張翔宇， 張德遠(yuǎn)， 隋翯， 姜興剛

北京航空航天大學(xué) 機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院， 北京 100083

切深對(duì)橢圓超聲振動(dòng)切削機(jī)理的影響

張翔宇， 張德遠(yuǎn)*， 隋翯， 姜興剛

北京航空航天大學(xué) 機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院， 北京 100083

以橢圓超聲振動(dòng)切削為研究對(duì)象，通過(guò)理論分析，有限元仿真和切削實(shí)驗(yàn)，研究了切深變量對(duì)其切削過(guò)程中機(jī)理的影響。指出在微小的切深條件下，刀尖鈍圓影響不可忽略，其切削過(guò)程表現(xiàn)出微細(xì)切削特性。一方面，基于微細(xì)切削理論，建立了正交橢圓超聲振動(dòng)切削運(yùn)動(dòng)學(xué)和力學(xué)模型，將切削區(qū)分為后刀面回彈區(qū)、刀尖犁切區(qū)、刀尖剪切區(qū)和前刀面摩擦區(qū)四個(gè)區(qū)域，并依次對(duì)四個(gè)區(qū)域內(nèi)不同切深條件下各個(gè)切削分力進(jìn)行計(jì)算分析。另一方面，對(duì)切削過(guò)程進(jìn)行有限元仿真和切削實(shí)驗(yàn)。其結(jié)果表明：當(dāng)切深小于最小切削厚度時(shí)，切削過(guò)程主要為刀具后刀面的回彈擠壓與摩擦和刀尖鈍圓的犁切作用，不產(chǎn)生切屑，切深抗力大于主切削力；當(dāng)切深大于最小切削厚度并逐漸增大時(shí)，刀尖剪切和切屑與前刀面的擠壓與摩擦作用逐漸凸顯并成為主要切削方式，此時(shí)主切削力逐漸超過(guò)切深抗力并迅速增大。

橢圓超聲振動(dòng)； 切深； 刀尖鈍圓； 微細(xì)切削； 最小切削厚度

現(xiàn)代航空制造領(lǐng)域內(nèi)存在著大量的難加工材料，如不銹鋼、鈦合金、鎳基高溫合金和復(fù)合材料等?？朔漭^差的切削加工性能，提高其加工精度和效率一直為航空制造領(lǐng)域中的重要目標(biāo)。而橢圓振動(dòng)切削自從提出[1]后，經(jīng)過(guò)二十多年的高速發(fā)展，已成為克服上述困難的有效方法而廣泛應(yīng)用于各類(lèi)難加工航空材料[2-3]的精密切削加工中。

研究人員對(duì)橢圓超聲振動(dòng)切削過(guò)程進(jìn)行的大量研究指出其具有大幅度降低切削力、改善工件已加工表面質(zhì)量和抑制加工顫振等優(yōu)勢(shì)[4-7]。而為了進(jìn)一步揭示獲得上述優(yōu)勢(shì)的原因，切削實(shí)驗(yàn)、切削過(guò)程建模和有限元仿真等深入研究工作也得到了同步的開(kāi)展。切屑的產(chǎn)生過(guò)程和瞬時(shí)切削力的波形同步對(duì)比研究表明，除周期性分離帶來(lái)的空切特性之外，橢圓振動(dòng)切削獨(dú)有的摩擦力反轉(zhuǎn)特性是切削力相比傳統(tǒng)振動(dòng)切削更大幅度下降的原因[8]。在對(duì)瞬時(shí)切削力建模的過(guò)程中，切削過(guò)程多被簡(jiǎn)化為平面剪切模型，剪切角和摩擦角的動(dòng)態(tài)變化使其切削過(guò)程不同于普通切削[9-12]。有限元方法的使用，同時(shí)能夠?qū)ι鲜鰴E圓超聲振動(dòng)切削過(guò)程中的特有現(xiàn)象進(jìn)行分析和驗(yàn)證[13]。

