李 哲 楊志波 王愛春 宋彰桓 張德遠

（1 航天材料及工藝研究所，北京 100076）

（2 北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京 100083）

文 摘 鈦合金在傳統(tǒng)麻花鉆常規(guī)鉆孔后，會產生較大的孔出口毛刺，這將導致孔出口去毛刺困難且影響緊固件裝配質量。本文引入一種八面鉆新刃型刀具，并利用超聲振動鉆削技術，進行了八面鉆超聲振動鉆削鈦合金出口毛刺形成的基礎理論和試驗研究。理論分析了普通鉆削和超聲振動鉆削的出口毛刺形成過程以及超聲振動鉆削的出口毛刺降低機理，同時試驗驗證了超聲振動鉆削的出口毛刺降低效果。結果表明：相比于鈦合金普通鉆削，超聲振動鉆削極大地提高了鉆頭刀具的切削能力，分別降低了鉆削力16%～20%、切削溫度18%～21%和出口毛刺高度82%～89%，有效降低了裝配過程的去毛刺困難和生產成本。

0 引言

鈦合金（Ti6Al4V）作為一種先進材料，已經在現(xiàn)代航空航天領域得到廣泛使用，例如：波音787 客機的鈦合金使用量達到15%［1］、F-22 隱身戰(zhàn)斗機的鈦合金用量達到41%［2］。鈦合金能被廣泛使用，其原因在于它具有密度低、比強度高、比模量大、耐高溫、耐腐蝕、耐磨損等優(yōu)異的綜合力學性能［3-5］。

在鈦合金結構件的應用過程中，需提前制出大量的裝配孔以便于緊固件的連接裝配，其中鉆削工序需去除終孔總材料去除量的40%～60%［6］。但是，在鈦合金傳統(tǒng)麻花鉆的常規(guī)鉆孔過程中，由于鈦合金屬于典型難加工材料、鉆削力和切削溫度都較高，使得孔加工后形成較高的出口毛刺，嚴重影響了緊固件的連接裝配，而且較高的孔出口毛刺難以去除，所以必須附加去毛刺工序才能完成裝配過程并保證裝配質量，這將極大影響了生產周期并且增加了毛刺去除的生產成本［3-12］。

超聲振動鉆削技術，目前已在國內外廣泛研究且較多的被應用在鎳基高溫合金這種難加工材料的超聲鉆孔試驗中，應用在鈦合金超聲鉆孔方面的文獻報道較少，文獻［13-20］研究表明，超聲振動鉆削技術能夠有效降低鉆削力、切削溫度、毛刺高度與刀具磨損，提高傳統(tǒng)麻花鉆的加工能力。但是，在鎳合金和鈦合金這兩種難加工金屬材料的超聲振動鉆孔過程中，對于孔出口毛刺高度的形成和降低的機理方面研究較少，而且仍需要進一步改善孔出口毛刺降低的工藝效果。本文針對超聲振動鉆削鈦合金的出口毛刺形成和降低的機理，以及進一步改善超聲振動鉆削鈦合金的孔出口毛刺降低的工藝效果，開展了相關理論和試驗研究。

1 超聲振動鉆削原理

1.1 原理及運動分析

圖1建立了超聲振動鉆削（UVD）原理示意圖，圖中A為超聲振幅、F為超聲振動頻率、f為進給速度、n為轉速。從圖1可見，超聲鉆削的鉆頭切削刃運動軌跡由鉆頭自轉、沿軸向或縱向（z向）相對于工件的進給運動和高頻小振幅A的超聲波縱向振動復合而成，并且為周期性接觸-分離的脈沖式動態(tài)切削。

在超聲振動鉆削過程，鉆頭切削刃的高頻分離斷續(xù)切削軌跡，如圖2所示。兩刃鉆頭的刀尖橫刃和主切削刃在超聲高頻脈沖激勵下，均以高頻小振幅的正弦波軌跡進行切削運動，使得鉆尖切削刃與工件切削表面間實現(xiàn)周期性接觸-分離的相對運動。這種周期性接觸-分離的動態(tài)切削模式，能夠有效降低摩擦力、切削力和切削溫度，改善斷屑排屑效果和鉆頭切削能力等良好工藝效果［13-22］。在圖2中，Vf為鉆頭相對于工件的軸向進給速度，VF為超聲振動激勵產生的軸向進給速度且有VF=d[Asin(2πFt)]/dt= 2πAFcos(2πFt)，Vc為切向或周向的切削速度，t為時間。

