安熠蔚， 白海清,2*

(1.陜西理工大學 機械工程學院， 陜西 漢中 723000；2.陜西省工業(yè)自動化重點實驗室， 陜西 漢中 723000)

TC4鈦合金(Ti6Al4V)是雙相組織合金，因良好的力學性能、比強度高、熱強度高、耐腐蝕性能好等優(yōu)點，被廣泛應用于航空航天、汽車工業(yè)及醫(yī)療器械等領域[1]。但鈦合金作為典型難加工材料，具有化學活性大，彈性系數(shù)小，切削工藝性較差及加工硬化現(xiàn)象嚴重等加工特點。而小直徑硬質(zhì)合金麻花鉆作為航空材料小孔鉆削的主要刀具，其刀具結構和鉆削機理與常規(guī)尺寸的麻花鉆存在較大差異[2]。由于小直徑麻花鉆的刀具結構細小，導致剛度、強度不足，刀具容易在加工過程中破損、折斷。因此，對于TC4鈦合金小直徑孔鉆削性能的研究具有廣泛的實用價值。

近年來，國內(nèi)外學者對于鈦合金鉆削加工性能的研究主要集中在鉆削模型與機理、切屑形態(tài)和鉆孔質(zhì)量、鉆削參數(shù)及刀具磨損等方面。在仿真建模方面，Parida[3]利用DEFORM軟件建立Ti6Al4V鉆削仿真模型，對軸向力、扭矩、有效應力、應變和鉆頭溫度進行了研究，找出了鉆頭溫度和切削參數(shù)之間的關系；許金凱等[4]利用DEFORM-3D軟件分析了Ti6Al4V進行超聲振動鉆削與普通鉆削的區(qū)別；Nawel Glaa等[5]提出了鈦合金鉆削過程中切削力和扭矩的數(shù)值模型，通過數(shù)值識別鈦合金鉆削時切削力分量和扭矩的三維演化過程。在切屑形態(tài)和鉆孔質(zhì)量研究方面，Waqar等[6]分析了鉆削鈦合金的工藝參數(shù)和鉆頭幾何形狀對鉆孔質(zhì)量的影響；南成根等[7]設計正交試驗分析了鈦合金切屑形態(tài)和切削參數(shù)對CFRP層鉆孔質(zhì)量的影響；郭大林等[8]通過對鉆削力和切屑形態(tài)的分析，研究了微織構和內(nèi)冷卻雙重作用對刀具切削性能的影響。在分析刀具磨損方面，Montoya M等[9]在碳纖維/鈦合金堆疊及其單板(僅碳纖維和鈦合金)鉆孔試驗的基礎上，進行刀具磨損對比研究，發(fā)現(xiàn)堆疊鉆削可以消除嚴重的磨邊現(xiàn)象；WANG等[10]發(fā)現(xiàn)鉆削鈦合金時，嚴重的邊緣磨損和后刀面磨損顯著降低刀具壽命；胡立湘等[11]分析了切削參數(shù)對鉆削軸向力、加工孔壁表面粗糙度和切屑形態(tài)的影響，發(fā)現(xiàn)低轉(zhuǎn)速和低進給量可以降低刀具磨損。

針對鈦合金鉆削方面的研究越來越廣泛和深入，但針對小直徑麻花鉆孔加工的研究較少，另外，3 mm以下麻花鉆結構更加細長，刃磨難度更大，鉆頭更易走偏，故鉆削工藝性差，容易發(fā)生鉆頭折斷、鉆孔效率低等問題。因此，本文采用3 mm小直徑硬質(zhì)合金麻花鉆對TC4鈦合金進行鉆削試驗研究。采用單因素試驗基于DEFORM-3D軟件仿真建模與鉆削試驗對比研究，著重分析小直徑麻花鉆的主軸轉(zhuǎn)速n與進給速度vf兩個變量對鈦合金鉆削性能的影響規(guī)律，建立鉆削力預測模型，并通過立式顯微鏡研究不同鉆削參數(shù)下鉆孔形貌和切屑形態(tài)的變化。

1 DEFORM-3D鉆削有限元仿真

表1 TC4鈦合金主要性能參數(shù)

