弱剛性型面銑削刀具設計及應用

袁信滿 胡智欽 袁田 王志超

（成都飛機工業(集團)有限責任公司，四川 成都 610091）

飛機輕量化能帶來更低的油耗，更高的動力以及一系列的經濟效益[1]。現目前飛機上的減重措施之一就是使用大量的腹板類零件[2]。不僅可以滿足結構強度設計的需要，而且可以極大程度地減輕飛機結構重量。在腹板類零件數控加工完成后，為滿足裝配需求，通常需要進行二次修配[3]，其中框緣裝配面的型面修配屬于主要的加工內容之一。而框緣結構具有典型弱剛性特征，二次修配時加工顫振、變形等問題頻發[4-5]，嚴重影響裝配面的加工質量。

針對弱剛性構件裝配面的型面加工方面，國內外研究主要從刀具、切削參數和力學響應3個維度入手，研究弱剛性構件加工機理及高效加工工藝方案。其中在刀具方面，研究指出使用合理的刀具能有效提高型面加工質量[6]，最常用的刀具有平底銑刀、環形銑刀和球頭銑刀。但為了保證工件型面的加工精度，通常選用的銑削刀具為球頭銑刀[7]。劉獻禮等[8]提出了橢球頭銑刀的刀具設計方法，并進行刀具性能試驗，驗證了橢球銑刀在型面精加工方面的優勢。但在球頭銑刀加工高硬度材料時，易出現嚴重的顫振現象，導致加工表面質量惡化，甚至出現麻點、凹坑和表面振紋[9]。因此，國內外諸多學者對球頭刀具開展了大量結構優化研究，其中劉寬[10]等基于球頭銑刀結構，以振動幅值及切削變形量為優化目標，對球頭銑刀的齒間角進行了優化，獲取了最佳齒距分布角度，并通過試驗驗證了優化后的刀具能有效降低銑削過程中的振動和加工變形。鄭勇峰[11]等研究了不同刀具齒數對切削力的影響規律，并得出在相同條件下，刀具齒數越多，其切削力越小。翁小飛[12]等研究了刀具齒數對弱剛性結構高速銑削殘余應力的影響規律，結果表明刀具齒數越多，其形成的表面質量越好。因此，通過分析可得：在球頭銑刀結構的基礎上，增加齒數可有效提高弱剛性型面銑削質量。

同時，為提高弱剛性型面加工質量，使用合理的切削參數是必備前提之一[13]。銑削穩定性預測模型在選擇合適的加工參數，實現無顫振加工具有重要的作用。最常用的穩定性預測方法就是通過繪制預測穩定性葉瓣圖，顯示切削深度與主軸轉速之間的臨界關系，從而在穩定切削區域選擇切削參數[14]。于福航[15]等提出了一種多步回溯算法預測弱剛性薄壁結構的銑削過程的穩定性，能較好地預測銑削參數的穩定性。成海平[16]等建立了切削參數對弱剛性構件加工變形影響的數學模型，分析了各種切削參數對變形的影響規律，進而實現了切削參數優選。Wang S等[17]減小銑削力為優化目標,使用有限元仿真軟件研究切削深度、主軸轉速與銑削力之間的關系并通過遺傳算法獲得最優切削參數。由此可見，選擇匹配工件、刀具的切削參數能有效減少顫振，從而提升表面創成質量。

而切削力作為工件、刀具與切削參數的綜合力學響應之一，能直觀地反映出弱剛性結構的加工性能[18]。在切削力研究方面，馮長征等[19]基于弱剛性薄壁結構件的銑削力學響應，綜合考慮表面加工精度、銑削效率及刀具耐用度，制定了針對弱剛性結構的較優加工方案，實現了高效高精度的弱剛性薄壁零件的加工。考慮到工件、刀具對銑削力的影響，Tsai J S等人[20]基于試驗結果，采用改進的Newton-Raphson方法計算切削力。He N等人[21]使用有限元軟件計算切削力造成的工件變形量，并提出了使用高速切削補償工件變形。Tang A J等人[22]根據薄板理論建立了薄壁件銑削動力學方程并通過有限元軟件研究工件切削力大小和工件厚度對變形的影響。由以上分析可知：減小切削力可有效抑制弱剛性型面加工變形及顫振問題。

