SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件鉆削加工的有限元仿真

李 超，黃樹濤，許立福，于曉琳

(沈陽理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110159)

1 引 言

SiCp/Al復(fù)合材料(碳化硅顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料)具有高的比強(qiáng)度、比剛度和比模量，導(dǎo)熱性能好、熱膨脹系數(shù)小、低密度、耐高溫、耐磨損等優(yōu)異的機(jī)械物理性能和力學(xué)性能[1-3]，在航空航天、核能、汽車電子等領(lǐng)域有著廣闊的應(yīng)用前景[4-6]。其薄壁件的應(yīng)用也日益廣泛，SiCp/Al復(fù)合材料薄壁鉆孔的質(zhì)量對(duì)零件的使用性能有重要影響。但是，由于SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件存在脆性大、韌性差、SiC 顆粒有較高的強(qiáng)度和硬度等特點(diǎn)，使得SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件的鉆孔加工性能變差，極易導(dǎo)致鉆孔加工缺陷，不僅影響孔的配合和零件的使用，而且還容易導(dǎo)致零件的報(bào)廢。鉆削力作為鉆削加工過程中的重要參數(shù)，對(duì)薄壁工件的變形和缺陷的形成會(huì)產(chǎn)生直接影響。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)于SiCp/Al復(fù)合材料的鉆削進(jìn)行了深入的研究。黃樹濤等[7]通過鉆削實(shí)驗(yàn)，對(duì)高體積分?jǐn)?shù)的SiCp/Al復(fù)合材料的入口棱邊缺陷進(jìn)行了研究。焦可如等[8]基于聚類分析理論，建立了高體積分?jǐn)?shù)SiCp/Al復(fù)合材料二維切削模型，對(duì)各種類型的棱邊缺陷進(jìn)行了分類，同時(shí)繪制了棱邊缺陷特征圖。許幸新等[9]通過試驗(yàn)對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料超聲振動(dòng)鉆削進(jìn)行了研究，表明軸向超聲振動(dòng)鉆削要優(yōu)于普通鉆削。Altunpak Y 等[10]研究了Al/SiC/Gr金屬基復(fù)合材料的鉆削參數(shù)對(duì)鉆削力和表面粗糙度的影響。Somasnndaram G 等[11]運(yùn)用摩擦鉆削的方法對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料孔的圓度誤差進(jìn)行了深入研究。Thakre A A 等[12]采用響應(yīng)曲面法對(duì)鉆削SiCp/Al復(fù)合材料時(shí)產(chǎn)生的毛刺規(guī)律進(jìn)行了研究。

由于SiCp/Al復(fù)合材料在制孔過程中存在鉆削效率低、刀具壽命短、制孔缺陷等問題，以及其薄壁件制孔過程中極易導(dǎo)致工件的變形而產(chǎn)生加工缺陷等問題。目前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料的鉆削研究主要集中在二維較厚工件的鉆削力、棱邊缺陷、溫度等方面，而對(duì)于三維鉆削SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件的鉆削力特點(diǎn)，薄壁工件變形規(guī)律并未涉及。三維鉆削薄板模型與二維相比，存在網(wǎng)格數(shù)量多、計(jì)算速度慢、鉆頭建模較為復(fù)雜、要求高等特點(diǎn)。文本研究采用ABAQUS有限元軟件，建立SiCp/Al鉆削的三維有限元仿真模型，對(duì)鉆削薄壁工件的鉆削力特點(diǎn)、工件變形等問題進(jìn)行深入研究，為鉆削此類復(fù)合材料薄壁件提供參考。

