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    超聲輔助線切割加工超聲參數(shù)對表面粗糙度的影響

    2023-08-17 01:34:28張帥呂汝金劉建偉張永琪
    機(jī)床與液壓 2023年14期
    關(guān)鍵詞:電火花振幅粗糙度

    張帥,呂汝金,2,劉建偉,2,張永琪

    (1.桂林電子科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,廣西桂林 541004;2.桂林電子科技大學(xué)機(jī)電綜合工程訓(xùn)練國家級實(shí)驗(yàn)教學(xué)示范中心,廣西桂林 541004)

    0 前言

    基于超聲振動(dòng)的電火花線切割復(fù)合加工,即在常規(guī)的電火花線切割加工方式上,配合施加超聲振動(dòng)改善加工環(huán)境以提高加工效率和質(zhì)量。一些學(xué)者通過試驗(yàn)證明在電火花加工中附加超聲振動(dòng)可以有效改善放電環(huán)境,提高材料去除率和表面質(zhì)量[1-4]。在電火花線切割加工中,附加超聲振動(dòng)能顯著改善金屬表面的排屑性能,增加有效放電次數(shù),進(jìn)而提高加工效率與質(zhì)量[5-9],為復(fù)合加工的試驗(yàn)研究提供了技術(shù)指導(dǎo)。一些學(xué)者利用有限元方法針對線切割加工提出了溫度場的仿真模型,研究放電加工過程溫度場的分布規(guī)律,得出不同放電參數(shù)下的加工效率與表面質(zhì)量[10-12]。通過對加工過程的仿真研究發(fā)現(xiàn),電火花加工中附加超聲振動(dòng)后放電通道分布更加均勻,放電脈沖的成功率被有效地提高,降低了表面粗糙度,提高了加工效率[13-14],為復(fù)合加工的仿真研究提供了有益參考。

    由于超聲振動(dòng)輔助電火花線切割加工時(shí)熱源相對處于移動(dòng)和超聲振動(dòng)的復(fù)合狀態(tài),因此傳統(tǒng)的高斯熱源無法滿足此研究的仿真需求。故本文作者基于超聲振動(dòng)與電火花線切割復(fù)合加工溫度場的基本理論,建立了基于超聲振動(dòng)的移動(dòng)高斯熱源模型,從仿真和試驗(yàn)兩個(gè)方面研究基于超聲振動(dòng)的電火花線切割復(fù)合加工下不同振幅和頻率對表面粗糙度的影響規(guī)律,為推廣特種加工技術(shù)提供理論指導(dǎo)與應(yīng)用支撐。

    1 模型構(gòu)建

    1.1 物理模型

    基于電火花線切割加工機(jī)制,在工件端引入超聲振動(dòng)系統(tǒng),使其在垂直于電極絲進(jìn)給方向上振動(dòng)。在線切割加工的同時(shí),放電通道內(nèi)的工作液產(chǎn)生大量空化泡,空化泡急速潰變釋放能量,這些能量進(jìn)而轉(zhuǎn)化為微射流和沖擊波對工件表面進(jìn)行微切削,加速了蝕除碎屑的排出。復(fù)合加工過程受超聲振動(dòng)空化、泵吸和渦流效應(yīng)等影響,有效放電次數(shù)增多,放電通道內(nèi)排屑能力增強(qiáng),加工效率提升,加工過程穩(wěn)定性提高。超聲振動(dòng)作用下電火花線切割加工物理過程如圖1所示。

    圖1 超聲輔助線切割工件熔融的物理過程

    1.2 熱傳導(dǎo)模型

    (1)放電通道半徑

    基于樓樂明研究結(jié)果[15]以及此研究試驗(yàn)條件,放電通道半徑R表示為

    (1)

    式中:Ip為峰值電流,A;Tf為放電時(shí)間,μs;Tb為最佳脈寬,μs。

    (2)熱源

    根據(jù)傅里葉熱傳導(dǎo)理論,電火花線切割加工時(shí)工件表面的熱傳遞可表示為

    (2)

    式中:q(r)為高斯分布的熱流密度函數(shù);h(T-T0)為熱對流函數(shù);R(t)為t時(shí)刻的放電通道半徑,m。

    在放電通道內(nèi)距離放電中心處r的熱流密度可表示為

    (3)

