岳彩旭， 馮 磊， 高海寧， 朱 磊， 張海濤, 劉獻禮

(哈爾濱理工大學機械動力工程學院 哈爾濱,150080)

引 言

在大型汽車覆蓋件沖壓過程中，由于局部結構承受較型面更高的擠壓應力，容易出現(xiàn)磨損嚴重、拉毛拉裂等問題[1]。為提高汽車覆蓋件模具的使用壽命，需要根據(jù)不同部位受力、受熱特征采用不同硬度的拼接工件來提升加工效率[2]。由于拼接工件硬度差的影響，致使銑削拼接過縫處時銑削力幅值明顯變化且加劇了振動，進而降低工件表面質量和刀具的使用壽命。由于淬硬鋼材料硬度較高，會對銑削過程切削力幅值有顯著影響。在銑削多硬度拼接淬硬鋼的過程中，刀具與工件擠壓接觸時硬度瞬時變化，導致銑削拼接工作時的振動規(guī)律較單一硬度條件更復雜，難于控制。在銑削系統(tǒng)動力學建模方面，諸多學者對此進行了研究。Altintas等[3-4]針對銑削穩(wěn)定性問題展開了一系列研究工作，建立了多自由度動力學模型，通過仿真得到銑削穩(wěn)定性曲線，所建立的穩(wěn)定性預測方法為后續(xù)工作提供有利的理論根據(jù)。梁睿君等[5]建立穩(wěn)定性模型，根據(jù)刀具和工件之間的動態(tài)特性繪制出的穩(wěn)定性葉瓣圖比單獨考慮刀具系統(tǒng)繪制出的穩(wěn)定性曲線更為準確，并用銑削試驗驗證了銑削葉瓣圖的正確性。馬海真等[6]通過高速銑削動力學研究，提出了控制模具型面切削過程穩(wěn)定性的方法，目的是為了針對多硬度拼接淬硬鋼穩(wěn)定性提供可靠的理論。

對于單一硬度穩(wěn)定性預測也有大量研究， Li等[7]運用時域預測方法得到了銑削穩(wěn)定性曲線。Tang等[8]采用模態(tài)分析方法預測了45號鋼的顫振情況來預測極限切深。Budak等[9]研究了銑削穩(wěn)定狀態(tài)下的最大切削深度，得到了主軸轉速和軸向切削深度函數(shù)關系的穩(wěn)定性曲線。Kong等[10]采取模糊數(shù)學方法分析了銑削穩(wěn)定性極限切削深度，繪制出銑削穩(wěn)定性區(qū)域，得到優(yōu)化工藝參數(shù)的方法。Stori等[11]根據(jù)軸向切削深度和主軸轉速的關系來研究銑削穩(wěn)定性影響因素，得到了影響穩(wěn)定性因素的主次關系，并優(yōu)化了工藝參數(shù)。黃鵬等[12]基于顫振機理研究了TC4鈦合金高速加工過程中的切削穩(wěn)定性問題。Yan等[13]針對變切削深度對車削穩(wěn)定性進行了研究。Schmitz等[14]通過子結構分析法研究了刀具懸伸長度變化對穩(wěn)定性預測曲線的影響規(guī)律，其目的是獲得最大材料切除率。Weingaertner等[15]進行銑削試驗，測試銑削加工過程中不同音頻波形圖，得到試驗數(shù)據(jù)，最后建立穩(wěn)定性葉瓣圖，驗證了鋁合金加工過程的穩(wěn)定性。宋清華等[16]采取半離散方法對銑削穩(wěn)定性預測曲線和工件表面質量的關系進行了深入探討，分析了共振區(qū)與穩(wěn)定區(qū)域的位置關系，并通過試驗驗證了穩(wěn)定性預測曲線的穩(wěn)定性。李忠群等[17]采用頻響函數(shù)的方法建立銑削穩(wěn)定域曲線，采取多模態(tài)分析法仿真薄壁件銑削穩(wěn)定性曲線。楊建中[18]建立了二維動力學模型，推導了主軸轉速與切削深度變化關系公式，通過仿真得出動剛度最小的模態(tài)決定了葉瓣圖的主要形狀。遲玉倫等[19]的研究將理論模型與試驗設計相結合，建立的銑削顫振穩(wěn)定域葉瓣圖在機床實際銑削加工過程中得到有效應用。

