王聰康，葉海潮，余祖西，姬 偉

WANG Cong-kang, YE Hai-chao, YU Zu-xi, JI Wei

（南昌航空大學(xué) 航空制造工程學(xué)院，南昌 330063）

0 引言

加工效率和加工質(zhì)量是先進機械加工技術(shù)的研究核心。在航空航天制造業(yè)中，為了減輕重量，提高飛機和航天器的強度和機動性能，如飛機中的整體壁板、整體翼肋和發(fā)動機的渦輪葉片等薄壁件。這些構(gòu)件形狀復(fù)雜，剛度弱，精度要求高，加工中采用數(shù)控銑削成型。然而，在銑削過程中，由于其弱剛度特征、殘余應(yīng)力、過大切削力、裝夾力等因素作用所引起的工件變形，使得實際切削參數(shù)不等于名義值，增大加工誤差，從而降低加工精度及表面質(zhì)量，甚至報廢。為此，很多做切削仿真學(xué)者[1～4]致力于二維正交切削的研究其加工變形對加工誤差的影響，而針對實際的三維斜角切削過程模擬研究的很少。因此，為了更好的發(fā)揮銑削仿真機能，提高實際加工精度和切削效率，筆者采用非線性功能強大的有限元求解器ABAQUS分析軟件，綜合考慮合理的斜角切削機理及材料物理性能，結(jié)合實驗，建立了有限元模型，并對實際加工諸多因素進行了優(yōu)化，提高加工質(zhì)量，實現(xiàn)了對加工過程中的物理因素進行更好的快速控制。

1 有限元分析模型

1.1 三維斜角銑削模型建立

系統(tǒng)采用ABAQUS有限元分析軟件的動力、顯式分析模塊。刀具單元選取為三角形單元，網(wǎng)格尺寸為0.51mm，單元類型為3節(jié)點三維縮減積分單元R3D3。工件網(wǎng)格采用局部網(wǎng)格技術(shù)，在應(yīng)力較集中的部位采用較密的網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.10mm，在距離切削較遠的部位采用較粗大的網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為1.00mm，單元類型為六面體8節(jié)點三維實體縮減積分單元C3D8R。通過有限元軟件建立的有限元銑削模型如圖1所示。

圖1 斜角切削有限元模型圖

1.2 工件材料本構(gòu)模型的建立

1.2.1 材料的本構(gòu)關(guān)系

本文采用 Johnson-Cook準則來描述工件材料[5]。Johnson-Cook準則常用于模擬金屬材料從低應(yīng)變率到高應(yīng)變率下的動態(tài)行為，該模型利用變量乘積關(guān)系分別描述應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的影響。Johnson-Cook準則具體表述為：

1.2.2 材料的失效準則

隨著刀具的切入，當工件材料的等效塑性應(yīng)變D達到1.0時，材料失效，實現(xiàn)被切單元與工件脫離。其失效準則是把每個工件單元定義為等效塑性應(yīng)變：

1.3 材料的熱參數(shù)

材料的熱參數(shù)包括[6]：1）熱傳導(dǎo)率Tc；2）熱膨脹系數(shù)α；3）比熱c。鋁合金7075-T7451的熱參數(shù)值如下表1所示。

表1 鋁合金7075-T7451材料的熱參數(shù)

2 切削加工過程模擬

本研究刀具前角αn=19°，刃傾角γ=29°，寬度設(shè)為3.8mm，其材料性能參數(shù)如表2所示。工件尺寸為12mm×3mm×5mm，材料選定為航空鋁合金7075-T7451，其主要力學(xué)性能參數(shù)如表3所示，其他性能參數(shù)見參考文獻[6]。模擬分析過程，刀具切削線速度設(shè)為V=15 mm/s，切削深度為0.5 mm，進行模擬分析計算，具體模擬過程，如圖2所示。

表2 合金刀具材料參數(shù)

表3 7075-T7451鋁合金材料的力學(xué)性能參數(shù)

