176 国防科技大学学报 第 36 卷 图 1 飞刀加工示意图 Fig.1 Schematicoffly cuting 1 飞刀切削力建模 1.1 微切削力模型根据直角微切削模型理论 [11], 切削力一般来源于 4 个方面, 一是由加工工件材料在切削过程中的弹性变形产生的抗力 ; 二是工件材料在切
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1 第 36 卷第 2 期国防科技大学学报 Vol.36No 年 4 月 JOURNALOFNATIONALUNIVERSITYOFDEFENSETECHNOLOGY Apr.2014 doi: /j.cn htp://journal.nudt.edu.cn 微槽结构单点金刚石飞切加工的切削力建模 刘勇, 尹自强, 李圣怡, 关朝亮 ( 国防科技大学机电工程与自动化学院, 湖南长沙 ) 摘要 : 超精密单点金刚石飞刀切削技术是一种比较新颖的微槽类结构加工方式 在飞切过程中, 切削力是切削过程中重要的物理量, 对加工后的表面质量 刀具磨损等有着直接影响 提出了一种基于直角微切削理论的动态微槽类结构飞切的力学模型, 基于微切削理论, 得到了前 后刀面切削力的理论模型 根据飞切的几何运动特征, 建立了飞切过程中剪切角的计算模型, 并根据单圈飞切实验得到了飞切过程中剪切面的变化规律 为了验证模型的正确性, 采用不同切削参数进行了多圈重叠飞切实验, 对切削力进行了测量和分析 实验得到的切削力大小和变化规律与理论模型计算得到的基本一致, 证明了该切削力模型的有效性 关键词 : 微槽结构 ; 单点金刚石飞切 ; 微切削 ; 切削力建模 中图分类号 :TH161 文献标志码 :A 文章编号 : (2014) Cutingforcemodelforfabricationofmicro grooves bysinglepointdiamondflycuting LIUYong,YINZiqiang,LIShengyi,GUANChaoliang (ColegeofMechatronicEngineeringandAutomation,NationalUniversityofDefenseTechnology,Changsha410073,China) Abstract:Ultra precisionsinglepointdiamondflycutingisanovelmethodtomanufacturethemicrostructureswithgrooves.intheflycuting proces,thecutingforceisanimportantphysicalquantity.itiscloselyasociatedwithcutingqualityandtoolwearing.todevelopthecuting regularity,aflycutingforcemodelbasedonthetheoryoforthogonalmicrocutingwaspresented.thecutingforcemodelonrakeandflankfaceis achieved.theshearangleinflycutingproceswasanalyzedbasedonthekinematicalregularity.thevalueoftheshearangleinspecificprocesing parameterstechnologicalconditionswasachievedbysingle turnflycutingexperiments.toverifytheflycutingforcemodel,overlappingflycuting experimentswithvariantparametersfeedrateswerecariedout.thevalidityoftheforcemodelisdemonstratedwiththeaccordanceofexperiments andtheoreticalanalysis. Keywords:micro grooves;singlepointdiamondflycuting;microcuting;cutingforcemodel 超精密飞刀切削是各种复杂微结构表面加工制造的重要方法之一 [1-3], 尤其适用于微 V 型槽阵列 光波导模具 手机导光板模芯等微槽类光学结构阵列的加工, 图 1 所示即为飞切加工微 V 型槽结构的示意图 飞切过程中切削力是非常重要的物理量, 它对加工过程中刀具磨损和工件表面质量等都有着直接的影响 [4-5], 因此必须对飞切加工过程中的切削力进行分析与建模 传统切削过程的力学建模以 Ernst 和 Merchant [6-7] 与 Lee 和 Shafer [8] 等建立的剪切面模型最有代表性 由于飞切过程中刀具与工件之间的相对运动与传统切削不同, 因此需要在传统切削力模型的基础上结合飞刀切削的运动学特点作进一步的分析 目前国内外对超精密单点金刚石飞刀切削过 程中的切削力研究报道非常少, 哈尔滨工业大学的赵清亮 郭兵等对 V 型刀具加工微槽进行了切削力建模分析 [9-10], 但是他们都没有对飞切加工过程中剪切面与剪切角的变化规律进行深入研究, 因而无法对飞切过程中的切削力变化进行更深入的阐释 为了对超精密飞切的物理过程进行 [11] 分析, 提出了一种基于直角微切削理论的飞刀切削力模型 首先得到单晶金刚石刀具前 后刀面的切削力理论模型, 并根据飞切的几何运动特征, 建立飞切过程中剪切角模型, 再根据单圈飞切实验得到飞切过程中剪切面的变化规律 为了验证模型的正确性, 采用不同切削参数进行多圈重叠飞切实验, 对切削力进行测量和分析 收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金 ( ); 高档数控机床与基础制造装备 国家科技重大专项 (2010ZX ) 作者简介 : 刘勇 (1983 ), 男, 安徽贵池人, 博士研究生,E mail:gfkdly@aliyun.com; 李圣怡 ( 通信作者 ), 男, 教授, 硕士, 博士生导师,E mail:sylinudt@sina.com
2 176 国防科技大学学报 第 36 卷 图 1 飞刀加工示意图 Fig.1 Schematicoffly cuting 1 飞刀切削力建模 1.1 微切削力模型根据直角微切削模型理论 [11], 切削力一般来源于 4 个方面, 一是由加工工件材料在切削过程中的弹性变形产生的抗力 ; 二是工件材料在切削过程中由材料塑性变形而产生的抗力 ; 三是加工产生的切屑与刀具前刀面相对运动而产生的摩擦力 ; 四是由于已加工表面材料由于弹性恢复而与刀具后刀面产生的动摩擦力 图 2 所示为基于直角切削理论的微切削力模型示意图 图中 γ 是刀具的前角,α 是刀具的后角,r 是刀具的切削刃半径, 是切削过程的剪切角 F s 和 F n 分别为剪切面上的剪切力和法向力,F t 为垂直于切削方向的吃刀抗力,F c 为主切削方向的力,F celastic 为由工件弹性变形 ( 材料的回弹 ) 引起的切削方向的合力,F telastic 为由工件弹性变形引起的垂直于切削方向的合力 F s =τ s S (2) { F n =δ s S 式中,S 为飞切剪切面的面积 ;τ s 为工件材料的剪切屈服强度 ;δ s 为工件材料的 0.2% 屈服强度 由 Von Mises 屈服准则与 Arcona 与 Dow [11] 的分析可知 : τ s =σ s / 槡 3 (3) 后刀面受的弹力和摩擦力为 : { F telastic =σ f Sf F celastic =μσ f S f (4) 式中,S f 为刀具后刀面与已加工表面的接触面积在切削方向的投影 ;σ f 为刀具后刀面与已加工表面的平均接触应力 ;μ 为刀具后刀面与已加工表面的摩擦系数 通常情况下, 相对于前刀面和剪切面, 后刀面受力较小, 可以忽略, 本文主要讨论前刀面和剪切面上切削力的变化 1.2 飞刀切削剪切角计算模型飞切剪切面上的力与切削过程中剪切面的面积大小成正比, 因此须先建立飞切过程中剪切面的计算模型 为了简化分析, 考虑最简单的切削情况, 即飞切时工件不进给, 使刀具在平面工件表面切削一次, 切削过程如图 3 所示 图 2 微切削力模型 Fig.2 ForcemodelofMicrocuting 根据刀具切屑受力平衡原理, 有 : F c =F s cos +F n sin +F { celastic F t =F n cos -F s sin +F telastic 其中, 剪切面切削力为 : (1) 图 3 超精密金刚石飞刀加工示意图 Fig.3 Principleofultra precisionfly cutingproces 由于飞切过程不同于传统车削, 切削的有效深度和刀具切削角度 θ cut 是变化的, 因此需要在 Von Mises 屈服准则基础上结合飞切的运动特点进行分析, 建立飞切的理论模型 当有效切削深度较大时, 前刀面上的力是主要部分, 可以忽略刀具后刀面的弹力和摩擦力, 此时可以近似认为刀具所受到的合力与工件剪切面上的力相等 以 V 型刀具为代表, 进行剪切面建模分析 刀具前角取为 0, 后角为 10, 刀具的切削角度也为 0, 即刀具前刀面与工件表面垂直 如图 4 所示,V 型刀具有两条切削刃参与切削, 因此相对应有两个剪切面 它们左右对称, 和
