劉戰(zhàn)鋒，孫力強，韓曉蘭，劉 輝，王 宇

(西安石油大學機械工程學院，西安 710065)

0 引言

06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼是一種常用的無磁性高合金鋼，它具有抗晶間腐蝕能力強、焊接性能良好、耐高溫高壓等特點，被廣泛用于軍工、核電等各種高端領域的耐蝕管路中[1-2]。但06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼的導熱性差、塑性高、加工硬化嚴重，導致該材料的深孔加工難度大大提高，深孔軸心線也容易發(fā)生偏斜[3]。一般在長徑比大于50的深孔中，軸心線不易控制，如果不及時調(diào)整加工過程，偏斜量將隨著孔深的增大而急劇增大[3]，造成工件的報廢。因此研究深孔軸心線偏斜具有非常重要的理論和實踐意義[2]。目前國內(nèi)外對該材料深孔鉆削的軸心線偏斜研究甚少。

本研究采用理論分析、仿真分析和試驗研究相結(jié)合的方法，對06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼深孔鉆削的軸心線偏斜進行了預測。首先建立了軸心線偏斜預測的理論模型，其次利用ABAQUS軟件仿真分析了在一定轉(zhuǎn)速、不同進給量的情況下，06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼在深孔鉆削時的軸心線偏斜量的變化情況，最后通過試驗驗證了有限元模型的準確性，有效預防了深孔軸心線的偏斜問題。

1 深孔鉆削軸心線偏斜量的理論分析

1.1 深孔軸心線偏斜的數(shù)學模型

在深孔鉆削過程中，由于加工環(huán)境和工藝性特殊，鉆桿在自身重力與軸向力的作用下容易發(fā)生彎曲，產(chǎn)生入鉆傾角[3]。因為在加工時主要通過導向套和刀具導向塊來支撐導向。根據(jù)材料力學中梁的受力分析，可將深孔鉆桿系統(tǒng)簡化為一端固定，一端絞支的簡支梁模型，如圖1所示。

圖1中，A為導向套支撐點，B為鉆頭導向塊位置；θA為鉆桿在導向套處的轉(zhuǎn)角，θB為鉆頭導向塊處的轉(zhuǎn)角；G為鉆桿的重力；L為導向套與鉆頭導向塊的距離，Lx為刀尖與導向塊的距離；F為鉆頭所受的軸向力。

圖1 鉆桿力學模型

在實際鉆削過程中，鉆桿在重力和軸向力的作用下受壓變形，鉆桿的軸心線與工件進給方向的軸心線產(chǎn)生偏差。此時的偏差值δ等于鉆桿在重力作用下的偏移量δG與軸向力作用下的偏斜量δF之和[4]。

基于圖1，結(jié)合材料力學[5]的彎曲變形知識得：

(1)

(2)

(3)

其中，E為鉆桿的彈性模量，MPa；I為鉆桿截面的慣性矩，mm4。

所以，鉆桿在重力與軸向力作用下的偏斜量為：

(4)

根據(jù)公式(4)將軸心線偏斜問題轉(zhuǎn)化為軸向力隨孔深的變化問題。通過ABAQUS有限元軟件獲得奧氏體不銹鋼在加工過程的軸向力變化情況，并結(jié)合公式(4)計算出深孔加工中鉆頭的理論軸心線偏斜量，從而為后續(xù)深孔鉆削過程中的糾偏奠定了理論基礎。

1.2 深孔軸心線偏斜的測量方法

目前測量深孔軸心線偏斜的主要方法是壁厚法。利用超聲波壁厚儀在工件上隔300～400 mm測量鉆削后各個方向的壁厚值，計算出每段的偏心距，即可判斷出深孔軸心線是否發(fā)生偏斜[3]。圖2為深孔軸心線偏斜的剖面圖。

圖2 深孔軸心線偏斜剖面圖

如圖2所示，設棒料中心為理想的深孔中心O，實際加工的深孔中心為O′，棒料的直徑為R，待測偏心距為e=OO′。利用超聲波壁厚儀分別測量出待測棒料各個方向的壁厚值：AA′、BB′、CC′、DD′，由圖2得到幾何關系：

(5)

由公式(5)可計算出各個截面的理想中心與實際深孔中心的偏心距，并進行分析，間接反映了深孔軸心線的偏斜情況：若偏心距的變化趨勢變大了，則說明深孔鉆削過程中軸心線發(fā)生偏斜。

2 深孔鉆削的仿真模擬

為獲得06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼深孔鉆削中切削力隨孔深的變化情況，本研究基于現(xiàn)有的試驗條件，采用ABAQUS/Explicit建立了深孔鉆削的仿真模型，針對轉(zhuǎn)速相同、進給量不同的情況進行了仿真。

2.1 仿真模型的建立

(1)材料模型分析

根據(jù)材料特性，建立材料的Johnson-Cook本構(gòu)模型。鉆頭與工件的材料特性[7-9]，如表1所示。

表1 鉆頭與工件的材料特性

Johnson-Cook模型表達式為：

(6)

