銑刨機旋轉多刀銑削阻力的數值計算

汪學斌,胡永彪

(長安大學道路施工技術與裝備教育部重點實驗室,710064,西安)

?

銑刨機旋轉多刀銑削阻力的數值計算

汪學斌,胡永彪

(長安大學道路施工技術與裝備教育部重點實驗室,710064,西安)

為計算瀝青路面冷銑刨機的旋轉多刀銑削阻力,將單把刀具旋轉變厚度銑削的任一瞬時近似為等厚度平移切削,平移速度為刀具刀尖點軌跡的切線速度,以剪切破壞建立了單刀銑削阻力計算模型;將任一時刻各刀具銑削阻力的向量疊加作為該時刻銑削轉子的旋轉多刀銑削阻力,得到了旋轉多刀銑削阻力切向分力的數值計算方法。結合試驗數據,以銑削接觸面截面積為自變量修正了單刀銑削阻力計算公式,并對比了冷銑刨機試驗樣機旋轉多刀銑削阻力切向分力的實測值與理論計算值,結果表明二者線性相關,相關系數R2=0.9;進而修正了旋轉多刀銑削阻力切向分力的計算公式,分析了理論計算值的誤差來源。所提出的單刀銑削阻力和多刀銑削阻力計算模型可為旋轉類多刀具切削阻力數值計算提供參考。

瀝青路面銑刨機;銑削阻力;多刀銑削;數值計算

銑刨是現代瀝青路面破除的主要方式,是按一定規律排布多把子彈頭型銑刀的銑削轉子在旋轉過程中各刀具逐次切入和切出,使被銑削路面材料在刀具的高速沖擊擠壓下產生變形破壞而被切除。針對瀝青路面銑削阻力的計算問題,文獻[1-2]中借鑒了金屬切削理論,但將多刀旋轉銑削過程看成是等同銑削寬度和深度的楔形刀具平移切削,忽視了刀具逐次切入切出的過程及刀具的動態沖擊作用。將多刀旋轉漸進銑削簡單平移化與實際的銑削過程并不相符。文獻[3-4]中銑削阻力的計算需要通過試驗確定切削比阻,而文中主要采用的是試取值。瀝青路面冷銑刨機滾筒上各刀具的運動軌跡為水平方向上的進給運動和圓周運動的合成,旋轉多刀銑削阻力是瞬時同時參與銑削的各刀具銑削阻力的向量疊加。單刀銑削阻力計算是瀝青路面冷銑刨機多刀銑削阻力研究的基礎,銑削轉子直徑、銑削作業速度、轉子轉速、銑削寬度、銑削深度和刀具排布參數決定了各刀具實時銑削狀態及同時參與銑削的刀具數目,進而決定了任意瞬時多刀具聯合作用下的銑削阻力和銑削阻力矩。本文將在分析刀具沖擊擠壓下瀝青混凝土銑削變形破壞過程的基礎上,建立單刀和旋轉多刀銑削阻力數值計算模型,參考試驗數據進行單刀銑削阻力計算公式和旋轉多刀銑削阻力切向分力理論計算公式的修正,并對旋轉多刀銑削阻力數值計算的誤差來源進行分析。

1 單刀具銑削阻力計算模型

瀝青混凝土主要是由瀝青膠結料與一定粒徑分布的集料經攪拌、攤鋪、壓實形成的具有一定孔隙的路面結構層。常溫銑削狀態下瀝青混凝土是非均質各向異性的彈、塑、脆性材料[5],溫度越低其脆性越顯著,且瀝青混凝土中的礦質集料屬脆性材料。銑削時刀具以一定角度和速度鍥入瀝青混凝土,刀具前刀面的瀝青混凝土受到沖擊擠壓而產生變形破壞,由于瀝青的黏結強度比集料的破壞強度小,銑削過程主要是瀝青混凝土沿黏結面的剝離并伴隨少量集料的破碎,主要為剪切破壞[6-7]。

