徐飛飛,劉其廣,呂杰,金鑫

(北京航空材料研究院股份有限公司,北京 100095)

因其質(zhì)量輕、比強(qiáng)度高等優(yōu)勢(shì),高強(qiáng)高韌鋁合金材料(如AL7075)的整體薄壁結(jié)構(gòu)件(如整體梁、座艙骨架等)在航空航天領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。同時(shí),行業(yè)單位常采用銑削加工的方式對(duì)該類零件進(jìn)行成形。然而,由于形狀較為復(fù)雜、材料去除率高、薄壁部位多等特點(diǎn),該類零件在銑削完成后極易產(chǎn)生翹曲、彎扭等變形等缺陷?？刂撇划?dāng),直接引起零件超差,導(dǎo)致零件的成品率較低。綜合國內(nèi)外相關(guān)資料及型號(hào)工程現(xiàn)場(chǎng)反饋信息可知,影響整體薄壁結(jié)構(gòu)件銑削加工變形的因素主要分為3種:加工過程中初始?xì)堄鄳?yīng)力的釋放引起的變形、引入切削應(yīng)力導(dǎo)致的變形、裝夾過程以及加工后回彈引起的變形[1-4]。其中,鋁合金材料內(nèi)部的殘余應(yīng)力是引起變形的主要因素,如何控制殘余應(yīng)力分布以及大小是當(dāng)前的研究熱點(diǎn)之一[5-7]。

研究發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力產(chǎn)生的根本原因是淬火過程中嚴(yán)重的溫度梯度,而預(yù)拉伸工藝可以有效消除厚板的殘余應(yīng)力[8]。Koc等[9]和Tanner等[10]采用有限元技術(shù)模擬了鋁合金板的淬火過程,預(yù)測(cè)了鋁合金板材內(nèi)部殘余應(yīng)力分布情況。然而,他們的研究成果沒有被進(jìn)一步的應(yīng)用。翟瑞志等[11]基于熱力學(xué)計(jì)算軟件JMatPro7.0及塑性成形模擬軟件DEFORM對(duì)某大型7050鋁合金長條形自由鍛件的固溶、淬火及冷壓工藝過程進(jìn)行了模擬及優(yōu)化,提出只有鍛施加冷變形的測(cè)量可以有效消除殘余應(yīng)力。李晨等[12]研究了淬火水溫對(duì)7050鋁合金殘余應(yīng)力及力學(xué)性能的影響。上述研究為鋁合金淬火殘余應(yīng)力的產(chǎn)生與消除提供了有用的理論指導(dǎo)。

實(shí)際上,為了獲取薄壁結(jié)構(gòu)件,還需在板料的基礎(chǔ)上進(jìn)行材料去除。因此,在預(yù)測(cè)殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上,控制銑削變形是另一個(gè)重要課題。由于整體薄壁結(jié)構(gòu)件的銑削加工涉及材料學(xué)、熱力學(xué)、彈塑性力學(xué)等多種學(xué)科的復(fù)雜工藝過程,目前的計(jì)算機(jī)仿真技術(shù),還無法對(duì)實(shí)際的銑削加工過程進(jìn)行真實(shí)模擬,可以將影響整體薄壁結(jié)構(gòu)件加工變形的主要因素進(jìn)行簡化處理,在單因素或多因素耦合作用下,對(duì)工件的銑削加工過程進(jìn)行仿真,從而得到很好的預(yù)測(cè)效果。Guo等[13]采用三維有限元模擬技術(shù),建立了某類航空多框結(jié)構(gòu)件的銑削加工模型,準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)了這類框體結(jié)構(gòu)件的銑削變形。Rai[14]基于銑削加工環(huán)境建立了有限元模擬方法,分析了薄壁件在銑削過程的工件誤差。這些工作對(duì)薄壁件的銑削加工技術(shù)的提高起到了積極的推動(dòng)作用。然而,薄壁件銑削變形的預(yù)測(cè)精度還有提升的空間。

