紫銅微銑削加工刀具斷裂影響因素仿真分析

王成安，王海雄，黃增祥

(桂林理工大學(xué)機(jī)械與控制工程學(xué)院，廣西 桂林 541004)

1 引言

隨著小型化微型化零件的需求量越來(lái)越多，特別是在生物醫(yī)療、通訊電子、航空航天、軍事工業(yè)、精密儀器等諸多高科技領(lǐng)域中有著廣闊的應(yīng)用前景使得微切削加工技術(shù)備受關(guān)注[1]。微銑削加工由于刀刃部位直徑小，所能承受的力小，容易發(fā)生斷裂。影響微切削刀具斷裂的主要因素有過度磨損斷裂、疲勞斷裂和切削參數(shù)設(shè)置不合理引起斷裂。由于刀具斷裂嚴(yán)重影響微切削加工效率，故有效地研究刀具斷裂影響因素，對(duì)于提高微小零件的生產(chǎn)、降低生產(chǎn)成本具有重要的意義。

國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)微銑削加工刀具斷裂方面做了大量研究。Fong Feng[2]等人使用涂層硬質(zhì)合金微銑刀對(duì)SKD11進(jìn)行銑削加工，研究其失效形式，發(fā)現(xiàn)涂層硬質(zhì)合金銑刀主要通過以疲勞斷裂的機(jī)理造成失效形式的刀具斷裂。Mohammad Malekian[3]等人在刀具磨損監(jiān)測(cè)微銑削操作研究中提出了一種基于加速度傳感器、力傳感器和聲發(fā)射傳感器的微銑削刀具磨損監(jiān)測(cè)方法。該監(jiān)測(cè)方法通過神經(jīng)模糊方法融合，確定刀具是否處于磨損狀態(tài)，并發(fā)現(xiàn)當(dāng)?shù)毒咛幱谀p狀態(tài)時(shí)，則刀具很容易發(fā)生斷裂。同時(shí)刀具在多數(shù)情況下是在沖擊或和諧加載狀態(tài)下工作，因此刀具接觸疲勞破壞也是造成刀具斷裂的主要因素。J. Fleischer ? M[4]等人介紹了一種制造結(jié)構(gòu)優(yōu)化銑刀的方法，設(shè)計(jì)一種單刃微銑刀，利用ABAQUS進(jìn)行刀具結(jié)構(gòu)優(yōu)化，保證了工藝參數(shù)、每邊進(jìn)給量和橫向進(jìn)給量的清晰調(diào)整，通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，良好的接觸條件可以保證刀具加工過程的穩(wěn)定性，減少刀具斷裂的損失率。

微切削加工如果切削力過大，極易引起刀具斷裂，而影響切削力的重要因素是加工工藝參數(shù)，如切削深度、進(jìn)給速度和主軸轉(zhuǎn)速等，而切削工藝參數(shù)引起微銑削加工刀具斷裂還鮮有報(bào)道。本文針對(duì)工藝參數(shù)對(duì)刀具斷裂的影響進(jìn)行研究，首先建立了微銑削加工的理論模型和幾何模型，選用的微銑削刀具的直徑為?0.15mm，選用的加工材料為應(yīng)用于微電極的材料紫銅；然后通過改變銑削深度、進(jìn)給速度、刀具轉(zhuǎn)速等影響因素，驗(yàn)證刀具受力超過強(qiáng)度極限而造成斷裂；最后通過極差和方差分析各銑削參數(shù)對(duì)刀具斷裂的影響主次，可以為實(shí)際的微銑削加工工藝參數(shù)的設(shè)置提供參考。

2 紫銅微銑削仿真模型

2.1 紫銅材料的Johnson-Cook本構(gòu)模型

選擇正確的本構(gòu)模型對(duì)建立有限元仿真模型有決定性作用，本文主要研究不同影響因素設(shè)置對(duì)刀具斷裂影響，當(dāng)切削力大于刀具承受極限時(shí)，刀具產(chǎn)生塑性變形而斷裂，采用Johnson-Cook本構(gòu)模型是因?yàn)槠溥m用于材料形變的范圍，且模型結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，易于計(jì)算[5]。

Johnson-Cook本構(gòu)模型由應(yīng)變硬化效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)、溫度效應(yīng)三部分以乘積的形式組成。由于引入了應(yīng)變硬化、應(yīng)變率硬化和熱軟化參數(shù)等[6-7]，使得相比其他形式的本構(gòu)模型簡(jiǎn)單了很多。其公式如下：

(1)

式中，A，B，εp，n分別為準(zhǔn)靜態(tài)條件下的屈服條件、應(yīng)變硬化參數(shù)、等效塑應(yīng)變、硬化指數(shù)；

T0，Tmelt，m分別為常溫系數(shù)、材料熔點(diǎn)、熱軟化參數(shù)；

表1 紫銅Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)