2 有限元仿真模型建立

2.1 鉆削模型的建立

對(duì)鉆削SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件建立三維模型。

2.1.1 PCD 鉆頭模型 首先使用UG7.0 建立PCD 鉆頭模型，其中PCD 鉆頭的結(jié)構(gòu)參數(shù)為：鉆頭頂角2?=120°，螺旋角β=30°，直徑d=8mm，之后將鉆頭模型保存為(.stp或者.igs)格式，導(dǎo)入至ABAQUS 6.12中。PCD 鉆頭結(jié)構(gòu)多樣，為了簡(jiǎn)化鉆頭模型，在有限元仿真中將鉆頭頭部整體定義成PCD 材質(zhì)，鉆桿部分為硬質(zhì)合金材質(zhì)，PCD 頭部和硬質(zhì)合金刀桿部分固定連接。

2.1.2 SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件模型 薄壁件同樣使用UG7.0 建模，薄壁件的長(zhǎng)寬為15mm×15mm，厚度為1mm，之后保存為(.stp或者.igs)格式，導(dǎo)入至ABAQUS 6.12中。圖1所示為PCD 鉆頭三維模型和SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件三維模型。

圖1 PCD鉆頭和SiCp/Al薄壁件三維模型 (a)PCD鉆頭三維模型；(b)SiCp/Al薄壁件三維模型Fig.1 3D model of diamond bit and SiCp/Al thin-walled workpiece(a)3D model of diamond bit；(b)3D model of SiCp/Al thin-walled workpiece

2.2 PCD鉆頭和SiCp/Al復(fù)合材料特性設(shè)定

本文所研究的工件材質(zhì)是高體積分?jǐn)?shù)SiCp/Al復(fù)合材料，其中SiC 顆粒的體積分?jǐn)?shù)為56%，平均尺寸為60μm，基體為鑄鋁。工件材料屬性采用整體定義，不對(duì)基體和顆粒進(jìn)行分別定義。刀具為PCD 麻花鉆頭。SiCp/Al復(fù)合材料和PCD 刀具的材料屬性如表1所示。SiCp/Al復(fù)合材料本構(gòu)關(guān)系如表2所示。

表1 SiCp/Al復(fù)合材料和PCD刀具的材料屬性[13-15]Table 1 Material properties of SiCp/Al composites and PCD cutting tool[13-15]

表2 SiCp/Al復(fù)合材料本構(gòu)關(guān)系[16]Table 2 Constitutive relation of SiCp/Al composites[16]

2.3 切屑分離準(zhǔn)則

材料去除是一個(gè)高應(yīng)變率大變形的過程，因此在有限元仿真時(shí)，采用的是ABAQUS/Explicit動(dòng)力顯示分析，同時(shí)，采用合適的切屑分離準(zhǔn)則使得切屑從工件上分離出來。目前，在有限元仿真中，切屑分離準(zhǔn)則大致可分為兩大類：物理準(zhǔn)則和幾何準(zhǔn)則。本文使用的是物理準(zhǔn)則，其基本原理是當(dāng)切削處節(jié)點(diǎn)應(yīng)變大于或者等于給定應(yīng)變值的時(shí)候，材料發(fā)生破壞，形成切屑，即切屑分離準(zhǔn)則是基于等效塑性應(yīng)變?chǔ)牛?dāng)一個(gè)單元的網(wǎng)格在切削過程中達(dá)到損傷塑性應(yīng)變值εd時(shí)，式(1)中的損傷參數(shù)D=1，這時(shí)材料失效，相應(yīng)的單元被刪除或形成切屑。

式中：D為損傷參數(shù)，ε為塑性應(yīng)變，εd為損傷塑性應(yīng)變。

2.4 邊界條件的設(shè)定與載荷定義

在實(shí)際加工過程中，鉆頭通常做軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)而工件固定不動(dòng)，因此在有限元的設(shè)置中，將鉆頭設(shè)為主動(dòng)件，工件設(shè)為從動(dòng)件，同時(shí)將鉆頭定義成不變形的剛體結(jié)構(gòu)。在切削過程中，切屑會(huì)從刀具的前刀面流出，而后刀面與已加工表面之間會(huì)有摩擦，因此將鉆頭和工件接觸的切向摩擦系數(shù)設(shè)定為0.3，摩擦類型為剪切摩擦，法向定義為“硬”接觸[17]。

