李 偉, 周 蘭*, 王林軍, 安國升, 馮 力, 馮照和

(1. 蘭州理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050; 2. 蘭州理工大學(xué) 省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 甘肅 蘭州 730050; 3. 杭州汽輪機(jī)股份有限公司, 浙江 杭州 310022)

鈦合金因具有強(qiáng)度高、耐腐蝕性、耐高溫的優(yōu)異性能被廣泛應(yīng)用于航空、醫(yī)療、軍事等領(lǐng)域[1].然而,由于鈦合金材料導(dǎo)熱率低,彈性模量小,采用傳統(tǒng)鉆孔加工鈦合金時(shí)產(chǎn)生的軸向力大、切削溫度高,所以加工孔的質(zhì)量差、加工效率低,刀具磨損嚴(yán)重[2-7].螺旋銑作為先進(jìn)的制孔方法可有效降低軸向力,大幅提高加工精度,目前已成為航空、航天領(lǐng)域制孔技術(shù)的研究熱點(diǎn)之一[8].螺旋銑孔最顯著的特點(diǎn)是刀具的進(jìn)給軌跡呈螺旋線形[9-11],如圖1所示.在螺旋銑過程中刀具的螺旋運(yùn)動(dòng)由3個(gè)不同方向的分運(yùn)動(dòng)組成,分別是刀具繞自身軸線的自轉(zhuǎn)、刀具繞待加工孔軸線的公轉(zhuǎn)以及沿刀具軸向的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)[12-14].螺旋銑孔與傳統(tǒng)鉆孔相比,切削力軸向分力減小是其主要優(yōu)勢,但由于偏心加工的方式,螺旋銑孔過程出現(xiàn)了徑向力,所以其切削力的變化比傳統(tǒng)鉆孔更加復(fù)雜[15].

圖1 螺旋銑孔運(yùn)動(dòng)學(xué)示意圖

切削力對制孔精度、質(zhì)量、加工損傷和刀具壽命等都有著重要影響.傳統(tǒng)切削力的研究方法是通過大量實(shí)驗(yàn)構(gòu)建經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚16-17]或解析模型[18-19],但當(dāng)工件材料、工況條件和刀具結(jié)構(gòu)等因素改變時(shí)需要重新構(gòu)建模型,這大大限制了此類模型的適用范圍.目前,有限元仿真技術(shù)已成為研究切削加工過程的有效方法[20-22],該方法不僅可以預(yù)測切削力的大小,還能夠預(yù)測加工過程的應(yīng)力場和溫度場,進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)工藝參數(shù)的優(yōu)化.然而,在對螺旋銑孔進(jìn)行仿真的過程中,材料損傷演化和網(wǎng)格尺寸的有效控制成為構(gòu)建有限元模型的難點(diǎn).一方面,材料損傷的幾何分離準(zhǔn)則被廣泛應(yīng)用于分析切屑成型過程,但由于該分離準(zhǔn)則對臨界值的合理設(shè)置依賴于經(jīng)驗(yàn),且需要預(yù)設(shè)切屑與工件材料之間的分離線,并不適用于模擬螺旋銑孔加工過程[23],所以有學(xué)者提出將物理分離準(zhǔn)則應(yīng)用于螺旋銑孔仿真過程.其中,張恒[24]采用物理分離準(zhǔn)則建立了螺旋銑孔有限元模型,通過對單齒刀具一次成屑過程進(jìn)行模擬,并利用數(shù)學(xué)模型推導(dǎo)連續(xù)進(jìn)刀后的切削力變化規(guī)律,實(shí)現(xiàn)了對螺旋銑孔過程切削力進(jìn)行預(yù)測.Ji等[25]采用物理分離準(zhǔn)則,進(jìn)一步提出基于損傷演化與等效塑性位移之間的線性關(guān)系,構(gòu)建三維螺旋銑有限元模型,從而實(shí)現(xiàn)切削力和加工應(yīng)力的預(yù)測分析.另一方面,由于螺旋銑過程中軸向進(jìn)給量和切向進(jìn)給量皆很小,所以如果網(wǎng)格尺寸與進(jìn)給量一致,將導(dǎo)致網(wǎng)格數(shù)量過多進(jìn)而大幅增加仿真時(shí)間成本.為此,陳哲[26]通過對螺旋銑孔的加工區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化,降低網(wǎng)格尺寸過大對切削力仿真結(jié)果的影響.劉倩[27]通過增大刀具進(jìn)給量的方法提高切削力仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性,但仍無法避免由網(wǎng)格畸變引起的切削力大幅波動(dòng).