然而，以上對(duì)工藝效果和切削原理的研究均是建立在將刀具假想為理想鋒利模型的基礎(chǔ)上。但是在實(shí)際切削過(guò)程中，刀具切削刃并非是理想鋒利刀刃，而是在刀尖處存在一個(gè)鈍圓。又由于橢圓超聲振動(dòng)切削為精密切削加工方法，其切深與刀尖鈍圓半徑處在同一數(shù)量級(jí)中，因此刀尖鈍圓對(duì)切削過(guò)程中切削機(jī)理的影響不應(yīng)再被忽略。但考慮到刀尖鈍圓影響的橢圓超聲振動(dòng)研究中，切削力模型通過(guò)利用刀具切削面積作為中間量，設(shè)定一個(gè)相關(guān)系數(shù)來(lái)建立[14-15], 其切削過(guò)程又無(wú)法準(zhǔn)確刻畫(huà)小切深條件下的微細(xì)切削特性[16]。由此可見(jiàn)，大量文獻(xiàn)對(duì)橢圓超聲振動(dòng)切削機(jī)理和微細(xì)切削特性的研究是孤立和分開(kāi)的，而使用微細(xì)切削理論來(lái)研究橢圓超聲振動(dòng)切削機(jī)理的文獻(xiàn)尚不多見(jiàn)。

本文基于微細(xì)切削的特性，研究了變化的切深對(duì)正交橢圓超聲振動(dòng)切削機(jī)理的影響，通過(guò)建立正交橢圓超聲振動(dòng)切削運(yùn)動(dòng)模型和力學(xué)模型，并輔以有限元仿真方法，揭示了不同切深條件下正交橢圓超聲振動(dòng)切削過(guò)程中的微細(xì)切削現(xiàn)象和主切削力與切深抗力關(guān)系的變化規(guī)律。最后通過(guò)切削實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證所建立的模型和有限元仿真的有效性。

1 理論分析

1.1 運(yùn)動(dòng)模型

圖1為橢圓振動(dòng)切削示意圖，圖中：v為刀具切削線速度；x、y和z軸分別表示切深、進(jìn)給和切削速度方向；A和B分別為刀具在x和z方向的振幅。刀具沿著圖示軌跡產(chǎn)生周期性的振動(dòng)，其為z方向上的勻速直線運(yùn)動(dòng)、正弦簡(jiǎn)諧振動(dòng)和x方向上的正弦簡(jiǎn)諧振動(dòng)合成。和傳統(tǒng)振動(dòng)切削類(lèi)似，只要當(dāng)?shù)毒叩那邢魉俣刃∮诶碚摌O限速度v=2πfB[17]時(shí)便會(huì)產(chǎn)生斷續(xù)切削，實(shí)現(xiàn)刀具和工件的周期性分離現(xiàn)象，f為刀具振動(dòng)頻率。此外，由于在x方向上同時(shí)存在超聲振動(dòng)，因此橢圓超聲振動(dòng)切削在切深小于2A時(shí)，刀具和工件同樣也會(huì)出現(xiàn)周期性的分離現(xiàn)象。

圖2為正交橢圓振動(dòng)切削刀具軌跡，圖中：t1和t2分別為刀具切入和切出工件時(shí)刻；T為一個(gè)振動(dòng)周期；t為切削過(guò)程中任意時(shí)刻；P點(diǎn)為此時(shí)工件表面的位置，其與橢圓振動(dòng)切削參數(shù)相關(guān)；ap(t)為切深；φ為瞬時(shí)速度角。

圖1 橢圓振動(dòng)切削
Fig.1 Elliptical vibration cutting

圖2 正交橢圓振動(dòng)切削刀具軌跡
Fig.2 Tool locus in orthogonal elliptical vibration cutting

橢圓超聲振動(dòng)發(fā)生在zx平面內(nèi)。在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)，刀具相對(duì)工件的運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

式中：z(t)和x(t)分別為刀具在z和x方向上的位移大??；ψ為兩方向振動(dòng)相位差。

刀具的分離特性用占空比(Duty Cycle, DC)來(lái)衡量，其指在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)，凈切削時(shí)間所占的比值，表達(dá)式為

