LF6鋁合金細長軸對稱車削加工參數優化*

孫捷夫,孔繁霽,楊 巍

(1.沈陽飛機工業(集團)有限公司，沈陽 110000；2.哈爾濱工程大學智能科學與工程學院，哈爾濱 150000)

0 引言

LF6鋁合金屬于防銹鋁合金，具有輕質高韌等突出優點，同時LF6鋁合金還具有良好的焊接性[1]，在航空制造領域中被廣泛應用于制造細長軸類連接桿零件，起到傳動和減重作用，一般對細長軸類連接桿零件的尺寸精度和表面質量均有較高要求。LF6鋁合金細長軸類零件的加工一直是航空制造領域的難點，從結構角度分析，細長軸類零件剛性差導致加工極易變形；從材料角度分析，LF6鋁合金塑性大導致表面粗糙度難以控制，同時硬度低進一步加劇加工變形；從工藝角度分析，LF6鋁合金屬于有色金屬，不適于磨削類精加工，只能在數控車床上完成最終狀態的實現。

目前關于LF6鋁合金細長軸類零件車削加工的研究成果尚無報道，但國內外學者關于細長軸類零件車削加工取得一定進展。文獻[2-6]主要通過設計專用裝夾定位裝置提高細長軸零件加工質量，但需改造機床，縮小機床使用范圍；文獻[7-11]以誤差補償為主要方法降低切削力等因素的影響，在一定程度上有助于提高細長軸加工質量，但需要額外的動力裝置，普遍具有成本高、通用性差等特點；文獻[12-17]基于力學分析或車削原理分析優化現有工藝過程提高細長軸車削質量，在理論上具有可行性，但與實際工程應用尚有差距。

基于對現有研究成果的分析，大部分研究成果具有需要專用裝置或專用設備、研究目標單一、缺少實際加工基礎等特點，且沒有針對LF6鋁合金材料細長軸的相關研究，無法準確指導實際工程應用。本文以LF6鋁合金細長軸的車削加工為研究對象，提出基于專用車夾的對稱車削工藝，對車削過程中彎曲變形和表面粗糙度的產生機理進行分析，鎖定加工參數是影響加工質量的核心因素，基于中心復合法的車削試驗結果進行影響規律分析，基于響應面法進行多目標加工參數優化計算，將優化結果進行實際加工驗證其正確性和可行性。

1 對稱車削加工模型及理論分析

1.1 加工模型及專用車夾

傳統細長軸車削裝夾方式一般采用“一夾一頂”、“一夾一拉”“雙頂”等，采用上述裝夾方式車削加工的本質是通過增加對細長軸的約束提高工藝系統的剛性，但需基于特定機床或專用夾具，尤其對于端面無加工余量或無裝夾面積的細長軸零件，上述裝夾方法均難以實現。

對稱車削加工是將細長軸在常規數控車床上裝夾定位，通過將兩把車刀以細長軸中心線180°對稱分布，基于力學平衡思想提高工藝系統的剛性，進而提高加工精度和表面質量。由于無需額外頂尖尾座，對零件端面結構無特殊限制，對機床選擇和細長軸結構形式具有更優的普適性。對稱車削模型如圖1所示。

圖1 對稱車削模型示意圖

對稱車削實現的關鍵因素是兩把車刀對稱分布且同向同速進給完成車削加工。為在常規數控車床基礎上無需任何額外設備改造實現對稱車削，設計并制造專用車夾，將機床、車刀和零件相連接組成對稱車削工藝系統。專用車夾整體結構為階梯形，端面有刀槽用于放置兩把車刀，刀槽內有一中心孔，其孔徑大于待加工細長軸零件成品直徑，兩側面有螺紋孔，緊固螺栓穿過螺紋孔固定車刀。專用車夾結構示意圖如圖2所示。

