王大海, 趙永強,*, 劉 石, 侯紅玲, 段博峰

1.陜西理工大學 機械工程學院, 陜西 漢中 723000;2.陜西理工大學 工程訓練中心, 陜西 漢中 723000

鈦合金是典型的難切削加工材料,目前對其銑削加工機理的研究仍比較缺乏[1],技術(shù)人員在制定銑削加工工藝參數(shù)時依賴機床操作者的經(jīng)驗。機床操作者通過多次試切試驗確定可選的銑削參數(shù),在實際操作過程中容易產(chǎn)生崩刃,甚至斷刀等意外[2]。因此,為了減少實際試驗的次數(shù)和風險,銑削仿真模擬為合理選擇難切削加工的鈦合金銑削參數(shù)提供了一種更好的實現(xiàn)途徑。

目前,關(guān)于銑削工藝的研究主要有,文獻[3]提出了一種先進的誤差預(yù)測和補償策略,能夠以很高的精度捕獲和預(yù)測柔性銑削的整體誤差,并能夠消除大部分誤差。文獻[4]提出一種基于有限元法的銑削工藝計劃驗證模型,該模型考慮了夾具、操作順序、刀具路徑和切割參數(shù)的影響,在瞬態(tài)3D虛擬環(huán)境中模擬銑削過程,并預(yù)測零件薄壁的偏轉(zhuǎn)和彈性-塑性變形。文獻[5]采用化銑剝層法研究TC4鈦合金條形件的銑削發(fā)現(xiàn),表面殘余應(yīng)力沿著深度方向由壓應(yīng)力逐步變?yōu)槔瓚?yīng)力,殘余應(yīng)力值隨銑削速度和每齒進給量的增加而降低,隨銑削的深度增大而增大。文獻[6]通過有限元模擬航空鋁合金7075-T7451的銑削過程發(fā)現(xiàn),選擇較小的質(zhì)量放大系數(shù)才能保證高的加工質(zhì)量。文獻[7]通過二維正交切削模型和正交壓痕模型分析了切削參數(shù)和刀具參數(shù)對鈦合金Ti6Al4V表面殘余應(yīng)力的影響,得到兩種模型復合能夠較好的預(yù)測三維切削加工所引起的各切削參數(shù)影響。文獻[8]通過銑削AerMet100材料得到了銑削力、表面粗糙度與銑削參數(shù)的之間影響規(guī)律,并給出了銑削力和表面質(zhì)量的預(yù)測數(shù)學模型。文獻[9]針對薄壁件銑削過程易顫振的問題,依據(jù)顫振穩(wěn)定性解析算法,建立鈦合金Ti6Al4V薄壁件銑削過程的動態(tài)銑削系統(tǒng),得出穩(wěn)定性葉瓣圖。文獻[10]通過ABAQUS軟件建立鈦合金Ti6Al4V薄壁件銑削過程仿真模型,以銑削力和銑削溫度為評價指標,采用單因素和正交法分析了刀具前角、后角及螺旋角對銑削力和銑削溫度的影響規(guī)律。文獻[11]通過不同工藝參數(shù)銑削TC18鈦合金,研究高速銑削對表面顯微硬度和金屬組織的影響,得到銑削力與表面粗糙度的變化規(guī)律。文獻[12]建立了基于Rayleigh-Ritz法的薄壁件銑削加工變形預(yù)測數(shù)學模型,提出了離散化的余量體積單元設(shè)計思路并完成了工件的非均勻余量設(shè)計,最后對比分析了不同余量設(shè)計策略對薄壁懸臂結(jié)構(gòu)件加工變形的影響。文獻[13]針對側(cè)銑薄壁件時產(chǎn)生的變形和顫振問題,提出了一種收斂速度加快的柔性變形預(yù)測模型,根據(jù)銑削過程中刀具和薄壁件的動態(tài)特性,建立了刀具的多模態(tài)動力學模型和薄壁件的多點接觸動力學模型,并在模態(tài)空間中將上述兩種模型耦合得到銑削動力學模型。文獻[14]提出了一種改進的球頭銑削力模型,該模型基于一種新穎的未切削切屑厚度模型,并考慮了邊緣效應(yīng)和尺寸效應(yīng),可以用于優(yōu)化切削參數(shù)。

綜上所述,在銑削加工方面的研究主要集中在結(jié)合切削三要素對銑削力、溫度、材料去除效率、工件表面粗糙度、產(chǎn)品的合格率等方面的影響,關(guān)于機夾飛刀銑削過程刀尖圓弧對銑削力、切削熱的研究未涉及。本文基于有限元仿真軟件ABAQUS建立了機夾飛刀高速銑削鈦合金工件的三維有限元模型,包括刀具的形狀、材料的本構(gòu)模型和損傷模型,模擬鈦合金Ti6Al4V工件的機夾飛刀銑削過程,分析切削三要素及刀尖圓弧半徑對銑削中力和熱的影響規(guī)律。

