張亞博，白清順，何 欣，慶凌博，岳松潔，劉 新

(哈爾濱工業(yè)大學 機電工程學院，哈爾濱 150001)

微銑削可實現(xiàn)復雜三維結(jié)構(gòu)微器件的加工，在微小零件制造領(lǐng)域被廣泛應用。然而，較小的切削深度使得切削加工過程中微銑削表現(xiàn)出明顯的尺寸效應，傳統(tǒng)宏觀切削加工理論在微細加工尺度上出現(xiàn)矛盾。同時，10～1 000 μm的微銑刀直徑使得其在切削加工中極易磨損。因此，闡明微銑削刀具的磨損等加工機理是微細加工領(lǐng)域亟須解決的關(guān)鍵問題。

AA356鋁合金是一種鋁硅鎂合金，具有高的比強度，好的流動性、耐腐蝕性和低的熱膨脹系數(shù)等特性，在航空航天、汽車和船舶等領(lǐng)域被廣泛應用[1-3]。然而材料中由于含硅使其硬度提高，在微細加工中容易造成嚴重的刀具磨損。HAN等[2]的微銑削深溝槽試驗表明：工件表面加工的質(zhì)量和毛刺強烈依賴于刀具磨損，毛刺尺寸隨切削長度增加而明顯變大。SARTKULVANICH等[3]對微銑削AA356-T6鋁合金進行仿真，發(fā)現(xiàn)更大的前刀面磨損會引入更多的毛刺。因此，刀具磨損是影響微細加工過程中表面加工完整性的重要因素，分析微細加工刀具的磨損機理對提高工件的表面質(zhì)量具有重要意義。

CVD金剛石具有高硬度、低摩擦系數(shù)等優(yōu)點，可減小微細加工過程中刀具與工件間的摩擦因數(shù)并提高刀具的耐磨性能，且CVD涂層被涂覆在硬質(zhì)合金刀具表面并被廣泛應用于鋁合金[4-5]、鈦合金[6]、石墨[7-8]和復合材料[9]等的微細加工中。ZHAO等[10-11]通過激光輔助加工和磨削方法制備了CVD金剛石微銑刀并進行了無氧銅的微細加工試驗，結(jié)果表明CVD金剛石能明顯提高工件的加工質(zhì)量。然而，由于微細加工條件復雜，CVD金剛石刀具在切削加工過程中不可避免地會發(fā)生磨損和破損，而且刀具磨損、破損與工藝參數(shù)之間存在耦合作用。CHOU等[12]的CVD金剛石刀具銑削Al/SiC的試驗表明，刀具磨損對切削速度和進給速度影響較大。因此，系統(tǒng)地分析工藝參數(shù)與刀具磨損失效之間的關(guān)系對提高微細刀具的使用壽命具有重要意義。

CVD金剛石刀具因具有優(yōu)良的微細加工性能，被廣泛應用于AA356鋁合金的微細加工中。然而，AA356鋁合金微細加工過程中的磨損機理尚未被揭示，切削參數(shù)對刀具磨損特性的影響規(guī)律缺乏系統(tǒng)的研究。因此，以微銑削AA356鋁合金為研究對象，通過CVD金剛石涂層刀具微細加工試驗、SEM表征、切削力測量和臺階儀測量對刀具磨損的形式進行分析；再通過正交試驗獲得影響刀具磨損的主要因素，通過最小二乘法建立刀具磨損的預測方程，利用響應曲面法分析切削用量對刀具磨損的耦合作用；最后，利用粒子群優(yōu)化算法獲得最優(yōu)的切削參數(shù)，并對刀具磨損預測方程的準確性進行驗證。

1 試驗裝置與試驗方案

1.1 試驗裝置

采用西安品鼎數(shù)控工業(yè)有限公司生產(chǎn)的平底兩刃CVD涂層微徑銑刀開展微銑削AA356鋁合金試驗。試驗在哈爾濱工業(yè)大學自主研制的五軸超精密加工機床上進行，該機床采用氣動主軸，利用CCD光學顯微鏡進行對刀。試驗過程中在工作臺上安裝瑞士Kistler的9257B測力儀對切削力進行測量。試驗設(shè)備如圖1所示，其中刀具涂層厚度為8 μm，刀具的外觀形貌如圖1a所示，機床如圖1b所示，刀具參數(shù)見表1。

(a)微銑刀Micro milling tool(b)超精密機床Ultra-precision machine tool圖1 試驗設(shè)備Fig. 1 Experimental equipment

表1 CVD金剛石涂層微銑刀刀具參數(shù)

