某彈內(nèi)膛減振刀桿設(shè)計(jì)及振動(dòng)特性分析

宋成俊，李艷飛，任建榮

(1.海裝沈陽局駐沈陽地區(qū)第三軍事代表室，遼寧 沈陽 110045；2.遼沈工業(yè)集團(tuán)有限公司，遼寧 沈陽 110045)

0 引言

某彈在生產(chǎn)過程中其內(nèi)膛的加工是十分重要的一道工序，主要是依靠車削的方法實(shí)現(xiàn)對(duì)內(nèi)膛的加工。但是由于內(nèi)膛車削與普通零件的外表面車削不同，刀桿需要從彈體口部伸到炮膛內(nèi)部進(jìn)行作業(yè)[1，2]，所需的刀桿長度要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于普通車刀的刀桿(其長度達(dá)到近300 mm)，因此在車削加工時(shí)刀桿在承受切削力的情況下很容易產(chǎn)生振動(dòng)和變形。針對(duì)刀桿在某彈內(nèi)膛加工時(shí)存在的問題，急需設(shè)計(jì)一種能夠滿足內(nèi)膛加工要求的減振刀桿。本文針對(duì)某彈加工的這一需求，設(shè)計(jì)了一款減振刀桿，并通過ANSYS Workbench軟件分析其加工的可靠性。

1 刀桿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為了達(dá)到減振效果設(shè)計(jì)了一種長度為280 mm、直徑為32 mm的減振刀桿結(jié)構(gòu)。加工時(shí)刀桿前端為刀尖角為35°的菱形刀片，以保證所受的切削力較小，起到較好的減振效果。所設(shè)計(jì)的減振刀桿結(jié)構(gòu)如圖1所示。

1-減振刀桿；2-工藝堵；3-螺釘；4刀片

根據(jù)刀片的結(jié)構(gòu)尺寸，可計(jì)算刀桿在進(jìn)行內(nèi)膛切削加工時(shí)的切削力。切削力可以分解為主切削力Fc、背向力Fp以及進(jìn)給力Ff，三個(gè)力[3]的表達(dá)式分別為：

(1)

(2)

(3)

其中：CFc、CFp、CFf分別為決定于被加工材料和切削條件的系數(shù)；xFc、xFp、xFf分別為三個(gè)分力公式中背吃刀量ap的指數(shù)；yFc、yFp、yFf分別為三個(gè)分力公式進(jìn)給量f的指數(shù)；nFc、nFp、nFf分別為三個(gè)分力公式中切削速度Vc的指數(shù)；KFc、KFp、KFf分別為當(dāng)實(shí)際加工條件與所求得的經(jīng)驗(yàn)公式的條件不符時(shí)各種因素對(duì)切削力的修正系數(shù)的積。

已知刀片的材料為硬質(zhì)合金，查文獻(xiàn)[4]可得：

CFc=270，xFc=1.0，yFc=0.75，nFc=-0.15；CFp=199，xFp=0.9，yFp=0.6，nFp=-0.3；CFf=294，xFf=1.0，yFf=0.5，nFf=-0.4。

以58SiMn高強(qiáng)度鋼的加工為例，由該材料的強(qiáng)度極限為σb=1 080 MPa可得主切削力Fc、背向力Fp以及進(jìn)給力Ff的切削力修正系數(shù)分別為：

由刀尖圓弧半徑R=0.8 mm(查表時(shí)取1.0 mm)，刀片前角ro=15°(查表時(shí)取20°)，主偏角kr=93°(查表時(shí)取90°)，刃傾角λs=0°，查文獻(xiàn)[4]可得主偏角修正系數(shù)KkrF、前角修正系數(shù)KroF、刃傾角修正系數(shù)KλsF以及刀尖圓弧半徑修正系數(shù)KrF在主切削力Fc、背向力Fp以及進(jìn)給力Ff三個(gè)分力方向上的修正系數(shù)為：

KkrFc=0.89，KroFc=0.9，KλsFc=1.0，KrFc=0.93；

KkrFp=0.50，KroFp=0.7，KλsFp=1.0，KrFp=0.82；

KkrFf=1.17，KroFf=0.7，KλsFf=1.0，KrFf=1.0。

所以可計(jì)算得：

KFc=FmFc×KkrFc×KroFc×KλsFc×KrFc=1.090 18

KFp=FmFp×KkrFp×KroFp×KλsFp×KrFp=0.569 60

KFf=FmFf×KkrFf×KroFf×KλsFf×KrFf=1.360 80

再由刀具切削時(shí)的切削參數(shù)：背吃刀量ap=0.6 mm，進(jìn)給量f=0.2 mm/r，切削速度Vc=64 m/min，并考慮到工作效率為9.81，將已知數(shù)據(jù)代入式(1)～式(3)可計(jì)算得：

Fc=9.81×270×0.61.0×0.20.75×64-0.15×1.090 18≈277.669 22 N.