1 工件銑削的有限元建模

1.1 幾何模型

為了提高仿真運算的效率,簡化刀具模型,將機夾飛刀簡化為五個刀片,設(shè)置各個刀片為剛體,按刀尖圓弧半徑R分類為Ⅰ—Ⅳ,見表1。選用KENNAMETAL品牌的50A05RS90ED14D機夾飛刀盤,刀片簡化模型,如圖1所示,W為刀刃寬度,R為刀尖圓弧半徑,L為切削側(cè)刃長度,D為切削底刃長寬度,S為刀片厚度,側(cè)刃后角為15°。將工件簡化為15 mm×2.5 mm×3 mm和40 mm×40 mm×3 mm的兩個方塊,并對工件底部與兩側(cè)進行完全約束,前者用于仿真切屑形成過程,后者用于仿真銑削的全過程。刀片簡化為厚度1 mm的殼。設(shè)定兩工件的網(wǎng)格大小為0.01 mm,刀片刀尖和切削部位網(wǎng)格大小設(shè)置為0.01 mm,其它部位網(wǎng)格設(shè)置為0.1 mm。工件采用八結(jié)點熱耦合六面體C3D8RT網(wǎng)格,刀片采用四結(jié)點熱力耦合曲面薄殼S4RT網(wǎng)格,對工件進行沙漏控制,定義的三維銑削模型整體網(wǎng)格劃分見圖2,其中刀片①—⑤的刀具幾何參數(shù)相同。工件材料為鈦合金Ti6Al4V,機夾飛刀片材料為YG6X。

表1 刀片幾何參數(shù) mm

圖1 刀片簡化模型圖2 機夾飛刀銑削Ti6Al4V工件三維模型

1.2 材料的本構(gòu)模型選擇

為了滿足銑削過程中溫度、大應(yīng)變和高應(yīng)變率的動態(tài)要求,并且大幅降低數(shù)值分析中的計算量,因此選擇JohnsonCook模型,其具體形式為

(1)

表2 Ti6Al4V材料參數(shù)

1.3 材料失效分離準則

在ABAQUS軟件中,Johnson-Cook剪切失效準則能夠?qū)?yīng)力、集中力、溫度進行分析,特別適用于仿真銑削加工過程,當失效參數(shù)ω>1時,材料會出現(xiàn)斷裂破壞而失效,其失效參數(shù)的定義為

(2)

(3)

2 鈦合金銑削過程的有限元仿真

2.1 有限元模擬切屑的形成過程

銑削參數(shù)依次設(shè)定為:切削速度n=5 000 r/min,每齒進給量fZ=0.2 mm/z,切削寬度ae=30 mm,切削深度ap=1 mm,刀尖圓弧半徑R=0.4 mm。模擬仿真15 mm×2.5 mm×3 mm方塊的銑削,得到不同時刻米塞斯應(yīng)力場分布云圖如圖3所示,從圖3中可以看出,隨著刀片的切入,工件的最大應(yīng)力位置發(fā)生了變化,最大應(yīng)力值達到1 705 MPa。

圖3 切屑形成的應(yīng)力云圖

銑削鈦合金方塊的切屑形成過程中,不同時刻的銑削溫度分布云圖如圖4所示。從圖4中可以看出刀刃部位的溫度最高。選取刀具與刀刃邊緣的溫度記為銑削溫度,則最高銑削溫度達到505.9 ℃。同時可以看出工件已加工部位的溫度較低,刀尖和切屑的溫度較高,小部分熱量集中在切削部位由刀具帶走,大部分熱量集中在切屑上并被帶走。

圖4 銑削溫度變化云圖

2.2 有限元模擬鈦合金工件銑削

2.2.1 銑削應(yīng)力與銑削力仿真

銑削參數(shù)分別設(shè)置為n=5 000 r/min,fZ=0.2 mm/z,ae=30 mm,ap=1 mm,R=0.4 mm。銑削40 mm×40 mm×3 mm的長方塊,銑削過程分為三個階段,第一階段是刀具與工件開始接觸;第二階段是銑削寬度達到最大切削寬度30 mm;第三階段是刀具開始切出工件。仿真得到不同時刻的銑削應(yīng)力分布云圖如圖5所示。從圖5中可以看出:第一階段的銑削應(yīng)力逐漸增大,第二階段的銑削應(yīng)力達到最大,第三階段的銑削應(yīng)力逐漸減小。

圖5 銑削應(yīng)力分布云圖

設(shè)置銑削參數(shù)不變的情況下,在鈦合金工件的銑削過程中,X、Y、Z三個方向的銑削力變化如圖6所示。圖6中的三個階段中,進給力平均值Fx≈215.29 N,徑向力平均值(即主銑削力)Fy≈340.17 N,軸向力平均值Fz≈12.47 N。

