張生芳,王帥,馬付建,王紫光,沙智華

(1.大連交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2.大連交通大學(xué) 復(fù)雜零件精密制造遼寧省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 大連 116028)①

中空薄壁鋁合金結(jié)構(gòu)具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、隔音效果好等突出優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于城軌列車、高鐵車體的制造[1].由于中空薄壁鋁合金結(jié)構(gòu)件筋板較薄，剛度較差，切削振動(dòng)現(xiàn)象重[2].若加工過(guò)程中的切削力過(guò)大，可能會(huì)導(dǎo)致筋板的嚴(yán)重變形甚至撕裂等現(xiàn)象發(fā)生[3]，從而使得車身材料的承載能力變?nèi)酰瑢?duì)行車安全性造成了極大威脅.因此，對(duì)于中空薄壁鋁合金結(jié)構(gòu)件的加工過(guò)程而言，切削力的研究便顯得尤為重要.

對(duì)于中空薄壁結(jié)構(gòu)件切削力的研究方法主要有切削試驗(yàn)法和有限元法.李春廣[4]進(jìn)行了中空薄壁結(jié)構(gòu)件在不同刀具以及加工參數(shù)下的銑削試驗(yàn)研究，獲得了銑刀在不同加工位置處，中空薄壁結(jié)構(gòu)件在銑刀旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的整體切削力；王春[5]對(duì)中空薄壁結(jié)構(gòu)件進(jìn)行了不同切削參數(shù)以及銑削方式的切削試驗(yàn)研究，得到了中空結(jié)構(gòu)件斜筋處不同徑向切深時(shí)的切削力數(shù)據(jù).莊昕[6]采用Deform-3D有限元分析軟件建立了中空薄壁鋁合金6N01三維銑削有限元模型，并計(jì)算了1/2結(jié)構(gòu)件隨時(shí)間變化的整體切削力數(shù)值.蘇彬[7]利用ABAQUS建立了鋁合金6005A中空結(jié)構(gòu)件銑削有限元模型，提取了切削過(guò)程平穩(wěn)時(shí)銑刀旋轉(zhuǎn)一周內(nèi)的切削力波形.

目前，對(duì)于中空薄壁結(jié)構(gòu)件切削力的研究主要集中在結(jié)構(gòu)件單一位置處的整體切削力研究，但針對(duì)不同加工位置的局部切削力研究相對(duì)較少，無(wú)法獲得中空薄壁結(jié)構(gòu)件在加工過(guò)程中各局部位置的準(zhǔn)確切削力數(shù)值，導(dǎo)致對(duì)局部筋板的變形量難以預(yù)測(cè).為此，本文將中空薄壁結(jié)構(gòu)件的切削力分析分解為五種典型薄壁結(jié)構(gòu)的切削力研究，分別對(duì)各部分進(jìn)行三維建模，采用Power Law本構(gòu)模型對(duì)其進(jìn)行有限元切削模擬，計(jì)算切削力數(shù)值.最后，利用單因素仿真試驗(yàn)獲得加工參數(shù)對(duì)各局部切削力的影響規(guī)律，為工藝參數(shù)優(yōu)化提供基礎(chǔ).

1 有限元模型建立及仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 工件材料定義及刀具、工件幾何模型

工件材料為鋁合金6005A，其力學(xué)性能如下：屈服強(qiáng)度為240 Pa，彈性模量為69.0 GPa，泊松比取0.33，熱導(dǎo)率為189 W/(m·K)，比熱容為0.890 J/(g·℃)，熔化溫度為607～654℃.采用的刀具為硬質(zhì)合金螺旋立銑刀，其幾何參數(shù)如下：直徑20 mm，齒數(shù)2，前角8°，后角16°，螺旋角35°，刀尖圓弧半徑0.04 mm，刃長(zhǎng)45 mm.刀具進(jìn)給方向?yàn)閄軸正向，加工表面的外法線方向?yàn)閅軸正向，刀具軸線方向?yàn)閆向.筋板的傾斜角被定義為其與X軸正向夾角.蒙板和斜筋的幾何參數(shù)如表1所示.圖1中各薄壁結(jié)構(gòu)均進(jìn)行預(yù)切削處理以滿足滿負(fù)荷切削條件.