根據(jù)圖1 和圖2 可知，超聲振動鉆削的鉆頭切削刃上任一選取點相對于工件的運動軌跡是一條帶有正弦波振動的三維螺旋曲線，可表達為：

圖1 超聲振動鉆孔原理示意圖Fig.1 Schematic of UVD

式中，R為鉆頭切削刃選取點到刀具軸線的距離，ω為旋轉角速度且ωt=θ與為轉速，θ為旋轉角度。

同時，根據(jù)圖1 和圖2 可知，普通鉆削（CD）的鉆頭切削刃上任一選取點相對于工件的運動軌跡僅為一條普通三維螺旋曲線，可表達為：

圖2 超聲振動鉆削過程鉆頭切削刃的分離切削軌跡Fig.2 Separated cutting locus of drill bit cutting edge for UVD process

1.2 變速與沖擊切削特性分析

在超聲振動鉆削過程中，鉆頭切削刃的速度與加速度也產生了周期性改變，對式（2）關于時間t進行求導，可得實時速度方程如下：

亦即：

因此，根據(jù)方程式（3）和（4），可得出超聲振動鉆削過程鉆頭切削刃任一選取點的實時合速度Ve，可表達為：

對實時速度方程式（3）求導，可得出實時加速度方程如下：

根據(jù)方程式（6），可得出超聲鉆削過程鉆頭切削刃任一選取點的實時合加速度ae，可表達為：

根據(jù)方程式（5）和（7）可知，在超聲鉆削過程中，鉆頭切削刃的實時合速度和加速度大小與方向都隨切削時間做周期性動態(tài)變化；然而，在普通鉆削過程中，鉆頭切削刃的實時合速度和加速度大小與方向都保持恒定。同時可知，相比于普通鉆削，超聲鉆削的合速度與加速度大小都將遠高于普通鉆削。因此可知，超聲鉆削過程的鉆頭切削刃具有變速與沖擊切削特性。

由于超聲鉆削過程具有變速與沖擊切削特性，使得鉆頭切削刃在切削區(qū)局部能夠產生高頻瞬態(tài)較大動能的變速效應、變向效應和加速度沖擊效應，改變切削區(qū)狀況，極大增強刀刃切削性能和刀具整體剛性，改善工件材料的切削性能，能夠在金屬材料待去除表面上加快局部切削材料的塑性變形隆起，以加快材料局部的變形切削，提高局部材料的切削去除率，降低材料切削的整體變形和所需能量。

1.3 占空比切削特性分析

在超聲振動鉆削過程，由于鉆頭切削刃進行周期性接觸-分離的動態(tài)切削，所以每一個振動周期T的切削過程均由實際切削和空切組成，極大降低了鉆削過程的切削力平均值、改變了鉆頭切削狀態(tài)，這被稱為超聲振動鉆削的占空比特性。若刀刃處于實際切削狀態(tài)時間為tc、處于空切削狀態(tài)時間為ti，則有T=tc+ti。隨著超聲參數(shù)和切削參數(shù)的改變，tc和ti也將改變。

超聲振動鉆削過程的占空比K可表達為：

從式（8）可知，K值越小，實際切削時間越短，空切時間越長，則鉆削過程的靜態(tài)切削力平均值也越低。當K=1 時鉆頭切削刃與工件切削表面之間處于不分離切削狀態(tài)，而當0＜K＜1 時鉆頭切削刃與工件切削表面之間處于分離切削狀態(tài)。

