加工变形控制

加工变形控制（精选11篇）

加工变形控制 篇1

引言

整流叶片是通过叶片缘板安装部位或轴颈装配在发动机的机匣中, 为压气机转子叶片提供确定方向、流量的稳定压缩空气, 使压气机转子叶片得到稳定的工作条件。安装部位的尺寸精度, 直接决定了叶片在机匣中的位置是否正确, 是影响发动机性能的主要因素之一。对于轴颈结构的叶片, 一般的加工方法就是采用车或磨加工方法来保证其尺寸, 但是对于细长轴、刚性弱的叶片轴颈加工, 其加工变形问题, 还没有很好的解决办法。

1 叶片结构及材料特点

某发动机整流叶片, 由上下轴颈和叶身型面组成, 大端轴颈直径Ф7mm, 长度30mm, 小端轴颈Ф4mm, 长度8mm, 截面厚度的最大值为1.43, 最大弦长22mm, 叶片型面总长40左右, 如图1所示。

这种结构尺寸造成该类叶片成为典型的弱刚性体零件, 增加了叶片每个特征的加工难度, 增大了加工变形系数。

该叶片采用的TC4钛合金属难加工材料, 此材料是一种典型的α+β型两项合金, 是当前最常用的叶片合金。其材料特点是比强度高, 具有较好的热强性和低温韧性, 优良的耐腐蚀性能。但因其弹性模量小, 也具有变形不易消除的特性[1]。

2 工艺试验及变形因素分析

叶片毛料为模锻件, 叶身余量1.0mm, 轴颈直径余量单面2mm, 按照典型零件的常规加工工艺, 首先是要将两端轴颈进行半精加工, 作为叶身型面加工基准, 然后进行叶身型面加工。由于加工叶身型面时, 会产生弯曲变形, 因此引起两端轴颈的弯曲。为了保证两端大小轴颈的尺寸精度和跳动要求, 需要在叶身型面加工后, 对两端大小轴颈进行磨削加工。影响轴颈尺寸精度的工序, 主要有叶片型面加工引起的轴颈变形及轴颈精加工工序的尺寸精度保证。

2.1 工艺试验

(1) 型面加工工序。按工艺要求完成叶身型面加工后, 进行轴颈跳动值检测, 检测结果分析叶片弯曲变形严重。 (2) 精加工轴颈工序。由于型面加工后的弯曲变形影响, 轴颈留有加工余量进行精加工, 保证轴颈的最终尺寸。但采用车床进行精车加工后进行尺寸检测, 轴颈跳动不能满足工艺要求。

2.2 原因分析

2.2.1 定位装夹方式对加工变形的影响。

(1) 叶身型面加工时, 采用夹紧一端轴颈、顶紧叶片另一端中心孔的装夹方式, 在加工刚性较弱的叶片时, 顶紧力过小, 加工叶身型面容易出现振动, 顶紧力过大又直接造成了叶片弯曲且无法消除。同时, 顶紧力与加工刀具轴向力的复合作用又造成了叶片弯曲变形。 (2) 精车轴颈时, 采用两端中心孔定位压紧, 由于叶身型面已加工完, 刚性较弱, 在两端顶尖顶紧后, 发生弯曲现象, 造成车加工后轴颈椭圆, 不能保证尺寸公差和跳动值。

2.2.2 残余应力对加工变形的影响。

残余应力是一种存在于零件内部并保持平衡的弹性应力, 由于外部环境的变化而引起材料的不均匀变形, 造成局部应力释放, 使零件发生变形。残余应力所受影响因素较多, 在不同的材料、加工工艺和使用状态下, 残余应力的分布、数值不同, 所引起的变形不同。

2.2.3 切削力对弯曲变形的影响。

某整流叶片为模锻件, 叶片型面采用一次数控铣削加工, 留有余量手工抛光。由于切削余量较大, 切削力可造成叶片较大的弯曲变形。叶片型面的弯曲变形, 直接影响到两端轴颈的弯曲。

下面对叶片型面加工过程中的弯曲变形进行理论分析:为便于分析叶身弯曲变形, 将叶片简化为简支梁进行受力分析。如图2所示, 从受力模型可以看出, 点C即为刀具的切触点, 因此问题转化为求解截面C的弯曲变形上。

AC段是已加工区域, 抗弯刚度为EI1, 长度为a (0<a<L) , CB段是待加工区域, 抗弯刚度为EI2, 截面C的挠度曲线方程为:

式中:Fx两端点支撑力, k=EI2/EI1-叶片前后截面刚度的变化。

为了研究叶片整体的弯曲变形规律, 借助仿真软件MATLAB, 取k=1.1, 1.2, 1.3时, 将挠度变形量拟合成曲线, 如图3所示[2]。对比三条挠度曲线, 发现叶片从叶根到叶片的变形趋势基本一致, 从叶根、叶尖到叶身中间区域, 弯曲变形逐渐增大, 最大弯曲变形发生在叶身中间。

3 采取的工艺措施

经过上述变形影响因素的分析, 采取了相应的改进措施。

3.1 工艺路线的优化

根据叶片的结构特点和技术要求, 合理规划叶片加工工艺路线和工序安排。对原工艺路线进行了优化。将叶身型面数控铣工序分为粗、精铣两道工序加工, 通过控制切削量来降低数控铣型面的加工变形。同时在其中间增加去应力热处理工序, 消除一部分加工应力, 可减少后续的加工变形量。增加热处理后叶片的大小轴颈磨削加工工序, 通过控制两端轴颈的同轴度来有效控制叶片加工弯曲变形量。

3.2 浇注夹具设计

针对轴颈精加工, 考虑需要增加叶身型面的刚性, 以改善装夹的弯曲变形, 增加叶身浇注低熔点合金的工序。夹具设计思路:所设计的夹具要保证浇注合金后的叶片具有足够的刚性, 并在车削或磨削回转时, 尽量不产生偏心, 同时要尽量减小重量, 减小离心力。

4 措施效果验证

将技术措施应用到叶片研制中, 大端轴颈尺寸精度有了明显的提高。叶片轴颈跳动可达到0.01~0.02之间, 可满足要求。

通过上述改进措施的验证和实施, 我们对弱刚性叶片轴颈加工的变形机理有了较为深刻的认识。所采取的技术措施可以有效地控制零件的变形, 同时可为其他结构相近的叶片加工变形控制起到一定的借鉴作用。

参考文献

[1]刘艳.《透平机械现代化制造技术丛书》总编委员会.叶片制造技术[M].北京:科学出版社, 2002, 10.

[2]赵明, 刘维伟, 李杰光[J].机械设计与制造, 2009, 6:106-108.

加工变形控制 篇2

微型飞行器的变形飞行控制

完成微型飞行器的预期任务(例如城市侦察)需要超常的.灵活性.由于体形小巧, 这类可以在限定的空域内飞行, 但是其操纵装置必须能够为相应飞行提供足够的机动性.就一项研究计划展开讨论, 旨在探讨利用变形手段作为微型飞行器的操纵装置.目前已经设想和实施的变形方法有很多种, 其中包括机翼卷曲(wing curling)、机翼扭转(wing twisting)、多点机翼变形(multi-point wing shaping)、前缘扭转(leading-edge twisting)、可调海鸥翼变角(variable gull-wing angling)、机翼尾翼折叠(wing-tail folding).这些变形方法都是利用传统机构和致动方式完成的.飞行试验表明, 变形可以为灵活飞行提供良好的可控性, 其操纵质量足以完成难度极高的机动动作.

作 者：刘大勇 张进 作者单位：刊 名：飞航导弹 PKU英文刊名：WINGED MISSILES JOURNAL年，卷(期)：2008“”(2)分类号：V2关键词：微型飞行器 操纵装置 变形

细长轴车削变形和加工研究 篇3

【关键词】有限元分析;工艺;夹具

由于细长轴长径比大、刚性差，在车削时，切削热、振动、切削力、重力、切削力等因素对其加工有着重要的影响。如图一所示，饰品机械中的圆柱蜗杆【梭杆】，工件长度为378mm，直径为φ10mm，长径比L/d≈40，表面粗糙度和精度都有较高的要求。如果采用传统的车削方法，车削时易产生振动和弯曲变形，从而严重影响加工的精度和效率。为此，理论上进行变形分析研究，实践中经过大量试验并设计出新型拉紧夹具，采取了一定的工艺措施，可加工精度要求较高的细长轴。

图一  圆柱蜗杆【梭杆】

一 影响细长轴加工变形的因素和常见加工误差

影响细长轴加工变形的因素如图二所示。振动导致切削异常现象，造成细长轴加工表面的各种形状误差，常见的细长轴车削加工误差的分为三类：（1）表面粗糙有细小针叶状的振纹（2）麻花形误差有扭曲的带状振纹（3）竹节状形状和尺寸误差。

图二  多种因素对细长轴精度的影响

二 细长轴车削变形的理论分析

（1）装夹方法

三种装夹方法：一夹一顶方式，前端采用三爪卡盘夹紧、尾部采用弹性活顶尖;两端顶方式，前端采用死顶尖、尾部采用弹性活顶尖;一夹一拉【两端拉】方式，前端采用三爪卡盘夹紧、尾部采用死顶尖定位并采用专用夹具拉紧;这三种方式都采用可调浮动跟刀架作为辅助支承。

（2）受力模型

细长轴车削过程中，切削力及其作用点是动态变化的;为了分析细长轴车削过程中变形，把工件材料认为是理想弹性体，约束进行简化：将卡盘夹紧处简化为固定约束;尾部采用弹性活顶尖顶紧或拉紧的方式，认为顶紧（或拉紧）力是恒定的，顶尖处可简化为一简支约束。

（3）切削力的计算

图三 细长轴车削时受力分析

细长轴车削时受力如图三所示，Fv为主切削力，Ff为进给切削力，Fr为径向切削力，F为总切削力。在切削钢件梭杆时切削力的大小近似计算如下：

Fv≈2000×ap×f=2000×1.2×0.12=288（N）

Ff≈0.25×Fv =0.25×288=72（N）

Fr≈0.4×Fv =0.4×288=115.2（N）

公式中：ap—切削深度，mm;

