蔡榮賓,梁志強(qiáng),陳 銳,吳時(shí)盛,趙聰敏,郝艷春,馬 悅,袁 昊

(1.中國(guó)航發(fā)南方工業(yè)有限公司,株洲 412002；2.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院,北京 100081)

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)作為飛機(jī)的核心部件，影響著飛機(jī)的可靠性和安全性[1]。其中發(fā)動(dòng)機(jī)噴嘴是航空發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵，其內(nèi)壁加工性能直接影響著燃油燃燒的效率[2]。某航空噴嘴副噴口采用9Cr18Mo馬氏體不銹鋼材料，其材料塑性變形大、導(dǎo)熱系數(shù)低，鉆削加工過(guò)程中切屑不易折斷分離并會(huì)堆積在鉆頭螺旋槽內(nèi)，使所加工的小孔形狀精度和表面質(zhì)量難以保證，嚴(yán)重影響了噴嘴的使用性能。

噴嘴加工用鉆削刀具的幾何結(jié)構(gòu)和加工工藝參數(shù)是影響切屑形成與流動(dòng)、刀具磨損和小孔加工質(zhì)量的重要因素，因此近幾年國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)刀具的幾何結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)展開了廣泛的研究。郭海新等[3]利用DEFORM-3D軟件分析了非共軸螺旋后刀面微鉆的鋒角、鉆芯厚度和螺旋角對(duì)刀具鉆削性能的影響，優(yōu)化了鉆頭幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)，并通過(guò)試驗(yàn)證明了優(yōu)化了的刀具具有良好的鉆削性能。高興軍等[4]采用 ProE和DEFORM-3D軟件研究了麻花鉆橫刃和頂角對(duì)不銹鋼鉆削中鉆削力、扭矩和刀具磨損的影響，優(yōu)化了在麻花鉆結(jié)構(gòu)。張春梅等[5]利用ANSYS軟件分析了不同前角、后角和螺旋角對(duì)鉆尖最大應(yīng)力的影響規(guī)律，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了優(yōu)化后的鉆頭結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和壽命均得到了改善。ZHENG等[6-7]探究了PCB板鉆削溫度和孔壁質(zhì)量與鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)和加工工藝參數(shù)之間的關(guān)系，并利用期望函數(shù)法獲得了最佳的刀具幾何參數(shù)。丁子昊等[8]利用AdvantEdge有限元軟件分析了噴油嘴鉆削工藝參數(shù)對(duì)切削力和切屑的影響規(guī)律，并利用MATLAB進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到噴嘴鉆削加工最佳工藝參數(shù)組合。溫泉等[9]以碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料去除率最大為優(yōu)化目標(biāo)，建立了工藝參數(shù)優(yōu)化模型，獲得了最優(yōu)的主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度。從刀具幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)到噴嘴加工工藝參數(shù)優(yōu)化是改善航空噴嘴副噴口加工質(zhì)量的重要方法，但是國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)于9Cr18Mo馬氏體不銹鋼材料的專用鉆削刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與加工工藝參數(shù)優(yōu)化研究較少，欠缺針對(duì)難加工材料噴嘴的加工質(zhì)量提高的研究指導(dǎo)。

因此，為了開展9Cr18Mo馬氏體不銹鋼航空噴嘴副噴口加工用鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)和加工工藝參數(shù)優(yōu)化，本文首先構(gòu)建了鉆削刀具的數(shù)學(xué)模型，并基于UG和MATLAB軟件對(duì)不同結(jié)構(gòu)刀具進(jìn)行了三維實(shí)體建模，采用DEFORM-3D有限元仿真軟件，建立了三維鉆削有限元仿真模型，研究了鋒角、芯徑比和螺旋角等幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)與主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量等噴嘴加工工藝參數(shù)對(duì)切屑形態(tài)、切削溫度和鉆削力的影響規(guī)律，進(jìn)行了刀具幾何結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)優(yōu)化，并通過(guò)鉆削試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1 刀具幾何模型與鉆削仿真模型的構(gòu)建

1.1 鉆削刀具數(shù)學(xué)模型

為了精確反映實(shí)際刃磨制備出的鉆削刀具的幾何結(jié)構(gòu)特征，基于鉆頭螺旋槽和后刀面的刃磨原理，建立鉆削刀具螺旋槽和后刀面數(shù)學(xué)模型。