目前,已有的螺旋銑孔仿真模型對材料損傷演化過程涉及較少,且尚未明確給出損傷演化參數(shù)的計(jì)算方法.同時(shí),由于工件網(wǎng)格尺寸過大,網(wǎng)格畸變嚴(yán)重,所以切削力仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性大幅降低.因此,本文通過分析螺旋銑孔過程中材料的損傷演化特征,改變斷裂能的演化方式,計(jì)算斷裂能參數(shù)并進(jìn)行修正,對工件軸向網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化,以切削力仿真結(jié)果為研究目標(biāo),對典型Ti6Al4V材料的螺旋銑孔過程進(jìn)行仿真研究,并將該模型應(yīng)用于不同齒數(shù)刀具的螺旋銑孔切削力預(yù)測,可以對不同齒數(shù)刀具的磨損和制孔質(zhì)量研究提供參考.

1 構(gòu)建有限元模型

1.1 刀具和工件的結(jié)構(gòu)和材料

傳統(tǒng)四齒立銑刀在螺旋銑加工中被廣泛應(yīng)用,該刀具在加工穩(wěn)定性和制孔效率方面優(yōu)勢顯著.因此,本文對四齒立銑刀的螺旋銑孔過程進(jìn)行建模.該刀具主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示.其中,刀具直徑為10 mm,前角為5°,后角為10°,螺旋角為30°,刀具材料為硬質(zhì)合金.另外,圖2所示的刀具結(jié)構(gòu)也被應(yīng)用于不同齒數(shù)(單齒、二齒和三齒)刀具的螺旋銑孔切削力仿真模型研究中.

圖2 四齒立銑刀幾何參數(shù)示意圖

為實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格細(xì)化,提高仿真效率,對工件的厚度進(jìn)行簡化,如圖3所示.圖中,H1為正常情況的工件厚度,H2為簡化后的工件厚度.螺旋銑過程中刀具作周期性運(yùn)動(dòng),刀具運(yùn)動(dòng)1個(gè)公轉(zhuǎn)周期的螺距為ap,在仿真過程中刀具每公轉(zhuǎn)的螺距ap最大值為0.3 mm.為了保障公轉(zhuǎn)周期內(nèi)螺旋銑孔切削力的穩(wěn)定性,簡化后的工件厚度大于刀具每公轉(zhuǎn)的螺距ap.工件模型厚度H2為0.35 mm.

圖3 工件厚度簡化示意圖

工件材料為Ti6Al4V,作為典型的高強(qiáng)度材料被廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域.刀具材料為硬質(zhì)合金,其化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定,適用于加工鈦合金材料.刀具和工件的材料屬性如表1[28]所列.

表1 工件和刀具材料物理屬性

1.2 工件材料本構(gòu)模型

材料本構(gòu)模型反映了材料在發(fā)生塑性變形時(shí)流動(dòng)應(yīng)力與應(yīng)變、應(yīng)變率、溫度之間的關(guān)系,這也是構(gòu)建螺旋銑孔有限元模型的基礎(chǔ).本文采用Johnson-Cook本構(gòu)模型,該模型在金屬切削過程中得到廣泛應(yīng)用,適合模擬鈦合金切削過程的高溫、高應(yīng)變和高應(yīng)變率[21,29-31].Johnson-Cook本構(gòu)方程為

(1)

Zhang等[32]對3種不同本構(gòu)參數(shù)進(jìn)行切削力仿真,研究表明不同本構(gòu)參數(shù)下切削力仿真結(jié)果差異較大,且與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合程度不同.本文選擇的Johnson-Cook本構(gòu)參數(shù)是基于文獻(xiàn)[24]中對Ti6Al4V材料螺旋銑孔的研究,并經(jīng)過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,參數(shù)如表2[25]所列.

表2 Ti6Al4V的Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)

1.3 切屑分離準(zhǔn)則

本文對材料損傷過程進(jìn)行分析,采用定義損傷初始和損傷演化來描述材料的失效過程.