F—进给量，mm/r;

（4）变形的有限元分析

细长轴车削时受到径向、切向、轴向3个方向的外力，采用有限元法取10个结点，进行径向、轴向即如图三所示的X、Y、Z三个方向的变形进行了分析，分析的结果如图四、图五所示。通过分析，在同等切削条件下，一夹一拉方式加工变形只有一夹一顶方式的1/3—1/5;所以采用一夹一拉【两端拉】装夹方式比其他两种传统装夹方法，可有效地减小振动和变形。

图四 一夹一拉方式细长轴的变形曲线

图五 一夹一顶方式细长轴的变形曲线

三 细长轴加工的工艺方法

3.1 合理选择装夹方法

细长轴加工中常用的装夹方法有：1、一夹一顶方式  2、两端顶方式;用跟刀架或中心架作为辅助支撑来增加工件的刚性，对刚性较好的可以采用，但对于长径比很大的细长轴，由于顶尖的顶力作用，致使轴在加工中受到的径向弯曲力加大，从而使轴的弯曲变形加大。再加之切削热的作用，工件热伸长增大了轴的弯曲变形。因此，一夹一顶的传统方法，加工细长轴，不能很好的消除弯曲变形。一夹一拉【两端拉】方式拉紧力越大加工效果就越好;根据前面的分析可知，由于两端拉力，致使轴在加工中受的径向弯曲力减小，而使轴的弯曲变形减小;即使切削热使工件受热膨胀增长，拉紧力能有效地防止工件伸长变形，因此，一夹一拉【两端拉】方式加工方法与传统加工方法相比，能有效地加工精度。

3.2合理选择切削用量

切削用量对细长轴加工有显著的影响;当工件材料为中碳钢或中碳合金钢，选用刀具材料为YT15硬质合金时的切削用量如下：

（1）切削速度VC的选择：车削细长轴时，一般当VC=60m/mm左右时，容易产生振动。故粗车时，取VC≦50m/min;精车时取VC≧70～100m/min。

（2）进给量f的选择：粗车时取f=0.12—0.2mm/r，精车时取f=0.05—0.08mm/r。

（3）切削深度ap的选择：车削细长轴时，随着ap增大，振动和变形不断增大。故粗车时取ap =0.8-1.2mm，精车时取ap =0.08-0.12mm。

3.3 合理选择刀具几何形状

合理地选择刀具几何形状，能够保证细长轴加工的平稳性，保证零件的加工精度和表面质量。

（1）前角γ。：为减少切削力和切削热，应该选择较大的前角，随着前角的增大，振动随之下降。因此在粗加工中取γ。=15-20°，精车时取γ。=25°-30°。车刀前面磨出R1～2.5的断屑槽，有利于断屑和排屑。

（2）主偏角κr：刀具的主偏角是影响径向切削力的主要因素，在不影响刀具强度情况下，尽量增大车刀主偏角。因此在粗车削细长轴时取κr=80～85°，精车时取κr=85～93°。

（3）主后角α。：后角为4～5°时，对振动有明显的抑制和减弱作用，后刀面超越急剧磨损阶段，达到一定程度的磨损时，会有显著的减振作用。

（4）刃倾角λs：选择正刃倾角，取λs=3°使切削屑流向待加工表面，避免划伤已加工表面并使削屑卷屑效果良好。

（5）刀具圆弧半径rε：刀尖圆弧半径rε增大时，径向切削力随之增大，为避免振动rε越小越好。但随rε的减小，会使刀具寿命降低，同时也不利于表面粗糙度的改善。选择较小的刀尖圆弧半径rε=0.2-0.4。

3.4 使用乳化液进行充分冷却

由于切削热引起零件伸长变形，伸长变形与温升成正比，因此必须有效控制零件温升。采用乳化液对加工工件进行充分冷却、润滑，降低切削热、减小热变形和刀具磨损，从而提高加工精度。

四 细长轴加工的新型夹具【拉具】

图六 细长轴车削加工的夹具【拉具】

1、U型卡圈 2、拉紧螺套 3、莫氏0号顶尖 4、芯轴 5、密封圈 6、端盖螺母 7、推力球轴承 8、单列向心球轴承 9、外调整套筒 10、内调整套筒 11、拉具主体 12、圆螺母M18  13、聯接螺套 14、哈夫卡具 15、螺母M10  16、螺栓M10×25

根据细长轴车削加工易产生振动和变形，而采用一夹一拉【两端拉】方式，能很好地防止弯曲变形，能有效地提高工件的加工精度和加工效率;为此设计了细长轴车削加工的新型夹具【拉具】如图六所示。顶尖3通过莫氏0号锥度与芯轴4配合，芯轴4用推力球轴承7、单列向心球轴承8承受径向力和轴向力。工件加工出工艺台阶如图一所示，顶件3在顶紧工件保证定位精度的同时，又通过U型卡圈1和拉紧螺套2与芯轴4紧密相连;拉具主体11通过联接螺套13和哈夫卡具14与车床尾夹相连，车床尾架在床身上锁紧后，向后拉动夹具实现工件的拉紧。实践证明，用新型夹具【拉具】加工细长轴，很好地防止弯曲变形，能有效地提高工件的加工精度和加工效率。

结 论

通过理论分析和实践中反复试验，采用一夹一拉【两端拉】方式的装夹方法加工细长轴，能够有效地控制振动和变形，改善细长轴的加工质量，保证了加工精度，提高了加工效率。

参考文献：

[1] 刘越. 机械制造技术.化工出版社，2001

[2] 张幼帧. 金属切削原理及刀具. 航空教材编写组.1984

薄壁板材加工变形控制工艺研究 篇4

一、薄壁板材铣削加工工艺分析

(一) 薄壁板材铣削力

图1为薄壁板材铣削过程的分析示意图。在本文中, 为了更加方便的供大家观察分析, 我们把总的切削面积来进行有效划分, 来降气变成许多个微单元组成, 并结合相应的计算, 来对每个单元的受力情况进行充分的分析, 从而进一步得出薄壁板材铣削力的具体空间分布状态。最后将多有的单元力相加, 就能够得出总的薄壁板材铣削力。

(二) 薄壁板材加工关键点的选取

进行直边的切削且ae<R时, 其薄壁板材铣削力的分布情况如图2所示。刀齿从E点切入, 再从D点切出, C点为二分之一径向切深处, 其具有明显的代表性。然而由于铣削刀存在着明显的螺旋角, 导致其在E处切入时, 其所形成的切削面积在位置理论上为0, 因此, 我们通常选取C点与D点来作为薄壁板材加工的关键点进行分析。

二、薄壁板材变形的有限元分析

(一) 薄壁板材变形的有限元模型分析

进行薄壁板材加工时, 通常可以运用多种加工方法, 其中最主要的是采用由内向外的环切法, 使得刀具在框体的中部下刀, 再不断的向外旋转, 如图3所示。图3中部分带有箭头的实线, 通常指的是刀具的外轮廓线所得的实际运动轨迹, 我们一般将此来作为有限元模型的重要建模依据, 并进一步结合关键点的有效选取原则, 来对模型中的关键点进行更加合理的设置工作, 此外, 各条直线的交叉点就是有限元模型的建模关键点, 要求其能够充分的采用由下往上的方法, 来对各个关键点的坐标进行更加充分而又明确的设定, 促使其生成更加合理的关键点, 最后再由点生成线, 并进一步由线生成面。同时, 在整个模型的实际建立过程中, 为了能够更好的促使关键点的位置体现出变性的最大值, 就要求我们必须将切削用量与坐标位置有效的联系起来。其中, 图3变为薄壁板材变形的有限元模型示意图。

(二) 薄壁板材变形的有限元变形规律

1关键点的变化规律:当关键点所在的位置经过拐角处时, 与相邻的关键点比较而言, 由于其受力情况比较大, 就会促使该部位的变形情况也比较大。而当关键点所处的位置位于刀具的切出点时, 由于其受力作用比较小, 就促使其发生的变形程度也比较小。当关键位置位于刀具运动的中心轨迹上时, 就会导致其受力较大, 从而使得其变形情况也较为严重。

2切削变化规律:由于在切削活动的初步进行时, 其薄壁板材中心的刚性条件比较好, 与同一直线上的其他点相比而言, 中心处各个点的变形情况比较小, 而随着刀具不断地向外呈环形状切削, 我们就会明显的发现, 这种变化规律开始逐渐消失了。而另一方面, 伴随着薄壁板材在模型中所占比例的不断增加, 各个板材中间部位的刚性也开始不断地减弱, 从而使得其所发生的变形情况也越来越强。这就会进一步导致距离约束比较近的两端部位的变形程度比较小, 从而使得在整个直线中, 各个关键点之间的变形规律呈现出一种抛物线的形状。

三、薄壁板材变形受精加工余量的影响作用

一般来说, 薄壁板材加工变形情况, 往往会随着精加工余量的变化而发生一定的变化, 当精加工余量的小于2mm的时候, 薄壁板材的变形情况, 就会一直随着精加工余量的增加而不断增加, 同时, 一旦精加工余量大于2mm, 薄壁板材的变形情况就会随着精加工余量的增多而减少。究其原因主要是虽然精加工余量增加时其切削力也会增加, 导致板材的变形情况也产生一定的增高趋势, 然而由于精加工量的增加会使得板材的厚度也随着增加, 使得板材的刚性能够得到一定程度上的提高, 从而使得板材刚性的增加程度远远的超过了切削力增加的程度, 这就会导致变形的不断减小。所以说, 精加工余量越大, 其板材的变形情况就越小, 因此, 为了能够更好的提高加工效率并减小薄壁板材的变形情况, 就要求我们在进行最后一刀的精加工时, 采用较大的ap进行薄壁板材的铣削加工工作。

结语

刀具路径优化法和大切深法是薄壁板材加工变形控制工艺中最主要的两种控制方法。一般来说, 和各种常规的加工变形控制工艺不同, 薄壁板材加工变形控制工艺中的刀具路径优化法与大切深法, 都能够与薄壁板材的刚性特征进行充分的联系与结合, 来进一步降低板材加工的变形情况。因此, 在实际的加工控制过程中, 我们不仅可以把这两种薄壁板材加工变形的加工控制工艺进行单独使用, 也可以实现两只之间的有效结合, 促使其能够更好的应用到具体的实践生产活动中。

参考文献

[1]肖军杰, 李东升, 李小强, 等.钛合金薄壁零件数控热拉伸蠕变复合成形研究进展[J].稀有金属材料与工程, 2013 (12) .