Fp=9.81×199×0.60.9×0.20.6×64-0.3×0.569 60≈76.770 12 N.

Ff=9.81×294×0.61.0×0.20.5×64-0.4×1.360 80≈199.528 48 N.

由計(jì)算結(jié)果可以看出，所設(shè)計(jì)的車刀刀片在對(duì)58SiMn這種彈體材料進(jìn)行加工時(shí)，刀片所受的切削力并不大，但是還需進(jìn)一步分析切削力對(duì)刀桿的影響。

2 刀桿和刀片的強(qiáng)度分析

安裝有刀片的刀桿在對(duì)彈體進(jìn)行車削過程中，必然會(huì)受到來自刀片的傳遞力，而刀桿的形狀為不規(guī)則桿件，采用傳統(tǒng)的材料力學(xué)計(jì)算方法無法校核其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，因此在強(qiáng)度校核時(shí)采用有限元方法進(jìn)行計(jì)算，選用ANSYS Workbench 作為計(jì)算工具。

刀桿的強(qiáng)度分析應(yīng)用ANSYS Workbench的靜力學(xué)分析模塊，該模塊可以完成對(duì)模型所受的應(yīng)力、應(yīng)變以及變形的分析，其本質(zhì)是基于靜力學(xué)平衡方程進(jìn)行計(jì)算的，在求解過程中求解器所遵循的靜力平衡方程為：

[K]{u}={F}.

(4)

其中：[K]為剛度矩陣；{u}為結(jié)構(gòu)位移；{F}為靜力載荷。

分析時(shí)使用UG三維仿真軟件進(jìn)行模型建立并將刀桿和刀片進(jìn)行裝配，然后將UG中裝配好的三維模型導(dǎo)成STP格式的文件，以便導(dǎo)入到ANSYS Workbench中進(jìn)行分析。

2.1 模型導(dǎo)入及網(wǎng)格劃分

打開ANSYS Workbench軟件并進(jìn)入靜力學(xué)分析模塊Static Structural，將UG建好的模型進(jìn)行導(dǎo)入。模型導(dǎo)入成功后進(jìn)行材料模型的設(shè)置，刀桿的材料為42CrMo，刀片的材料為硬質(zhì)合金，通過查找相關(guān)資料，這兩種材料的材料參數(shù)[5-8]分別如表1和表2所示。

表1 42CrMo材料模型參數(shù)

表2 硬質(zhì)合金材料模型參數(shù)

添加材料后進(jìn)行接觸的定義，對(duì)于刀片和刀桿采用Contact Redion接觸；接觸定義完成后即可進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸設(shè)置為2.5 mm，最后得到184 562個(gè)節(jié)點(diǎn)、129 198個(gè)單元，劃分網(wǎng)格后的模型如圖2所示。

圖2 劃分網(wǎng)格后的刀桿和刀片

2.2 添加約束及載荷

劃分完網(wǎng)格后要添加約束和載荷，經(jīng)分析刀桿在加工內(nèi)膛時(shí)一端為固定端，因此在刀桿的后端面添加固定約束，而在加工過程中刀桿所受的載荷主要來自于刀片，根據(jù)前面的分析可知刀片所受的力主要是切削過程中的切削力，前面已經(jīng)通過理論計(jì)算得到切削力的值，這里只需在刀片的刀尖處添加Force，然后將理論計(jì)算得到的受力值添加到x、y、z三個(gè)方向，添加約束和載荷后的模型如圖3所示。

圖3 添加約束和載荷后的模型

2.3 靜力學(xué)分析

在載荷和約束添加后就可以進(jìn)行靜力學(xué)解算，對(duì)于刀桿和刀片主要要查看的結(jié)果為變形和應(yīng)力，因此添加Total Deformation以及Equivalent Stress來查看變形和等效應(yīng)力，計(jì)算后的云圖分別如圖4和圖5所示。

