無氧銅深孔鉆削仿真與試驗(yàn)研究＊

韓曉蘭 侯 杰 鄭 桓 張旭康

（西安石油大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710065）

超導(dǎo)磁體具有低能耗、小體積和高節(jié)能等特點(diǎn)，因此被廣泛地應(yīng)用于能源工程、生物醫(yī)療、交通運(yùn)輸和國防等領(lǐng)域[1]。無氧銅因?qū)щ娦愿?、耐腐蝕及導(dǎo)熱性好，在超導(dǎo)磁體中應(yīng)用廣泛[2]。由于無氧銅硬度低、塑性大等特點(diǎn)使得其在深孔鉆削過程中不易斷屑、極易造成粘刀現(xiàn)象，大大降低刀具耐用度，甚至導(dǎo)致工件報(bào)廢，屬于典型的易切削難斷屑材料。因此，對無氧銅深孔鉆削中切屑形態(tài)的進(jìn)一步研究就格外重要。

為了探究不同材料在鉆削過程中的切屑形態(tài)及影響切屑形態(tài)的各種參數(shù)，學(xué)者們進(jìn)行了各種試驗(yàn)并得到了可靠的試驗(yàn)結(jié)果。趙亭[3]等對TC4鈦合金進(jìn)行了低頻振動(dòng)鉆削試驗(yàn)，其結(jié)果表明：在低頻振動(dòng)鉆削時(shí)，振幅與進(jìn)給量之比接近臨界斷屑值0.81時(shí)斷屑可靠，排屑順暢，且不會出現(xiàn)切屑纏繞鉆頭現(xiàn)象。邵雍博[4]等對34CrNiMoVA棒料進(jìn)行切削試驗(yàn)，分析了切削過程中的數(shù)據(jù)，并通過觀察試驗(yàn)后的切屑形貌，得出了進(jìn)給量對切屑折斷的影響最大，切削深度次之，切屑速度的影響最小。此外Zhang X[5]等研究了刀具參數(shù)對Inconel718合金深孔加工鉆削力、刀具磨損對切屑的影響。Wan L[6]等探究了不同切削速度下的切屑形態(tài)，研究結(jié)果表明切削速度是影響鋸齒形切屑產(chǎn)生的主要參數(shù)。劉鴻梁[7]等基于切屑厚度的計(jì)算方法探究了不同進(jìn)給量條件下進(jìn)行了計(jì)算與分析，得出了較小的進(jìn)給量使切屑厚度均勻可產(chǎn)生較好的切屑形態(tài)。

一般情況下，理想的試驗(yàn)結(jié)果需要進(jìn)行多次試驗(yàn)，這就需要花費(fèi)較多的時(shí)間和精力。所以學(xué)者們會先對材料的切削過程進(jìn)行仿真，然后再進(jìn)行試驗(yàn)。另外，由于試驗(yàn)過程中切屑形態(tài)不易觀察，仿真便為研究深孔鉆削過程提供了有效的途徑。李艷[8]等在ABAQUS環(huán)境下建立了奧氏體304不銹鋼的鉆削加工仿真模型，并進(jìn)行了不銹鋼鉆削加工實(shí)驗(yàn)。對比仿真和試驗(yàn)結(jié)果表明，進(jìn)給量較大的條件利于304不銹鋼材料斷屑。李瑩[9]等通過建立有限元模型，將常規(guī)切削（CC）和橢圓振動(dòng)切削（EVC）鈦合金TC4過程進(jìn)行對比研究。結(jié)果表明，在一定的范圍內(nèi)，EVC方式下隨著振動(dòng)頻率的增大，切屑易彎曲，利于切屑的折斷。陳肖瑋[10]等先利用ABAQUS軟件進(jìn)行超聲振動(dòng)鉆削仿真，并進(jìn)行了振動(dòng)鉆削試驗(yàn)。結(jié)果表明，進(jìn)給量與振幅的改變會對切屑形態(tài)產(chǎn)生影響。金成哲[11]等運(yùn)用AdvantEdge有限元仿真軟件進(jìn)行了鉆削仿真，并對34CrNi3MoV高強(qiáng)度鋼進(jìn)行了切削試驗(yàn)。通過兩者對比分析，發(fā)現(xiàn)通過改變刀具幾何參數(shù)和切削用量可以有效地改變切屑形態(tài)。因此可以通過選擇合理的切削參數(shù)來控制切屑形態(tài)，但是目前關(guān)于無氧銅深孔鉆削仿真的文獻(xiàn)較少。

為此，本文基于ABAQUS軟件對無氧銅進(jìn)行深孔鉆削加工仿真，分析低轉(zhuǎn)速與小進(jìn)給量加工參數(shù)組合對深孔鉆削過程的影響，并研究不同加工參數(shù)的組合對切屑形態(tài)的影響規(guī)律，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證仿真模型的正確性。

