麻花鉆刃口強化設計的數值模擬及試驗研究

2011-09-07 09:02:08肖思來周志雄孫振梅左小陳湯愛民周秦源

中國機械工程 2011年14期

肖思來周志雄孫振梅左小陳湯愛民周秦源

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

0 引言

硬質合金刀具雖然具有很好的切削性能,但材質比較脆,其鋒利的刃口在刃磨和使用過程中容易崩刃。一般來說,經砂輪刃磨后的硬質合金刀具刃口都會或多或少出現微小崩刃,其微崩量約為0.005～0.1mm,嚴重者甚至超過0.2mm[1]。崩刃后刀具的切削質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。刀具刃口的強化設計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化設計成為刀具設計領域的研究熱點之一。刀具刃口強化設計主要有鈍圓和倒棱兩種設計方法[2]。

本文建立了麻花鉆三維有限元模型,動態模擬麻花鉆鉆孔的加工過程,對比分析兩種刃口強化方法在減小刀具軸向力、扭矩等方面的優劣,并對刃口負倒棱強化設計麻花鉆進行了試驗研究。

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定值,此時鉆頭處于穩定受力狀態[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)和進給力(軸向力)。當左右切削刃對稱時,背向力抵消,切削力最終表現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。理論研究和實驗結果表明,軸向力主要由橫刃產生,扭矩主要由兩個主切削刃產生。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,目前對其進行嚴密的理論分析還比較困難。DEFORM 3D針對復雜金屬成形過程,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行建模和分析,能夠對加工過程中因工件材料、刀具材料、刀具角度、切削速度等不同參數引起的被加工工件的剪切變形、切削溫度、內應力等因素進行分析,為正確選擇刀具角度、刀具材料、切削用量提供依據[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

為了驗證模擬結果與實際切削試驗結果的一致性,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,根據密歇根大學相關研究的推薦結果[4],試驗用鉆頭的負倒棱角度取值在25°～35°之間,試驗鉆頭主要幾何參數見表2。負倒棱刃及鈍圓刃如圖2所示。

圖1 硬質合金麻花鉆實物照片與三維模型圖

表2 仿真試驗鉆頭幾何參數

圖2 兩種刃口強化形式

1.2 參數設置

因模擬鉆削深度對參數的影響比較小,為了節省計算時間,設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。

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

圖3 麻花鉆及工件的三維有限元模型

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

表3 麻花鉆和工件的特性參數

1.3 模擬結果分析

在DEFORM 3D的切削分析模塊中設定好加工參數及模擬條件并劃分網格后,便可進行迭代計算,當給定的終止準則達到后便可打開后處理器進行數據處理[5-6]。

1.3.1 鉆削過程中刀具所受的軸向力及扭矩

觀察仿真模擬后導出的軸向力及扭矩數據,從局部來看,數值在一定范圍內出現了明顯的上下波動。這是因為在模擬切削過程中,切屑的形成是通過刪除受到大應變或者應力達到斷裂準則的單元網格來實現的,這使得模擬過程中模擬的數值也是離散的,以致出現上下波動。但是,從鉆削穩態過程來看,數值還是在某個穩定范圍內變化的。

在實切測力試驗中,一般通過低通濾波濾除因機床主軸的高速旋轉及交流電流等產生的高頻噪聲,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數據進行低通濾波,濾波前后的圖形如圖4、圖5所示。

圖4 軸向力仿真數據過濾前后圖形

圖5 扭矩仿真數據濾波前后圖形

由圖 4a可見,負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,其平均軸向力較負倒棱刃鉆頭高出約26.3%。由圖5a可見,負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生在主切削刃上,其中,負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,負倒棱刃鉆頭切削區最高溫度達到833℃(圖7a);鈍圓刃鉆頭切削區最高溫度為852℃,較負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,與鈍圓刃設計的鉆頭相比,負倒棱刃設計的鉆頭所產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 切削變形區溫度云圖

2 刃口強化處理的硬質合金麻花鉆鉆削力試驗分析

麻花鉆鉆削力試驗條件。刀具直徑為6mm,負倒棱刃鉆頭2支,鉆頭所有設計參數同仿真模擬建模刀具參數相同;被加工材料為 AISI-1045;主要加工參數如下:主軸轉速5308r/min,進給量0.25mm/r,鉆削深度 36mm;測力儀為KISTLER 9727三向壓電式測力儀。

鉆削試驗過程中,每支刀具按照規定的切削參數鉆10個孔,測力 10次,試驗時 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 負倒棱刃鉆頭試驗鉆削力信號圖

表4 負倒棱刃鉆頭鉆削力試驗數據與仿真數據對比

表4中數據顯示,軸向力的仿真值與試驗值的差值較大,扭矩相近,這說明,目前運用的數值仿真方法僅是一種輔助的刀具設計方法。

3 負倒棱寬度對切削力及使用壽命的影響試驗

3.1 切削力對比試驗

實驗條件如下:機床為MICRON UCP 1000加工中心,測力儀為KISTLER 9727三向壓電式測力儀,刀具負倒棱參數測量儀器為萬能工具顯微鏡。試驗切削材料為42CrMo,硬度為HRC32～35,試驗鉆頭為內冷結構,直徑為6mm,共6支,鉆頭負倒棱參數測繪數據如表5所示,負倒棱寬度測量值為鉆頭主切削刃中間點與內刃中間點寬度的平均值。

表5 負倒棱刃測量參數

試驗分析與結論如下:

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

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

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