陳榮，李郁

(1.陜西開放大學中德機電工程與汽車科技學院，陜西西安 710119;2.西安明德理工學院智能制造與控制技術學院，陜西西安 710124)

0 前言

使用先進的輕質結構材料以提高發(fā)動機性能和效率，并滿足日益嚴格的環(huán)境法規(guī)，是航空航天和汽車領域發(fā)展的關鍵。γ-TiAl基合金以比強度高、質量小、良好的高溫強度、抗氧化性和抗蠕變性能等優(yōu)勢，已被確定為航空航天應用中的戰(zhàn)略性關鍵材料。然而，γ-TiAl基合金因低的延展性，可加工性較差，同時在室溫下具有高的硬度和脆性。因此，較高的加工成本限制了γ-TiAl基合金材料在工業(yè)上的廣泛使用。

近年來，學者們對γ-TiAl基合金的可加工性進行了一些研究。PRIARONE等使用涂層和非涂層硬質合金立銑刀，研究了刀具角度和刃口形式對γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb切削加工性的影響。SETTINERI等對3種不同的γ-TiAl基合金進行了車削和銑削試驗，重點研究了切削性能和材料表征。結果顯示由于不同的合金元素影響材料的力學和熱學性能，試驗結果相差較大。ZHANG等利用AlTiN涂層球頭立銑刀對γ-TiAl基合金Ti-45Al-2Mn-2Nb-0.8vol% TiB進行了槽銑削加工，研究了其表面完整性。雖然上述文獻已經(jīng)對γ-TiAl基合金的加工進行了研究，但均沒有開發(fā)出一個正交切削模型來預測γ-TiAl基合金在斜切和三維加工過程中的切削力，如端面和球頭銑削。為了可以準確地預測表面粗糙度、顫振可能性或尺寸公差等工業(yè)參數(shù)，創(chuàng)建一個正交切削模型對于預測航空部件加工中的切削力至關重要。此外，高性能涂層已經(jīng)成為工業(yè)中提高加工刀具效率的主要手段。

因此，本文作者構建了不同刀具涂層(AlTiN和AlCrN涂層)下γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb的正交切削模型。該模型是與刀具幾何無關的基本切削參數(shù)模型，并采用解析力模型和正交斜變換法進行切削力預測。此外，除了端面銑削之外，該模型還可以預測復雜加工(如球頭銑削)的切削力。通過不同切削條件下的端面銑削和球頭銑削對所提方法進行了驗證，試驗結果與模型結果吻合良好。

1 銑削加工力學模型

銑削加工是最基本的金屬切削加工之一，廣泛應用于航空航天、汽車和生物醫(yī)學等高科技領域復雜零件的制造。不同于車削是連續(xù)切削操作，銑削是間斷加工操作。在銑削作業(yè)中，切削刃反復進入和退出嚙合區(qū)域。因此，切削力是諧波的，切削力的仿真更加復雜。銑削的分析模型如圖1所示。

圖1 端面銑削的切削力解析模型

端面削作業(yè)中的基本切削力可以通過式(1)進行解析建模。

(1)

式中：d為切向的微分切削力；d為徑向的微分切削力；d為軸向的微分切削力；()為未切削切屑厚度；d為切削刃在軸向的單位長度；、和分別為不同方向切削力系數(shù)；、和分別為不同方向切削刃系數(shù)。

分析模型的準確性高度依賴于切削力系數(shù)和切削刃系數(shù)的準確預測。與其他方法相比，文中采用正交斜變換來預測切削系數(shù)。該方法的優(yōu)點是不依賴于刀具的幾何形狀，可用于模擬任何金屬切削過程的切削力。正交斜變換是一種基于正交車削試驗中切屑厚度、切削力和進給力的測量方法。測量結果用于計算基本切削參數(shù)，包括剪切應力、剪切角和摩擦角，利用這些參數(shù)的轉換來模擬斜切削過程，如銑削操作。文中利用正交切削力，估計式(1)中的切削力系數(shù)和切削刃系數(shù)。正交切削的力學模型如圖2所示。

