張澤華,董志國(guó),曹桂新,朱徐輝

太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院;精密加工山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室

1 引言

由于鈦合金比強(qiáng)度高、耐腐蝕性好、耐熱性高等優(yōu)越的綜合性能,廣泛應(yīng)用于航空航天、生物醫(yī)學(xué)和能源生產(chǎn)行業(yè)[1]。在鈦合金普通微孔鉆削加工過(guò)程中,鈦合金的導(dǎo)熱率低、硬度高和化學(xué)活性大等材料特性會(huì)導(dǎo)致排屑難、溫升快、易斷刀等問(wèn)題,嚴(yán)重影響微孔質(zhì)量及生產(chǎn)效益[2,3]。

近些年國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者對(duì)鉆削加工的研究主要包括切削理論、鉆削力及溫度等方面。安熠蔚等[4]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)并總結(jié)了鉆削Ti6Al4V合金較好的加工參數(shù)。Pujana J.等[5]對(duì)Ti6Al4V進(jìn)行鉆削試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn),相比于普通鉆削,使用超聲振動(dòng)鉆削會(huì)降低10%～20%鉆削力。Wang P.等[6]利用DEFORM軟件采用拉格朗日方法模擬鉆削過(guò)程,將鉆削力的試驗(yàn)結(jié)果和仿真進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn),誤差在3%～7%之間,證明了仿真的可行性和準(zhǔn)確性,結(jié)果表明,超聲振動(dòng)鉆削的鉆削力比普通鉆削降低13%～22%,溫度下降7%～15%。Chen S.等[7]對(duì)超聲振動(dòng)切屑產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行理論分析并鉆削201不銹鋼進(jìn)行驗(yàn)證發(fā)現(xiàn),當(dāng)振幅、頻率和每轉(zhuǎn)進(jìn)給量滿(mǎn)足特定條件會(huì)產(chǎn)生斷屑,當(dāng)超聲振動(dòng)鉆削產(chǎn)生斷屑時(shí),切屑表面光滑,相比普通鉆削,超聲振動(dòng)鉆削能降低孔26.4%的表面粗糙度,減少刀具磨損,對(duì)孔表面質(zhì)量起積極作用。

通過(guò)仿真與試驗(yàn)對(duì)比結(jié)合的方法研究Ti6Al4V鈦合金的鉆削特性,探討分離型超聲振動(dòng)鉆削基本原理,并分析普通鉆削和軸向超聲振動(dòng)鉆削、分離型超聲振動(dòng)鉆削和非分離型超聲振動(dòng)鉆削的溫度及平均鉆削力,以提高Ti6Al4V鈦合金微鉆削加工的質(zhì)量和效益。

2 超聲振動(dòng)鉆削基本原理

2.1 切削刃運(yùn)動(dòng)軌跡

超聲輔助加工的原理是在工件或刀具上施加超聲振動(dòng),從而構(gòu)成主進(jìn)給運(yùn)動(dòng)和附加振動(dòng)位移的組合運(yùn)動(dòng)。采用如圖1所示柱坐標(biāo)系,在微鉆的軸向施加超聲振動(dòng),微鉆切削刃的運(yùn)動(dòng)方程為

圖1 超聲振動(dòng)切削原理

(1)

式中,r為刀刃的半徑(μm);θ為刀刃轉(zhuǎn)過(guò)的角度(rad);fz為進(jìn)給速度(mm/min);n為主軸轉(zhuǎn)速(r/min);A為超聲振動(dòng)的振幅(mm);fv為超聲振動(dòng)的頻率(Hz);av為超聲振動(dòng)的初始相位(rad)。

2.2 超聲分離性切削原理

麻花鉆由兩條主切削刃和中間的橫刃組成,兩條主切削刃的旋轉(zhuǎn)角度相差弧度以及切削刃1和切削刃2的運(yùn)動(dòng)軌跡如圖2所示。

初始相位相差π的兩條切削刃高度差即為鉆削時(shí)的瞬時(shí)切削厚度h,計(jì)算式為

h=z2-z1

(2)

在超聲振動(dòng)鉆削過(guò)程中,當(dāng)瞬時(shí)切削厚度小于0和大于0時(shí),為斷續(xù)切削,即分離型切削。須同時(shí)滿(mǎn)足兩個(gè)條件,為

(3)

(4)

令fr=fz/n,fr為鉆頭的每轉(zhuǎn)進(jìn)給量;ωf=60×fv/n,wf為超聲振動(dòng)頻率與鉆頭轉(zhuǎn)速的比值,定義為頻轉(zhuǎn)比。

有

(5)