2.2.2 銑削溫度仿真

銑削40 mm×40 mm×3 mm工件全過程中5個刀片刀尖圓弧部位相同節(jié)點處銑削溫度隨時間的變化情況如圖7所示,圖中5個刀片相同節(jié)點的溫度很接近,因此選取刀片銑削刃上的節(jié)點溫度平均值作為銑削溫度。在第一階段刀片切入工件時,銑削溫度迅速上升,但由于切屑分離工件后帶走大部分熱量,同時由于刀片自身熱傳導系數(shù)比較大,刀片溫度會快速下降,呈緩慢增長趨勢;在第二階段5個刀片以最大的切削寬度銑削,銑削節(jié)點溫度快速增長,5個刀片在銑削過程中相同節(jié)點處的平均銑削溫度接近;在第三階段片溫度則快速下降。

圖6 銑削力變化曲線圖圖7 銑削溫度的變化曲線

銑削40 mm×40 mm×3 mm鈦合金方塊的過程中,刀片2銑削區(qū)域各節(jié)點處的銑削溫度隨時間的變化情況如圖8所示。三個階段的各節(jié)點整體溫度變化趨勢基本相同;節(jié)點5和節(jié)點6處的銑削溫度更接近于刀尖溫度,而且相對較高,刀尖的銑削溫度T≈229.71 ℃。

圖8 不同節(jié)點的銑削溫度變化圖

3 實驗驗證

圖9 銑削力測試現(xiàn)場

為了驗證機夾飛刀銑削鈦合金工件的有限元模擬銑削力的準確性,采用與模擬銑削相同規(guī)格的機夾飛刀,在XK950高速銑削加工中心中,對40 mm×40 mm×3 mm的鈦合金方塊工件進行銑削力測試實驗。實驗中的銑削參數(shù)依次設(shè)置為n=5 000 r/min,fZ=0.2 mm/z,ae=30 mm,ap=1 mm,R=0.4 mm,采用干式順銑銑削方式。鈦合金銑削加工的現(xiàn)場如圖9所示,在銑削的過程中火花四射,產(chǎn)生的切屑帶走了大部分熱量。采用YDX-III9702型壓電式測力儀測量三個方向銑削力的結(jié)果見表3。

從表3可知,鈦合金銑削過程中產(chǎn)生的銑削力的實驗值與模擬值比較接近,其最大差值小于10%,考慮到鈦合金銑削實驗中的初始條件與仿真初始條件存在一定的差異,因此可認為此有限元模型可以替代實驗進行機夾飛刀銑削鈦合金仿真。

表3 實驗與模擬結(jié)果對比

4 鈦合金銑削的仿真參數(shù)分析

4.1 仿真與實驗參數(shù)設(shè)計

根據(jù)加工鈦合金零件時積累的機床參數(shù)和實際生產(chǎn)經(jīng)驗設(shè)定仿真參數(shù)范圍見表4。

表4 仿真參數(shù)設(shè)置表

4.2 各參數(shù)對銑削力和刀尖溫度的影響

采用ABAQUS軟件建立鈦合金方塊銑削的三維有限元仿真模型,采用單因素法對鈦合金方塊的銑削過程及其切屑形成過程進行仿真,得到的主軸轉(zhuǎn)速n、每齒進給量fZ、切削寬度ae、切削深度ap、刀尖圓弧半徑R共5個參數(shù)對銑削力和溫度的影響分別如圖10—圖14所示。

(a) 主軸轉(zhuǎn)速與銑削力關(guān)系 (b) 主軸轉(zhuǎn)速與刀尖溫度關(guān)系圖10 主軸轉(zhuǎn)速對銑削力與刀尖溫度的影響

