孫啟夢， 李蓓智， 周亞勤， 劉 曉

(1.東華大學 機械工程學院， 上海 201620； 2.上海航天設備制造總廠有限公司， 上海 201100)

鋁合金材料因其強度高、切削性能好而被廣泛應用于航空航天領域的各類大型結構件[1]。但這類零件剛性較弱、加工路徑復雜、壁厚較小、直徑與厚度的比值較大，易受切削力、加工路徑等因素影響而發(fā)生變形，加工精度難以保證[2]。如何在切削過程中獲得兼顧加工質量與生產效率的工藝條件，是制造業(yè)和學術界一直關注并努力解決的問題之一[3]。傳統(tǒng)試驗研究費時費力，效率較低，并且研究結果不具備通用性和實時性。近年來，隨著計算機性能的提升和相關軟件的發(fā)展，有限元仿真技術在切削領域得到了廣泛應用[4-5]。

姚輝等[6]研究表明，在根據實際工況建立的三維有限元仿真模型中，切削力、溫度可以作為評價已加工表面質量的指標。岳彩旭等[7]研究表明，隨著刀具前角的增大，銑削力減小，同時銑削溫度呈波動趨勢。鄭耀輝等[8]研究表明，在加工7075鋁合金時采用較高的主軸轉速，較低的進給量、銑削深度和銑削寬度，可減小加工表面的粗糙度。楊振朝等[9]采用有限元法進行碳纖維增強樹脂基復合材料的銑削加工仿真，結果表明，切削力隨銑削速度和每齒進給量的增大而增大，隨刀具前角的增大而降低。朱楠等[10]基于有限元法分析不同方向切削振動幅度和振動頻率對刀具表面應力、刀具溫度的影響，結果顯示，振動對刀具磨損影響較大，實際切削試驗結果與有限元結果一致。劉軍庫等[11]研究銑削參數對工件表面粗糙度的影響規(guī)律，結果表明：當主軸轉速較低時，工件表面粗糙度隨轉速的增大而增大；反之，工件表面粗糙度隨轉速的增大而減小。Lei等[12]采用顯示動力學方法分析槽銑加工過程，結果表明，切削深度越小，切屑的卷曲半徑越大。白萬金等[13]研究表明，采用階梯對稱切削工藝加工工字鋼時加工變形較小。申運鋒等[14]研究表明，“T”型件加工變形與加工路徑有關，不同加工路徑間的差異隨加工高度的下降而減小。胡權威等[15]研究表明，薄壁件加工時采用不同的工藝參數組合會導致變形發(fā)生顯著變化。馬偉[2]研究發(fā)現，在鋁合金肋板薄壁件加工過程中，采用外環(huán)銑削工藝時加工零件變形較小。

然而針對薄壁件加工變形，特別是加工路徑引起的變形，現有研究結果大多由加載經驗公式計算的靜態(tài)切削力而得[15]，無法準確反映加工中切削力與零件結構的動態(tài)變化情況。通過顯示動力學方法直接對薄壁件的切削過程進行仿真分析，可以明確加工變形與工藝參數、加工路徑間的關系，這對指導生產中工藝參數的優(yōu)選與加工路徑的規(guī)劃具有重要意義。

本文以航空航天“L”型極大直徑厚度比的2A14鋁合金薄壁零件為研究對象，采用基于顯示動力學的仿真方法，分析切削力、加工變形與工藝參數的關系；分別在工件頂部、上部1/3高度、中部1/2高度處以兩種不同路徑進行仿真加工，向下逐層切削一定高度后，討論每條加工路徑切削后的變形情況以及加工完成后零件整體的變形情況；依據分析結論進行加工試驗，對仿真結果進行驗證。對加工后的工件進行檢測，以考察工藝參數對切削力和切削變形的影響，以及薄壁件內外表面交替切削方式對改善薄壁件切削變形的有效性。

