鉆頭形狀對(duì)TC4材料制孔切削力影響的有限元分析

徐陳林，陳燕，楊浩駿，張永升，徐九華

(南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

鈦合金因其高比強(qiáng)度、高耐熱性、良好的耐腐蝕性等特點(diǎn)，在航空航天領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。但是鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù)小、彈性模量低、化學(xué)活性大，屬于典型的難加工材料。鉆削屬于半封閉加工，對(duì)鈦合金進(jìn)行鉆孔加工時(shí)，摩擦大、鉆削溫度高、鉆頭磨損快、排屑困難。合適的鉆頭可以降低加工難度，因此有必要研究鉆頭的幾何參數(shù)，改善鈦合金的鉆孔加工性。鉆削過程中，軸向力和轉(zhuǎn)矩對(duì)孔加工質(zhì)量有重要影響，而且軸向力和轉(zhuǎn)矩是切削過程中可重復(fù)性強(qiáng)、容易監(jiān)測(cè)的物理量。傳統(tǒng)試驗(yàn)方法的人力物力消耗大、實(shí)驗(yàn)周期長、綜合成本高。有限元仿真分析可以彌補(bǔ)試驗(yàn)的不足之處。此外，數(shù)值模型可以獲得試驗(yàn)難以測(cè)量的數(shù)據(jù)，比如刀屑接觸面的溫度[1]、剪切應(yīng)力[2]、塑性應(yīng)變及塑性應(yīng)變率[3]等。

Klamecki[4]于1973年提出了第一個(gè)切削有限元模型。Guo[5]首先開展了三維鉆削的有限元分析，主要研究鉆削毛刺問題。Isbilir[6]基于商業(yè)有限元軟件Abaqus建立了三維鈦合金鉆削模型，該模型考慮了工件材料的初始損傷和損傷演化，工件與刀具間的接觸模型以及工藝參數(shù)。仿真結(jié)果揭示了鉆削參數(shù)的作用，并確認(rèn)了鉆削仿真的合理性和優(yōu)勢(shì)。Wu[7]等人運(yùn)用Abaqus軟件研究TC4的鉆削過程，并開展相關(guān)驗(yàn)證試驗(yàn)。結(jié)果表明高轉(zhuǎn)速可以提高鉆孔質(zhì)量。Li[8]使用逆向熱量轉(zhuǎn)移法建立了鈦合金鉆削有限元熱力模型，研究刀具與工件接觸區(qū)域的熱量分配和切削液的對(duì)流傳熱系數(shù)。結(jié)果表明干式鉆削時(shí)切削刃容易破壞，濕式鉆削時(shí)橫刃容易破壞。Suman[9]等人基于Deform軟件研究鉆削鈦合金時(shí)，轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量、鉆頭直徑對(duì)軸向力、轉(zhuǎn)矩和出入口圓度的性能特征。當(dāng)轉(zhuǎn)速531 r/min，進(jìn)給量45 mm/min，鉆頭直徑7 mm時(shí)，入口圓度達(dá)到最佳值。

在三維鉆削仿真研究方面，對(duì)鉆削參數(shù)、溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力的仿真研究很多，但研究鉆頭幾何參數(shù)的論文還停留在試驗(yàn)層面，運(yùn)用有限元方法研究的論文很少。本文運(yùn)用Abaqus通用有限元軟件，建立三維有限元仿真模型，采用單因素試驗(yàn)法研究刀具幾何參數(shù)(頂角、螺旋角)對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩的影響規(guī)律，并開展相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證建立模型的有效性，為加工鈦合金的刀具參數(shù)選取提供理論依據(jù)。

1 有限元模型

本文通過Abaqus軟件建立鉆削有限元模型，該模型基于拉格朗日算法。由于鉆削過程的動(dòng)態(tài)特性，使用Abaqus的顯示求解器模塊對(duì)鉆削過程進(jìn)行仿真模擬。運(yùn)用UG三維軟件建立4 mm鉆頭的三維模型，并將其轉(zhuǎn)成iges格式導(dǎo)入Abaqus軟件中。表1列舉了鉆頭和工件的參數(shù)，圖1是鉆削有限元模型。下面討論有限元模型的具體細(xì)節(jié)。