圖4 刀桿和刀片的變形云圖

圖5 刀桿和刀片的等效應(yīng)力云圖

由圖4可以看出：在進(jìn)行內(nèi)膛切削過程中，刀桿和刀片的最大變形為0.172 27 mm，出現(xiàn)在刀桿切削的一端和刀片整體，這是因?yàn)樵谇邢鬟^程中整個(gè)模型近似為一個(gè)懸臂梁，受力一端變形必然最大。從圖5中可以看出：模型的最大等效應(yīng)力為26.889 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于刀片和刀桿的屈服強(qiáng)度，出現(xiàn)位置分別為刀片與刀桿鏈接的螺紋孔處、刀片和刀桿的接觸位置以及刀桿固定端的邊緣，這是因?yàn)樵诘镀闹行目滋幰桩a(chǎn)生應(yīng)力集中，而刀片與刀桿的接觸屬于線接觸，所以接觸位置受力較大，對(duì)于刀桿部分來講，其固定一端的邊緣由于所受到的力矩較大，因此受力端面產(chǎn)生了較大的應(yīng)力。但是從計(jì)算結(jié)果來看，正常工作時(shí)刀片和刀桿的受力和變形都不是很大，可以滿足彈體內(nèi)膛的加工要求。

3 刀桿和刀片的振動(dòng)分析

為了防止刀桿和刀片在加工過程中由于受力而發(fā)生共振，需要對(duì)刀桿和刀片進(jìn)行結(jié)構(gòu)振動(dòng)情況分析。ANSYS Workbench為振動(dòng)分析提供了兩個(gè)模塊，即無應(yīng)力的模態(tài)分析模塊和有預(yù)應(yīng)力的模態(tài)分析模塊，由于在車削過程中刀片和刀桿受切削力的作用，因此分析時(shí)選用有預(yù)應(yīng)力的模態(tài)分析。

經(jīng)過計(jì)算，刀片和刀桿的前6階固有頻率如表3所示，各階固有頻率所對(duì)應(yīng)的變形情況如圖6所示。

表3 刀片和刀桿前6階固有頻率

圖6 刀片和刀桿的前6階模態(tài)陣型圖

由圖6可以看出：刀桿和刀片的最大等效變形量在51.385 mm～79.015 mm之間；1階振型以刀桿的固定端為端面繞z軸擺動(dòng)，擺動(dòng)幅值沿固定端向刀桿逐漸增加；2階振型與1階振型類似，但不同的是在擺動(dòng)過程中刀桿是繞y軸擺動(dòng)，幅值的變化情況與1階振型相同；3階振型同樣是以刀桿的固定端為端面，以近似刀桿中間端面繞z軸作扭動(dòng)，擺動(dòng)幅值變化不規(guī)則，但是刀桿另一端變形最大；4階振型與3階振型相似，不同的是該振型下以近似刀桿中間端面為中心繞y軸作扭動(dòng)，擺動(dòng)幅值與3階振型相同；在5階振型下刀桿同樣為固定端面，此時(shí)整個(gè)模型以刀桿中心軸為基準(zhǔn)，繞該軸作扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，擺動(dòng)幅值由中心向兩端逐漸增大；在6階振型下刀桿一端為固定端，近似以刀桿中間端面為中心在其兩側(cè)作方向相反的扭動(dòng)，擺動(dòng)幅值與3階和4階振型類似。

由以上分析可以看出，在正常工作情況下刀桿和刀片的強(qiáng)度和變形都能滿足使用要求，而在進(jìn)行振動(dòng)分析時(shí)，在切削過程中如果發(fā)生共振，其變形量較大，但是從分析結(jié)果可以看出，發(fā)生振動(dòng)的頻率較大，在加工內(nèi)膛時(shí)很難發(fā)生這樣頻率的振動(dòng)，因此所設(shè)計(jì)的內(nèi)膛刀桿能夠滿足使用要求。

4 結(jié)束語

某彈內(nèi)膛的加工質(zhì)量主要由內(nèi)膛車刀的刀桿來保證，所使用刀桿在切削加工時(shí)的強(qiáng)度和振動(dòng)是能否實(shí)現(xiàn)質(zhì)量要求的前提。本文應(yīng)用有限元分析的方法驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)的刀桿在內(nèi)膛加工時(shí)的可靠性，為新刀桿在生產(chǎn)中的應(yīng)用提供了必要的依據(jù)。