1 薄壁件加工仿真模型建立

1.1 工件本構模型的構建

在有限元分析中，動態(tài)顯式算法采用動力學方程差分格式模擬短時間內的動力學問題，如沖擊、金屬切削等。本文采用顯式動力學方法模擬分析薄壁件的切削過程。仿真過程中使用Johnson-Cook(J-C)本構模型[12]定義工件的材料屬性，如式(1)所示。

(1)

采用顯式動力學方法計算時，J-C本構模型的分離準則是綜合考慮應變硬化、應變率和溫度的函數。當定義的損傷參數D的值為1時，有限元模型中工件材料所劃分的網格單元被認定為失效并刪除，則J-C本構模型的失效準則[3]可定義為

(2)

(3)

式中：d1～d5為材料的失效常數，依次取0.116、0.211、2.172、0.012和-0.012[19]；η為拉應力與Mises應力的比值；ε0為參考應變率；εpl為等效塑性應變率。

根據文獻[4]和[20]，確定刀具與工件材料的主要物理性能指標，列于表2。

表2 刀具與工件材料的物理性能參數

1.2 工件與刀具參數

本文研究對象為某回轉體的類“L”型截面薄壁零件，其直徑與厚度的比值極大，為1 500。為便于仿真計算，在薄壁件上截取較小的一段進行切削仿真建模。簡化后的工件結構尺寸示意圖見圖1，截面形狀近似“L”型。刀具刃數為8，仿真分析時保留有效切削刃部分。細化工件頂部待切削位置網格，劃分完成后刀具與工件的有限元模型如圖2所示。

圖1 薄壁件的結構尺寸(單位：mm)

圖2 薄壁件與刀具有限元模型

1.3 仿真工藝參數與模型邊界條件

銑削加工中，材料去除率(material removal rate，MRR)的定義為

RMR=Nnaeapfz×100%

(4)

式中：N為刀具齒數；n為刀具轉速；ae為徑向切深；ap為軸向切深；fz為每齒進給量。

在工件材料去除率相同的條件下，考察采用4種工藝參數組合加工后工件的切削力與變形情況，具體的仿真參數如表3所示。其中：1、2、3組保持軸向切深與每齒進給量不變，增加轉速的同時減小徑向切深，記為轉速與徑向切深組合；1、4、5組保持徑向切深與每齒進給量不變，增加轉速的同時減小軸向切深，記為轉速與軸向切深組合；1、6、7組保持轉速與每齒進給量不變，改變徑向切深和軸向切深，記為徑向切深和軸向切深組合；1、8、9組保持軸向切深和徑向切深不變，改變轉速與每齒進給量，記為轉速與每齒進給量組合。在仿真模型內，依據實際工況設定邊界條件。將工件的底部進行全約束固定，限制銑刀z方向的移動以及x、y方向的轉動；將銑刀沿x、y方向的直線運動以及繞z軸的轉動分別作為刀具的進給運動與轉動。

表3 薄壁件銑削加工仿真工藝參數表

1.4 仿真路徑設置

由于薄壁件內外兩側皆為加工面，因此走刀路徑對加工的影響較大[16]。本文考察不同加工位置(薄壁件的頂部、上部1/3、中部1/2高度處)處兩種切削路徑與加工變形間的關系。兩種切削路徑分別為單側獨立切削(一側加工多次后再加工另一側，路徑為外-外-內-內)和雙側交替切削(一側走刀一次，然后轉到另一側進行切削，路徑為外-內-外-內)。兩種切削走刀路徑與加工部位示意圖如圖3所示，其中兩種切削走刀路徑的示意圖均以仿真模型中加工薄壁件的頂部為例進行說明。

圖3 兩種切削走刀路徑與加工部位

2 結果與討論

2.1 切削力及切削變形與工藝參數的關系

薄壁件頂部仿真時的單次加工切削過程如圖4所示。由圖4可知，t=0.05 s時刀具切入工件，t=0.10 s時加工至工件中部。隨著刀具沿切向的進給，刀具與工件材料鋁合金發(fā)生接觸。當工件模型的網格單元達到式(2)所定義的失效條件時，材料逐漸被去除。t=0.30 s時完成加工，刀具離開工件。