對于超聲振動鉆削過程是否分離，可通過以下分離條件進行判斷［21-22］：

當滿足式（9）時，即為分離型超聲振動鉆削；反之，則為不分離型超聲振動鉆削。

2 超聲鉆削鈦合金出口毛刺的形成及降低機理

2.1 孔出口毛刺形成過程

在采用鉆頭鉆削鈦合金孔過程中，孔出口毛刺的形成主要是由于臨近孔出口時孔底殘余材料支撐剛度的降低、切削過程殘余金屬材料發(fā)生彈塑性變形并且不能及時被切削，在鉆削力和切削力的擠壓作用下，增大孔底材料向下塑性變形流動，當出口變形材料超過自身材料塑性變形拉伸極限后，變形材料將出現(xiàn)破裂（其破裂形式分為拉伸斷裂或剪切斷裂，并且由切削工藝參數(shù)和刀具切削性能決定），最終不能被切除的孔出口材料殘留在孔出口邊緣形成毛刺。此外，鉆削力和切削力越大將導致孔出口材料受到向下擠壓的變形量越大，同時，切削溫度越高將導致材料的塑性變形越容易，材料軟化和塑性變形程度越大，因此這將導致孔出口邊緣的毛刺高度也越大。

普通鉆孔出口毛刺的形成過程可主要分為以下6步，如圖3（a）所示：（1）孔出口過程殘余材料的準備切削狀態(tài)（即鉆頭正常穩(wěn)定鉆削的出口臨界狀態(tài)）；（2）孔出口處孔底殘余材料切削的初始塑性大變形且被頂出超過孔出口邊緣；（3）隨著普通鉆孔過程向下繼續(xù)使得出口頂出的殘余材料塑性變形生長（即出現(xiàn)較大的塑性變形）；（4）較大的塑性變形使得材料出現(xiàn)初始破裂且為拉伸斷裂；（5）隨著普通鉆孔過程向下繼續(xù)使得裂縫擴展；（6）當鉆尖橫刃、主切削刃和副切削刃都完全超出孔出口邊緣時最終形成大毛刺。

超聲鉆孔出口毛刺的形成過程也可主要分為6步，如圖3（b）所示：（1）孔出口過程殘余材料的準備切削狀態(tài)；（2）孔出口處孔底殘余材料切削的初始塑性小變形且被頂出超過孔出口邊緣；（3）隨著超聲鉆孔過程繼續(xù)使得孔出口頂出材料出現(xiàn)較早的初始破裂且為剪切斷裂；（4）隨著超聲鉆孔過程向下繼續(xù)使得裂縫擴展；（5）孔出口邊緣殘余材料基本都被切除使得毛刺預形成；（6）當鉆尖橫刃、主切削刃和副切削刃都完全超出孔出口邊緣時最終形成小毛刺。

通過以上初步分析可知，普通鉆孔與超聲鉆孔形成不同出口毛刺大小的區(qū)別，主要原因如下：周期性接觸-分離的動態(tài)脈沖式超聲鉆孔有效降低了鉆孔出口過程孔底殘余材料的向下塑性變形流動，能夠較早的實現(xiàn)鉆孔出口過程殘余材料的破裂且為剪切斷裂而降低了材料的變形生長，以及超聲鉆削過程較強的刀刃動態(tài)切削能力能夠切除更多的孔出口殘余材料，能夠有效降低出口殘余材料的切削變形程度，從而降低了最終毛刺形成的高度。

圖3 普通和超聲振動鉆孔出口過程毛刺形成及殘余材料切削變形過程Fig.3 The formation process of exit burr and the cutting deformation process of residual materials in hole exit process of CD and UVD

此外，從圖3（c）中可見，孔出口材料在普通連續(xù)鉆削恒力PCD和超聲分離鉆削動態(tài)力PUVD的作用下，沿軸向進給方向出現(xiàn)向孔外的撓曲變形，其撓曲變形量隨著鉆孔深度的增加而增大，并且普通的變形量δCD明顯大于超聲的變形量δUVD，其主要原因在于超聲鉆孔的周期性接觸-分離的脈沖式動態(tài)切削特性有效降低了鉆孔過程的切削變形、切削力和切削溫度。當變形量δCD和δUVD分別大于切削厚度a0時，孔出口撓曲變形的材料將不能被切除（即：變形量δCD和δUVD分別小于切削厚度a0的圖中陰影部分的材料將逐漸被切除），從而不能被切除的殘余材料，將隨著鉆頭繼續(xù)向下鉆出孔口而經過塑性變形延伸和彈性變形，最終殘留在孔出口邊緣形成不同類型和大小的毛刺，同時超聲鉆孔的出口材料去除量明顯大于普通鉆孔。因此，綜上分析可知，相比普通鉆孔，超聲鉆孔能夠有效降低出口毛刺高度。