(1)螺旋槽數(shù)學(xué)模型

螺旋槽是由砂輪和刀具的相對(duì)螺旋運(yùn)動(dòng)形成的，砂輪繞其軸線旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)構(gòu)成切削主運(yùn)動(dòng)，鉆削刀具以一定的角速度和線速度繞其軸線旋轉(zhuǎn)和平移，構(gòu)成螺旋運(yùn)動(dòng)。螺旋槽的包絡(luò)軌跡[10]為：

(1)

(2)后刀面數(shù)學(xué)模型

刀具后刀面在刀具坐標(biāo)系Od-XdYdZd中的方程[11]可表示為：

(2)

式中，Xa=Xdcosβ-Ydsinβ；Ya=Ydcosβ+Xdsinβ；θ、β、φ、B、H為后刀面的刃磨參數(shù)。

1.2 鉆削仿真模型

(1)刀具和工件幾何模型的建立

基于螺旋槽和后刀面的數(shù)學(xué)模型，利用MATLAB仿真軟件，對(duì)螺旋槽截形及后刀面進(jìn)行求解，通過(guò)式(1)確定包絡(luò)曲線的數(shù)值解，從而獲得螺旋槽橫形數(shù)值點(diǎn)集，通過(guò)式(2)獲得后刀面刃磨參數(shù)，并整理成.dat文件。采用UG三維建模軟件輸入上述.dat文件，建立鉆削刀具的三維實(shí)體模型，如圖1所示。

圖1 鉆削刀具實(shí)體三維模型

在鉆削仿真過(guò)程中，為了快速達(dá)到穩(wěn)定鉆削階段、減小仿真計(jì)算時(shí)間，工件模型為帶有錐面的圓柱體，其錐面由鉆削刀具切削刃掃掠形成，刀具模型僅包含參與切削的刀尖部位。其中，鉆削刀具設(shè)置為剛體，材料為鈷含量15%的硬質(zhì)合金；工件設(shè)置為彈塑性變形體，材料為9Cr18Mo馬氏體不銹鋼，刀具和工件材料直接從DEFORM-3D材料庫(kù)中調(diào)用。

(2)網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用整體粗化，局部細(xì)化的方法，即對(duì)工件的被切削區(qū)域和刀具切削刃部分進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，其它不參與鉆削的部分采取較大網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分后的鉆削仿真模型如圖2所示，鉆頭和工件的網(wǎng)格尺寸比設(shè)置為4。

圖2 鉆削仿真的網(wǎng)格劃分

(3)邊界條件和仿真控制參數(shù)設(shè)置

邊界條件的設(shè)置如圖3所示，在工件的圓柱面上施加固定約束，即將工件底面三個(gè)方向速度均設(shè)置為0。設(shè)定環(huán)境溫度為20 ℃，對(duì)流的系數(shù)是0.02 N/sec/mm/C，熱導(dǎo)系數(shù)是45 N/sec/mm/C，摩擦系數(shù)定義為常量0.7(干鉆削)，摩擦類型定義為剪切摩擦。斷裂準(zhǔn)則選擇延伸斷裂準(zhǔn)則，即通過(guò)比較材料的最大破壞值與臨界值來(lái)判斷材料是否能夠斷裂。刀具的磨損模型設(shè)定為適合于金屬切削的Usui模型[12]。

圖3 邊界條件設(shè)置

最后設(shè)置仿真控制參數(shù)，本仿真中設(shè)置仿真總步數(shù)為1000步，時(shí)間步長(zhǎng)為刀具旋轉(zhuǎn)1 rad所需要的時(shí)間，步數(shù)增量設(shè)置為25步，設(shè)定鉆削深度為1 mm作為仿真運(yùn)行的停止條件。

2 鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

2.1 鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

鉆頭幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)包括鋒角、芯徑比、螺旋角、橫刃斜角和后角等參數(shù)，如圖4所示。

圖4 鉆削刀具整體結(jié)構(gòu)示意圖

鋒角、芯徑比和螺旋角對(duì)刀具的鉆削性能影響很大。鋒角2ρ的大小直接影響著主切削刃的長(zhǎng)度以及主切削刃上前角和主偏角的大小。螺旋角β0與切削刃的前角緊密相關(guān)，影響著鉆頭的排屑能力。芯厚2t的大小是鉆削力的重要影響因素，并決定著鉆頭的剛度和強(qiáng)度以及排屑性能。