(a) 每齒進給量與銑削力關(guān)系 (b) 每齒進給量與刀尖溫度關(guān)系圖11 每齒進給量對銑削力與刀尖溫度的影響

(a) 切削寬度與銑削力關(guān)系 (b) 切削寬度與刀尖溫度關(guān)系圖12 切削寬度對銑削力與刀尖溫度的影響

(a) 切削深度與銑削力關(guān)系 (b) 切削深度與刀尖溫度關(guān)系圖13 切削深度對銑削力與刀尖溫度的影響

(a) 刀尖圓弧半徑與銑削力關(guān)系 (b) 刀尖圓弧半徑與刀尖溫度關(guān)系圖14 刀尖圓弧半徑對銑削力與刀尖溫度的影響

在圖10中,隨著主軸轉(zhuǎn)速n的升高,三個方向的銑削分力均減小,其原因是隨著主軸轉(zhuǎn)速的升高,銑削速度增加,銑削區(qū)域的溫度迅速升高,金屬層發(fā)生軟化,工件的可切削性能增加,銑削力減小。在圖11—圖13中,隨著每齒進給量fZ、徑向切削寬度ae和軸向切削深度ap的增大,切屑體積隨之增大,銑削過程中的摩擦力與變形量顯著增大,其中銑削力隨著每齒進給量fZ的增大幅度明顯大于徑向切削寬度ae和軸向切削深度ap。銑削力隨著軸向切削深度ap的增大幅度明顯大于隨徑向切削寬度ae。由圖14可見,銑削力隨著刀尖圓弧半徑R的增大而減小,原因是刀尖圓弧半徑的增大減小了切屑的體積,使銑削力減小。當?shù)都鈭A弧半徑為0.8 mm時,銑削力沿Fz方向產(chǎn)生明顯的突變,而刀尖圓弧半徑為0.82 mm時并未出現(xiàn)突變,因此隨著刀尖圓弧半徑的變化銑削力的突變?yōu)榕既滑F(xiàn)象。

由圖10—圖14可知,隨著主軸轉(zhuǎn)速n、每齒進給量fZ、徑向切削寬度ae的增大,刀尖的銑削溫度T升高,但是其原因相差較大。隨著主軸轉(zhuǎn)速的升高,單位時間內(nèi)機夾飛刀的每齒銑削頻率增加,機床的實際做功增加,但是在銑削過程中只有小部分的功被以熱傳遞的方式損耗,絕大部分功轉(zhuǎn)換成熱,因而銑削溫度提高。每齒進給量fZ、徑向切削寬度ae增加后,剪切區(qū)域的金屬變形劇烈程度增加,材料去除率增大,故刀尖溫度隨之升高。在圖12中,刀尖溫度隨著軸向切削深度ap的增大而減小,原因是增大軸向切削深度ap就能增大切屑的體積,同時有部分側(cè)刃參與銑削,側(cè)刃也會帶走部分熱量,導致銑削部位的刀尖溫度降低。在圖14中,刀尖圓弧半徑R增大,減小了切屑的體積,使銑削過程中的變形力減小,同時摩擦力減小,使銑削熱減少。

4.3 結(jié)果分析

為了分析銑削參數(shù)對主銑削力Fy和刀尖溫度T的影響規(guī)律,可根據(jù)圖10—圖14的數(shù)據(jù)整理出主銑削力關(guān)于銑削參數(shù)的變化見表5,刀尖溫度關(guān)于銑削參數(shù)的變化見表6。

表5 主銑削力關(guān)于銑削參數(shù)的增幅

表6 刀尖溫度關(guān)于銑削參數(shù)的增幅

由表5可知,銑削參數(shù)對主銑削力Fy的影響幅度從大到小的順序依次為ae、fZ、ap、n和R;影響的比例約為40∶30∶10∶(-1)∶(-2),主軸轉(zhuǎn)速n與刀尖圓弧半徑R對主銑削力Fy的影響極小且負相關(guān)。由表6可知,銑削參數(shù)對刀尖溫度T的影響幅度從大到小的順序依次為ae、fZ、R、n和ap;影響比例約為3∶2∶1∶(-1)∶(-3),其中R和ap對刀尖溫度T的影響為負相關(guān)。

5 結(jié)語

1)本文基于ABAQUS建立了機夾飛刀銑削鈦合金Ti6Al4V的三維銑削模型,將機夾飛刀簡化為5個刀片進行銑削過程仿真,模擬了機夾飛刀高速銑削鈦合金過程中切屑的形成過程。對比仿真結(jié)果與銑削實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn),三個方向的銑削力誤差均未超10%,因此所建立的仿真模型比較準確,適合用于機夾飛刀模擬銑削鈦合金。

2)基于ABAQUS所建立的機夾飛刀銑削鈦合金Ti6Al4V的三維有限元模型,仿真了機夾飛刀銑削鈦合金工件的全過程,得到了5個刀片相同節(jié)點的溫度比較相近,刀尖圓弧中心的節(jié)點溫度最高。

3)采用單因素仿真分析了主軸轉(zhuǎn)速n、每齒進給量fZ、切削寬度ae、切削深度ap、刀尖圓弧半徑對主銑削力和刀尖溫度的影響關(guān)系發(fā)現(xiàn):銑削參數(shù)對主銑削力的影響幅度從大到小的順序依次為ae、fZ、ap、n和R;影響的比例關(guān)系約為40∶30∶10∶(-1)∶(-2),主軸轉(zhuǎn)速與刀尖圓弧半徑對主銑削力的影響極小且負相關(guān)。銑削參數(shù)對刀尖溫度的影響幅度從大到小的順序依次為ae、fZ、R、n和ap;影響的比例關(guān)系約為3∶2∶1∶(-1)∶(-3),其中刀尖圓弧半徑和切削深度對刀尖溫度的影響為負相關(guān)。