利用DEFORM-3D軟件中的三維建模功能，建立麻花鉆刀具的三維有限元模型并設定為剛性模型，材料選用硬質(zhì)合金；工件設為塑性模型，材料選用鈦合金(Ti6Al4V)，其材料主要性能見表1。

考慮到工件在切削過程中會產(chǎn)生塑性變形，應用Johnson-Cook模型建立鈦合金的本構模型，其表達式為[12]

(1)

表2 TC4鈦合金本構模型參數(shù)

表3 鉆削仿真參數(shù)

圖1 麻花鉆三維有限元模型

為了保證計算的準確度，防止出現(xiàn)不合格的單元形狀，在有限元模擬計算中必須對網(wǎng)格適時重新劃分。DEFORM采用自適應網(wǎng)格劃分技術來劃分網(wǎng)絡，可以防止單元的過度畸變。刀具采用相對網(wǎng)格劃分，設置網(wǎng)格數(shù)量為30 000，尺寸比(Size radio)設為4；工件采用絕對網(wǎng)格劃分(Absolute)，設置最小單位邊長(Min element size)小于進給量的1/2，即最小網(wǎng)格尺寸小于單刃進給量，Size ratio為10。根據(jù)DEFORM-3D軟件默認理想鉆削加工環(huán)境以及參考文獻[13-15]設置鉆削仿真參數(shù)(表3)。求解器(Solver)采用共軛梯度求解(Conjugate gradient)，迭代方法(Iteration method)為直接迭代法(Direct iteration)；刀具磨損模型選擇適合于金屬切削的Usui模型[16]，系數(shù)a設為0.000 001，b設為855。檢驗仿真參數(shù)設置，生成數(shù)據(jù)庫。麻花鉆三維有限元模型如圖1所示。

2 鉆削試驗

鉆削試驗平臺采用由漢川機床廠生產(chǎn)的XK715立式數(shù)控銑床，采用瑞士奇石樂Kistler9257B三向測力儀測量鉆削過程中的鉆削軸向力，其測量裝置主要由Kistler9257B三向動態(tài)壓電式測力儀、Kistler5070A電荷放大器及Measure Computing A/D數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換板等部件組成。采用QMS3D顯微系統(tǒng)對鉆孔表面形貌和鉆屑形態(tài)進行拍照觀測。

試驗工件材料為尺寸規(guī)格100 mm×100 mm×10 mm的TC4鈦合金鋼板。鉆頭選用上海工具廠DG-ATD03系列的YG15硬質(zhì)合金(Carbide-15%Cobalt)麻花鉆，硬質(zhì)合金主要性能參數(shù)如表4所示，鉆頭的幾何參數(shù)如表5所示。鉆削加工與測量示意圖如圖2所示。

表4 硬質(zhì)合金主要性能參數(shù)

表5 鉆頭的幾何參數(shù)

3 單因素試驗與結果分析

圖2 鉆削加工與測量示意圖

3.1 主軸轉(zhuǎn)速對鉆削軸向力的影響

當主軸進給速度vf固定為110 mm/min時，在主軸轉(zhuǎn)速分別為1000、1200、1400、1600、1800 r/min的參數(shù)條件下進行鉆削試驗，鈦合金鉆削軸向力隨主軸轉(zhuǎn)速變化規(guī)律如圖3所示。由圖可知，鉆削軸向力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加而減小。其原因主要是鈦合金是典型的硬脆性材料，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，鉆頭區(qū)域溫度逐漸升高，導致材料流動應力下降，故鉆削軸向力減小。另外，對比仿真和試驗結果發(fā)現(xiàn)兩條曲線趨勢相同，只是數(shù)值大小有差異。在相同進給速度下，主軸轉(zhuǎn)速為1000、1200、1400、1600、1800 r/min的試驗軸向力比對應的仿真軸向力分別小了21.6%、23%、24.7%、20.7%、17.8%。這是由于試驗的溫度遠低于仿真加工環(huán)境的理想溫度20 ℃導致的數(shù)據(jù)誤差。

