CN102233452B

CN102233452B - 变齿距变槽深复合结构整体立铣刀

Info

Publication number: CN102233452B
Application number: CN201110121379A
Authority: CN
Inventors: 皇攀凌; 李剑峰; 孙杰; 刘月萍
Original assignee: Shandong University
Current assignee: Shandong University
Priority date: 2011-05-11
Filing date: 2011-05-11
Publication date: 2012-09-05
Anticipated expiration: 2031-05-11
Also published as: CN102233452A

Abstract

本发明提供了一种变齿距变槽深复合结构整体立铣刀，该立铣刀的齿数为4，螺旋角为38°-40°，四个齿间角分别为83°-85°、97°-95°、83°-85°和97°-95°，四个齿间角中的对顶角相等，前角为7至11°，刀具后角为18°至20°；切削刃底部变槽深长度为切削刃总长的

至

切削刃芯部直径为铣刀直径的60%-70%，切削刃底部芯径为铣刀直径的50%-60%；刃口为钝圆半径R为0.02mm-0.025mm、刃带宽度b01为0.06mm的倒棱刃加钝圆的复合结构。本发明避免了铣刀不平衡对加工造成的影响，减小切削过程中的刀具振动，减振性能较好，提高了刀具寿命和工件表面加工质量，特别适用于钛合金等航空材料。

Description

变齿距变槽深复合结构整体立铣刀

技术领域

本发明涉及一种应用于航空难加工材料钛合金粗、精加工的立铣刀，属于铣刀技术领域。

背景技术

由于钛合金等航空难加工材料低的弹性模量，使得在切削加工时钛合金零件易产生较大的变形，变形后较大的回弹造成了高频颤振和很高的切削温度，从而加速刀具后刀面的磨损，降低了零件加工质量，并限制了切削效率的提高。

铣刀的齿距是切削刃上的点到下一个切削刃上同一个点的距离(用p表示，如图1所示)。为了削弱振动，铣刀常采用不等齿距结构(变齿距铣刀)，此类结构的铣刀可分为图1给出的变螺旋角铣刀和图2给出的变齿间角铣刀两种，均以四齿为例，满足：β₁、β₂、β₃和β₄不完全相等(后两个螺旋角图中没有标出)；四个齿间角(参见图4)和

不完全相等。变齿距铣刀由于其切削刃间距不同，从而引起当前齿所产生的锯齿形的切屑和上一个齿产生的锯齿形切屑产生不同相位而阻止谐振的产生。并且变齿距铣刀在整个频率范围铣削力幅值较小，从而从根本上减弱了自激振动和强迫振动。基于以上优点，使得变齿距铣刀广泛应用于钛合金、不锈钢及镍基合金等难加工材料的切削加工，具有高效率、高精度、高寿命的特点。

变槽深刀具的结构可以减小单位长度内铣刀质量，从而增加稳定性区域，并且其底部切削区排屑槽深的特殊结构可以使排屑顺畅、不产生积屑瘤、并使被加工件表面光洁度高的优点。图3给出了阶梯状变槽深结构，此结构的特点是切削刃底部芯径小于切削刃芯部直径，切削刃底部槽深较深，以便排屑顺畅，此结构铣刀方便加工。

刀具刃口钝化结构也可以通过增加切削系统的阻尼来增加稳定性区域。

但是，上述结构单独使用均不能解决钛合金等航空难加工材料铣削时造成了高频颤振和高切削温度。

发明内容

本发明针对现有铣刀在加工航空难材料时存在的高频颤振和高切削温度等问题，提供一种减振性能好、刀具寿命高的变齿距变槽深复合结构整体立铣刀。

本发明的变齿距变槽深复合结构整体立铣刀采用以下技术解决方案：

该立铣刀的齿数为4，螺旋角为38°-40°，四个齿间角分别为83°-85°、97°-95°、83°-85°和97°-95°，四个齿间角中的对顶角相等，前角为7至11°，刀具后角为18°至20°；切削刃底部变槽深长度为切削刃总长的