單刀銑削作業過程與銑削厚度變化如圖1所示。以銑刨轉子滾筒中心O點為原點建立坐標系(這里只討論周向截面刀具數量為1的銑削轉子),R為刀尖圓半徑,ω為銑削轉子旋轉角速度,v為銑削作業速度,φ為銑削轉子實時轉角,δ為刀具銑削作用角(δ=φe-φs),φs為刀具切入角,φe為切出角,θ為剪切角,d為銑削深度,h為實時銑削厚度,l為銑屑長度,F為刀具所受銑削阻力,Fm為單刀沿銑削軌跡切線方向的銑削阻力切向分力,Fn為銑削阻力法向分力,φ為F與Fm的夾角,β為銑削阻力F與銑削水平分力Fx的夾角,Fy為銑削阻力豎直分力。銑刨機采用的子彈頭型銑刨刀具可簡化為刀尖角為κ的圓錐形刀具,且可以用點作用力代表整個刀具的受力[8]。刀具刀尖頂部與瀝青混凝土近似為球形接觸,以刀尖頂點A的運動軌跡表示刀尖點的銑削軌跡,A點的線速度vL=ωR,A點軌跡的切線速度為A點進給速度v和線速度vL的合速度vT。刀尖由A″點切入,當刀尖在銑削軌跡A″E上的A點時,刀尖點A的瞬時銑削厚度t即為AA′,A′點為刀尖點A的前一銑削循環軌跡線與曲率半徑O′A的交點,當銑削轉子轉角為φ時,A點的坐標為(vφ/ω+Rsinφ,-Rcosφ)。銑削厚度tAA′=[(xA-xA′)2+(yA-yA′)2]1/2;刀尖越過E點后,銑削厚度tFF′=[(xF-xF′)2+(yF-yF′)2]1/2;tEE′為最大銑削厚度。銑削厚度值由R、v、φ、ω確定,采用MATLAB編程可求得任意精度的銑削厚度值。

圖1 單刀銑削作業過程與銑削厚度變化示意圖

單把刀具在完成一個銑削循環后,與其相鄰的刀具也將完成一次銑削動作。設刀具間距為a,考慮相鄰刀具間的相互作用,單把刀具與被銑削材料接觸面的截面積S具有下述特征:當銑削厚度小于0.5acot(κ/2)時,接觸面截面近似為三角形,三角形的高等于銑削厚度;當銑削厚度大于0.5acot(κ/2)時,由于相鄰刀具的相互作用,三角形上部的截面積可近似為矩形,如圖2所示。

圖2 相鄰各刀具與被銑削材料接觸面積計算示意圖

S的計算公式為

(1)

圖3 單刀旋轉銑削過程的瞬時受力模型

單刀旋轉變厚度銑削在任意瞬時可近似為等厚度平移切削,平移速度為刀具刀尖點軌跡的切線速度vT,銑削厚度和接觸面截面積隨銑削過程不斷變化。單刀旋轉銑削瀝青混凝土的瞬時受力模型如圖3所示,與刀具前刀面接觸的瀝青混凝土受到沖擊擠壓后沿剪切面AC斷裂[9-11]。忽略銑削廢料的重力,作用在剪切面上的正壓力為Fσ,剪切力為Fτ,合力為F′;前刀面的法向壓力為Fh,摩擦力為Ff,二者的合力即為刀具所受的銑削阻力F,F和F′相等;銑削阻力F可分解為銑削阻力切向分力Fm和銑削阻力法向分力Fn,Fn垂直于銑削轉子中心,不消耗銑削功率;ψ是F和Fh的夾角,即刀具前刀面與銑削阻力的夾角,又稱摩擦角;γ為刀具銑削前角,φ=ψ-γ,β=φ-φ。

(2)

式中:As為剪切面積,即S沿剪切面的投影,As=S/sinθ。

(3)

剪切破壞發生在沿變形阻力最小的方向,即

所以,當cosθcos(θ+ψ-γ)-sinθsin(θ+ψ-γ)=0,即cos(2θ+ψ-γ)=0、剪切角θ=π/4-(ψ-γ)/2時,可使銑削阻力F取最小值[12]。單刀銑削阻力的切向分力和法向分力分別為

(4)

(5)

銑削阻力的水平分力和豎直分力分別為

(6)

(7)