圖1 鉆削有限元模型

1.1 TC4的本構(gòu)模型

鈦合金鉆削過程存在高度的塑性變形，為了準(zhǔn)確描述該行為，本文中的鈦合金TC4模型使用Johnson-Cook材料本構(gòu)模型[10]以及對(duì)應(yīng)的損傷演化。Johnson-Cook本構(gòu)模型包含材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化和熱軟化效應(yīng)3部分，模型結(jié)構(gòu)形式簡單，能夠正確預(yù)測(cè)材料的流動(dòng)應(yīng)力。流動(dòng)應(yīng)力的計(jì)算公式如式(1)：

(1)

表2 TC4的Johnson-Cook材料本構(gòu)模型參數(shù)[11]

為了實(shí)現(xiàn)TC4鉆削過程中的切屑分離，本文采用Johnson-Cook損傷演化準(zhǔn)則，該準(zhǔn)則考慮應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變率及溫度的作用。各單元斷裂值使用式(2)計(jì)算確定：

(2)

(3)

表3 TC4的損傷參數(shù)[12]

1.2 邊界條件及網(wǎng)格劃分

將工件的四周完全剛固，避免其在仿真中發(fā)生移動(dòng)。把刀具和參考點(diǎn)耦合成一整體，通過賦予參考點(diǎn)z向移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，給刀具賦予進(jìn)給運(yùn)動(dòng)和主軸轉(zhuǎn)速。

本文主要觀察整個(gè)有限元過程中的軸向力、應(yīng)力等參數(shù)，網(wǎng)格劃分的優(yōu)劣對(duì)仿真結(jié)果有很大影響。若網(wǎng)格數(shù)量過多，對(duì)計(jì)算機(jī)性能的要求高，若網(wǎng)格數(shù)量過少，影響仿真結(jié)果的精確度。為了平衡計(jì)算精度與計(jì)算效率，將工件待加工部位的網(wǎng)格加密，其余部分采用比較粗糙的網(wǎng)格，并忽略切屑的形成，工件網(wǎng)格密度大于刀具網(wǎng)格密度。工件網(wǎng)格類型選擇三維8節(jié)點(diǎn)縮減積分單元(C3D8R)，如圖2所示，劃分網(wǎng)格總數(shù)量為242 520個(gè)。刀具網(wǎng)格類型選擇修正的二次四面體單元(C3D10M)。

圖2 工件有限元模型

1.3 接觸模型

鉆削過程中的摩擦分布情況十分復(fù)雜，對(duì)摩擦分布的研究仍然是一大挑戰(zhàn)。影響刀具與工件之間接觸摩擦的因素很多，如轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量等?？梢允褂勉@頭切削刃處法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力的關(guān)系式描述鉆頭和工件接觸區(qū)域的摩擦。本文使用abaqus內(nèi)置的庫倫摩擦模型，其表達(dá)式為：

τ=μp

(4)

其中,τ是剪切應(yīng)力，p是法向應(yīng)力，μ是摩擦系數(shù)。

根據(jù)Isbilir[13]的推薦數(shù)值，采用切削液時(shí)的摩擦系數(shù)為0.5。接觸類型選擇面面接觸，主面為刀具幾何表面，從面為工件節(jié)點(diǎn)。因?yàn)槭褂昧饲邢饕?，本文認(rèn)為鉆削過程產(chǎn)生的熱量都由切削液帶走，所以本模型忽略了熱影響因素。

2 試驗(yàn)設(shè)置

本文開展相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型的建模正確性。加工過程在DMG HSC 20 linear超聲輔助五軸精密加工中心上進(jìn)行，如圖3所示。試驗(yàn)過程中采用的切削液為嘉實(shí)多Syntilo 9954水基乳化液。試驗(yàn)過程中采用Kistler 9272測(cè)力計(jì)對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩進(jìn)行測(cè)量和記錄，信號(hào)通過5070A電荷放大器傳輸至電腦端，配合Kistler DynoWare軟件處理數(shù)據(jù)。

工件采用C型夾固定，如圖4所示。主軸轉(zhuǎn)速為2 500 r/min，進(jìn)給量為250 mm/min，試驗(yàn)采用的參數(shù)與仿真參數(shù)相一致。為了減小誤差，所有試驗(yàn)重復(fù)3次，取3次結(jié)果的平均值。