諸多學者對銑削穩(wěn)定性分析已有大量研究，但在銑削拼接模具過程(從低硬度工件到高硬度工件銑削過程)中，由于硬度差的影響使得銑削拼接過縫區(qū)域時產生突變，加劇了振動，不僅對銑削系統(tǒng)穩(wěn)定性產生影響，而且會導致刀具磨損加劇及工件表面質量降低。連續(xù)銑削不同硬度工件時的銑削力也是不同的，工件的硬度差造成顫振的加劇。因此，實現(xiàn)拼接模具的穩(wěn)定性預測能為多硬度拼接淬硬鋼銑削加工提供合理的加工參數(shù)，實現(xiàn)材料的最大切除率。筆者提出了多硬度拼接淬硬鋼銑削過程的穩(wěn)定性預測模型，得到在銑削不同硬度工件下的顫振穩(wěn)定域，并進行了試驗驗證，獲取了銑削拼接模具過程的振動加速度信號以及刀具磨損狀況和工件表面質量。綜合分析驗證了多硬度拼接淬硬鋼銑削穩(wěn)定性預測模型的準確性。

1 銑削系統(tǒng)動力學建模

全離散的穩(wěn)定性預測方法不僅得到了銑削試驗的廣泛驗證，而且已經被擴展應用到了球頭銑削曲面工件的穩(wěn)定性研究中，筆者將全離散法應用到多硬度拼接工件銑削系統(tǒng)動力學建模中。

首先建立了x，y方向的二自由度銑削系統(tǒng)的時滯微分方程，表達式為

(1)

其中：ωnx，ζx，kx，ωny，ζy，ky分別為x，y方向上的固有頻率、阻尼比、剛度系數(shù)；ap為軸向切削厚度；Kt為切向的切削力系數(shù)；T為刀齒通過周期；x(t-T)和y(t-T)為時滯項。

時變方向系數(shù)表示為

(2)

其中：N為球頭銑刀齒數(shù)；Kr為徑向與切向銑削力系數(shù)的比值；φj(t)為銑刀第j齒的位置接觸角。

φj(t)可表示為

φj(t)=(2πΩ/60)t+2π(j-1)/N

(3)

其中：Ω為主軸轉速，單位為r/min；g(φj(t))為判斷刀齒j是否參與切削的函數(shù)。

g(φj(t))被定義為

(4)

其中：φst和φex分別為刀齒j銑削過程的切入角和切出角。

逆銑時，φst=0且φex=arc cos(1-2aε/D)；順銑時，φst=arc cos(2ae/D-1)且φex=π，ae/D表示徑向浸入率(ae為徑向切削深度；D為球頭銑刀的直徑)。

2 銑削穩(wěn)定性預測算法分析

由于銑削力是各個銑削離散微元組合而成，不能通過簡單的解析計算方法來求解，因此采用數(shù)值解法對動態(tài)銑削過程進行仿真。在求解常系數(shù)非齊次方程時，重點是采用離散化的數(shù)學解法將時間區(qū)間分成不同時間點，再將各個離散點的近似值作為方程解。使用經典四階龍格庫塔迭代方法來求解動態(tài)位移，最后，通過Floquet理論判斷傳遞矩陣特征方程根來預測銑削過程的穩(wěn)定性。此方法較其他方法有更高的收斂率、計算精度及計算效率。本研究采用的是由李忠群等[20]提出的基于四階龍格庫塔方法的全離散法，步驟如下：

1) 將動力學微分方程改寫成方程左側只有振動加速度一項的表達式；

2) 將時間離散化，并假定初始條件t=t0時，x(t0)=y(t0)=0，x′(t0)=y′(t0)=0；

3) 令時間周期t=t0+idt(i= 1，2，… )，對動力學微分方程進行求解。

通過轉換式(1)到空間形式表示為

(5)

其中：A(t)和B(t)為時間周期系數(shù)矩陣。

由于此矩陣受到動態(tài)切削力(再生效應)的影響，則A(t)=A(t+T),B(t)=B(t+T),T為時間周期。T此時不僅表示該銑削系統(tǒng)時間周期，而且T的數(shù)值與時滯量相等。τ為時滯時間，在T=τ時為單延遲銑削過程。

