肖思來 周志雄 孫振梅 左小陳 湯愛民 周秦源

1.湖南大學(xué),長沙,410082 2.株洲鉆石切削刀具股份有限公司,株洲,412000

0 引言

硬質(zhì)合金刀具雖然具有很好的切削性能,但材質(zhì)比較脆,其鋒利的刃口在刃磨和使用過程中容易崩刃。一般來說,經(jīng)砂輪刃磨后的硬質(zhì)合金刀具刃口都會或多或少出現(xiàn)微小崩刃,其微崩量約為0.005～0.1mm,嚴(yán)重者甚至超過0.2mm[1]。崩刃后刀具的切削質(zhì)量和切削效率均有所降低,使用壽命有所縮短,所以,需要解決硬質(zhì)合金刀具?刃口崩刃的問題,以提高其切削性能并延長使用壽命。刀具刃口的強(qiáng)化設(shè)計(jì)是解決崩刃問題的有效措施之一,諸多著名刀具廠商對此都高度重視,因而使刀具刃口的強(qiáng)化設(shè)計(jì)成為刀具設(shè)計(jì)領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)之一。刀具刃口強(qiáng)化設(shè)計(jì)主要有鈍圓和倒棱兩種設(shè)計(jì)方法[2]。

本文建立了麻花鉆三維有限元模型,動態(tài)模擬麻花鉆鉆孔的加工過程,對比分析兩種刃口強(qiáng)化方法在減小刀具軸向力、扭矩等方面的優(yōu)劣,并對刃口負(fù)倒棱強(qiáng)化設(shè)計(jì)麻花鉆進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

1 鉆削過程的有限元分析

鉆削過程中,鉆頭參與切削的部分主要是橫刃和主切削刃。入鉆時,橫刃與被鉆孔工件表面接觸,然后主切削刃參與切削;隨著鉆削深度的增加,主切削刃逐漸切入工件,鉆頭受的軸向力和扭矩逐漸增大;最后橫刃與主切削刃全部參與切削,鉆削力保持在某一穩(wěn)定值,此時鉆頭處于穩(wěn)定受力狀態(tài)[3]。鉆削力主要來自鉆頭的主切削刃、橫刃和副切削刃。鉆削時,鉆頭每一切削刃都承受切削力,包括切向力(主切削力)、背向力(徑向力)和進(jìn)給力(軸向力)。當(dāng)左右切削刃對稱時,背向力抵消,切削力最終表現(xiàn)為鉆頭的軸向力與切削扭矩。鉆削力的大小通過軸向力(總的軸向力)和扭矩(總的扭矩)來衡量。理論研究和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,軸向力主要由橫刃產(chǎn)生,扭矩主要由兩個主切削刃產(chǎn)生。鉆頭各切削刃承受的切削力的比例如表1所示[2]。

表1 鉆頭各切削刃承受切削力的比例 %

鉆削是一種三維切削過程。在三維切削情況下,切屑形成過程是三維塑性變形過程,目前對其進(jìn)行嚴(yán)密的理論分析還比較困難。DEFORM 3D針對復(fù)雜金屬成形過程,分析各種成形、熱處理工藝。DEFORM 3D包含的切削分析模塊Machining可對三維切削過程進(jìn)行建模和分析,能夠?qū)庸み^程中因工件材料、刀具材料、刀具角度、切削速度等不同參數(shù)引起的被加工工件的剪切變形、切削溫度、內(nèi)應(yīng)力等因素進(jìn)行分析,為正確選擇刀具角度、刀具材料、切削用量提供依據(jù)[3]。所以本研究選擇DEFORM 3D軟件來仿真鉆削過程。

1.1 三維有限元模型的建立

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果與實(shí)際切削試驗(yàn)結(jié)果的一致性,筆者用SIEMENS NX 5.0建立了麻花鉆的三維模型(建模時省略了通冷卻液的孔),并保存為.STL格式文件。圖1a為鉆頭實(shí)物拍攝照片,圖1b為SIEMENS NX5.0三維模型的截圖。刀具直徑為6mm,根據(jù)密歇根大學(xué)相關(guān)研究的推薦結(jié)果[4],試驗(yàn)用鉆頭的負(fù)倒棱角度取值在25°～35°之間,試驗(yàn)鉆頭主要幾何參數(shù)見表2。負(fù)倒棱刃及鈍圓刃如圖2所示。

圖1 硬質(zhì)合金麻花鉆實(shí)物照片與三維模型圖

表2 仿真試驗(yàn)鉆頭幾何參數(shù)

圖2 兩種刃口強(qiáng)化形式

1.2 參數(shù)設(shè)置

因模擬鉆削深度對參數(shù)的影響比較小,為了節(jié)省計(jì)算時間,設(shè)定麻花鉆鉆削深度為1.2mm,即麻花鉆鉆尖部分所有刃口均參與切削后停止模擬。圖3所示為麻花鉆及工件的三維有限元模型。