對(duì)于整體硬質(zhì)合金麻花鉆，鋒角、芯徑比和螺旋角的取值范圍一般為100°～140°、0.2～0.4、20°～40°?；谡辉囼?yàn)方法，對(duì)鉆頭幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)三個(gè)因素各取三個(gè)水平值，如表1所示。

表1 鉆頭幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化因素水平表

2.2 鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)仿真試驗(yàn)結(jié)果分析

(1)切屑形態(tài)

當(dāng)鉆削深度為0.2 mm時(shí)，不同鉆頭幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)下的切屑形態(tài)仿真結(jié)果如圖5所示。由圖可知，隨著芯徑比的增加，鉆芯厚度增大，主切削刃的長(zhǎng)度變短，因此切屑寬度變小，切屑變形程度增加，切屑的卷曲半徑變小，試驗(yàn)3、試驗(yàn)6、試驗(yàn)9(芯徑比為0.4時(shí))的切屑卷曲半徑明顯小于其它組試驗(yàn)；隨著螺旋角的增大，切屑沿主切削刃各點(diǎn)流動(dòng)速度梯度降低，造成切屑的側(cè)卷和上卷趨勢(shì)減弱，切屑軸線與鉆頭軸線夾角變小。

(a) 2ρ=100°,2t/d=0.2,β0=20° (b) 2ρ=100°,2t/d=0.3,β0=30°

(c) 2ρ=100°,2t/d=0.4,β0=40° (d) 2ρ=120°,2t/d=0.2,β0=30°

(e) 2ρ=120°,2t/d=0.3,β0=40° (f) 2ρ=120°,2t/d=0.4,β0=20°

(g) 2ρ=140°,2t/d=0.2,β0=40° (h) 2ρ=140°,2t/d=0.3,β0=20°

(i) 2ρ=140°,2t/d=0.4,β0=30°

(2)鉆削力

對(duì)鉆削過(guò)程穩(wěn)定階段的軸向力和扭矩取平均值，基于Minitab軟件，采用極差分析方法，分析鋒角、芯徑比和螺旋角對(duì)鉆頭的鉆削力的影響順序，極差分析結(jié)果如表2所示，相應(yīng)的均值主效應(yīng)圖如圖6和圖7所示。

表2 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)鉆頭的鉆削軸向力和扭矩仿真結(jié)果

由極差分析結(jié)果可知，軸向力極差RB>RC>RA，說(shuō)明影響因素主次順序?yàn)椋盒緩奖?螺旋角>鋒角；而對(duì)于扭矩，影響因素主次順序?yàn)椋盒緩奖?鋒角>螺旋角。

圖6 鉆削力的均值主效應(yīng)圖 圖7 扭矩的均值主效應(yīng)圖

在所選參數(shù)范圍內(nèi)，隨著鋒角的增大，主切削刃前角增大，并增大了切削厚度，減小了切削寬度，因此軸向力增大而扭矩降低。隨著芯徑比的增大，軸向力、扭矩均大幅度增大。這是由于隨著芯徑比的增大，橫刃上有效切削的長(zhǎng)度增大，螺旋槽的排屑空間減小，因此切屑的摩擦作用增加，導(dǎo)致軸向力和扭矩增大。隨著螺旋角的增大，主切削刃的前角增大，切削刃更加鋒利，將有效降低鉆削力。

根據(jù)軸向力的仿真結(jié)果，鉆頭的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：鋒角100°、芯徑比0.2、螺旋角40°；根據(jù)扭矩的仿真結(jié)果，鉆頭的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：鋒角140°、芯徑比0.2、螺旋角40°。由仿真結(jié)果分析可知，當(dāng)螺旋角增大為40°時(shí)，切屑軸線與鉆頭軸線夾角較小，切屑容易纏繞在刀體上，造成鉆頭的斷裂。因此，綜合考慮鉆頭排屑能力和鉆削力的前提下，選擇鉆頭的螺旋角為30°。鋒角對(duì)軸向力的影響規(guī)律與對(duì)扭矩的影響規(guī)律相反，所以綜合考慮選擇鋒角為120°。綜合上述仿真試驗(yàn)結(jié)果，鉆頭的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：鋒角120°、芯徑比0.2、螺旋角30°。

