【推荐阅读】基于残余应力控制的大型注塑模板数控加工工艺研究

第一作者：

刘文卓，男，高级讲师，主要研究方向为机械设计制造及其自动化，wenzuoliu@163.com

通讯作者：

苏小礼，男，中级讲师，主要研究方向为电气自动化，suli0327@163.com

DOI：10.19491/j.issn.1001-9278.2026.07.020

引用本文：刘文卓,邱晓,苏小礼等.基于残余应力控制的大型注塑模板数控加工工艺研究[J].中国塑料,2026,40(07):130-140.

前言

实验部分（节选）

加工全过程热⁃力耦合仿真

CNN⁃LSTM残余应力预测模型

NSGA⁃GWO多目标优化方法

工艺流程

结果与讨论

图5为QT600⁃3毛坯初始应力测试结果。如图5（a）显示，沿x方向σx在上表面呈非对称分布：中部以拉应力为主（+28 MPa），四角以压应力为主（-45 MPa）。这是毛坯铸造冷却时四角散热快于中部，收缩不一致形成梯度应力场所致。如图5（b）显示，沿y方向σ_y分布与σ_x类似，幅值略大，整体较σ_x高约15 %，与模板长宽比1.33及浇注系统位置有关。盲孔法测得0~15 mm浅表层应力梯度约1.2 MPa/mm，表层（0~5 mm）与亚表层（10~15 mm）应力差值约为表层的35 %；30 mm深度以下应力水平显著降低，中心层（160 mm深度处）应力幅值仅表层8 %以下［图5（c）］。QT600⁃3毛坯初始应力场具有显著空间非对称性与梯度特征，是后续精加工变形控制的扰动来源。

图5  模板毛坯初始残余应力分布

为便于后续对比，针对毛坯与按传统工艺（4 000 r/min、0.14 mm、0.6 mm、U走刀、C1装夹）精加工后模板上表面9点网格位置分别测试了加工前后的σx［图5（d）］。结果显示，毛坯σx分布范围-45~28 MPa；精加工后σx分布形态反转——四角由压应力幅值较小区域转变为最大区域，中部压应力幅值减小。这说明加工切削应力对模板表面应力场产生显著叠加，原有初始应力分布被“重写”。加工前后应力反转的临界区域位于距模板中心约400 mm处，表明走刀路径对最终应力分布具有“重塑”作用。

初始应力场建立后，本文通过单因素仿真分析数控加工参数对表面应力的影响。除待研究参数外，其余参数均固定在1.6节表3中间水平，排除多因素耦合干扰。工艺参数对加工表面残余应力的影响如图6所示。

图6  数控加工参数对加工表面残余应力与变形的影响

图6（a）为主轴转速n对|σ_max|与δ_max的影响。f_z=0.10 mm、a_e=0.4 mm、a_p=1.5 mm固定参数下，转速由2 000 r/min升至6 000 r/min，|σmax|由86 MPa增至186 MPa，δ_max由0.218 mm降至0.152 mm。这是高速切削下材料应变率敏感性增强，塑性流动更均匀，热⁃力耦合下表层产生更大热塑性压缩效应所致。温度场分析表明，转速由2 000 r/min升至6 000 r/min时，刀具⁃工件接触区峰值温度由187 ℃升至286 ℃；温升引起热塑性变形使表层材料体积膨胀，冷却后表层收缩应变大于次表层，形成更大压应力。

图6（b）显示每齿进给量fz对|σ_max|与δ_max的影响。n=4 000 r/min、a_e=0.4 mm、a_p=1.5 mm固定参数下，f_z由0.08 mm增至0.20 mm，|σmax|由175 MPa降至101 MPa，δ_max由0.124 mm增至0.197 mm。进给量增大使切削厚度增加、切削力升高，塑性变形区深度增加导致应力释放范围扩大，压应力幅值下降；同时切削力增大引发系统低频振动加剧，δ_max上升。频谱分析发现，fz由0.08 mm增至0.20 mm时主切削力由487 N增至912 N（增加87 %），低频振动幅值增加42 %，进一步加剧变形。应采用较小f_z。

图6（c）显示径向切宽ae对|σ_max|与δ_max的影响。n=4 000 r/min、f_z=0.10 mm、a_p=1.5 mm固定参数下，a_e由0.2 mm增至1.0 mm，|σmax|由168 MPa先升至192 MPa（ae=0.6 mm）后降至139 MPa，δ_max由0.121 mm单调升至0.213 mm。较小ae使切屑形成不充分、材料以犁削为主，压应力被抑制；a_e过大时切削热急剧增大，温度升高引起的拉应力分量抵消部分压应力。a_e=0.6 mm时切削力波动幅值最小。a_e=0.5~0.7 mm为推荐范围。