1.3.1損傷初始

本文采用Johnson-Cook剪切失效準(zhǔn)則作為材料損傷的初始階段,該準(zhǔn)則可以用于模擬大應(yīng)變條件下金屬失效變形.損傷參數(shù)q是基于單元積分點(diǎn)的等效塑性應(yīng)變定義的,當(dāng)q=1時(shí)單元開始出現(xiàn)損傷,即

(2)

(3)

表3 Ti6Al4V的Johnson-Cook損傷參數(shù)

1.3.2損傷演化

圖4 工件材料變形失效過程應(yīng)力應(yīng)變曲線

由圖4可以看出,材料在損傷演化階段的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系不同于彈塑性階段,若繼續(xù)采用彈塑性階段的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系則仿真結(jié)果會(huì)出現(xiàn)較大誤差.為了能夠表達(dá)材料出現(xiàn)損傷失效的行為,Hillerborg等[33]建立應(yīng)力-位移響應(yīng)來描述材料出現(xiàn)損傷的軟化現(xiàn)象,定義斷裂能來表征單位面積材料出現(xiàn)裂紋所需的能量.在損傷演化階段,以材料的應(yīng)變能作為失效準(zhǔn)則,材料從損傷初始至完全失效采用斷裂能描述,即

(4)

基于斷裂能的演化方式有線性dc形式和指數(shù)db形式,都通過給定演化關(guān)系和材料的斷裂能Gf對損傷變量進(jìn)行計(jì)算.Zhang等[34]在研究中發(fā)現(xiàn)刀具與切屑接觸時(shí)材料的斷裂能演化方式并不是簡單的線性演化方式,采用指數(shù)演化方式不僅能降低模型對網(wǎng)格的依賴,而且能提高仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性.因此,本文將斷裂能的演化方式定義為指數(shù)形式,即

在螺旋銑孔仿真過程中網(wǎng)格分離的依據(jù)是刀具刀尖能量是否達(dá)到所設(shè)置的斷裂能.仿真過程中如果斷裂能設(shè)置較小,網(wǎng)格在刀具作用下發(fā)生斷裂時(shí)所需的能量小,網(wǎng)格易斷裂且不會(huì)產(chǎn)生較大畸變,切屑形態(tài)會(huì)呈現(xiàn)粒狀,切削力和切削溫度仿真結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果低且相差較大,因此斷裂能參數(shù)的合理選取對仿真結(jié)果有著重要影響[34].本文在仿真時(shí)對斷裂能的設(shè)置采用式(7)進(jìn)行初步計(jì)算,將切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比并修正斷裂能Gf,直到切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果達(dá)到允許誤差范圍,即

(7)

式中:KIC為材料的斷裂韌度.根據(jù)文獻(xiàn)[35]Ti6Al4V的KIC為75 MPa/m,初步計(jì)算斷裂能Gf為43 945 N/m.在此斷裂能下切削力仿真結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果小30%,因此通過增大斷裂能可縮小切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差.經(jīng)過對比仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對Gf進(jìn)行修正,Gf最終值為44 350 N/m.若斷裂能大于此數(shù)值切削力仿真結(jié)果會(huì)遠(yuǎn)大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果,并且切削力會(huì)發(fā)生大幅波動(dòng).

1.4 網(wǎng)格劃分

刀具接觸工件時(shí)工件的網(wǎng)格會(huì)發(fā)生變形,斷裂能的設(shè)置是網(wǎng)格分離的依據(jù).在螺旋銑仿真過程中,工件網(wǎng)格尺寸的大小對螺旋銑切削力仿真結(jié)果具有重要影響[24].螺旋銑刀具軸向每齒進(jìn)給量在10—3mm以下,切向每齒進(jìn)給量在10—2mm以下,刀具軸向和切向的進(jìn)給量小且差異大.圖5為切向網(wǎng)格和軸向網(wǎng)格不同取值時(shí)網(wǎng)格畸變和應(yīng)力圖.由圖5a可以看出:如果將切向網(wǎng)格和軸向網(wǎng)格尺寸同時(shí)劃分為0.2 mm,那么由于刀具進(jìn)給量小,在1個(gè)網(wǎng)格長度上刀具需要轉(zhuǎn)幾周才能刪除網(wǎng)格,所以在仿真過程中網(wǎng)格發(fā)生嚴(yán)重畸變,從而影響仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性;鈦合金螺旋銑孔的應(yīng)力約為1 GPa[23],加工應(yīng)力為1.7 GPa,遠(yuǎn)大于實(shí)際加工應(yīng)力,說明該網(wǎng)格劃分與實(shí)際工況不符.因此,要對網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化.切向網(wǎng)格尺寸細(xì)化為0.1 mm;由于在對軸向網(wǎng)格的細(xì)化中發(fā)現(xiàn),若將軸向網(wǎng)格設(shè)置小于0.03 mm則網(wǎng)格畸變與切削力仿真結(jié)果就會(huì)相差較小,但仿真時(shí)間大幅增加,所以軸向網(wǎng)格尺寸最終確定為0.03 mm.由圖5b可以看出,將軸向網(wǎng)格尺寸劃分為0.03 mm,切向網(wǎng)格尺寸劃分為0.1 mm,仿真過程中畸變的網(wǎng)格數(shù)量明顯減少,且加工應(yīng)力約為1 GPa,符合實(shí)際加工情況.