針對弱剛性構件型面加工技術，國內外研究學者在加工刀具、切削參數匹配及切削力預測3個維度均取得了一定的進展，但隨著飛機結構的不斷迭代優化，零件框緣裝配面懸伸越來越大，厚度越來越薄，結構剛性越來越弱，國內外研究提出的刀具結構、參數及切削力模型難以滿足目前的弱剛性結構的加工質量需求。

因此，本文從刀具結構對型面銑削力的影響規律入手，設計了一種用于弱剛性型面加工刀具，并基于該刀具進行切削參數匹配試驗，從切削力及表面質量兩個維度優化切削參數，分別計算出該刀具在兩種響應下的最佳切削參數。

1 刀具結構對銑削力的影響規律

銑削力作為切削過程的力學響應之一,對加工過程中熱效應的產生、刀具壽命、表面創成質量都有較大的影響。因此，為進一步探究刀具結構對型面銑削的力學行為響應，以下通過建立型面銑削力學模型，獲得刀具結構對切削力的影響規律。

加工過程中，刀齒與工件之間受力情況如圖1所示，工件受到銑刀第i個刀齒的銑削合力為Fi，則沿銑刀切向的銑削分力Fic和徑向銑削分力Fir可分別表示為

圖1 銑刀切削過程

式中:b為軸向切削深度；hi(t)=fzsin(?i(t))為第i個刀齒的瞬時切削厚度，其中 ?i(t)為第i個刀齒的瞬時切削角，且 ?i(t)=ωt+(i-1)θ，ω是刀具旋轉的角速度，θ是銑刀相鄰兩齒所夾圓心角，fz是每齒進給量，銑刀齒編號從 ?s開始，沿順時針方向；kt為切向切削力系數；kn為徑向切削力系數；i的取值在0和同時參與切削齒數Zc之間。

將Fic和Fir轉換為沿切削進給方向（x方向）和垂直于進給方向（y向）的銑削分力Fix和Fiy，則

實際加工過程中面銑刀同時參與切削的刀齒往往多于1個，而針對密齒面銑刀，其同時參與切削的齒數則會大大增加。假設密齒面銑刀的齒數為Z，則在任意一瞬時，同時參與切削的銑刀齒數Zc有兩種情況:

（1）Zc=n(n=1,2,3,···)：當時，且φe-φs≥θ，那么Zc=n，即同時參與切削的齒數恒為n，稱為均衡銑削；φs和φe分別為刀具初始切入角和切出角。

（2）Zc在n和n+1之間交替變化：當n＜(φe-φs)/θ ＜n+1，Zc與瞬時切削角 φi(t)關系為

此時參與切削的刀齒在兩整數之間交替變化，稱為非均衡銑削。

將式（1）、式（3）分別代入式（2），即可得到加工過程中任一時刻工件所受的銑削力Fx、Fy以及合力F。

銑削分力的波動量 ΔFx、ΔFy以及 ΔF計算式為

通過對型面銑削刀具的分析，可知刀具齒數越多，在銑削過程的每一個瞬時，刀具接觸工件的齒數較多，能有效降低每齒切削載荷及刀具對工件的沖擊，且密齒結構能避開弱剛性構件型面銑削刀具-工件加工共振域，提高加工過程穩定性和型面加工質量。

2 密齒銑刀設計及參數試驗

2.1 密齒銑刀設計

在刀具結構的切削力響應規律研究的基礎上，提出了用于弱剛性構件的疊層材料型面銑削的刀具，如圖2所示。該刀具基于球頭銑刀結構，增加刀具齒數以匹配弱剛性構件型面加工要求。刀具以18°為等分區間劃分為20個螺旋切削刃，相鄰的螺旋切削刃之間形成有排屑槽；同時，刃部表面均勻分布有多條與螺旋切削刃的旋向相反的斷屑槽。斷屑槽與切削刃旋向相反，并與切削刃交錯分布，不僅有利于提高刀具排屑、斷屑能力，而且增大了刀具散熱面積，有效降低切削熱。刀具上的多條螺旋切削刃參與切削，降低每齒切削負荷。有效削弱工件因彈性變形導致的加工沖擊和表面振紋，解決弱剛性構件的加工顫振問題，提高加工過程穩定性和型面加工質量。同時，在切削刃上均涂有金剛石涂層。以增加刀具壽命及切削性能。

