沈宇峰

(長沙航空職業(yè)技術(shù)學(xué)院，湖南 長沙 410124)

毛刺是金屬切削加工中產(chǎn)生的普遍現(xiàn)象之一，也是金屬切削理論研究中迄今為止尚未解決好的兩大難題(毛刺的生成與控制，切屑的處理與控制)之一[1-3]。毛刺出現(xiàn)在工件加工邊、角、棱的地方或已加工表面上，直接影響被加工工件的尺寸精度、形位精度和表面粗糙度，使得工件裝配困難，難以滿足公差要求。零件上的毛刺硬化和脫落是裂紋開始的源頭，因而毛刺會降低工件的使用壽命，甚至?xí)蛊溥\轉(zhuǎn)失效，危及操作人員的安全[4-6]。

鋁合金是航空航天領(lǐng)域應(yīng)用比較多的一種材料[7]，有的工件要通過切削得到所需要的形狀、尺寸，切削過程中又不可避免的會產(chǎn)生毛刺，其毛刺又制約著航空零件表面質(zhì)量的提高。為此，探究切削過程中毛刺的形成機制，抑制和減少毛刺的產(chǎn)生是需要解決的重要問題之一。由于銑削過程的復(fù)雜性，國內(nèi)外學(xué)者[8-12]對金屬切削過程中毛刺的形成機制研究主要集中在車削和鉆削中，對銑削過程中毛刺的形成機制的研究相對較少。本課題以航空用6061-T6鋁合金材料為例，利用ABAQUS軟件探究其毛刺的形成過程，并對抑制毛刺產(chǎn)生提供參考性建議。

1 建立銑削有限元模型

1.1 銑削模型的簡化

由于銑削模型的復(fù)雜性，可以通過合理的假設(shè)，將復(fù)雜的三維有限元模型簡化為二維平面的有限元模型[13]。銑削加工中，刀具相對于工件做進給和旋轉(zhuǎn)運動，刀具的軌跡為次擺線。銑削過程中其切削厚度是連續(xù)變化的，如圖1a所示；但在銑削過程中其每齒進給量fz較小，刀具轉(zhuǎn)速n較大，其厚度變化較小，因而可以等效為厚度均勻的切屑[14-15]，如圖1b中所示。

圖1 銑削模型的簡化

通過相關(guān)數(shù)學(xué)計算可得到其等效切削厚度為

(1)

式中：

he—等效切削層厚度，mm；

R—刀具半徑，mm；

fz—每齒進給量，mm。

本銑削模型中選取銑刀半徑R=3 mm，每齒進給量fz=0.3 mm,代入公式(1)中得到等效切削層厚度he=0.2 mm。

將單個切削層沿刀具的運動方向離散，從而將刀具的旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)變?yōu)橹本€運動，并在ABAQUS中對其進行平面應(yīng)變的正交切削加工模擬，其模型如圖1c所示。

1.2 6061-T6鋁合金材料的本構(gòu)關(guān)系模型及分離準則

由于本模型是為探究工件表面的毛刺形成過程，可把刀具設(shè)置成解析剛體，因而只用考慮工件材料的本構(gòu)關(guān)系。金屬切削加工過程中伴隨著有大變形和熱軟化效應(yīng)，而Johnson-Cook模型能很好地反映金屬材料從低應(yīng)變率向高應(yīng)變率變化的動態(tài)行為[16]，因而選用Johnson-Cook模型作為6061-T6鋁合金銑削過程中的材料模型，其具體形式為

(2)

式中：

σ—等效應(yīng)力；

A—屈服強度；

B—應(yīng)變硬化系數(shù)；

εp—塑性應(yīng)變；

n—應(yīng)變強化指數(shù)；

C—應(yīng)變速率強化項系數(shù)；

T—工件的瞬時溫度；

T0—參考溫度；

Tm—熔點溫度；

m—材料熱軟化系數(shù)。

Johnson-Cook的本構(gòu)模型表達式由三項組成，其中第一項表述了材料應(yīng)變強化效應(yīng)，第二項表述了應(yīng)變速率對流動應(yīng)力的影響，最后一項反映的是溫度對材料流動應(yīng)力的影響。本研究中采用的6061-T6鋁合金的Johnson-Cook模型參數(shù)如表1所示[17]。

表1 6061-T6鋁合金的Johnson-Cook模型參數(shù)

本研究中采用的分離準則是Johnson-Cook的剪切失效準則，其失效模型是基于等效塑性應(yīng)變在積分點的值，當其損傷參數(shù)達到1時，即實現(xiàn)工件與切屑的分離，該種失效準則特別適合本研究中的金屬銑削的高應(yīng)變率變形。

1.3 摩擦模型及網(wǎng)格的劃分

在銑削過程中，刀具與工件之間伴隨著強烈的摩擦行為，其主要包括兩個摩擦對：前刀面與分離切屑摩擦對，后刀面與已加工表面摩擦對。本研究中的摩擦模型選擇罰函數(shù)摩擦模型，罰函數(shù)公式可允許表面有彈性滑移，適用于大多數(shù)的金屬加工成形問題，摩擦因數(shù)設(shè)定為0.2。