[2]刘棵, 兰凤崇, 周云郊, 等.板材压力连接的强度数值模拟与实验研究[J].机械设计与制造, 2014 (01) :11-14.

加工变形控制 篇5

【关键词】炭质板岩；软岩；大变形；处理措施

引言

近十年来，随着铁路建设的快速发展，穿越地质条件复杂的隧道和隧道施工过程中遇到的隧道大变形问题也越来越多，这给隧道的施工安全、掘进效率带来了极大的困难。针对大变形隧道各国学者开展了许多理论和试验研究，并在施工过程中采取了相应的控制技术措施，这些理论在一定程度上为大变形隧道工程建设提供了理论指导，但由于各地区工程地质差异比较大，针对遇到的突发性、复杂难题也有所差异，针对性的开展隧道大变形课题的研究是十分重要的。

本文以新建铁路成都至兰州线红桥关隧道D1K255+794.5～+756段出现的大变形变形破坏为基础，对隧道大变形产生的变形破坏机理进行了分析，并对其采取的控制技术措施进行了总结，为以后的类似的隧道工程施工提供了宝贵的借鉴经验。

1.工程概况及施工情况

1.1 工程概况

新建铁路成都至兰州线CLZQ-13标D2K255+305.335红桥关隧道地处四川省阿坝州松潘县川主寺镇境内，起讫里程D2K253+710～D1K256+890，其中有一段10.67m断链，全长3169.33m，地面高程2950～3510m，最大埋深410m。红桥关隧道设计时速200Km，预留时速250Km，为客货共线双线电气化高速铁路隧道，建成后将是西出通往兰州历史名城和国际旅游胜地九寨沟、黄龙旅游区唯一的高速铁路通道。

红桥关隧道位于岷江活动断裂带北段，历史上曾发生过1748年61/2级地震和1960年63/4级地震。隧址区地质具有“四极三高”的显著特点：地形切割极为强烈、构造条件极为复杂活跃、岩性条件极为软弱破碎、地震效应极为显著；高地应力、高地震烈度、高地质灾害风险。

1.2 施工参数

红桥关隧道D1K255+794.5～+756段预留变形量20cm，拱墙初期支护钢架采用工16工字钢，间距1.2m/榀；钢筋网片采用HPB300Φ6，网格尺寸20cm×20cm；连接筋HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m；系统锚杆拱部采用3.5m长Φ22组合中空锚杆，边墙采用3.5m长Φ22全长粘结型砂浆锚杆，间距1.2×1.2m（环×纵）；锁脚锚管采用4m长Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，每拱脚处大、小插角2根；超前支护采用Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，每环根数30根，单根长3.5m；该段拱墙初期支护喷射C30耐腐混凝土，最小厚度23cm。

2.变形破坏情况及机理分析

2.1变形破坏情况

D1K255+794.5～+760段初期支护喷射混凝土出现开裂错位、剥离掉块；线路右侧起拱线以上2m左右钢架出现扭曲变形、局部呈“Z”字形；线路左侧拱部初期支护拱墙侵入二衬限界，如图1所示。

图1（a） 初期支护喷射混凝土破坏

图1（b）初期支护钢架扭曲破坏

图1 D1K255+794.5～+760段初期支护变形破坏情况

D1K255+760～+756段上台阶初期支护喷射混凝土出现开裂错位、剥离掉块；线路右侧起拱线以上2m左右钢架出现扭曲变形、局部呈“Z”字形，其中一榀钢架断裂，线路左侧拱部初期支护拱墙侵入二衬限界，如图2所示。

图2（a） 初期支护喷射混凝土破坏

图2（b）初期支护钢架断裂破坏

图2 D1K255+760～+756段初期支护变形破坏情况

D1K255+794.5～+756段采用两台阶法开挖，监控量测采用无接触式测量，测点布设于拱顶和边墙脚以上1m范围内，拱顶下沉及边墙收敛变形监测速率小于5mm/d，拱顶下沉累积为8.35cm，边墙收敛累积小于2cm，后辅以断面扫描仪扫描初期支护断面，断面数据分析线路左侧（进洞右侧）初期支护（主要集中在上台阶钢架A单元）侵入二次衬砌限界5～15cm，根据监控量测数据、隧道断面扫描仪扫描数据以及初期支护的变形破坏形态模拟该段变形破坏特性示意图，如图3所示。

图3 D1K255+794.5～+756段初期支护的变形破坏特性示意图

2.2 变形破坏机理分析

2.2.1 地质构造方面。

红桥关隧道D1K255+794.5～+756段属于岷江活动断裂北段，该段岩性主要为三叠系上统侏倭组灰黑色板岩、砂岩夹炭质板岩，岩石强-弱风化，岩质较软，围岩较破碎，岩层结构面产状N35°E/46°NW，倾向线路左侧（掌子面右侧），倾角与线路交角约60°； D1K255+785～+783段、D1K255+760～+756段线路右侧起拱线以上2m左右有少量裂隙渗水，与钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块严重部位基本吻合。

该段开挖揭示的地质构造，掌子面中部为强风化炭质板岩，因受多期地震作用，岩体极为破碎，劈裂化效应极为明显，岩体强度较低；两侧为弱风化砂岩夹炭质板岩，岩体结构完整性较好，岩体强度较高。如图4所示。

图4 D1K255+794.5～+756段掌子面开挖揭示的实际围岩地质构造

由图4可知，中部围岩较差，两侧围岩较好，地质构造以及地质岩性分界较为明显，围岩地质偏压较为明显，加之围岩有少量裂隙渗水，加剧了中部强风化炭质板岩的恶化，开挖、初期支护施作后，地质偏压引起应力偏压、集中，应力集中于中部初期支护体系上。

通过该段初期支护的变形破坏形态、测量数据综合分析图3和图4可知，钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块严重部位与地质不利构造基本吻合。

2.2.2 地应力方面。

红桥关隧道D1K255+794.5～+756段埋深约325m，岩体的自重应力随着埋深呈线性增长，岩体的自重应力超过了岩体的弹性限度，在初始应力状态下岩体处于弹性状态，开挖后围岩的二次应力分布，应力状态超过了岩体的强度，因岩体少量裂隙渗水恶化，使围岩产生较大的塑性变形。

2.2.3 初期支护施工参数方面。

由于前期隧道施工过程中对地质构造以及地应力的影响程度认识不明，施工中采取Ⅳ级围岩支护参数，钢架采用的是工16工字钢，间距1.2米/榀；系统锚杆拱部采用3.5m长Φ22组合中空锚杆，边墙采用3.5m长Φ22全长粘结型砂浆锚杆，间距1.2×1.2m（环×纵）；喷射混凝土采用C30耐腐蚀混凝土，最小厚度23cm。

工16工字钢承载力偏弱且间距过大，系统锚杆施作长度未达到岩体结构完整、强度较高的岩体中，其支护效果不明显。初期支护体系不足以承载开挖后作用于其上的围岩二次分布应力。

综上分析可知：红桥关隧道D1K255+794.5～+756段因多期地震作用导致围岩极为破碎、岩质较软、地质不利构造导致应力偏压及集中、地下水软化围岩、地应力和初期支护施工参数偏弱等综合不利因素作用下，以围岩松散性变形为主、挤压性变形为辅的变形特性，导致了该段初期支护体系出现钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块等变形破坏。

3.变形破坏控制技术

3.1变形破坏加固控制技术

D1K255+794.5～+756段变形破坏后立即加设工20b工字钢套拱，于既有初期支护钢架间加设，间距1.2m/榀，如图5所示；连接筋HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m；锁脚锚管采用4.0m长Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，于每钢架单元拱脚处设置2根，外插角大、小下插角（20°和40°），每榀共8根；施作5m长Φ42/t=3.5mm径向钢花管注浆加固，钢花管间距1.2m×1.0m（纵×环），注浆采用1：1水泥净浆，注浆压力0.5～1.0MPa，固结洞周一定范围的破碎岩体，使其具有一定的自承载能力和承载能力，如图6所示；套拱喷射C30混凝土，厚度不小于15cm。

图5 工20b工字钢套拱

图6 径向钢花管注浆加固

3.2变形监测技术

（1）监控量测点加密至3m布设一组，并于拱顶，钢架A单元、B单元和C单元拱脚以上1m范围内分别布设，即由两台阶开挖法布设两条水平收敛测线增加为三条水平收敛测线。

（2）监控量测采用绝对坐标量测，并与洞内控制点联测，即独立采集各测点的三维变形数据，对各测点X、Y、Z三个方向的变形数据进行独立分析。

（3）辅以隧道断面扫描仪扫描各断面数据，扫描断面同监控量测断面，对未布设监控量测点的断面加密至1m一组。

（4）监测频率：2次/天，待变形趋于稳定后可1次/天。

通过上述变形监测技术手段，可分析、得出初期支护体系的相对准确的变形时态。经监控量测和断面扫面仪的量测数据进行综合分析、评价，加设套拱以及径向注浆加固后3天内的变形速率4～5mm/d；此后变形速率小于1mm/d；累积变形小于5cm。

3.3变形破坏侵限处理技术

待变形稳定后，对初期支护变形破坏侵入二次衬砌限界的初期支护进行拆除换拱处理。

（1）对D1K255+794.5～+780段已施作仰拱段，拆除矮边墙以上部分拱墙既有初期支护，将既有工16工字钢拆换为HW175型钢钢架，间距1.2m/榀；钢筋网采用HPB300Φ8钢筋，网格尺寸20cm×20cm，设置双层；连接筋采用HRB400Φ22钢筋，环向间距0.5m/根；于A、B单元钢架脚以上50cm范围内施作4根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，C单元（矮边墙处）钢架脚以上50cm范围内施作8根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，外插角采用大、小下插角（20°和40°）每榀共12根；系统锚杆拱部采用4m长Φ28自进式锚杆注浆，边墙采用8m长Φ28自进式锚杆注浆， 间距1.2m×1.2m（环×纵）；喷射C30耐腐蚀混凝土，拱墙厚度不小于27cm。