至

切削刃芯部直径为铣刀直径的60％-70％，切削刃底部芯径为铣刀直径的50％-60％；刃口为钝圆半径R为0.02mm-0.025mm、刃带宽度b₀₁为0.06mm的倒棱刃加钝圆的复合结构。

本发明将变齿距、变槽深和刃口钝化三种结构复合到一起，避免了铣刀不平衡对加工造成的影响，减小切削过程中的刀具振动，减振性能较好，提高了刀具寿命和工件表面加工质量，特别适用于钛合金等航空材料。

附图说明

图1是变螺旋角铣刀的结构示意图。

图2是变齿间角铣刀的结构示意图。

图3是铣刀的阶梯状变槽深结构示意图。

图4是铣刀齿间角分布示意图。

图5是铣刀载荷及其边界条件示意图。

图6是铣刀螺旋角、前角和后角的最大Mises应力极差分析示意图。

图7是铣刀芯部直径和齿间角的最大Mises应力极差分析示意图。

图8是铣刀螺旋角、前角和后角的最大应变极差分析示意图。

图9是铣刀芯部直径和齿间角的最大应变极差分析示意图。

图10是铣刀螺旋角、前角和后角的底部中心径向应变极差分析示意图。

图11是铣刀芯部直径和齿间角的底部中心径向应变极差分析示意图。

图12是试验装置图。

图13是10把刀x、y和z向铣削力最大值对比示意图。

图14是随不同切削速度合力图。

图15是铣刀振动位移对比示意图。

图16是铣刀振动合位移对比示意图。

图17是三种刃口型式(R＝0.02mm)不同刃带宽度仿真切削力F_C对比示意图。

图18是三种刃口型式(R＝0.02mm)不同刃带宽度仿真切削力F_T对比示意图。

图19是三种刃口型式(R＝0.02mm)不同刃带宽度仿真切削温度T对比

图20是不同钝圆半径的倒棱刃加钝圆结构(b₀₁＝0.06mm)仿真温度T对比示意图。

图21是负倒棱刃加钝圆刃口型式示意图。

图22是消振棱刃加钝圆刃口型式示意图。

图23是白刃加钝圆刃口型式示意图。

具体实施方式

本发明的变齿距变槽深复合结构整体立铣刀将变齿距、变槽深和刃口钝化三种结构复合到一起，并对铣刀参数进行了优化，具体设计过程如下所述。

1.铣刀结构优化

(1)铣刀建模

借助于三维绘图软件PRO/ENGINEER4.0按照5因素5水平(如表1)设计了表2所示25把不同结构铣刀，铣刀齿数为4，并以*.stp格式存盘后导入ABAQUS软件。表1中，齿间角表示铣刀四个切削刃之间的夹角。为了避免铣刀不平衡对加工造成的影响，四个切削刃之间的夹角中对顶角相等，如图4所示，其中

为铣刀齿间角，简写为

这里

齿间角差为

表1仿真水平因素表

表2不同铣刀结构参数

(2)有限元仿真

①材料特性

刀具材料采用硬质合金，其密度为14.7g/cm³，其杨氏模量为600GPa，泊松比是0.22。由于螺旋立铣刀结构复杂，不能采用六面体单元，通常采用四面体单元，单元划分采用自由网格。

②载荷和边界条件

由于螺旋立铣刀结构复杂，在铣削加工中受力比较复杂，因此很难精确计算出其实际的强度和刚度。借助于有限元分析软件，假定铣刀是一把悬臂梁，刀柄部分L₁进行全约束，限制所有方向的自由度，在铣刀底端切削刃上加上径向点载荷，如图5所示，铣刀直径D为20mm，悬臂长60mm，施加y向载荷F_y为300N，L₂为切削刃总长。

(3)极差分析

分别对25种铣刀对应的最大应力应变进行极差分析，图6--图11分别表示最大Mises应力、最大径向应变和底部中心径向应变极差分析，其中图6、图8和图10表示螺旋角、前角、后角对平均最大应变和最大应力的影响，图7、图9和图11表示芯部直径和齿间角对最大应变和最大应力的影响。

