張俊杰，劉英想，胡王杰，杜鵬飛，韓 臘，鄧 杰，邱 旭，趙學(xué)森，胡振江，孫 濤

（1. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)精密工程研究所，哈爾濱 150001；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)機(jī)器人技術(shù)與系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150001）

Ti–6Al–4V（TC4）鈦合金具有比強(qiáng)度高、耐腐蝕性?xún)?yōu)良和熱穩(wěn)定性好等優(yōu)異的機(jī)械性能，在航空、航天等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用，這對(duì)其表面加工質(zhì)量也提出了較高的要求[1–2]。微銑削加工是制備微型部件的一種高效靈活的機(jī)械加工方法。然而，由于鈦合金具有高化學(xué)親和力、低彈性模量、低導(dǎo)熱率，在銑削加工過(guò)程中經(jīng)常出現(xiàn)切削力過(guò)大、切削溫度過(guò)高、粘刀、刀具磨損、產(chǎn)生毛刺、表面粗糙度差等問(wèn)題，亟須提升其銑削加工性能[3–5]。

在銑削加工過(guò)程中，鈦合金較低的導(dǎo)熱率導(dǎo)致切削區(qū)域集聚大量的切削熱，從而加速刀具磨損與積屑瘤形成。此外，鈦合金較高的塑性延展性使其切屑極易與刀具黏附，也會(huì)加速刀具磨損，從而降低加工表面質(zhì)量。大量研究表明，采用超聲振動(dòng)輔助手段可以有效地提升多種難加工材料的切削加工性能。在超聲振動(dòng)輔助銑削加工中，通過(guò)對(duì)工件或刀具施加高頻、微量的振動(dòng)來(lái)實(shí)現(xiàn)間歇式切削，其伴隨的刀具–切屑高頻周期性分離可以有效地降低切削力、切削熱和刀具磨損，從而提升加工表面質(zhì)量[6–8]。目前，常用的超聲振動(dòng)輔助銑削加工方式分為工件的水平或垂直振動(dòng)、刀具的一維縱向振動(dòng)以及刀具的二維縱扭復(fù)合振動(dòng)。中國(guó)地質(zhì)大學(xué)Xu 等[9]發(fā)現(xiàn)對(duì)工件施加一維水平超聲振動(dòng)可以使TC4 鈦合金銑削加工的切削力與常規(guī)銑削相比降低17%，還可以有效地減少TC4 加工表面缺陷和加工痕跡，從而提高表面質(zhì)量。然而，工件質(zhì)量較大使其對(duì)振動(dòng)系統(tǒng)的振幅和頻率具有較大的限制，目前超聲振動(dòng)輔助銑削的研究主要集中在對(duì)質(zhì)量較小的刀具施加振動(dòng)這種方式。長(zhǎng)春理工大學(xué)Liu等[10]開(kāi)展了刀具一維縱向超聲振動(dòng)輔助銑削加工TC4 鈦合金的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)與常規(guī)銑削相比，超聲振動(dòng)輔助銑削可以有效減小刀具磨損和毛刺生成，還可以降低切削力、表面粗糙度和切削溫度。德國(guó)慕尼黑工業(yè)大學(xué)Rinck 等[11]發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)可以顯著降低TC4 鈦合金銑削加工的切削力，改善加工表面質(zhì)量；他們進(jìn)一步比較了一維縱振和二維縱扭復(fù)合振動(dòng)對(duì)TC4 鈦合金超聲振動(dòng)銑削加工的影響，發(fā)現(xiàn)縱扭復(fù)合振動(dòng)輔助比縱向振動(dòng)輔助的加工效果更優(yōu)異，相比于縱振銑削對(duì)于普通銑削切削力和表面粗糙度的降低，縱扭復(fù)合銑削的切削力和粗糙度進(jìn)一步降低了12.7%和30nm。南京理工大學(xué)鄭侃等[12]發(fā)現(xiàn)二維縱扭復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削穩(wěn)定域較一維縱振提升了46.7%，銑削力下降了24.7%，表面刀痕高度差降低了48.7%。河南理工大學(xué)牛贏等[13]開(kāi)展了TC4 鈦合金的二維縱扭復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)相較于傳統(tǒng)銑削，縱扭超聲銑削能夠使平均切削力降低約16.3%、切削溫度降低約25.6%、表面殘余應(yīng)力值增加31.3%。此外，北京航空航天大學(xué)的姜興剛等[14]研究了橢圓振動(dòng)銑削方式，刀尖的特殊運(yùn)動(dòng)軌跡使其具有高線速度特性和高頻斷續(xù)切削特性，與普通銑削相比，切削力降低可達(dá)50%，零件的形位精度得到了顯著提高。