（2）D1K255+780～+756段未施作仰拱段，拆除拱墙既有初期支护，将既有工16工字钢拆换为HW175型钢钢架且仰拱初期支护钢架成环，间距0.8m/榀；钢筋网采用HPB300Φ8钢筋，网格尺寸20cm×20cm，设置单层；连接筋采用HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m/根；于A、B、C单元钢架脚施作4根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，每榀共12根；系统锚杆拱部采用4m长Φ28自进式锚杆注浆，边墙采用8m长Φ28自进式锚杆注浆， 间距1.2m×0.8m（环×纵）；初期支护喷射C30耐腐蚀混凝土，拱墙厚度不小于27cm，仰拱厚度不小于25cm。

（3）套拱及初期支护拆除采用人工辅助破碎头拆除，且拆除一榀支护一榀。

（4）对D1K255+794.5～+780段已施作仰拱段，拆除时应确保该段矮边墙以上50cm范围内工16工字钢钢架不变形，采用破碎头松动喷射混凝土后人工凿除、清理， 清理后焊接与上部HW175型钢钢架同规格、尺寸的连接钢板并确保焊接质量，使之能与上部HW175型钢钢架连接钢板密贴栓接。

（5）拆除过程中对原施作的系统锚杆和径向注浆管进行保护不切割，只拆除原施作的系统锚杆的垫板及螺母，待换拱后重新安装垫板和螺母，使之能与换拱后的初期支护体系共同工作。

（6）监控量测加密至3m布设一组，并于拱顶，钢架A单元、B单元和C单元拱脚以上1m范围内分别布设，采用三条水平收敛测线且采用绝对坐标量测，并辅以隧道断面扫描仪扫面断面，进行综合分析。

4 .变形破坏控制效果

调整、加强初期支护施工参数后，经监控量测数据和断面扫描数据综合分析、评价，该段初期支护体系安全、稳定，未出现较大的变形和喷射混凝土开裂、剥离掉块以及钢架扭曲等情况。

5.结论

通过红桥关隧道D1K255+794.5～+756段大变形变形机理分析和变形破坏后的施工、实践，得出如下结论：

（1）加强超前地质预报综合判释。采用物探（TSP303、红外探水）、钻探（超前水平地质钻探、加深炮孔）和地质法（开挖面地质素描、地表补充地质调查）等综合评价，正确判释前方地质条件，为正确选择开挖方法、支护参数，优化设计及施工方案提拱参考。

（2）加强监控量测工作。结合超前地质预报对地质条件判释，及时调整监测断面间距和监测测线，测量时与洞内控制点联测且采用绝对坐标监测，独立采集各测点的三维变形数据，对各测点X、Y、Z三个方向的变形数据进行独立分析；并结合隧道断面扫描仪扫描数据对监控量测数据进行综合分析，及时调整支护参数、开挖预留变形量。

（3）当遇到不利地质构造时，应采用径向注浆或施作长锚杆，固结洞周破碎岩体使松动圈形成一个固结体，充分利用围岩的自承能力。

（4）对围岩极为破碎、岩质较软、地质偏压段应采取“先强后优化” “以抗为主”的原则，支护一次到位，利用强支护及时封闭围岩，抑制松动圈扩大，避免初期支护体系的变形破坏。

参考文献：

[1]卢春房 主编 《隧道工程》中国铁道出版社 2015.04.

[2]关宝树 编著 《隧道及地下工程喷混凝土支护技术》人民交通出版社 2011.08.

[3]关宝树，赵勇编著《软弱围岩隧道施工技术》人民交通出版社 2011.08.

[4]陈寿根，杨家松，陈亮编著《软岩隧道变形特性和施工对策》人民交通出版社 2014.11.

[5]姜云，李永林，李天斌 隧道工程围岩大变形类型与机制研究[J].地质灾害与环境保护，2004（4） ，46-51.

[6]代伟，徐双永，杨喆坤. 木寨岭隧道大坪斜井软岩大变形原因分析及施工技术[J].隧道建设，2010.04.

薄壁零件加工变形控制方法研究 篇6

1 影响薄壁件加工变形的因素及控制方法

1.1 影响薄壁件加工变形的因素

影响零件变形的因素是多方面的, 包括设备刚度与精度、毛坯余量、装夹与支撑方式、切削参数与走刀路径、零件内部残余应力等。其中对加工变形影响最主要的因素有材料内部的残余应力、加工过程的切削力、工装夹具的装夹力。加工路径的不同会影响到整体结构件内原有残余应力的释放顺序, 造成整体结构件的不同刚度特点发生变化, 导致零件发生不同程度的变形。随着整体结构件加工过程的进行, 毛坯材料被逐渐切除, 工件的刚度也随之不断减小, 加上切削力和切削热的作用, 使得整体结构件内产生新的残余应力。据统计, 至少有20%的加工误差是由装夹及定位造成的。影响加工变形的最主要因素是毛坯残余应力, 约占变形的70%~80%。由于薄壁结构件在加工过程中材料去除量高, 甚至能达到90%。

1.2 加工变形控制方法

针对零件加工变形的主要因素, 可采取毛料精化、刀具结构优化、装夹方式和工装结构改进、切削走刀路径优化以及残余应力均化等措施控制零件加工变形。

2 控制变形措施应用实例

2.1 某薄壁零件结构特点及技术要求

该零件为大型薄壁筒体结构, 由前后安装边、筒体、安装座焊接而成, 壁厚1mm, 轴向尺寸539mm, 直径尺寸Ф1098mm, 材料为钛合金, 属于难加工材料。技术要求:端面平面度与平行度0.01mm, 径向跳动0.3mm, 安装边上孔位置度Ф0.1mm, 径向安装座孔位置度Ф0.2mm。

2.2 改进前零件加工工艺

该零件主要加工部位为前后安装边、外型面安装座、前后端面孔及安装座上孔。工艺路线为:集件→焊接前后安装边→热处理→化学铣切→车前安装边→铣端面及钻镗孔→镗前安装边上孔→车后安装边→铣端面及钻镗孔→镗后安装边上的孔。

2.3 存在问题

(1) 壳体毛料为焊接结构, 焊后及机加后零件产生较大的内应力, 放置后因应力释放导致的变形也较大, 造成零件精度较差, 影响组件装配精度; (2) 安装座端面平面度及平行度0.01mm, 受后续安装座端面及孔铣、钻、镗工序影响, 零件径向跳动量发生变化, 导致零件该部位尺寸及技术条件不合格, 影响生产进度和装配质量。

2.4 工艺改进措施

2.4.1 毛料结构优化。

由于零件壁厚薄, 焊后变形大, 故整个零件毛坯由焊接结构调整为整体锻件结构。改进前, 各座子中心位置跳动量平均为0.24mm, 改进后各座子中心位置平均跳动量为0.15, 座子相对位置精度提高50%。有效避免焊后因内部应力释放引起的变形问题, 提高了零件结构尺寸精度与各安装座间的相对位置精度。

2.4.2 工艺路线优化。

零件原加工工艺采用车前后安装边、铣削安装座端面、钻孔分开加工, 零件存在多次定位装夹, 造成零件尺寸精度低, 技术条件难以保证。改进后采用车、铣、钻、镗合并加工。在铣端面及钻镗孔工序中将技术要求高的安装座放在最后加工, 零件变形减小, 尺寸及技术条件易于保证。

2.4.3 装夹与支撑技术应用。

该零件加工时壁薄、刚性差, 加工时易产生振颤、让刀及加工变形;为了减小壳体变形量, 在夹具设计中采用径向可调辅助支撑提高零件径向刚性, 从而增强工艺系统的稳定性。根据零件的结构在夹具设计上辅助支撑采用6个扇形块, 辅助支撑底部与底座连接处采用T型槽形式可实现快速换装, 以减小零件切削加工过程中的振颤, 从而控制零件的加工变形。

2.4.4 数控程序与走刀路径优化。

在数控加工过程中, 考虑到机床Y轴精度有0.06mm漂移误差, 故在加工端面孔时, 由以往在Y轴正向钻加工起始孔, 调整为在X轴正向钻加工起始孔, 避免了因机床精度影响零件加工精度问题。精密安装座深度尺寸公差为40+0.05 mm, 粗糙度0.8μm, 平行度及平面度为0.01mm。改进前, 数控程序采用顺序加工, 未考虑后续加工其它安装座时对该处尺寸及形位公差的影响。改进后, 将此安装座按排在最后加工, 并分为9个工步: (1) 粗铣端面; (2) 粗铣上孔; (3) 粗铣下孔; (4) 开槽; (5) 粗铣轮廓; (6) 精铣上孔; (7) 精铣下孔; (8) 精铣轮廓; (9) 精铣端面。

2.4.5 优化检测方法。

因零件结构尺寸大, 改进前, 零件加工完成后采用卡尺测量直径尺寸, 操作者不便检测, 且存在检测误差大的现象。改进后, 采用在线测量技术, 极大方便了检测精度与效率。

2.5 零件技术指标保证情况

零件安装座端面平行度、平面度由改进前的0.02mm、0.012mm均提高到0.01mm, 孔位置度由改进前的Ф0.16mm提高到Ф0.03mm。

结语

针对薄壁零件加工变形问题, 采取工艺路线与走刀路径优化、辅助支撑等措施, 改善了零件加工过程中受力不均衡的状态, 加工变形得到有效控制。采用铣车复合加工技术将工序合并, 较传统加工方式, 加工工序由6道减少到2道, 提高加工效率40%, 相对位置精度及表面质量显著提高。同时, 采用在线测量技术, 提高了检测效率与产品质量。经实际验证此次攻关改进措施切实有效、可行, 对其他同类薄壁零件变形控制具有一定的参考价值。

摘要：薄壁件具有重量轻、节约材料、结构紧凑等优点, 被广泛应用于航空发动机产品中。但航空发动机类零件主要采用高温合金、钛合金等难加工材料, 而薄壁零件刚性差, 加工易变形, 严重影响零件的尺寸与形位精度。本文主要从毛坯、机加工艺、装夹与支撑方式、检测方法等方面就如何更好地控制薄壁零件加工变形进行了系统研究。

关键词：薄壁件,机加工艺,装夹与支撑,变形控制

参考文献

[1]康小明, 孙杰, 苏财茂, 等.飞机整体结构件加工变形的产生和对策[J].中国机械工程, 2004 (13) :12-15.