(4)优化结果

从图8可以看到，随着螺旋角、前角、后角的增大，铣刀最大径向应变越大，切削刃刚性较差，由图9和图7可知，芯部直径越大，最大应变越小，即铣刀刚性越好，齿间角与应变的关系非单调关系，齿间角为83-97和87-93的铣刀最大径向应变较小，故其刚性较好。当刀具前角在7-11°之间时，铣刀应力应变变化较小。刀具后角在22°时铣刀应力出现一个最大值。从图7和图9可知，铣刀83-97和铣刀87-93最大Mises应力和最大径向应变较小。根据上述研究结果，对钛合金高速高效加工整体硬质合金刀具结构参数的初步设计方案如下：螺旋角为38°--40°，不等齿距刀具的齿间角为83°-97°和87°-93°，刀具前角为7-11°之间，刀具后角为18°至20°。

(5)效果试验

基于以上的仿真，设计了表3所示10种结构的铣刀进行高速铣削加工，改变铣刀齿间角、螺旋角，增加变槽深结构，切削刃底部变槽深的长度L₃为(参见图3)切削刃总长L₂(参见图5)的

至切削刃芯部直径为铣刀直径的60％-70％，切削刃底部芯径为铣刀直径的50％-60％。分析铣刀的结构参数、切削速度的变化对切削力与刀具振动的影响。

表3刀具结构参数

铣削试验装置如图12所示。切削方式采用干切削顺铣。试样材料为航空用钛合金Ti6Al4V非薄壁件。表4为铣削加工工艺参数。F_x、F_y和F_z分别为刀具进给方向、垂直于工件加工表面方向和铣刀轴向方向的铣削力；S_x，S_y分别表示进给方向、垂直于工件加工表面方向的振动位移。

表4铣削加工参数

图13为10把刀在x、y两个方向随不同切削速度下进入稳定后切削力的对比图，从图中可以看到，x、y向5#刀(螺旋角36-38，齿间角86-94)、1#刀(螺旋角38，齿间角90-90)切削力相比均较大。6#和9#切削力相比均较小。7#刀y向切削力较小。

图14是10把刀在不同切削速度下的切削力合力对比图，从图中可以看到，除了6#刀外，切削合力随着切削速度的增加均有下降趋势，这是因为随着切削速度的增加，切削温度上升致使切削区工件材料软化，使得切削力有所下降。3#刀(螺旋角38，齿间角83-97)和9#(螺旋角39，齿间角86-94)刀切削力合力相对较小。7#刀(螺旋角38，齿间角86-94)、2#刀(螺旋角38，齿间角86-94)高速切削下的切削力较小。

当转速为180m/min时，切削合力的排列顺序为：F₃＜F₉＜F₆＜F₂＜F₄＜F₇＜F₁₀＜F₁＜F₈＜F₅。其中F_n表示第n#刀的合力。

刀具的振动加速了刀具的磨损并增加了工件加工误差，图15为对x、y采集到的振动信号取平稳段2s的采集数据，为了减小测量误差，把采集到的稳定信号的最大值前100个进行平均，得到振动位移的最大值。

从图15可以明显地看到，转速为150m/min时振动位移最大，尤其是在y向表现更为明显。3#刀(螺旋角39，齿间角83-97)在不同的切削速度下振动位移均最小，7#(螺旋角38，齿间角86-94)在高切削速度下表现振动较小。图16为9把刀在不同切削速度下的2个方向合位移对比图。