3.2 進給速度對鉆削軸向力的影響

當主軸轉(zhuǎn)速n固定為1400 r/min時，在進給速度分別為100、105、110、115、120 mm/min的參數(shù)條件下進行鉆削試驗，鈦合金鉆削軸向力隨進給速度的變化規(guī)律如圖4所示。由圖可知，鉆削軸向力隨進給速度先減小后增大再減小，呈現(xiàn)波動上升的趨勢。從圖中可以看出，仿真曲線比試驗曲線波動程度大且數(shù)據(jù)誤差較大，當vf=115 mm/min時數(shù)據(jù)誤差最小為13.1%，當vf=120 mm/min試數(shù)據(jù)誤差最大為36.2%。造成這種情況的原因有以下兩點：一是工件加工過程中當進給速度增大時，材料去除率增大，刀具與工件之間摩擦增大，排屑不流暢對鉆削軸向力產(chǎn)生影響；二是鉆削加工過程中鉆頭不斷磨損消耗，隨著進給速度增大，鉆削厚度也增加，導致鉆削變形系數(shù)減小，使得試驗測量數(shù)據(jù)遠小于仿真數(shù)據(jù)。

3.3 鉆削軸向力預測模型的建立

利用MATLAB中多元線性回歸regress函數(shù)，根據(jù)單因素試驗結果，建立鉆削軸向力的數(shù)學模型。在加工材料和刀具幾何參數(shù)確定的條件下，根據(jù)金屬切削加工原理，切削力與切削參數(shù)之間存在復雜的指數(shù)函數(shù)關系，設鉆削軸向力和鉆削參數(shù)之間關系的通用公式為[17]

(2)

式中D為常數(shù)，F(xiàn)z為鉆削軸向力，n為主軸轉(zhuǎn)速，進給速度vf=n×fr，fr為進給量。

圖3 不同主軸轉(zhuǎn)速下鉆削軸向力的變化趨勢 圖4 不同進給速度下鉆削軸向力的變化趨勢

對式(2)兩端取對數(shù)可得

lgFz=lgD+ilgn+jlgvf，

(3)

設lgFz=y，lgD=a0，lgn=x1，lgvf=x2，則有

y=a0+ix1+jx2。

(4)

將試驗數(shù)據(jù)代入數(shù)據(jù)分析軟件MATLAB中進行多元線性回歸，得到鉆削力模型系數(shù)，并結合鉆削力經(jīng)驗公式擬合得D=2 919.9，i=-0.561 1，j=0.274 2，則鉆削力具體表達式為

(5)

為了驗證該理論模型預測值的準確性，對比分析鉆削軸向力的實測值和理論值，結果如表6所示。

表6 理論預測值與實測值比較

由表6可知，鈦合金鉆削軸向力的最大誤差為7.8%，所有軸向力誤差均小于8%，說明利用理論公式能夠預測在不同切削參數(shù)下的鉆削軸向力。

4 鉆孔質(zhì)量分析

4.1 鉆孔表面形貌分析

在航空航天、醫(yī)療設備及汽車制造中，零部件間的裝配精度主要取決于鉆孔質(zhì)量，同時鉆孔質(zhì)量也影響產(chǎn)品的適用性和可靠性。通常，判別鉆孔質(zhì)量的內(nèi)容主要包括：孔徑軸線的偏移、鉆孔的傾斜度、孔表面材質(zhì)變化、表面幾何特征的變化以及孔徑的偏差等[18]。本研究基于TC4鈦合金材料的鉆削試驗，通過在立式顯微鏡下進行觀察，對材料在不同鉆削參數(shù)下的鉆孔表面形貌進行簡單分析。鉆孔的表面形貌如圖5所示。

由圖5分析可知，鈦合金鉆孔的表面形貌缺陷主要有毛刺、啃邊、積瘤和鉆孔不圓。圖5(a)、(b)、(c)、(d)、(e)為不同主軸轉(zhuǎn)速下鉆孔的表面形貌圖，其中圖5(a)、(b)中存在明顯的毛刺和積瘤，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，毛刺和積瘤現(xiàn)象消失，但過大的主軸轉(zhuǎn)速又造成了啃邊現(xiàn)象；圖5(f)、(g)、(c)、(h)、(i)為不同進給速度下鉆孔的表面形貌圖，當進給速度為vf=110 mm/min時，鉆孔的表面形貌相對最好(圖5(c))，分析圖像可知，隨著進給速度不斷增大，啃邊現(xiàn)象越發(fā)嚴重，當進給速度vf=120 mm/min時，鉆孔表面形貌相對最差(圖5(i))，且鉆孔圓度相比其他較差。