為了計算式(5)，本節(jié)使用四階龍格庫塔方法，時間周期T等距離散成m個時間段(m為整數(shù))，每段時間間隔為Δt，T=mΔt，m也等于單齒通過周期的離散數(shù)，由龍格庫塔迭代法可以將方程表示成

(6)

其中：ui表示u(iΔt)；ui+1表示u[(i+1)Δt]；ti表示idt，變量i為整數(shù)且滿足0≤i≤m。

公式依次推導得

(7)

將式(7)代入到式(6)中，得到ut的迭代公式為

ut+1=Fiui+Fi-mui-m+Fi-m+1ui-m+1

(8)

式(8)中系數(shù)Fi，F(xiàn)i-m，F(xiàn)i-m+1表示為

(9)

其中：I為n×n單位矩陣；n為矢量ut的維數(shù)。

為了獲得傳遞矩陣，通過上述變量，定義一個新的n×(m+1)維度的矢量公式為

zi=col(ui,ui-1,…,ui-m+1,ui-m)

(10)

其中：col函數(shù)表示呈列向量分布。

構建出單個時間周期內的過度矩陣為

zi+1=Dizi

(11)

傳遞矩陣φ表示為

φ=Dk-1Dk-2…D2D1

(12)

根據(jù)Floquet理論，如果傳遞矩陣φ的特征方程根的模大于1，則系統(tǒng)不穩(wěn)定；否則系統(tǒng)是穩(wěn)定的。因此，邊界曲線在穩(wěn)定性圖表中被分為穩(wěn)定區(qū)域和不穩(wěn)定區(qū)域，進而得到判定是否發(fā)生顫振的依據(jù)。

3 多硬度拼接淬硬鋼銑削穩(wěn)定性分析

通過特定刀具、工件材料和徑向接觸角，可求得平均方向系數(shù)，然后按照如下步驟獲取顫振穩(wěn)定葉瓣圖：

1) 設置固定參數(shù)，如銑削系統(tǒng)模態(tài)參數(shù)、刀具幾何參數(shù)、切削參數(shù)等；

2) 將周期T離散成m個；

3) 計算4個切削力方向系數(shù)；

4) 定義系數(shù)矩陣；

5) 計算時間周期系數(shù)矩陣；

6) 求解傳遞系數(shù)矩陣并求得特征方程根；

圖1 多硬度拼接淬硬鋼銑削穩(wěn)定性仿真流程圖Fig.1 Stability lobes simulation chart of milling multi-hardness mosaic hardened steel

7) 根據(jù)Floquet矩陣判斷系統(tǒng)是否穩(wěn)定，流程圖如圖1所示，其中，eig(Φ)為求解傳遞函數(shù)的全部特征值，abs(eig(Φ))為求解全部特征值的模，最后把傳遞函數(shù)模的最大值賦給變量Tag，此處Tag代指傳遞函數(shù)特征值模的矩陣。

3.1 銑削力系數(shù)識別

銑削力系數(shù)辨識試驗是利用在銑削試驗過程中在一定的切削參數(shù)下得到三向銑削力的平均值，然后根據(jù)銑削力建模得到的銑削力系數(shù)公式，從而得到工件的銑削力系數(shù)。圖2和圖3為試驗所用的機床設備和原理圖。試驗測試所需主要硬件包括Kister9257B測力平臺、Kistler5070A電荷放大器、電腦和試件，數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)為DH5922數(shù)采系統(tǒng)，試驗所用刀具是齒數(shù)為2的硬質合金球頭銑刀，工件材料為Cr12MoV淬硬鋼，其硬度為60HRC和45HRC。根據(jù)斜面槽切試驗來獲得銑削力系數(shù)，將試驗測得銑削力試驗數(shù)據(jù)代入到銑平均削力系數(shù)計算公式中，可以計算得到不同硬度下的銑削力系數(shù)，如表1所示。

圖2 銑削試驗所用機床與設備Fig.2 Machines and equipment of milling test

圖3 試驗加工測量現(xiàn)場原理圖Fig.3 Schematic diagram of experimental measurement

表1 HRC45和HRC60的銑削力系數(shù)