圖2 正交切削的力學模型

正交斜變換的基本參數(shù)可以由式(2)—式(6)預測出來:

(2)

=tan()

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：為摩擦角；為前角；為平均進給力；為平均切向力；為摩擦因數(shù)；為剪切角；為剪應力；為合力；為切削寬度；為未切削厚度；為切屑厚度比。

由于γ-TiAl基合金的可加工性較低，在加工過程中產(chǎn)生的切屑可能是不連續(xù)的，這給未變形切屑厚度的測量和切屑比的經(jīng)驗計算帶來了挑戰(zhàn)。為了解決這一問題，采用最小能量原理估計剪切角，如式(4)所示。該模型假定剪切面上的剪應力等于材料的屈服剪應力，并且剪切面很薄。

2 球頭銑削刀具-工件嚙合模型

球頭銑削廣泛應用于自由曲面的加工，特別是在汽車、航空航天、模具等行業(yè)。由于球頭銑刀的幾何形狀，在自由曲面加工過程中，嚙合面積不會保持恒定，整個切削刃長度也不會與工件完全接觸。在此研究中，通過采用基于實體建模的嚙合模型預測刀具與工件之間的接觸區(qū)域，實現(xiàn)自由曲面球頭銑削力預測。首先，在每個刀位處計算刀具與工件的接觸面，然后根據(jù)刀位數(shù)據(jù)計算刀具的掃掠體積。從毛坯中減去掃掠體積后，計算出每次切削的進、出角，這些角度被用作力模型的輸入。自由曲面上給定刀位的樣本接觸區(qū)域如圖3所示。

圖3 自由曲面上給定刀位的樣本接觸區(qū)域

3 試驗設置

采用γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb分別進行了正交車削和銑削試驗。鑄件試樣在23 ℃時具有硬度(24±2)HRC，屈服強度為326 MPa，極限拉伸強度為422 MPa，彈性應變?yōu)?.7%；在650 ℃時，屈服強度為384 MPa，極限拉伸強度為474 MPa，彈性應變?yōu)?.1%。正交車削試驗是為了建立正交模型，而銑削試驗是為了驗證該模型測切削力的有效性。

3.1 正交車削設置

正交切削試驗是在日本馬扎克MAZAK Quick Turn Nexus 150車削中心上進行的，正交車削試驗設置如圖4所示。

圖4 正交車削試驗設置

試驗中使用了直徑為55 mm、切削寬度為2 mm的γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb溝槽工件。傾角被設置為0°以具有正交切削條件。在切削速度為40 m/min，進給率分別為0.06、0.08和0.100 mm/r的條件下進行了所有試驗。切削操作采用4°前角和碳化鎢硬質合金刀片，并使用2種不同的涂層：AlCrN涂層和AlTiN涂層。通過掃描電鏡測量，AlCrN涂層刀具的刃口半徑為15 mm，AlTiN涂層刀具的刃口半徑為16 mm。加工過程中不使用冷卻液，切削力采用Kistler 9257B臺式測力儀測量。

3.2 銑削設置

在五軸森精機NMV5000 DCG加工中心上進行了一系列由端面銑削和球頭銑削組成的試驗測試。同樣，所有銑削試驗都不使用冷卻液，并使用Kistler 9257B臺式測力儀采集切削力數(shù)據(jù)。銑削試驗設置如圖5所示。

圖5 銑削試驗設置

對螺旋角為36.5°、前角為8°、直徑為12 mm的四刃硬質合金立銑刀進行了端面銑削試驗，分別采用AlCrN和AlTiN兩種不同的涂層條件。用掃描電子顯微鏡測量了涂層的厚度，如圖6所示。

