劉雪勇， 王明紅

(上海工程技術大學 機械與汽車工程學院， 上海 201620)

隨著航空、航天、汽車、化工等工業(yè)的快速發(fā)展，高強度鋼因具有高強度(RM>1 200 MPa)和高硬度(30～50 HRC)以及良好的綜合力學性能而得到了廣泛的應用[1]。但是高強度鋼在加工過程中存在單位切削力大、局部切削溫度高、斷屑不暢等問題使得高強度鋼的加工效率較低、加工成本較高[2-3]。關于如何提高高強度鋼的制孔質量和加工效率，降低加工成本，國內外學者作了很多研究。

刀具優(yōu)化方面：陳連銀[4]通過將鉆頭刃帶由1條增加為2條，設計出一種加工高強度鋼用的四棱鉆頭，結果表明四棱鉆頭的切削更加平穩(wěn)、零件孔壁的光潔度更高、鉆頭壽命更長；Pang Siqin等[5]在吸收普通群鉆鉆型經驗的基礎上，改變內外刃結構形式和參數，設計出一種用于鉆削高強度鋼的整體硬質合金群鉆鉆型，通過研究發(fā)現優(yōu)化后的鉆削力降低10%～20%，鉆削效率(單位時間鉆孔數)提高2～3倍，加工精度和表面質量提高約1級，鉆削性能優(yōu)良；于鳳云等[6]針對鉆削高強度鋼EH360的刀具材料進行了優(yōu)選分析，研究發(fā)現在加工高強度鋼 EH360時,首選的刀具材料為W6Mo5Cr4V2Al，其次是YG8，再次是W18Cr4V；付雷杰等[7]針對鉆削高強度鋼20CrNiMo所用麻花鉆的幾何參數進行了研究，結果表明當螺旋角取20°，橫刃斜角取53°，頂角取138°時，可以獲得較好的鉆削效果。

制孔工藝優(yōu)化方面：馬未未[8]利用遺傳算法對高強度鋼AISI4340的鉆削用量進行了優(yōu)化研究，優(yōu)化結果表明當切削速度在40 m/min左右，進給量控制在0.08～0.114 mm/r時，鉆削效果較為理想；付鑫[9]對鉆削高強度鋼34CrNi3MoV的斷屑機理及振動特性進行了研究，提高了加工效率，改進了加工工藝；金成哲等[10]研究了鉆削34CrNi3MoV高強度鋼時切屑形態(tài)的變化規(guī)律，研究結果表明通過改變刀具幾何參數和切削用量可以有效地改變切屑形態(tài)及切屑幾何參數；金成哲等[11]還對鉆削高強度鋼34CrNi3MoV的切削振動特性進行了研究，為提高鉆削加工效率、改進鉆削高強度鋼工藝提供了理論基礎；李明等[12]通過有限元方法對高強度鋼AISI4340高速直角切削進行了仿真，研究了切削速度、背吃刀量和刀具前角等切削參數對斷屑的形成頻率、平均單位切削力以及切削力的頻率的影響；徐少紅[13]研究了高強度鋼與超高強度鋼加工時的一些特性，為后續(xù)切削用量的優(yōu)化做參考依據；龍震海等[14]在一定切削用量范圍內設計3因素5水平試驗，采用相關統(tǒng)計方法，對高強度鋼高速銑削是切削力受切削參數的影響進行分析，建立切削力模型并進行殘差分析驗證設置的切削用量范圍可被有效利用。

其他方面：王笑等[15]利用DEFORM-3D軟件對42CrMo鋼的車削過程進行了研究，分析了車削過程中切削力和切削溫度的變化規(guī)律；岳彩旭等[16]對高強度磨具鋼Cr12MoV切削過程中一些微觀形貌，如變質層表面顯微硬度、白層厚度等進行研究，分析了切削參數、刀具磨損等因素對已加工表面變質層的這些微觀形貌變化的影響，對切削參數優(yōu)化有一定參考價值；A.Jayaganth等[17]通過不同的加工工藝在SS410上進行了鉆孔實驗,分析了鉆孔參數和加工環(huán)境對表面粗糙度和加工時間的影響；Jiménez-Pea.c等[18]使用不同的打孔技術，對由S500MC制成的中厚板進行了一系列疲勞測試，通過光學評估，硬度測試和粗糙度評估研究了每個孔加工過程的表面、幾何形狀和殘余損傷，研究的結果可以估算出每種制孔工藝對特定高強度鋼的適用性。