当转速为180m/min时，合位移大小的排列顺序为：S₃＜S₅＜S₇＜S₁₀＜S₉＜S₁＜S₆＜S₂＜S₈。其中S_n表示第n#刀的合位移。

综上所述，在优先考虑刀具振动，兼顾切削力性能的情况下，第3#刀振动性能最好，不但切削力最小，而且振动位移最小，可能是由于此刀螺旋角最大，齿间角差也最大。7#刀振动位移较小，尤其是高速切削条件下稳定性很好，其切削力也不大，其螺旋角和齿间角差都不大，可能由于其采用了变槽深结构，排屑顺畅。5#刀高速切削下其稳定性能比较好，但是其低中速稳定性能较差，且切削力很大。10#刀具有大的齿间角差(14度)，变螺旋角及变槽深的结构，其振动性能在不同切削速度下表现仅次于7#刀。8#刀也具有变齿间角、变螺旋角及变槽深3种复合结构，但其切削性能较差，4#刀具有变螺旋角结构，其切削力及振动特性均不好。比较2#和7#，不同之处是后者为变槽深结构，而振动性能优于前者，从而发现变槽深结构改善了刀具的振动性能。通过比较发现，变齿间角对铣刀的振动特性影响较大，变螺旋角结构的抗振特性表现的并不好，变槽深结构对铣刀的影响次于变齿间角结构，可能是因为切削宽度较小(0.5mm)，并没有发挥其排屑顺畅的优势。

2.整体硬质合金刀具刃口钝圆半径优化

本发明刀具前角采用前角9°，后角选用后角12°，刃口钝化结构采用复合刃口结构，即：负倒棱刃加钝圆、消振棱刃加钝圆、白刃加钝圆，如表5所示。

刃带宽度一般取为b₀₁＝(0.3～0.8)f，因此，这里选取0.04mm、0.06mm、0.08mm，刃带角度(倒棱刃γ₀₁、消振棱刃α₀₁)不能偏小，取为-15°。

表5复合刃口结构刀具参数

图21给出了负倒棱刃加钝圆刃口型式示意图，图22给出了消振棱刃加钝圆刃口型式示意图，图23给出了白刃加钝圆刃口型式示意图。

仿真切削参数表6所示，通过切削力、切削温度来进行对比分析刃口复合结构对Ti6Al4V铣削过程的影响规律，并以最低切削温度为优化目标，找到适合Ti6Al4V铣削的最优刃口复合结构。

表6复合刃口结构刀具仿真参数设计

(1)切削力对比

图17和图18为通过Advantage软件仿真的不同刃口复合结构刀具径向F_C、切向切削力F_T的对比。由图17可以看出：

1)对于不同刃带宽度的相同刃口复合结构来说，倒棱刃加钝圆结构与消振棱刃加钝圆结构F_C在b₀₁＝0.06mm时明显大于b₀₁＝0.04mm、b₀₁＝0.08mm，而白刃加钝圆结构则在刃带宽度变化时F_C变化不明显。说明不同的刃带宽度对倒棱刃加钝圆结构与消振棱刃加钝圆结构F_C影响较大，但是对白刃加钝圆结构F_C影响不明显。

2)对于相同刃带宽度的不同复合结构来说，刃带宽度为b₀₁＝0.04mm、b₀₁＝0.08mm时，消振棱刃加钝圆结构F_C都小于其它两种复合结构F_C，白刃加钝圆结构略大于倒棱刃加钝圆结构；而当b₀₁＝0.06mm时，切削力F_C由大到小依次为：倒棱刃加钝圆＞消振棱刃加钝圆＞白刃加钝圆。

这是由于倒棱刃使前角在切削刃刃口处变成了负前角，降低了切削刃的锋利度，切削时钛合金切屑变形增大，而消振棱刃的负后角相当于一个极大的负前角，进给方向的阻力增大，因此呈现如此规律。

由图18可以看出：

1)对于不同刃带宽度的相同刃口结构来说，倒棱刃加钝圆结构F_T在刃带宽度为b₀₁＝0.04mm、b01＝0.08mm时基本相同，略小于刃带宽度b₀₁＝0.08mm时；对于消振棱刃加钝圆结构和白刃加钝圆结构来说，消振棱刃加钝圆结构F_T均比白刃加钝圆结构F_T大，而且随着刃带宽度的增大，两种结构的差值也越来越大。

