賈廣輝，常 浩，張 昊

（1.河南交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院，汽車學(xué)院，河南 鄭州 450000；2.東風(fēng)越野車有限公司，整車開發(fā)部，湖北 武漢 430056；3.東南大學(xué)，儀器科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 南京 210096）

1 引言

當(dāng)前，許多新的航空技術(shù)獲得不斷開發(fā)，為滿足飛機(jī)安全性要求，需進(jìn)一步開發(fā)性能更優(yōu)材料［1-2］。其中，45CrNiSiMnMoVA鋼因具備力學(xué)強(qiáng)度高，而成為現(xiàn)階段航空航天領(lǐng)域的一種新型鋼材。

考慮到45CrNiSiMnMoVA鋼具備高強(qiáng)度與高硬度的特性，鉆削時(shí)大量切削熱會(huì)造成零件表面的破壞，并降低了加工孔的質(zhì)量控制水平［3-5］。目前國內(nèi)關(guān)于45CrNiSiMnMoVA鋼方面的研究受到國外的嚴(yán)密封鎖，基本都是集中在熱處理工藝優(yōu)化、激光熔凝技術(shù)方面的內(nèi)容［6］，只對(duì)材料組織結(jié)構(gòu)的變化進(jìn)行了分析，文獻(xiàn)［7］對(duì)比了不同工藝參數(shù)下的45CrNiSiMnMoVA鋼力學(xué)性能差異性，由此實(shí)現(xiàn)了材料綜合性能的顯著提升；文獻(xiàn)［9］利用二次時(shí)效工藝處理45CrNiSiMnMoVA 鋼，并以前你疲勞壽命也發(fā)生相應(yīng)變化；文獻(xiàn)［10］采用激光熔凝方法對(duì)AerMet00 超高強(qiáng)度鋼完成表面處理，之后測(cè)試了各工藝條件引起的材料組織形態(tài)與耐蝕能力變化。文獻(xiàn)［11］則采用干式銑削方法處理45CrNiSiMnMoVA鋼，根據(jù)應(yīng)力集中作用機(jī)制研究了刀具失效過程引起的溝槽磨損現(xiàn)象；文獻(xiàn)［10］按照響應(yīng)面優(yōu)化的方式對(duì)不同工藝參數(shù)處理后45CrNiSiMn-MoVA鋼發(fā)生的磨削力差異進(jìn)行分析，之后采用顯著性方法完成了預(yù)測(cè)模型的簡化處理。

為評(píng)價(jià)國產(chǎn)45CrNiSiMnMoVA鋼的鉆削加工性能，可以選擇鉆削軸向力評(píng)價(jià)刀具磨損程度及其表面質(zhì)量影響因素，同時(shí)根據(jù)材料去除率判斷加工效率，通過響應(yīng)面中心組合的方式對(duì)優(yōu)化區(qū)進(jìn)行分析，之后針對(duì)各參數(shù)形成的主效應(yīng)和交互效應(yīng)分別構(gòu)建了相應(yīng)的回歸分析模型。以達(dá)到降低刀具磨損程度的效果，之后以提升加工效率與改善表面質(zhì)量作為目標(biāo)來達(dá)到優(yōu)化模型各項(xiàng)參數(shù)的效果。

2 試驗(yàn)

2.1 方案

選擇尺寸為（100×100×50）mm的方形AerMet00超高強(qiáng)度鋼作為本實(shí)驗(yàn)測(cè)試材料，之后對(duì)其實(shí)施鉆削加工測(cè)試，對(duì)該材料處于室溫狀態(tài)下的各元素組成與力學(xué)特性進(jìn)行測(cè)試所得結(jié)果，如表1、表2所示。選擇硬質(zhì)合金麻花鉆作為鉆削過程所使用的刀具，測(cè)試期間設(shè)置了不同的鉆削參數(shù)，鉆頭直徑都為5.5mm。鉆削實(shí)驗(yàn)在CY-VMC-850C立式加工系統(tǒng)上完成，以瑞士Kistler-9257B三向測(cè)力儀測(cè)試了裝夾切削力變化情況，該測(cè)試系統(tǒng)由數(shù)模轉(zhuǎn)換器、電荷放大器、計(jì)算機(jī)共同構(gòu)成，切削力與軸向力的分析模型，為防止切削冷卻液引起切削過程的熱量與作用載荷差異，本次選擇干切削測(cè)試方法，如圖1所示。

