范依航 鄭敏利 楊樹財 程明明

(哈爾濱理工大學(xué)機械工業(yè)切屑控制及高效刀具技術(shù)重點實驗室，黑龍江哈爾濱150080)

鈦合金以其比強度高、機械性能及抗蝕性良好而廣泛應(yīng)用于航空工業(yè)等領(lǐng)域，Ti6Al4V是目前廣泛使用的鈦合金。但由于其化學(xué)活潑性高、導(dǎo)熱性差及彈性模量低，導(dǎo)致刀具磨損嚴重，極大地限制了它的切削加工性。研究表明，材料的力學(xué)性能與刀具磨損以及切削力具有相關(guān)性［1－2］。

切削力信號是對加工過程信息的敏感載體，切削力信號作為切削加工中的過程參量，它是包含了切削參數(shù)、刀具的狀態(tài)、切屑形成、切削振動和機床系統(tǒng)等融合的一個信息體。切削力包括兩部分:一是切削力的靜態(tài)分量，也就是切削力的平均值，它是切削變形所必需的力;二是切削力的動態(tài)分量，它表現(xiàn)為圍繞切削力的平均力上下波動［3］。

切削力靜、動態(tài)分量與刀具磨損具有明顯的相關(guān)性，Choudhury等人采用切削力比進行刀具磨損預(yù)測［4］。Remadna等人研究了CBN刀具加工回火鋼時切削力方向與刀具磨損之間的關(guān)系，得出切削力隨著切削路程及后刀面磨損的加大而逐漸增大［5］。樊寧進行了刀具磨損過程切削力頻譜特性的研究，在某一特定切削過程中，存在一系列特征頻率，這些特征頻率及其功率譜與刀具狀態(tài)密切相關(guān)［6－7］。切削力動態(tài)分量信號由不同頻率的成分隨機混合而組成，其隨時間變化的軌跡都是分形曲線，可通過提取其分形維數(shù)對刀具磨損進行監(jiān)控［8］。

鈦合金加工的另一典型特征是產(chǎn)生鋸齒形切屑，對鋸齒屑的研究主要集中在其形成機理。Komanduri和Barry等人認為由剪切變形局部化引起的絕熱剪切現(xiàn)象導(dǎo)致鋸齒屑的產(chǎn)生［9－10］。而Shaw和Obikawa等人則通過周期性斷裂理論來解釋鋸齒屑產(chǎn)生，即工件自由面首先產(chǎn)生裂紋，然后沿著剪切面向下延伸，直到刀尖處［11－12］。

目前對鋸齒屑形成于切削力之間的關(guān)系研究較少。本文重點通過研究切削力的靜動態(tài)特性，揭示切削力與切削速度、刀具材料、刀具磨損以及切屑形成的關(guān)系。

1 切削實驗

工件材料為鈦合金 Ti6Al4V(φ200 mm×400 mm)。

刀具材料:住友電工的涂層硬質(zhì)合金刀具、無涂層硬質(zhì)合金刀具三種刀具，以下分別簡稱Tool1、Tool2和Tool3，刀具牌號是SNMG120408N－UP。Tool1是碳氮化鈦和氧化鋁膜的疊層膜涂層，Tool2是氮化鈦鋁合金和氮化鋁鉻合金交互層積涂層，Tool3是無涂層硬質(zhì)合金刀具。刀具主偏角 κγ為75°，前角 γ0為10°，后角 α為 7°。

機床是CAK6150Di車床，切削方式是干切。

切削參數(shù):切削速度 v=40、60、80、100、120、140 m/min;進給量 f=0.1、0.15、0.2、0.24 mm/r;切削深度ap=1 mm。

測量方法:用Kistler9257B車削測力儀、電荷放大器結(jié)合數(shù)據(jù)采集卡對鈦合金Ti6Al4V切削力進行測量，記錄3個方向的切削力信號;采用CCD觀測系統(tǒng)測量后刀面磨損以及使用金相顯微鏡觀測切屑試樣。

2 切削力靜態(tài)特性分析

通過測力儀采集的三向切削力加工時域信號曲線見圖1。從圖中可以看出切削力圍繞一個基準(zhǔn)值上下波動，這個基準(zhǔn)值是切削力的平均力，也就是切削力的靜態(tài)分量。