3 第 2 期刘勇, 等 : 微槽结构单点金刚石飞切加工的切削力建模 177 则有 : cosρ= tanθ (12) 2sin S c 得剪切面弹力在 YOZ 面上投影与剪切面合力的夹角 η: tanη= F τ = 1 F nyz 槡 3cosρ =2sin S c (13) 槡 3tanθ 将式 (9) 和 (13) 代入式 (8) 即可通过切削力 F y 与 F z 计算得到剪切角 再根据剪切角即可求得剪切面的面积, 实现飞切剪切面切削力的计算 图 4 V 型金刚石飞切剪切面示意图 Fig.4 Schematicofshearplaneinflycutingproces 前刀面组成锥形 为方便起见, 取一个剪切面进行分析 图中取 θ 为两刃夹角的一半,F y 为 Y 方向切削力,F z 为 Z 方向切削力 F n 为剪切面弹力,F τ 为剪切面剪切力,F 为剪切面受力的合力 F yz F nyz 分别为 F F n 在 YOZ 平面的投影,ρ 为 F n 与 YOZ 平面的夹角 η 为 F yz 与 F nyz 的夹角 图 4 中切削力之间的关系为 : F 2 n=f 2 nyz+f 2 x (5) F x =ctanθ F z (6) F 2 Σ =F2 n+f 2 τ =F2 Σyz+F 2 x =F 2 nyz+f 2 τ +F2 x=f 2 y+f 2 z+f 2 x (7) 由几何关系可知 : 其中 : +β+η=90 (8) 2 切削实验 2.1 实验说明飞切测力实验所用材料以硬铝 7075 材料为代表, 材料的基本属性见表 1 表 1 硬铝 7075 的材料参数 Tab.1 Materialparametersofaloy7075 材料属性 数值 材料属性 数值 弹性模量 70GPa 0.2% 屈服强度 525MPa 硬度 160MPa 抗拉强度 575MPa 飞切测力实验设备如图 6 所示 测力仪为 Kistler 公司的 9256C 型三维测力仪 切削刀具为 V 型金刚石成型刀, 刀尖夹角为 100, 如图 7 所示 tanβ= F z F y (9) tanη= F τ F nyz (10) 为建立剪切角 与飞切过程中切削力 F y F z 之间的函数关系, 需要推导 F n 与 YOZ 平面的夹角 ρ 的计算公式, 它们的关系如图 5 所示 : 图 6 飞切测力实验设备 Fig.6 Experimentalsetupofflycuting 图 5 剪切面三角形的立体结构图 Fig.5 Schematicdrawingofshearplane 图 5 中, 剪切面 ABC 的面积记为 S c 根据棱锥的体积可得棱锥的高 EG 的长为 : H zui =0.5H θ ctan tanθ/s c (11) 图 7 金刚石刀具 Fig.7 Singlediamondcutingtool
4 178 国防科技大学学报 第 36 卷 2.2 飞切剪切角实验分析 为了深入分析飞切加工过程中剪切角的变化规律, 进行了不同背吃刀量下的单圈飞切平面工件的测力实验 切削过程如图 8 所示 (e)40μm 背吃刀量下的切削力 (a)20μm 背吃刀量下的切削力 (f)40μm 背吃刀量下的摩擦角 (b)20μm 背吃刀量下的摩擦角 (g)50μm 背吃刀量下的切削力 (c)30μm 背吃刀量下的切削力 (h)50μm 背吃刀量下的摩擦角图 8 不同背吃刀量下的切削力和摩擦角 Fig.8 Cutingforceandfrictionangle (d)30μm 背吃刀量下的摩擦角 由于切削速度对剪切角一般无影响 [11], 为了便于切削力测量与分析, 取飞切的主轴转速为 90rpm 工件不进给, 每个切深切削进行两次切削以验证数据的重复性, 保证实验结果的可靠性