工件硬度的改變會影響銑削力系數(shù)，在同等材料下硬度越大銑削系數(shù)越大，增大趨勢呈非線性增大。所得不同硬度下的銑削力系數(shù)將為后期穩(wěn)定性預測曲線的編程提供參數(shù)基礎。

3.2 銑削系統(tǒng)模態(tài)參數(shù)識別

筆者采用力錘擊法錘擊刀桿上標注好的排列點，針對軸向進行均勻測試點分布，并選擇第10個排列分布點為拾振點，其余點都為激振點。一次敲擊后獲取多個瞬態(tài)激勵信號和頻率響應函數(shù)，并通過模態(tài)識別得到模態(tài)參數(shù)。模態(tài)試驗的原理如圖4所示，試驗需要用到的設備和儀器主要包括東華脈沖測力錘、PCB加速度傳感器、DH5922數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)及主機等。

圖4 模態(tài)試驗原理圖Fig. 4 Schematic diagram of modal test

通過錘擊試驗得到的銑削系統(tǒng)模態(tài)參數(shù)如表2所示。

表2 刀具-工件系統(tǒng)的模態(tài)參數(shù)

3.3 穩(wěn)定性分析

從HRC45工件銑削到HRC60工件的加工過程，由于兩種工件硬度的不同導致兩個階段的銑削力系數(shù)也不同，因此對穩(wěn)定性預測曲線會產生影響。銑削過程中，當工件硬度逐次增大，對應的銑削力系數(shù)Kr和Kt同時增大。在相同動力學參數(shù)和切削條件下，不同工件硬度(HRC45，HRC60)淬硬鋼銑削穩(wěn)定性葉瓣圖如圖5所示。由圖5可知，銑削工件硬度不同會產生不同的穩(wěn)定性曲線。硬度越大，銑削極限軸向切削深度越小，且隨著主軸轉速的提高，兩穩(wěn)定性極限曲線差值逐漸增大，尤其是在每一葉瓣圖最高點位置。

圖5 多硬度拼接淬硬鋼銑削穩(wěn)定性預測曲線圖Fig.5 Stability lobes of milling multi-hardness mosaic hardened steel

由于加工多硬度拼接淬硬鋼時是連續(xù)的銑削過程，切削參數(shù)的設置不變，為了保證工件的加工精度以及避免顫振的發(fā)生，要選取穩(wěn)定區(qū)域內的切削參數(shù)來保證銑削加工過程的穩(wěn)定性。在圖5的穩(wěn)定性預測曲線中，選擇2條曲線包絡位置中間的區(qū)域為臨界穩(wěn)定性區(qū)域。利用筆者提出的穩(wěn)定性預測曲線時，在由高硬度切向低硬度材料時，切削參數(shù)可以選擇2條穩(wěn)定性葉瓣圖之間的參數(shù)，當由低硬度切向高硬度材料時必須選擇高硬度穩(wěn)定性預測曲線以下參數(shù)。

4 模態(tài)參數(shù)對拼接模具銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響分析

在實際銑削加工過程中，根據(jù)銑削穩(wěn)定性預測模型可知，不僅切削參數(shù)與刀具幾何參數(shù)會影響穩(wěn)定性預測曲線，其他因素也同樣會影響銑削穩(wěn)定性，比如刀具偏心、機床-刀具模態(tài)參數(shù)(包括固有頻率ωn、剛度系數(shù)k，阻尼比ε)及結構阻尼等?？梢苑治鲆陨蠋追N因素對銑削系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，通過改變切削條件來避免顫振的發(fā)生。

在保持刀具參數(shù)、切削參數(shù)及其他兩個模態(tài)參數(shù)影響因素不變前提下，分別改變一個模態(tài)參數(shù)影響因素來分析對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響情況

4.1 固有頻率對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響

由理論可知，固有頻率的改變會影響穩(wěn)定性預測曲線。映射在穩(wěn)定性預測曲線上的特征主要是影響由主軸轉速和切削深度繪制的平面位置圖。在保持其他參數(shù)不變的情況下，只改變固有頻率來觀察穩(wěn)定性預測曲線變化趨勢。

