1 引言

BTA深孔鉆削是一種常用的深孔內排屑加工方式，可用于孔徑較大或直徑較小的深孔鉆削。與一般鉆削相比，具有內部排屑空間大、刀頭更換方便和加工后內孔粗糙度好等優(yōu)點。在BTA深孔鉆削中，多刃錯齒內排屑深孔鉆是核心零件之一，通過底部的螺紋與鉆桿連接，切削液由授油器流入，流經被加工零件內壁與切削刀具之間，攜切屑從鉆桿內流出，其工作原理見圖1。

圖1 BTA深孔加工原理

多刃錯齒深孔鉆的切削刃與兩個導向塊形成三點定圓，鉆頭的直徑大小與被加工孔一致，兩個導向塊平分壓力，可以提高鉆削穩(wěn)定性[1]。在切削難加工材料時，鉆頭所受切削力過大會造成工件難以加工，加劇刀具的磨損，降低生產效率[2]。因此合理安裝導向塊不僅可以減小切削力和減弱振動，而且還可提高加工零件的尺寸精度及產品質量。此外零件表面的加工質量還與導向塊的參數(shù)有關，導向塊寬度越寬，零件表面受力面積減小，粗糙度值變大[3-5]。多刃錯齒內排屑深孔鉆的刀尖距導向塊前端的滯后量可減少切削后零件表面產生的條紋[6]。

樊鐵鑌[7]在研究內排屑深孔鉆導向塊的合理位置時，通過分析深孔鉆在加工過程中其他因素對切削力的影響，利用導向塊的設計原則，得出δ1=80°～90°，δ2=180°～190°，其中δ1，δ2分別為鏜刀導向塊1、2繞鏜刀順時針旋轉的位置角。趙宗淦[8]分析了深孔鏜鉸刀受力導向塊的合理位置，得出δ1=90°，δ2=180°時受力較小，穩(wěn)定度較高；當位置角δ1=60°，δ2=180°時，受力較大，但是穩(wěn)定最高，且δ1，δ2分別為BTA鉆頭導向塊1、2繞外刃順時針旋轉的位置角。根據(jù)被鉆削材料不同，也應調整導向塊的位置，為此本文采用理論模型、數(shù)值模擬和試驗研究相結合的方法，研究了導向塊對內孔質量的影響。

2 建立力學模型

BTA鉆削過程極其復雜，其穩(wěn)定性受諸多因素的影響，如冷卻液的壓力、刀具的重力、慣性力、鉆削過程中工件對刀具的力、刀具受到的摩擦力與擠壓力、導向塊受到的摩擦力與擠壓力及鉆削振動等，因此難以達到動態(tài)平衡。本文主要考慮刀具的切削力、導向塊與負切削刃對孔壁摩擦力、導向塊上擠壓力對鉆削的影響，使切削刃與導向塊在鉆削過程中達到力學平衡，鉆頭的受力分析見圖2。

圖2 鉆頭受力分析

由于軸向力對鉆削平衡和縱向振動影響不大，且自激情況復雜，因此忽略導向塊沿軸向移動時與孔內壁產生的軸向摩擦力以及刀具的軸向分力[9]。

深孔刀具受力分析時，δ1，δ2為導向塊的位置角，逆時針角度為正。BTA刀具受力可分為:①切削力，y軸、z軸的分力，分為切向分力Fzi和徑向分力Fyi；②摩擦力，導向塊相對孔壁轉動時產生摩擦力μP1和μP2，同樣副切削刃與孔壁的摩擦力為μP3；③導向塊的擠壓力，導向塊和副切削刃與孔壁之間的擠壓力為P1，P2和P3。

將上述力沿著y軸和z軸進行合成，若y軸方向上的合力為0，有

-P1cosδ1+μP1sinδ1+P2cosδ2+μP2sinδ2
-P3-Fy1-Fy2+Fy3=0

(1)

若z軸方向的合力為0，則有

P1sinδ1+μP1cosδ1+P2sinδ2-μP2cosδ2
+μP3+Fz1+Fz2-Fz3=0

(2)

在理想切削狀況下，保證以下兩點:

(1)保證導向塊的磨損程度相同，須使導向塊的受力相等，即

-P1cosδ1+μP1sinδ1=P2cosδ2+μP2sinδ2

(3)

P1sinδ1+μP1cosδ1=P2sinδ2-μP2cosδ2

(4)