工件邊界條件的設(shè)定：根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)，有時(shí)并不能約束工件的一個(gè)面積較大的面進(jìn)行鉆削加工，而是需要約束兩個(gè)或者四個(gè)側(cè)面進(jìn)行鉆削加工(如圖2 所示)，因此根據(jù)實(shí)際問題，運(yùn)用ABAQUS有限元進(jìn)行仿真研究。在ABAQUS 中設(shè)置工件邊界條件為：對(duì)稱/反對(duì)稱/完全固定，約束工件的四個(gè)側(cè)面在X，Y，Z三個(gè)方向的移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，即完全固定(U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0)。

圖2 工件的邊界條件Fig.2 Workpiece boundary conditions

刀具邊界條件的設(shè)定：在仿真過程中，刀具只有繞Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)和沿著Z 方向的進(jìn)給，因此在ABAQUS中設(shè)置刀具邊界條件為：速度/角速度，約束刀具在X，Y 兩個(gè)方向的移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，即V1=V2=VR1=VR2=0，設(shè)置Z方向的進(jìn)給和轉(zhuǎn)速。

2.5 網(wǎng)格劃分

鉆削有限元仿真是一種高度非線性問題，其中對(duì)于網(wǎng)格的劃分要求很高，只有網(wǎng)格足夠的細(xì)小，才能更真實(shí)地反映刀具與工件之間的相互作用力，切屑，鉆削溫度等，才能滿足非線性的計(jì)算要求[18]。若網(wǎng)格大小劃分得過于密，雖然會(huì)提高計(jì)算精度，但對(duì)于計(jì)算機(jī)的硬件要求比較高，計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)，計(jì)算效率低。因此為了提高計(jì)算精度和計(jì)算效率，將工件進(jìn)行分區(qū)，對(duì)刀具的主要接觸區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密，遠(yuǎn)離主要接觸區(qū)域的網(wǎng)格則劃分得較為稀疏。

分別對(duì)工件和鉆頭劃分網(wǎng)格。鉆頭網(wǎng)格劃分采用的單元形狀是四面體，運(yùn)用自由網(wǎng)格劃分技術(shù)，將鉆頭定義成剛體。為了提高計(jì)算效率，將網(wǎng)格大小設(shè)置為2mm，單元類型為C3D4，其單元數(shù)為10305。工件網(wǎng)格劃分采用的單元形狀是計(jì)算精度高、穩(wěn)定性好的六面體單元，運(yùn)用掃掠劃分技術(shù)，在主要接觸區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格大小為0.06mm，單元類型為C3D8R，單元數(shù)為296939。在遠(yuǎn)離主要接觸的區(qū)域網(wǎng)格大小設(shè)置為1.5mm，單元類型為C3D8R，其單元數(shù)為35445。劃分網(wǎng)格后的模型裝配圖如圖3所示。

圖3 PCD鉆頭和工件的網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of the diamond bit and the workpiece

2.6 SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件仿真參數(shù)確定

本研究采用單一變量法來設(shè)計(jì)仿真試驗(yàn)，PCD 金剛石鉆頭的直徑為D=8mm，主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量分別取5個(gè)水平，具體仿真實(shí)驗(yàn)數(shù)值如表3所示。

表3 SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件鉆孔仿真實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 3 Simulation parameters of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

3 仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 鉆削薄壁件與鉆削厚工件時(shí)鉆削力的分析比較

為比較鉆削薄壁工件與鉆削厚工件時(shí)鉆削力的變化特點(diǎn)，我們對(duì)不同厚度的工件(薄工件長(zhǎng)寬厚為：15mm ×15 mm ×1mm，厚工件長(zhǎng)寬厚為：15mm ×15mm ×10mm)分別進(jìn)行仿真分析，鉆削薄壁和厚壁工件時(shí)鉆削力隨時(shí)間的仿真變化曲線分別如圖4和圖5所示。仿真條件為：主軸轉(zhuǎn)速為n=3000r/min(切削速度Vc=75.40m/min)、進(jìn)給量為f=0.15mm/r(進(jìn)給速度為Vf=7.5mm/s)。