從銑削淬硬鋼穩(wěn)定性葉瓣圖可以看出，隨著固有頻率的提高，銑削系統(tǒng)穩(wěn)定性區(qū)域逐漸增大。為了避免顫振的發(fā)生，可以改變刀具的參數(shù)，比如增大銑刀直徑，盡量選擇懸伸量小的刀具，來提高銑削系統(tǒng)穩(wěn)定性。

假定銑削系統(tǒng)中x，y方向模態(tài)參數(shù)近似相同，阻尼比ε=0.02，剛度k=7.5×106N/m。在其他參數(shù)不變的情況下，分別取ωn1=400Hz，ωn2=600Hz，ωn3=800Hz進行仿真，得到的葉瓣圖如圖6所示。當固有頻率增大時，穩(wěn)定性預測曲線會沿著橫坐標右移，對應最大穩(wěn)定區(qū)域的主軸轉速增大，但臨界切深沒有明顯變化。

圖6 固有頻率對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響Fig.6 The influence of natural frequencies on stability lobes

4.2 阻尼比對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響

阻尼比是動態(tài)特性研究中的重要參數(shù)，振動過程中阻尼衰減的程度會影響銑削系統(tǒng)的穩(wěn)定性。保持其他切削參數(shù)與刀具參數(shù)不變的前提下，剛度k=7.5×106N/m，ωn=800Hz，阻尼比ε=0.02。改變x，y向阻尼比，分別采用給定阻尼比的倍數(shù)(1，2，3倍)進行Matlab仿真，結果見圖7?？梢杂^察到隨著阻尼比的增大，穩(wěn)定預測曲線波谷的幅值沿著縱向逐漸增大，臨界切深也逐漸增大，但在橫向上并沒有明顯變化，銑削穩(wěn)定曲線包絡區(qū)域變大。

圖7 阻尼比對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響Fig.7 The influence of damping ratio on stability lobes

4.3 模態(tài)剛度對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響

保持銑削系統(tǒng)的切削條件、切削參數(shù)、刀具參數(shù)、固有頻率和阻尼比不變，當剛度k=7.5×106N/m，ωn=800Hz，阻尼比ε=0.02，同時改變x，y向的模態(tài)剛度參數(shù)，采取銑削系統(tǒng)模態(tài)剛度值的倍數(shù)(1，2，3倍)進行仿真，結果如圖8所示。從圖中可以觀察到，隨著模態(tài)剛度的提升，臨界軸向切削深度逐漸增大，曲線整體上移，在橫線沒有明顯變化，故模態(tài)剛度的提升可以增強銑削系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

圖8 模態(tài)剛度對銑削穩(wěn)定性預測曲線的影響Fig.8 The influence of modal stiffness on stability lobes

5 銑削穩(wěn)定性預測結果驗證

在仿真穩(wěn)定性預測曲線過程中，選取適當?shù)闹鬏S轉速與切深，主軸轉速的選取范圍在2kr/min～8kr/min之間，步長為1kr/min，切削深度選取0.12，0.13，0.14 mm。銑削驗證試驗采用奧地利EMCO公司生產的三軸數(shù)控銑床。

在多硬度拼接模具加工試驗中，保持每齒進給量不變，設定不同的主軸轉速與軸向切深，采用干式切削方式加工。利用DH5922的信號采集系統(tǒng)導出銑削力信號以及振動加速度信號，通過對比銑削力、振動加速度幅值變化來判斷是否發(fā)生顫振。

多硬度拼接淬硬鋼銑削過程穩(wěn)定性預測結果如圖9所示。為了驗證多硬度拼接淬硬鋼球頭銑削穩(wěn)定性預測曲線的預測精度，保持進給速度800mm/min不變，提取銑削穩(wěn)定性葉瓣圖中的局部點如A點(n=4kr/min，ap=0.12mm)，B點(n=5kr/min，ap=0.12mm)，C點(n=4kr/min，ap=0.14mm)，D點(n=5kr/min，ap=0.14mm)，E點(n=5kr/min，ap=0.13mm)，F(xiàn)點(n=6kr/min，ap=0.13mm)對應切削參數(shù)下的銑削振動加速度信號進行試驗分析。