圖2 專用車夾實物

基于專用車夾的對稱車削按如下步驟操作：

步驟1：調整車夾：在車削加工前，將兩把車刀對稱安裝在專用車夾的刀槽中，按待加工細長軸尺寸調整兩把車刀相對專用車夾中心孔的位置后，擰緊調整螺栓；

步驟2：安裝車夾：將安裝好的專用車夾安裝在機床刀塔上；

步驟3：車削加工：通過對刀試切，保證專用車夾中心孔與待加工細長軸中心對應，兩把車刀隨刀塔按預先設定好的數控程序做進給運動，完成對稱車削加工；

步驟4：退刀拆卸：專用車架隨刀塔沿機床Z軸正方向水平移動至安全位置，完成加工后拆卸專用車夾。

圖3 采用專用車夾的對稱車削加工

1.2 彎曲變形力學分析

細長軸的對稱車削加工采用三爪卡盤定位夾緊，無頂尖輔助定位的裝夾方法。將三爪卡盤一端簡化為固定端并限制細長軸全部自由度，對細長軸的約束可簡化為軸向力FAx、徑向力FAy和彎矩MA，刀具1和刀具2的車削運動分別對細長軸產生軸向切削力F1x和F2x、徑向切削力F1y和F2y、主切削力F1z和F2z，考慮各切削力對細長軸加工變形的影響程度，將切削過程中產生的的切削力分解為徑向切削力和軸向切削力，而忽略主切削力對變形的影響以簡化模型。根據模型約束情況，將細長軸受力模型轉化為工程上的超靜定梁問題，力學模型如圖3所示。

圖4 對稱車削力學模型

車刀1刀尖點距三爪卡盤端面距離為a，考慮到實際車刀安裝誤差，設定車刀1和車刀2在細長軸的軸線方向位移差為Δx，則根據靜力平衡方程∑MA=0，可得：

MA=F1ya-F2y(a+Δx)

(1)

考慮到實際車刀安裝誤差，車刀1和車刀2的車削運動分別對細長軸產生徑向切削力F1y和F2y之間必然會存在一定差值，設該差值分別為ΔFy則：

F1y=F2y+ΔFy

(2)

根據力學模型邊界約束條件，在三爪卡盤裝夾處細長軸撓度為零，則可得出細長軸在對稱車削時任意一點的撓度曲線近似微分方程：

(3)

式中，EI為細長軸的彎曲剛度，對上式微分方程進行求解，可得出任意點的撓度y的表達式為：

(4)

其中，

基于上述分析，細長軸在對稱車削過程中的彎曲變形形態主要取決于兩把車刀刀尖的軸向位移Δx，而彎曲變形量大小主要取決于兩把車刀的徑向切削力的差值ΔFy，通過所設計的專用車夾可保證兩把車刀的相對位置，使軸向位移Δx、徑向切削力的差值ΔFy均趨近于零，使兩把車刀的徑向切削力大小近似相等、方向相反，在數值上相互抵消，同時可互相作為輔助支撐增強細長軸的剛性，減小切削過程中其他因素產生的彎曲變形。

因此，基于專用車夾的對稱車削細長軸的彎曲變形主要受兩把車刀軸向切削力疊加效應和徑向切削微小差值的影響，而在零件材料、刀具參數、加工環境既定的情況下，軸向切削力和徑向切削力的大小主要取決于加工參數。

1.3 表面粗糙度影響因素分析

細長軸零件表面粗糙度的形成機理可歸結為三方面：①車刀切削刃與零件相對運動所形成的幾何不平度；②切削力作用下產生的塑性變形或其他物理因素所附加的表面微觀不平度；③工藝系統振動所產生的表面振紋。

由對稱車削的力學分析可知，兩把車刀產生的徑向力相互抵消，并互相作為輔助支撐可有效提高工藝系統的剛性，有效避免由振動導致表面粗糙度的形成，而幾何不平度和塑性變形是車削加工中無法避免的，僅能通過合理方法使之減小，根據文獻[18]可知，通過優化加工參數、切削刀具、切削環境等因素在不同程度上可有效控制零件表面粗糙度，其中加工參的選擇對表面粗糙度的影響最大，也是可控性最好的因素。

基于對細長軸零件車削彎曲變形和表面粗糙度分析可知，加工參數的選擇對上述兩項評價指標均有決定性影響，為對減小細長桿零件車削彎曲變形和表面粗糙度，基于實際切削試驗優化細長軸的對稱車削加工參數。