圖6 立銑刀的涂層厚度

端銑削的刀具軌跡如圖7所示。

圖7 端銑削的刀具軌跡

對于圖7所示的刀具路徑，在順銑操作過程中獲得切削力數(shù)據(jù)。端銑削的條件如表1所示。

表1 端銑削的條件

采用AlCrN涂層、螺旋角為30°、直徑為8 mm、前角為5°的四刃硬質合金球頭銑刀進行了自由曲面銑削，驗證了球頭銑削力的預測值。切削條件如表2所示。

表2 球頭銑削條件

研究中使用的刀具如圖8所示。

圖8 研究中使用的刀具

4 結果與分析

4.1 正交車削結果

不同進給率下正交車削測量的切削力如圖9所示。

圖9 不同進給率下正交車削測量的切削力

圖9所示切向力和進給力被用來計算基本切削參數(shù)，如剪應力、剪切角、摩擦角和切屑厚度比。不同涂層時計算出的正交切削參數(shù)如表3所示。

表3 不同涂層時計算出的正交切削參數(shù)

表3結果表明:與AlTiN涂層相比，AlCrN涂層具有更小的剪切角。在切削過程中，切屑厚度、剪切角和剪切面是相互關聯(lián)的。剪切角越小，剪切面越長，切屑厚度越大。另一方面，較大的剪切角表示較小的剪切面，在切削過程中，產(chǎn)生的切屑相對較薄，這使得所需的切削力更小，這意味著較低的摩擦因數(shù)。

摩擦因數(shù)對刀具壽命和工件完整性起著重要作用。正交車削試驗表明：AlCrN涂層的摩擦因數(shù)最大，AlTiN涂層的摩擦因數(shù)最小。改變涂層后，剪切應力沒有明顯變化。

4.2 端面銑削結果

采用正交斜變換技術確定了銑削加工的切削系數(shù)，并利用式(1)的分析模型對切削力進行了仿真。不同涂層和進給率下端面銑削的估計和實測切削力分量如圖10和圖11所示。

由圖10可看出：實測切向力平均值與估計切向力平均值之間的差值約為22.1 N(13%)，實測徑向力平均值與估計徑向力平均值之間的差值約為6.2 N(11%)，因此所提力學模型能夠預測AlTiN涂層刀具在13%誤差范圍內的切削力。在圖11中，雖然切向力與AlCrN涂層刀具的力估計模型非常一致，實測切向力平均值與估計切向力平均值之間的差值僅為13.2 N(12%)。但通過徑向力的比較發(fā)現(xiàn)一定的不匹配現(xiàn)象，實測徑向力平均值與估計徑向力平均值之間的差值約為18.6 N(20%)。這可以歸因于加工過程中的潛在誤差，這些誤差導致徑向切削力低于預期。但總體來說，所提方法在預測合力(切向和徑向結合)方面是成功的，誤差范圍在20%以內。

圖10 AlTiN涂層端面銑削的估計和實測切削力

圖11 AlCrN涂層端面銑削的估計和實測切削力

4.3 球頭銑削結果

為了驗證γ-TiAl基合金正交參數(shù)在自由曲面球頭銑削中的準確性，對NACA 2429翼型進行了加工，如圖12所示。

圖12 NACA 2429翼型加工

在表2所示條件下，加工分4層，每層6條路徑。第4層第3刀軌的估計與實測切削力如圖13所示。

由圖13可知：估計切削力與實測切削力的變化趨勢和大小基本一致。軸方向上實測切向力平均值與估計切向力平均值之間的差值約為5.25 N(15 %)，軸方向上切削力的實測值與估計值之間的最大差值為15.6 N(13 %)。因此，估計和實測的切削力吻合良好，誤差范圍為15%。

圖13 第4層第3刀軌的估計與實測切削力

5 結論

文中構建了用于預測γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb基本切削參數(shù)的正交切削力學模型。利用該模型對γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb在不同涂層、不同切削條件下的端面和球頭銑削加工切削力進行了預測，并研究了涂層對摩擦因數(shù)、剪切應力、剪切角和切削力的影響。得出如下結論：(1)AlCrN涂層刀具的剪切角小于AlTiN涂層刀具，且摩擦因數(shù)大于AlTiN涂層刀具；(2)對于AlCrN和AlTiN涂層，通過端面銑削試驗驗證的切削力估計誤差分別在20%和13%內；(3)對于AlCrN涂層，通過球頭銑削試驗驗證的切削力估計誤差在15%內。后續(xù)將在更多類型機床上開展進一步的性能驗證。