滿(mǎn)足上述公式即為分離型超聲振動(dòng)鉆削。

3 微孔鉆削的有限元仿真模擬

3.1 仿真前處理

采用DEFORM-3D軟件進(jìn)行微鉆削仿真模擬時(shí),為減少鉆頭的網(wǎng)格數(shù)量和提升計(jì)算效率,僅將參與切削過(guò)程的主切削刃和橫刃部分載入DEFORM-3D軟件中進(jìn)行仿真模擬。刀具為剛體,工件為塑性體,麻花鉆刀具直徑為φ0.9mm,材料為硬質(zhì)合金鎢鋼(WC-Co);工件材料為T(mén)i6Al4V合金,尺寸為φ1.1mm×0.23mm的圓柱體。工件的材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 工件材料物理參數(shù)

對(duì)刀具的切削部分以及工件需被鉆削部分進(jìn)行網(wǎng)格精細(xì)化處理,以提高仿真結(jié)果準(zhǔn)確性。如圖3a所示,刀具網(wǎng)格數(shù)為32000,網(wǎng)格尺寸比為3;工件網(wǎng)格數(shù)為100000,網(wǎng)格尺寸比為3。為實(shí)現(xiàn)軸向超聲振動(dòng)微鉆削仿真,除設(shè)置鉆頭轉(zhuǎn)速外,還需導(dǎo)入刀具進(jìn)給速度,如圖3b所示。鉆削仿真工藝參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 鉆削仿真工藝參數(shù)

(a) (b)

3.2 材料本構(gòu)模型修正

J-C本構(gòu)模型考慮了應(yīng)變硬化、應(yīng)變率硬化、溫度軟化以及材料的綜合屬性,說(shuō)明了材料響應(yīng),故在金屬切削模擬中得到了廣泛應(yīng)用。其表達(dá)式為

(6)

本仿真為微鉆頭加工Ti6Al4V鈦合金,屬于微切削范疇,需要對(duì)該J-C本構(gòu)方程進(jìn)行修正,修正后的本構(gòu)模型為

(7)

Ti6Al4V鈦合金材料的本構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 Ti6Al4V鈦合金J-C本構(gòu)方程相關(guān)參數(shù)

3.3 仿真鉆削力分析

如圖4和圖5所示,轉(zhuǎn)速為6500r/min,進(jìn)給速度為9mm/min時(shí)微孔鉆削鉆削力隨時(shí)間變化曲線(xiàn)。普通鉆削從入鉆階段開(kāi)始鉆削力不斷上升,進(jìn)入穩(wěn)定鉆削階段時(shí)鉆削力在12N范圍內(nèi)無(wú)規(guī)則波動(dòng)。超聲振動(dòng)鉆削鉆頭運(yùn)動(dòng)速度呈周期性變化且力曲線(xiàn)擺動(dòng)較大,當(dāng)鉆頭切削部分未接觸工件表面時(shí),鉆削力驟減;當(dāng)切削部分接觸并開(kāi)始切割工件表面時(shí),鉆削力增加,超聲振動(dòng)穩(wěn)定鉆削階段的平均鉆削力為8N,比普通鉆削約低30%。

圖4 普通鉆削仿真鉆削力

圖5 分離型超聲振動(dòng)鉆削仿真鉆削力

如圖6所示,改變超聲振動(dòng)鉆削參數(shù),進(jìn)行轉(zhuǎn)速為6000r/min,進(jìn)給速度為13mm/min的非分離型超聲振動(dòng)鉆削仿真,其平均鉆削力在11N左右,分離型超聲振動(dòng)鉆削更容易產(chǎn)生斷屑,可改善刀具與工件之間的摩擦狀況,平均鉆削力比非分離型超聲振動(dòng)鉆削降低約26%。

圖6 非分離型超聲振動(dòng)鉆削仿真鉆削力

3.4 鉆削溫度分析

如圖7所示,在t=0.0286s時(shí),普通鉆削和超聲振動(dòng)鉆削均進(jìn)入穩(wěn)定鉆削狀態(tài),普通鉆削的中心溫度約為106℃,分離型超聲振動(dòng)鉆削的溫度約為80℃,相比于普通鉆削下降了24.5%,相比于非分離型超聲振動(dòng)鉆削時(shí)的86℃下降了6%。超聲振動(dòng)鉆削過(guò)程中刀具的高頻振動(dòng)使刀具并沒(méi)有時(shí)刻與工件接觸,有利于鉆削散熱,因此其平均鉆削溫度較低。分離型超聲振動(dòng)鉆削使碎屑更容易破裂,帶走大量熱量,因此其鉆削的溫度低于非分離性切削鉆削。

(a)普通鉆削

4 微鉆削試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)裝置

在HAAS VF-2三軸立式加工中心上進(jìn)行普通鉆削和超聲振動(dòng)鉆削試驗(yàn),其原理如圖8所示。在機(jī)床工作臺(tái)上固定Kistler 9119AA2測(cè)力儀,并將超聲振動(dòng)儀固定在測(cè)力儀上,將1mm厚的Ti6Al4V工件固定在超聲振動(dòng)儀上,超聲振動(dòng)儀可為工件提供頻率為20000Hz且振幅為3μm的超聲振動(dòng),將Edmund-USB2.0數(shù)字放大鏡連接計(jì)算機(jī)并觀察試驗(yàn)加工過(guò)程。