階梯鉆是一種在普通麻花鉆基礎上演變的鉆擴一體式新型鉆頭，其結構設計思想來源于拉刀。階梯鉆的第1階梯與普通麻花鉆一致，以較小直徑進行預孔加工，一定程度上減小了橫刃對軸向力的影響程度；第2階梯的設計則采用相對較大的后角，以獲取較為鋒利的第2切削刃，同時改善鉆削過程中的散熱條件；此外，由于第2階梯的切削刃非常鋒利，可以很好地去除第1階梯在鉆削過程中產生的毛刺，從而在一定程度上也有助于提高孔加工的質量。

為了解決高強度鋼AISI4340鉆削過程中存在軸向力大、鉆削溫度高、刀具磨損嚴重等問題，課題組采用自主設計的階梯鉆對高強度鋼AISI4340進行鉆削仿真研究，分析了加工過程中的鉆削軸向力和刀具溫度，并與普通麻花鉆進行對比。為了便于比較，階梯鉆和麻花鉆的轉速和進給量均取為相同，即n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1。

1 DEFORM-3D鉆削仿真模型建立

1.1 階梯鉆和工件模型的參數設定及網格劃分

利用SolidWorks建立了麻花鉆和階梯鉆的三維模型，將模型導入DEFORM-3D有限元仿真軟件中，建立了麻花鉆和階梯鉆的實體仿真模型，材料選擇WC硬質合金，鉆頭設置為剛性類型。圓柱體工件的直徑D為12 mm，高H為4 mm，材料選40CrNi2MoA(AISI4340)高強度鋼，工件類型設置為塑性。仿真所用的麻花鉆和階梯鉆的相關尺寸如表1所示。階梯鉆的幾何參數示意圖見圖1。DEFORM劃分網格采用的是自適應網格劃分技術，這樣的劃分可以防止單元在仿真過程中發(fā)生過度畸變而失真。課題組所選用的鉆頭和工件網格劃分類型均采用相對網格，鉆頭的最大和最小網格尺寸的比例設為4，鉆頭網格數量設置為15 000；工件的最大和最小網格尺寸的比例設為6，工件網格數量設置為20 000。

圖1 階梯鉆的幾何參數示意圖Figure 1 Schematic diagram of geometric parameters of step drill

表1 階梯鉆鉆頭的相關尺寸Table 1 Relevant dimensions of step drill bits

1.2 材料相關屬性及邊界條件設置

課題組在選擇本構模型時選取國際上常采用的Johnson-Cook 本構模型，見式(1)。工件材料的 Johnson-Cook 模型參數見表2[19]。Johnson-Cook材料本構模型為：

表2 AISI4340的Johnson-Cook模型參數Table 2 Johnson-Cook model parameters of AISI4340

(1)

在邊界條件設置中，工件側面在各方向上的速度設置為0，限制工件的運動。刀具沿著Z軸向工件進給，繞Z軸旋轉。邊界條件設置示意圖見圖2。

圖2 邊界條件設置示意圖Figure 2 Schematic diagram of boundary condition setting

2 階梯鉆軸向力理論分析

由圖3可知，階梯鉆頭在穩(wěn)定鉆削工件過程中，鉆削軸向力來源由3部分構成：橫刃、第1主切削刃和第2主切削刃，其中鉆頭直徑較小部分的軸向力由橫刃和第1主切削刃共同構成。

圖3 階梯鉆主切削刃微單元切削力示意圖Figure 3 Schematic diagram of micro-unit cutting force of main cutting edge of step drill

根據標準麻花鉆軸向力計算公式，鉆頭直徑較小部分的軸向力具體的計算過程如下：

FZ1=FC+2F1+2F2。

(2)

由經驗得知，軸向力主要由橫刃產生，因橫刃是負前角工作，其軸向力很大，約占60%，主切削刃約占40%[20]。鉆頭主切削刃各點前角不同，為了方便計算，切削過程對主切削上各個離散的微元產生的軸向力簡化為：

(3)

式中：Fn為微元處徑向力Fr、切向力Fv和軸向力F1在微元處的合力；Φ1為階梯鉆的第1頂角，f為進給量，D1為第1階梯的直徑，ρ為主切削刃微單元整合的半徑，τj和τu分別為ρ取值范圍的上限和下限，Kn為軸向力修正系數。

(4)

(5)

式(5)中：V為切向速度；r為微元到鉆心的半徑；a，a0，a1，a2，a3和e均為第1階梯軸向力的校正常數；γ為微元處的前角；ω為鉆芯厚度的一半；tc為微元處的切削厚度；由于V均與ρ相關，C1為第1階梯的軸向力綜合修正常數，故做以上簡單處理。

(6)

將式(5)、式(6)代入式(3)可得式(7)[21]：

(7)