2)对于相同刃带宽度的不同复合结构来说，当b₀₁＝0.04mm时，切削力F_T由大到小依次为：倒棱刃加钝圆＞消振棱刃加钝圆＞白刃加钝圆；当b₀₁＝0.06mm、b₀₁＝0.08mm时，消振棱刃加钝圆结构F_T大于其他两种复合结构F_T，而且倒棱刃加钝圆结构F_T大于白刃加钝圆结构F_T。这是由于消振棱刃使正后角变成了负后角，增大了后刀面与过渡表面之间的接触面积，增大后刀面的摩擦，加重切削刃刃口对Ti6Al4V的挤压，因此Y方向受到的切削力F_T明显增大。

(2)切削温度对比

不同刃口复合结构刀具的仿真切削温度T对比如图19所示，由图19错误！未找到引用源。可以看出：

1)对于相同刃带宽度的不同复合结构，最高仿真温度T由大到小依次为：消振棱刃加钝圆＞白刃加钝圆＞倒棱刃加钝圆；

2)对于不同刃带宽度的相同复合结构来说，随着刃带宽度的增大，消振棱刃加钝圆和白刃加钝圆的切削温度也相应增大，但是倒棱刃加钝圆在刃带宽度为b₀₁＝0.06mm时对应的温度要略低于刃带宽度为b₀₁＝0.04mm时；

3)在这九种结构中，刃带宽度为b₀₁＝0.06mm的倒棱刃加钝圆结构的切削温度最低。以最低切削温度为优化目标，可以认为这一切削参数下适合钛合金Ti6Al4V铣削的最优刃口复合结构为刃带宽度为b₀₁＝0.06mm的倒棱刃加钝圆的复合结构。

(3)刀具刃口复合结构优化

对于倒棱刃加钝圆的刃口复合结构，结合不同的钝圆半径：R＝0.015mm、R＝0.02mm、R＝0.025mm、R＝0.03mm，进行相同过程的二维切削动态物理仿真，仿真切削温度T对比如图20所示。

由图20可以看出：对于倒棱刃加钝圆结构(b₀₁＝0.06mm)仿真温度T，仿真温度T最低点钝圆半径R＝0.02mm-0.025mm之间。因此可以认为：钝圆半径为R在0.02mm-0.025mm之间、刃带宽度为b₀₁＝0.06mm的倒棱刃加钝圆的刃口复合结构为最优刃口复合结构。

通过切削力、切削温度的对比，研究了不同刃口钝圆半径对Ti6Al4V铣削过程的影响规律，发现刃口钝圆半径的变化对F_C影响较小，但是对F_T影响较大，而且随着刃口钝圆半径的增大，F_T也明显增大；同时，随着刃口钝圆半径增大，整个切屑锯齿状部分明显增多，连续状部分减少；刃口钝圆半径在0.02mm-0.025mm之间时仿真切削温度最低，并以最低仿真温度为优化目标，认为0.02mm-0.025mm是适合Ti6Al4V铣削的最优刃口钝圆半径范围。

通过切削力、切削温度的对比，本发明研究了不同刃口复合结构对Ti6Al4V铣削过程的影响规律，发现不同的刃带宽度对倒棱刃加钝圆结构与消振棱刃加钝圆结构F_C影响较大，但是对白刃加钝圆结构F_C影响不明显；消振棱刃加钝圆结构F_T均比白刃加钝圆结构F_T大，而且随着刃带宽度的增大，两种结构的差值也越来越大；以最低仿真温度为优化目标，钝圆半径为R在0.02mm-0.025mm之间、刃带宽度为b₀₁＝0.06mm的倒棱刃加钝圆的刃口复合结构为最优刃口复合结构。

Claims

1.一种变齿距变槽深复合结构整体立铣刀，其特征是：

至

没有变槽深部分的切削刃芯部直径为铣刀直径的60%-70%，变槽深底部的切削刃芯部直径为铣刀直径的50%-60%，刃口为钝圆半径R为0.02mm-0.025mm、刃带宽度b₀₁为0.06mm的倒棱刃加钝圆的复合结构。