圖8 微鉆孔試驗(yàn)原理

4.2 試驗(yàn)鉆削力分析

如圖9所示,轉(zhuǎn)速為6500r/min,進(jìn)給速度為9mm/min時(shí)微孔鉆削鉆削力隨時(shí)間變化曲線(xiàn)。普通鉆削初始階段,鉆頭切削部分開(kāi)始切割工件,鉆削力急劇增大;當(dāng)切削部分完全進(jìn)入工件時(shí),鉆削力相對(duì)穩(wěn)定,約為25.24N。由于超聲振動(dòng)鉆削鉆頭的高頻振動(dòng),其穩(wěn)定切削狀態(tài)的鉆削力波動(dòng)幅度大于普通鉆削,平均鉆削力約為20.31N,比普通鉆削降低了約19.5%。

(a)普通鉆削

圖10為5500r/min及6500r/min轉(zhuǎn)速下,穩(wěn)定鉆削階段的平均鉆削力隨進(jìn)給速度變化曲線(xiàn)。由圖可知,鉆削力隨進(jìn)給速度的增大而增大,這是因?yàn)樵诟哌M(jìn)給速率下,材料切削所需時(shí)間變短,且鉆頭瞬時(shí)沖擊速度變大導(dǎo)致材料變形,當(dāng)與鉆頭運(yùn)動(dòng)方向相反的阻力增加時(shí),則需要更大的鉆削力。

圖10 鉆削時(shí)平均軸向力隨進(jìn)給速度變化

由于超聲振動(dòng)的作用,刀具與切屑、工件與切屑之間的接觸及結(jié)合時(shí)間變短,降低了切削瘤的產(chǎn)生,且鉆頭的高速?zèng)_擊會(huì)使工件產(chǎn)生裂紋,有利于降低鉆削力,所以相同工藝參數(shù)下,超聲振動(dòng)鉆削力小于普通鉆削,與仿真結(jié)果一致。

轉(zhuǎn)速對(duì)超聲振動(dòng)鉆削有著重要影響,隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加,相同時(shí)間內(nèi)刀具與工件的接觸時(shí)間變長(zhǎng),且旋轉(zhuǎn)相同距離下刀具對(duì)工件的沖擊次數(shù)變少,所以超聲振動(dòng)鉆削軸向力下降的幅度小于普通鉆削下降幅度。

4.3 分離型超聲振動(dòng)鉆削

對(duì)Ti6Al4V合金進(jìn)行普通微孔鉆削時(shí),會(huì)不斷形成螺旋狀切屑,且切屑不易排出,導(dǎo)致鉆削力增加,鉆削溫度急劇上升;采用分離型超聲振動(dòng)鉆削時(shí),刀具的軸向振動(dòng)加劇切屑的卷曲,切屑應(yīng)變更容易超過(guò)切屑斷裂應(yīng)變,使斷屑更容易。產(chǎn)生的切屑從微鉆頭與孔壁的間隙中排除,降低了切削溫度,改善了鉆頭前刀面與切屑之間的摩擦狀況,達(dá)到降低鉆削軸向力及鉆削溫度。

如圖11所示,轉(zhuǎn)速為6000r/min,進(jìn)給速度為13mm/min的非分離型超聲振動(dòng)鉆削,平均軸向力為25.95N,比上述分離型超聲振動(dòng)鉆削軸向力高27.7%。但當(dāng)非分離性鉆削選擇較小的進(jìn)給速度時(shí),其軸向力相比普通鉆削軸向力下降幅度也很大。

圖11 非分離型超聲振動(dòng)鉆削試驗(yàn)軸向力

5 結(jié)語(yǔ)

研究Ti6Al4V合金分離型超聲振動(dòng)鉆削原理,并通過(guò)仿真與試驗(yàn)結(jié)合對(duì)比分析,得出以下結(jié)論。

(1)根據(jù)仿真,分離型超聲振動(dòng)鉆削力比普通鉆削降低30%,比非分離型鉆削降低26%;分離型超聲振動(dòng)鉆削溫度比普通鉆削降低24.5%,比非分離型鉆削降低6%。

(2)根據(jù)試驗(yàn),超聲振動(dòng)微鉆削穩(wěn)定鉆削階段平均軸向力相較于普通鉆削可降低20%左右;隨主軸轉(zhuǎn)速的提高,超聲振動(dòng)鉆削軸向力相比普通鉆削軸向力下降的幅度減小。

(3)分離型超聲振動(dòng)鉆削更容易產(chǎn)生斷屑,其軸向力相較于非分離型超聲振動(dòng)鉆削可降低約21%。