以上各式中:τ為瀝青混凝土的剪切強度。銑削前角γ由刀具的安裝角確定,并隨轉子轉角而變化,γ=γ0-?,其中γ0為刀尖點A在軌跡最低點時的切削前角,亦即初始切削前角,?為刀尖點的線速度vL與刀尖點軌跡的切線速度vT的夾角,由下式計算

(8)

2 多刀銑削阻力計算模型

圖4 典型銑削轉子的結構及作業過程示意圖(未包含邊刀和側刀)

典型的銑削轉子刀具布置如圖4所示。隨銑削轉子的轉動,滾筒上的各刀具逐次切入瀝青混凝土,而后逐次切出路面,各刀具均經歷相同的銑削過程。在任一時刻,同時參與銑削的各刀具處于不同的銑削深度和銑削軌跡線上,對應不同轉角和銑削厚度,如圖5所示。銑削轉子旋轉多刀銑削的阻力為同時參與銑削各刀具銑削阻力的向量疊加,多刀銑削阻力可以看成是一個大的直流分量與一個小幅值交流分量的疊加。

圖5 任一時刻同時參與銑削的各刀具的銑削狀態

主刀總數記為N(因側刀主要產生軸向力,邊刀刀間距相對主刀刀間距較小,且周向截面邊刀數較多,邊刀每一銑削循環銑削阻力較小,只記主刀的銑削阻力對銑削轉子總銑削阻力的計算影響較小,也簡化了計算),銑削轉子下至規定銑削深度后,任一時刻ti各刀具的轉角

φij=ωti+2π(j-1)/N,j=1,2,…,N

(9)

各刀具刀尖點的坐標為

(vφij+Rsinφij,-Rcosφij),j=1,2,…,N

(10)

在任一時刻ti,刀具轉角在2πn+φs<φij<2πn+φe(n=0,1,2,…)范圍內各刀具的銑削阻力切向分力之和即為旋轉多刀銑削阻力的切向分力;當刀具轉角在切入角和切出角之外時,其銑削厚度和銑削阻力為0。任一時刻多刀銑削阻力的水平(x向)分力和豎直(y向)分力為

(11)

(12)

當各刀具銑削阻力的x、y向分力向多刀銑削阻力合力的作用點平移時,平移力偶相互抵消。任一時刻旋轉多刀銑削阻力為

∑F=((∑Fxi)2+(∑Fyi)2)1/2=

(13)

∑Fxi與∑F的夾角

(14)

多刀銑削阻力合力的作用點對應的轉角(方向角)φ=ψ-γ-β,沿作用點切線方向的分力即為多刀銑削阻力切向分力。作用點到銑削最低點的縱向距離w=R(1-cosφ)。多刀銑削阻力的切向分力

(15)

3 單刀銑削阻力計算公式的修正

為驗證單刀銑削阻力的理論計算公式,對銑削作業速度、銑削轉子直徑和轉速取不同數值進行銑削阻力的理論計算,并與試驗結果[13]進行比較。采用某市政道路用AC-20瀝青混凝土,剪切強度τ=1.6 MPa;刀具簡化后的刀尖角κ=75°,刀具與混凝土的摩擦角ψ=31°,初始切削前角γ0結合刀具安裝角(安裝角取45°)及簡化模型取5.5°,刀間距a=15 mm,銑削轉子的旋轉角速度ω=2πn/60,其中n為銑削轉子轉速。單把刀具由于其邊界條件限制(非多刀具共同作用),不能實現大深度銑削,故取d=25 mm。單刀銑削厚度和銑削阻力的理論計算采用MATLAB程序實現,單刀銑削阻力切向分力的實測值由安裝于轉子驅動軸上的扭矩傳感器檢測數據換算得出。計算結果表明:單刀銑削阻力切向分力的計算值隨銑削轉子轉角的變化特征與實測值一致;單刀銑削循環中的銑削阻力峰值在最大銑削厚度處;用銑削阻力峰值和實測值峰值進行誤差分析與模型修正是可行的。刀具與被銑削材料接觸面的截面積S可表征實時刀具接觸面積、銑削作業速度、銑削轉子直徑和轉速對單刀銑削阻力的影響,因此以S為自變量進行單刀銑削阻力切向分力計算公式的修正,修正的過程數據見表1。