5 第 2 期刘勇, 等 : 微槽结构单点金刚石飞切加工的切削力建模 179 由图 8 所示的实验结果可知, 不同背吃刀量下飞切加工的摩擦角不随飞切深度变化, 均为 20, 代入 1.2 节的公式可解得剪切角为 35 3 多圈重叠切削测力验证实验为了验证剪切力模型的正确性, 在工件表面进行了如图 9 所示的进给条件下多刀重叠切削加工实验, 这也是加工微结构时通常采用的飞切方式 (a)40mm/min 进给速度下的仿真图 图 9 多刀重叠飞切示意图 Fig.9 Schematicdrawingofoverlappingflycuting (b)60mm/min 进给速度下的仿真图 采用 2.1 节相同的切削条件, 以保证剪切角为 35 不变 保持主轴转速 500rpm 背吃刀量 50μm 不变, 采用不同的进给速度进行切削实验, 通过与建模所得到的切削力进行对比, 实验及结果如图 10 和图 11 所示 (c)80mm/min 进给速度下的切削力 图 10 V 型槽三维照片 Fig.10 PictureofmicroV grooves 图 10 所示为在硬铝 7075 材料上飞切加工得到的微 V 槽结构 通过图 11 中数据分析可知, 基于单圈切削所得剪切角的基础上, 得到的切削力理论值与实验值基本吻合, 误差在 10% 以内 (d)100mm/min 进给速度下的切削力图 11 重叠切削状态下切削力理论与实验值 Fig.11Theoreticalforceandexperimentalforce
6 180 国防科技大学学报 第 36 卷 4 结论基于直角微切削力模型, 以 V 型刀具为代表, 建立了微结构飞切加工过程中的剪切角模型, 得到了剪切角与刀尖角度 摩擦角的几何关系 通过单圈飞切实验可知, 飞切过程中剪切角基本保持不变 并通过不同进给速度下多刀重叠切削实验对切削力模型进行了验证, 实验结果表明所建立的飞切加工切削力模型和实验结果基本一致, 能对超精密飞切加工过程中的切削状态与刀具磨损等提供有效的预测与监控, 对超精密微槽类光学微结构的飞切加工有重要的指导意义 参考文献 (References) [1] WeckM,FischerS.Manufacturingofmicrostructuresusing ultra precisionmachinetools[c]//proceedingsofspie,part ofthesymposium on Design,Test,and Microfabrication of MEMSandMOEMS,1999,3680: [2] SotgiuG,SchironeL.Microstructuredsiliconsurfacesforfield emisiondevices[j].appliedsurfacescience,2005,240(1-4): [3] JiangW.Diamondturningmicrostructureopticalcomponents [C]//ProceedingofSPIE 4thInternationalSymposium on AdvancedOpticalManufacturingand TestingTechnologies, 2009,7284:1-6. [4] ArconaC.Toolforce,chipformationandsurfacefinishin diamondturning[d].northcarolina:north CarolinaState University,1996. [5] YinZQ,ToS,LeeW B.Wearcharacteristicsofdiamondtool inultraprecisionrastermiling[j].theinternationaljournalof AdvancedManufacturingTechnology, (7-8): [6] ErnstH,MerchantM E.Chipformation,frictionandhigh qualityjachinedsurfaces[j].transactionsofamericansociety formetals,1941: [7] MerchantM E.Mechanicsofthemetalcutingproces I plasticityconditionsin orthogonalcuting[j].journalof AppliedPhysics,1945,16(6): [8] LeeEH,ShaferBW.Thetheoryofplasticityappliedtoa problem ofmachining[j].journalofapplied Mechanics, 1951,18: [9] ZhaoQ L,GuoB,YangH,etal.Mechanisticcutingforce modelfordiamondfly cutingofmicrostructuredsurface[c]// ProceedingofSPIE4thInternationalSymposium onadvanced OpticalManufacturingandTestingTechnologies,2009,7282:1-6. [10] 郭兵. 