(2)

由于刀具在x方向存在振動(dòng)，因此ap(t)的計(jì)算公式為

ap(t)=x(t)-xPt1≤t≤t2

(3)

式中：xP為P點(diǎn)位置坐標(biāo)。

瞬時(shí)速度角定義為刀具的運(yùn)動(dòng)軌跡和z方向的夾角，其計(jì)算式為

(4)

刀具的實(shí)際前角γ和實(shí)際后角α，隨著刀具瞬時(shí)速度角的變化而變化，其表達(dá)式為

(5)

式中：γ0為刀具的名義前角；α0為刀具的名義后角。

1.2 力學(xué)模型

由于橢圓超聲振動(dòng)的引入，正交橢圓超聲振動(dòng)切削為一個(gè)變速和變切深的切削過(guò)程。其中變化的切深對(duì)切削狀態(tài)有著顯著的影響。本節(jié)在綜合已有的普通微細(xì)切削力學(xué)模型[18-19]的基礎(chǔ)上，將切深按照橢圓超聲振動(dòng)的形式加以變量化，從而得出正交橢圓超聲振動(dòng)切削的瞬時(shí)切削力與平均切削力模型。

傳統(tǒng)切削力模型將切削區(qū)分為刀尖剪切區(qū)、前刀面摩擦區(qū)和后刀面回彈區(qū)。然而，不可忽略的刀尖鈍圓使得切削過(guò)程中存在一個(gè)刀尖犁切區(qū)，如圖3所示。圖中：Ⅰ為后刀面回彈區(qū)；Ⅱ?yàn)榈都饫缜袇^(qū)；Ⅲ為刀尖剪切區(qū)；Ⅳ為前刀面摩擦區(qū)；σ1、σ2、σ3和σ4分別為以上各切削區(qū)中的正應(yīng)力；τ1、τ2、τ3和τ4分別為以上各切削區(qū)中的切應(yīng)力；apmin為最小切削厚度，其定義和計(jì)算公式由Son等[20]給出；δ(t)為工件后刀面回彈量；Lf(t)為切屑與刀具的接觸長(zhǎng)度；Ls(t)為剪切區(qū)沿前刀面直線段長(zhǎng)度；θp(t)為刀尖犁切區(qū)范圍積分上限；θe為刀具和工件接觸的最低點(diǎn)B和最小切削厚度臨界點(diǎn)C之間的夾角；θk(t)為剪切區(qū)沿前刀面圓弧范圍角。

切削過(guò)程中的主切削力FC和切深抗力FP的表達(dá)式為

(6)

式中：FCi和FPi(i=1,2,3,4)分別為上述4個(gè)區(qū)域中的主切削力和切深抗力。

下面將分別對(duì)引入了變化切深后，4個(gè)區(qū)域中切削情況和切削力進(jìn)行討論。

圖3 正交切削刀具受力示意圖
Fig.3 Diagram of stress distribution on orthogonal cutting tool

Ⅰ區(qū)AB段(圖3(a))中，由于刀尖鈍圓的存在，切削后的工件材料在經(jīng)過(guò)了Ⅱ區(qū)的犁切熨壓作用后沿著圓弧CB流向后刀面，并發(fā)生彈性回復(fù)，從而產(chǎn)生擠壓和摩擦后刀面的現(xiàn)象。通過(guò)切削動(dòng)力學(xué)分析后得出后刀面正應(yīng)力和切應(yīng)力的表達(dá)式為

(7)

式中：σs為工件材料的屈服強(qiáng)度。

后刀面摩擦系數(shù)μc為切應(yīng)力與正應(yīng)力之比，其表達(dá)式為

(8)

則普通微細(xì)切削后刀面回彈區(qū)的主切削力和切深抗力分別為

(9)