圖9 銑削加工試驗結果Fig.9 Experimental result of milling process

圖10 (a)，(b)，(c)分別對應A點、B點和C點切削參數(shù)，由圖可以看出：A和B點振動加速度信號保持平穩(wěn)狀態(tài)，加速度波動范圍在5 m/s2以內，在試驗過程中沒有聽到刺耳的聲音，因此綜合可以確定A和B點都處于穩(wěn)定區(qū)域內，與預測結果一致；C點的加速度信號波動程度較A，B兩點更劇烈，球頭銑刀銑削拼接淬硬鋼過程中，在銑削兩個硬度的階段都呈現(xiàn)不穩(wěn)定的切削狀態(tài)，振動加速度信號都在15 m/s2左右，刀具與工件振動劇烈，并產生極大的噪音，所以綜合可以判斷C點處于不穩(wěn)定區(qū)域。

圖10 第1組數(shù)據(jù)的試驗結果Fig.10 Result of the first group data

圖11中(a)，(b)，(c)分別對應D點、E點和F點的振動加速度信號，從E點的加速度信號可以看出，球頭銑刀在銑削高硬度淬硬鋼區(qū)域時振動較低硬度更劇烈，加速度幅值在8 m/s2左右，而銑削低硬度淬硬鋼時振動信號較為平穩(wěn)，加速度信號幅值在5 m/s2內波動，與穩(wěn)定性葉瓣圖的結果吻合。D和E點是在相同轉速、不同切深條件下的兩點，從D點的加速度信號圖可以看出，在銑削兩個硬度的階段都呈現(xiàn)不穩(wěn)定的狀態(tài)，振動加速度信號都在15 m/s2左右，刀具與工件振動劇烈，產生極大的噪音，所以判斷D點處于不穩(wěn)定區(qū)域。F點是與E點在同一切深、不同主軸轉速下的的銑削振動信號，可以看出F點切削參數(shù)條件下，在銑削高硬度區(qū)域時振動較劇烈，加速度幅值在8 m/s2左右，而銑削低硬度淬硬鋼時振動信號較為平穩(wěn)，加速度信號在5 m/s2內波動，與預測結果一致。

圖11 第2組數(shù)據(jù)的試驗結果Fig.11 Result of the second group data

根據(jù)穩(wěn)定性預測曲線選取的局部點A，B，C，D，E和F的試驗結果可知，試驗結果和仿真出的銑削葉瓣圖基本一致，精度較高，說明筆者繪制的多硬度拼接淬硬鋼銑削穩(wěn)定性預測曲線是準確的。

6 多硬度拼接淬硬鋼銑削刀具磨損和表面形貌驗證

工藝參數(shù)優(yōu)化是對特定的機床、刀具和工件的切削參數(shù)進行多方面的研究，來得到使銑削力突變小、銑削過程穩(wěn)定、表面精度高和刀具磨損小的切削用量。在連續(xù)銑削加工多硬度拼接淬硬鋼時，由于刀具和工件接觸區(qū)出現(xiàn)了硬度偏差而引起銑削力突變，進而加劇振動，影響工件的表面質量和刀具磨損，利用這兩種表征進行多硬度拼接模具銑削穩(wěn)定性的驗證分析。

選取上述試驗的銑削參數(shù)進行表面形貌與刀具磨損的驗證，即保持進給速度800mm/min不變，提取銑削穩(wěn)定性葉瓣圖中A，B，C，D，E和F點對應此切削用量下的表面形貌和刀具磨損情況進行分析。試驗結果采用超景深顯微鏡測量表面形貌和刀具磨損，得到如圖12，13所示結果。

圖12 第1組數(shù)據(jù)表面形貌和刀具磨損情況Fig.12 Tool wear and surface topography of the first group data