式中，σ是Mise等效應力，MPa；A、B、n、C、m為材料本構(gòu)參數(shù)，ε為等效塑性應變；ε0是等效塑性應變的參考值；T表示加工時工件的變形溫度，K；Tm是工件的熔點，K；Tr為室溫，此處取298 K。

上述參數(shù)A、B、C、m、n都與材料有關[10]。選取參考文獻相關的參數(shù)[11-12]：A為215，B為1100，C為0.015，m為0.7，n為0.5。

(7)

為提高該材料的仿真可信度，采用John-Cook剪切失效模型[8]。通過判斷工件材料單元上的失效參數(shù)ω是否大于1來確定是否產(chǎn)生切屑(單元分離)。失效參數(shù)ω的表達式：

(8)

(2)仿真模型分析

導入簡化的BTA鉆頭模型，并設鉆頭為剛體[13]。圖3表示的是深孔鉆削初始階段的裝配圖。根據(jù)實際加工條件，設置工件側(cè)面為固定約束，刀具與工件采用表面與表面接觸的方式。

圖3 BTA鉆頭與工件的接觸

(3)網(wǎng)格的劃分

由于設置BTA深孔鉆頭為剛體，在有限元網(wǎng)格劃分時，對鉆頭采用四節(jié)點線性四面體網(wǎng)格(C3D4)進行劃分；在保證網(wǎng)格不畸變且收斂的情況下，對工件采用掃掠的技術劃分8節(jié)點線性六面體網(wǎng)格(C3D8R)[10-11]。網(wǎng)格劃分共產(chǎn)生164 456個單元和155 574個節(jié)點，劃分的網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格劃分

2.2 仿真結(jié)果分析

由于試驗工件太長，運行成本高、穩(wěn)定性較差，此處簡化為10 mm。為獲得不同進給量下的軸向力，設主軸轉(zhuǎn)速n=255 r/min，進給量取0.02 mm/r、0.03 mm/r和0.04 mm/r分別進行仿真分析。如圖5所示。

(a) 進給量為0.04 mm/r (b) 進給量為0.03 mm/r

(c) 進給量為0.02 mm/r圖5 不同進給量下軸向力的變化

從圖5可以看出，軸向力在初始階段(0～7 s內(nèi))很小，原因是鉆頭剛開始運動，對工件主要是擠壓作用。隨著深孔鉆削的進行，軸向力迅速增大。當鉆頭完全進入加工件(8～32 s)時，軸向力變動幅度不大，切削趨于正常。當工件將要加工完成時(33～34 s)，軸向力迅速降低為0。曲線與實際加工過程較為一致。

圖6為進給量0.03 mm/r時，深孔開始鉆削的應力云圖。由圖知當?shù)毒吲c工件剛開始接觸時，工件產(chǎn)生了擠壓變形，沖擊與振動較大，應力較大。為保護刀具和提高鉆孔的入鉆精度，在鉆削前對工件預加工一個φ8 mm、深2 mm的盲孔，如圖7所示。

圖6 應力云圖 圖7 修整后的工件

圖8表示刀具完全進入工件，穩(wěn)定切削階段的應力。當深孔鉆削進入穩(wěn)定切削階段時，分別求得相同轉(zhuǎn)速、不同進給量下的平均軸向力。如圖9所示。

圖8 穩(wěn)定切削階段的應力 圖9 平均軸向力變化曲線

參照公式(4)可計算出，鉆削穩(wěn)定階段每一秒的軸向力，所對應的深孔軸心線偏斜量δ。通過判斷每一段的偏斜量δ的變化趨勢來判定軸心線是否發(fā)生偏斜。經(jīng)計算，在轉(zhuǎn)速255 r/min、進給量為0.04 mm/r的工藝參數(shù)下，平均軸向力最大，深孔軸心線偏斜量δ也最大。在轉(zhuǎn)速255 r/min、進給量為0.02 mm/r的工藝參數(shù)下，深孔軸心線偏斜量δ最小。由于實際生產(chǎn)需要考慮加工效率與加工精度，所以選擇轉(zhuǎn)速為255 r/min、進給量為0.03 mm/r的工藝參數(shù)可以有效減小深孔軸心線偏斜量，提高加工產(chǎn)品的質(zhì)量。

圖10為進給量為0.03 mm/r、轉(zhuǎn)速為255 r/min時的理論偏斜量(由式(4)計算得出)。

圖10 仿真過程中的理論偏斜量

由圖10所知，在進給量為0.03 mm/r、轉(zhuǎn)速為255 r/min的工藝參數(shù)下，偏斜量隨著鉆孔深的增大而增大。但整體增大的速度較慢，在孔深4～8 mm時，偏斜量增長比較快，這是因為在這一段發(fā)生了輕微的震動，軸向力變大導致。由圖10可以擬合出深孔軸心線的理論偏斜量的表達式：

δ=10-14h4+2×10-12h3+4×10-9h2+4×10-11h-10-11

(9)