圖3 DMG HSC 20數(shù)控立式加工中心

圖4 工件裝夾方式

3 結(jié)果與討論

3.1 有限元模型的驗(yàn)證

圖5為軸向力和轉(zhuǎn)矩的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對(duì)比圖(本刊為黑白印刷，有疑問之處請(qǐng)向作者咨詢)。從圖中可以看出，無論是軸向力還是轉(zhuǎn)矩，仿真數(shù)據(jù)的趨勢(shì)都與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本相同。隨著鉆頭切入工件，軸向力逐漸增大，轉(zhuǎn)矩滯后于軸向力。當(dāng)主切削刃全部切入工件后，軸向力達(dá)到最大值。當(dāng)鉆頭鉆穿工件后，軸向力逐漸減小，直至為0。穩(wěn)定階段的軸向力試驗(yàn)值為303 N，軸向力仿真值為262 N，兩者偏差為13.5%；轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)值為0.5 N·mm，轉(zhuǎn)矩仿真值為0.554 N·mm，兩者偏差為10.8%。由于有限元仿真中將鉆頭設(shè)置為剛體，忽略了鉆頭磨損以及實(shí)際加工中鉆頭可能發(fā)生振動(dòng)，此因素在仿真中無法考慮。導(dǎo)致試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)有偏差，但偏差都在合理范圍之內(nèi)，而且總體趨勢(shì)基本相同，可以認(rèn)為有限元模型是正確的。仿真值波動(dòng)較大，這是由于與切削刃接觸的網(wǎng)格達(dá)到破壞強(qiáng)度時(shí)，該網(wǎng)格被刪除，導(dǎo)致數(shù)值下降，當(dāng)切削刃與下一層網(wǎng)格接觸，數(shù)值又立刻上升。如此反復(fù)導(dǎo)致結(jié)果波動(dòng)較大。

圖5 軸向力與轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)值與仿真值的對(duì)比

3.2 工件鉆削過程

圖6顯示了鉆頭進(jìn)入工件各階段，工件的變形情況。為了方便觀察，將刀具隱藏設(shè)置。從圖6(a)能夠看出在鉆削初始階段，鉆頭橫刃先與工件接觸，橫刃的擠壓作用導(dǎo)致工件發(fā)生變形破壞。隨著刀具的進(jìn)入，主切削刃接觸工件材料，參與切削，主切削刃的剪切作用導(dǎo)致工件材料發(fā)生變形破壞，工件的整體應(yīng)力值逐漸增大，材料產(chǎn)生損傷被切除。相比于橫刃的擠壓作用，主切削刃更加鋒利，更容易去除材料，所以主切削刃處的應(yīng)力值小于橫刃處的應(yīng)力值，如圖6(b)所示。鉆孔結(jié)束后，孔壁周圍存在殘余應(yīng)力，如圖6(c)所示。

圖6 鉆削不同階段

3.3 頂角和螺旋角的影響

鉆削TC4時(shí)，鉆頭的頂角和螺旋角會(huì)影響軸向力和轉(zhuǎn)矩。圖7顯示了相同鉆削參數(shù)下，鉆頭頂角和螺旋角對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩的影響趨勢(shì)。從中可以發(fā)現(xiàn)，隨著頂角的減小，軸向力呈下降趨勢(shì)，轉(zhuǎn)矩呈上升趨勢(shì)；這是因?yàn)轫斀堑臏p小，導(dǎo)致切削刃長變長，單位切削刃上的負(fù)荷減少，切屑寬度變窄，而且鉆尖切入工件變得容易，所以軸向力變小，但是鉆頭強(qiáng)度變?nèi)酰冃卧黾?，所以轉(zhuǎn)矩變大。隨著螺旋角的增加，軸向力和轉(zhuǎn)矩都呈下降趨勢(shì)。這是因?yàn)槁菪堑脑龃髸?huì)導(dǎo)致鉆頭前角增大，鉆頭更加鋒利，更容易切削，所以軸向力和轉(zhuǎn)矩都減小。

圖7 頂角和螺旋角對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩的影響

4 結(jié)語

1) 本文研究了鈦合金鉆削。為了模擬TC4的鉆削過程，建立了三維有限元模型，并開展相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性。研究結(jié)果表明，該有限元模型模擬的軸向力和轉(zhuǎn)矩與試驗(yàn)值相一致，這表明該有限元模型可以用來預(yù)測(cè)TC4鉆削過程中的軸向力和轉(zhuǎn)矩。

2) 基于該有限元模型，研究了鉆頭頂角和螺旋角對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩的影響趨勢(shì)。結(jié)果表明，隨著刀具的減小，軸向力呈下降趨勢(shì)，而轉(zhuǎn)矩呈上升趨勢(shì)。

3) 研究結(jié)果表明，螺旋角對(duì)軸向力和轉(zhuǎn)矩有重要影響。隨著螺旋角的增大，軸向力和轉(zhuǎn)矩都呈下降趨勢(shì)。