圖2為AA356鋁合金工件的外觀形貌圖和結(jié)構(gòu)示意圖，其外形尺寸為50 mm×20 mm×10 mm。加工過程中，在每個工件上銑削10條40 mm的溝槽，溝槽寬度等于切削刃直徑，深度等于軸向切深，相鄰溝槽間距1 mm，銑削過程按照槽1，槽2，…槽10的順序依次加工。切削加工前利用超聲波清洗刀具。試驗采用順銑和空氣冷卻的加工方式。切削加工后，利用超聲波清洗刀具和工件，并利用布魯克Dektak XT臺階儀測量工件的溝槽寬度，VHX-1000E超景深顯微鏡測量刀具的直徑，日立S-4300掃描電子顯微鏡觀察刀具的微觀形貌。

(a)工件外觀形貌圖 Appearance of workpiece(b)工件示意圖 Diagram of workpiece圖2 工件Fig. 2 Workpiece

1.2 試驗方案

為探究刀具的磨損形式和切削用量對刀具磨損的影響規(guī)律，以切削用量為自變量，刀具直徑變化量為因變量，設(shè)計3因素3水平的正交切削加工試驗，如表2所示，試驗過程的因素水平分配見表3。同時，為了明確切削用量與刀具磨損間的定量關(guān)系，利用最小二乘法對正交試驗結(jié)果進行二階擬合，獲得刀具磨損的預測方程。然后，通過響應曲面法分析切削用量間的交互作用對刀具磨損的影響。最后，利用粒子群優(yōu)化算法獲得最優(yōu)切削加工參數(shù)，并對該參數(shù)下的刀具磨損進行分析，驗證刀具磨損預測方程的準確性，詳細的試驗方案流程圖如圖3所示。

表2 3因素3水平正交試驗結(jié)果

表3 試驗過程的因素水平分配

圖3 試驗方案流程圖Fig. 3 Flow chart of experimental scheme

最小二乘法的一階擬合方程中一般不考慮變量之間的交互作用，如果考慮各因素之間的交互作用，應在原式中加入耦合項目形成二階擬合方程。為考慮不同切削用量間的交互作用，建立切削用量與刀具直徑變化量之間的二階擬合方程，如式(1)所示：

(1)

式中：x1、x2、x3為自變量;β為模型系數(shù)。

粒子群優(yōu)化算法通過在給定空間內(nèi)隨機初始化粒子群，然后給定每個粒子的位置和速度，最后通過迭代獲得最優(yōu)解。在多變量優(yōu)化問題上其簡單易懂和收斂性好的特點被廣泛利用。其速度和位置迭代關(guān)系如式(2)、式(3)所示：

(2)

(3)

2 結(jié)果和討論

2.1 切削加工后刀具的磨損形貌分析

在正交試驗前后，利用掃描電子顯微鏡(SEM)對刀具的微觀形貌進行觀測，獲得未加工刀具以及加工后刀具的前后刀面的微觀形貌，如圖4所示。從圖4a看出：未加工刀具的刀尖具有較小的刀尖圓弧半徑，并形成較鋒利的刀尖，刀具前后刀面覆蓋一層粗糙的金剛石顆粒。從圖4b可看出：在切屑對刀具前刀面的擠壓和摩擦作用下，前刀面產(chǎn)生大量的熱。在切削加工的熱力耦合作用下，刀具切削刃發(fā)生部分涂層脫落，在前刀面裸露出光滑的硬質(zhì)合金基底。同時，刀具后刀面對工件的擠壓作用使得刀具與工件接觸的加工表面產(chǎn)生大量的熱。由于AA356的熔點較低，在切削熱的作用下，工件材料容易熱焊接到刀具表面形成黏接點，如圖4c中的A點所示，同時，刀具后刀面也有部分涂層脫落。對A點進行SEM能譜分析，較高的Al峰值和Si峰值說明該黏接點為工件材料AA356鋁合金，如圖4c中的能譜曲線所示。因此，粘接磨損和涂層脫落是CVD金剛石涂層刀具微銑削AA356鋁合金的主要磨損形式。

(a)未加工刀具 Fresh tool(b)加工后刀具的前刀面Rake face after milling(c)加工后刀具的后刀面Flank face after milling圖4 切削加工前后刀具的SEM圖像及能譜曲線Fig. 4 SEM images and EDS curves of the tool beforeand after cutting