單刀銑削阻力切向分力的修正系數k=29.42S-0.67,修正系數計算曲線如圖6所示,相關系數為0.988。修正后單刀銑削阻力切向分力的計算公式為

(16)

Fm,real:單刀銑削阻力切向分力實測值;Fm,rev:修正后的單刀銑削阻力切向分力計算值;e:Fm,rev與Fm,real的相對誤差。

圖6 單刀銑削阻力切向分力計算公式修正曲線

圖7 單刀銑削阻力各分力隨轉子轉角的變化

取R=490 mm,vT=6 m/s,v=200 mm/s,d=80 mm,修正后單刀銑削阻力的水平分力、豎直分力、切向分力和法向分力隨轉子轉角的變化過程如圖7所示(圖中銑削轉子轉角從刀具旋轉第二周開始計)。在刀具未達到最低點(圖7中最低點轉角為2π)時刀具已切入,切入后銑削厚度和銑削阻力切向分力均隨轉子轉角的增大而增大,至最大銑削厚度處達到最大,而后減小,隨后切出路面,單刀一個旋轉周期只有部分時間(作用角δ范圍內)在切削,其余時間銑削阻力為0。

4 旋轉多刀銑削阻力數值計算及修正

為驗證上述多刀銑削阻力計算方法的可行性,采用某銑刨機在不同工況下多刀銑削阻力切向分力和驅動扭矩的實測數據[4,14]與多刀銑削阻力切向分力的理論計算值進行對比。該樣機的銑削寬度為1 000 mm,刀尖圓半徑R=430 mm,主刀數N=60,刀間距a=15 mm,發動機額定轉速時的銑削轉子轉速n=130 r/min。當取R=430 mm、n=130 r/min、v=10 m/min、d=100 mm時,旋轉多刀銑削阻力的計算過程如圖8、圖9所示。

圖8 各刀具銑削阻力切向分力計算值隨時間的變化

圖9 多刀銑削阻力切向分力計算值隨時間的變化

從刀具1切入開始計,隨銑削轉子旋轉,刀具2、3、4……逐次切入,各刀具的銑削厚度和銑削阻力切向分力均從0增至最大,而后減小為0切出路面,至0.05 s時進入穩定銑削狀態,同時參與銑削的刀具數量保持穩定,如圖8所示。0～0.2 s內任一時刻旋轉多刀銑削阻力切向分力的計算結果如圖9所示,0.05 s之后多刀銑削阻力計算值的波動主要是由于任一時刻參與銑削的刀具數量和各刀具銑削阻力切向分力有所不同所致。

樣機銑削轉子的驅動采用定量泵-定量馬達閉式系統,液壓泵排量為250 mL/r,液壓馬達排量為1 000 mL/r。在不同工況下,對驅動馬達高低壓腔的壓力、銑刨機兩側立柱高低壓腔的壓力、轉子轉速、發動機轉速等參數進行檢測,結果均取平穩工作一段時間的平均值。多刀銑削驅動扭矩Mreal等于銑削作業時的驅動扭矩M1減去空轉時的驅動扭矩M2,即

(17)

多刀銑削阻力切向分力實測值由下式計算

(18)

式中:Δpm1為銑刨機銑削瀝青混凝土時轉子驅動馬達高低壓腔的壓力差,MPa;Δpm2為銑刨機銑削轉子空轉時驅動馬達高低壓腔的壓力差,MPa;qm為銑削轉子驅動馬達的排量,mL/r;η為液壓系統的傳動效率,隨壓力和轉速而變化,取η=0.7。

讓樣機在不同工況(銑削深度和銑削作業速度的不同組合)下進行銑削作業,測量銑削轉子驅動扭矩的平均值。銑削深度分別取30、90、150和190 mm,銑削作業速度分別取5、10、15和20 m/min,計算旋轉多刀銑削阻力切向分力,并將計算結果與實測值列于表2進行比較。

銑削轉子多刀銑削阻力切向分力計算結果與實測值的對比如圖10所示。

圖10 多刀銑削阻力切向分力的計算結果與實測值

d/mmv/m·min-1Treal/N·mT/N·mFM，real/kNFM/kNw/mm3051821352642819119630103807530289123368930154253671899156239830204453817810419022369053176738574171840099010463010849108252230029015583413512136314223089020657215977153371517881505571390871332113693815010714913494166313855471501586051712720039834660150209363205692184783394119056083925014121508941190107523140471753266732919015887318203206423364201902095532200722251175586