2.1 三向切削力對比分析

切削力3個分量分別為沿著進給方向的軸向力Ff、沿著切深方向的力徑向力Fp和沿著切線方向的主切削力力Fc。

圖2給出了3種刀具在不同切削速度下的3個方向上切削力的對比分析。可以看出，Tool1、2、3切削鈦合金時，在所有切削條件下，徑向力Fp均大于其他兩個方向的力。而一般情況是主切削力Fc大于其他兩個方向的力。鈦合金切削力的特殊性主要是由于鈦合金的彈性模量較低，加工變形大，導(dǎo)致已加工表面產(chǎn)生回彈，所以徑向力較大。

2.2 切削速度和刀具材料對切削力的影響

在所給速度范圍內(nèi)，v=40 m/min時，Tool1、3切削力最大;切削速度在40～60 m/min時，切削力顯著減小;當(dāng)切削速度在60～120 m/min時，切削力雖呈增大的趨勢，但很緩慢。當(dāng)切削速度在120～140 m/min時，主切削力和進給力均減小，但是徑向力仍然繼續(xù)增大。如圖3所示的Ff－v、Fp－v和Fc－v關(guān)系曲線。

目前普遍采用Johson－Cook模型來描述金屬變形過程，流變應(yīng)力是應(yīng)變、應(yīng)變率及切削溫度的函數(shù)，其關(guān)系由下式描述:

但與此同時，當(dāng)鈦合金的應(yīng)變率大于103s－1時，鈦合金的強度變大［13］，這就導(dǎo)致了在切削速度為60～120 m/min時，切削力的緩慢增大。

當(dāng)切削速度在140 m/min時，徑向力有所增大，這時主要是由刀具磨損加劇引起。因此，當(dāng)切削速度增加時，切削力的變化趨勢是由刀具磨損、材料本身的特性等多方面因素綜合作用的結(jié)果。

在相同切削條件下，采用Tool2、Tool3切削時的切削力較小，尤其是進給力Fp。同時，在所選切削速度范圍內(nèi)，Tool2的切削力變化較小。這是因為Tool2中的TiAlN涂層化學(xué)穩(wěn)定性好、抗氧化磨損能力強。另外，在TiAlN涂層中Al濃度較高時，切削時表面會生成很薄的非晶態(tài)Al2O3惰性保護膜，可減小與工件之間的摩擦，因而可更有效地用于高速切削［14］。

2.3 切削力靜態(tài)分量與刀具磨損的關(guān)系

采用后刀面磨損寬度衡量刀具使用壽命，圖4給出了Tool1在不同切削速度下，其切削力隨著后刀面磨損VB的變化。隨著刀具磨損值增加，切削力逐漸增大，尤其是徑向力Fp。

試驗數(shù)據(jù)表明，當(dāng)VB＜0.27 mm，切削力增大曲線較平緩;當(dāng)VB＞0.27 mm時，切削力增大曲線較陡峭。因此，VB=0.27 mm是一個拐點，對切削力模型有重大影響。將原有經(jīng)典切削力模型簡化為

在上述簡化的切削力模型的基礎(chǔ)上引入后刀面磨損VB因素，得到新的切削力模型為

由于實驗中進給和切深是常量，因此本文建立了三向切削力與刀具后刀面磨損VB、切削速度v的簡化數(shù)學(xué)模型為

式中:F為切削力，N;VB為后刀面磨損，mm;v為切削速度，m/min;K0、w、x分別為待定系數(shù)和指數(shù)。

將公式(4)兩邊取對數(shù)得到:

則切削力的對數(shù)與切削速度及磨損量的對數(shù)關(guān)系就變成線性關(guān)系，成為多元線性回歸方程。根據(jù)實驗數(shù)據(jù)擬合出基于刀具磨損和切削速度的三向切削力簡化模型。

采用相關(guān)系數(shù)法對所建模型進行假設(shè)檢驗:若相關(guān)系數(shù)R的絕對值在0.8～1之間，可斷定回歸變量之間具有較強的線性相關(guān)性。通過計算得到:

進而有:

說明該模型具有很好的擬合度，它能很好地反映切削力與刀具磨損之間的關(guān)系。

3 切削力動態(tài)特性分析

圖2中所示切削力信號上下波動的部分即是切削力的動態(tài)分量。由前面的切削力靜態(tài)特性分析可知，鈦合金切削時，徑向分力最大，其對后刀面磨損也存在重要影響。因此，本文采集了三種刀具在不同切削速度下的切削力信號，并對徑向切削力動態(tài)分量信號的分形行為進行研究。

3.1 切削力信號分形特征

分形維數(shù)是分形理論的基本量，它可以作為描述信號復(fù)雜度的一個指標(biāo)。實用的分形維數(shù)測量計算方法很多，本文采用根據(jù)頻譜求維數(shù)的方法:

式中:D為分形維數(shù)，β為功率譜指數(shù)。

根據(jù)式(8)，通過功率譜指數(shù)β可求得分形維數(shù)。

鈦合金高效切削時切削力信號是一種時頻域信號，其頻譜分析是分析切削狀態(tài)的重要方法。切削力信號的每一個微小變化都反映了切削狀態(tài)的改變，對于一組切削力切削數(shù)據(jù)，可以通過分析其時域和頻域特征來觀察信號的特征。首先對原始切削力信號進行降噪處理，如圖5所示。

通過對降噪后的信號進行頻譜分析，得到切削力信號的功率譜圖及其雙對數(shù)坐標(biāo)圖，如圖6所示，其中并沒有明顯的頻率峰值，屬于隨機性很強的信號。信號功率譜在雙對數(shù)圖中采用最小二乘法將其近似擬合為一條直線，求得直線斜率并代入式(8)得到分形維數(shù)為1.800 9。功率譜法計算信號的分形維數(shù)具有較高的精度，可達到理想的效果，且計算過程簡潔方便。

3.2 切削速度與刀具材料對分形維數(shù)的影響

圖7所示為不同速度下不同刀具的切削力信號分形維數(shù)。隨著切削速度的提高，分形維數(shù)并不單調(diào)地變化。在v=60 m/min時，分形維數(shù)最小，說明切削力動態(tài)分量信號的隨機性較小，相關(guān)性較大，切削狀態(tài)穩(wěn)定。而在v=80 m/min時，分形維數(shù)最大，切削力波動大，切削狀態(tài)最不穩(wěn)定。當(dāng)切削速度v＞80 m/min時，隨著切削速度的提高分形維數(shù)顯著減小。試驗結(jié)果表明，切削速度對分形維數(shù)的影響顯著。

由圖7可以看出，在相同切削速度下3種刀具的切削力信號分形維數(shù)。Tool1在切削過程中，分形維數(shù)較小，說明其切削過程平穩(wěn)。Tool3次之，Tool2的切削力波動較大，切削力動態(tài)分量信號的隨機性大，切削過程平穩(wěn)性差。

3.3 切削力分形維數(shù)與刀具磨損的關(guān)系

圖8為切削過程中切削力動態(tài)分量信號的分形維數(shù)與刀具磨損狀況隨著切削時間的變化曲線。從圖中可以看出，刀具的磨損量從小到大，直到磨損失效的過程中，分形維數(shù)基本上經(jīng)歷了一個由最初較大下降到較小，而后又逐漸上升的變化過程。這一變化與刀具磨損的初期磨損、正常磨損和劇烈磨損3個階段正好相對應(yīng)。在刀具磨損初期和最后劇烈磨損階段，切削狀態(tài)極不穩(wěn)定，相應(yīng)的切削力也受到影響，表現(xiàn)出了較高的復(fù)雜性。而在刀具正常磨損階段，切削過程相對平穩(wěn)，切削力信號的分形維數(shù)也較小。當(dāng)切削時間為2.5 min時，刀具磨損值最小，同時切削力動態(tài)分量分形維數(shù)達到最小值。因此，可以利用切削力動態(tài)分量分形維數(shù)進行刀具切削狀態(tài)監(jiān)控。

3.4 鋸齒屑形成對切削力動態(tài)特性的影響

將鈦合金在切削過程中產(chǎn)生的切屑進行鑲嵌、打磨、拋光，得到切屑試樣，然后通過金相顯微鏡觀測其微觀形貌，如圖9所示。圖中L是齒間距，H是切屑厚度，h是齒高。

鋸齒切屑的形成頻率fc可由下面公式求出:

式中:vch為切屑沿前刀面流出的速度;L為兩相鄰鋸齒最高點之間的距離。根據(jù)直角切削切屑材料體積不變原理知:

式中:v為切削速度;φ為剪切角;γ0為刀具前角。

圖10、11分別給出了不同切削速度和進給下的鋸齒屑生成頻率fc和切削力頻率fF。在切屑邊緣形成的鋸齒，不斷沖擊和滑擦刀具前刀面。鋸齒屑的形成頻率很高，這種高頻率的沖擊載荷會直接導(dǎo)致切削力的動態(tài)變化。在不同切削速度及不同進給量下，鋸齒屑生成頻率與切削力頻率的關(guān)系如圖12所示，二者具有很好的線性相關(guān)性，鋸齒屑可以作為高頻變化的切削力動態(tài)分量的表征。