根據(jù)圖3（c）分析，可將普通和超聲鉆削的孔出口過程殘余材料近似為懸臂梁結構，假設普通的懸臂長度為LCD、超聲的懸臂長度為LUVD、材料彈性模量為E、截面慣性矩為I、彎曲剛度為EI，從而按照材料力學公式，可計算出普通鉆孔和超聲鉆孔出口過程殘余材料的最大撓曲變形量分別為：

由于超聲鉆削力PUVD平均值將小于普通鉆削力PCD，故可知，超聲的δUVDmax也將明顯小于普通的δCDmax，因此超聲鉆孔的出口最終毛刺高度也將明顯小于普通鉆孔。

2.2 孔出口毛刺形成和降低的過渡切削機理

由于鈦合金超聲振動鉆孔的振幅為微米級，每轉進給量也是幾十微米，而且金屬切削的常用硬質合金刀具的切削刃鈍圓半徑一般為12～25 μm，因此，這屬于微細切削范疇；此外，在研究鈦合金鉆削的出口毛刺形成過程中，由于鉆孔出口材料切削的逐漸變薄，出口材料的切削變形也同樣經過微米級的加工，因此，刀具鉆尖切削刃的刀齒鈍圓對鉆孔出口材料切削變形的影響不可忽略。

在金屬材料的切削過程中，刀具切削刃從可以產生切屑到不可以產生切屑的過程，稱為過渡切削。在金屬材料的過渡切削過程中，不產生切屑的過程中刀具切削刃將從工件加工表面上擦過。

圖4 建立了鈦合金普通和超聲鉆削的孔出口毛刺形成過程的過渡切削模型，并進行了出口毛刺形成的過渡切削機理分析。在圖4的模型中，刀具鉆尖切削刃的鈍圓半徑為rn，切削深度為ac，表面回彈量為δ，表面回彈量的恒定值為δ0，切削方向速度為vc，切削方向速度和工件切削表面之間的夾角i可使得切削深度逐漸減小。

圖4 普通和超聲鉆削的孔出口毛刺形成的過渡切削模型Fig.4 Transition cutting model of exit burr formation for CD and UVD

從圖4中可見，普通鉆削和超聲鉆削的孔出口毛刺形成的過渡切削過程主要經過切削段、塑性段、彈性段，隨著鉆孔深度的增加，孔底出口過程待切削殘余材料逐漸變薄，從切削段到彈性段，刀齒前方隆起材料弧逐漸減少至無，切屑從有到無，孔出口外被鉆尖頂出材料從無到有，并形成最終孔出口毛刺。具體毛刺形成過程分析如下。

（1）在切削段，孔底出口過程殘余材料依然能夠被切削并且能夠產生切屑，切削刃刀齒前方材料隆起弧并與前刀面分離形成切屑，隆起材料的接觸點C高度與刀齒鈍圓中心等高，已切削表面的回彈量和塑性流動都達到最大，表面回彈量δ為恒定值（δ=δ0），切削深度ac大于表面回彈量δ（即ac＞δ），此階段可能會出現(xiàn)孔底殘余材料因切削變形較大或縱向（軸向）鉆削力較大而導致向孔出口外側產生材料變形。

（2）在塑性段，切削表面仍產生明顯的彈性變形和塑性流動，使得刀齒前方形成塑性隆起弧在DE段切削刃鈍圓表面與切削表面之間產生滑動，這使得D點下面的切削層材料受到切削刃鈍圓的熨壓而形成已加工表面；CD段切削刃鈍圓表面有分離切削層材料形成刀齒前方材料隆起和向前刀面流動的作用，使得D點上面的材料產生向上運動的趨勢，因此，D點為熨壓層與隆起材料的分界點，且D點上下的摩擦力方向相反，D點處摩擦力為0；在該塑性段，表面回彈量δ和切削深度ac都變化，但切削深度ac仍大于表面回彈量δ（即ac＞δ），該階段刀齒前方隆起弧

（3）在彈性段，切削刃刀齒鈍圓表面只在工件表面擦過，切削刃刀齒鈍圓與工件表面之間只產生微觀摩擦磨損，不產生刀齒前方隆起和切屑，表面回彈量δ近似等于切削深度ac（即δ≈ac），因此，在該彈性階段孔出口外側變形的材料形成了孔出口邊緣最終毛刺。