超聲波振動(dòng)按照振動(dòng)類(lèi)型可以分為縱振、彎振、扭振及其復(fù)合振動(dòng)如縱扭、縱彎和橢圓振動(dòng)等。不同振動(dòng)類(lèi)型的模態(tài)不同，刀具與工件的間歇式接觸長(zhǎng)度、時(shí)間也不同，對(duì)加工效果的影響機(jī)制也不同?？v扭復(fù)合振動(dòng)僅能實(shí)現(xiàn)單相信號(hào)激勵(lì)，兩個(gè)方向的振幅比值和相位均固定不能分別調(diào)節(jié)，因此限制了其加工應(yīng)用條件。而縱彎復(fù)合振動(dòng)通過(guò)施加兩相獨(dú)立且相位差可調(diào)的超聲信號(hào)，分別激發(fā)刀具沿軸向的縱振和沿徑向的彎振，使得縱彎復(fù)合振動(dòng)銑削可以獨(dú)立調(diào)節(jié)兩相振幅幅值和相位，能夠更加靈活地應(yīng)對(duì)不同材質(zhì)和不同加工參數(shù)的加工條件。因此，除了一維縱振和二維縱扭復(fù)合振動(dòng)外，有必要研究刀具的二維縱彎復(fù)合振動(dòng)對(duì)TC4鈦合金銑削加工性能的影響。然而，當(dāng)前TC4 鈦合金的二維復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工主要采用的是刀具縱扭模式，對(duì)TC4 鈦合金的刀具縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工未見(jiàn)報(bào)道。因此，本文首先通過(guò)解析方法分析了縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削運(yùn)動(dòng)學(xué)特性，據(jù)此設(shè)計(jì)并制造了縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)軸，并搭建了三軸聯(lián)動(dòng)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工裝置。然后，開(kāi)展了TC4 鈦合金縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工試驗(yàn)，并將其切削力大小、毛刺形貌、加工表面粗糙度以及刀具磨損等試驗(yàn)結(jié)果與普通銑削加工進(jìn)行了對(duì)比，證明了應(yīng)用刀具二維縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助提升TC4 鈦合金銑削加工性能的可行性。

1 二維縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工裝置設(shè)計(jì)與搭建

1.1 縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工運(yùn)動(dòng)學(xué)分析

超聲振動(dòng)輔助銑削加工的優(yōu)點(diǎn)如低切削力、低切削溫度和低表面粗糙度等主要與其間歇式切削機(jī)制有關(guān)[15]。在縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工中，在刀具的常規(guī)運(yùn)動(dòng)上疊加縱彎振動(dòng)，刀具和工件之間的運(yùn)動(dòng)包括工件進(jìn)給、刀具旋轉(zhuǎn)和振動(dòng)，如圖1所示。因此，在刀具縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工中，刀尖的運(yùn)動(dòng)學(xué)軌跡方程可表示為

圖1 縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工示意圖Fig.1 Schematic diagram of longitudinalbending hybrid ultrasonic vibration assisted milling

式中，r為刀具半徑；n為主軸轉(zhuǎn)速；Vx和Vy分別為X和Y方向的進(jìn)給速度，Vy取0；f為超聲振動(dòng)頻率；Ab為彎振振幅；Al為縱振振幅；φ為縱振超聲信號(hào)與彎振超聲信號(hào)的相位差，縱振和彎振的振動(dòng)幅值和相位差分別可控。在本文中，Ab和Al取相同幅值，φ取π/2。