式中，h為加工孔深度，δ為仿真過程中的理論偏斜量。

通過公式(9)計算出深孔鉆削過程中軸心線的偏斜量，避免了因工件太長而導致的仿真不準確現(xiàn)象。當工件長度為3300 mm時，仿真過程中的軸線偏斜量為1.3 mm。

3 試驗驗證

3.1 試驗條件

06Cr18Ni11Ti不銹鋼化學成分及力學性能見表2、表3。

表2 06Cr18Ni11Ti無磁不銹鋼化學成分(質(zhì)量分數(shù)%)

表3 06Cr18Ni11Ti力學性能

由表2、表3可以得出該材料的Cr/Ni含量較高，強度硬度、焊接性能及耐腐蝕性能較好。欲加工得到φ40 mm的通孔，通常采用深孔鉆削的加工方案，并對深孔鉆削軸心線偏斜機理進行研究。

06Cr18Ni11Ti不銹鋼深孔鉆削的關鍵技術：

(1)試驗材料：06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼，總長3300 mm、直徑φ70 mm。

(2)試驗設備：T2120A×8m深孔鉆鏜床。因最大鉆削深度為3300 mm，選用鉆桿長度4000 mm。

(3)試驗方法與工藝參數(shù)。根據(jù)該材料的特性，試驗采用BTA深孔鉆削系統(tǒng)和工件旋轉(zhuǎn)—刀具進給的深孔鉆削方式[3]，在主軸轉(zhuǎn)速n=255 r/min，進給量f=0.010～0.050 mm/r的工藝參數(shù)下進行鉆削，并選用20#機械油進行冷卻。

(4) 深孔鉆削刀片的選擇?？紤]到06Cr18Ni11Ti不銹鋼材料的難加工性和刀具的耐用性，一般采用YG8或 YG813類硬質(zhì)合金作為刀具材料[3]。深孔鉆頭采用多刃內(nèi)排屑結(jié)構(gòu)，前角γ0取8°。

(5)合理的鉆尖偏心距e。合理的鉆尖偏心距可以加強導向使得鉆削穩(wěn)定和提高加工表面的質(zhì)量[3]。通常鉆尖偏心距e為0.08d0～0.1d0(d0為鉆頭直徑)，因此取鉆尖偏心距為3.2 mm。

3.2 結(jié)果與分析

利用超聲波壁厚儀測量出試驗(鉆削加工)后深孔的壁厚值，如圖11所示。通過公式(5)計算出深孔鉆削各深度的偏心距，偏心距的變化趨勢由圖12表示。由圖11和圖12可以看出，該工件的軸心線偏心距在1～3 mm之間，在3240 mm時軸心線偏心距達到最大為2.8 mm。這是因為在鉆削過程中發(fā)生了輕微振動，可以通過調(diào)整裝夾位置或附加支撐來控制偏斜量。

圖11 試驗測量的棒料壁厚

圖12 試驗中偏心距變化趨勢

從仿真與試驗分析的結(jié)果(圖10和圖12)可以看出，二者誤差比較大，這是由于仿真加工過程是在模型簡化的基礎進行的，而實際深孔加工過程中軸心線的偏斜也會受到機床剛度、鉆桿的剛度、裝夾的精度、材料硬質(zhì)點、刀具及導向塊、切削液的流量等多個因素的綜合影響。為了提高仿真模型的精度，對仿真分析所獲得的結(jié)果進行了修正。修正后各深度仿真分析的理論偏斜量表達式：

σi=f(hi)×δi

(10)

圖13 修正的函數(shù)

經(jīng)計算，修正后的理論軸心線偏斜量與實際軸心線偏斜量的對比分析如圖14所示，兩者的最大誤差為18.6%，最小誤差為0.4%。所以除最后一個測量點外，修正后的仿真模型誤差相對較小，準確性較高，為有效預防深孔軸心線的偏斜奠定了基礎。

圖14 修正后的理論軸心線偏斜量與實際軸心線偏斜量的對比

4 結(jié)論

本文采用理論分析、仿真分析和試驗研究相結(jié)合的方法，分析了06Cr18Ni11Ti不銹鋼在深孔鉆削過程中軸心線偏斜的機理。得出以下結(jié)論：

(1)通過理論分析，建立起深孔軸心線偏斜與軸向力之間的數(shù)學模型。

(2)通過仿真分析了轉(zhuǎn)速固定、進給量不同時，軸向力的大小也不一樣，對于深孔軸心線偏斜的影響程度也不一樣。當進給量為0.04 mm/r時，隨著孔深的增加，深孔軸心線偏斜量最大；當進給量為0.02 mm/r時，深孔軸心線的偏斜量最小。綜合考慮加工精度與加工效率，選用進給量為0.03 mm/r、轉(zhuǎn)速為255 r/min的工藝參數(shù)。

(3)對比分析修正后的理論軸心線偏斜量和實際軸心線偏斜量，可得到最大誤差為18.6%，最小誤差為0.4%，為預防深孔軸心線偏斜奠定了基礎。