圖4 鉆削薄壁工件的鉆削力與時(shí)間關(guān)系圖(n=3000r/min f=0.15mm/r) (a)軸向力與時(shí)間關(guān)系圖；(b)扭矩與時(shí)間關(guān)系圖Fig.4 Curve between drilling force and time of thin-walled workpiece(a)curve between thrust force and time；(b)curve between torque and time

圖5 鉆削厚工件的鉆削力與時(shí)間關(guān)系圖(n=3000r/min f=0.15mm/r) (a)軸向力與時(shí)間關(guān)系圖；(b)扭矩與時(shí)間關(guān)系圖Fig.5 Curve of drilling force vs time of thick workpiece(a)curve of thrust force vs time；(b)curve of torque vs time

根據(jù)鉆頭相對(duì)工件的位置特征，將薄壁鉆孔過程分為3個(gè)階段，不同階段鉆削力的變化如圖4 所示。第一階段(圖中a階段)為PCD 鉆頭橫刃從剛接觸工件上表面到鉆頭橫刃鉆削至工件下表面為止，由于工件壁很薄，這一階段只有鉆頭橫刃和一部分主切削刃參與鉆削，刀具受到的鉆削力很?。坏诙A段(圖中b階段)為上一階段末到整個(gè)主切削刃進(jìn)入工件內(nèi)部為止，這一階段以鉆頭主切削刃切削為主，橫刃不參與鉆削，這一階段的特征是處于鉆削的主切削刃長(zhǎng)度LB一定，但其圓周直徑DB隨著鉆削的進(jìn)行而增大，軸向力和扭矩增大，在達(dá)到峰值后，由于工件待切削部分的支撐剛度下降，切削力在該峰值附近處于短暫的穩(wěn)定波動(dòng)階段，如圖中t1時(shí)間區(qū)間內(nèi)，在下文分析鉆削參數(shù)對(duì)鉆削力的影響將以該時(shí)間區(qū)間鉆削力大小的平均值來討論；第三階段(圖中c階段)是從上一階段末開始，到整個(gè)主切削刃全部鉆出工件為止，這一階段由于參與切削的主切削刃逐漸減小，鉆削力相應(yīng)減小，直到主切削刃全部鉆出，鉆削力趨于0。整個(gè)鉆削過程中鉆削力的波動(dòng)，是由于切屑與前刀面的接觸、分離、卷曲或斷裂等造成的[19]。

同樣，鉆削厚壁工件時(shí)，按鉆頭相對(duì)工件的位置特征，將鉆削過程也分為3個(gè)階段(如圖5所示)。第一階段(圖5中a階段)從PCD 鉆頭橫刃接觸工件上表面到鉆頭的整個(gè)主切削刃全部切入工件內(nèi)部為止。在該階段，隨著主切削刃的逐步切入，鉆削力相應(yīng)增大，并在整個(gè)主切削刃全部切入工件后達(dá)到最大。第二階段(圖5中b階段)從鉆頭的整個(gè)主切削刃全部切入工件內(nèi)部開始到鉆頭橫刃鉆削至工件下表面為止，這一階段的特征是PCD 鉆頭橫刃和整個(gè)主切削刃同時(shí)參于切削，隨著刀具向下進(jìn)給，處于鉆削的主切削刃和橫刃長(zhǎng)度LH一定，圓周直徑DH也保持一定(如圖6(b)所示為鉆削厚工件b階段的某一時(shí)刻刀具與工件相對(duì)位置)，其鉆削力不再上升或者下降，而是在一定的范圍內(nèi)穩(wěn)定波動(dòng)，其鉆削力的大小為該階段鉆削力的平均值，顯然該階段的鉆削特征與鉆削薄壁件的b階段有明顯不同。第三階段(圖5中c階段)從鉆頭橫刃鉆削至工件下表面到鉆頭的整個(gè)主切削刃全部鉆出工件為止。在這一階段，隨著鉆削的進(jìn)行，鉆頭橫刃不再參于鉆削，參于鉆削的主切削刃逐漸減小，鉆削力隨之減小，直到主切削刃全部鉆出工件，鉆削力趨于0。