式中：ω為正交切削寬度；δ0為工件最大彈性回復(fù)量，其是一個(gè)和切深相關(guān)的變化量，當(dāng)切深ap(t)≤δ0時(shí)，刀具不產(chǎn)生切屑，刀尖鈍圓在工件表面劃過(guò)，工件只發(fā)生彈性擠壓變形，在刀具離開(kāi)工件表面后，擠壓彈性變形完全回復(fù)，其回彈量等于切深，即δ0=ap(t)，當(dāng)切深ap(t)>δ0時(shí)，刀尖鈍圓在工件表面劃過(guò)，彈性變形和塑性變形均有發(fā)生，在刀具離開(kāi)工件表面后，只發(fā)生彈性回復(fù)，其回彈量為工件的最大彈性回復(fù)量，即δ(t)=δ0；刀具的后角為式(5)中的實(shí)際后角。將修改后的回彈量，后角的計(jì)算公式代入式(9)即可得到后刀面回彈區(qū)的瞬時(shí)主切削力與切深抗力。

Ⅱ區(qū)BC段(圖3(b))中，工件材料受到刀尖鈍圓對(duì)工件的犁切熨壓作用。其正應(yīng)力和切應(yīng)力的表達(dá)式為

(10)

式中：μs為剪切區(qū)摩擦系數(shù)。

不考慮切深的動(dòng)態(tài)變化，普通切削刀尖犁切區(qū)的主切削力和切深抗力分別為

(11)

式中：rg為刀尖鈍圓半徑。

當(dāng)切深ap(t)>apmin時(shí)，犁切區(qū)范圍為0～θe，即式(11)中的積分上下限，因此其可計(jì)算此時(shí)的瞬時(shí)主切削力和切深抗力；當(dāng)切深ap(t)≤apmin時(shí)，切削僅為犁切熨壓過(guò)程，不產(chǎn)生切屑，其積分上限為θp，由幾何關(guān)系可知：

(12)

則此時(shí)犁切區(qū)瞬時(shí)主切削力和切深抗力分別為

(13)

Ⅲ區(qū)(圖3(b))中，工件發(fā)生剪切塑性變形，產(chǎn)生斷裂和切屑，其塑性變形過(guò)程可簡(jiǎn)化為冪強(qiáng)化模型σ=Cεn的形式，σ為正應(yīng)力；C為冪強(qiáng)化模型中的應(yīng)力系數(shù)；ε為正應(yīng)變；n為冪強(qiáng)化模型中應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù)。則其正應(yīng)力和切應(yīng)力的表達(dá)式為

(14)

式中：φ為剪切角，由MERCHANT剪切公式可知：

(15)

式中：β為摩擦角，和剪切區(qū)摩擦系數(shù)μs相關(guān)，其表達(dá)式為

β=arctanμs

(16)

剪切區(qū)的范圍由于切深的變化，也是一個(gè)動(dòng)態(tài)變量。當(dāng)ap(t)≤rg(1+sinγ)時(shí)，其為一段圓弧，終止角度θk，由幾何關(guān)系可得：

(17)

則按照微細(xì)切削切削力計(jì)算公式計(jì)算可得瞬時(shí)主切削力和切深抗力分別為

(18)

當(dāng)ap(t)>rg(1+sinγ)時(shí)，剪切區(qū)為一段圓弧和一段直線 ，由幾何關(guān)系可知θk的表達(dá)式為

(19)

而剪切區(qū)沿前刀面直線段長(zhǎng)度可以記作：

(20)

(21)

(22)

定義階躍函數(shù)p(x)：

(23)

記λ=p(ap(t)-rg(1+sinγ))為一個(gè)剪切區(qū)判定函數(shù)，綜合式(18)和式(22)可得到刀尖剪切區(qū)瞬時(shí)主切削力和切深抗力分別為

(24)

IV區(qū)(圖3(a))中，其正應(yīng)力和切應(yīng)力的表達(dá)式為

(25)

由微細(xì)切削切削力計(jì)算公式可知瞬時(shí)主切削力和切深抗力分別為

(26)