由圖2所示的銑削加工刀尖軌跡運(yùn)動(dòng)學(xué)可知，在普通銑削加工中刀尖軌跡為圓弧軌跡，刀具始終與工件材料接觸；而在縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工中刀尖軌跡為均勻的螺旋曲線，刀具與工件材料之間產(chǎn)生周期性的分離和接觸。因此，在刀具上施加縱彎復(fù)合振動(dòng)使傳統(tǒng)的連續(xù)加工狀態(tài)變?yōu)殚g歇式加工狀態(tài)，減少了切削力和切削溫度，并且刀具高頻振動(dòng)的沖擊作用使切屑更容易斷裂。此外，結(jié)合式（1）可知，超聲振動(dòng)的振幅越大，刀具退刀距離越大，刀–屑間歇分離現(xiàn)象越明顯，但是需要避免過(guò)大的振幅引起的沖擊力降低加工表面質(zhì)量；主軸轉(zhuǎn)速越大，單位旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的超聲作用頻次越低，因此需要避免轉(zhuǎn)速過(guò)大減弱超聲振動(dòng)的作用；進(jìn)給速度越小，周期之間的超聲振動(dòng)存在的疊加區(qū)域越大，更利于斷屑，但是需要避免過(guò)小的進(jìn)給速度造成銑削加工表面犁耕現(xiàn)象。因此，在縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工中需要選擇合理的加工參數(shù)來(lái)保證良好的加工效果。

圖2 縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削與普通銑削的刀尖軌跡Fig.2 Tool tip trajectory of longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling and ordinary milling

1.2 三軸聯(lián)動(dòng)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工裝置設(shè)計(jì)

根據(jù)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工的基本原理，考慮刀具與工件的精密運(yùn)動(dòng)軌跡控制以及對(duì)切削力的檢測(cè)等需求，對(duì)三軸聯(lián)動(dòng)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削裝置的總體方案進(jìn)行了設(shè)計(jì)。該裝置由縱彎振動(dòng)輔助銑削加工系統(tǒng)、三軸聯(lián)動(dòng)運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)、切削力檢測(cè)系統(tǒng)以及輔助結(jié)構(gòu)組成，如圖3所示。其中，縱彎振動(dòng)輔助銑削加工系統(tǒng)用于實(shí)現(xiàn)幅值和相位可控的縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)銑削加工；運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)用于實(shí)現(xiàn)刀具和工件的精確位移運(yùn)動(dòng)控制，輔助上述加工方式的實(shí)現(xiàn)；切削力檢測(cè)系統(tǒng)用于檢測(cè)上述加工過(guò)程中的高頻切削力，進(jìn)一步解釋縱彎復(fù)合振動(dòng)對(duì)銑削加工的作用機(jī)制。

圖3 三軸聯(lián)動(dòng)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工裝置總體方案Fig.3 Scheme of three-axis linkage longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling device

縱彎振動(dòng)輔助銑削加工系統(tǒng)由高速主軸、主軸控制器、冷卻氣泵、超聲振動(dòng)軸及其電源組成。銑削主軸選用日本NAKANISHI 公司的BMS–4020 電動(dòng)主軸，并配備E4000主軸控制器，其額定轉(zhuǎn)速范圍可達(dá)1000～20000r/min，最大扭矩為1N·m，最大徑向跳動(dòng)為1μm。采用空氣壓縮機(jī)對(duì)主軸進(jìn)行供氣冷卻。超聲振動(dòng)軸的設(shè)計(jì)將在下一節(jié)進(jìn)行具體闡述。

為了滿(mǎn)足微銑削加工中微量進(jìn)給的要求，需要配備合適的運(yùn)動(dòng)控制模塊來(lái)完成刀具沿切深方向以及工件在X–Y平面的精密運(yùn)動(dòng)軌跡控制。三軸聯(lián)動(dòng)運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)主要由Z軸位移平臺(tái)、X–Y二維位移平臺(tái)、多軸運(yùn)動(dòng)控制器、電機(jī)驅(qū)動(dòng)器、電子手輪、PC 上位機(jī)等組成。PC 上位機(jī)通過(guò)以太網(wǎng)與運(yùn)動(dòng)控制器連接，可為系統(tǒng)提供應(yīng)用軟件支撐，使系統(tǒng)控制更為開(kāi)放和便捷。運(yùn)動(dòng)控制器選用泰道IMAC–FX 運(yùn)動(dòng)控制器，該運(yùn)動(dòng)控制器基于Turbo PMAC2 內(nèi)核研制，最高可支持2 軸模擬量和4 軸脈沖運(yùn)動(dòng)控制，并可擴(kuò)展兩路手輪通道，系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性較高，滿(mǎn)足加工控制使用要求。Z軸位移平臺(tái)和X–Y二維位移平臺(tái)的行程分別為150mm和100mm×100mm，重復(fù)定位精度分別為1μm 和2μm。在PMAC 運(yùn)動(dòng)控制器軟件Pewin32 中運(yùn)行測(cè)試腳本文件，同時(shí)運(yùn)行PmacPlot32 軟件提取坐標(biāo)數(shù)據(jù)并繪制運(yùn)動(dòng)軌跡，以檢測(cè)X–Y二維位移平臺(tái)的直線運(yùn)動(dòng)和聯(lián)動(dòng)圓弧插補(bǔ)運(yùn)動(dòng)能力。圖4顯示了X–Y二維位移平臺(tái)實(shí)現(xiàn)的聯(lián)動(dòng)圓周運(yùn)動(dòng)軌跡曲線，并給出了5 個(gè)檢測(cè)點(diǎn)的X–Y坐標(biāo)數(shù)據(jù)。X坐標(biāo)最大誤差出現(xiàn)在3 號(hào)檢測(cè)點(diǎn)，為2.2μm；Y坐標(biāo)最大誤差出現(xiàn)在1 號(hào)檢測(cè)點(diǎn)，為2.5μm，滿(mǎn)足本裝置的運(yùn)動(dòng)軌跡精度要求。