由圖10可知,旋轉多刀銑削阻力切向分力的實測值FM,real與計算值FM線性相關,相關系數為0.90,線性回歸方程為

FM,real=0.396FM+2.912

(19)

理論計算能夠反映銑刨機實際作業過程中不同銑削深度和工作速度下多刀銑削阻力切向分力的變化,但是理論計算值大于同工況下的實測值。參照式(16)、式(19)進行修正后,旋轉多刀銑削阻力切向分力的計算公式變為

FM=0.396cos(φ+β)∑F+2.912=

(20)

編制程序確定各參數后,可按式(20)進行旋轉多刀銑削阻力切向分力的計算。

旋轉多刀銑削阻力切向分力實測值與計算值之間的誤差來源于:①多刀銑削阻力計算模型中未考慮到多刀具聯合銑削作用時大塊徑廢料比例增大、單刀實際銑削阻力減小;②刀具在銑削厚度較大時計入的接觸面截面積S偏大,而實際刀具與瀝青混凝土的接觸面為碳化鎢刀尖區域,主要是銑屑長度l的變化,但l無法量化;③單刀銑削由于邊界條件限制,不能實現與多刀銑削等深度的銑削,因此采用單刀銑削阻力修正公式計算多刀銑削阻力會帶來誤差;④刀具排布的簡化以及路面材料破壞強度不同會帶來誤差;⑤多刀銑削轉子驅動扭矩實測中不計空轉驅動扭矩、忽略轉子慣性對銑削過程的作用以及銑削轉子傳動效率取固定值也會帶來誤差。以上原因導致多刀銑削阻力的計算值大于同工況下的實測值,因此,單刀銑削阻力的理論計算方法還需通過進一步試驗以實現與多刀銑削等同深度的銑削,并通過加入更詳細的刀具排布參數、直接在銑削轉子傳動軸測量扭矩以得到更準確的驅動扭矩數據、確定旋轉多刀銑削阻力計算公式修正系數等方法,以提高旋轉多刀銑削阻力計算的準確性和適用范圍。

5 結 論

(1)將單刀旋轉變厚度銑削在任意瞬時近似為以刀尖點切線速度為進給速度的等厚度平移切削,以剪切變形破壞得到了單刀銑削阻力計算方法,并以銑削接觸面截面積為自變量進行了單刀銑削阻力計算公式的修正;將任一時刻處于不同銑削位置的各刀具的銑削阻力向量疊加作為旋轉多刀銑削阻力,得到了旋轉多刀銑削阻力切向分力和驅動扭矩的計算公式。

(2)某1 m銑刨機在不同工況下的旋轉多刀銑削阻力切向分力的理論計算值與實測值線性相關,理論計算能夠反映銑刨機實際作業過程中的銑削阻力變化,但計算值大于同工況下的實測值。

(3)瀝青混凝土旋轉多刀銑削阻力的數值計算方法為旋轉類多刀具切削阻力計算提供了思路。要使理論計算值更加接近實測數據,需考慮刀具作用過程中的實際接觸長度、實際接觸面與理論計算中的差異,以及單刀具長弧段銑削軌跡中刀具的漸進沖擊破壞特性與理論計算中連續銑屑的差異,還必須考慮多刀具同時參與銑削時刀具間的相互作用和刀具排布參數,以便能更準確地反映銑削載荷的波動。需進行單刀與多刀等同銑削深度試驗,以便更準確地修正單刀銑削阻力計算公式,并擴大試驗范圍,對瀝青混凝土材料、刀具結構、刀具排布、銑削作業速度、銑削轉子轉速、銑削圓半徑、銑削深度、銑削寬度等因素選取不同水平進行單因素、多因素試驗,從而修正多刀銑削阻力計算模型。在數值計算的基礎上,進一步簡化模型,得到多刀旋轉銑削阻力的解析計算方法,以便應用于工程實際。

[1] 曾衛兵, 趙敏, 何挺繼. 瀝青路面銑刨機作業性能分析與驗證 [J]. 長安大學學報(自然科學版), 2004, 24(3): 58-61. ZENG Wei-bing, ZHAO Min, HE Ting-ji. Working performance for asphalt road plane milling machine [J]. Journal of Chang’an University (Natural Science Edition), 2004, 24(3): 58-61.