圖1 軸向力測(cè)量系統(tǒng)Fig.1 Axial Force Measurement System

表1 化學(xué)成分/wt%Tab.1 Chemical Composition

表2 力學(xué)性能Tab.2 Mechanical Properties

2.2 單因素方案

為分析鉆削參數(shù)引起的參評(píng)指標(biāo)變化，按照單因素測(cè)試的方法分析主軸轉(zhuǎn)速n、步進(jìn)量P、進(jìn)給速度vf引起的切削性能變化，單因素測(cè)試的各項(xiàng)參數(shù)，如表3所示。

表3 單因素試驗(yàn)方案Tab.3 Single Factor Test Scheme

3 試驗(yàn)參數(shù)對(duì)軸向力影響

按照單因素測(cè)試的設(shè)計(jì)方案完成鉆削加工，從CY-VMC-850C立式加工系統(tǒng)實(shí)際情況出發(fā)，利用測(cè)力儀采集切削力，根據(jù)以上測(cè)試結(jié)果繪制得到的鉆削參數(shù)與軸向力Fp之間的變化曲線，如圖2～圖4所示。

圖2 主軸轉(zhuǎn)速隨軸向力變化Fig.2 Variation of Spindle Speed with Axial Force

選擇步進(jìn)鉆孔方式，這使得鉆進(jìn)部分的軸向力快速升高到最大值，此時(shí)鉆頭和工件之間發(fā)生直接接觸而形成很大的切削力，之后進(jìn)入相對(duì)穩(wěn)定的鉆削加工區(qū)，同時(shí)軸向力也發(fā)生了緩慢減小，最后當(dāng)鉆頭從工件表面脫離時(shí)發(fā)生了軸向力的快速降低。

3.1 主軸轉(zhuǎn)速

根據(jù)圖2可知，保持恒定的vf=30mm/min、P=1.2mm條件下，分別對(duì)300r/min、350r/min、400r/min三種主軸轉(zhuǎn)速下的軸向力數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，可以明顯看到，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增大的過程中，進(jìn)入平穩(wěn)區(qū)時(shí)發(fā)生了軸向力的減小，這是因?yàn)橹鬏S轉(zhuǎn)速提高后，切削溫度也出現(xiàn)了持續(xù)上升，從而獲得更小摩擦系數(shù)并引起軸向力的降低。

3.2 進(jìn)給速度

在恒定的n=350r/min、P=1.2mm條件下，設(shè)定進(jìn)給速度vf依次為20mm/min、25mm/min、30mm/min時(shí)測(cè)試所得結(jié)果，如圖3所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，逐漸提高進(jìn)給量時(shí)，軸向力發(fā)生了持續(xù)增大，這是因?yàn)殡S著切削面積的增加，獲得了更大的摩擦系數(shù)，由此引起軸向力也明顯升高，通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在進(jìn)給速度從25mm/min增大到30mm/min期間相對(duì)于從20mm/min增大到25mm/min階段形成了更明顯的上升變化趨勢(shì)。設(shè)定進(jìn)給速度為25mm/min確保達(dá)到較小切削力的條件下獲得更大切削面，從而實(shí)現(xiàn)加工效率的顯著提升。

圖3 進(jìn)給速度隨軸向力變化Fig.3 Change of Feed Velocity with Axial Force

3.3 步進(jìn)量

對(duì)圖4進(jìn)行分析可知，設(shè)定n=350r/min、vf=30mm/min保持恒定值時(shí)，控制步進(jìn)量P依次為1mm、1.5mm、2mm 完成數(shù)據(jù)采集，結(jié)果顯示，在不同步進(jìn)量下得到基本相近軸向力，由此表明軸向力與步進(jìn)量之間并不存在直接關(guān)聯(lián)性，可以在后續(xù)優(yōu)化階段降低對(duì)其進(jìn)行預(yù)測(cè)的權(quán)重占比。

圖4 步進(jìn)量隨軸向力變化Fig.4 Stepper Changes with Axial Force

4 響應(yīng)面法預(yù)測(cè)