2 對稱車削試驗設計

2.1 試驗條件

試料信息：試料材料牌號LF6，材料狀態R狀態，加工前試料直徑20 mm，總長度200 mm。

設備信息：機床選用哈挺GS200型號數控車床，裝夾方式為三爪卡盤，冷卻方式為乳化液冷卻。

刀具信息：刀具材料高速鋼，兩把刀具的前角8°、后角6°、主偏角85°、副偏角2°、刃傾角12°、刀尖圓弧半徑0.2 mm。

加工要求：切削長度150 mm，加工后直徑4 mm，最大彎曲變形量小于0.15 mm，表面粗糙度小于Ra0.8 μm。

測量方法：最大彎曲變形量由螺旋測微器在已加工表面的端面為起點，在軸向方向上以10 mm為間距均勻取14個測量點測量，如圖5中實線箭頭位置，所有測量數據與公稱直徑之差最大值為最大彎曲變形量；表面粗糙度由表面粗糙度測量儀在已加工表面的端點為起點，取樣長度為2 mm，在軸向方向上以30 mm為間距均勻取5個測量區域，并在每個測量區域圓周均布3個測量點測量，所有測量數據均值為細長軸表面粗糙度，如圖5中虛線位置。

圖5 最大彎曲變形量和表面粗糙度測量方法

2.2 試驗方案及試驗結果

基于對稱車削的原理分析，綜合考慮車刀性能和機床參數，初步限定切削速度V的取值范圍為200～300 m/min、進給量f的取值范圍為0.03～0.1 mm/r、背吃刀量ap的取值范圍為0.5～3 mm。

細長軸對稱車削試驗選用中心復合法進行試驗方案設計，中心復合試驗法相對傳統的正交試驗法對變量因子與評價指標之間的非線性關系描述更精確，且中心復合試驗法引入旋轉因子概念，可突破變量因子的設定界限，能夠探究更多的優化解。本試驗設定旋轉因子為1.287，中心點重復試驗次數為2次，試驗設計矩陣及試驗結果如表1所示。

表1 試驗設計矩陣及試驗結果

表1中模式列“+”“-”分別代表每個因子的立方點，“A”“a”分別代表每個因子的軸向點，“0”代表每個因子的中心點。測量結果Δy表示最大彎曲變形量，Ra表示單次試驗平均表面粗糙度。基于表1的試驗結果，繪制各加工參數不同水平下的最大彎曲變形量和表面粗糙度趨勢圖。

由圖6可知，最大彎曲變形量受切削速度影響最大，呈正相關；其次受進給量影響較大，呈負相關；受背吃刀量影響較小。由圖7可知，表面粗糙度受進給量影響最大，呈正相關；其次受切削速度影響較大，呈負相關；受背吃刀量影響較小。

圖6 不同水平下最大彎曲變形量趨勢圖

圖7 不同水平下表面粗糙度趨勢圖

上述現象是由于細長軸剛性差，隨著切削速度增大，細長軸自轉離心力和切削力綜合作用增強，加劇彎曲變形，但切削速度的提高可有效避免刀具表面積屑瘤等現象，有利于表面粗糙度的減小；根據金屬切削原理可知，進給量增大使切削厚度相應增大，切屑變形系數減小，整體切削力降低，有利于抑制彎曲變形，但增大進給量會使刀具與細長軸之間切削運動軌跡發生變化，增大切削幾何不平度，進而提高表面粗糙度；由于對稱車削的雙刀具互相補償效應，降低背吃刀量對切削力的影響，進而弱化對彎曲變形和表面粗糙度的影響。

3 基于響應面法的多目標參數優化

3.1 試驗結果統計分析

響應面法是基于多元二次回歸方程擬合因素和響應值之間的函數關系，同時兼顧因素之間的耦合影響，具有良好的實際工程應用背景[19]。基于JMP軟件采用響應面法對表1中的試驗結果進行擬合分析，擬合模型結果如圖8和圖9所示。

圖8 最大彎曲變形量擬合模型“預測值-實際值”圖

圖9 表面粗糙度擬合模型“預測值-實際值”圖

由圖8和圖9可知，最大彎曲變形量和表面粗糙度“預測值-實際值”模型圖中數據點均緊密分布于對角線附近，最大彎曲變形量模型R方為0.986，調整R方為0.957,均方根誤差為0.042；表面粗糙度模型R方為0.986，調整R方為0.957,均方根誤差為0.042，兩組模型擬合精度均滿足實際工程需要，均具有顯著的統計學意義。