微结构表面的金刚石飞切加工研究 [D]. 哈尔滨 : 哈尔滨工业大学,2008. GUOBing Diamondfly cutingofmicrostructuredsurface[d]. Harbin:HarbinInstituteofTechnology,2008(inChinese). [11] ArconaC, Dow T A.An empiricaltoolforcemodelfor precisionmachining[j].journalofmanufacturingscienceand Engineering,1998,120(4):
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吉林大学学报 工学版 ２４４ 第 ４ 卷 复杂 鉴于本文篇幅所限 具体公式可详见参考文 献 ７ 每帧的动力学方程建立及其解算方法如图 ３ 所示 图４ 滚转角速度与输入量 η 随时间的变化波形 Ｆｉｇ ４ Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ｒａｔｅ ａｎｄ ｉｎｐｕｔ η ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ 图５ Ｆｉｇ ５ 滚转角随时间的变化波形 Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ａｎｇｌｅ ｗｉｔｈ
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标题
第 35 卷第 期西南大学学报 ( 自然科学版 ) 3 年 月 Vol.35 No. JouralofSouthwestUiversity (NaturalScieceEditio) Feb. 3 文章编号 :673 9868(3) 69 4 一类积分型 Meyer-KiḡZeler-Bzier 算子的点态逼近 赵晓娣, 孙渭滨 宁夏大学数学计算机学院, 银川 75 摘要 : 应用一阶 DitziaṉTotik
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222 农业机械学报 2010 年 能的研究还处于起步阶段, 国内外多数研究者只是在粗加工 半精加工的切削工况下, 发现切削该类铝基复合材料时, 在极短的时间内高速钢 硬质合金及硬质合金涂层刀具等常规刀具便超过磨钝标准而不能继续使用 本文采用特殊结构形式的刀具 硬质合金圆形自转位刀具切削碳化硅晶须增
2010 年 1 月农业机械学报第 41 卷第 1 期 DOI:10.3969/j.issn.1000 1298.2010.01.042 碳化硅晶须增强铝基复合材料自转位刀具车削试验 1 王大镇 1 冯培锋 李 1 波 2 刘华明 (1 集美大学机械工程学院, 厦门 361021;2 哈尔滨工业大学机电工程学院, 哈尔滨 150001) 摘要 采用 3 种类型的刀具车削航天用碳化硅晶须增强铝基复合材料
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第四章 １０２ 图 ４唱１６ 基于图像渲染的理论基础 三张拍摄图像以及它们投影到球面上生成的球面图像 拼图的圆心是相同的 而拼图是由球面图像上的弧线图像组成的 因此我 们称之为同心球拼图 如图 ４唱１８ 所示 这些拼图中半径最大的是圆 Ｃｋ 最小的是圆 Ｃ０ 设圆 Ｃｋ 的半径为 ｒ 虚拟相机水平视域为 θ 有 ｒ Ｒ ｓｉｎ θ ２ ４畅１１ 由此可见 构造同心球拼图的过程实际上就是对投影图像中的弧线图像
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二 外汇风险溢酬的度量及其时间序列模型
外汇风险溢酬理论述评 郑振龙 邓弋威 一 外汇风险溢酬问题的提出 国家自然科学基金项目 非完美信息下基于观点偏差调整的资产定价 福建省自然科 学基金项目 卖空交易对证券市场的影响研究 教育部人文社科一般项目 市场有效性 价格发现与 定价权争夺 基于人民币即期汇率和远期汇率的研究 教育部留学回国人员科研启动基金 人民币 即期与远期汇率关系及外汇市场协同稳定机制研究 郑振龙 男 福建平潭人 厦门大学金融系教授
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自然科学版 预处理 视盘粗定位 视盘垂直坐标的粗定位 视盘水平坐标的粗定位