1 無氧銅深孔鉆削加工仿真

無氧銅零件的基本尺寸為?52 mm×1 400 mm，最終內(nèi)孔直徑為22 mm ，上極限偏差為0.1 mm，下極限偏差為0 mm，內(nèi)孔表面粗糙度Ra≤3.2 μm，孔直線度保證在0.3 mm/1 000 mm以內(nèi)。根據(jù)被加工無氧銅零件的尺寸，無氧銅深孔鉆削采用BTA深孔鉆削，其鉆削原理如圖1所示。切削液通過授油器從鉆桿外壁與工件已加工表面之間進(jìn)入切削區(qū)域，到達(dá)刀具頭部進(jìn)行冷卻潤滑,將切屑由鉆桿內(nèi)部推出[12]。

圖1 BTA 深孔鉆削的原理圖

刀具采用單刃BTA深孔刀具，其幾何參數(shù)見表1，并根據(jù)相關(guān)參數(shù)建立刀具的三維模型如圖2，深孔鉆削過程中刀具材料為YG8見表2，仿真模型如圖3所示。

圖3 仿真模型

表1 刀具幾何參數(shù)

圖2 單刃刀具三維圖

1.1 無氧銅材料的本構(gòu)模型

對無氧銅材料進(jìn)行深孔鉆削仿真時(shí)，無氧銅材料的性能參數(shù)直接影響仿真結(jié)構(gòu)的準(zhǔn)確性。本文選擇Johnson-Cook模型[13]表示無氧銅材料的本構(gòu)關(guān)系，表達(dá)式為（1），材料的基本屬性見表2。

表2 工件與刀具材料基本屬性

式中：σJC為JC模型的流動(dòng)應(yīng)力；A為參考溫度下的初始屈服應(yīng)力；B和n為材料應(yīng)變硬化參數(shù)；C為材料應(yīng)變率強(qiáng)化參數(shù)；m為材料的熱軟化參數(shù)；Tr和Tm為參考溫度和熔化溫度，具體參數(shù)的取值[14]見表3。

表3 氧銅Johnson-Cook模型參數(shù)

無氧銅的損傷演化采用Johnson-Cook失效模型，其表達(dá)式如式（2）所示，損傷演化參數(shù)如表4所示，為了觀察切屑的變化情況，設(shè)置損傷演化參數(shù)時(shí)，將無氧銅的破壞位移設(shè)為0.03。

表4 無氧銅Johnson-Cook損傷演化參數(shù)

式中： Δε為單位時(shí)間步長內(nèi)失效塑性應(yīng)變增量；εf為單位時(shí)間步長內(nèi)分離失效應(yīng)變； σ*為應(yīng)力狀態(tài)參數(shù)；d1～d5為材料相關(guān)的失效常數(shù)[15]。

1.2 鉆削參數(shù)的選擇

在無氧銅BTA深孔鉆削仿真模型中，為了分析鉆削速度n和進(jìn)給量f對無氧銅深孔性能的影響，分別選用轉(zhuǎn)速為355 r/min、255 r/min,進(jìn)給量為0.05 mm/r、0.07 mm/r,具體組合情況見表5。

表5 切削加工參數(shù)

1.3 仿真結(jié)果分析

4種參數(shù)組合條件下獲得的切屑形態(tài)如圖4所示。當(dāng)轉(zhuǎn)速為355 r/min，進(jìn)給量為0.07 mm/r時(shí)，切屑形態(tài)主要為厚狀長切屑，該類切屑在鉆削過程中不斷纏繞在刀具上，削弱了刀具的斷屑能力，如圖4a所示；當(dāng)轉(zhuǎn)速不變，進(jìn)給量減為0.05 mm/r時(shí)，在鉆削中產(chǎn)生了大量的薄狀長切屑，如圖4b所示。這主要是由于進(jìn)給量的減小引起的，隨著進(jìn)給量的減小，切屑厚度減小，進(jìn)而形成薄狀長切屑，相比厚狀長切屑，該切屑的折斷相對容易。轉(zhuǎn)速為255 r/min時(shí)，進(jìn)給量為0.07 mm/r時(shí)，大部分都是容屑系數(shù)小的短切屑，如圖4c，這類切屑最后很順利被切削液帶走，短切屑最不易堵塞排屑通道，是較為理想的切屑形狀，其整個(gè)過程鉆削也最平穩(wěn)；進(jìn)給量降為0.05 mm/r時(shí)在鉆削后期，同時(shí)夾雜著長切屑與短切屑，這是由于低轉(zhuǎn)速下增大進(jìn)給量，切削刃的階梯刃未將部分切屑折斷，就造成了長、短切屑夾雜的現(xiàn)象，如圖4d所示。