以上分析表明，鉆削薄壁工件與鉆削厚工件的各階段特點(diǎn)有所不同。在a階段，鉆削薄壁工件時(shí)，由于薄壁件的壁厚較薄，只有鉆頭橫刃和部分主切削刃參與鉆削，圓周直徑也很小，鉆削力相應(yīng)也很小；而鉆削厚工件時(shí)，隨著刀具的進(jìn)給，參與鉆削的主切削刃長(zhǎng)度在逐漸增大，直至主切削刃全部切入工件，鉆削力增大明顯，并在主切削刃全部切入工件內(nèi)部時(shí)，鉆削力也達(dá)到了峰值。在b階段，鉆削薄壁工件時(shí)，橫刃不參與切削，參與鉆削的主切刃長(zhǎng)度一定，但切削的主切削刃圓周直徑逐漸增大，鉆削力逐步增大，并在后期達(dá)到穩(wěn)定波動(dòng)狀態(tài)；而鉆削厚工件時(shí)，橫刃和主切刃全長(zhǎng)參與鉆削，鉆削力處于穩(wěn)定波動(dòng)狀態(tài)。在c階段，鉆削薄壁工件和厚壁工件相似，鉆頭橫刃均不再參與切削，參與鉆削的主切刃長(zhǎng)度在逐漸減小，鉆削力逐漸減小，并在主切削刃完全鉆出工件后趨于0。

圖6 薄壁工件與厚工件鉆削過程b階段特征比較 (a)薄壁工件；(b)厚工件Fig.6 Characteristics of b stage of drilling of(a)thin-walled workpiece and(b)thick workpiece

圖7 進(jìn)給量對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件鉆削力的影響 (a)進(jìn)給量對(duì)軸向力的影響；(b)進(jìn)給量對(duì)扭矩的影響Fig.7 Effect of feed rate on drilling force of SiCp/Al composites thin-walled workpiece (a)thrust force；(b)torque

圖8 切削速度對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件鉆削力的影響 (a)切削速度對(duì)軸向力的影響；(b)切削速度對(duì)扭矩的影響Fig.8 Effect of cutting speed on drilling force of SiCp/Al composites thin-walled workpiece(a)thrust force；(b)torque

3.2 切削參數(shù)對(duì)薄壁鉆孔鉆削力的影響

圖7 是切削速度一定(Vc=75.40m/min(n=3000r/min))的條件下，進(jìn)給量對(duì)鉆削力的影響。進(jìn)給量分別取f=0.10、0.15、0.20、0.25及0.30mm/r。從圖中可以看出，在本文研究參數(shù)范圍內(nèi)軸向力和扭矩隨進(jìn)給量的增加而呈線性增加趨勢(shì)。

圖8是進(jìn)給量一定(f=0.15mm/r)的情況下，切削速度對(duì)鉆削力的影響規(guī)律。選取的切削速度分別是

Vc=50.27m/min (n=2000r/min)、Vc=62.83m/min(n=2500r/min)、Vc=75.40m/min(n=3000r/min)、Vc=87.96m/min (n=3500r/min)、Vc=100.53m/min(n=4000r/min)。由圖中可以看出隨切削速度的提高，其軸向力和扭矩也隨之增大。切削速度Vc在50.27～62.83m/min之間時(shí)，隨切削速度的增加，軸向力和扭矩增加較為平緩；切削速度Vc在62.83～100.53m/min之間時(shí)，隨切削速度的增加，軸向力和扭矩增加速度較快，幾乎呈線性增加。