切屑與刀具的接觸長(zhǎng)度表達(dá)式[21]為

(27)

(28)

綜上4個(gè)切削區(qū)所述，在一個(gè)完整的振動(dòng)周期T內(nèi)，瞬時(shí)切削力FC,P(t)表達(dá)式為

(29)

(30)

1.3 模型分析

當(dāng)最大切深分別為2、5、8 μm 3種情況時(shí)，4個(gè)切削分力按照切削力學(xué)模型，參照表1和表2中所示參數(shù)，得出的結(jié)果如圖4所示。刀具的鈍圓半徑約為10 μm，根據(jù)最小切削厚度公式計(jì)算其最小切深約為3 μm。因此當(dāng)最大切深為2 μm，即小于最小切削厚度時(shí)，切削過(guò)程僅為后刀面的回彈擠壓與摩擦和刀尖鈍圓的犁切作用，并不發(fā)生剪切和切屑與前刀面摩擦作用，此時(shí)平均切深抗力大于平均主切削力。當(dāng)最大切深為5 μm，即超過(guò)最小切削厚度時(shí)，切削過(guò)程中開(kāi)始出現(xiàn)剪切和切屑與前刀面摩擦作用，此時(shí)平均主切削力顯著增大，并與平均切深抗力基本持平。當(dāng)最大切深繼續(xù)增大為8 μm時(shí)，切削過(guò)程中剪切和切屑與前刀面摩擦作用顯著增強(qiáng)，其切削力增幅遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于后刀面的回彈擠壓與摩擦和刀尖鈍圓犁切作用所產(chǎn)生的切削力，此時(shí)平均主切削力大于平均切深抗力，其切削過(guò)程逐漸過(guò)渡到能用傳統(tǒng)切削模型描述。

表1 刀具與切削參數(shù)Table 1 Tool and cutting parameters

表2 材料參數(shù)Table 2 Material parameters

圖4 不同切深下切削力對(duì)比示意圖
Fig.4 Diagram of cutting force in each cutting zone with different depth of cut

2 切削仿真與實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證變化的切深對(duì)正交橢圓超聲振動(dòng)切削4個(gè)切削分力的影響并說(shuō)明切削過(guò)程中的微細(xì)切削特性，有限元仿真方法因其通過(guò)合理的參數(shù)設(shè)置能夠模擬切削過(guò)程中每一時(shí)刻的切削現(xiàn)象，首先被應(yīng)用[22]。它有效地克服了因現(xiàn)有測(cè)量手段無(wú)法實(shí)測(cè)和觀察具有20 kHz的超聲頻振動(dòng)切削過(guò)程所帶來(lái)的研究困難。隨后進(jìn)行相應(yīng)的切削實(shí)驗(yàn)，通過(guò)對(duì)平均切削力的采集，一方面驗(yàn)證切削過(guò)程中的微細(xì)切削特性，另一方面也驗(yàn)證了所建立切削力學(xué)模型和切削仿真的有效性。

2.1 切削仿真與實(shí)驗(yàn)設(shè)置

Deform-3D是研究金屬塑性變形的一款通用仿真軟件。使用其中包含的切削仿真模塊[23-24]，建立如表1所示的刀具和切削參數(shù)。切削工件選用材料庫(kù)中的45號(hào)鋼。刀具設(shè)置為剛體，因此無(wú)需完全畫(huà)出，刀具長(zhǎng)度為6 mm，刀具運(yùn)動(dòng)軌跡按照式(1)設(shè)置。工件設(shè)置為彈塑性體，寬度1.5 mm，整體做固定位置約束。仿真時(shí)間為一個(gè)振動(dòng)周期0.000 05 s，仿真步數(shù)為200步。

