基于ABAQUS刀具刃口鈍化的有限元分析

萬慶豐,雷玉勇,楊 涵,陶 歡

(西華大學機械工程與自動化學院，四川 成都 610039)

在切削加工中，刀具刃口質量和結構形式與刀具切削效率、使用壽命直接相關[1]。研究[2]表明，刀具刃口鈍化能提高刀具加工效率，延長刀具使用壽命，增強切削系統的穩定性。采用有限元法模擬金屬刀具的切削加工過程，可以精確求得刀具切削刃口上各點的受力情況，獲得工件材料內部的應力、應變以及溫度的變化規律，有效解決刀具設計難題。T.D.Manuich等[3]基于AdvantEdge仿真軟件，采用Lagrange模型預測鋸齒型切屑的形成；A.J.Shih等[4]采用正交試驗，考慮材料的溫度和應變率，對刀具切削過程進行仿真研究；方剛等[5]結合ALE方法，對刀具切削過程進行有限元仿真，彌補單獨采用Lagrange法或Euler法的不足。本文以硬質合金螺紋梳刀為研究對象，應用ABAQUS有限元分析軟件，對矩形螺紋梳刀切削過程進行仿真，分析刀具刃口鈍圓半徑對切削過程中切削力和切削溫度的影響，為刀具刃口鈍化的設計提供參考。

1 螺紋梳刀加工模型的簡化

與車削加工原理類似，螺紋梳刀加工螺紋時，工件每旋轉1轉，螺紋梳刀沿工件軸向準確均勻地移動1個導程，同時刀片沿工件徑向走刀，逐步增加螺紋梳刀的切削深度，進而完成螺紋的切削。螺紋加工過程中，工件旋轉是主運動，刀具的軸向和徑向移動是進給運動。如果工件固定，需給刀具增加一個旋轉運動。

在三維空間內，螺紋梳刀的切削仿真過程十分復雜，模型網格數較多，網格易產生畸變，直接影響計算結果的準確性。為便于切削模型的建立，需適當簡化切削過程。將螺紋梳刀的三維加工模型簡化為二維平面內拉刀的拉削加工，即將三維模型簡化成拉刀在工件表面加工出螺紋凹槽的二維模型。由于矩形螺紋梳刀加工與矩形花鍵拉刀加工形成的矩形槽形狀類似，因此，將螺紋梳刀每次切割的走刀深度和切割寬度分別看作矩形拉刀的每齒切割深度和拉刀的齒寬。為保證所采用的二維拉削加工簡化模型的材料去除率與螺紋梳刀實際加工時的材料去除率一致，2種加工方法應采用相同數值的切割面積以及相同長度的切削刃，而不必考慮加工形狀的影響。模型簡化后，在ABAQUS軟件中建立簡化的拉削加工模型，如圖1所示。

圖1 拉削加工模型

2 螺紋梳刀加工模型仿真

2.1 材料特性的定義

工件材料為油氣田開發使用的石油套管(TP90NC-13Cr)，彈性模量E=206 GPa，泊松比μ=0.30，本構模型取Johnson-cook經驗模型[6]。

(1)

螺紋梳刀材質為YT15硬質合金，彈性模量E=650 GPa、泊松比μ=0.23，無涂層覆蓋。在仿真過程中，刀具刃口鈍圓半徑R分別設置為0.01、0.02、0.03、0.04、0.05 mm，具體參數如圖2所示。螺紋梳刀的切削速度設置為80 m/min，切削深度為0.3 mm，切削寬度為2.5 mm。

圖2 刀具仿真參數

2.2 網格劃分及邊界條件設置

螺紋加工具有非線性、動態性以連續性等特點。刀具材料性質的改變會引起單元節點的變化，容易出現網格畸變，因此需不斷細化網格。仿真模型的網格劃分如圖3所示。網格劃分后，形成16 000個節點，最大單元尺寸為0.12 mm。邊界條件設置：室溫26℃；采用干式切削；通過夾具型腔固定拉刀沿3個軸線方向的旋轉運動以及刀片沿左右方向的移動；用緊固螺釘約束刀片沿上下方向和前后方向的移動。刀具載荷設置：拉刀采用剛體模型，施加恒定向左的位移載荷，使得拉刀以恒定的速度向左運動。

圖3 模型網格劃分

2.3 熱傳導有限元模型

螺紋梳刀加工過程中有大量的熱量產生，材料受熱變形，產生熱應力。在直角坐標系中，正交切削熱傳導偏微分能量方程[7]為

(2)

(3)

刀具前刀面與切屑之間以及后刀面與已加工表面之間的熱增量方程為

(4)

3 仿真計算結果與分析

3.1 刃口鈍圓半徑R=0.03 mm時的仿真結果

由圖4可知，刀片進入穩定切削階段，切削溫度分布主要集中在刀尖部位，最高可到820 ℃，此時刀片易發生刀尖、刀刃破壞以及刀刃點蝕，刀片磨損加劇。同時產生不易斷裂的條狀切屑，其溫度集中在380～620℃，具有較高的熱量，會對工件表面切削性能造成一定影響。圖5為螺紋梳刀切削過程中，主切削力(Force-X)和徑向力(Force-Y)的擬合曲線。由于刃口附近的網格單元不斷更新，刀片所受的切削力隨時間不斷地發生變化。隨著時間的推移，切削力先逐漸增加至1 200 N，而后在一定范圍內波動，最終穩定在1 000 N。