4.1 組合方案

利用RSM（Response Surface Methodology）方法設(shè)計(jì)了測(cè)試方案并對(duì)鉆削參數(shù)實(shí)施優(yōu)化，以CCD（Central Composite Design）回歸方法計(jì)算得到的因素編碼，如表4 所示。對(duì)各水平中心進(jìn)行組合構(gòu)建得到的方案，如表5 所示。根據(jù)響應(yīng)面優(yōu)化的方式完成各因素的組合測(cè)試，同時(shí)以軸向力與材料去除率對(duì)優(yōu)化效果進(jìn)行判斷。

表4 因素編碼Tab.4 Factor Coding

表5 中心組合設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案Tab.5 Test Scheme of Central Combination Design

4.2 預(yù)測(cè)模型

按照表5方案完成測(cè)試，從穩(wěn)定區(qū)采集數(shù)據(jù)并計(jì)算均值作為測(cè)試結(jié)果，通過二次多項(xiàng)式對(duì)模型實(shí)施預(yù)測(cè)，由此獲得以下所示的Coded與Actual預(yù)測(cè)模型：

4.3 顯著性分析

對(duì)回歸預(yù)測(cè)模型實(shí)施方差分析，再利用顯著性檢驗(yàn)方法獲得結(jié)果，如表6所示。R2為0.951，經(jīng)過調(diào)整后的R2為0.907，都接近1，表明此模型具備優(yōu)異擬合性能。根據(jù)精密度AdeqPrecision測(cè)試結(jié)果為16.34，可知模型形成了強(qiáng)度較高的信號(hào)。

表6 預(yù)測(cè)模型方差分析Tab.6 Analysis of Variance of Prediction Model

模型系數(shù)交互回歸分析后，依次選擇主效應(yīng)因素、交互效應(yīng)因素與二階效應(yīng)因素開展回歸分析，以此判斷編碼值和實(shí)際值預(yù)測(cè)模型參數(shù)顯著性結(jié)果，如表7 所示。由此獲得具有顯著性的進(jìn)給速度vf、主軸轉(zhuǎn)速n與二次項(xiàng)系數(shù)，其中，步進(jìn)量和三個(gè)切削參數(shù)形成了高P值的交互項(xiàng)，可以判斷此時(shí)受到交互作用的影響程度很弱，因此加工階段可適當(dāng)降低步進(jìn)量權(quán)重，主要選擇主軸轉(zhuǎn)速與進(jìn)給速度作為45CrNiSiMnMoVA 鋼鉆削加工參數(shù)優(yōu)化參考依據(jù)。

表7 模型系數(shù)交互回歸分析Tab.7 Interactive Regression Analysis of Model Coefficients

4.4 優(yōu)化預(yù)測(cè)

對(duì)刀具磨損程度、加工形貌特征及其加工效率開展綜合評(píng)估，根據(jù)數(shù)值優(yōu)化方法選擇最佳方案：轉(zhuǎn)速350r·min-1，進(jìn)給量25.86mm·min-1，步進(jìn)量0.995mm，對(duì)軸向力和去除率的10 個(gè)樣例統(tǒng)計(jì)，獲得驗(yàn)證結(jié)果，如圖5所示。

圖5 預(yù)測(cè)優(yōu)化與驗(yàn)證Fig.5 Prediction Optimization and Validation

由圖5 可知：預(yù)測(cè)結(jié)果相對(duì)驗(yàn)證結(jié)果獲得了較小的相對(duì)誤差，軸向力的誤差在5N以內(nèi)，去除率的誤差在2mm2·min-1以內(nèi)，表明這里的預(yù)測(cè)模型能夠滿足可靠性要求，從而新一步提升加工表面質(zhì)量。

5 結(jié)論

（1）主軸轉(zhuǎn)速增大使得進(jìn)入平穩(wěn)區(qū)時(shí)發(fā)生了軸向力的減小，獲得更小摩擦系數(shù)并引起軸向力的降低。逐漸提高進(jìn)給量時(shí)，軸向力發(fā)生了持續(xù)增大。

（2）通過二次多項(xiàng)式對(duì)模型實(shí)施預(yù)測(cè)，顯著性檢驗(yàn)結(jié)果接近1，表明此模型具備優(yōu)異擬合性能。預(yù)測(cè)結(jié)果相對(duì)驗(yàn)證結(jié)果獲得了較小的相對(duì)誤差，軸向力的誤差在5N 以內(nèi)，去除率的誤差在2mm2·min-1以內(nèi)，表明這里的預(yù)測(cè)模型能夠滿足可靠性要求。