因此,本文運(yùn)用大型有限元軟件ANSYS對(duì)7075板材的淬火、拉伸過程進(jìn)行模擬,準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)出板材內(nèi)部殘余應(yīng)力的分布情況。在此基礎(chǔ)上,對(duì)銑削加工中銑削力和銑削溫度載荷進(jìn)行合理的簡化處理,建立了薄壁件銑削加工變形的預(yù)報(bào)模型,并通過實(shí)驗(yàn)對(duì)變形的預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明,本文所提方法的正確性和有效性。

1 鋁合金板淬火與預(yù)拉伸過程有限元模擬

1.1 鋁合金板淬火與預(yù)拉伸理論模型

航空整體薄壁結(jié)構(gòu)件毛坯通常采用預(yù)拉伸板。由于在鋁合金板材生產(chǎn)工藝流程中熱軋所產(chǎn)生的應(yīng)力在固溶階段進(jìn)行釋放,所以鋁合金板材最終的殘余應(yīng)力分布僅與淬火與預(yù)拉伸過程有關(guān)。而在淬火過程中存在熱傳導(dǎo)和對(duì)流換熱兩種熱傳遞方式,其中熱傳導(dǎo)的控制方程為瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程,即

(1)

式中:cp為比熱;ρ為密度;k為熱傳導(dǎo)系數(shù);T為溫度;t為時(shí)間;Q為相變潛熱。

假設(shè):材料的熱傳導(dǎo)性能各向同性;熱處理過程中T隨t變化;cp,k,Q都是T的函數(shù)。鋁合金熱處理過程中可令Q=0,而淬火時(shí),由于毛坯件僅與淬火介質(zhì)接觸,所以對(duì)流換熱問題就簡化為毛坯與介質(zhì)之間的換熱邊界條件,即

q=hf(Td-To)

(2)

式中:hf為毛坯與介質(zhì)之間的換熱系數(shù);q為通過邊界的熱流密度;Td為隨時(shí)間變化的毛坯溫度;To為介質(zhì)溫度(假定為常數(shù))。

淬火過程中材料熱物理性能參數(shù)隨溫度的變化而變化,為非線性,于是淬火熱分析的控制方程寫成矩陣形式即為

(3)

式中:C為比熱容矩陣;K為熱傳導(dǎo)矩陣;Q為熱流矢量。

由于淬火過程沒有外載荷作用,應(yīng)力產(chǎn)生的原因?yàn)闇囟忍荻纫约安煌瑴囟认虏牧衔锢硇阅芎土W(xué)性能參數(shù)不同而導(dǎo)致的附加應(yīng)力和應(yīng)變。而增量形式的熱彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可表示為

dσ=Dep(dε-dεT-dε0)+dσ0

(4)

式中:Dep為彈塑性矩陣;dσ0為由溫度對(duì)塑性模量影響而引起的附加應(yīng)力。

鋁合金板材在拉伸過程中會(huì)產(chǎn)生拉伸應(yīng)力,該應(yīng)力與淬火應(yīng)力方向相反,從而可以達(dá)到消除殘余應(yīng)力的效果,拉伸過程也屬于彈塑性變形過程,依然可以通過上述熱彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系來求解,只是在此時(shí)溫度為定值。

1.2 鋁合金板淬火有限元模擬

根據(jù)以上理論模型,本文運(yùn)用ANSYS軟件對(duì)鋁合金板材淬火和預(yù)拉伸過程進(jìn)行模擬。

毛坯件材料為鋁合金7075,尺寸為290 mm×155 mm×40 mm,如圖1所示。材料的性能參數(shù)如表1所示[15]。選擇室溫20 ℃的水作為淬火介質(zhì),而且假設(shè)淬火過程中水溫保持不變,毛坯件初始溫度為470 ℃。毛坯件表面與水進(jìn)行熱交換,熱交換系數(shù)參考文獻(xiàn)[6]。