    式中:k為熱源集中系數(shù),取值為3;η為能量分配系數(shù);U(t)為t時(shí)刻的間隙電壓,V;I(t)為t時(shí)刻的峰值電流,A。

    在加工過程中,工件作垂直于電極絲進(jìn)給方向的超聲振動(dòng)。由于運(yùn)動(dòng)的相對性,且方便仿真的實(shí)施,可將超聲振動(dòng)作用效果加載在熱源上。熱源的振動(dòng)方程可表示為

    x=Asin(2πft)

    (4)

    式中:x為點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的位移,m;A為超聲振動(dòng)振幅,m;f為超聲振動(dòng)頻率,Hz;t為時(shí)間,s。

    將式(3)中圓坐標(biāo)轉(zhuǎn)換為直角坐標(biāo)系,且將超聲振動(dòng)作用在熱源上,則基于超聲振動(dòng)的移動(dòng)熱流密度公式可表示為

    (5)

    由于工件在放電過程中與工作液介質(zhì)存在較大的溫差,故在放電通道區(qū)域外還會(huì)產(chǎn)生對流換熱。在進(jìn)行賦值對流換熱求解時(shí),只需選擇具體工作液類型和工作液介質(zhì)溫度,ANSYS有限元軟件可通過材料的熱物性能參數(shù)對表面對流換熱系數(shù)進(jìn)行自動(dòng)計(jì)算賦值,進(jìn)而施加對流換熱邊界條件。

    (3)極間能量分配系數(shù)

    通過前人的研究結(jié)果[16],在金屬基復(fù)合材料正極性電火花加工的特定情況下,有大約30%的能量被分配到陽極工件,所以研究中能量分配系數(shù)η取0.3。

    2 溫度場仿真

    2.1 仿真設(shè)置

    結(jié)合實(shí)際加工情況的放電通道半徑大小,建立尺寸為0.1 mm×0.05 mm×0.05 mm的三維1/2物理模型;網(wǎng)格大小為0.002 mm;單元類型選用ANSYS有限元熱分析中可以用于瞬態(tài)熱分析的Solid70單元;試驗(yàn)加工工件材料選用GH4169高溫鎳基合金,在仿真分析中設(shè)置的材料物性參數(shù)隨溫度變化情況如表1所示,ANSYS可根據(jù)所輸入的數(shù)據(jù)自動(dòng)進(jìn)行線性插值,進(jìn)而得到各個(gè)階段的物性參數(shù);熱流密度載荷施加在工件表面高斯熱源作用的區(qū)域,熱對流載荷施加在工作液介質(zhì)作用的區(qū)域,如圖2所示。分析類型設(shè)置為瞬態(tài),時(shí)間步長設(shè)置為加工時(shí)的脈沖寬度。

    表1 GH4169材料物理性質(zhì)

    圖2 網(wǎng)格劃分與載荷施加位置示意

    2.2 仿真結(jié)果分析

    GH4169材料在DK7740J型號電火花線切割數(shù)控機(jī)床上加工參數(shù)如表2所示。由于GH4169材料的熔點(diǎn)為1 260~1 320 ℃,當(dāng)溫度超過1 320 ℃時(shí),被加工工件在熱流密度的作用下被蝕除,即可根據(jù)仿真溫度云圖得出其蝕除的深度和半徑。

    表2 加工參數(shù)

    (1)振幅

    在不同振幅下,蝕除深度和半徑隨超聲振幅變化的溫度云圖如圖3所示。

    圖3 不同振幅作用下蝕除深度(a)和蝕除 半徑(b)的溫度云圖

    工件的蝕除深度、半徑以及最高溫度隨振幅的變化情況如圖4所示。可以看出:蝕除深度隨振幅的增大呈現(xiàn)小幅度減小的趨勢;超聲振動(dòng)方向的蝕除半徑隨振幅的增大而逐漸增大,垂直于超聲振動(dòng)方向的半徑小幅度減??;且深度方向的變化幅度明顯遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于半徑方向的變化幅度。這是由于在深度方向上,熱量的傳遞主要通過被加工工件表面的熱傳導(dǎo)方式實(shí)現(xiàn);而在半徑方向,熱量的傳遞通過做超聲振動(dòng)的移動(dòng)熱流密度作用實(shí)現(xiàn)。最高溫度隨振幅的增大逐漸減小,這是由于工件處于超聲振動(dòng)狀態(tài),導(dǎo)致加工區(qū)域熱流密度不能集中,且振幅越大越分散,故溫度會(huì)越低。

