基于ABAQUS有限元仿真的碟形刀裝置優化分析

李會榮，張浩辰

(陜西國防工業職業技術學院，陜西 西安 710300)

0 引言

鋁箔具有覆蓋性好、質量輕、防紫外線能力強、保質期長等優點，廣泛地應用于食品包裝等工業生產。鋁箔剪切機將軋制、涂層或復合后的寬幅、大卷徑鋁箔卷，按客戶要求分切成一定的寬度和長度，是目前鋁箔生產主要設備之一。隨著國內外鋁箔消費量的不斷增長，我國的鋁箔生產量超越美國，成為全球最大的鋁箔生產國家[1-3]。碟形刀是鋁箔剪切機的核心部件，直接影響鋁箔分切質量，是整個設備的精度保障。但是在高速切削過程中，刀具安裝座由于其結構會隨著刀具旋轉切削而產生震動，嚴重影響切削精度，此外對于0.01mm厚度以下的薄鋁箔，細微的震動都可能使得鋁箔邊緣產生毛刺和彎曲。因此，以圖1所示的BLFQ850高速薄鋁箔剪切機的碟形刀裝置為例，對其刀座進行仿真分析，并進行了優化設計，對提高設備精度和效率，保證薄鋁箔產品質量有著重要意義。

圖1 BLFQ850高速薄鋁箔剪切機實物

1 蝶形刀固定裝置結構及工作原理

碟刀作為切削刀具，其固定安裝裝置是設備的核心部件[4]。其刀片、刀座、支軸以及其他的附件在工作過程中產生的細微變形，在高速、周期性的切削力作用下會被不斷地累積放大，最終影響設備的使用精度[5]。本文以BLFQ850高速薄鋁箔剪切機配備的碟形刀裝置(圖2)為典型設備進行研究，具體結構如圖3所示。

圖2中：刀座4通過緊固螺釘與套筒連接，通過螺釘的松緊可以調節刀座在套筒上面的位置用以控制鋁箔的寬度；套筒5通過軸承與支軸6相連接，套筒5可繞支軸6旋轉。刀片10卡在刀座上，一共擁有兩個定位面。如圖3(b)所示，A基準面為刀片軸向定位面、B基準面為徑向定位面。

1—軸承；2—彈簧；3—定位銷；4—刀座；5—套筒；6—支軸；7—軸用彈性擋圈；8—孔用彈性擋圈；9—夾緊螺釘；10—碟刀片；11—弧形板；12—鎖緊螺釘。

圖3 刀座結構圖

2 蝶形刀固定裝置有限元模型建立

2.1 CREO三維模型的建立

為分析碟形刀產生震動的主要原因，本文對碟形刀裝置模型進行了簡化處理，去除了倒角、倒圓角以及工藝孔等不影響主要結構的特征，在CREO三維設計軟件中，保留了安裝部分以及拆卸裝置。同樣原理將支軸、套筒、軸承進行了簡化處理，以方便有限元分析中的計算，最終建模結果如圖4所示。

圖4 碟形刀固定裝置三維模型

2.2 有限元模型建立

a)模型導入

通過step格式模型，將CREO中的三維模型導入ABAQUS有限元仿真分析軟件中，并對其進行重新裝配(圖5)，刀座與支軸屬于間隙配合[6]。

圖5 ABAQUS裝配模型

b)網格劃分

根據模型形狀，對ABAQUS中導入的模型進行網格劃分(圖6)，其中支軸和刀座采用全六面體網格劃分，碟刀片采用六面體為主、四面體為輔的網格劃分方式。此外，在兩個部件相互接觸的表面以及刀座定位基準面的網格細化處理，使結果更加精確。