圖2 新型型面密齒銑刀結構示意圖

由于弱剛性型面切削質量取決與單位時間內的材料去除率，而材料去除率取決于主軸轉數、銑削寬度、銑削深度、每齒進給量及刀具齒數等參數。因此，基于上述設計的新型密齒銑刀，開展弱剛性型面銑削參數試驗，探究匹配刀具的最優加工參數。

2.2 密齒銑刀參數試驗方案設計

2.2.1 試驗設備

采用5軸橋式龍門機床GTF3010-9000，為FIDIA數控系統，最大主軸轉速30 000 r/min，最大進給速度40 m/min，設備參數如表1，刀具為小切削力密齒涂層銑刀的密齒銑刀，如圖3所示，試驗件為7075鋁合金的工字梁，厚度為2 mm，懸伸90 mm。通過2個壓板壓緊進行裝夾，采用順銑切削，如圖4所示。

圖3 型面銑削密齒銑刀

圖4 弱剛性結構試驗加工過程

表1 試驗設備參數

2.2.2 測量儀器

試驗的測量儀器主要有兩種：（1）切削力測量儀：試驗測力儀為Kistler9253B三向測力儀（如圖5a），量程為-10～10 kN，測量精度為±1%。（2）振動測試儀：測量儀器為北京一洋YSV8008S振動測試儀，如圖5b，測量范圍為1 Hz～8 kHz，測量精度在±0.2%以內。試驗過程中，將試驗件固持在測力平臺上，并將振動測試傳感器粘貼于待切削底面進行振動測試。

圖5 測量儀器

2.2.3 試驗參數矩陣設計

試驗采用正交試驗，對本次試驗進行影響因素分析，選定型面加工參數：轉速S、切深Ap、切寬Ae、進給速度Vf為本次試驗的試驗因素，試驗參數表如表2。

表2 試驗方案參數表

3 參數試驗結果分析

3.1 以切削力為目標的參數優化

在弱剛性型面加工時，其變形主要由切削軸向力造成的，切削力越大，其加工變形越大。因此，基于上述結果，并16組試驗數據的切削力值，記錄如表3。同時基于試驗結果，進行極差分析，分析結果如表4。對應均值效應如圖6所示。

表3 切削力試驗結果

表4 切削力極差分析

在極差分析表中，任意一行的水平所對應的響應均值均不一致，說明因素的水平波動能引起足夠型面銑削切削力的變化，對極差數值排秩如下：

轉速（6.75）＞進給（6.00）＞切深（4.00）=切寬（4.00）

由極差數值可以看出，在選定的4個因素當中，轉速的變化對型面銑削切削力的影響最大，其余依次為進給、切深、切寬。從均值主效應圖圖6可以看出，切削力隨著轉速的增大，先增大后不變；切削力隨著進給速度的增大，先減小到一定值然后增大；切削力隨著切深的增大，先增大出現極大值然后減小，切削力隨著切寬的變大而變小。

圖6 切削力正交試驗均值主效應圖

同時，對不同因素水平對應的響應均值排序，結果如下：

轉速：水平3（14 000）=水平4（16 000）＞水平2（12 000）＞水平1（9 000）

進給速度：水平2（5 500）＞水平3（7 500）＞水平1（4 000）＞水平4（8 500）

切寬：水平1（0.3）＞水 平2（0.5）＞水 平3（0.8）＞水平4（1.0）

切深：水平1（0.5）＞水 平2（0.8）＞水 平4（1.2）＞水平3（1.0）

因此，為減小弱剛性結構變形，以型面銑削銑削力最小為最優，對每列的水平對應的響應均值來說，以最小響應為目標，可獲取的最佳參數組合水平為

轉速：9 000 r/min

進給速度：8 500 mm/min

切深：1.0 mm

切寬：1.2 mm

此時，在該參數組合水平下對應的最小切削力為43 N。

3.2 以振動幅值為目標的參數優化

切削振動是影響弱剛性型面加工表面粗糙度的主要原因之一，對應的切削振動幅值越大，弱剛性型面加工表面振紋、啃刀刀痕越嚴重。因此通過采集使用密齒型面銑刀加工的振動幅值情況，如圖7為典型參數下的切削振動幅值響應情況。