3.3 切削參數(shù)對(duì)薄壁件變形的影響

在鉆削薄壁件的過程中，由于薄壁件的剛度較小，在鉆削力的作用下，薄壁工件會(huì)發(fā)生變形。圖9所示為鉆削薄壁件時(shí)，不同時(shí)刻薄壁件的變形云圖(圖示切削速度為Vc=75.40m/min，進(jìn)給量為f=0.3mm/r)，圖10為不同時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的薄壁件半剖面應(yīng)力云圖。由圖中可以看出，當(dāng)鉆頭橫刃剛剛接觸工件上表面時(shí)，隨著鉆削的進(jìn)行，薄壁件的變形在逐漸增大(鉆頭橫刃未穿透工件)，鉆頭橫刃鉆削至工件下表面時(shí)，薄壁工件的變形量達(dá)到最大值，即圖9(c)。圖11所示為薄壁件的變形過程圖。

圖9 薄壁件鉆削時(shí)的變形云圖(Vc=75.40m/min，f=0.3mm/r) (a)t=0.022s；(b)t=0.044s；(c)t=0.067sFig.9 Deformation nephogram of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

圖10 薄壁件鉆削時(shí)的應(yīng)力云圖(Vc=75.40m/min，f=0.3mm/r) (a)t=0.022s；(b)t=0.044s；(c)t=0.067sFig.10 Stress nephogram of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

圖11 薄壁件鉆削時(shí)的變形過程圖Fig.11 Deformation process of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

圖12所示為在進(jìn)給量一定(f=0.15mm/r)的條件下，切削速度對(duì)變形量的影響，從圖中可以看出切削速度對(duì)薄壁鉆孔變形影響不大，最大形變量在0.04～0.05mm 之間波動(dòng)。圖13所示為切削速度一定(Vc=75.40m/min)的條件下，進(jìn)給量對(duì)變形量的影響，隨著進(jìn)給量(f=0.1～0.3mm/r)的增大，其薄壁件的最大形變量會(huì)逐漸增大，由0.041mm 增大至0.063mm。由此可見，進(jìn)給量對(duì)薄壁件變形的影響要大于切削速度對(duì)薄壁件變形的影響。

圖12 切削速度對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件變形的影響Fig.12 Effect of cutting speed on deformation of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

圖13 進(jìn)給量對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料薄壁件變形的影響Fig.13 Effect of feed rate on deformation of SiCp/Al composites thin-walled workpiece

4 結(jié) 論

1.對(duì)于壁厚小于鉆頭鉆尖高度的薄壁件，其鉆孔過程可分為3個(gè)特征階段：第1階段從橫刃切入工件至橫刃切出工件，這一階段橫刃和部分主切削刃參與鉆削，切削力較小；第2階段從橫刃切出工件至主副切削刃交點(diǎn)切入工件為止，這一階段參與鉆削的主切削刃長(zhǎng)度不變，切削力隨鉆頭的切入而增大，并在后期形成短暫的穩(wěn)定波動(dòng)；第3階段參與鉆削的主切削刃逐漸切出，在完全切出工件后，切削力趨于0。

2.鉆削薄壁件時(shí)，進(jìn)給量和切削速度對(duì)軸向力和扭矩的影響基本呈線性相關(guān)趨勢(shì)，鉆削力隨著進(jìn)給量和切削速度的增加而增大。

3.在薄壁鉆孔過程中，鉆頭橫刃在將要切出工件時(shí)薄壁件的變形最大。在所研究的切削參數(shù)范圍內(nèi)，切削速度對(duì)薄壁變形影響不大；進(jìn)給量對(duì)薄壁變形的影響較切削速度顯著，薄壁件的最大變形量隨進(jìn)給量的增加而增大。