圖4 切削過程仿真

圖5 切削力仿真

3.2 刃口鈍圓半徑對切削力的影響

刀具不同鈍圓半徑下的主切削力與徑向切削力的仿真結果，如圖6—7所示。由圖6可知，鈍化半徑對主切削力(Fc)的影響較小。由圖7可知，隨著鈍圓半徑的增大，徑向切削力(Fr)不斷增大。這是因為鈍圓半徑增加導致刀具前角和后角的實際值減小，加工螺紋時，刀刃受到的擠壓作用力增大，進而造成徑向力增加。

圖6 主切削力對比

圖7 徑向力對比

3.3 刃口鈍圓半徑對切削溫度的影響

螺紋梳刀在切削石油套管材料時，隨著刀具刃口鈍圓半徑的增加，工件材料的塑性變形增大，切削刃附近區域熱量逐漸積累，導致切削溫度升高。然而，鈍圓半徑增加的同時，刀具與切屑、已加工表面的接觸面積增大，熱對流區域增加，刀具的散熱效果也增強。通常情況，切削過程中的切削溫度是生熱和散熱的綜合結果。仿真結果也表明切削溫度并非隨著鈍圓半徑的增加而一直保持增加的趨勢，如圖8所示?？芍?，切削溫度隨著刃口鈍圓半徑的增大呈先減小后增大的趨勢，刃口鈍圓半徑為0.02 mm時切削溫度最低，此時刀具的散熱效果較好，可以獲得螺紋最佳的加工質量。

圖8 切削溫度對比

4 實驗驗證

為驗證有限元模型仿真結果的有效性，需進行矩形螺紋梳刀加工石油套管的實驗研究。實際加工參數的設置與仿真模型的參數保持一致。實驗主要測量螺紋梳刀實際加工過程中產生的切削力和溫度，并將實驗結果與模型仿真結果進行比較，以驗證仿真結果的可靠性。

4.1 實驗裝置的選擇

選擇CJK6132D型數控車床進行螺紋梳刀的車削實驗。車床采用GSK980T數控系統，開環控制，X/Z軸行程為200 mm×650 mm，主軸轉速范圍為38～1600 r/min。車削過程中產生的切削力和切削溫度，分別通過Kistler9272四向壓電式測力儀和PT120測溫儀進行測量。

4.2 實驗結果分析

測力儀采集車削過程中螺紋梳刀產生的切削力信號。該信號經電荷放大器放大后傳輸給計算機，并利用Dynoware軟件進行最終分析和處理。圖9是刃口半徑為0.03 mm的螺紋梳刀切削力的實際測量數值曲線。同圖5所示的切削力仿真結果相比，二者之間的誤差在20%以內，說明仿真模型具有較好的可靠性。若需進一步提高仿真模型的準確性，可修改模型的參數，重新進行分析。

圖9 螺紋梳刀切削力的實際測量曲線

利用PT120紅外測溫儀，測量螺紋梳刀車削過程中的切削溫度。由于切削過程中溫度測量不易進行，通常只測量加工過程中刀具的表面溫度，因此，本文選取刀尖位置為測量的起始點，沿刀具表面取10個點的溫度值作為參考值，繪制了圖10所示的溫度曲線，計算得到刀尖位置附近的溫度近似為685 ℃。與圖8模型的仿真值相比，所測得的溫度值都偏小，這主要是因為切削過程中有部分熱量傳遞，導致熱量損耗，因而無法測得切削溫度的瞬時值。

圖10 螺紋梳刀表面溫度測量曲線

5 結論

本文應用ABAQUS有限元分析軟件對刀具刃口在切削過程中的微觀結構進行仿真計算，得到以下結論：1)刀具切削溫度分布主要集中在刀尖部位；2)刀具所受的切削力先逐漸增大，后在一定范圍內波動，最終趨于穩定狀態；3)隨刃口鈍圓半徑的增大，刀具所受主切削力的變化不明顯，徑向力不斷增加；4)刀具切削溫度隨著刃口鈍圓半徑的增大呈先減小后增大的趨勢，刃口鈍圓半徑為0.02 mm時切削溫度最低。實驗測量結果與仿真模型的預測結果具有較好的一致性，仿真模型可靠性較高。

[1]桂育鵬，于啟勛. 刀具刃口鈍化技術的探討[J]. 機械工人：冷加工，2004(6)：43-44.

[2]Coelho R T , Silva L R , Braghini A.Some Effects of Cutting Edge Preparation and Geometric Modifications when Turning INCONEL 718TM at High Cutting Speeds[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004,148:147-153.

[3]Manuich T D , Ortiz M.Modeling and Simulation of High Speed Machining[J]. International Journal of Numerical Methods in Engineering, 1995, 38(21): 3675-3694.

[4]Shih A J , Yang H T Y.Experimental and Finite Element Predictions on the Residual Stresses due to Orthogonal Metal Cutting [J]. International Journal for Numerical Methods in Engineering, 1993, 36(8): 1487-1507.

[5]方剛，曾攀. 金屬正交切削工藝的有限元模擬[J]. 機械科學與技術，2003，22(4)：641-645.

[6]Johnson G R , Cook W H. A Constitutive Model and Data for Metals Subjected to Large Strains, High Strain Rates and High Temperatures [C]//Proceedings of the Seventh International Symposium of Ballistics. The Hague:[s.n.], 1983:409-415.

[7]Ng E G , Aspinwall D K , Brazil D, et a1. Modelling of Temperature and Forces when Orthogonally Machining Hardened Steel[J]. International Journal of Machine, Tools and Manufacture, 1999, 39(6): 885-903.

[8]Mamalis A G , Horvath M , Branis A S , et al. Finite Element Simulation of Chip Formation in Orthogonal Metal Cutting[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001,110: 19-27.