2.2 紫銅材料切削分離準(zhǔn)則

在銑削過程中，由于銑刀對(duì)工件切削力的作用，工件因材料分離而產(chǎn)生切屑，對(duì)切屑分離準(zhǔn)則的研究一般分為兩種：一是幾何準(zhǔn)則，二是物理準(zhǔn)則，幾何準(zhǔn)則主要是通過工件上分離線的一點(diǎn)到刀具切屑刃一點(diǎn)的幾何距離達(dá)到臨界值。物理準(zhǔn)則指的是材料形變的物理值是否達(dá)到某一臨界值[8-9]。

(2)

表2 紫銅Johnson-Cook Damage參數(shù)[10]

2.3 紫銅微銑削仿真分析過程

如表3所示為刀具幾何參數(shù)，因?yàn)榈毒呓Y(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，使用PROE5.0進(jìn)行建模，保存igs格式導(dǎo)入ABAQUS中，銑刀為直徑0.15mm的2刃銑刀，前角、后角和螺旋角分別為10°、12°、30°，材料為硬質(zhì)合金，其抗拉強(qiáng)度為700-1500Mpa，在加工過程銑刀刀尖部分比刀具其他部分更加容易發(fā)生形變，所以刀尖部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，其他部分用自由化網(wǎng)格劃分。

表3 銑刀幾何參數(shù)[11]

圖1 刀具與工裝配圖

工件材料為紫銅，尺寸為1.5mm×1.5mm×0.4mm，材料屬性如圖表4所示， 本文選擇的塑性參數(shù)Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)，如表1所示。將工件底部完全約束，刀具除了繞自身旋轉(zhuǎn)和沿著Y正方向移不約束，其他自由度皆被約束，工件網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，種子尺寸為0.05。工件與刀具接觸方式為面與面接觸，設(shè)置好后，再進(jìn)行提交[12]。

表4 紫銅工件材料屬性

2.4 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

如果采用全面實(shí)驗(yàn)法進(jìn)行仿真工作量非常大，為了減少不必要工作量，本文采用了正交實(shí)驗(yàn)法，本次仿真是3因素5水平，如表5所示，豎直方向?yàn)殂娤魃疃取⑦M(jìn)給速度、刀具轉(zhuǎn)速共有3個(gè)因素。在水平方向每個(gè)因素共有5個(gè)水平，建立25組正交設(shè)計(jì)方法的水平組合表，通過對(duì)每組數(shù)據(jù)進(jìn)行仿真分析得出了刀具斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的最大應(yīng)力，為后續(xù)的分析提供依據(jù)。

表5 影響銑刀斷裂因素水平表

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 刀具仿真結(jié)果

如圖2所示為銑削后的仿真圖，因?yàn)榉抡娲螖?shù)較多，本次列舉了銑削深度為0.04mm一組仿真對(duì)比，圖a圖中設(shè)置銑刀銑削深度0.04mm，進(jìn)給速度30mm/min，銑刀轉(zhuǎn)速15000r/min，從對(duì)工件切削后的痕跡可以看出，刀具沒有斷裂，所受最大應(yīng)力為4.366e+08，最小應(yīng)力為1.860e+06，最大應(yīng)力小于刀具的強(qiáng)度極限，切削參數(shù)設(shè)置合理，隨著切削時(shí)間的延長(zhǎng)，刀具所受的應(yīng)力變化幅度減小，切削過程處于穩(wěn)定狀態(tài)。b圖中設(shè)置銑刀銑削深度0.04mm，進(jìn)給速度60mm/min，銑刀轉(zhuǎn)速17000r/min，從刀具對(duì)工件作用的痕跡可以看出，工件表面的痕跡是刀具斷裂后留下的刮痕，故刀具已斷裂，此時(shí)刀具所受的最大應(yīng)力為6.151e+08，最小應(yīng)力為1.188e+06。正交仿真得到的各組切削參數(shù)對(duì)應(yīng)的刀具所受的最大應(yīng)力和是否發(fā)生斷裂的數(shù)據(jù)如表6所示。因數(shù)據(jù)規(guī)律性不強(qiáng)，故對(duì)表中各水平對(duì)應(yīng)的應(yīng)力進(jìn)行極差分析和方差分析，以確定各銑削參數(shù)對(duì)刀具斷裂的影響程度。

圖2 微銑削加工對(duì)比圖

表6 正交仿真數(shù)據(jù)

3.2 極差分析

極差分析法通過對(duì)比數(shù)據(jù)變動(dòng)幅度大小的方式得出影響因素的權(quán)重順序，影響因素結(jié)果差值越大，說明此影響因素影響越大，影響因素結(jié)果差值越小，說明此影響因素影響越小，極差分析計(jì)算過程簡(jiǎn)單，且結(jié)果直觀明了。