圖5 不同網(wǎng)格尺寸下網(wǎng)格畸變和應(yīng)力圖

圖6為不同網(wǎng)格尺寸時(shí)切削力仿真曲線.可以看出:網(wǎng)格細(xì)化前切向和軸向網(wǎng)格尺寸為0.2 mm,網(wǎng)格發(fā)生畸變時(shí)切削力突變幅度大;與網(wǎng)格細(xì)化前相比網(wǎng)格細(xì)化后的切削力突變程度大幅減小.工件的網(wǎng)格由307 200個(gè)六面體單元組成,刀具的網(wǎng)格由75 000個(gè)楔形單元組成,單元類型為C3D4T.

圖6 網(wǎng)格細(xì)化前后的切削力曲線

1.5 邊界條件和摩擦設(shè)置

在螺旋銑穩(wěn)定加工階段工件保持固定狀態(tài).仿真過程中工件的底面和側(cè)面在x、y、z方向的移動(dòng)被約束,保留刀具沿z方向的移動(dòng)和旋轉(zhuǎn),刀具在x和y方向的旋轉(zhuǎn)被約束.刀具在xoy平面的運(yùn)動(dòng)表達(dá)式為

(8)

式中:ω為圓頻率;A0為初始幅值;t0為起始時(shí)刻;A1和B1分別為余弦函數(shù)和正弦函數(shù)的系數(shù).

式(8)以周期性幅值曲線定義,在設(shè)置時(shí)輸入ω、A0、A1、B1的數(shù)值即可完成刀具運(yùn)動(dòng)的定義.

由于螺旋銑的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)分為軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)和切向進(jìn)給運(yùn)動(dòng),所以刀具的底刃和側(cè)刃同時(shí)發(fā)生摩擦.本文采用庫侖摩擦模型[25],即

τn=μσn

(9)

式中:τn為摩擦應(yīng)力;σn為法向應(yīng)力;μ為摩擦系數(shù).

該模型同時(shí)考慮了刀具底刃和側(cè)刃的摩擦.假設(shè)刀具上的摩擦應(yīng)力與法向應(yīng)力成正比,摩擦系數(shù)大小為0.5.

圖7為本文建立的三維螺旋銑模型的網(wǎng)格和裝配圖.圖中,工件邊長b1=b2=22 mm,加工孔直徑D=14 mm,刀具偏心距e=2 mm,工件厚度H2=0.35 mm.

圖7 四齒立銑刀加工的三維有限元模型

2 有限元模型對比分析和驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文所建鈦合金螺旋銑孔模型的準(zhǔn)確性,選擇文獻(xiàn)[24]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與線性演化方式仿真結(jié)果進(jìn)行對比.該實(shí)驗(yàn)使用浙江大學(xué)研發(fā)的高精度螺旋銑孔終端執(zhí)行器進(jìn)行螺旋銑實(shí)驗(yàn),加工孔直徑為14 mm,偏心距為2 mm,刀具直徑為10 mm,螺旋角為30°.仿真過程對應(yīng)的實(shí)際加工參數(shù)如表4所列.主軸轉(zhuǎn)速、公轉(zhuǎn)速度和螺距對切削力影響的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比分別如圖8～10所示.