[2]王文理.大型整体钛合金框的数控加工技术[J].航空制造技术, 2010 (24) :65-67.

细长轴加工的弯曲变形及控制方法 篇7

轴类零件是机械加工中常见的零件, 通常情况下, 人们将长度与直径之比超过20的轴类零件称为细长轴。细长轴零件外形虽然简单, 但因长径比大、工艺要求高、技术不易掌握等原因, 人们经常把其归入复杂零件加工, 其加工变形及修正方法受到普遍关注。

1 细长轴弯曲变形的原因

细长轴难以加工的主要问题是易弯曲变形, 而弯曲变形的原因有二:一是初始弯曲变形。初始弯曲变形主要指工件加工前存在的弯曲, 如:工件毛坯本身固有的弯曲或装卡后因长径比大在自重作用下产生的弯曲。二是加工弯曲变形, 主要指工件加工过程中出现的弯曲。

加工弯曲变形的主要原因有三:一是离心力作用。车床主轴高速旋转产生的离心力将工件“甩长”。二是切削力作用。径向和切向切削力平移到轴心所形成的合力会将工件“顶弯”, 轴向切削力可能把工件“压弯”, 如图一所示。三是热膨胀作用。加工中, 刀具与被加工表面碰撞与摩擦产生的热量使工件轴向伸长, 在两端均固定情况下, 工件的轴向伸长导致弯曲变形加大, 碰撞与摩擦加剧产生更高的温度并形成更大的弯曲, 以致出现工件变形—温度升高—更大变形的恶性循环。

细长轴弯曲变形导致的振颤使刀具与工件的准确位置、速度关系以及切削稳定性遭到破坏, 严重影响加工精度和表面粗糙度。

2 细长轴工艺改进及措施

细长轴的加工精度与弯曲变形的大小密切相关, 而弯曲变形取决于夹装方式、切削力、操作技巧等诸多因素, 在加工中可以采取以下改进措施:

2.1 改革装夹方式

一是改造挤压装夹。传统上, 细长轴加工的装夹方式通常采用挤压装夹, 分双顶和夹顶两种。双顶装夹采用两端顶尖, 优点是可以避免安装定位误差;缺点是工件容易产生振动。减小振动的方法是:在顶尖孔内修空刀槽, 在保证装夹需求前提下减少顶尖与顶尖孔的接触面积, 消除对工件自由度的多重限制, 以便减少工件挠度对装夹稳定的影响。

夹顶装夹的优点是工件可在自由状态下定位夹紧, 定心精度较高;缺点是顶尖轴向压力可能导致工件弯曲, 无法消除工件受热伸长导致的弯曲变形。解决轴向伸长问题的简单方法是人工干预。当工件受热伸长轴向压紧力过大时, 顶尖会发出沉闷声, 此时应及时调整顶紧力, 预紧力大小以用食指、拇指用力能使顶尖停转为适当。

采用弹性顶尖是解决工件因热膨胀轴向伸长的有效办法, 如图二所示。需要注意的是, 要适当调整卡盘与工件的接触长度, 可以在卡爪与工件之间垫开口钢丝圈, 以便消除安装的过定位。根据经验, 以卡盘爪距细长轴外端在15mm~20mm为最佳。

二是采用拉伸装夹。在细长轴加工中, 无论是人工调整还是采用弹簧顶尖, 都无法彻底解决轴向压力导致的弯曲变形, 对于长径比超过40的柔性细长杆更是如此。为此, 可以把工件所受的轴向挤压改为轴向拉伸, 也就是采用一夹一拉的拉伸装夹方式。其基本原理是:把工件的端部用卡盘夹紧, 而尾部用专门设计的夹拉头支撑并给工件施以轴向拉力, 如图三所示。

由图三可见, 采用拉伸装夹后, 车削中工件位于刀具与夹拉头之间所受轴向拉力总量均为P, 卡盘与刀具间工件所受轴向拉力p X与走刀方向有关, 正向走刀时为P-Px, 反向走刀时应为P+Px。因此, 只要使P>Px, 则正向走刀与反向走刀都能保证工件在全长上始终受到轴向拉力的作用, 从而减小工件振动与弯曲变形。实际操作中, 为保证工件可靠拉紧, 一般将拉伸装夹与反向走刀配合使用。

2.2 增加中间支撑

一是使用中心架。细长轴变形大、加工难的根本原因是长径比大。因此, 对于可以分段加工的细长轴, 使用中心架可以使工件的长径比减小一半, 其刚性可以成倍增加。根据经验, 在中心架安装前, 要在工件毛坯中部加工支撑沟槽并保持良好润滑, 以减小因表面粗糙度及圆柱度而产生的误差。

二是使用跟刀架。跟刀架可以对工件形成移动支撑, 抵消径向切削力产生的弯曲变形。使用跟刀架加工细长轴的关键在于支撑爪与工件的接触压力要调整适当, 其原因在于:跟刀架的调整在加工前靠近卡盘处完成, 此处工件的刚性较大, 顶紧力并不敏感, 但随车刀移动, 卡盘支撑力变小。若支撑爪顶紧力偏大, 会使工件压向车刀, 使吃刀量变大, 工件直径变小;若支撑爪顶紧力偏小, 会使工件顶向支撑爪, 使切削处的工件直径变大, 最终导致工件变成“竹节”形。顶紧力大小的判定标准为:加工时振动较大, 表明顶紧力偏小;工件外形呈“竹节状”, 表明顶紧力偏大。此外, 如果刀架支撑爪与工件表面接触不均匀, 会加快支撑爪磨损而产生间隙。因此, 在采用跟刀架加工细长轴时, 既要适当调整顶紧力, 也要时刻注意支撑爪是否松动并确保良好润滑, 避免跟刀架的支撑爪磨损过快。

2.3 优化刀具参数

细长轴加工的切削力是影响加工弯曲变形的重要因素, 在刀具的几何角度中, 对切削力影响最大的是前角、主偏角和刃倾角。增大前角 (γ) , 可以使工件表面塑性变形和切削力明显减小。因此, 在细长轴车削中, 应该在确保车刀强度足够前提下尽量增大其前角, 一般可以取γ=15°~30°。主偏角 (kr) 决定着三个切削分力的大小和比例关系。径向切削力随着主偏角增大明显减小, 在60°~75°范围内, 三个切削分力的比例较为合理。在车削细长轴时, 主偏角可以取为75°~90°。刃倾角 (λs) 影响着车削过程中切削的流向、刀尖的强度及切削分力的比例关系。刃倾角越大, 径向切削力越小, 但轴向切削力和切向切削力却有所增大。刃倾角在正负10°范围内, 3个切削分力的比例关系比较合理。车削细长轴常采用3°~10°的正刃倾角, 以使切削流向待加工表面。后角 (α0) 。在前角较大情况下, 为确保足够的刀刃强度, 后角以6°~8°为宜。此外, 安装车刀时使刀尖高于工件中心0.5~1mm也可以达到减小后角的目的。副后角可与主后角相同, 但刀尖圆弧过渡刃处可磨成零度的后角, 以增强刀尖强度和抗振。刀尖圆弧半径。细长轴车刀的大前角决定了刀尖强度和散热能力较差, 利用刀尖圆弧可以增加刀尖强度并改善散热, 但其半径必须控制在0.1~0.3mm, 以免使增大径向切削力。

2.4 采用反向走刀

如果说采用跟刀架可以消除径向切削力把工件“顶弯”因素的话, 那么合理选择走刀形式可以消除轴向切削力把工件“压弯”问题。若采用正向走刀, 由于轴向切削力的作用和工件受热自动伸长, 使工件有沿进给方向往卡盘移动的趋势, 导致其承受较大的轴向压力而加大弯曲变形。若采用反向走刀, 工件在轴向切削力的作用下始终处于拉伸状态, 而且进给方向、尾座后退调整方向、轴向力方向三者一致, 便于调整控制, 与车刀的大主偏角相适应, 不仅可以提高细长轴的加工质量, 而且可以减少工件振动, 提高工件的光滑度。需要注意的是:采用反向走刀一是要增大进给量;二是与活动顶尖相配合, 使切削平稳;三是在床头卡盘夹持部分车出缩颈, 以消除初始弯曲在卡盘夹持下引起轴线歪斜;四是为了保证最终加工表面的粗糙度, 在精车时应将跟刀架安置在待加工表面上。

对于批量生产情况, 可以采用双刀切削法。意即改装车床中溜板, 增加后刀架, 采用前后两把车刀同时进行车削。两把车刀, 径向相对, 前车刀正装, 后车刀反装, 使车削时产生的径向切削力相互抵消, 减小工件受力变形和振动。

2.5 控制切削用量

切削用量决定着切削力和切削热, 在选择切削用量时需要考虑以下要素:

一是背吃刀量。在工艺系统刚度确定的前提下, 随着切削深度的增大, 切削力和切削热随之增大, 细长轴的受力、受热变形也增大。因此, 车削细长轴应尽量减少背吃刀量。

二是进给量。一般来说, 进给量增大会使切削厚度增加, 切削力增大, 但两者关系是非线性的, 从减小变形角度看, 应该尽量减小进给量。然而, 从提高切削效率的角度来看, 增大进给量比增大切削深度有利。

三是切削速度。提高切削速度有利于降低切削力。其原因在于:随着切削速度增大, 切削温度提高, 刀具与工件之间的摩擦力减小, 细长轴的受力变形减小。从另一个角度看, 过高的切削速度会导致细长轴在离心力作用下出现弯曲, 因此切削速度应控制在一定范围。对长径比较大的细长轴精加工, 其切削速度要适当降低, 以减小变形, 提高加工精度。