如圖12所示，在A點測量三點平均磨損量為6.37μm，從圖(a)刀具形貌和磨損量的數(shù)值可以看出，刀具只發(fā)生輕微的磨損，故A點切削參數(shù)條件是穩(wěn)定切削。在B點測量的三點平均磨損量為5.57μm，由圖(b)可以看出，刀具磨損的程度很小，且較A點的磨損量更小，所以B點切削參數(shù)條件下也是穩(wěn)定切削。在C點測量的三點平均磨損量為92.97μm，由圖(c)可以看出，刀具發(fā)生強烈的磨損，C點磨損值是A點磨損值的15倍，磨損量較大且刀具發(fā)生崩刃，故C點切削參數(shù)條件是不穩(wěn)定切削。從表面形貌來看，A和B點參數(shù)條件下，表面凹坑排布規(guī)則，兩種硬度表面形貌都較好；C點的表面凹坑排布不規(guī)則，靠近拼接縫時，凹坑排布更集中，HRC60的工件比HRC45的表面形貌好，即C點處于不穩(wěn)定區(qū)域。

圖13 第2組表面粗糙度和刀具磨損情況Fig.13 Tool wear and surface topography of the second group data

如圖13所示，在D點測量三點平均磨損量為69.6μm，刀具發(fā)生強烈的磨損且發(fā)生崩刃，而且磨損數(shù)值較相同轉速不同切深條件下的B點增大了10倍，綜合可以得出D點切削參數(shù)條件是不穩(wěn)定切削。在E點測量兩點平均磨損量為29.7μm，E點的切深在B，D兩點切深之間，E點刀具磨損值也介于兩者磨損值之間，但磨損值與切削深度并非簡單的線性關系，綜合以上可以得出E點切削參數(shù)條件是處于穩(wěn)定切削和不穩(wěn)定切削之間的介穩(wěn)切削過程。在F點測量的三點平均磨損量為25.93μm，刀具發(fā)生了較劇烈的磨損，磨損值與E點的磨損值相近，因為在穩(wěn)定性葉瓣圖中E，F(xiàn)在相同的區(qū)域，切削深度接近且兩點都靠近穩(wěn)定性臨界曲線，但從兩點的切削力數(shù)值來分析，不同主軸轉速條件下，E點切削力數(shù)值大于F點的數(shù)值，綜合以上可以得出F點切削參數(shù)條件也是處在穩(wěn)定切削和不穩(wěn)定切削之間的介穩(wěn)切削過程。從表面形貌來看，D點參數(shù)條件下，表面凹坑排布分散，表面質量差，靠近拼接縫時，凹坑排布更集中，HRC60的工件比HRC45的表面形貌好；E和F點表面形貌相似，凹坑分布較C和D兩點均勻。

將上述結果加入到穩(wěn)定性預測曲線中，可以更直觀地看出選取局部6個數(shù)據(jù)點的穩(wěn)定情況如圖14所示。

從測量的表面形貌和刀具磨損對應銑削穩(wěn)定性葉瓣圖可知，銑削穩(wěn)定下的切削用量能得到高的表面質量，并降低了刀具磨損程度；然而在不穩(wěn)定參數(shù)條件下，表面質量嚴重下降且刀具磨損較大，甚至會導致刀刃破損，從而驗證了銑削穩(wěn)定性葉瓣圖的正確性。

圖14 穩(wěn)定性葉瓣圖中表面形貌和刀具磨損Fig.14 Tool wear and surface topography in the stability lobes

7 結 論

1) 通過試驗結果可知，穩(wěn)定性預測曲線上、下兩區(qū)域分別為不穩(wěn)定區(qū)域和穩(wěn)定區(qū)域。試驗結果與預測曲線吻合，驗證了提出的預測模型的準確性。

2) 材料硬度大小、固有頻率、阻尼比和模態(tài)剛度影響銑削加工穩(wěn)定系統(tǒng)，銑削高硬度的穩(wěn)定性區(qū)域較低硬度區(qū)域要小。隨著固有頻率增大，穩(wěn)定性預測曲線向右移動，阻尼比的增大致使預測線曲波谷幅值大幅度提升，增大剛度致使曲線臨界切深變大，并增大穩(wěn)定性。

3) 通過時域分析、表面形貌和刀具磨損分析，綜合驗證了本研究提出的預測模型的正確性。在不穩(wěn)定區(qū)域的工藝參數(shù)會降低表面質量并加劇刀具磨損，在穩(wěn)定區(qū)域的工藝參數(shù)得到高質量表面形貌并降低了刀具磨損。

參 考 文 獻

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