圖5 不同鉆削參數(shù)下鈦合金的鉆孔表面形貌

4.2 鉆屑形態(tài)分析

鉆削過程中鉆屑形態(tài)對于順利鉆削和鉆孔質(zhì)量影響重大。尤其是對于難加工材料的小孔鉆削，鉆削過程中如果切屑能夠順利完整的排出，會大幅度提高鉆孔質(zhì)量。一般切屑的形態(tài)主要分為螺旋狀、條狀和鋸齒狀等。通常，在實際鉆削過程中，常常通過觀察鉆屑的顏色、長度以及鉆屑的卷曲狀態(tài)來判斷鉆屑的變形程度，分析鉆削過程是否順利[19-20]。本研究通過收集鉆削試驗加工產(chǎn)生的鉆屑，觀察不同鉆削參數(shù)下的鉆屑形態(tài)，如圖6所示。

圖6 鉆削試驗下鈦合金的鉆屑形態(tài)

圖6(a)、(b)、(c)、(d)、(e)為不同主軸轉(zhuǎn)速下的鉆屑形態(tài)。當主軸轉(zhuǎn)速n=1200 r/min時，鉆屑形態(tài)呈鋸齒狀(圖6(b))，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，切屑逐漸變?yōu)槁菪隣?，并且螺旋間距減小，卷曲程度越來越好，當n=1800 r/min切屑形態(tài)最佳(圖6(e))；圖6(f)、(g)、(c)、(h)、(i)為不同進給速度下的鉆屑形態(tài)，所有切屑均為螺旋卷曲狀，不同參數(shù)下切屑的螺旋間距和卷曲程度不同，從圖中明顯看出螺旋切屑卷曲的變形程度，隨著進給速度的增大，先增大后減小再增大，其中圖6(c)卷曲程度最差，斷裂嚴重。由圖6分析不同切削參數(shù)下的鉆屑形態(tài)可知，直徑3 mm硬質(zhì)合金麻花鉆鉆削鈦合金鉆屑形態(tài)均呈現(xiàn)典型的螺旋卷曲狀，當進給速度vf=105 mm/min，主軸轉(zhuǎn)速n=1400 r/min時，鉆屑形態(tài)和卷曲程度最佳。

5 結 論

(1)試驗和仿真對比分析可知，鈦合金的鉆削軸向力隨著主軸轉(zhuǎn)速增加而減小，隨著主軸進給速度的增加，先減小后增大，呈現(xiàn)波動上升趨勢；通過回歸分析得到鉆削軸向力的經(jīng)驗公式，誤差均小于8%，根據(jù)擬合表達式，可對鉆削軸向力進行預測。分析發(fā)現(xiàn)試驗和仿真的結果相似，證明了仿真建模用于鉆削研究的有效性和可行性。

(2)通過對鈦合金不同切削參數(shù)下的鉆孔形貌分析，小孔鉆削鉆孔形貌質(zhì)量和圓度較好，當進給速度vf=110 mm/min，主軸轉(zhuǎn)速n=1400 r/min時鉆孔形貌最佳。

(3)對不同切削參數(shù)下生成的鉆屑形態(tài)分析可知，當進給速度一定時，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，鉆屑形態(tài)從鋸齒狀逐漸變?yōu)槁菪隣睿划斨鬏S轉(zhuǎn)速一定時，隨著進給速度的增大，切屑的螺旋間距逐漸減小，卷曲程度加大?？傮w分析可知，用直徑3 mm硬質(zhì)合金麻花鉆鉆削鈦合金，鉆屑形態(tài)均呈現(xiàn)典型的螺旋卷曲狀，當進給速度vf=105 mm/min，n=1400 r/min時鉆屑形態(tài)最佳。