    圖4 不同振幅下的蝕除半徑、深度及 最高溫度變化

    (2)頻率

    在不同頻率下,蝕除深度和半徑隨超聲頻率變化的溫度云圖如圖5所示。

    圖5 不同頻率作用下蝕除深度(a)和蝕 除半徑(b)的溫度云圖

    工件的蝕除深度、半徑以及最高溫度隨頻率的變化情況如圖6所示。可以看出:蝕除深度隨頻率的增大幾乎無明顯的變化趨勢;超聲振動(dòng)方向的蝕除半徑隨頻率的增大而逐漸減小,垂直于超聲振動(dòng)方向的半徑也小幅度減小。這是由于熱量集中區(qū)域隨頻率的增大而小幅度減小,導(dǎo)致蝕除半徑在兩個(gè)方向一起減小,但超聲頻率對熱流密度的影響并不顯著。最高溫度因熱流密度不能集中隨頻率的增大而逐漸減小。

    圖6 不同頻率下的蝕除半徑、深度及最高溫變化

    2.3 蝕除量的計(jì)算

    根據(jù)實(shí)際加工(圖7)和溫度場仿真結(jié)果(圖3),超聲振動(dòng)作用下的電蝕坑區(qū)別于普通電火花線切割下的規(guī)則半球體形(如圖8(a)所示),構(gòu)建了單個(gè)電蝕坑形貌如圖8(b)所示。電蝕坑主要由被蝕除區(qū)域、白層、邊緣凸起等部分組成。工件作垂直于電極絲進(jìn)給方向的超聲振動(dòng),電蝕坑關(guān)于振動(dòng)方向中心線完全對稱,故將電蝕坑分成了Ⅰ、Ⅱ兩個(gè)完全相等的部分。

    圖7 實(shí)際電蝕坑形貌圖

    圖8 電蝕坑模型示意

    在求解單個(gè)電蝕坑被蝕除體積時(shí),采用二重積分計(jì)算曲頂柱體體積,被蝕除部分Ⅰ的曲面方程設(shè)為:z=f(x,y),積分區(qū)域?yàn)楸晃g除部分在電蝕坑底面的投影,單個(gè)電蝕坑被蝕除部分體積即為以電蝕坑底面橢圓形區(qū)域?yàn)榈?、以曲面z=f(x,y)為頂?shù)那斨w的體積。由橢圓公式可得電蝕坑底面的投影表達(dá)式為

    (6)

    式中:lb為橢圓大徑;la為橢圓小徑。

    橢圓曲面的表達(dá)式為

    (7)

    式中:h為被蝕除深度;lb1為大徑長半軸;lb2為大徑短半軸。

    基于文獻(xiàn)[17]經(jīng)驗(yàn)公式:

    ha=1.35(Itw)0.34

    (8)

    式中:tw為脈沖寬度,μs;I為峰值電流,A。

    設(shè)白層均勻厚度,則電蝕坑各實(shí)際尺寸可修正為

    電蝕坑體積可表示為

    (9)

    脈沖連續(xù)放電,則電蝕坑會(huì)連續(xù)出現(xiàn)。由于放電通道大部分是在兩極間工件表面距電極絲相近的凸出區(qū)域形成,故下一次更容易在電蝕坑周邊形成的一圈凸起邊緣處放電。工件的表面粗糙度在電極絲進(jìn)給方向體現(xiàn),在此方向上,下一次放電中心總是在上一個(gè)電蝕坑的邊緣處形成。假設(shè)每個(gè)電蝕坑完全相同,每次放電只會(huì)進(jìn)行一次蝕除,則工件表面電蝕坑的重疊如圖9所示。

    圖9 表面粗糙度模型示意

    因電蝕坑疊加后邊緣凸起基本去除,故在計(jì)算疊加后的表面粗糙度時(shí),不考慮邊緣凸起部分的影響,所以表面粗糙度可表示為

    (10)

    式中:R為放電通道半徑,μm;l為兩相鄰電蝕坑之間的距離,μm。

    又放電通道半徑[18]可表示為

    (11)

    式中:θ為深徑比(θ=H/Lb)。

    則表面粗糙度為

    (12)