F2除半徑取值范圍與F1不同外，其計算過程與F1一致，這里不再贅述。

同理，橫刃部分的軸向力計算亦可采用上述的方法，但由于橫刃部分不存在前角，故橫刃部分的修正系數Knc略有不同：

(8)

式中：b，a4，a5和a6為橫刃處軸向力的校正常數；C2為橫刃處的軸向力綜合修正常數。

由理論分析得到的公式可知，階梯鉆第2頂角小于第1頂角，使得階梯鉆第2主切削刃的軸向力小于同等條件下麻花鉆的軸向力積分，故同等條件下階梯鉆產生的軸向力之和小于麻花鉆。實際應用中，階梯鉆通常具有較大的螺旋角，也使得第2主切削刃更加鋒利，產生的軸向力會更小。

3 仿真結果與分析

3.1 軸向力分析

在鉆削高強度鋼AISI4340的過程中，軸向力的大小直接影響著刀具磨損和制孔質量，對軸向力的研究有助于指導實際生產。由圖4可知，在n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°時，麻花鉆和階梯鉆的軸向力變化趨勢相似，這里的頂角Φ對于階梯鉆而言指的是第1頂角，即Φ1。隨著鉆削深度增加，鉆頭每轉一圈切除的材料體積增加，切削刃需要克服的阻力也隨之增大，鉆削軸向力明顯增大，但隨著鉆削深度繼續(xù)增加，鉆削溫度會相應升高，高強度鋼會發(fā)生軟化，材料硬度降低，導致軸向力有所降低，故軸向力呈現先增大后減小的變化趨勢。由圖4亦可知，鉆削過程中，階梯鉆的軸向力要略低于麻花鉆，這是由于階梯鉆第1階梯直徑小于麻花鉆，使得單位時間內切削體積小于麻花鉆，且隨著第2階梯參與切削，階梯鉆的排屑空間較普通麻花鉆大，加之切削熱量持續(xù)積累，以致于階梯鉆的軸向力降低幅度比麻花鉆更明顯。由具體的數值可知，鉆削前期，即圖4中仿真步數自1 000至5 000之間，麻花鉆的軸向力均值為741.73 N，階梯鉆的軸向力均值為681.48 N，階梯鉆的軸向力比麻花鉆小60.25 N；在第2階梯參與切削期間，即圖4中仿真步數自12 000至15 000之間，階梯鉆的軸向力均值為195.27 N，麻花鉆在相同階段的軸向力均值為331.08 N，階梯鉆的軸向力比麻花鉆小135.81 N，這說明在鉆削高強度鋼AISI4340的過程中，階梯鉆比麻花鉆更有優(yōu)勢。

圖4 2種鉆頭軸向力隨步數變化曲線 (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)Figure 4 Changing curves of axial force of two kinds of drill bits with number of steps (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)

此外，課題組還對主軸轉速、進給量和鉆頭頂角(階梯鉆僅指第1頂角)等因素對軸向力的影響規(guī)律進行了研究。由圖5可知，在進給量和鉆頭頂角保持不變的條件下，隨著主軸轉速的增加， 2種鉆頭鉆削過程中產生的軸向力均呈現減小的趨勢，且麻花鉆的軸向力極差值為104.93 N，同等條件下階梯鉆的軸向力極差值僅為15.98 N，即同等條件下，麻花鉆產生的軸向力大小受主軸轉速的影響較階梯鉆更大。

圖5 2種鉆頭軸向力隨主軸轉速變化曲線 (f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)Figure 5 Changing curves of axial force of two kinds of drill bits with spindle speed (f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)

由圖6可知，在主軸轉速和鉆頭頂角保持不變的條件下，隨著進給量的增加，2種鉆頭鉆削過程中產生的軸向力均呈現增大的趨勢。由圖6亦可知，麻花鉆的軸向力極差值為536.05 N，在相同條件下階梯鉆的軸向力極差值僅為50.36 N，即同等條件下，麻花鉆產生的軸向力大小受進給量的影響較階梯鉆更大。

圖6 2種鉆頭軸向力隨進給量變化曲線 (n=2 500 r·min-1，Φ=118°)Figure 6 Changing curves of axial force of two kinds of drill bits with feed rate (n=2 500 r·min-1，Φ=118°)

由圖7可知，在主軸轉速和進給量保持不變的條件下，隨著鉆頭頂角的增加，2種鉆頭鉆削過程中產生的軸向力均呈現增大的趨勢。這是由于頂角越小，則主切削刃越長，單位切削刃上的負荷相應地減輕，軸向力減小。由圖7亦可知，麻花鉆的軸向力極差值為320.60 N，在相同條件下階梯鉆的軸向力極差值僅為252.26 N，即同等條件下，麻花鉆產生的軸向力大小受進給量的影響較階梯鉆更大。