表1 中空薄壁結(jié)構(gòu)件幾何參數(shù)

圖1 中空薄壁結(jié)構(gòu)件局部結(jié)構(gòu)

1.2 Power Law塑性本構(gòu)模型

在塑性材料的切削過(guò)程中，材料的流動(dòng)應(yīng)力會(huì)受到三種效應(yīng)的影響，分別為應(yīng)變硬化效應(yīng)，應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和熱軟化效應(yīng).這三種效應(yīng)的函數(shù)乘積組成了材料的塑性本構(gòu)模型[8].本文采用Power Law本構(gòu)模型,它能綜合反映不同的應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度下的材料流動(dòng)特性，能適應(yīng)各種不同的材料，Power Law模型的基本表達(dá)式為[9]:

(1)

應(yīng)變強(qiáng)化可以表示為式(2)[10]：

(2)

應(yīng)變率強(qiáng)化被定義為式(3)[11]：

(3)

根據(jù)Power Law法則，熱軟化函數(shù)被定義為式(4)[11]：

Θ(T)=c0+c1T+c2T2+c3T3+c4T4+c5T5

(4)

式中：c0～c5是多項(xiàng)式擬合系數(shù)；T是溫度.

1.3 材料失效模型

(5)

1.4 三維有限元模型建立及仿真方案設(shè)計(jì)

建立的右斜筋側(cè)銑三維有限元模型如圖2所示，有限元模型中的工件為鋁合金6005A中空薄壁結(jié)構(gòu)件，在其底端施加了約束；銑刀模型為從整把刀具上截取了只參與切削的部分，并在連接面處施加約束.速度邊界條件的建立主要由主軸轉(zhuǎn)速n和每齒進(jìn)給量f組成.其中，銑刀只繞其軸線作順時(shí)針旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，工件向前進(jìn)給.此外，刀具剛度較大，將其簡(jiǎn)化成剛性體，施加剛性約束.

圖2 三維有限元模型

刀具和工件均采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，工件待加工區(qū)域和刀刃部分進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化.采用AdvantEdge中的自劃分網(wǎng)格技術(shù)，工件待加工區(qū)域部分的網(wǎng)格不斷進(jìn)行細(xì)化，保證了切削力輸出平穩(wěn)且切屑形態(tài)良好.

為了研究加工參數(shù)對(duì)局部切削力的影響規(guī)律，本文以主軸轉(zhuǎn)速n、每齒進(jìn)給量f和徑向切深ac作為設(shè)計(jì)變量，進(jìn)行了單因素仿真試驗(yàn).具體仿真方案如表2所示.

表2 仿真方案設(shè)計(jì)

2 測(cè)力試驗(yàn)與模型驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)設(shè)備與條件

中空薄壁鋁合金結(jié)構(gòu)件切削試驗(yàn)在圖3所示的試驗(yàn)設(shè)備上進(jìn)行，其主要由HAAS數(shù)控立式機(jī)床、KISTLER Type 9272測(cè)力儀、電荷放大器、硬質(zhì)合金立銑刀，中空薄壁結(jié)構(gòu)件以及壓板等固定裝置組成.

圖3 試驗(yàn)設(shè)備

將測(cè)力儀與電荷放大器相連，通過(guò)A/D數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換板將電壓信號(hào)轉(zhuǎn)換成數(shù)字信號(hào)，然后由DynoWare軟件對(duì)數(shù)字信號(hào)進(jìn)行處理，獲得切削力數(shù)據(jù).試驗(yàn)采用軸向全切深側(cè)銑加工，干式切削，加工參數(shù)為：刀具轉(zhuǎn)速6 000 r/min,每齒進(jìn)給量0.14 mm，徑向切深2.5 mm.

2.2 局部切削力提取

為了從切削力試驗(yàn)曲線中判斷目前加工的位置并提取切削力數(shù)據(jù)，本文選擇刀具在工件右側(cè)的切入點(diǎn)作為起點(diǎn)，如圖4所示，將工件4個(gè)臨界位置處的長(zhǎng)度依次進(jìn)行測(cè)量，并按照刀具的進(jìn)給速度計(jì)算出銑削不同位置區(qū)間的時(shí)間.

圖4 不同位置加工示意圖

2.3 有限元模型驗(yàn)證

有限元仿真的計(jì)算結(jié)果與切削試驗(yàn)對(duì)比如表3所示,切削力誤差在10%以內(nèi)，證明了有限元模型的正確性. 切削三向力中，Y向力最大，X向力次之，Z向力最小；由于加工位置發(fā)生改變，中空薄壁結(jié)構(gòu)件兩側(cè)的切削力大小差異明顯，結(jié)構(gòu)件右側(cè)的Y向切削力可達(dá)到830 N，而左側(cè)只有520 N，分別發(fā)生在兩側(cè)斜筋與水平蒙板的交叉部位.而位于兩側(cè)剛度最薄弱的左、右斜筋處的Y向切削力分別為725，320 N，二者切削力差值較大.