圖1 整體毛坯件尺寸Fig. 1 Monolithic blank dimension

表1 7075鋁合金的力學(xué)性能和熱物理性能[15]Tab. 1 Mechanical and thermal properties of Al7075[15]

圖2 淬火后沿路徑Z向的殘余應(yīng)力分布Fig. 2 Quenched residual stress distribution on path Z direction

1.3 預(yù)拉伸法消除殘余應(yīng)力的模擬

進(jìn)行預(yù)拉伸模擬時(shí),設(shè)定邊界條件:

1) 約束坐標(biāo)原點(diǎn)垂直于X軸的端面位置處的X方向的自由度。

2) 給予X軸方向另一端面沿X方向一位移值。

3) 限制沿厚度方向中間截面節(jié)點(diǎn)的Z向自由度。

4) 沿寬度方向中間截面節(jié)點(diǎn)的Y向自由度。

這樣不僅限制了毛坯件的剛體運(yùn)動(dòng),也不會(huì)影響板材內(nèi)部的塑性變形[16-17]。通過拉伸法,消除應(yīng)力后的毛坯件內(nèi)部殘余應(yīng)力分布情況,如圖3所示。可以看出,隨著拉伸量的增加,殘余應(yīng)力也有所降低。當(dāng)毛坯件的拉伸量為3%時(shí),毛坯件約產(chǎn)生2.4%的永久變形,發(fā)現(xiàn)此時(shí)殘余應(yīng)力的消除量為91.2%。

圖3 拉伸對(duì)淬火鋁合金殘余應(yīng)力的影響Fig. 3 Effect of pre-stretching on quenched residual stress

可以證明,拉伸可以有效的降低殘余應(yīng)力;另外,針對(duì)Al7075,拉伸量3%時(shí),殘余應(yīng)力有效降低。

2 薄壁結(jié)構(gòu)件銑削加工有限元模擬

2.1 薄壁結(jié)構(gòu)件尺寸和有限元模型

選用毛坯件尺寸為166 mm×74 mm×30 mm。加工后的薄壁結(jié)構(gòu)件為兩框結(jié)構(gòu),具體尺寸如圖4所示。

圖4 薄壁結(jié)構(gòu)件尺寸Fig. 4 Thin-walled structural part dimension

從圖4中可以看出,結(jié)構(gòu)件的壁板、腹板以及肋板厚度均為2 mm,其寬厚比最小也達(dá)到了35∶1。由此可知,本文選用的為典型的薄壁件。

采用SOLID185號(hào)單元對(duì)薄壁結(jié)構(gòu)件模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,如圖5所示。

圖5 薄壁結(jié)構(gòu)件有限元模型Fig. 5 FEM of thin-walled structural part

為了體現(xiàn)銑削過程,本文采用單元?jiǎng)澐忠?guī)則如下:

1) 軸向切削深度通過單元厚度體現(xiàn)。

2) 徑向切削寬度通過單元寬度體現(xiàn)。

3) 銑削進(jìn)給速度則以載荷步的加載時(shí)間進(jìn)行反映,每齒進(jìn)給量等于單元長度。

4) 進(jìn)給動(dòng)作是通過載荷步的加載和卸載運(yùn)動(dòng)進(jìn)行對(duì)應(yīng)。

結(jié)構(gòu)件裝夾通過壓緊工件長度方向兩邊的延伸余料實(shí)現(xiàn),而有限元模擬時(shí),是通過限制底面Z向的自由度以及模型X向兩端面底部兩層節(jié)點(diǎn)的三向自由度來實(shí)現(xiàn)。

2.2 初始?xì)堄鄳?yīng)力的加載

將模擬拉伸消除后的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)寫成應(yīng)力文件(以*.IST文件格式存儲(chǔ))。銑削加工仿真時(shí),將應(yīng)力文件以初始應(yīng)力載荷的形式寫入銑削加工的有限元模型中。