2.6 掌握加工要领

无论细长轴加工工艺如何改进, 最终都要归结为人的操作, 要加工出符合要求的细长轴, 操作者需要仔细观察, 及时纠偏。

一是校正变形。无论是车削前的毛坯还是车削中出现变形, 必须进行校直。若粗车变形过大, 宜采取冷校, 可用压力机和人工压零件;若精车时变形过大, 宜采取热校, 即局部加热零件, 靠零件自身热胀冷缩过程来校正。矫正检验后在车床上继续加工。如加工余量太小, 可在普通外圆磨床上磨削加工。

二是修正偏差。对于加工中出现的异常情况, 必须及时调整修正。如:出现腰鼓形, 要调整支撑爪, 使支撑爪圆弧面中心与车床主轴旋转中心重合。出现竹节形、多棱形, 一要调整顶尖的顶紧力和溜板箱间隙, 使其达到最佳状态;二要降低切削速度, 减小切削深度, 适当提高进给量;三要加大切削液, 降低切削温度, 减少工件受热而产生的线膨胀;四要调整跟刀架支撑爪与工件外圆之间的间隙。

摘要：本文针对细长轴刚性差、易变形、精度难以保证等问题, 分析了其加工误差产生的原因, 并提出了减小加工误差的工艺方法与措施。

关键词：细长轴,误差分析,修正方法

参考文献

[1]王梅香.细长轴车削新工艺[J].煤矿机械, 2008, (10) :91-92.

[2]刘礻韦伟.细长轴车削方法与跟刀架设计[J].制造技术与机床, 2013, (06) :107-109.

加工变形控制 篇8

关键词：有限元方法,初始残余应力,走刀路径,装夹方案,材料去除

1 引言

航空整体结构件因质量轻、结构效率高、工作可靠,被广泛地应用于航空航天领域。但是,整体结构件由于尺寸大,壁厚变化复杂,且多为薄壁件,结构刚性差,在初始残余应力、装夹应力、铣削机械应力等耦合作用下极易产生变形,使得工件加工精度降低,甚至报废。在不考虑初始残余应力的情况下,武凯等人[1]采用分步环切法分析了走刀路径对薄壁腹板加工变形规律的影响。孙杰等人[2]研究了残余应力释放对整体结构件加工变形的影响,但没有考虑铣削机械应力的影响。王立涛[3]和黄志刚[4]等人从四种常用的走刀路径对航空结构件铣削残余应力分布规律进行了研究。黄志刚等人[5]研究了铣削加工顺序对整体结构件变形的影响,但忽略了装夹应力的影响。Shane[6]、Liao[7]和董辉跃[8,9]利用有限元方法研究了装夹方案对薄壁件加工表面质量的影响。郭魂等人[10]研究了不同的走刀路径对铣削加工精度的影响规律,但没有进一步从应力耦合状态下研究加工变形的分布规律。

影响加工质量的因素较多且这些因素间相互耦合,如切削力、初始残余应力、装夹方案、走刀路径和材料去除等,导致零件加工变形难以避免。本文在考虑加工过程中航空框类零件刚度变化的情况下,建立了装夹应力与毛坯初始残余应力、铣削机械应力耦合模型,研究零件在多种应力耦合作用下的变形机理,优化航空框类零件的装夹布局,为控制整体结构件的变形提供理论依据。

2 铣削加工的三维模拟

毛坯采用预拉伸板,其内部的残余应力分布具有一定的规律,如图1所示。预拉伸板的基本尺寸为280mm×160mm×34mm。工件材料为航空铝合金7050-T7451,其杨氏模量与泊松比分别为70GPa和0.345,材料的密度为2700kg/m3。铣削参数为轴向切深ap=2mm,径向切深aw=20mm,进给量为f=900mm/min,主轴转速为3000r/min。刀具的直径为准20mm、前角为16°、后角为27°、螺旋角为39°。

预拉伸板的有限元模型如图2所示,网格划分使用8节点六面体单元SOLID45。单元划分应便于仿真中铣削深度和铣削宽度的实现,共将模型划分成1904个单元。加工后零件的壁厚为20mm。

2.1 导入初始残余应力

加工前,工件内的残余应力处于自平衡状态,即工件内任一截面内的合力与合力矩满足:

式中σr为预拉伸板的残余应力;A为预拉伸板的横截面积;M为由残余应力引起的力矩。

网格划分时,根据模拟零件的实际尺寸,沿厚度方向划分为17层,将图1中的残余应力曲线离散化,按照“力平衡、力矩平衡”的原则求出各层对应的平均应力。通过APDL语言编写程序将得到的各层应力引入模型。

2.2 边界条件

如图3所示,由于零件在加工前必须进行装夹,装夹方案中P1、P2、P3同时加载,且P1和P2的施加载荷为60MPa,而P3施加荷载为90MPa。装夹元件的位置如表1所示。底面采用全约束,其它装夹元件与零件之间的摩擦系数为0.3。

/mm

2.3 材料去除过程的模拟

材料的去除采用“单元生死”技术,将有限元方程的刚度矩阵乘以一个非常小的缩减因数,使其失效以模拟单元的“杀死”,“死”单元并不是在模型中被真正地移除,只是在载荷矢量中和这些“死”单元相联系的单元载荷也被置为零,对于“死”单元质量、阻尼、比热和其他类似因子也被置为零,单元应变同样为零。利用单元生死技术可以方便,形象地实现切削加工过程材料的去除,并可以近似模拟真实加工情况。既保证了计算效率又保证了计算精度。

2.4 走刀路径与铣削载荷的施加

零件加工时,随着材料的去除,零件内部的残余应力将重新分布,导致最后的变形不同。因此,航空结构件的工件变形很大程度上取决于材料去除,而材料去除方式又取决于加工的走刀路径。常用的走刀的路径的形式有4种方式,如图4所示。

在三维弹塑性有限元模拟中,通过对拟去除材料所在单元进行加载和卸载的方法来求得工件中的加工变形。具体的处理方法就是将三向铣削力以节点载荷的形式作用在当前拟去除的单元的8个节点上,并沿着加工路径向前走步,每个步长就是一个单元。模拟时,每个步长先进行当前单元的加载求解,然后进行该单元的卸载求解。

3 模拟的结果及分析

当零件加工完成以后,卸去装夹方案,工件处于自由状态,零件的内应力达到了新的平衡状态。由此引起的工件变形,也逐渐表现出来。在完成加工模拟后,必须进行约束的转换以实现该过程的模拟。其步骤为:一是卸除所有的切削载荷;二是释放加工时的所有边界约束;三是通过工件上同一平面内的3点限制刚体运动,即利用其中一点限制工件3个方向的刚体位移,并利用另外2个点限制旋转自由度。在实现约束转换后,即可获得零件变形的加工模拟情况。

3.1 走刀路径对加工变形的影响

在边界条件为底面全约束,不同走刀方式对零件加工变形的规律,提取Z=140mm处的加工变形进行对比分析,如图5所示。可见由外到内进行走刀的加工变形最小。

3.2 不同装夹下的变形规律研究

取工件上的一条直线Z=140mm分析。通过图6可以看出,位移波动较小的是D方案,而C方案位移波动最大。由表1可知方案D的P1、P2的间距为60mm,是4种方案中最小的。而方案C的定位元件L1、L2和夹紧元件P1、P2的间距为220mm,是4种方案中最大的。可见,定位元件与夹紧元件间距最远时的加工变形最大。

4 结语

根据模拟结果,外环铣削加工模式因主加工区域内加工变形较小而适于在实际加工中采用。其它3种模式则因存在局部应力积聚,应力释放的空间有限,会使被加工零件具有潜在的变形条件而不适合在实际中实施。对于装夹方案而言,则是定位与夹紧元件间距最小的为最适合的装夹方式。从理论上说明了走刀路径和装夹方案对加工变形的影响,同时为后续的研究奠定了基础。

参考文献

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加工变形控制 篇9

本文针对GE航空CF6-80E型发动机风扇整流罩车加工变形控制问题进行研究, 共有两个技术瓶颈困扰和制约该件号零件的批产交付, 首先是零件车加工变形导致零件壁厚差不合格和动平衡量过大, 需返修;其次是零件小端基准在零件进行完喷丸工艺后膨胀变形, 需要进行二次返工, 返工率达到100%, 严重制约生产。通过对零件加工过程的跟踪和数据的收集分析, 制定合理有效的改进工艺方案, 实现加工变形控制。

2 零件类型

零件最大直径φ800.56mm, 高318.8mm, 各处壁厚分别为3.175mm和4.762mm, 壁厚差要求0.07mm最大, 小端基准尺寸及技术公差要求均为0.10mm。属于大直径薄壁易变形件, 零件装配位置为CF6-80E型发动机最前端, 用于整流进气, 零件壁厚差和平衡量控制直接影响零件的工作状态, 需要严格按照设计图要求进行控制。

零件结构较复杂, 内型有两处半封闭行腔组成, 外型是由多组型面点构成的曲面, 零件内外型有多处轴向和径向孔, 且在两处安装边上分布有花边, 加工工艺路线较长, 有喷丸, 荧光, 阳极化, 涂漆多种特种工艺, 并且在单件和组件装配后均需要进行动平衡检测。

3 研究目标和解决方案

3.1 材料特点

零件材料AMS4147铝合金, 加工需要选择锋利大正前角刀具, 加工中和加工后最重要的是对零件进行防腐, 以保证零件在加工满足要求的同时不受到非加工因素的影响导致返工或报废。

3.2 工艺

车加工工艺路线:

4检查毛料—15粗车小端基准—20粗车大端—25粗车外型面—30粗车内型面小端—35半精车外型面—40半精车内型面—42精车基准—45精车外型面—50精车内型面......100喷丸—110车小端基准。