表4 仿真過程參數(shù)

由圖8可以看出:當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速由1 500 r/min上

圖8 主軸轉(zhuǎn)速改變時(shí)不同斷裂能演化方式的切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

升到3 000 r/min時(shí),指數(shù)演化方式的軸向力由144 N下降到98 N,切向力由71 N下降到42 N,軸向力和切向力分別下降32%和41%;螺旋銑孔軸向力和切向力實(shí)驗(yàn)值分別下降33%和40%;線性演化方式軸向力和切向力仿真值分別下降35%和24%.

軸向和切向每齒進(jìn)給量分別為[26]

(10)

式中:fza為軸向每齒進(jìn)給量;fzt為切向每齒進(jìn)給量;z為刀具齒數(shù).

根據(jù)式(10),隨著主軸轉(zhuǎn)速提高,單位時(shí)間內(nèi)刀具軸向和切向每齒進(jìn)給量同時(shí)減小導(dǎo)致切削力下降.然而,無論線性演化方式還是指數(shù)演化方式的仿真結(jié)果均小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果,原因在于仿真過程中忽略了機(jī)床振動(dòng)、刀具變形以及切屑生成等因素對加工過程的影響[26].基于指數(shù)演化方式的軸向力和切向力仿真結(jié)果分別達(dá)到實(shí)驗(yàn)結(jié)果的93%和91%,相比基于線性演化方式的85%和82%,主軸轉(zhuǎn)速對切削力仿真的準(zhǔn)確性得到明顯提高.

由圖9可以看出:公轉(zhuǎn)速度由200 mm/min提高到320 mm/min時(shí),指數(shù)演化方式的軸向力由117 N上升到150 N,切向力由65 N上升到82 N,軸向力和切向力分別上升28%和35%;螺旋銑孔軸向力和切向力實(shí)驗(yàn)值分別上升23%和22%;線性演化方式軸向力和切向力仿真值分別上升29%和16%.

圖9 公轉(zhuǎn)速度改變時(shí)不同斷裂能演化方式的切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

根據(jù)式(10),隨著公轉(zhuǎn)速度提高,單位時(shí)間內(nèi)刀具切向和軸向每齒進(jìn)給量增大導(dǎo)致切削力上升.由圖9還可以看出:線性演化方式在240 mm/min時(shí)切削力突然下降,原因在于刀具與切屑剛接觸時(shí)刀尖能量就達(dá)到所設(shè)置的參數(shù)從而導(dǎo)致切削力發(fā)生突變;指數(shù)演化方式的切削力仿真值變化趨勢顯然更加接近于實(shí)驗(yàn)值,分別達(dá)到實(shí)驗(yàn)值的91%和92%,而線性演化方式的軸向力和切向力仿真值為實(shí)驗(yàn)值的84%和80%.因此由仿真結(jié)果表明,本文所建立的模型仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果契合度很高.

由圖10可以看出:螺距由0.15 mm增大到0.3 mm時(shí),指數(shù)演化方式的軸向力由82 N上升到181 N,切向力由39 N上升到68 N,軸向力和切向力仿真值分別上升120%和74%;螺旋銑孔軸向力和切向力實(shí)驗(yàn)值分別上升126%和69%;線性演化方式軸向力和切向力仿真值分別上升110%和40%.

圖10 螺距改變時(shí)不同斷裂能演化方式的切削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

根據(jù)式(10),隨著刀具每公轉(zhuǎn)的螺距增大,單位時(shí)間內(nèi)刀具軸向每齒進(jìn)給量急劇增大導(dǎo)致軸向切削力上升.而刀具軸向進(jìn)給量增大也導(dǎo)致切向力上升,這表明螺旋銑孔切向力也受到軸向進(jìn)給量的影響.由圖10還可以看出:在刀具每公轉(zhuǎn)的螺距增大時(shí)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更接近,原因在于隨著螺距增大指數(shù)演化方式的網(wǎng)格刪除過程更加穩(wěn)定;采用指數(shù)演化方式的軸向力和切向力仿真值分別為實(shí)驗(yàn)值的92%和91%.仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比表明,本文斷裂能參數(shù)的設(shè)置和指數(shù)演化方式的仿真值相比線性演化方式更接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果.