圖5 實(shí)驗(yàn)工件剖面
Fig.5 Cross-section of workpiece

采用實(shí)驗(yàn)室自制超聲刀具進(jìn)行正交橢圓超聲振動(dòng)切削實(shí)驗(yàn)。超聲刀具由自制電源激振，產(chǎn)生在x和z方向上振幅均為5 μm，相位差90°，頻率f=20 000 Hz的橢圓超聲振動(dòng)。刀片選用山特維克TCMT06T102系列標(biāo)準(zhǔn)刀片，刀具參數(shù)見(jiàn)表1，用固定螺栓固定在刀槽中，將三角形刀片的長(zhǎng)邊用作切削刃。刀具裝夾在Kistler9254A測(cè)力儀上，測(cè)量結(jié)果通過(guò)Kistler Type 5070電荷放大器放大后由數(shù)字采集器采集。實(shí)驗(yàn)工件為45鋼，為了保證切削實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的系統(tǒng)穩(wěn)定性，其設(shè)計(jì)如圖5所示，在直徑40 mm的圓柱工件內(nèi)，預(yù)先切出一個(gè)深度為5 mm，寬度為3.5 mm的溝槽，其內(nèi)外徑分別為30 mm和37 mm，從而得到1.5 mm厚的薄壁。切削參數(shù)見(jiàn)表1，實(shí)驗(yàn)前通過(guò)試切，使其待切削平面平面度小于1 μm。實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置同仿真參數(shù)。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)為HARDINGE HLV-H超精密車(chē)床，其主軸跳動(dòng)誤差小于1 μm，整體如圖6所示。

圖6 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意圖
Fig.6 Diagram of experiment platform

2.2 仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖7 切削有限元仿真示意圖
Fig.7 Diagrams of cutting finite element simulation

對(duì)最大切深分別為2、5、8 μm 3種情況的切削有限元仿真結(jié)果如圖7所示。結(jié)果表明：當(dāng)最大切深為2 μm時(shí)，在圖7(a)中，刀具在整個(gè)切削過(guò)程中僅在工件表面劃過(guò)，并未產(chǎn)生切屑，工件的受力變形區(qū)僅為刀尖鈍圓與工件接觸的犁切部位；當(dāng)最大切深為5 μm時(shí)，在圖7(b)中，刀具剛剛切入時(shí)，由于切深小于最小切削厚度，同樣不產(chǎn)生切屑，工件的受力變形區(qū)和圖7(a)中所示類(lèi)似，但當(dāng)切深逐漸增大超過(guò)最小切削厚度時(shí)，刀具對(duì)工件的剪切作用產(chǎn)生，同時(shí)產(chǎn)生切屑，此時(shí)工件的受力變形區(qū)沿著整個(gè)刀尖鈍圓分布；當(dāng)最大切深為8 μm時(shí)，在圖7(c)中，當(dāng)切深超過(guò)最小切削厚度時(shí)，剪切和切屑與前刀面摩擦作用明顯，此時(shí)工件的受力變形區(qū)主要集中在剪切區(qū)和前刀面的摩擦區(qū)。由此可知，仿真的切削過(guò)程與切削力學(xué)模型所揭示的切削過(guò)程相吻合。

此外，有限元仿真與切削力學(xué)模型計(jì)算所得的瞬時(shí)切削力如圖8所示。有限元仿真，切削力學(xué)模型計(jì)算所得和切削實(shí)驗(yàn)所得的平均切削力如表3所示。結(jié)果表明，切削力波形與數(shù)值的有效性得到驗(yàn)證。

在切削力學(xué)模型的建立過(guò)程中，因主要凸顯變化切深對(duì)切削過(guò)程的影響，在刀具應(yīng)力分析和摩擦條件設(shè)定上進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。而有限元仿真雖是一種便捷的研究手段，但其也是一種理想化后的數(shù)值處理方法。因此通過(guò)實(shí)驗(yàn)的手段去研究變化切深對(duì)切削過(guò)程的影響是后續(xù)需要開(kāi)展的工作，而其中的重難點(diǎn)便是準(zhǔn)確的采集到超聲頻的瞬時(shí)切削力信號(hào)，其是揭示切削機(jī)理的重要因素。