圖7 典型參數下的振動幅值

由于振動幅值大小直接影響表面加工質量，因此通過試驗采集加工振動幅值與采集試驗后的表面粗糙度情況如表5所示。

表5 粗糙度結果

（1）振動幅值響應分析

對上述述結果振動幅值進行參數進行極差分析，結果如表6。對應均值效應如圖8。

圖8 振動幅值均值主效應圖

表6 振動幅值極差分析

由以上均值主效應圖可知振動幅值隨轉速及切深的增加呈先增大后下降，隨切寬及進給呈先增大后降低最后在增大的波動趨勢。同時由以上分析水平對應的響應均值排序，結果如下：

轉速：水平4（16 000）＞水平1（9 000）＞水平2（12 000）＞水平3（14 000）

進給速度：水平3（7 500）＞水平4（85 000）＞水平2（5 500）＞水平1（4 000）

切寬：水平2（0.5）＞水 平4（1.0）＞水 平1（0.3）＞水平3（0.8）

切深：水平4（1.2）＞水 平1（0.5）＞水 平2（0.8）＞水平3（1.0）

同時，從弱剛性構件加工表面質量維度分析，振動幅值最直觀地反映為型面加工表面粗糙度，因此，以下從表面粗糙度響應入手，分析以表面質量最佳的切削參數。

（2）表面粗糙度響應分析

對正交試驗進行極差分析，分析結果如表7。

表7 粗糙度極差分析

對應均值效應如圖9。

圖9 粗糙度正交試驗均值主效應圖

在極差分析表中，任意一行的水平所對應的響應均值均不一致，說明因素的水平波動能引起足夠的型面銑削粗糙度的變化，對極差數值排秩如下：

切深（0.655）＞進給（0.380）＞轉速（0.270）＞切寬（0.160）

由極差數值可以看出，在選定的四個因素當中，切深的變化對型面銑削粗糙度的影響最大，其余依次為進給、轉速和切寬。從均值主效應圖可以看出，粗糙度隨著轉速的增大，先減小后增大；粗糙度隨著切深的增大，先減小到一定值然后增大；表面質量隨著切寬的增大，幾乎保持不變，粗糙度隨著進給的變大在一定范圍內波動。

同時，對不同因素水平對應的響應均值排序，結果如下：

轉速：水平1（9 000）＞水平2（12 000）＞水平4（16 000）＞水平3（14 000）

進給速度：水平3（7 500）＞水平1（4 000）＞水平2（5 500）＞水平4（8 500）

切寬：水平1（0.3）＞水 平4（1.0）＞水 平3（0.8）＞水平2（0.5）

切深：水平4（1.2）＞水 平1（0.5）＞水 平2（0.8）＞水平3（1.0）

因此，為獲得最好的弱剛性結構型面銑削加工表面質量，以型面銑削粗糙度最小為最優，對每列的水平對應的響應均值來說，以最小響應為目標，最佳因素組合水平為

轉速：14 000 r/min

進給速度：8 500 mm/min

切深：1.0 mm

切寬：0.5 mm

此時，通過試驗結果測試，在該參數組合水平下對應的粗糙度值為Ra 1.04 μm。

4 結語

（1）新型密齒銑刀在銑削加工瞬時由于參與的齒數更多，對于工件的作用力更趨于穩定，更有益于弱剛性型面加工。

（2）在加工參數為S=14 000 r/min、Vf=8 500 mm/min、Ap=1.0 mm、Ae=0.5 mm能夠實現弱剛性結構型面穩定銑削，并且得到較高的加工質量。

（3）型面密齒銑刀能夠有效降低加工過程的切削力（40～60 N），進而減少弱剛性組件大懸伸特征在加工過程顫振現象，同時型面加工表面粗糙度能提高到Ra1.6 μm以上。