圖6 碟刀裝置網格劃分

c)材料屬性設置

根據ABAQUS材料屬性表，本文碟形刀裝置材料屬性設置如表1所示。

表1 材料屬性設置表

d)載荷設定

1)對刀座螺栓緊固連接處設置定向點載荷，模擬緊固螺栓作用，使得刀座內側可以與支軸外側緊密接觸。

2)刀片外側加載一圈均勻載荷，模擬碟形刀片在切削過程中持續受到的周圈力作用。

3)碟刀片與刀座、刀座與支軸之間設置面面接觸，即在外力作用下，不同的零件不會因為變形而進入到其他零件模型中。

e)邊界條件設定

支軸在整個分切工作過程中與支架連接，基本保持不動，因此將兩個端面六個自由度完全固定，作為整個有限元模型的支座(圖7)。

圖7 邊界條件設置

3 蝶形刀固定裝置仿真結果分析

3.1 應力分析

根據仿真分析結果顯示，由于刀座與支軸之間存在間隙，在螺栓緊固力的作用下，應力最為集中的位置位于刀座開口的對稱方向，如圖8中紅色部分所示(本刊黑白印刷，相關疑問請咨詢作者)，最大應力為29.67MPa，遠遠小于許用應力120MPa，刀座結構不至于變形而破壞。

圖8 應力云圖

3.2 變形分析

根據變形云圖(圖9)分析，由于螺栓緊固力的作用，導致缺口處從兩側向中間發生了位移變形，變形區域包括刀座上側以及與碟刀片卡環處。其中整體變形量最大的位置為紅色區域，最大變形量為0.041 8mm，碟刀片定位基準面最大變形處為橙色區域，最大變形量為0.034 7mm。

圖9 變形云圖

3.3 結果分析

根據結果顯示，在螺栓緊固力作用下，刀座的受力最大處為徑向開槽處對側，應力遠遠低于許用應力，不影響使用。但是開槽處的變形會導致碟刀片定位基準面發生位移，導致刀片在切削過程中發生明顯的周期性受力不均勻現象，從而產生刀架整體的震動[7-8]。

4 蝶形刀固定裝置形變實驗分析

4.1 實驗設備

本文實驗設備采用常規圓度測試和表面跳動測試，如圖10所示。

圖10 刀座實驗設備安裝圖

4.2 實驗結果

刀座精度檢測結果如表2所示。

表2 刀座精度檢測結果 單位：mm

4.3 實驗結果分析

根據顯示刀座上端面A的跳動量和外圓B的圓度超差嚴重，刀座的端面(A面)和圓柱面(B面)是碟形刀片的安裝定位基準，測試端面A的跳動量為0.035mm，外圓B的圓度為0.028mm，基本符合仿真分析結果。同時也說明，目前的裝置在分切過程中，端面跳動量超過了0.015～0.025mm的區間，需要進行優化。

5 優化方案設計

為提高刀座在套筒上工作時的剛度，減小碟刀片震動，僅通過加工工藝的優化很難彌補結構上的不足。因此在結構設計上取消徑向槽，將刀座與套筒相結合，直接采用軸承支撐刀座[9-10]，同時又能滿足使用要求。本文提出優化后的刀座組件裝配圖如圖11所示。

1—鎖緊螺釘；2—支軸；3—孔用彈性擋圈；4—彈簧；5—定位銷；6—刀座；7—軸用彈性擋圈；8—軸承；9—碟刀片；10—弧形板。

改進后實驗測試結果如表3所示。

表3 改進后刀座精度檢測結果 單位：mm

將優化后的刀座應用在BLFQ850型高速薄鋁箔剪切機上之后，如圖12所示，分切后鋁箔邊部無毛刺、翹邊，成品質量顯著提高。

圖12 優化刀座實際工作圖

6 結語

本文通過對BLFQ850高速薄鋁箔剪切機的碟形刀裝置進行ABAQUS有限元仿真分析，完成以下工作：1)完成了適合于ABAQUS有限元仿真分析BLFQ850高速薄鋁箔剪切機的碟形刀裝置三維模型建立，簡化出碟片刀、刀座、支軸的有限元模型，降低了分析難度。2)完成了碟形刀裝置的有限元仿真分析。由分析結果發現，刀座在螺栓緊固夾緊之后，徑向槽另一側所受應力最大，為29.67MPa；徑向槽開口處變形最大，最大變形量為0.041 8mm，碟刀片定位基準面最大變形處為橙色區域，最大變形量為0.034 7mm。其中基準面變形是導致刀片在切削時發生震動的主要原因。3)完成了實驗測量，測量的變形量與仿真分析結果基本一致，仿真結果符合實驗數據。4)提出一種優化方案，利用不開槽的刀座裝置取代原有的結構，提高碟片刀裝置的整體剛性，將基準面跳動量降低到0.020mm，降低了切削過程中的震動，大幅度提高了加工質量。