(2)由于切削液與零件形成的保護膜可保護已加工表面，為保證切削加工過程中不破壞保護膜[2]，要求導向塊的擠壓力盡可能小，F(xiàn)y代替Fy1，F(xiàn)y2，F(xiàn)y3的合力，則上述問題變換為求解極值，有

(5)

同樣，為了適當增大導向塊與孔壁的擠壓力，提高穩(wěn)定性，P1cosδ1近可能取大值，即μP1sinδ1盡可能取小值，δ1取接近0°，180°，360°三個極限值。當δ1=0°或360°時，導向塊離副切削刃太近，不利于鉆削，因此δ1=180°，δ2=270°時鉆削相對穩(wěn)定。

3 導向塊的穩(wěn)定度

為提高鉆削過程中的穩(wěn)定性，保證深孔鉆削過程中導向塊不發(fā)生顛覆，引入穩(wěn)定度概念[10]。穩(wěn)定度的定義為

(6)

穩(wěn)定度中的穩(wěn)定力矩是指以某導向塊為支點，另一導向塊受到的力矩，是靠攏孔壁的力矩；反之，受到的為脫離孔壁的力矩，即式中的傾覆力矩。當S>1時，為穩(wěn)定狀態(tài)，S的數(shù)值越大越穩(wěn)定；當S=1時，為臨界狀態(tài)；當S<1時，為不平衡狀態(tài)狀態(tài)。因此為使鉆削過程穩(wěn)定，須保證S>1。鉆削過程中刀具產生的合力也起導向塊的作用，使整個系統(tǒng)始終能保持理想中的動態(tài)平衡狀態(tài)。

對圖2的模型進行穩(wěn)定度計算，導向塊1的切削力矩Ms和摩擦力μP2產生的力矩為穩(wěn)定力矩，驅動力矩Mb和正壓力P2產生的力矩為傾覆力矩；導向塊2驅動力矩Mb為穩(wěn)定力矩，切削力矩Ms，正壓力P1產生的力矩及摩擦力μP1產生的力矩為傾覆力矩，其穩(wěn)定度計算式為

(7)

(8)

式中，Mb為驅動力矩；Ms為切削合力矩。

簡化式(7)和式(8)得

(9)

(10)

保證導向塊受力相等的條件下，利用最大穩(wěn)定度原則，計算S1，S2中最小的穩(wěn)定度作為穩(wěn)定度的最大值。將扭矩、切削力等賦常值，采用MATLAB軟件編程求取最大穩(wěn)定度保證最穩(wěn)定狀態(tài)，將0～2π分成13等分(見圖3和圖4)。

圖3 S1的穩(wěn)定度

圖4 S2的穩(wěn)定度

圖中，后一個點的橫坐標相對于前一個點增加30°，可以明顯得出，δ2=270°附近時穩(wěn)定度最大。

4 ANSYS軟件顯示動力學分析

為了驗證在δ2=270°附近時兩個導向塊的穩(wěn)定度是否都能達到最高，設置兩組不同位置角的刀具進行仿真。刀具1導向塊的位置角度δ1=180°，δ2=270°(見圖5a)；刀具2導向塊的位置角度δ1=180°，δ2=300°(見圖5b)。

圖5 導向塊的位置角度

通過UG軟件建立鉆削三維模型，由于深孔刀具結構復雜，仿真是為了對比兩種導向塊的位置參數(shù)，因此可以簡化刀片的結構位置。大量數(shù)據(jù)表明，δ1=180°，δ2=270°時為標準位置角度，最好的位置角度在偏離標準位置角10°，考慮實際生產誤差，導向塊的位置角不會處于理想狀態(tài)，因此建模時需增加約10°左右。所以，三維模型中刀具1模型的位置角度δ1=172°，δ2=273°；刀具2模型的位置角度δ1=172°，δ2=307°(見圖6)。運用ANSYS軟件顯示動力學分析，判斷設計的導向塊位置是否合理。

圖6 刀具模型

顯示動力學分析中，將刀具1、刀具2分別與1m長的深孔零件裝配，零件的材料設為鈦合金，刀片材料設為YG8硬質合金，刀體材料為結構鋼。零件運動載荷參數(shù)設置為：鉆削的零件沿軸向移動80mm，深孔鉆頭沿軸向旋轉3圈，分析結束時間為1×10-3s。求解得到刀具1和刀具2的等效應力見圖7和圖8。