綜上所述,通過改變加工參數(shù)(主軸轉(zhuǎn)速、公轉(zhuǎn)速度、螺距)對切削力仿真并將文獻(xiàn)中實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對比可知,軸向切削力和切向切削力的平均值為實(shí)驗(yàn)值的91.7%和92%,且最大誤差不超過9%,由此說明本文所建模型可以用于螺旋銑孔切削力的精準(zhǔn)預(yù)測.

3 不同齒數(shù)下的切削力預(yù)測

采用本文構(gòu)建的有限元模型對不同齒數(shù)刀具的切削力變化規(guī)律進(jìn)行仿真.單齒、兩齒、三齒、四齒刀具在主軸轉(zhuǎn)速為1 500 r/min,公轉(zhuǎn)速度為320 mm/min,螺距為0.35 mm時(shí)切削力仿真曲線如圖11所示.圖中,Fx和Fy為切向切削始力,Fz為軸向切削力.可以看出:在加工起始階段(0～0.5 s),刀具開始與工件接觸,單位時(shí)間內(nèi)材料切削量迅速增大,因此不同齒數(shù)刀具的軸向力和切向力均呈現(xiàn)明顯上升趨勢;而在穩(wěn)定加工階段(0.5～2 s),軸向切削力變化較為平穩(wěn),切向切削力曲線存在90°相位差,原因在于刀具在公轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)進(jìn)給方向不斷變化導(dǎo)致切向力在x和y方向呈現(xiàn)周期性波動(dòng),此時(shí)切削力的變化周期為刀具的公轉(zhuǎn)周期.刀具齒數(shù)是影響切削力大小的重要因素,根據(jù)式(10),在相同加工條件下,刀具齒數(shù)與進(jìn)給量呈反比,因此刀具齒數(shù)越多切削力越小.

圖11中軸向力大小為穩(wěn)定加工階段切削力的平均值.為方便與切削量對比,用Fr表示Fx與Fy的合力,關(guān)系式為

圖11 不同齒數(shù)刀具加工的螺旋銑孔切削力仿真曲線

(11)

螺旋銑孔過程中刀具每齒進(jìn)給量與切削力大小呈線性關(guān)系[24].在相同加工條件下,單齒到兩齒刀具時(shí)每齒進(jìn)給量下降50%,兩齒到三齒刀具時(shí)每齒進(jìn)給量下降32%,三齒到四齒刀具時(shí)每齒進(jìn)給量下降23%.同樣,軸向力仿真值分別下降42%、24%、20%,切向力仿真值分別下降40%、22%、17%.不同齒數(shù)刀具切削力的大小與每齒進(jìn)給量變化呈線性關(guān)系,由此說明本文建立的模型適用于預(yù)測不同齒數(shù)刀具的切削力.

4 結(jié)論

本文通過對材料的損傷演化過程進(jìn)行分析,確定了斷裂能參數(shù);并對工件的軸向和切向劃分不同尺寸的網(wǎng)格,建立三維螺旋銑孔有限元模型;通過改變加工參數(shù)對切削力進(jìn)行仿真分析,并與相對應(yīng)的螺旋銑孔實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比.得到以下主要結(jié)論:

1) 定義損傷初始和損傷演化描述工件材料的失效過程,將斷裂能演化方式設(shè)置為指數(shù)形式,計(jì)算并修正損傷演化參數(shù),確定斷裂能為44 350 N/m;通過對網(wǎng)格細(xì)化后發(fā)現(xiàn),該模型可以有效降低網(wǎng)格畸變,且加工應(yīng)力符合實(shí)際加工情況.

2) 采用該模型對螺旋銑孔切削力仿真,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比發(fā)現(xiàn),在不同加工參數(shù)(主軸轉(zhuǎn)速、公轉(zhuǎn)速度、螺距)下采用指數(shù)演化方式的軸向切削力和切向切削力的仿真值比采用線性演化方式的更接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果,指數(shù)演化方式的軸向力和切向力平均值為實(shí)驗(yàn)值的91.7%和92%,且最大誤差不超過9%,由此說明該模型可以用于螺旋銑切削力預(yù)測.

3) 采用該模型在不同齒數(shù)刀具(單齒、兩齒、三齒、四齒)下加工,刀具齒數(shù)增加而切削力下降,且刀具切削力的下降幅度與每齒進(jìn)給量的減小幅度保持一致,切削力仿真結(jié)果可以為螺旋銑孔加工中不同齒數(shù)刀具的磨損和孔加工的質(zhì)量提供參考.