[2] 顧海榮, 焦生杰, 肖翀宇, 等. 路面銑刨機銑削載荷特性分析與試驗 [J]. 中國公路學報, 2012, 25(3): 154-158. GU Hai-rong, JIAO Sheng-jie, XIAO Chong-yu, et al. Analysis and test on asphalt milling machine cutting load characteristic [J]. China Journal of Highway & Transport, 2012, 25(3): 154-158.

[3] 田晉躍, 向華榮. 路面銑刨機銑削阻力及其參數影響規律分析 [J]. 江蘇大學學報(自然科學版), 2004, 25(5): 380-384. TIAN Jin-yue, XIANG Hua-rong. Analysis on parameter influence laws and milling resistances of pavement miller [J]. Journal of Jiangsu University (Natural Science Edition), 2004, 25(5): 380-384.

[4] 呂聰正. 路面銑刨機銑刨系統分析與優化設計 [D]. 西安: 長安大學, 2014.

[5] DAVE E V, BEHNIA B, AHMED S, et al. Low temperature fracture evaluation of asphalt mixtures using mechanical testing and acoustic emissions techniques [J]. Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, 2011, 80(4): 193-226.

[6] HAKIMZADEH S, BUTTLAR W, SANTARROMANA R. Shear- and tension-type tests to evaluate bonding of hot-mix asphalt layers with different tack coat application rates [J]. Journal of the Transportation Research Board, 2012, 10(2295): 54-62.

[7] TOZZO C, D’ANDREA A, COZZANI D, et al. Fatigue Investigation of the interface shear performance in asphalt pavement [J]. Modern Applied Science, 2014, 8(2): 1-11.

[8] 高相斌, 趙偉民, 胡長勝, 等. 點式沖擊刀具的理論與實驗分析 [J]. 哈爾濱工業大學學報, 2003, 35(6): 755-760. GAO Xiang-bin, ZHAO Wei-min, HU Chang-sheng, et al. Theoretical and test analysis of point attach bit [J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2003, 35(6): 755-760.

[9] DOGRUOZ C, BOLUKBASI N, ROSTAMI J, et al. An experimental study of cutting performances of worn picks [J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2016, 49(1): 213-224.

[10]CHEREPANOV G P. Theory of rock cutting [J]. Strength of Materials, 1986, 18(8): 1103-1114.

[11]SU O, AKCIN N A. Numerical simulation of rock cutting using the discrete element method [J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2011, 48(3): 434-442.

[12]NISHIMATSU Y. The mechanics of rock cutting [J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Science & Geomechanics Abstracts, 1972, 9(2): 261-270.

[13]魏春景. 瀝青路面冷銑刨機工作過程的動力學研究 [D]. 西安: 長安大學, 1995: 58-59.

[14]呂聰正, 馮忠緒, 李耀, 等. 銑刨機行駛作業阻力特性分析 [J]. 山東交通學院學報, 2013, 21(2): 74-76. Lü Cong-zheng, FENG Zhong-xu, LI Yao, et al. Study on running resistance characteristics of asphalt milling machine [J]. Journal of Shandong Jiaotong University, 2013, 21(2): 74-76.

[本刊相關文獻鏈接]

高羨明,洪軍,甄宜超.機床多體系統空間剛度場約束下的加工誤差預測.2016,50(6):90-96.[doi:10.7652/xjtuxb201606 014]

潘俊浩,卓勇,連云崧,等.硬質合金內冷鉆頭三維參數化建模研究.2015,49(10):48-53.[doi:10.7652/xjtuxb201510 008]

朱愛斌,胡浩強,何大勇,等.采用頻域融合方法的砂輪刀具磨損三維重構技術.2015,49(5):82-86.[doi:10.7652/xjtuxb 201505013]