为研究不同走刀策略对加工变形的影响，本节对4种走刀策略与3种装夹方案开展对比仿真。

2.3.1 走刀策略

研究对比了单向走刀（U）、往复走刀（B）、对称分层走刀（S1）与螺旋等高走刀（S2）4种策略，结果如图7所示。U策略δ_max为0.218 mm；B策略为0.184 mm；S1策略δ_max降至0.091 mm，较U策略减少58 %；S2策略为0.112 mm。S1策略的优越性源于对称载荷分布——刀具从中心向四角对称推进，每步材料去除对应力释放作用相互抵消，有效抑制初始应力非对称释放引起的翘曲。S1策略加工时间较B策略增加约8 %，变形控制效果显著优于其他3种策略。

图7  4种走刀策略下加工变形云图

S1策略以模板中心为对称原点，按“先内后外、逐层辐射”原则将加工区域划分为4个对称象限，刀具每象限均从对称分界线向象限外缘推进，使每步切削力对模板质心的力矩趋于零。C2装夹方案中6个压板沿模板长边按120 °对称分布（长边各2个、短边各1个），夹紧力由数控系统根据实时变形监测数据动态调节（0.4~0.8 MPa），见图8。

图8  对称分层走刀S1与六点对称装夹C2协同布置示意

2.3.2 装夹方案

研究对比了3种装夹方式：四点角压装夹（C1）、六点对称装夹（C2）与底部真空+侧边压板组合装夹（C3），结果如图9所示。C1装夹δmax为0.156 mm，模板中部凹陷；C2装夹为0.094 mm，应力分布最均匀；C3装夹为0.121 mm，但模板四角因真空吸力不足出现局部翘起。综合考虑加工稳定性与装夹效率，选用C2方案［20］。C2方案核心优势：6个压板夹紧力呈120 °对称分布，避免C1方案中部凹陷与C3方案四角吸力不足的弊端。C2方案下底面与夹具接触应力分布更均匀，最大接触应力由28 MPa降至19 MPa，接触面积由62 %提高至78 %。

图9  3种装夹方案下加工变形云图

2.4.1 CNN⁃LSTM模型精度

本文将仿真数据集（450组，训练/验证/测试=360/45/45）代入CNN⁃LSTM训练。训练集参数采用拉丁超立方采样，对应初始应力场在1. 3节实测范围（-45~28 MPa）内随机扰动生成，扰动幅度±30 %以内（σx幅值-58~36 MPa），以覆盖企业同批次毛坯初始应力波动范围。训练集与测试集R2分别为0.974与0.961，RMSE分别为7.3 MPa与8.9 MPa［图10（a）］，模型可准确预测不同参数下的加工应力。

图10  ABAQUS仿真预测与XRD实测对比验证（QT600⁃3模板）

2.4.2 仿真模型预测精度验证

为评估1.4节ABAQUS热⁃力耦合模型的定量预测精度，研究在QT600⁃3模板上选取3个特征测点（P1中心、P2四分之一对角线、P3边缘），分别用ABAQUS仿真预测与X射线衍射（XRD）法开展实测，获取加工表面最大压应力幅值。XRD测试在Bruker D8 Discover衍射仪上完成，靶材Cu⁃Kα，采用sin²ψ法（ψ=0 °、15 °、30 °、45 °），衍射晶面（211），采样区域1 mm×1 mm。ABAQUS仿真按1.4节所述方法建模，并在3个测点位置提取对应深度（表面下0.05 mm）的最大压应力幅值。如图10所示，3个测点的仿真预测值分别为148.5、132.7、165.3 MPa，对应XRD实测值分别为137.2、119.4、147.1 MPa，平均相对误差9.5 %（7.6 %~12.4 %），表明仿真模型能够较准确地预测加工表面残余应力。

误差来源主要来自以下模型简化假设：①切削温度对材料本构的非线性效应（可能引入5 %~8 %的偏差）；②QT600⁃3球墨铸铁在切削过程中的微观组织演化对屈服强度的影响（珠光体/铁素体比例变化引起应变硬化差异）；③网格收敛性；④工件装夹简化为理想夹紧边界，与实际接触刚度（25 %）的差异。综合上述因素，9.5 %的平均相对误差处于工程可接受范围（<15 %），验证了仿真模型用于工艺优化的可靠性。

图11  CNN⁃LSTM预测模型与NSGA⁃GWO优化结果

为验证所提方法有效性，本文从同批次5块QT600⁃3毛坯（M1~M5）中随机抽取2块（M1、M2）作对照。毛坯经外观与超声波探伤确认无缺陷，初始应力-43~30 MPa、组间差异±3 MPa以内，可视为同质样本；加工前恒温车间（20±1） ℃静置24 h。M1采用传统工艺（4 000 r/min、0.14 mm、0.6 mm、U走刀、C1装夹），M2采用优化工艺（5 200 r/min、0.09、0.5 mm、φ32 mm、1.2 mm、S1走刀、C2装夹），刀具均为硬质合金涂层立铣刀（φ32 mm，4齿），MQL方式（乳化液50 mL/h），与2.2节仿真条件一致。加工后采用CMM对16点网格平面度检测；LXRD对9个对应测点应力检测。