3.3 问题分析

第一, 零件大部分余量都是在20/25/30三道工序去除, 其中20工序去除零件内部型腔余量达到单边22mm以上, 并且通过余量图计算得到的余量分布并不均匀, 这样给后续半精加工留有余量过大, 导致在半精车工序还需要对内型腔进行去除剩余大余量, 这样就会对零件的状态产生第二次影响, 后期加工如果应力再进行逐步释放后会加大零件变形, 进一步影响零件状态, 同时由于粗车是在普通立车进行, 半精车是在数控立车进行, 这样也会大大影响加工效率。

第二, 零件的壁厚差和变形集中突显是在45/50精车内外型面两道工序, 先进行外型精车加工后进行内型精车加工。经过现场跟踪零件加工状态, 零件在加工45工序外型面后零件的外型圆度与基准圆度都在0.05-0.09之间, 符合设计图要求和壁厚差要求;在进行50工序精车内型后, 零件状态发生巨大变化, 经过分析, 由于零件在进行完45工序是零件壁厚已经达到4.175mm, 比较薄, 强度要弱于半精车时的零件, 这样在进行50工序加工零件内型腔时, 由于结构限制, 使用的大部分为球形刀具, 这样车削时的切削抗力铰大, 并且车削走刀方向轴向与径向均有, 零件反复受力作用下产生严重变形, 也造成壁厚不均匀;同时也会使得零件在动平衡时平衡量过大, 造成零件100%返修。

第三, 零件由于去除量大, 车加工使得零件状态变化时产生的内应力逐步积攒, 在零件进行100工序喷丸后, 零件内应力得到释放, 造成零件小端基准直口尺寸变大, 这样零件就要进行110工序车修基准, 零件在全部车加工完成后进行重新车修基准, 这样基准产生变化, 就会对零件的整体状态和相关尺寸, 技术条件产生影响;此外, 车加工过程中的铝削和冷却液也会对喷丸后零件产生污染。

3.4 工艺解决方案

首先, 根据加工余量分布不均匀问题重新绘制余量分布图, 将粗加工余量进行调整, 在最大限度去除毛料余量, 改进后, 内型腔单边多去除余量8.56mm, 给半精加工留有余量更加均匀, 达到2.5-3.5mm;这样也使得半精车工序进行后零件的状态好于原工艺方法。

其次, 根据上述问题分析, 制定控制零件变形, 保证壁厚差方案为将零件两道精车加工工序顺序进行对调调整, 这样调整后, 就可以实现在加工较难, 对零件状态影响较大的精车内型工序时, 零件的整体壁厚较厚, 零件整体强度好于精车外型进行后的零件;同时在精车完精车内型工序后, 单工序保证了零件内型部分的尺寸和技术条件要求。此后, 进行精车外型面, 该工序的余量非常均匀, 都是随着零件的曲面分布的, 并且精车外型面只需要一条加工程序, 零件切削状态始终保持一致, 切削力方向也保持一致, 这样就不会影响到零件的整体状态, 保证了零件壁厚差要求的同时也很好的控制住了零件变形, 达到预期目的。

最后, 我们对零件小端基准在车加工后和喷丸膨胀后的数据进行收集, 共收集了两个批次15件零件的数据, 经过对比, 零件在喷丸后小端基准都会因为应力释放而膨胀变大, 变化量在0.11-0.15mm之间。得到以上的变化量区间后, 我们对零件精车基准工序的基准尺寸进行调整, 将变化量计算入加工公差范围内。调整后继续对现场加工零件数据进行跟踪一个批次, 共6件, 零件变化量全部控制在设计图要求范围内, 100%符合要求。

4 结论与成果

经过以上对三种问题的分析和改进, 解决了零件的车加工变形及壁厚差不均匀问题。粗车余量的调整, 在控制住零件变形的基础上, 提高了零件半精车效率8小时, 提高生产效率25%以上;零件小端基准的尺寸公差调整, 100%消除了喷丸后零件小端基准膨胀不合格问题, 彻底解放了110工序, 节约加工时间和生产准备时间6小时;获益最大的就是两道精车工序的调整, 解决了零件变形和壁厚差不均匀问题, 保证了零件加工状态, 使得一次加工合格率达到100%, 也减少了零件不平衡量。

摘要：本文应用收集零件变形数据和喷丸前后基准尺寸变化量, 根据数据调整加工工艺路线等方式对风扇转子整流罩车加工进行变形控制, 从而提高零件一次加工合格率。

关键词：整流罩,铝合金,薄壁件,变形控制,加工合格率

参考文献

薄板件焊接变形的产生与控制 篇10

关键词：薄板件组合 焊接变形 焊接方法

在生产装载机上所有的外观覆盖件中，主要包括：台架、挡泥板、机罩以及驾驶室。由于都是采用厚度不大于3毫米的钢板组焊而成的结构件。所以控制它的焊接变形成为了我们的重中之重。

一 焊接变形产生的原因

焊接是被焊工件的材质（同种或异种），通过加热或加压或两者并用，并且用或不用填充材料，使工件的材质达到原子间的建和而形成永久性连接的工艺过程。由此可看出焊接是一个不均与受热和冷却的一个过程，在焊接过程中由于受到刚性条件的约束会出现压缩塑形变形以及焊后产生的残余变形。

（一）影响焊接热变形的因素：

1.焊接工艺方法。不同的焊接方法，将产生不同的温度场，形成的热变形也不相同。我们薄板件分厂大部分采用CO2气体保护焊，具有焊丝细，电流密度大，加热集中，变形小的特点。

2.焊接参数。即焊接电流、电压和焊接速度。

焊接电流越大，焊接速度越慢变形越大；反之变形越小。

在以上3个参数中，电压的作用明显，因此低电压快速度小电流的焊接变形较小。

3.焊缝数量和位置。焊缝数量越少，焊接位置距中心轴越对称。焊接变形越小。

（二）影响焊接构件刚性系数的因素：

1构件的尺寸和形状。随着构件刚性的增加，焊接变形越小。

2胎夹具的应用。采用胎夹具，增加了构件的刚性，从而减少焊接变形。

3装配焊接程序。装配焊接程序能引起构件在不同装配阶段刚性的变化和重心位置的改变，对控制构件的焊接变形有很大的影响。

（三）薄板结结构焊接变形的种类

任何钢结构的焊接变形，可分为整体变形和局部变形。

整体变形就是焊接以后，整个构件的尺寸或形状发生的变化，包括纵向和横向收缩（总尺寸缩短），弯曲变形（中拱、中垂）和扭曲变形等。

局部变形是指焊接以后构件的局部区域出现的变形，包括角变形和波浪变形等。

二、控制薄板结结构焊接变形的原则与方法

焊接过程中的热变形和施焊时焊接构件的刚性条件是影响焊接残余变形的两个主要因素。根据这两个主要因素可以认为焊接残余变形是不可避免的，即完全消除焊接变形是不太可能的。控制焊接残余变形必须从薄板结构件设计和施工工艺两个方面同时采取措施。

在薄板结构件设计上除了要满足构件的强度和使用性能外，还必须满足构件制造中焊接变形最小及耗费劳动工时最低的要求。因此优化板缝布置尤为重要，设计图纸中的板缝布置往往对工艺性考虑不周容易引起焊接变形。

焊接工艺是钢结构施工中的重要工艺之一。合理的焊接工艺是减少焊接变形，减少应力集中的有效方法。为了控制构件焊接变形，应尽可能采取有效措施，如：将构件分为若干小部件与构件分段，使焊接变形分散在各个部件上，便于构件变形的控制与矫正；使各部件焊缝的布置与构件分段截面中性轴对称或接近截面中性轴，避免焊接后产生扭曲和过大的弯曲变形；对每一条主要焊缝，尽可能选择小的焊脚尺寸和短的焊缝；避免焊缝过分集中和交叉布置；可能采用宽而长的钢板或能减少焊缝数量的结构形式，等等。

控制薄板结构件焊接变形的工艺方法有：

1在无装配应力强制下进行构件装配；

2采用自动焊和其它气体保护焊工艺；如最先进的 Ar+CO2混合气体MAG保护焊。

3合理选择焊接规范参数和装配焊接顺序。减少焊丝供 给量，降低电流、电压改变极性（通常为直流反极性→直流正极性）。先焊短焊缝后焊长焊缝，采取分段退焊，由内向外依次进行。

4尽可能合理运用刚性固定法，

三、薄板结构件焊接变形的矫正方法

结构的建造过程中，尽管在其构件设计和施工工艺上采取措施来控制焊接变形，但由于焊接过程的特点和施工工艺的复杂性，产生焊接变形仍是不可避免的，因此，对出现超出设计要求的焊接变形必须进行矫正。矫正工艺只限于矫正焊接构件的局部变形，如角变形、弯曲变形、波浪变形等等。对于构件结构的整体变形如纵向和横向收缩（总尺寸缩短）只能通过下料或装配时预放余量来补偿。

采用机械矫正法校正钢结构容易引起金属冷作硬化，消耗材料一定数量的塑性储备，只能用于塑性良好的材料。实际生产中，机械矫正法矫正过程中可能使用專用的大型油压机、摩擦压力机矫正。

采用火焰矫正法校正钢结构，矫正冷却后，焊接构件这部分 金属获得不可逆的压缩塑性变形，使整个焊接构件变形得到矫正。火焰矫正法同样要消耗材料一部分塑性，对于脆性材料或塑性差的材料要谨慎使用。要适当控制火焰加热的温度，温度过高材料机械性能降低，温度过低使矫正效率降低。由于冷却速度对矫正效果不产生任何影响，施工过程中，多采用边加热边喷水冷却的方法，既提高了工作效率，又提高了矫正效果。

钢结构制造过程中，焊接变形是不可避免的，只能采取有效的方法、措施控制焊接变形，并对超出公差要求的焊接变形进行矫正，从而既满足钢结构质量要求，又满足经济性要求。

四、实施结果

薄板因为自身厚度原因在焊接过程中极易变形，其变形具有复杂性和多样性。目前仍是国内外焊接工艺领域的一大技术难题。薄板焊接变形问题严重影响着焊接质量。只有对其进行科学系统的分析，找出控制其变形的技术措施，不断运用和累积经验，才能最终破解焊接变形的难题。