圖4 薄壁件頂部單次仿真加工過程

仿真計算完成后，分別計算3個方向的切削力的算數平均值。切削力方向的定義如圖5所示，其中，Fn為刀具徑向力，Ft為刀具進給力，Fa為刀具軸向力。加工過程中切削力主要集中在刀具的徑向，而切向力和法向力相對較小。因此薄壁件的加工變形主要發(fā)生在刀具的徑向，定義工件的徑向加工變形un為

圖5 銑削加工中切削力方向

(5)

式中：ui為加工面某一節(jié)點在加工完成后的徑向變形；m為加工區(qū)域中提取變形的節(jié)點個數。

4種工藝參數組合加工后，3個方向的切削力及徑向加工變形的變化情況如圖6所示。圖6中切削力為3個方向切削力均值。改變轉速和徑向切深時：隨著刀具轉速增大，切削力和徑向變形逐漸減?。晦D速增加1倍后，徑向與軸向切削力分別由27.26和8.89 N減小到13.21和3.86 N，變化幅度較大，而切向力則保持穩(wěn)定，徑向加工變形由45.9 μm減小到28.4 μm?？梢娞岣咿D速并減小徑向切深，可控制切削力與徑向變形。改變軸向切深和轉速時：隨著轉速的增大，軸向切深逐漸減小，3個方向的切削力與徑向變形呈現出較為明顯的線性關系；轉速增加1倍后，徑向變形由45.9 μm減小至26.2 μm?？梢娞岣咿D速并減小軸向切深，也可實現對徑向加工變形的控制。切深減小，切削時刀具與工件的接觸面積減小，因此切削力與徑向變形減小。改變軸向切深與徑向切深時，刀具與工件的接觸面積未發(fā)生改變，3個方向的切削力與徑向變形的變化幅度較小，可見改變切深對切削力與徑向變形的影響不大。改變轉速與每齒進給量時：隨著轉速的增大，切削力與徑向變形隨之減?。晦D速增加1倍后，切削力減小30.7%，減小幅度小于轉速與切深組合改變的工況。

圖6 切削力與工藝參數的關系

由上述分析可知，徑向變形與切削力的變化趨勢基本一致。在當前條件下，軸向和徑向切深組合變化對切削力與徑向變形的影響較小。在保持材料去除率不變的條件下，為調控切削力與徑向變形，應優(yōu)先考慮提高刀具的轉速并減小切深，之后可考慮減小每齒進給量。但減小每齒進給量后，加工溫度會顯著升高，因此每齒進給量不宜過小。簡言之，針對2A14鋁合金薄壁件的切削加工，工藝參數選擇應按照“高轉速、小切深、適當的每齒進給量”的原則進行。

2.2 不同加工路徑的變形分析

根據第2.1節(jié)，在對加工路徑進行仿真時，選擇較高轉速、較小切深與適當的每齒進給量組合進行仿真分析。不同加工高度下按照第1.4節(jié)的兩種路徑加工后工件的變形云圖如圖7所示。由圖7可知：采用單側獨立路徑加工頂部時，會導致頂部以下未加工部位發(fā)生變形；加工中部1/3位置時，會導致上方已加工部位發(fā)生變形；加工中部1/2位置時，上方已加工與下方未加工區(qū)域幾乎未發(fā)生變形，且兩處差異較小。采用雙側交替的路徑加工后，表面加工質量優(yōu)于單側獨立切削，并且不同位置已加工與未加工區(qū)域的變形皆小于單側獨立加工。

圖7 不同切削部位工件的加工變形云圖

頂部為加工薄弱處，分析頂部每次加工情況后的變形情況。根據式(5)，提取每次加工后工件頂部區(qū)域的總體變形。按照上述兩種路徑加工后，工件的變形改變量如圖8所示。由圖8可知：隨著切削次數的增加，兩種加工路徑導致的變形誤差差異隨之增大。單側獨立切削時，頂部加工區(qū)域平均變形由43.4 μm迅速增加至76.2 μm，增幅為75.6%；雙側交替加工時，變形由43.4 μm增加至53.4 μm，增幅為23%。仿真加工完成后，單側獨立切削加工區(qū)域的總變形量相比雙側交替切削增加了42.7%。雙側交替切削過程中，兩側切削剛度大致相同；而單側獨立切削加工時，兩側切削剛度差異較大。