3 鉆削刀具工藝參數(shù)優(yōu)化

3.1 鉆削工藝參數(shù)仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

鉆削過(guò)程是一個(gè)復(fù)雜的半封閉式的非自由斜角切削過(guò)程，鉆削工藝參數(shù)，包括主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度是影響鉆削力、鉆削溫度和切屑形態(tài)的重要因素?；贒EFORM-3D有限元仿真軟件來(lái)模擬9Cr18Mo馬氏體不銹鋼噴嘴的鉆削加工過(guò)程，其中鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)采用上述優(yōu)化后的刀具結(jié)構(gòu)，即鋒角120°、芯徑比0.2、螺旋角30°。為了能夠使用合理的試驗(yàn)次數(shù)得到較為準(zhǔn)確的試驗(yàn)結(jié)果，本仿真試驗(yàn)采用單因素試驗(yàn)的方法，研究轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量對(duì)鉆削加工9Cr18Mo材料的影響規(guī)律。具體的試驗(yàn)方案如表3所示。

表3 鉆削工藝參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)方案

3.2 鉆削工藝參數(shù)仿真試驗(yàn)結(jié)果分析

(1) 切屑形態(tài)

如圖8所示為不同主軸轉(zhuǎn)速在鉆削深度為0.15 mm時(shí)，鉆削加工切屑形態(tài)的仿真結(jié)果?？梢钥闯觯鱾€(gè)主軸轉(zhuǎn)速條件下的切屑形態(tài)和變形程度基本一致，工件最大有效應(yīng)變值變化不大，因此在所選轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，主軸轉(zhuǎn)速對(duì)鉆削過(guò)程中的切屑形態(tài)無(wú)明顯影響。如圖9所示，為不同進(jìn)給量在鉆削深度為0.06 mm時(shí)的切屑形態(tài)仿真結(jié)果。在所選進(jìn)給量范圍內(nèi)，隨著進(jìn)給量的降低，切屑的有效應(yīng)變逐漸增加，即切屑變形程度增加。這是由于隨著進(jìn)給量的降低，材料去除主要以擠壓變形為主，使得工件的有效應(yīng)變顯著增加。因此，單獨(dú)考慮切削形態(tài)的影響，在所優(yōu)化的參數(shù)范圍內(nèi)，進(jìn)給量應(yīng)該盡可能選擇較小的值。

(a) n=8000 r/min (b) n=10 000 r/min (c) n=12 000 r/min (d) n=14 000 r/min

(a) fr=0.02 mm/r (b) fr=0.04 mm/r (c) fr=0.06 mm/r (d) fr=0.08 mm/r

(2) 鉆削溫度

如圖10所示，為刀具后刀面鉆削溫度隨主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量變化的關(guān)系圖。

(a) 主軸轉(zhuǎn)速與鉆削溫度關(guān)系(b) 進(jìn)給量與鉆削溫度關(guān)系

由圖所知，鉆削刀具后刀面溫度隨著主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量的增大而增大。這是因?yàn)闊o(wú)論是主軸轉(zhuǎn)速還是進(jìn)給量的增加，單位時(shí)間的鉆削量都會(huì)提高，則單位時(shí)間鉆削刀具做的功增加，造成刀具溫度的增加。因此，單獨(dú)考慮鉆削溫度的影響，在所優(yōu)化的參數(shù)范圍內(nèi)，主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量因盡可能選擇最小的值。

(3) 鉆削力

如圖11和圖12分別為不同主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量下的鉆削力仿真結(jié)果。

(a) 主軸轉(zhuǎn)速與軸向力關(guān)系 (b) 主軸轉(zhuǎn)速與扭矩關(guān)系

(a) 進(jìn)給量與軸向力關(guān)系(b) 進(jìn)給量與扭矩關(guān)系

主軸轉(zhuǎn)速的增加，則鉆削刀具的每齒進(jìn)給量降低，導(dǎo)致軸向力降低，而轉(zhuǎn)速增加又會(huì)造成刀具與工件接觸次數(shù)增加，造成扭矩的增大。進(jìn)給量的增大，則會(huì)造成單位時(shí)間內(nèi)，鉆削刀具做功增加，導(dǎo)致切削力和扭矩均增大。因此，單獨(dú)考慮鉆削力的因素，在所優(yōu)化的參數(shù)范圍內(nèi)，鉆削主軸轉(zhuǎn)速應(yīng)該選擇10 000～12 000 r/min，進(jìn)給量應(yīng)選擇盡可能小的進(jìn)給量。