加工后实测结果（表4）：M1（传统工艺）平面度0.156 mm，σx分布-178~-86 MPa（σσ=31 MPa），耗时8.5 h，磨损0.12 mm；M2（优化工艺）平面度0.078 mm（16点网格），σx分布-159~-112 MPa（σ_σ=12 MPa），耗时7.1 h，磨损0.03 mm。优化工艺较传统工艺，平面度降低50.0 %，σ_σ降低61.3 %，效率提高16.5 %，磨损降低75.0 %。M2应力标准差与仿真预测（11 MPa）的相对误差为8.3 %，验证了NSGA⁃GWO优化结果的可信度。刀具磨损大幅降低源于：（1）M2每齿进给量（0.09 mm）小于M1（0.14 mm），单齿切削厚度减小约36 %；（2）S1对称走刀较U单向走刀切削力分布更均匀；（3）C2六点对称装夹较C1四点角压装夹接触刚度更高（约25 %）。平面度满足设计要求0.10 mm以内。图12（b）为M2加工后实物，表面无可见缺陷，Ra=0.8 μm。

表4  传统工艺与优化工艺对照加工实测结果

图12  QT600⁃3大型注塑模板加工实物与检测结果

图13给出了优化前后模板表面应力与最大变形的对比。结合本节M1与M2对照结果，优化后σσ降低61.3 %，δmax降低50.0 %，磨损降低75.0 %；优化前单块模板精加工耗时8.5 h，优化后降至7.1 h，效率提高16.5 %，验证了所提方法在精度、效率与刀具寿命方面的综合优势。

图13  优化前后残余应力与变形对比

为评估加工后应力对使用性能的影响，本文基于M1与M2实测应力场开展了ABAQUS/Standard仿真服役加载试验，将加工应力作为初始条件施加于模板，在5 000 kN合模力（依据企业1 600 mm级注塑机典型合模力）作用下进行静力分析。仿真结果表明，最大主应力由未优化（M1仿真）的137 MPa降至优化（M2仿真）的92 MPa，应力集中区由四角转移至中央拉杆孔周围，最大主应力幅值下降32.9 %。9点σx统计分析：优化前极差89 MPa、IQR=53 MPa、CV=24.8 %；优化后极差47 MPa、IQR=28 MPa、CV=8.6 %，应力均匀性改善。

应用

重复实验验证

结论

（1） 以QT600⁃3大型注塑模板为研究对象，针对毛坯初始残余应力平衡状态被破坏（材料去除）以及切削附加应力共同作用而引起的加工变形与超差问题，通过XRD与盲孔法联合测试揭示了模板初始应力场具有显著空间非对称性（-45~28 MPa）与浅表层厚度方向梯度（约1.2 MPa/mm）的特征，验证了初始应力与切削附加应力共同作用而引起是模板变形的根本原因；在此基础上，基于ABAQUS热⁃力耦合仿真系统分析了主轴转速、每齿进给量、径向切宽、走刀策略及装夹方案对加工表面应力与变形的影响规律，结果表明转速由2 000 r/min升至6 000 r/min时最大压应力幅值由86 MPa增至186 MPa，每齿进给量由0.08 mm增至0.20 mm时压应力幅值减小约42 %，径向切宽0.6 mm为最优；对称走刀较单向走刀降低变形58 %，六点对称装夹较四点角压装夹降低变形40 %，是大型模板应力控制的有效工艺组合；

（2） 进一步构建了CNN⁃LSTM预测模型（R²=0.961），结合NSGA⁃GWO联合寻优，最大变形由0.158 mm降至0.083 mm，应力标准差由27 MPa降至11 MPa。最后将所提方法推广应用于1 800 mm×1 400 mm×380 mm规格的某型号新能源汽车前保险杠模具动模板加工，优化组10块模板平面度均≤0.08 mm（最大0.076 mm），拉杆孔位置度≤0.03 mm，Ra≤0.9 μm，一次合格率100 %，相比传统组30 %的返修率显著降低，单块节省费用约600元，效率提升16.5 %，按企业年产1 200块估算每年可节约约72万元，验证了所提方法在精度、效率与刀具寿命方面的综合优势。

（3） 该“测⁃仿⁃控”工艺范式也可为大型铸件、焊接构件等大型零件的变形控制与残余应力管理提供理论参考与实践指导。

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