式(3)為計(jì)算各同一水平的刀具最大應(yīng)力均值。

(3)

其中xi為同一因素下各水平的刀具是否斷裂。各水平極差公式：

(4)

通過式(3)和(4)可以得到極差分析表7所示：。

由表7可以看出，各因素按極差由大到小的排序依次為：RA>RC>RB，因此可知，在本章所考察的影響銑刀刀具斷裂的三個(gè)因素中，銑削深度影響最大，其次是銑刀轉(zhuǎn)速，最后是進(jìn)給速度。極差分析結(jié)果可以作為指導(dǎo)改善微銑削加工過程中防止銑刀斷裂提 供理論指導(dǎo)，在今后的實(shí)際優(yōu)化過程中可優(yōu)先考慮刀具進(jìn)給速度設(shè)置。

表7 極差分析表

圖3 應(yīng)力變化圖

3.3 方差分析

方差分析結(jié)果反應(yīng)了數(shù)據(jù)的離散程度，方差越大，數(shù)據(jù)離散程度越大，方差越小，數(shù)據(jù)離散程度越小。如表8所示，因素A、B、C分別表示為銑削深度、進(jìn)給速度和刀具轉(zhuǎn)速。銑削深度的偏差平方和為1.2613，自由度為4，方差比為1.682，小于相應(yīng)的臨界值 F0.05(即為3.260)，此時(shí)顯著性水平為0.05時(shí)(即置信度 95%)的情況下，銑削深度對(duì)影響刀具斷裂表現(xiàn)為不顯著性影響；進(jìn)給速度的偏差平方和為4.8296，自由度為4，方差比為0.644，小于相應(yīng)的臨界值 F0.05(即為3.260)，此時(shí)顯著性水平為0.05時(shí)(即置信度 95%)的情況下，進(jìn)給速度對(duì)影響刀具斷裂表現(xiàn)為不顯著性影響；刀具轉(zhuǎn)速的偏差平方和為5.0481，自由度為4，方差比為0.673，小于相應(yīng)的臨界值 F0.05(即為3.260)，此時(shí)顯著性水平為0.05時(shí)(即置信度 95%)的情況下，銑削深度對(duì)影響刀具斷裂表現(xiàn)為不顯著性影響。因?yàn)镕A> FC> FB，所以方差分析的結(jié)果和極差分析結(jié)果一致，在影響銑刀斷裂的三個(gè)因素中，切削深度影響最大，其次是銑刀轉(zhuǎn)速，最后是進(jìn)給速度。

表8 方差分析表

3.4 工藝參數(shù)對(duì)刀具應(yīng)力變化幅度的分析

如圖3所示，橫坐標(biāo)為銑削深度、進(jìn)給速度和刀具轉(zhuǎn)速的數(shù)值變化量，縱坐標(biāo)為銑刀斷裂最大應(yīng)力數(shù)值。由圖可知隨著影響因素?cái)?shù)值的變化，應(yīng)力變化幅度都較大。其中銑削深度的應(yīng)力變化幅度最大，刀具轉(zhuǎn)速次之，最后是進(jìn)給速度，說明在這三個(gè)影響因素中銑削深度對(duì)刀具影響最大。分析原因是因?yàn)樘嵘娤魃疃戎凳沟玫毒呤艿角邢髁Ρ绕渌绊懸蛩馗螅瑢?duì)刀具影響更大，造成的波動(dòng)也越大。

4 總結(jié)

本文首先介紹了仿真分析理論依據(jù)，詳細(xì)描述了微銑削有限元仿真過程和工件刀具的材料屬性。再采用正交試驗(yàn)方法將原來(lái)需要做125組仿真優(yōu)化減少到25組試驗(yàn)，然后對(duì)數(shù)據(jù)分別進(jìn)行極差分析、方差分析和工藝參數(shù)對(duì)應(yīng)力變化幅度的分析，得到的結(jié)論如下：

1)極差分析得出各因素按極差由大到小的排序依次為：RA>RC>RB，銑削深度影響最大，其次是銑刀轉(zhuǎn)速，最后是進(jìn)給速度。

2)方差分析得出銑削深度的方差比為1.68；進(jìn)給速度方差比為0.644；刀具轉(zhuǎn)速方差比為0.673；所以FA> FC> FB，和極差分析一致。

3)通過分析工藝參數(shù)對(duì)應(yīng)力變化幅度的影響，發(fā)現(xiàn)銑削深度對(duì)應(yīng)力變化幅度影響最大，刀具轉(zhuǎn)速次之，最后是進(jìn)給速度。由于應(yīng)力變化幅度越大，刀具越容易斷裂，故對(duì)仿真數(shù)據(jù)的極差分析、方差分析和工藝參數(shù)對(duì)應(yīng)力變化幅度的影響分析的分析結(jié)果一致。