4 鉆削試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所優(yōu)化的鉆削加工參數(shù)下的鉆削性能，基于DMG五軸數(shù)控加工中心，對(duì)9Cr18Mo馬氏體不銹鋼進(jìn)行鉆削試驗(yàn)研究，試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)中使用的鉆削刀具如圖13所示。

圖13 DMG加工中心鉆削試驗(yàn)裝置及鉆削刀具

該鉆削刀具的鉆尖幾何參數(shù)為鋒角120°、芯徑比0.2、螺旋角30°。鉆削試驗(yàn)方案和仿真方案保持一致，如表3所示。

鉆削試驗(yàn)所加工的小孔形貌如圖14所示。

(a) n=8000 r/min, fr=0.08 mm/r (b) n=10 000 r/min, fr=0.08 mm/r (c) n=12 000 r/min, fr=0.08 mm/r

(d) n=14 000 r/min, fr=0.08 mm/r (e) n=10 000 r/min, fr=0.06 mm/r (f) n=10 000 r/min, fr=0.04 mm/r

(g) n=10 000 r/min,fr=0.02 mm/r

采用三維激光掃描顯微鏡Keyence VK-X100對(duì)小孔形貌進(jìn)行觀察和分析，可以看出進(jìn)給量越小，小孔具有越小的入口毛刺和規(guī)則的形狀，在主軸轉(zhuǎn)速為10 000 r/min，進(jìn)給量為0.02 mm/r時(shí)，鉆孔質(zhì)量最好。為了定量分析小孔的加工質(zhì)量，采用如圖15所示的測(cè)量方式對(duì)小孔進(jìn)行圓度誤差測(cè)量。

圖15 鉆削孔圓度誤差測(cè)量方法

通過(guò)測(cè)量和比較4個(gè)方向的小孔直徑D1、D2、D3、D4的大小，取圓度誤差為Dmax-Dmin，將7組實(shí)驗(yàn)的圓度誤差值統(tǒng)計(jì)，如圖16所示。

(a) 主軸轉(zhuǎn)速與圓度誤差關(guān)系 (b) 進(jìn)給量與圓度誤差關(guān)系圖16 不同工藝參數(shù)下的圓度誤差試驗(yàn)結(jié)果

圓度誤差隨主軸轉(zhuǎn)速增加有降低的趨勢(shì)，隨著進(jìn)給量的增加而增加，并且在主軸轉(zhuǎn)速10 000 r/min，進(jìn)給量0.02 mm/r時(shí)，圓度誤差達(dá)到最小值，與仿真結(jié)果的最優(yōu)參數(shù)基本一致，驗(yàn)證了仿真優(yōu)化的工藝參數(shù)準(zhǔn)確性。

5 結(jié)論

針對(duì)9Cr18Mo馬氏體不銹鋼材料航空發(fā)動(dòng)機(jī)噴油嘴上小孔加工質(zhì)量控制問(wèn)題，基于DEFORM-3D有限元仿真軟件，開展鉆削刀具幾何結(jié)構(gòu)與加工工藝參數(shù)仿真研究，并通過(guò)鉆削試驗(yàn)對(duì)優(yōu)化后的刀具進(jìn)行工藝參數(shù)驗(yàn)證，得出如下結(jié)論：

(1)刀具結(jié)構(gòu)對(duì)軸向力影響的顯著程度為：芯徑比>螺旋角>鋒角；而對(duì)于扭矩影響的顯著程度為：芯徑比>鋒角>螺旋角。

(2)隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，切屑形態(tài)無(wú)明顯變化，軸向力逐漸降低，而扭矩增大，鉆削溫度明顯升高；隨著進(jìn)給量的降低，切削變形程度增加，鉆削溫度、軸向力和扭矩均明顯降低。

(3)綜合考慮鉆頭排屑能力和鉆削力的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：鋒角120°、芯徑比0.2、螺旋角30°；鉆削試驗(yàn)結(jié)果表明在主軸轉(zhuǎn)速10 000 r/min，進(jìn)給量0.02 mm/r時(shí)，所加工小孔入口側(cè)具有較小的毛刺且圓度誤差最小，與仿真結(jié)果的最優(yōu)參數(shù)一致。