H, Zhang F H, et al. Thermal field distribution in fly-cutting of KDP crystal and its influence on chip morphology. Opt Precis Eng, 2016, 24（8）: 1948 （汪圣飞, 安晨辉, 张飞虎, 等. 磷酸二氢钾晶体飞切过程中温度场的分布及其对切屑形貌的影响. 光学精密工程, 2016, 24（8）： 1948） [17] Zhan G, He L, Jiang H W, et al. Performance comparison and prediction of cutting energy of new cemented carbide micro-pit turning tool. Chin J Eng, 2017, 39（8）: 1207 （占刚, 何林, 蒋宏婉, 等. 新型硬质合金微坑车刀切削能对比研究与预测. 工程科学学报, 2017, 39（8）：1207） [18] Yue C X, Du J B, Liu X L, et al. Modeling research on transient temperature field of rake face on end mills considering timevarying heat intensity and time-varying distribution ratio. J Mech Eng, 2019, 55（9）: 206 （岳彩旭, 都建标, 刘献礼, 等. 考虑时变性热强度和时变性热量分配比的铣刀前刀面瞬态温度场建模研究. 机械工程学报, 2019, 55（9）：206） [19] Hu C, Zhuang K J, Weng J, et al. Three-dimensional analytical modeling of cutting temperature for round insert considering semiinfinite boundary and non-uniform heat partition. Int J Mech Sci, 2019, 155: 536 [20] Zhang H J. Non-quasi-steady analysis heat conduction from a moving heat source (Ⅲ). J Eng Thermophys, 1991, 12（3）: 294 （张洪济. 移动热源热传导的非准稳态分析(Ⅲ). 工程热物理学报, 1991, 12（3）：294） [21] Wakaki M, Keiei K, Shibuya T. Physical Properties and Data of Optical Materials. Translated by Zhou H X, Cheng Y F. Beijing: Chemical Industry Press, 2010 [22] 李金乐等：单晶锗微切削温度场建模及实验分析 · 1505 ·

点击进入文档下载页（PDF格式）

已到末页，全文结束

点击下载（PDF格式）

浏览记录

单晶锗微切削温度场建模及实验分析