設(shè)置工件材料為塑性(plastic)類型,麻花鉆為剛性(rigid)類型,鉆頭設(shè)置為 Primary die[5]。采用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分(AMG)技術(shù)來劃分網(wǎng)格,切削刃與工件接觸區(qū)域及其附近的網(wǎng)格被劃分得比較細(xì),其他區(qū)域網(wǎng)格被劃分得比較粗。

圖3 麻花鉆及工件的三維有限元模型

鉆削仿真試驗(yàn)條件如下:刀具材料為硬質(zhì)合金(15%Cobalt);被加工材料為AISI-1045(同45鋼);斷裂準(zhǔn)則為 Normalized Cockcroft&Latham。主要加工參數(shù)如下:主軸轉(zhuǎn)速 5308 r/min,進(jìn)給量0.25mm/r。邊界條件如下:工件圓柱側(cè)面在x、y、z三個方向上的速度為零,工件和刀具的所有面設(shè)定為與外界進(jìn)行熱交換,激活工件的體積補(bǔ)償選項(xiàng)[5]。表3列出了麻花鉆和工件的特性參數(shù)。

表3 麻花鉆和工件的特性參數(shù)

1.3 模擬結(jié)果分析

在DEFORM 3D的切削分析模塊中設(shè)定好加工參數(shù)及模擬條件并劃分網(wǎng)格后,便可進(jìn)行迭代計(jì)算,當(dāng)給定的終止準(zhǔn)則達(dá)到后便可打開后處理器進(jìn)行數(shù)據(jù)處理[5-6]。

1.3.1 鉆削過程中刀具所受的軸向力及扭矩

觀察仿真模擬后導(dǎo)出的軸向力及扭矩?cái)?shù)據(jù),從局部來看,數(shù)值在一定范圍內(nèi)出現(xiàn)了明顯的上下波動。這是因?yàn)樵谀M切削過程中,切屑的形成是通過刪除受到大應(yīng)變或者應(yīng)力達(dá)到斷裂準(zhǔn)則的單元網(wǎng)格來實(shí)現(xiàn)的,這使得模擬過程中模擬的數(shù)值也是離散的,以致出現(xiàn)上下波動。但是,從鉆削穩(wěn)態(tài)過程來看,數(shù)值還是在某個穩(wěn)定范圍內(nèi)變化的。

在實(shí)切測力試驗(yàn)中,一般通過低通濾波濾除因機(jī)床主軸的高速旋轉(zhuǎn)及交流電流等產(chǎn)生的高頻噪聲,降低其對與切削力信號采集的影響,同樣地,在此對仿真的軸向力及扭矩?cái)?shù)據(jù)進(jìn)行低通濾波,濾波前后的圖形如圖4、圖5所示。

圖4 軸向力仿真數(shù)據(jù)過濾前后圖形

圖5 扭矩仿真數(shù)據(jù)濾波前后圖形

由圖 4a可見,負(fù)倒棱刃鉆頭的軸向力在650～1000N之間,平均值為782N;從圖4b可見,鈍圓刃鉆頭的軸向力在850～1200N之間,平均值為987.9N,其平均軸向力較負(fù)倒棱刃鉆頭高出約26.3%。由圖5a可見,負(fù)倒棱刃鉆頭的扭矩在2.3～3.3N?m之間,平均值為2.63N?m;由圖5b可見,鈍圓刃鉆頭的扭矩在2.8～3.4N?m之間,平均值為3.14N?m,較負(fù)倒棱刃鉆頭高出近19.4%。

1.3.2 鉆削過程中的溫度

在同樣的切削條件和鉆削深度下,鉆削的最高溫度均發(fā)生在主切削刃上,其中,負(fù)倒棱刃鉆頭最高溫度為 444℃,鈍圓刃鉆頭最高溫度為476℃,鈍圓刃鉆頭鉆尖部分溫度較負(fù)倒棱刃鉆頭鉆尖部分溫度高32℃,如圖6所示。

在同樣的切削條件和鉆削深度下,負(fù)倒棱刃鉆頭切削區(qū)最高溫度達(dá)到833℃(圖7a);鈍圓刃鉆頭切削區(qū)最高溫度為852℃,較負(fù)倒棱刃鉆頭的溫度高19℃(圖7b)。

通過麻花鉆鉆削過程的有限元分析可以看出,在相同的工況條件下,與鈍圓刃設(shè)計(jì)的鉆頭相比,負(fù)倒棱刃設(shè)計(jì)的鉆頭所產(chǎn)生的切削力及扭矩較小。二者在鉆削過程中的溫度相近。

圖6 鉆尖部分的溫度云圖

圖7 切削變形區(qū)溫度云圖

2 刃口強(qiáng)化處理的硬質(zhì)合金麻花鉆鉆削力試驗(yàn)分析

麻花鉆鉆削力試驗(yàn)條件。刀具直徑為6mm,負(fù)倒棱刃鉆頭2支,鉆頭所有設(shè)計(jì)參數(shù)同仿真模擬建模刀具參數(shù)相同;被加工材料為 AISI-1045;主要加工參數(shù)如下:主軸轉(zhuǎn)速5308r/min,進(jìn)給量0.25mm/r,鉆削深度 36mm;測力儀為KISTLER 9727三向壓電式測力儀。