因此，切削力動態(tài)分量頻率(fF)可以表達為:

式中:m為常數(shù)。由式(1)可見切削力頻率與切削速度v成正比，與進給f成反比。進而可以得出，在鈦合金切削過程中，選取適當(dāng)?shù)倪M給量和切削速度可以降低由于鋸齒屑產(chǎn)生引起的切削力振動。

4 結(jié)語

采用硬質(zhì)合金涂層和無涂層刀具對鈦合金Ti6Al4V進行了外圓干車削試驗，研究高效車削鈦合金時切削力靜動態(tài)特性。結(jié)果表明:

(1)鈦合金切削過程中，切削力的靜態(tài)分量中徑向力Fp較大。這主要是由于鈦合金的彈性模量較低，加工變形大，導(dǎo)致已加工表面產(chǎn)生回彈。

(2)切削力靜態(tài)分量隨切削速度的變化并不單調(diào)。當(dāng)切削速度的提高時，切削力的變化趨勢是由刀具磨損、材料本身的特性等多方面因素綜合作用的結(jié)果。切削力動態(tài)分量分形維數(shù)可用于刀具狀態(tài)監(jiān)控。

(3)在相同切削條件下，刀具材料對切削力靜動態(tài)特性有顯著影響。綜合考慮切削力靜動態(tài)特性，無涂層硬質(zhì)合金刀具更適合于切削鈦合金。

(4)鋸齒形切屑的產(chǎn)生與切削力的高頻變化有直接的關(guān)系，鋸齒生成頻率可以作為切削力動態(tài)分量頻率的一個表征，選取適當(dāng)?shù)那邢鲄?shù)可以降低由于鋸齒屑產(chǎn)生引起的切削力振動。

［1］Ezugwu E O，Bonney J，Yamane Y.An overview of the machinability of aeroengine alloys ［J］.Journal of Material Processing Technology，2003，134:233－253.

［2］Arrazolaa P J，Garaya A，Iriarte L M，et al.Machinability of titanium alloys(Ti6Al4V and Ti555.3)［J］.Journal of Material Processing Technology，2009，209(5):2223－2230.

［3］張利國，聶鑫，劉獻禮.基于硬態(tài)切削力信號刀具切削狀態(tài)的分析［J］.工具技術(shù)，2004，38(9):93－97.

［4］Choudhury S K，Kishore K K.Tool wear measurement in turning using force ratio［J］.International Journal of Machine Tools ＆ Manufacture，2000(4):899－909.

［5］樊寧，郭培全，王慧，等.刀具磨損過程切削力頻譜特性的研究［J］.組合機床與自動化加工技術(shù)，2008(5):69－71.

［6］樊寧，池憲，高子輝.切削速度對切削力頻譜特性影響的實驗研究［J］.機床與液壓，2008，36(5):298－300.

［7］周志斌，曾志新，林金萍，等.高速銑削中切削力動態(tài)分量信號分形特征的研究［J］.工具技術(shù)，2003，37(12):14 －17.

［8］Komanduri R，Schroeder T，Hazra J，et al.New observations on the mechanism of chip formation when machining titanium alloys［J］.Wear，1981，69(2):179－188.

［9］Barry J，Byrne G，Lennon D，Observations on chip formation and acoustic emission in machining Ti－6Al－4V alloy［J］.International Journal of Machine Tools＆ Manufacture，2001，41(7):1055－1070.

［10］Shaw M C，Vyas A.The mechanism of chip formation with hard turning steel［J］.CIRP Annals－ Manufacture Technology，1998，47(1):77－82.

［11］Obikawa T，Usui E.Computational machining of titanium alloy－finite element modeling and a few results［J］.Journal of Manufacturing Science and Engineering－Transactions of the ASME，1996，118(2):208－215.

［12］季玉輝，束迎東，胡緒騰.TC4合金應(yīng)變率和溫度相關(guān)變形的Johnson－Cook模型［C］.中國航空學(xué)會第十四屆發(fā)動機結(jié)構(gòu)強度振動學(xué)術(shù)研討會，2008，10.

［13］Follansbee P，Gray G T.An analysis of the low temperature and high strain rate deformation of Ti6Al4V［J］.Metallurgical Transactions，1989(20A):863－874.

［14］韓榮第，胡廣義，韓濱.刀具涂層技術(shù)及涂層刀具切削性能的試驗研究［J］.現(xiàn)代金屬加工技術(shù)，2004(10):17－19.