2.3 銑削溫度載荷的加載

銑削過程中,刀具對(duì)被切削材料進(jìn)行擠壓和摩擦而做功,這些能量大多以熱量的釋放出去。銑削熱載荷作為移動(dòng)載荷,隨刀具的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)在工件表面移動(dòng),根據(jù)文獻(xiàn)[18]可知,銑削加工過程中,瞬時(shí)最大溫度在300 ℃左右,此后大部分熱量由切屑和冷卻液帶走,其余熱量將通過工件傳遞給機(jī)床,因此,在有限元模擬時(shí),將工件初始溫度設(shè)為20 ℃,并在銑削模擬過程中對(duì)所要切除單元加載一個(gè)300 ℃的溫度載荷,卸載時(shí),再將溫度載荷去除,即通過準(zhǔn)耦合方法來實(shí)現(xiàn)溫度場(chǎng)的模擬,此后在銑削加工模擬時(shí)將模擬所得的銑削溫度場(chǎng)加載到仿真模型中。

2.4 銑削力的加載

有限元法模擬銑削的加工過程中,力載荷的加載有兩種:一是將力載荷加載到節(jié)點(diǎn)上,二是將力載荷加載到單元面上。采用面載荷加載時(shí),ANSYS會(huì)自動(dòng)將面載荷采用靜力等效原則分配到各個(gè)節(jié)點(diǎn)上。本文采用去除單元實(shí)現(xiàn)材料的銑削模擬,通過對(duì)去除單元進(jìn)行加載、卸載銑削力的方法模擬刀具對(duì)材料的銑削作用。加載時(shí),三向銑削力以面載荷的形式作用在相應(yīng)的單元面上,并沿著計(jì)劃的走刀路徑進(jìn)行銑削運(yùn)動(dòng)模擬,步長為一個(gè)單元。卸載時(shí),對(duì)完成加載后的單元面施加零載荷,通過計(jì)算求解進(jìn)行模擬。本文所加載三向銑削力采用文獻(xiàn)[19-20]建立的銑削力經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算而得,即:

(5)

式中:aw為銑削寬度;ap為銑削深度;f為進(jìn)給量;d為刀具直徑;v為銑削速度;Z為銑刀齒數(shù);k為與銑削液相關(guān)的修正系數(shù),一般取k=0.5～0.8。由于本文實(shí)驗(yàn)所用銑削液為油冷,所以取k=0.57。

進(jìn)行薄壁結(jié)構(gòu)件銑削時(shí),銑刀狀態(tài)將根據(jù)切削路徑會(huì)有所不同,當(dāng)采用槽切時(shí),所有刀齒在首次進(jìn)刀時(shí)均參與切削,稱為滿齒加工,如圖6a)中所示單元位置;完成第一刀后,擬去除材料層的一側(cè)為自由面,此時(shí)銑刀刀齒間斷參與切削,如圖6b)所示單元位置。本文在進(jìn)行有限元模擬時(shí),會(huì)根據(jù)加載單元所處位置,確定其加載模式。不同的銑削狀態(tài),單元所受的面載荷模式見圖6a)和圖6b)所示,圖中的Px、Py、Pz分別對(duì)應(yīng)銑削力的三向分量:進(jìn)給力、切向力和軸向力。在進(jìn)行有限元模擬時(shí),將根據(jù)模型中單元與刀具相對(duì)位置來決定施加在去除單元面上的載荷性質(zhì)[21]。

圖6 不同銑刀狀態(tài)下加載單元的受力模式Fig. 6 The forced pattern of load element under different milling states