對比圖4（a）和（b）可發(fā)現(xiàn)一些明顯區(qū)別，具體如下：

（1）相比于普通鉆削的孔出口毛刺形成的過渡切削模型，在超聲鉆削的孔出口毛刺形成的過渡切削模型中，由于超聲鉆削的上提-下挖的周期性接觸-分離的脈沖式動態(tài)切削特性，刀具切削刃刀齒的切削能力增強并且具有較強的微細切削能力，例如：切削刃刀齒的脈沖式動態(tài)加速度形成的超聲沖擊切削特性，在刀齒下挖過程中將對所接觸的材料表面產生局部較大沖擊而增加材料的塑性變形和隆起（即產生超聲沖擊增塑效應），且能夠降低材料切削所需的切削力或切削能量，從而能夠在較小的鉆削力作用下增加材料的變形隆起、使得更多的出口殘余材料變形隆起，并將隆起的部分材料切除而形成切屑，同時在切削刃刀齒的上提過程中產生切削分離而向上帶動切削材料表面變形回彈以便于下次更好的切削。因此，超聲鉆孔出口過程的殘余材料能夠被更多的切除，殘余材料向孔出口外側的塑性延伸變形較小，且孔出口外側的塑性變形材料受剪切力作用而產生剪切破裂；

（2）相比于圖4（a）的普通鉆削，在圖4（b）中，超聲鉆削的切削段延長且切削深度臨界點后移、塑性段和彈性段縮短且切削深度臨界點也后移，這表明，超聲鉆削的各區(qū)段臨界切深減小，增加了各區(qū)段中超聲鉆削去除孔出口殘余材料的體積、減少了孔出口殘留材料，這也表明，即便在孔出口殘余材料切削的臨界支撐剛度較小時，超聲鉆孔仍然能夠切除更多的孔出口殘余材料，進而降低孔出口殘余材料切削過程的整體變形，實現(xiàn)孔出口殘余材料局部高能超聲分離斷續(xù)切削，使得超聲鉆孔在出口殘余材料的鉆削過程僅需較小支撐剛度便能實現(xiàn)有效切削，同時也表明超聲鉆削具有較強的微細切削能力。

通過對以上過渡切削機理的分析，可知，超聲鉆削能夠使得孔出口過程殘余材料更多地被切除，進而使得超聲鉆孔形成的出口毛刺高度較低。

2.3 超聲沖擊增塑特性對提高刀具切除能力和降低毛刺的影響

由式（3）可知，普通鉆削和超聲鉆削的縱向（z向）鉆削速度分別為對比可知，明顯有Vz(t)CD＜Vz(t)UVD，同時普通鉆削縱向速度為定值，而超聲鉆削縱向速度為周期性脈沖式動態(tài)變化（動態(tài)速度），這使得超聲鉆削過程具有高頻動態(tài)瞬間沖擊特性，并且隨著超聲振幅A和振動頻率F的增加而增大瞬間沖擊速度。對質量為m0的鉆頭而言，普通鉆削和超聲鉆削在縱向鉆削過程中所具有的切削動能EkCD和EkUVD可分別表達為：

普通和超聲鉆削過程切削動能所產生的能量、鉆削力做功所產生的能量與切削材料變形之間的關系［23-26］可表達如下：

式中，F(xiàn)z(t)CD和Fz(t)UVD分別為普通和超聲鉆削的z向鉆削力，VmdCD和VmdUVD分別為普通和超聲鉆削的切削材料變形體積，σmdCD和σmdUVD分別為普通和超聲鉆削的切削材料變形應力，Eme為切削材料的彈性模量（且為恒定值）。