    通過仿真結(jié)果計(jì)算,不同振幅和頻率下對應(yīng)的蝕除深度、半徑、體積以及理論表面粗糙度數(shù)值如表3所示。

    表3 仿真結(jié)果

    3 試驗(yàn)驗(yàn)證

    3.1 試驗(yàn)方案

    試驗(yàn)加工采用DK7740J型號電火花線切割數(shù)控機(jī)床,其最大加工范圍為400 mm×800 mm,最大加工厚度為50 mm,機(jī)床電極絲為直徑0.18 mm的鉬絲,工作液介質(zhì)選用特制乳化液。根據(jù)試驗(yàn)要求,選用相互匹配的智能超聲波發(fā)生器、超聲波換能器和超聲波變幅桿,其工作頻率為(20±1)kHz,振幅范圍為40~80 μm,最大功率為2 600 V·A,額定電壓為220 V(50 Hz)。工件材料為20 mm(長度)×12 mm(直徑)的GH4169高溫鎳基合金,切割尺寸外形如圖10所示。根據(jù)被加工材料尺寸、形狀,設(shè)計(jì)一款連接超聲波變幅桿和被加工工件的專用夾具以及超聲振動(dòng)系統(tǒng)安裝固定裝置,搭建了如圖11所示的復(fù)合加工實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。

    圖10 工件切割尺寸外形

    圖11 試驗(yàn)平臺(tái)示意

    試驗(yàn)和仿真都采用單一變量原則,試驗(yàn)過程中線切割參數(shù)、超聲頻率、超聲振幅設(shè)置如表2所示。每一組試驗(yàn)切割5次試樣,使用OLS4100型激光共聚焦顯微鏡測量其表面粗糙度,去除偏差最大的兩組數(shù)據(jù),取中間數(shù)3組試樣平均值為試驗(yàn)值。

    3.2 試驗(yàn)結(jié)果

    通過試驗(yàn)得到不同振幅和頻率下的表面粗糙度數(shù)值如表4所示。可以看出:隨著超聲振幅的增大,表面粗糙度呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢;隨著超聲頻率的增大,表面粗糙度呈現(xiàn)小幅度減小的趨勢。這是由于振幅以及頻率越大,超聲振動(dòng)的空化、泵吸和渦流效應(yīng)越強(qiáng),越有助于電蝕產(chǎn)物的拋出、工作液的循環(huán)和冷卻以及提供更好的火花放電環(huán)境,進(jìn)而得到更高質(zhì)量的表面。

    表4 不同振幅和頻率下表面粗糙度試驗(yàn)結(jié)果

    通過對比仿真模擬計(jì)算的數(shù)據(jù)與試驗(yàn)測量數(shù)據(jù),來驗(yàn)證所建立的溫度場仿真模型和表面粗糙度理論計(jì)算公式的準(zhǔn)確性。不同振幅和頻率下仿真與試驗(yàn)表面粗糙度結(jié)果如圖12所示??梢钥闯龇抡媾c試驗(yàn)的表面粗糙度都隨著振幅和頻率的增加逐漸減小,整體變化規(guī)律有很好的一致性。其中最小偏差7.717%,最大偏差16.708%。由于在試驗(yàn)過程中電極絲的正反轉(zhuǎn)、被蝕除金屬不能完全排除、重新粘附形成白層等原因?qū)е略囼?yàn)值要略高于仿真值。

    圖12 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對比

    4 結(jié)論

    通過理論分析、數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證,對超聲振動(dòng)與電火花線切割復(fù)合加工下不同振幅和頻率對表面粗糙度的影響規(guī)律進(jìn)行了深入研究,得到以下結(jié)論:

    (1)仿真和試驗(yàn)有較好的一致性,其中最小偏差7.717%,最大偏差16.708%。驗(yàn)證了建立的基于超聲振動(dòng)的電火花線切割溫度場的傳熱模型、推導(dǎo)出的基于超聲振動(dòng)的移動(dòng)高斯熱源的熱流密度公式以及表面粗糙度理論計(jì)算公式的準(zhǔn)確性。

    (2)受熱量的傳遞方式以及做超聲振動(dòng)的移動(dòng)熱流密度的影響,隨著振幅和頻率的增大,超聲振動(dòng)的空化、泵吸和渦流效應(yīng)不同程度地加強(qiáng),被蝕除電蝕坑體積減小,表面質(zhì)量變高。

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