2.2 動態(tài)切削過程中刀具的磨損分析

銑削過程中刀具的平面受力分析圖如圖5所示，F(xiàn)x為豎向進給力，F(xiàn)y為橫向進給力，F(xiàn)為合力。在主軸轉(zhuǎn)速20 000 r/min，進給速度60 mm/min，切削深度30 μm的加工條件下，對銑削過程中的切削力進行測量。在切削力測量過程中，測量每道溝槽穩(wěn)定切削階段即圖2中的A-C段的切削力。然后，通過MATLAB濾波處理，計算其平均切削力，做出穩(wěn)定切削階段平均切削力與槽編號間的柱狀圖，如圖6a所示。刀具直徑的變化能間接反映刀具的磨損狀況，在不考慮材料彈性回復的情況下，銑削溝槽的寬度與刀具直徑近似相等。為了間接反映刀具直徑隨切削長度的變化情況，去除銑削加工后溝槽邊沿的毛刺，并用臺階儀測量圖2中A、B、C處的溝槽寬度。以A、B、C處溝槽寬度的平均值作為每道溝槽的寬度，做出溝槽寬度與槽編號的柱狀圖，如圖6b所示。

圖5 微銑刀受力分析Fig. 5 Force analysis of micro milling cutter

(a)切削力與槽編號的關(guān)系Relationship between cutting force and slot number(b)槽寬度與槽編號的關(guān)系Relationship between slot width and slot number圖6 切削力和槽寬度與槽編號的關(guān)系Fig. 6 Relationship between cutting force or slot width andslot number

銑削過程按照槽1、槽2等的順序依次加工，因此銑削長度隨著槽編號的增大而增大。隨著槽編號即銑削長度的增大，豎向進給力和橫向進給力在0.10～0.31 N間波動，溝槽寬度在390～430 mm間先增大，然后再減小，如圖6所示。在槽編號為5時，橫向進給力Fy出現(xiàn)局部峰值，溝槽寬度出現(xiàn)最大值，初步分析原因為刀具刀尖積屑瘤的生成和脫落引起切削力和溝槽寬度的波動變化。微銑削過程中較小的刀尖線速度使得刀具對工件產(chǎn)生強烈的擠壓作用。在刀具對工件的擠壓作用下，刀具和工件的接觸界面產(chǎn)生大量的切削熱。在熱軟化作用下，工件材料容易熱焊到刀具前刀面形成積屑瘤而使得前刀面和刀具直徑增大。增大的前刀面和刀具直徑會引起切削力減小和銑削溝槽尺寸的增大。同時，隨著切削加工的進行，積屑瘤會逐漸脫落并帶走部分刀具材料進而引起CVD金剛石刀具的涂層脫落，如圖4b和4c所示。此外，進一步加工會引起刀具刀尖在脫落積屑瘤位置生成新的積屑瘤，如此往復循環(huán)的積屑瘤的生成和脫落會引起切削力和溝槽寬度的波動變化，如圖6a、6b所示。因此，CVD金剛石涂層微銑刀切削加工AA356鋁合金的主要損傷失效形式為涂層脫落和粘接磨損。

2.3 切削參數(shù)對刀具磨損的影響

當涂層脫落時，刀具直徑會減小；當?shù)毒甙l(fā)生粘接磨損時，刀具直徑會增大。因此，刀具的直徑變化量與刀具磨損情況成正相關(guān)關(guān)系，刀具直徑變化量可間接表征刀具的磨損程度。

3因素3水平的正交切削加工試驗以及切削加工后刀具的直徑變化量見表2。對表2所獲得的試驗結(jié)果進行分析，計算獲得各因子在不同水平條件下的刀具直徑變化量。在主軸轉(zhuǎn)速分別為20 000 r/min、30 000 r/min、40 000 r/min時的刀具直徑變化量分別為5.22 μm、2.77 μm、2.01 μm，極差為3.21 μm；在進給速度分別為20 mm/min、40 mm/min、60 mm/min時的刀具直徑變化量分別為1.97 μm、2.73 μm、5.30 μm，極差為3.33 μm；在軸向切削深度分別為10 μm、20 μm、30 μm時的刀具直徑變化量分別為2.12 μm、1.69 μm、 6.19 μm，極差為4.50 μm。根據(jù)上述結(jié)果，做出刀具直徑隨參數(shù)水平的變化的曲線如圖7所示。隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，刀具直徑變化量在減小；隨著進給速度的增大，刀具直徑變化量在增大；隨著軸向切削深度的增大，刀具直徑變化量整體趨勢在增大。同時，主軸轉(zhuǎn)速、進給速度和軸向切削深度所對應的刀具直徑變化量極差大小按照由大到小的順序依次排序為：軸向切削深度、進給速度、主軸轉(zhuǎn)速。因此，影響刀具磨損的主要因素為軸向切削深度，其次是進給速度，最后是主軸轉(zhuǎn)速。

圖7 刀具直徑變化量主要影響因素曲線圖Fig. 7 Curve of main influencing factors oftool diameter variation

根據(jù)正交試驗結(jié)果，由最小二乘法獲得的二階擬合方程如式(4)所示。擬合方程系數(shù)與切削用量的關(guān)系如式(5)所示。經(jīng)計算可得擬合方程的可決系數(shù)R2為1，該模型能充分的擬合數(shù)據(jù)點。