圖7 2種鉆頭軸向力隨頂角變化曲線 (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1)Figure 7 Changing curves of axial force of two kinds of drill bits with point angle (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1)

3.2 鉆削溫度分析

金屬切削溫度研究內容包含切削區(qū)的平均溫度、刀具上的最高溫度與溫度分布、切屑上的最高溫度與溫度分布、工件上的最高溫度與溫度分布等。課題組主要研究工件和鉆頭上的最高溫度與溫度分布。

由圖8可知，隨著鉆削深度h的增加，工件溫度分布基本相似，由于階梯鉆的第1階梯直徑較小，鉆削溫度較為集中，通過工件傳遞的熱量比麻花鉆的多，導致階梯鉆鉆削的工件溫度擴散范圍較大。由于階梯鉆的結構設置使得切屑更易排出，且排出的切屑溫度也比麻花鉆的高，切屑帶走了一部分熱量，所以階梯鉆鉆削的工件最高溫度低于麻花鉆，證明階梯鉆散熱條件比麻花鉆好。

由圖8還可以看出，鉆削過程中，階梯鉆鉆頭最高溫度大于麻花鉆的鉆頭最高溫度，這是由于階梯鉆的第1階梯直徑較小，使得鉆削過程中橫刃擠壓工件產生的熱量更加集中。雖然階梯鉆的最高溫度比麻花鉆的大，但溫度分布更均勻，而麻花鉆的鉆頭溫度主要集中在主切削刃上，使得麻花鉆更容易發(fā)生磨損，影響刀具壽命。

圖8 2種鉆頭鉆削過程中的溫度分布 (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)Figure 8 Temperature distribution of two kinds of drill bits during drilling (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)

課題組還就主軸轉速、進給量和鉆頭頂角(階梯鉆僅指第1頂角)等因素對鉆削過程中鉆頭溫度的影響進行了研究。由圖9～圖11可知，在保持2個試驗因素不變的條件下，2種鉆頭的溫度變化趨勢一致，且階梯鉆的鉆頭溫度均高于麻花鉆。同等條件下，麻花鉆鉆頭溫度大小受主軸轉速和進給量的影響較階梯鉆更大，但2種鉆頭溫度受頂角影響差異不大。

圖9 2種鉆頭最高溫度隨主軸轉速變化曲線 (f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)Figure 9 Changing curves of maximum temperature of two drill bits with spindle speed (f=0.1 mm·r-1，Φ=118°)

圖10 2種鉆頭最高溫度隨進給量變化曲線 (n=2 500 r·min-1，Φ=118°)Figure 10 Curves of maximum temperature of two kinds of drill bits varies with feed rate (n=2 500 r·min-1，Φ=118°)

圖11 2種鉆頭最高溫度隨頂角變化曲線 (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1)Figure 11 Curves of maximum temperature of two drill bits with point angle (n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1)

由表3可知，對階梯鉆而言，對軸向力影響最大的是主軸轉速，其次是進給量，最后是頂角。對麻花鉆而言，對軸向力影響最大的是進給量，其次是主軸轉速，最后是頂角。通過橫向對比可知，麻花鉆的鉆頭溫度受進給量和頂角的影響較階梯鉆更大。結合前文研究發(fā)現：就鉆頭最高溫度而言，鉆頭的標準頂角并不是最適合鉆削高強度鋼AISI4340的最佳值，最佳值在124°附近。

表3 各影響因素對2種鉆頭軸向力和鉆頭溫度的影響對比Table 3 Comparison of influence of various influencing factors on axial force and temperature of two drill bits

4 結論

課題組利用有限元軟件DEFORM-3D對高強度鋼AISI4340的普通鉆削和階梯鉆鉆削過程進行模擬，對比分析了2種鉆頭鉆削過程中軸向力和鉆頭最高溫度，通過分析仿真結果得出以下結論：

1) 2種鉆頭在鉆削過程中主軸轉速、進給量和頂角等3個因素對軸向力和鉆頭溫度的影響規(guī)律保持一致。

2) 對2種鉆頭而言，主軸轉速對軸向力的影響最小，頂角對鉆頭最高溫度的影響最小，且當階梯鉆n=2 500 r·min-1，f=0.1 mm·r-1，Φ=118°時軸向力最小。

3) 階梯鉆在降低軸向力方面比麻花鉆更有優(yōu)勢，但鉆頭最高溫度要高于麻花鉆。就鉆頭最高溫度而言，鉆頭的標準頂角并不是最適合鉆削高強度鋼AISI4340的最佳值，最佳值在124°附近。同時，鉆頭溫度分布較麻花鉆而言更加均勻，在延長刀具使用壽命方面更有優(yōu)勢。