給工件進行以邊布種，為優(yōu)化計算量，上方與刀具接觸的部分布種較密，下方未與刀具接觸的部分布種較為稀疏。單元形狀選擇四邊形為主，技術(shù)選擇為自由模式，算法為進階算法。綜合考慮切削過程中溫度的變化及溫度對切削力的影響，單元類型設(shè)定為CPE4RT，即單元庫選擇Explicit，元素族為溫度-位移耦合，幾何階次為線性，分析類型為平面應(yīng)變，沙漏控制選擇增強。

2 結(jié)果分析及優(yōu)化改進

2.1 結(jié)果分析

6061-T6鋁合金銑削仿真的應(yīng)力分布云圖如圖2所示。由圖2可得，其應(yīng)力主要集中在刀具與工件接觸部分，并逐步向下傳遞，直至為0。其應(yīng)力主要表現(xiàn)為S11(X軸向應(yīng)力)和S22(Y軸向應(yīng)力)，如圖3和圖4所示。由圖3可得，工件所受到的X軸向應(yīng)力均為負值，主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力；由圖4可得，Y軸向應(yīng)力基本為0，因而可得刀具在Y軸(垂直工件)方向所受到的力也基本為0。

由圖2、圖3和圖4可得，銑削過后的工件表面有毛刺生成，其毛刺周邊的應(yīng)力較為集中，且伴有應(yīng)力波動。由圖2～4可得，切入、切出處的應(yīng)力突變明顯，其對應(yīng)毛刺的特征尺寸也較大，這與我們實際銑削過程中切入、切出處的毛刺較為突出相吻合，也進一步驗證了該模型的正確性。

圖2 應(yīng)力分布云圖

圖3 X軸向應(yīng)力分布云圖

圖4 Y軸向應(yīng)力分布云圖

2.2 優(yōu)化改進

由以上模擬仿真可得，為減少毛刺的生成，應(yīng)盡量減少應(yīng)力突變的產(chǎn)生。由于切入、切出處應(yīng)力突變較為明顯，為緩和應(yīng)力沖擊可增大其銑刀的刃口半徑值，但刃口半徑值增大，勢必會造成銑刀的鈍化。又由參考文獻[18]可知，毛刺在形成的瞬間，主要是依靠水平主切削力對其做功，水平主切削力與刀具的鋒利程度有關(guān)。刀具的前、后角越大，刀具越鋒利，但與此同時，刀具的強度降低，壽命縮短。綜合考慮，可在一定范圍內(nèi)適當增加其刃口半徑值和刀具的前、后角，為此，將本模型中銑刀的刃口半徑值由原來的0.02 mm增加至0.03 mm，銑刀前角由5°增至8°，后角由10°增至12°，再次模擬仿真，其結(jié)果如圖5所示。由圖5可得，優(yōu)化后切入、切出處的應(yīng)力變化較為緩和，其對應(yīng)的銑削后的工件表面的毛刺有明顯的改善。

圖5 優(yōu)化后的應(yīng)力分布云圖

3 試驗驗證

為驗證以上仿真模擬結(jié)果是否合理，在型號為VMC650的數(shù)控銑床上進行6061-T6鋁合金的銑削驗證試驗，如圖6所示。

圖6 銑削驗證試驗

圖7a是用刃口半徑為0.02 mm、銑刀前角為5°、后角為10°的立銑刀銑削的鋁合金工件表面；圖7b是用刃口半徑為0.03 mm、銑刀前角為8°、后角為12°的立銑刀銑削的鋁合金工件表面。通過對比銑削試驗可知：毛刺主要集中在工件切入、切出部分，通過刀具的有效優(yōu)化，可主動抑制毛刺的生成。這也進一步驗證了以上仿真模擬的正確性和可行性，為后期的進一步深化研究提供了試驗依據(jù)。

圖7 優(yōu)化前后的工件表面對比圖

4 結(jié)束語

為探究鋁合金銑削過程中毛刺的形成機制，首先通過理論分析，將復(fù)雜的銑削模型等效簡化，然后利用ABAQUS分析軟件將簡化的模型進行模擬仿真，通過模擬仿真的結(jié)果分析得到，銑削后的工件表面的毛刺主要集中在應(yīng)力突變處，且切入、切出處的毛刺最為突出。為減少應(yīng)力突變的產(chǎn)生，抑制毛刺的生成，將銑刀的刃口半徑由原來的0.02 mm增加至0.03 mm、銑刀前角由5°增至8°、后角由10°增至12°，再次模擬仿真，工件表面的毛刺得到了明顯的改善。最后，通過銑削試驗驗證了仿真模擬的正確性和可行性，為后期的進一步深化研究提供了試驗依據(jù)。