圖7 刀具1等效應力曲線

圖8 刀具2等效應力曲線

由圖可得，隨時間變化，等效應力先增大后趨于正弦函數(shù)振動狀態(tài)。但刀具1的最大等效應力為41607MPa，刀具2的最大等效應力為33472MPa。隨后兩刀具的等效應力處于振動狀態(tài)，振幅在15000MPa左右。由此可得，在鉆削過程中，刀具2的導向塊位置的多刃錯齒BAT鉆頭產生的切削力小于刀具1。

5 ANSYS軟件的諧響應分析

通過ANSYS軟件的諧響應分析導向塊的位置對振幅的影響并判斷穩(wěn)定性。將深孔鉆頭的劃分網格大小設為5mm，以零件端面為支持面在鉆頭z軸方向增加100N力，分析的頻率范圍為20～100Hz，得到x軸方向的應力與頻率間的關系，圖9為刀具1的頻率應力響應圖，圖10為刀具2的頻率應力響應圖。

圖9 刀具1的頻率應力響應

圖10 刀具2的頻率應力響應

對比發(fā)現(xiàn)，刀具1的最大應力為1.7633×10-4MPa，刀具2的最大應力為9.419×10-4MPa；刀具1頻率響應應力比刀具2 的頻率響應應力低；兩組曲線均較緩和。表1和表2列出了刀具前15階頻率的應力和相位角數(shù)據(jù)。

表1 刀具1的前15階頻率應力響應數(shù)據(jù)

表2 刀具2的前15階頻率應力響應數(shù)據(jù)

通過分析x軸方向的頻率與變形間的關系得到刀具1和刀具2的頻率變形響應圖(見圖11和圖12)。刀具1的最大變形為8.268×10-3mm，刀具2的最大變形量為3.2923×10-2mm。綜上可得，刀具1的振幅與應力比刀具2的低，說明刀具1的鉆削穩(wěn)定性比刀具2高。

圖11 刀具1頻率變形響應

圖12 刀具2頻率變形響應

6 實驗分析

多刃錯齒內排屑深孔鉆導向塊的合理位置可以保證粗糙度、直線度以及加工精度。鉆削實驗采用仿真時的兩種刀具，在轉速n=98r/min，進給量f=0.16mm/r，切削液壓力P=1.5MPa的加工條件下，完成對TC11鈦合金材料的深孔鉆削。加工完成后，測量內孔表面粗糙度和直線度。采用刀具1的鉆削現(xiàn)場見圖13，鉆削出口效果見圖14。

圖13 刀具1鉆削現(xiàn)場圖14 鉆削出口試驗效果

零件以500mm為一個單位長度，將整個截面360°均分為四個方向，通過超聲波測厚儀分別測得同一截面四個方向的壁厚值(見表3)。

表3 同一截面四個方向的壁厚值 (mm)

連接表3的縱、橫兩個方向得到截面的中心位置，可以求得孔的軸心線直線度誤差(見圖15)，有

圖15 孔的軸心線偏差

(10)

式中，(x0，y0)為初始孔中心位置；(xi，yi)為當前截面孔中心位置。

由圖15可得，鉆削加工采用刀具1時，當加工孔的深度為1.5m左右時，孔的軸線偏移量最大不超過0.5mm。鉆削實驗伴有輕微響聲，并且粗糙度Ra為6.3μm。實驗結果表明，采用刀具1加工受到的切削力較小、鉆桿振動小且加工平穩(wěn)；刀具2在加工過程中出現(xiàn)明顯的振動并且伴有刺耳聲，用百分表測試鉆桿的振動時，其轉動幅度為0.9mm左右，表示鉆削過程不穩(wěn)定，且加工零件表面粗糙度值比刀具1大。由此可見，刀具1的穩(wěn)定性更高，且導向塊起到了良好的作用。

7 結語

本文采用理論模型、數(shù)值模擬和實驗分析相結合的方法，對多刃錯齒內排屑深孔鉆進行受力分析，在滿足鉆削過程中切削力達到平衡的前提下，得出兩個導向塊位置角間的關系。分析了兩種類型刀具對穩(wěn)定度、等效應力和頻率變形響應的影響，結果表明，當δ1=172°，δ2=273°時，獲得的應力和頻率響應變形小。通過兩組實驗對比，最終得出當多刃錯齒內排屑深孔鉆導向塊實際位置角δ1=172°，δ2=273°時，鉆削平穩(wěn)，零件表面質量得到了提高。