鉆削試驗(yàn)過程中,每支刀具按照規(guī)定的切削參數(shù)鉆10個孔,測力 10次,試驗(yàn)時 KISTLER 9727三向壓電式測力儀所測鉆削力信號如圖8所示,將測力儀所測20個軸向力及扭矩取平均值,并將模擬仿真濾波后的軸向力及扭矩取平均值共同列表,見表4。

圖8 負(fù)倒棱刃鉆頭試驗(yàn)鉆削力信號圖

表4 負(fù)倒棱刃鉆頭鉆削力試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比

表4中數(shù)據(jù)顯示,軸向力的仿真值與試驗(yàn)值的差值較大,扭矩相近,這說明,目前運(yùn)用的數(shù)值仿真方法僅是一種輔助的刀具設(shè)計(jì)方法。

3 負(fù)倒棱寬度對切削力及使用壽命的影響試驗(yàn)

3.1 切削力對比試驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)條件如下:機(jī)床為MICRON UCP 1000加工中心,測力儀為KISTLER 9727三向壓電式測力儀,刀具負(fù)倒棱參數(shù)測量儀器為萬能工具顯微鏡。試驗(yàn)切削材料為42CrMo,硬度為HRC32～35,試驗(yàn)鉆頭為內(nèi)冷結(jié)構(gòu),直徑為6mm,共6支,鉆頭負(fù)倒棱參數(shù)測繪數(shù)據(jù)如表5所示,負(fù)倒棱寬度測量值為鉆頭主切削刃中間點(diǎn)與內(nèi)刃中間點(diǎn)寬度的平均值。

表5 負(fù)倒棱刃測量參數(shù)

試驗(yàn)分析與結(jié)論如下:

(1)整個試驗(yàn)過程中,鉆頭斷屑及排屑情況良好,刀具切削穩(wěn)定性好,切屑形狀見圖9。

(2)負(fù)倒棱平均寬度與切削力的關(guān)系分析見圖10。由圖10可見,隨著負(fù)倒棱寬度的增加,切削力呈增大趨勢,但是,進(jìn)給量 f在一定范圍內(nèi)的變化對切削力的變化趨勢影響不大。

(3)在進(jìn)給量相同的情況下,總體上看,隨著負(fù)倒棱寬度的增大,切削力有增大的趨勢,但在局部的一定范圍內(nèi),切削力增大的趨勢不明顯。切削力增大的原因是,當(dāng)負(fù)倒棱寬度趨近甚至大于進(jìn)給量時,負(fù)倒棱成為切屑的流出前刀面,此時,麻花鉆在負(fù)前角的情況下鉆削,切屑變形大,導(dǎo)致切削力急劇增大。所以,在制定負(fù)倒棱選取標(biāo)準(zhǔn)時,進(jìn)給量必須作為一項(xiàng)重要的參考要素。

圖9 切屑形狀

圖10 負(fù)倒棱平均寬度與切削力關(guān)系圖

3.2 使用壽命測試試驗(yàn)

試驗(yàn)條件如下:機(jī)床為MICRON UCP 1000,被切削材料為40Cr,硬度為HRC30～34;切削速度為3981r/min,進(jìn)給量0.12mm/r,鉆削深度為18mm。鉆頭為3.1節(jié)試驗(yàn)中的6支刀具,每支鉆頭每鉆200孔后對鉆頭主切削刃磨損量進(jìn)行測量,鉆頭鉆1000個孔后停止試驗(yàn)。

試驗(yàn)情況顯示,1號與2號鉆頭失效形式為主切削刃崩刃,5號鉆頭在鉆第666孔時折斷,停止試驗(yàn)。鉆頭試驗(yàn)簡況如表6所示。

表6 鉆頭使用壽命試驗(yàn)信息

根據(jù)表6的數(shù)據(jù)及3.1節(jié)試驗(yàn)的結(jié)論,得出鉆頭使用壽命隨負(fù)倒棱寬度與進(jìn)給量的比值變化趨勢,如圖11所示。從圖11可以明顯看出,當(dāng)負(fù)倒棱寬度選為進(jìn)給量的0.5～0.7倍時,鉆頭的使用壽命明顯高于其他取值時的情況。

圖11鉆頭使用壽命隨負(fù)倒棱寬度與進(jìn)給量的比值變化趨勢圖

4 結(jié)論

(1)在同樣的切削工況下,負(fù)倒棱刃鉆頭較鈍圓刃鉆頭在減小切削力及扭矩方面具有優(yōu)勢。

(2)負(fù)倒棱寬度對鉆頭切削力及使用壽命的影響試驗(yàn)表明,進(jìn)給量是制定合理倒棱參數(shù)選取標(biāo)準(zhǔn)的重要因素。

(3)采用有限元對鉆削力進(jìn)行仿真的數(shù)值與實(shí)際測量值相近,這表明采用有限元方法對鉆削力及鉆削過程的研究是切實(shí)可行的。

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