圖8 切削瞬態(tài)力波形
Fig.8 Waveform of transient cutting force

表3 平均切削力Table 3 Average cutting force

3 結(jié) 論

1) 變化的切深使得正交橢圓超聲振動(dòng)切削過(guò)程中存在微細(xì)切削特性。

2) 當(dāng)切深小于最小切削厚度時(shí)，切削過(guò)程主要為刀具后刀面的回彈擠壓與摩擦和刀尖鈍圓的犁切作用，不產(chǎn)生切屑，此時(shí)切深抗力大于主切削力。

3) 當(dāng)切深大于最小切削厚度并逐漸增大時(shí)，刀尖剪切和切屑與前刀面的擠壓與摩擦作用逐漸凸顯并成為主要切削方式，此時(shí)主切削力逐漸超過(guò)切深抗力并迅速增大。

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Influenceofdepthofcutonellipticalultrasonicvibrationcuttingmechanism

ZHANGXiangyu,ZHANGDeyuan*,SUIHe,JIANGXinggang

SchoolofMechanicalEngineeringandAutomation,BeihangUniversity,Beijing100083,China

Theinfluenceofthedepthofcutontheellipticalultrasonicvibrationcuttingmechanismisanalyzedthroughtheoreticalmodel,finiteelementsimulationandcuttingexperiment.Itisfoundthatwhenthedepthofcutissmall,theinfluenceoftheroundedcuttingedgemustbetakenintoconsideration,andthecuttingprocessrevealsthemicro-machiningcharacteristics.Thekinematicsmodelanddynamicsmodelfororthogonalellipticalultrasonicvibrationcuttingareestablishedbasedonthemicro-machiningtheory.Intheproposedmodels,thecuttingtoolisfirstlydividedintofourcuttingzonestheelasticrecoveryzoneontheflankface,theploughingzoneontheroundedcuttingedge,theshearingzoneontheroundedcuttingedge,andtool-chipfrictionzoneontherakeface.Thecuttingforceineachzoneisthencalculated.Finiteelementsimulationsofthecuttingprocessandcuttingexperimentsarealsoconducted.Simulationresultsshowthatwhenthedepthofcutislessthantheminimumcuttingthickness,thecuttingprocessisdominatedbyelasticrecoveryandfrictionontheflankfaceandploughingoftheroundedcuttingedge,withoutchipgeneration,withthethrustcuttingforcebeinggreaterthantheprincipalcuttingforce.However,whenthedepthofcutexceedstheminimumcuttingthicknessandkeepsincreasing,theeffectsofroundedcuttingedgeshearingandtool-chipfrictionontherakefacegraduallytakethedominantplaceduringthecuttingprocess,whiletheprincipalcuttingforceexceedsthethrustcuttingforceandincreasesrapidly.

ellipticalultrasonicvibration;depthofcut;roundedcuttingedge;micro-machining;minimumcuttingthickness

2016-06-28；Revised2016-07-25；Accepted2016-08-08；Publishedonline2016-08-171424

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160817.1424.004.html

HeilongjiangProvinceApplicationTechnologyResearchandDevelopmentPlan(GA12A402)

2016-06-28；退修日期2016-07-25；錄用日期2016-08-08； < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間

時(shí)間：2016-08-171424

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160817.1424.004.html

黑龍江省應(yīng)用技術(shù)研究與開(kāi)發(fā)計(jì)劃 (GA12A402)

＊

.E-mailzhangdy@buaa.edu.cn

張翔宇， 張德遠(yuǎn)， 隋翯， 等． 切深對(duì)橢圓超聲振動(dòng)切削機(jī)理的影響J． 航空學(xué)報(bào),2017,38(4):420567.ZHANGXY,ZHANGDY,SUIH,etal.InfluenceofdepthofcutonellipticalultrasonicvibrationcuttingmechanismJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2017,38(4):420567.

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.0231

V261.92

A

1000-6893(2017)04-420567-09

(責(zé)任編輯： 李世秋)

＊Correspondingauthor.E-mailzhangdy@buaa.edu.cn