耿麒,魏正英,孟昊,等.TBM的平面刀盤與兩級刀盤的力學性能對比分析.2015,49(3):121-128.[doi:10.7652/xjtuxb 201503019]

周光輝,苗發祥,李彥廣.數控加工中心任務與刀具集成調度模型及改進自適應遺傳算法.2014,48(12):1-7.[doi:10. 7652/xjtuxb201412001]

耿麒,魏正英,杜軍.全斷面巖石掘進機滾刀布置的優化方法.2013,47(9):100-105.[doi:10.7652/xjtuxb201309017]

王建錄,成冰,趙萬華,等.汽輪機長葉片型面雙刀加工刀位軌跡優化算法.2013,47(9):65-71.[doi:10.7652/xjtuxb 201309011]

章云,梅雪松,胡振邦,等.注液式高速切削主軸動平衡裝置設計及其性能研究.2013,47(3):13-17.[doi:10.7652/xjtuxb 201303003]

黃澤華,李建勇,樊文剛,等.復雜曲面薄壁葉片點銑加工彈性變形預測.2012,46(5):67-72.[doi:10.7652/xjtuxb2012 05012]

樊文剛,李建勇,黃澤華,等.多點切觸加工在復雜凸曲面中的應用.2012,46(3):53-57.[doi:10.7652/xjtuxb201203 010]

趙鵬,樓佩煌,劉明燈,等.實軸空間綜合約束下的數控加工速度前瞻策略.2012,46(2):64-69.[doi:10.7652/xjtuxb 201202011]

樊文剛,李建勇,蔡永林,等.復雜曲面多點切觸加工特征參數線刀軌規劃.2012,46(1):81-85.[doi:10.7652/xjtuxb 201201015]

呂凱波,景敏卿,張永強,等.一種切削顫振監測技術的研究與實現.2011,45(11):95-99.[doi:10.7652/xjtuxb201111 018]

孫殿柱,康新才,李延瑞,等.三角Bézier曲面粗加工刀軌生成算法.2011,45(3):70-74.[doi:10.7652/xjtuxb201103013]

樊文剛,王小椿,姜虹,等.一種開闊自由凹曲面五坐標加工多點刀位算法.2010,44(9):69-73.[doi:10.7652/xjtuxb 201009014]

邱昕洋,張光輝,秦大同.平面蝸輪連續分度飛削加工及工藝試驗研究.2010,44(7):95-99.[doi:10.7652/xjtuxb201007 021]

張潤理,鮑崇高.系列α-Al2O3結構陶瓷的耐沖蝕磨損性能.2010,44(5):71-74.[doi:10.7652/xjtuxb201005015]

(編輯 葛趙青)

Numerical Calculation on Multi-Tool Milling Resistance of Asphalt Pavement Milling Machine

WANG Xuebin,HU Yongbiao

(Key Laboratory for Highway Construction Technology and Equipment of Ministry of Education,Chang’an University, Xi’an 710064, China)

To calculate the multi-tool milling resistance of asphalt pavement milling machine and transform any instantaneous milling process of rotating single tool into a uniform-thickness translation cutting with the tangential velocity of tool nose, a calculation model of single-tool milling resistance is established based on shear failure. Multi-tool milling resistance is the vector sum of each tool’s milling resistance at any given time, and the numerical calculation method of the tangential component force of multi-tool milling resistance is obtained. The calculation formula for single-tool milling resistance is modified with the sectional area of milling contact as the independent variable. The theoretical value and measured data of an experimental prototype milling machine are compared, and the results show that their linear correlation coefficientR2is 0.9. The calculation formula for tangential component force of multi-tool milling resistance is modified based on the measured data, and the error source is analyzed. The calculation model may provide a reference for calculation of single- and multi-tool cutting resistances.

asphalt pavement milling machine; milling resistance; multi-tool milling; numerical calculation

2015-12-01。 作者簡介:汪學斌(1986—),男,博士生;胡永彪(通信作者),男,教授。 基金項目:中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(CHD2011TD016,310825153313);國家科技支撐計劃資助項目(2011BAE28B03)。

時間:2016-04-28

10.7652/xjtuxb201607015

U415.5

A

0253-987X(2016)07-0096-08

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160428.2222.006.html