圖10和圖11分別是基于響應面法擬合后最大彎曲變形量和表面粗糙度的各切削用量的各階變量參數估計值，其中“概率>丨t丨”的值越小表明該因子對結果影響越大，可以看出基于響應面法得出的各加工參數對結果的影響程度規律與極差法所得一致。由圖10～圖12可知，背吃刀量無論是單因子還是與其他變量的交互相應對最大彎曲變形量和表面粗糙度的影響均不顯著。

圖10 最大彎曲變形量各階變量參數估計值

圖11 表面粗糙度各階變量參數估計值

圖12 最大彎曲變形量和表面粗糙度綜合匯總效應

3.2 加工參數多目標優化

在實際工程中，對細長軸的最大彎曲變形量和表面粗糙度均有要求，以直徑4 mm、加工長度150 mm的試料為例，要求最大彎曲變量0.15 mm，表面粗糙度不大于Ra0.8 μm，遵循加工經濟性原則，將最大彎曲變量下限設為0.1 mm，表面粗糙度下限設為Ra0.7 μm。

根據上述分析，背吃刀量對最大彎曲變形量和表面粗糙度的影響均不顯著，考慮實際加工效率需求，將背吃刀量設定為3 mm，并基于最大彎曲變形量和表面粗糙度的響應面擬合模型，在JMP軟件中利用等高線刻畫器模塊對切削速度和進給量進行多目標優化，如圖13所示。

圖13 切削速度和進給量的等高線刻畫器

圖中紅色虛線是最大彎曲變形量為0.15 mm的等高線，紅色區域為最大彎曲變形量大于0.15 mm或小于0.1 mm的變量取值區域；藍色虛線是表面粗糙度Ra0.8 μm的等高線，藍色區域是表面粗糙度大于Ra0.8 μm或小于Ra0.7 μm的變量取值區域；白色部分為同時滿足最大彎曲變形量和表面粗糙度要求的變量取值區域，考慮實際加工穩定性和加工效率，在白色區域中心靠右上方處取值，如圖13中十字線交匯處，得出最優加工參數為V=225 m/min、f=0.085 mm/r、ap=3 mm，此時預測最大彎曲變形量為0.13 mm，表面粗糙度為Ra0.75 μm。

3.3 實際加工對比驗證

為驗證基于響應面法所得的最優對稱車削參數準確性，進行實際切削加工驗證，并分別將圖6和圖7基于極值法的單目標最優加工參數、以及經驗參數作為對比加工驗證，結果如表2所示。

表2 最優參數實際驗證結果

經過實際加工驗證結果可知，經驗參數的最大彎曲變形量和表面粗糙度均不滿足要求，而基于極值法單目標加工參數僅能滿足單一目標需求，而響應面法實際加工結果與預測值非常相近，且能同時滿足兩個目標加工需求。

4 結論

(1)通過設計專用車夾實現LF6鋁合金細長軸的對稱車削加工，基于對稱車削力學模型分析和粗糙度形成機理分析，得出：提高LF6鋁合金細長軸加工質量的關鍵是優化對稱車削加工參數。

(2)為優化對稱車削加工參數，基于中心復合法建立切削試驗矩陣，分別利用極值法和響應面法探究加工參數對結果的影響規律，得出：最大彎曲變形量受切削速度影響最大呈正相關，其次受進給量影響較大呈負相關；表面粗糙度受進給量影響最大呈正相關，其次受切削速度影響較大呈負相關；背吃刀量對兩項指標影響均布顯著。

(3)綜合考慮加工質量、加工效率和加工穩定性，在JMP軟件中對加工參數進行多目標優化，得出最優加工參數V=225 m/min、f=0.085 mm/r、ap=3 mm，并將優化結果進行實際加工驗證，測得最大彎曲變形量為0.14 mm、表面粗糙度為Ra0.72 μm，同時滿足最大彎曲變形量和表面粗糙度要求。本文提出的細長軸對稱車削工藝可有效指導實際工程應用。