圖4 不同參數(shù)組合下的切屑形態(tài)及應(yīng)力情況

此外，深孔鉆削的切削力也會影響鉆削過程的穩(wěn)定性，為此分析了不同參數(shù)組合條件下獲得的軸向力如圖5所示。當(dāng)轉(zhuǎn)速為355 r/min，進(jìn)給量0.07 mm/r時(shí)，最大軸向力約為280 N，平均軸向力約為119.7 N，平穩(wěn)階段平均軸向力約174.3 N，如圖5a；當(dāng)進(jìn)給量降為0.05 mm/r時(shí)，整個(gè)過程的最大軸向力約為200 N,平均軸向力為73.3 N，在平穩(wěn)階段的平均軸向力約為106 N，如圖5b；當(dāng)轉(zhuǎn)速為255 r/min，進(jìn)給量0.07 mm/r時(shí), 整個(gè)過程的最大軸向力約為210 N,平均軸向力為84 N，在平穩(wěn)階段的平均軸向力為122.5 N，如圖5c；進(jìn)給量0.05 mm/r時(shí),整個(gè)過程的最大軸向力約為180 N,平均軸向力為77 N，在平穩(wěn)階段的平均軸向力為112 N，如圖5d；通過軸向力的分析可以獲得：當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，通過改變進(jìn)給量可以得出在平穩(wěn)階段平均軸向力的變化率為0.641，當(dāng)進(jìn)給量一定時(shí)，通過改變轉(zhuǎn)速可以得出在平穩(wěn)階段平均軸向力的最大變化率為0.08，說明轉(zhuǎn)速對軸向力的影響較小，在深孔鉆削過程中為了提高效率可適當(dāng)提高轉(zhuǎn)速。

圖5 不同參數(shù)組合下的切削力情況

綜上所述，進(jìn)給量和轉(zhuǎn)速都會影響切屑形狀，通過對進(jìn)給量和轉(zhuǎn)速兩個(gè)變量的同時(shí)控制相比于只通過控制其中一種變量來控制切屑形狀效果會更好，且在無氧銅深孔鉆削過程中進(jìn)給量對軸向力的影響更大。

2 試驗(yàn)驗(yàn)證

本次試驗(yàn)采用的加工材料Cu-Nb-Cu超導(dǎo)線材如圖6a所示，加工后的零件如圖6b。基于CW6163機(jī)床改造的深孔鉆鏜床，進(jìn)行了4組Cu-Nb-Cu無氧銅超導(dǎo)線材基體的深孔加工試驗(yàn)，與無氧銅深孔鉆削仿真進(jìn)行對照，以驗(yàn)證有限元模型的正確性，并進(jìn)一步分析不同工藝參數(shù)組合下對切屑形狀的影響規(guī)律，獲得合理的BTA深孔鉆削參數(shù)。

圖6 無氧銅實(shí)物

無氧銅深孔鉆削過程中所產(chǎn)生的切屑如圖7，可以發(fā)現(xiàn)，加工過程中所產(chǎn)生的切屑與仿真產(chǎn)生的切屑吻合度較高，證明了有限元模型的正確性。試驗(yàn)1設(shè)置進(jìn)給量為0.07 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速為335 r/min，得到切屑有厚狀長切屑和少部分的擠壓餅狀切屑，如圖7a所示。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速不變，進(jìn)給量降為0.05 mm/r時(shí)，得到的主要是薄狀長切屑，如圖7b所示。這主要是由于隨著進(jìn)給量的減小，切屑厚度減小，切屑變形增大，形成薄狀長切屑。同理，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為255 r/min，進(jìn)給量由0.07 mm/r降為0.05 mm/r時(shí)，切屑形態(tài)由短變?yōu)榧?xì)絲狀切屑。當(dāng)進(jìn)給量為0.07 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速為255 r/min，所獲得的切屑以短切屑為主如圖7c，該類切屑不纏刀，易從切屑通道排出，是比較理想的切屑類型；當(dāng)進(jìn)給量為0.05 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速為255 r/min，得到細(xì)絲線狀切屑如圖7d,該類切屑比較容易纏繞刀具，加劇刀具的磨損，但容屑系數(shù)小，此時(shí)配合強(qiáng)力切削液，就可將其順著排屑通道帶走。當(dāng)進(jìn)給量和主軸轉(zhuǎn)速均比較大時(shí)，易形成擠壓餅狀切屑，這主要是由于主軸轉(zhuǎn)速的增大會加劇厚狀長切屑在排屑通道內(nèi)的堆積擠壓，進(jìn)而形成擠壓餅狀切屑，該類切屑在生產(chǎn)中應(yīng)當(dāng)盡量避免。因此，合理的組合進(jìn)給量和主軸轉(zhuǎn)速可形成短切屑，有利于無氧銅深孔鉆削過程的順利進(jìn)行。

圖7 切屑形態(tài)

3 結(jié)語

通過仿真分析和試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法對無氧銅材料BTA深孔鉆削過程進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論。

（1）對比仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，仿真分析的切屑形態(tài)與實(shí)驗(yàn)相似度較高，表明建立的有限元模型是合理的，在為以后的參數(shù)優(yōu)化時(shí)提供了參考價(jià)值。

（2）基于試驗(yàn)的分析，轉(zhuǎn)速與進(jìn)給量同時(shí)過大容易使切屑厚度增大，不能及時(shí)折斷，導(dǎo)致切屑無法排出而造成過多切屑相互之間的擠壓現(xiàn)象。切屑的厚度盡可能薄，有利于切屑的順利折斷，轉(zhuǎn)速255 r/min，進(jìn)給量0.07 mm/r下實(shí)際加工狀況最好，形成的短切屑利于從長而狹窄的排屑通道中排出，不易發(fā)生堵屑。