圖2 加工過程模擬

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 切削力仿真值

切削力仿真模擬值，根據(jù)上文參數(shù)設(shè)定得到表4中X軸方向切削分力FT、Y軸方向切削分力FR、Z軸方向切削分力FA及切削合力F的仿真值，與實驗值進行數(shù)據(jù)比較。如圖3所示為工件—刀具所受的Force—Time圖。

3.2 切削力試驗值

為了驗證三維斜角切削數(shù)值模擬結(jié)果的精確性，本研究結(jié)合工廠常用銑削厚度的實驗值與仿真值進行比較。實驗工件材料為航空鋁合金7075-T7451，刀具采用與模擬中相同幾何角度的Φ16兩齒整體硬質(zhì)合金立銑刀，螺旋角αh=30°。切削試驗是在高速精密五軸聯(lián)動米克朗UCP600 Vario數(shù)控加工中心上進行的，切削力測量采用Kistler9257B型三向壓電式測力儀。每一微段銑削保證寬度b=3mm，銑削厚度h設(shè)為 0.5 mm，測得銑削力如下表4中的FT、FR、FA及F的實驗值。其切削力測試系統(tǒng)如圖4所示。

圖4 切削力實驗測試系統(tǒng)

3.3 結(jié)果分析

在相同參數(shù)設(shè)置的條件下，對三個方向切削力及合力的仿真值與實驗值進行分析比較，如表4所示。

1）從表4中數(shù)據(jù)可知，F(xiàn)T、FR、FA及合力F方向的仿真值與實驗值誤差均小于9% ，其中X軸主方向切削力FT、合力F的仿真值與實驗值均很接近，精度很高，Y軸方向的切削力FR及Z軸方向的切削力FA誤差稍大。原因：實驗中銑刀變形，刀具前角及刃傾角稍有偏差導(dǎo)致，可進一步改善刀具參數(shù)及添加材料屬性，實現(xiàn)仿真的逼真性。

表4 切削力對比

2）從圖4中可以看出，當?shù)毒邉倓偼耆腥牍ぜr，各方向所受的力最大，且波動最大，之后逐漸在一平穩(wěn)值上下波動越來越小。原因：隨著刀具切削刃的進入，切削力的逐漸增大，引起加工振動所致。

4 結(jié)論

1）本研究所建立的薄壁件銑削加工模型，獲得了加工過程中應(yīng)力的分布規(guī)律，刀具所受的三個方向分力及合力的情況，優(yōu)化了銑削參數(shù)。從結(jié)果分析中可以看出，較已有的有限元模型，加工過程模擬更貼近工程實際，從而驗證本三維斜角切削模擬的精確性。由于沒考慮刀具的磨損、機床的振動等因素的影響，導(dǎo)致模擬值與實驗值存在一定的誤差。如果進一步考慮各影響因素將會使模擬誤差更小。

2）刀具剛好完全切入工件時，振動最大，切削力最大。改善切削刀具參數(shù)，機床穩(wěn)定性能可更好的保護刀具。

[1]O.Pantale,J.-L.Bacaria,O.Dalverny,et al.2D and 3D numerical models of metal cutting with damage effects[J].Computer methods in applied mechanics and engineering,2004(193)： 4383-4399.

[2]萬敏,張衛(wèi)紅.薄壁件周銑切削力建模與表面誤差預(yù)測方法研究[J].航空學(xué)報,2005,26(5)：598-603.

[3]畢運波,柯映林,董輝躍.航空鋁合金薄壁件加工變形有限元仿真與分析[J].浙江大學(xué)學(xué)報,2008.03,42(3)：397-402.

[4]路冬,李劍峰,融亦鳴,孫杰.航空鋁合金7075-T745三維銑削過程的有限元仿真[J].中國機械工程,2008,19(22)：2708-2710.

[5]G.R.Johnson,W.H. Cook,Fracture characteristics of three metals subjected to various strains, strain rates,temperatures and pressures,Engrg. Fracture Mech.1985,21(1)：34-48.

[6]王祝堂,田榮漳.鋁合金及其加工手冊[M].長沙：中南大學(xué)出版社,2000.