自然科学版 文章编号 视网膜图像中视盘的快速自动定位方法 赵晓芳 林土胜 李碧 摘 要 基于眼底视网膜血管的分布结构及视盘本身的特点 提出一种快速自动定位视盘的方法 首先根据视网膜血管的网络分布结构大致定位视盘的垂直坐标 然后根据视盘 的亮度信息及视盘与血管的关系来定位视盘的水平坐标 最后把视盘限定在以粗定位的视盘为中心的一个小窗口内 用 变换精确定位视盘中心 该方法不需要事先分割视网膜血管 也不需要对算法进行训练
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- * (( )) :-,,, ( ) ~ 与常规管中气 - 液两相流动不同, 水平管气 - 液两相变质量流动存在沿程管壁入流 在水平管单相变质量流动试验研究的基础上, 考虑了管壁入流对管壁摩阻系数的影响, 提出了孔缝 管管壁摩阻系数相关式 将气 - 液两相混合物看作均匀介质, 使水平管气 - 液两相变质量流的均相流模型的基本模型等同于单相变质量流的流动模型, 重点研究了气 - 液两相变质量流均相流模型中
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技工院校金属切削教材教法师资培训班 高速切削技术专题 清华大学 ( 精密仪器与机械学系 ) 冯平法 2010 年 5 月 9 日 冯平法, 清华大学教授 / 博士生导师 1982-1989 清华大学本科 硕士 1999-2003 柏林工业大学博士 课程 : 制造工程基础, 生产实习 研究领域 : 高效精密加工技术 ( 高速切削, 超声加工 ) 数控加工精度原位检测技术制造装备性能分析与优化设计 目录
气溶胶光学厚度 的测量原理 Ê
肖钟湧 江洪 余树全 周国模 陈然 宋晓东 焦荔 洪盛茂 常杰 江波 南京大学国际地球系统科学研究所 南京 浙江林学院国际空间生态与生态系统生态研究中心 杭州 杭州市环境监测总站 杭州 浙江大学生命科学学院 杭州 浙江省林业科学研究院 杭州 气溶胶光学厚度 的测量原理 Ê 仪器和观测 实验场地 数据处理 气溶胶光学厚度的高光谱反演 浑浊度系数 波长指数 Ê Ê 精度检验 气溶胶光学厚度 浑浊度系数
哈尔滨工程大学硕士学位论文数控加工中心辅助编程系统的开发姓名 : 张强申请学位级别 : 硕士专业 : 机械制造及其自动化指导教师 : 单忠臣 20030101 数控加工中心辅助编程系统的开发 作者 : 学位授予单位 : 被引用次数 : 张强 哈尔滨工程大学 2 次 本文读者也读过
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33 5 Vol.33,No.5 2012 10 JournalofHebeiUniversityofScienceandTechnology Oct.2012 :1008-1542(2012)05-0453-06 /,, ( 河北科技大学机械工程学院, 河北石家庄 050018) : 利用计算流体力学软件 FLUENT 的凝固 / 熔化模型, 对双层壁圆筒内填充的铝硅合金相变材料的熔化 / 凝固过程进行了数值模拟,
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刘瑞鹏 贾宪振 王永顺 炸药切削温度理论分析及影响因素的数值模拟 削力的作用 更重要的是由于切削温度的升高而可能引起工艺安全性问题 而关于切削温度的计算 ; 研究则较多的集中于金属材料领域 对于炸药材料而言 其屈服强度 导热性能 反应过程等材料性质明显不同于金属材料 一方面 由于炸药材料本身易燃易爆
!" 年 月 炸药切削温度理论分析及影响因素的数值模拟 刘瑞鹏 贾宪振 王永顺 西安近代化学研究所 陕西西安 摘 要 为了研究炸药切削温度的变化规律 首先基于塑性变形理论推导了炸药切削温度的理论表达式 再采用 %
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66 文章编号 :10069941(014)01006605 超声振动对炸药模拟材料车削表面质量的影响 ( 中国工程物理研究院化工材料研究所, 四川绵阳 61900) 摘要 : 以 MJ9159 炸药模拟材料超声振动车削及数字共聚焦表面微观形貌测量为试验基础, 针对炸药材料较差的加工性及对力和温度冲击的敏感性, 研究了超声振动车削的切削机理, 对比分析了普通车削和超声振动车削以及,3.4,5μm 振幅超声振动车削模式对加工表面质量的影响
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