根據(jù)式（11）可知，超聲鉆削的瞬態(tài)切削動能明顯大于普通鉆削（即EkUVD＞EkCD），并且超聲鉆削的切削動能EkUVD為周期性動態(tài)變化，同時隨著超聲振幅A和振動頻率F的增加而增大超聲鉆削的瞬態(tài)切削動能EkUVD；此外，根據(jù)式（12）可知，較大的切削動能使得切削力做功能量也比較大，切削材料容易產生局部切削變形，并且相比于普通鉆削的靜態(tài)切削力，超聲鉆削的局部動態(tài)切削力較大，且更容易使得切削材料產生快速的局部切削變形，同時由于超聲鉆削的占空比特性使得超聲鉆削的靜態(tài)平均力極大降低且小于普通鉆削（圖5），這也使得超聲鉆削的材料局部更容易產生較大的切削變形，而材料整體變形較小。這表明，在相同切削條件下，相比于普通鉆削，超聲鉆削過程鉆尖切削刃刀齒對材料局部加工表面能夠產生較大的瞬態(tài)切削能量或沖擊能量，從而加快了材料局部加工表面的塑性變形，降低了摩擦因數(shù)和材料整體的變形，使得材料局部加工表面更容易產生塑性變形隆起并被切除形成切屑，同時也降低了鉆削過程材料塑性變形隆起所需的輸入能量（如切削力等）。因此，當鉆孔出口過程殘余材料較薄時，超聲鉆削依然能夠有效提高鉆頭切除孔出口殘余材料的能力，提高材料的塑性變形隆起并被切除形成切屑，即超聲沖擊增塑特性使得鉆頭切削刃切除更多的孔出口殘余材料，減少孔出口邊緣殘留材料，進而超聲鉆削能夠有效降低孔出口形成的毛刺高度。

在超聲振動波形Asin(2πFt)激勵的超聲鉆削過程中，由于縱向進給切削速度Vz(t)UVD為周期性脈沖式動態(tài)變化以及超聲鉆削的占空比特性，所以，材料加工表面將承受一動態(tài)載荷波動力Fdyn的作用。在分離型超聲振動鉆削過程中，鉆尖切削刃與工件加工表面形成周期性接觸-分離的動態(tài)切削模式，此時鉆尖切削刃相對工件材料加工表面將產生局部沖擊作用，該沖擊作用力可視為一脈沖載荷，如圖5所示。

在圖5 中，F(xiàn)m為超聲鉆削過程在沖擊作用下材料局部加工表面所受的最大脈沖力（峰值力），F(xiàn)sta為超聲鉆削過程材料加工表面所承受的靜態(tài)切削力，tc為脈沖力作用的切削時間，a1點到b1點為實際切削段（此時切削刃刀齒與加工表面接觸，且存在切削力），而b1點到a2點為空切削段（此時切削刃刀齒與加工表面分離，且切削力大小為零），T為一個振動周期；同時，根據(jù)圖5可知，有如下關系式成立：

圖5 鉆尖切削刃與工件加工表面分離切削時工件加工表面所受脈沖力Fig.5 Pulse force applied to the workpiece machined surface when the drill tip cutting edge is separated from the workpiece machined surface

根據(jù)圖5和式（13）可明顯看出，只要超聲鉆削過程鉆尖切削刃刀齒與材料加工表面出現(xiàn)分離切削，就有關系式Fm＞Fsta成立，即：超聲鉆削的瞬間動態(tài)切削力或沖擊力明顯大于超聲鉆削的靜態(tài)平均切削力。這表明，分離型超聲鉆削的周期性動態(tài)變化的脈沖載荷能夠實現(xiàn)超聲振動沖擊增塑效果，有效加快了材料局部加工表面的塑性變形隆起，并且將塑性變形隆起的材料切除形成切屑，同時降低超聲鉆削的靜態(tài)平均切削力而降低切削材料整體變形，有效減少了孔出口鉆削過程的殘余材料體積、切除更多的殘余材料、降低孔出口殘留材料高度，最終有效降低了孔出口形成毛刺的高度。

此外，由于超聲鉆削過程的周期性接觸-分離的高頻動態(tài)切削模式、切削刃刀齒的運動軌跡為周期性上提-下挖的高頻動態(tài)變化，這使得超聲鉆削過程的切削刃刀齒對材料加工表面產生的超聲沖擊作用時間很短，并且在局部產生很高的集中沖擊能量，切削時間也很短，降低了摩擦因數(shù)和材料加工表面的整體變形，每個超聲振動周期內切削刃刀齒進行實際切削和空切（即占空比特性），同時切削刃刀齒下挖過程與上提過程的切削力方向相反，下挖與上提的切削力作用頻率和超聲振動鉆削頻率相同（即都為周期性高頻動態(tài)變化）。所以，超聲鉆削過程的切削力平均值被極大減小，明顯小于普通鉆削過程；同時，由于超聲鉆削過程切削刃刀齒對工件材料加工表面產生的周期性高頻動態(tài)變化的交變載荷作用力變化很快，使得其作用頻率遠高于刀具-工件系統(tǒng)的響應頻率，所以，超聲鉆削過程工件材料局部加工表面的變形位移變化只能對高頻動態(tài)變化的脈沖交變載荷的靜態(tài)平均力做出響應。