表3 有限元仿真和試驗(yàn)切削力對(duì)比

3 加工參數(shù)對(duì)局部切削力的影響分析

3.1 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)局部切削力的影響分析

不同部位的三向切削力隨主軸轉(zhuǎn)速的變化如圖5所示.當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速在4 000～6 000 r/min時(shí)，切削力隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高降低速率較快；當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速在6 000～7 000 r/min時(shí)，切削力降低速率變緩.

圖5 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)局部切削力的影響

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速小于5 000 r/min時(shí)，右斜筋X向切削力大于左交叉部位；當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增加到5 000～6 000 r/min時(shí)，右斜筋X向切削力在某一時(shí)刻等于左交叉部位，且隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，左交叉部位逐漸大于右斜筋；隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，水平蒙板的X向切削力逐漸大于左斜筋.左、右斜筋的Y向切削力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加切削力數(shù)值下降速度最快，水平蒙板下降速率最慢；隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，水平蒙板的Y向切削力逐漸大于左斜筋.各局部結(jié)構(gòu)的Z向切削力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加切削力大小下降均不明顯，左交叉、左斜筋和水平蒙板的切削力較為接近.

3.2 每齒進(jìn)給量對(duì)局部切削力的影響分析

不同部位的三向切削力隨每齒進(jìn)給量的變化如圖6所示，各位置處的三向切削力隨著每齒進(jìn)給量的增加具有相同的增長(zhǎng)趨勢(shì)，這說(shuō)明了每齒進(jìn)給量對(duì)X、Y、Z向切削力的貢獻(xiàn)率相同.

圖6 每齒進(jìn)給量對(duì)局部切削力的影響

當(dāng)f=0.08 mm時(shí)，右斜筋和左交叉位置處的X向切削力接近，隨著每齒進(jìn)給量的增加，右斜筋X向切削力增長(zhǎng)速率最快且逐漸大于右交叉部位；水平蒙板和左斜筋位置處的切削力差值在20 N左右.右斜筋Y向切削力受每齒進(jìn)給量影響程度最大，水平筋板與左斜筋次之，左交叉處切削力受其影響程度最小.各局部位置的Z向切削力隨每齒進(jìn)給量增加具有相近的增長(zhǎng)速率，水平蒙板、左交叉與左斜筋位置的Z向切削力相近.

3.3 徑向切深對(duì)局部切削力的影響分析

不同位置的三向切削力隨徑向切深的變化如圖7所示.三向力中，各局部位置處的X向切削力受徑向切深的影響程度較?。粡较蚯猩顚?duì)Y向切削力的影響最顯著.右交叉處的Y向切削力隨徑向切深的增加近似呈線性增長(zhǎng)，且增速最大，而左斜筋和水平蒙板增速緩慢；當(dāng)ac在2.5～3.0 mm階段時(shí)，右斜筋的Z向切削力增速最快，當(dāng)ac在3.0～4.0 mm之間時(shí)，右交叉、右斜筋以及左交叉位置處的Z向切削力增速相同.

圖7 徑向切深對(duì)局部切削力的影響

當(dāng)ac在從2.5 mm增加到3 mm階段，右斜筋三向力的增速均較快，而當(dāng)ac從3 mm增加到4 mm過(guò)程中，右斜筋三向力增加速率均變緩慢.

4 結(jié)論

(1)本文將中空薄壁結(jié)構(gòu)件拆分為若干薄壁結(jié)構(gòu)，分別定義刀具和工件幾何模型、材料本構(gòu)模型以及失效模型，建立了局部結(jié)構(gòu)側(cè)銑的有限元模型，通過(guò)與切削試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明：切削力有限元模型計(jì)算誤差在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了模型的正確性；

(2)中空薄壁鋁合金結(jié)構(gòu)件在順銑加工中，五種典型位置局部切削力由大到小依次為：右交叉、右斜筋、左交叉、左斜筋、水平蒙板.其中，右斜筋的切削力數(shù)值是左斜筋的2～3倍左右，導(dǎo)致工件左右兩側(cè)的切削力差異較大；

(3)左、右斜筋Y向切削力受主軸轉(zhuǎn)速影響顯著，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，其數(shù)值下降速度最快，水平蒙板下降速率較緩慢；

(4)右斜筋的Y、Z向切削力以及右交叉部位的X、Y向切削力受每齒進(jìn)給量影響顯著，隨著每齒進(jìn)給量增加，前者數(shù)值增加速率最快，后者次之,左交叉的Y向切削力緩慢增加；

(5)各局部位置處的X向切削力受徑向切深的影響程度較小，徑向切深對(duì)Y向切削力的影響最顯著，隨著徑向切深的增加，右交叉的Y向切削力數(shù)值增加速度最快，左斜筋的X向切削力緩慢增加.