2.5 薄壁結(jié)構(gòu)件加工變形模擬

基于上述內(nèi)容,采用外環(huán)走刀和深度優(yōu)先的工藝路徑,對(duì)多因素耦合作用下的薄壁結(jié)構(gòu)件進(jìn)行了銑削加工模擬?？紤]到實(shí)際加工環(huán)境一般為室溫,因此模擬時(shí)將工件的初始溫度設(shè)置為室溫20℃,采用與加工實(shí)驗(yàn)相同的裝夾條件對(duì)模型進(jìn)行約束。當(dāng)加工過程模擬結(jié)束后,通過約束轉(zhuǎn)換獲得工件最后的加工變形,結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出,在殘余應(yīng)力、銑削力和銑削溫度等多因素耦合作用下,工件產(chǎn)生了復(fù)雜的彎扭組合變形,最大變形位置為薄壁結(jié)構(gòu)件某邊角處,最大變形量為0.061 mm。

圖7 銑削加工模擬后的工件整體變形輪廓圖Fig. 7 The contour distribution of part′s integral deformation after milling process simulation

為了便于研究變形趨勢(shì),本文選取邊界路徑a(見圖5)上節(jié)點(diǎn)的Z向變形對(duì)工件的變形量進(jìn)行分析,并對(duì)該工件加工變形模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行顯性化處理。如圖8所示,從圖上得知沿工件長度方向,越靠近自由端,工件的變形量就越大。

圖8 銑削加工模擬后的工件整體變形分布圖Fig. 8 The distribution of part′s integral deformation after milling process simulation

3 切削實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證多因素耦合作用下銑削加工仿真模型的正確性,本文進(jìn)行了實(shí)際銑削加工實(shí)驗(yàn),其中零件幾何尺寸與仿真模型相同。實(shí)驗(yàn)在DMU-60TR五軸數(shù)控加工中心上進(jìn)行,冷卻方式為油冷,具體如圖9所示。采用三刃硬質(zhì)合金整體銑刀,刀具直徑為12 mm,螺旋角為30°。加工試樣材料為鋁合金7075預(yù)拉伸板。本文采用與模擬加工時(shí)相同的夾緊方法,切削加工參數(shù):主軸轉(zhuǎn)速為5 000 r/min,進(jìn)給速度為800 r/min,軸向切深為1.5 mm,徑向切深為5 mm。切削走刀路徑與模擬時(shí)一致,采用外環(huán)走刀方式和深度優(yōu)先路徑。將加工后的工件卸下后,放置48 h,此時(shí)工件內(nèi)部加工產(chǎn)生的熱應(yīng)力和殘余應(yīng)力均得到了充分釋放,將工件放在三坐標(biāo)測(cè)量機(jī)上,測(cè)量工件底面邊界的變形狀況。加工后的工件如圖10所示。

圖9 薄壁結(jié)構(gòu)件加工Fig. 9 Machining of thin-walled structural part

圖10 加工后的工件Fig. 10 The machined part

本文將仿真模型計(jì)算的工件變形結(jié)果與采用相同工藝方法實(shí)驗(yàn)加工的工件變形測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖11所示。從對(duì)比結(jié)果可以看出,仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分布規(guī)律和變形量較為一致,實(shí)驗(yàn)結(jié)果也間接證實(shí)了本次實(shí)驗(yàn)方案的合理性和有效性。

圖11 工件加工變形實(shí)驗(yàn)與有限元模擬對(duì)比圖Fig. 11 Comparison of FEA simulation and workpiece machining distortion experiment

4 結(jié)論

1) 本文通過有限元法對(duì)毛坯件淬火過程進(jìn)行模擬,獲得了鋁合金板材殘余應(yīng)力的分布情況。

2) 運(yùn)用ANSYS能夠很好的模擬預(yù)拉伸板的拉伸過程及厚板內(nèi)部殘余應(yīng)力的消除過程,在拉伸量為3%時(shí),毛坯件的永久變形量約為2.4%,符合航空鋁合金工藝規(guī)定,而且此時(shí)毛坯件內(nèi)部殘余應(yīng)力值對(duì)工件變形的影響非常小,幾乎達(dá)到一種無應(yīng)力狀態(tài)。

3) 建立了多因素耦合作用下銑削加工的仿真模型,模擬了薄壁結(jié)構(gòu)件在多因素耦合作用下工件的加工變形,并通過加工實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模型的正確性。