因此，綜上分析可知，在相同切削條件下，相比于普通鉆削，超聲振動鉆削過程鉆尖切削刃刀齒能夠對材料局部加工表面產生較大的瞬間沖擊能量和沖擊作用力，即產生較大的瞬間沖擊切削動能并且降低了超聲鉆削的靜態(tài)切削力，有效加快了材料局部加工表面的塑性變形隆起，降低了摩擦因數(shù)和材料整體的變形，使得材料局部加工表面更容易產生塑性變形隆起并被切除形成切屑，隆起形成切屑的材料也更容易從工件加工表面本體上分離出來，同時也降低了鉆削過程材料塑性變形隆起所需的輸入能量（如切削力等），這均為超聲鉆削過程的超聲振動沖擊增塑特性的良好工藝效果。因此，當鉆孔出口過程殘余材料較薄時，超聲鉆削依然能夠有效提高鉆尖刃部刀齒切除孔出口殘余材料的能力，提高材料的塑性變形隆起并被切除形成切屑，從而有效減少孔出口殘留材料、降低孔出口形成毛刺的高度。

3 八面鉆超聲振動鉆削鈦合金出口毛刺試驗

3.1 傳統(tǒng)麻花鉆與新刃型八面鉆的對比

圖6 建立了鉆削過程鉆頭橫刃和切削刃受力分析模型圖，圖6 中各符號含義如下，X、Y、Z為總體坐標系，Xe、Ye、Ze為斜角切削單元坐標系，f為每轉進給量，n為轉速，R為鉆頭半徑，r為斜角單元中心到鉆頭中心的距離，ph為鉆頭頂角的一半，β為鉆心角度，Vcut為切削速度，F(xiàn)cut為切削力，F(xiàn)thrust為鉆削力，F(xiàn)lat為側向力，F(xiàn)ind為下壓力，F(xiàn)n為法向力，F(xiàn)f為摩擦力，αn為法向前角，ηc為切屑流出角，in為傾斜角。

圖6 鉆削過程鉆頭橫刃和切削刃受力分析模型圖Fig.6 Force analysis model of drill bit chisel edge and cutting edge during drilling process

根據(jù)圖6可知，當鉆頭橫刃寬度越長或主切削刃越長或頂角越大時，都會增大切削接觸面積、鉆削力、切削力和摩擦力，切削溫度也會隨之增大，這些都將導致鉆孔出口過程金屬材料的切削變形較大、出口材料向下的塑性變形流動量增大，進而將會導致孔出口邊緣形成較大的出口毛刺。因此，鉆削力、切削力和切削溫度的大小是影響鉆孔出口形成毛刺大小和類型的主要成因。

基于圖6 分析，選用了一種八面鉆新刃型刀具，見圖7。從圖7 中可見，每個八面鉆的刀尖部分包括1 個橫刃、4 個切削刃且每個切削刃各帶有2 個面（即前刀面和后刀面）。

相比于圖8的傳統(tǒng)麻花鉆，八面鉆減小了橫刃寬度、主切削刃長度、主后刀面寬度，增加了第二后刀面并且頂角從118°減小到90°以減小主后刀面長度，這些刀具幾何改變，使得八面鉆易于入鉆和切削，能夠有效降低切削力、摩擦力、切削溫度和形成切屑尺寸。因此可知，在鉆孔過程，八面鉆新刃型刀具的鉆削效果將明顯優(yōu)于傳統(tǒng)刃型麻花鉆。