圖8 切削路徑對頂部加工變形的影響

根據式(5)，提取不同加工高度下按照單側和雙側切削路徑加工后的變形。加工變形隨切削高度的變化情況如圖9所示。由圖9可知，在工件的不同加工位置，工件整體變形總是呈現兩側交替加工路徑的變形小于單側獨立路徑加工的規(guī)律。為比較兩種加工方式導致的變形差異，定義如式(6)所示的差值百分比，其中δ1和δ2分別為雙側交替切削和單側獨立切削后的變形。

圖9 單側獨立與雙側交替兩種加工路徑下工件不同加工高度處的變形對比

(6)

由式(6)計算兩種加工路徑的差值百分比。結果表明，工件頂部變形的差值百分比為42.7%，而中部1/2高度處僅為11.1%。隨著切削高度的下降，加工后工件的變形逐漸減小，并且兩種方式間的差異逐漸降低。導致這一變形分布的原因：工件頂部剛度較差，屬于加工薄弱位置，并且不同加工路徑導致的剛度變化顯著影響了加工變形；加工高度下降后，工件厚度增加，使得剛度增大，此時加工路徑導致的剛度差異對加工變形的影響逐漸減小。因此，采用雙側交替切削的路徑加工可顯著減小本文研究的“L”型薄壁類零件在加工過程中的變形。

3 試驗驗證及結果分析

3.1 L型薄壁件的加工試驗與測量方案

為驗證上述結論在加工完整零件時的正確性，選用高轉速、小切深及適當每齒進給量的工藝參數組合，以及雙側交替切削的加工路徑，在Hardinge BRIDGEBORT型加工中心上進行“L”型薄壁件的銑削加工。加工完成后，采用HEXAGON型三坐標測量機對加工后的“L”型回轉體薄壁件進行測量。薄壁件的加工過程及三坐標測量圖如圖10所示，其中工件的形狀為橢圓形。

圖10 薄壁件加工與測量現場圖

3.2 變形分析

測量完成后對結果進行計算與分析，考察薄壁件的加工變形情況。其中，加工變形是指加工后不同加工高度下工件長軸與短軸的實際尺寸與理想尺寸的偏差。記薄壁件底面為高度方向(z方向)的零點位置，長軸與短軸的變形隨加工高度的變化如圖11所示。由圖11可知，工件頂部為加工薄弱處，讓刀量大于中部1/2與上部1/3位置。加工過程中由于工件剛度的改變，切削時發(fā)生讓刀現象導致整體工件尺寸偏小。隨著加工高度的下降，長軸與短軸的變形也隨之減小。變形變化趨勢的試驗結果與有限元仿真結果一致。加工中采用高轉速與小切深的工藝參數組合實現了薄壁件變形的控制。

圖11 “L”型薄壁件加工變形隨加工位置的變化

4 結 語

以某航天“L”型結構件為對象開展銑削過程的有限元仿真分析以及加工試驗研究，在相同材料去除率情況下，分析了工藝參數組合后切削力的變化情況。結果表明，提高刀具轉速并減小切深或每齒進給量，可有效控制薄壁件的加工變形，但相對而言，高轉速與小切深組合更具優(yōu)勢。因此，為控制“L”型薄壁零件的變形，應在加工時提高轉速、減小切深并選擇適當的每齒進給量。在工件的不同加工位置，采用單側獨立切削與雙側交替切削的路徑進行仿真計算。結果表明，在“L”型薄壁環(huán)的1/2高度及以上部位，采用雙側交替切削時的加工變形遠遠低于單側獨立切削時，雙側交替切削時的變形可減少11.1%～42.7%。銑削加工試驗結果表明，在加工“L”型薄壁零件時，變形隨加工高度的下降而減小。采用高轉速與小切深的工藝參數組合以及雙側交替切削的路徑，可有效減小加工變形。