(4)

G=n/10，H=vf/10，I=αp/10

(5)

式中：y代表刀具直徑變化量。為便于MATLB計算，引入G，H，I等3個變量作為中間變量。

正交試驗分析僅能闡述單因素對目標變量的影響，而響應曲面法能反映不同參數(shù)間的交互作用對目標變量的影響。由上述二階擬合方程繪制出的切削用量與刀具直徑變化量間的響應曲面和等值線圖，如圖8、圖9、圖10所示。進給速度和切削深度間的等高線近似平行于進給速度所在的軸，如圖8b所示。因此，相比于進給速度，切削深度對刀具的磨損影響更大，這與正交試驗的分析結(jié)果相符合。同時，主軸轉(zhuǎn)速與進給速度的等高線收斂于較小的主軸轉(zhuǎn)速和較大的進給速度，如圖9所示。這與正交試驗獲得的較大主軸轉(zhuǎn)速具有較小刀具磨損量的結(jié)果相悖，因此，主軸轉(zhuǎn)速和進給速度間存在較強的相互作用。此外，切削深度和主軸轉(zhuǎn)速間的等高線收斂于較大的主軸轉(zhuǎn)速和較小的切削深度，如圖10b所示，這與正交試驗分析結(jié)果相符合。綜合上述分析可知，主軸轉(zhuǎn)速和進給速度對刀具磨損影響存在較強的交互耦合作用。

圖8 刀具直徑變化量與進給速度和切削深度間的響應曲面和等值線圖Fig. 8 Surface and contour plots of changes of tooldiameter with feed speed and cutting depth

圖9 刀具直徑變化量與進給速度和主軸轉(zhuǎn)速間的響應曲面和等值線圖Fig. 9 Surface and contour plots of changes of value ontool diameter with feed speed and spindle speed

圖10 刀具直徑變化量與切削深度和主軸轉(zhuǎn)速間的響應曲面和等值線圖Fig. 10 Surface and contour plots of changes of value ontool diameter with cutting depth and spindle speed

不同切削參數(shù)對刀具磨損的影響存在交互耦合作用，所以在微細加工中需要通過優(yōu)化求解獲得最優(yōu)的工藝參數(shù)?；谒⒌牡毒吣p與切削用量間的二階擬合方程，采用種群規(guī)模為5 000，最大迭代步數(shù)為1 000的粒子群優(yōu)化算法對二階擬合方程進行優(yōu)化求解。計算獲得的最優(yōu)參數(shù)組合主軸轉(zhuǎn)速為39 900 r/min，進給速度為26.5 mm/min，軸向切深為21.2 μm。CVD金剛石刀具采用此參數(shù)對AA356鋁合金微銑削400 mm后，測量獲得的刀具直徑變化量為0.90 μm，小于表2中正交試驗所用參數(shù)獲得的最小刀具直徑變化量1.07 μm。因此，通過正交試驗結(jié)果擬合獲得的切削用量與刀具磨損間的預測方程具有較好擬合結(jié)果。

3 結(jié)論

對CVD金剛石涂層刀具微銑削AA356鋁合金的磨損規(guī)律進行分析，通過正交試驗、響應曲面法和粒子群優(yōu)化算法論述了切削用量與刀具磨損之間的關(guān)系。主要結(jié)論如下：

(1)CVD金剛石涂層刀具微銑削AA356鋁合金的主要磨損形式為涂層脫落和粘接磨損。

(2)正交試驗的分析結(jié)果表明：影響微銑削AA356鋁合金時CVD金剛石刀具磨損的主要因素是軸向切削深度，進給速度次之，主軸轉(zhuǎn)速即切削速度對刀具的磨損影響最小。

(3)響應曲面法的分析結(jié)果表明：主軸轉(zhuǎn)速和進給速度對微銑削AA356鋁合金時CVD金剛石刀具磨損的影響存在較強的交互耦合作用。因此，在微銑加工的參數(shù)選取過程中，應注意平衡兩者之間的關(guān)系。

(4)采用正交試驗獲得影響刀具磨損的主要因素，采用響應曲面法獲得切削參數(shù)間的交互作用關(guān)系，采用粒子群優(yōu)化算法獲得最優(yōu)的加工參數(shù)。最優(yōu)參數(shù)組合主軸轉(zhuǎn)速為39 900 r/min，進給速度為26.5 mm/min，軸向切深為21.2 μm。該參數(shù)下加工AA356鋁合金微銑削400 mm后，測量獲得的刀具直徑變化量為0.90 μm，小于表2中正交試驗所用參數(shù)獲得的最小刀具直徑變化量1.07 μm。