圖7 八面鉆幾何視圖Fig.7 Geometry of the 8-facet drill

圖8 傳統(tǒng)麻花鉆幾何視圖Fig.8 Geometry of the traditional twist drill

3.2 試驗平臺與條件

旋轉超聲振動鉆削主軸為自行研制，見圖9。鈦合金鉆孔試驗平臺，見圖10。

圖9 旋轉超聲振動鉆削主軸原理圖Fig.9 Schematic of rotary ultrasonic vibration drilling spindle

圖10 鈦合金超聲振動鉆削試驗平臺Fig.10 Experimental set-up for UVD of Ti6Al4V

采用分離型超聲振動鉆削，根據(jù)式（9）可知，當f＜4A時即可實現(xiàn)分離型超聲振動鉆削，并且選取了f= 0.028 mm/r＜4A= 4×0.01mm的進給量和超聲振幅。具體試驗條件和參數(shù)見表1。

表1 試驗條件和參數(shù)Tab.1 Experimental conditions and parameters

3.3 測量方法與條件

采用日本基恩士KEYENCE LK-G5000 激光測量系統(tǒng)，測量鉆尖振幅和孔出口毛刺高度，每個孔出口毛刺高度值為圓周90°間隔測量的4 個點的平均值，并標注4次測量的數(shù)據(jù)分布誤差條。

采用瑞士奇石樂KISTLER 9272A 測力儀，測量普通鉆削和超聲振動鉆削過程中的鉆削力。采用德國英福泰克InfraTec VH 紅外熱像儀，測量孔出口切削溫度。采用日本奧林巴斯OLYMPUS SZX16 光學顯微鏡，觀察孔出口毛刺形態(tài)。

3.4 結果與分析

3.4.1 鉆削力和孔出口切削溫度

鈦合金普通鉆削和超聲振動鉆削的鉆削力、孔出口切削溫度測量結果，如圖11所示。圖11（a）中單個數(shù)據(jù)點為單孔穩(wěn)定鉆削過程中的鉆削力平均值，圖11（b）中單個數(shù)據(jù)點為單孔出口最高切削溫度。

圖11 普通和超聲鉆削的鉆削力和切削溫度Fig.11 Thrust force and cutting temperature for CD and UVD

從圖11（a）中可見，相比普通鉆削，超聲鉆削有效降低了鉆削力16%～20%，并且鉆削力變化較小、鉆削過程比較穩(wěn)定。從圖11（b）中可見，相比普通鉆削，超聲鉆削明顯降低了切削溫度18%～21%。因此，超聲鉆削過程鉆削力和切削溫度的降低，將極大有助于孔出口毛刺高度的降低。

3.4.2 孔出口毛刺

鈦合金普通鉆削和超聲鉆削的出口毛刺的測量結果，如圖12 和圖13 所示。從圖中可見，普通鉆削形成較大的冠狀毛刺，而超聲鉆削形成較小的毛刺；同時，相比普通鉆削，超聲鉆削極大降低了孔出口毛刺高度82%～89%。因此可知，超聲鉆削能夠極大降低鈦合金鉆孔后去毛刺的困難和去毛刺工序的制造成本，提高了孔連接裝配質量和生產效率。

圖12 普通和超聲鉆削的孔出口毛刺類型Fig.12 Burr type of hole exit for CD and UVD

圖13 普通和超聲鉆削的出口毛刺高度Fig.13 Burr height of hole exit for CD and UVD

4 結論

研究了無冷卻條件下八面鉆超聲振動鉆削鈦合金出口毛刺形成和降低的機理，根據(jù)基礎理論分析和試驗研究，可得到以下主要結論：

（1）相比普通鉆削，通過過渡切削理論與超聲斷續(xù)切削理論分析了超聲縱振鉆削鈦合金的出口毛刺形成機制和降低機理，并建立了普通鉆削和超聲鉆削的孔出口毛刺形成的過渡切削模型、超聲分離切削模型、超聲沖擊增塑特性分析模型。

（2）通過建立鉆削過程鉆頭橫刃和切削刃的受力模型，可知八面鉆新刃型刀具的鉆削效果將明顯優(yōu)于傳統(tǒng)刃型麻花鉆。

（3）八面鉆超聲振動鉆削鈦合金的試驗研究表明，相比普通鉆削，超聲鉆削有效降低了鉆削力16%～20%、切削溫度18%～21% 和出口毛刺高度82%～89%，改善了鉆頭刀具的切削能力，極大降低了航空航天領域鈦合金結構件裝配過程的孔出口去毛刺困難及生產成本，有助于改善緊固件裝配連接質量。