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加工变形控制 篇11

工件在焊接后产生的残余应力在机械加工过程中会释放和重新分布,这对车架的变形产生直接影响。由于残余应力的复杂性,以及对其预测和消除技术的可控性难以把握,所以一直以来没有受到更多的关注和研究。综合国内外相关资料可以看出,影响铣削加工变形的主要因素有三种:工件初始残余应力的存在,铣削力和铣削热载荷的影响以及加工过程中装夹力的作用[1,2]。铣削加工变形方面虽已有了初步的成果,但是由于工件焊接结束之后残余应力的重新分布规律难以把握,所以工件焊接残余应力对铣削加工的影响有待进一步研究之中[3]。本文在前人研究的基础上,以重型运输车车架试验件为研究对象,采用单因素研究方法,仅仅考虑焊接残余应力对铣削加工的影响,应用ANSYS有限元分析方法初步尝试研究焊接残余应力对铣削加工残余应力重新分布和变形规律,有利于对铣削加工变形进行预测和相应的控制,为实际工程应用提供有效的理论指导作用。

1 铣削加工有限元分析

1.1 有限元模型的分析

在对试验件铣削加工变形的有限元分析过程中,需建立正确有效的有限元模型,建立模型的原则应能反应出结构的几何形状、材料特性、边界条件和加载方式[4,5]。试验件由三块厚度为6 mm的钢板搭接焊成,研究中焊接试验件的结构和材料参考重型运输车车架来选择,如图1(a),(b),(c)所示,焊接试验件材料和板厚与重型运输车车架一致,焊接长度为400 mm。依据以上原则,在ANSYS中建立的有限元模型如图1(d)所示,从中可以看出,中间体的划分部分为铣削框槽,焊道编号为1、2、3、4。

1.2 焊接残余应力的获取与施加

焊接残余应力的影响因素很多,本文主要考虑了焊接功率、焊接速度和焊接顺序三个不同的因素,并且取不同水平进行焊接模拟,其中焊接功率P取4 kW,4.5 kW,焊接速度v选择28 cm/min,32 cm/min,焊接顺序分别选取1-2-3-4、2-3-1-4、3-4-1-2,通过多因素组合的方式进行有限元数值模拟,获得焊接残余应力分布均匀且最小的一组作为初始残余应力施加到铣削加工有限元模型进行数值模拟。

图2和图3分别显示了在不同焊接顺序和不同工艺参数下的焊接残余应力分布曲线,比较图2(a)各图可以看出,在焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min的工艺参数下,焊接顺序为2-3-1-4时所获得的焊接残余应力最小,最大值为175 MPa左右;比较图2(b)各条分布曲线可以看出,在焊接功率为4.5 kW,焊接速度为32 cm/min的工艺参数下,焊接顺序为2-3-1-4时焊接残余应力值最小,其最大值为200 MPa左右;由此可知,在焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下焊接可得到较小的焊接残余应力。比较图3(a)中各条残余应力曲线可以看出,在焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4,焊接功率为4.5 kW时可获得的焊接残余应力最大值大约为260 MPa,远大于焊接功率为4 kW时焊接残余应力;比较图3(b)中各条残余应力曲线可知,焊接速度为32 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4,焊接功率为4.5 kW时的焊接残余应力较小,最大值为240 MPa左右;比较图3(a)和(b)可得,选择焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下焊接获得的焊接残余应力值最小,与图2总结的结果具有一致性,且在该焊接残余应力下产生的焊接变形较小。因此,在研究焊接残余应力引起铣削加工变形时,将焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下产生的焊接残余应力作为初始应力作用到铣削加工模型进行有限元数值模拟。

2 结果分析

2.1 焊接残余应力释放和重新分布

本文取上翼板距离焊缝边缘10 mm平行于焊缝方向(A-B路径),上翼板垂直于焊缝方向距离铣削框槽左侧10 mm(C-D路径)的几条路径对该车架试验件的纵向和横向残余应力进行分析。

从图4(a)、图5(a)和图6(a)中可以看出,在铣削加工的过程中平行于焊缝方向的纵向残余应力基本呈现拉应力,并且两端的拉应力值较小中间较大。如果没有对车架进行铣削加工而仅仅研究焊接残余应力的变化规律,纵向残余应力在中间位置应呈现出很大的残余拉应力,且由于焊接热源在中间位置基本处于稳定状态,所以该处的残余应力应是平滑的过渡。但是在铣削框槽附近拉应力表现出减小的趋势,主要原因可能是在铣削的过程中产生了一定压应力和残余应力对称释放造成的。横向残余应力在两端处呈现出一定的压应力,这是焊接热源作用的结果,铣削加工对其基本没有影响,中间位置处表现出较小的拉应力,且在框槽的左侧横向残余应力有增大的趋势,右侧则呈现减小的趋势,可见铣削加工对横向残余应力的影响变的相对复杂,这主要是因为在铣削加工过程中焊接残余应力的释放和重新分布的规律不确定性造成的。铣削加工后纵向和横向残余应力虽都有减小,但是纵向残余应力仍然远远大于横向残余应力。

从图4(b)、图5(b)和图6(b)中可以得知,垂直于焊缝方向上纵向和横向残余应力变化趋势基本相同,都是迅速减小然后再缓慢变化的过程。纵向残余应力在起始端表现出很大的残余拉应力值,迅速减小后呈现出很小的稳定的残余拉应力,而横向残余拉应力值则较小,且逐渐过渡到残余压应力。还可以看出纵向残余应力明显大于横向残余应力,这主要原因是焊接热源的移动对纵向残余应力的影响较大,铣削加工虽然使残余应力释放和重新分布,但对纵向和横向残余应力都有所改变,因此铣削加工后的变化趋势与焊接残余应力的变化趋势基本相似,但是拉应力值明显减小,压应力值有所增大。从图4～图6中还可以看出,随着铣削框槽尺寸的增大,平行于焊缝方向的纵向残余拉应力值逐渐减小,横向残余拉应力值也逐渐减小,但是压应力值呈现出先增大后减小的趋势;垂直于焊缝方向的纵向残余拉应力值逐渐减小,而残余压应力值逐渐增大,横向残余拉应力逐渐增大,残余压应力先增加后减小。由此可见,焊接重型运输车车架试验件铣削加工后残余应力的规律是非常复杂的,不是一个简单的增大减小的过程。

a) 优化电化絮凝器在煤水处理中的应用(b)路径C-D

2.2 焊接残余应力引起铣削变形

图7,图8是焊接重型运输车车架试验件不同尺寸铣削框槽变形云图。从图中可以看出,焊接残余应力的释放和重新分布导致x向和y向的变形量均呈现对称分布,且y方向的变形量比较大,x向变形量相对较小。而铣削加工对x方向变形影响较大,对于x方向,变形量在焊接区域全为负值,框槽附近区域负值表现的更加明显,其他区域过渡为正值,体现为两端翘起,中间内凹。随着铣削框槽尺寸的增加,x向变形量最大值逐渐减小,并且铣削框槽附近以及焊接区域的变形量也逐渐减小。

对于y方向的变形量,上翼板整个出现正值,但是比较小,呈现出上拱的现象,而下翼板的变形量呈现负值,表现为向下拱的现象,由于距离铣削框槽较远而影响较小,变形的结果主要是焊接残余应力分布不均匀导致的;且随着铣削框槽尺寸的增大,上拱的变形量逐渐减小,下拱的变形量逐渐增大,这主要是由于残余应力的分布不均匀造成变形量分布的复杂性。

图9是不同尺寸铣削加工x向(厚度方向)的变形模拟曲线图,在模拟过程中取上翼板距离焊缝边缘5 mm(路径A-B)和下翼板距离焊缝边缘5 mm(路径C-D)且间隔为20 mm的各个节点作为模拟点,研究铣削加工后x向的变形规律。

从图9中可以看出,铣削变形呈现出相似的变化趋势,两端变形量为正值,中间变形量为负值,即表现为两端翘起中间内凹的现象。随着铣削框槽尺寸的增大,两端的变形量的正值有所减小,中间铣削框槽附近变形量的值也逐渐减小;还可以看出,后焊接区域变形量大于起始焊接区域,上翼板变形量大于下翼板变形量,与前面变形云图分析基本相同,变形量变化规律与应力变化规律相吻合。可能原因是焊接残余应力在铣削加工过程中释放和重新分布随着铣削框槽尺寸的增大而表现出规律的变化趋势,最终导致变形量逐渐减小。

3 小结

1) 建立了焊接试验件铣削加工的有限元模型,模拟了不同焊接工艺参数下的焊接残余应力分布情况,获得了最小焊接残余应力,提取该最小焊接残余应力作为初始应力施加到模型中,进行铣削加工数值模拟。

2) 运用ANSYS模拟了铣削加工残余应力重新分布的变化规律。结果表明:铣削加工后的车架两端纵向和横向残余应力主要表现为残余压应力,而焊缝区域则表现为残余拉应力;随着铣削框槽尺寸的增加,纵向残余应力变化幅度很大,横向残余应力变化小,纵向残余拉应力降低,残余压应力升高,横向残余拉应力升高,残余压应力降低。可见,铣削加工对纵向残余应力影响较大,对横向残余应力影响较小。

3) 运用ANSYS模拟了残余应力的变化引起焊接试验件变形规律。结果表明:铣削加工后整个车架在x方向呈现两端翘起,中间内凹的现象;随着铣削框槽尺寸的增加,x方向上变形量的最大值逐渐减小,并且框槽附近变形量亦减小。y方向呈现出上翼板上拱,下翼板下拱的现象,且随着铣削框槽尺寸的增大,上拱量减小,下拱量增大。

摘要：焊接过程会产生残余应力,铣削加工后焊接残余应力释放和重新分布对铣削变形产生很大影响。为了研究残余应力释放和重新分布规律,采用有限元方法以最小焊接残余应力作为初始应力对铣削加工进行了数值模拟,获得了焊接试验件铣削加工残余应力和变形,并对焊接残余应力释放和重新分布以及加工变形进行了分析。

关键词：重型运输车车车架,铣削,残余应力,加工变形

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