圖4 X–Y 二維聯(lián)動(dòng)位移平臺(tái)精度測(cè)試Fig.4 Accuracy test of X–Y linkage displacement platform

切削力檢測(cè)系統(tǒng)由壓電式力傳感器、電荷放大器、數(shù)據(jù)采集器等組成。壓力傳感器選用瑞士Kistler 公司的9119AA2 測(cè)力板，可檢測(cè)X、Y、Z3 個(gè)方向的作用力，閾值為0.002N，靈敏度Fx、Fz為26pC/N，F(xiàn)y為13 pC/N，線性度小于0.5%FS，采樣頻率為50kHz。配置5080A 電荷放大器，具有高、低通濾波功能，漂移為0.03pC/s（25 ℃），最大響應(yīng)頻率為200kHz。配置5697 數(shù)據(jù)采集卡，三通道最大采樣速率為333kS/s。力檢測(cè)系統(tǒng)可滿(mǎn)足X、Y和Z3 個(gè)方向高頻切削力的采集與檢測(cè)要求。

1.3 縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)軸設(shè)計(jì)

本研究自行設(shè)計(jì)并制造的縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)軸是實(shí)現(xiàn)二維縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工功能的核心部件，其與高速銑削主軸的裝配實(shí)物如圖5（a）所示。振動(dòng)軸通過(guò)錐形芯軸與高速主軸連接，并通過(guò)法蘭兩側(cè)的螺栓進(jìn)行固定。圖5（b）顯示了振動(dòng)軸內(nèi)部的機(jī)械結(jié)構(gòu)，包括兩組PZT 陶瓷、變幅桿、端蓋，還包括集電環(huán)、電刷、電極等電路連接附件。兩組PZT 陶瓷壓緊在端蓋與變幅桿之間?？v振陶瓷和彎振陶瓷組分別含有2 片和4 片壓電陶瓷。圖5（b）中符號(hào)“+”和“–”代表壓電陶瓷的極化方向。每片縱振陶瓷具有一個(gè)極化方向，而每片彎振陶瓷具有獨(dú)立區(qū)域的兩個(gè)極化方向。當(dāng)施加交流電壓時(shí)，由于縱振陶瓷沿Z軸方向高頻伸長(zhǎng)和收縮，縱向振動(dòng)模式被激發(fā)；彎振陶瓷的X+和X–區(qū)域分別變厚和變薄，從而使彎曲振動(dòng)模式被激發(fā)。銑刀通過(guò)專(zhuān)用夾套安裝在變幅桿上，并用鎖緊螺母固定，安裝后刀尖的最大徑向跳動(dòng)為20μm。變幅桿放大陶瓷的振動(dòng)幅值并傳遞給銑刀，實(shí)現(xiàn)振動(dòng)輔助銑削加工。區(qū)別于以往單組陶瓷激勵(lì)方式的振動(dòng)模式，縱彎復(fù)合振動(dòng)采用兩組獨(dú)立PZT 陶瓷進(jìn)行激勵(lì)。壓電陶瓷激發(fā)振動(dòng)所需高頻電壓由超聲電源提供，超聲電源選用斯特萊特?？萍脊镜腝D–8D壓電驅(qū)動(dòng)器，該電源可以產(chǎn)生兩路超聲電壓信號(hào)，每相獨(dú)立輸出功率為200W，分別用來(lái)控制縱振和彎振的振動(dòng)頻率、幅值及相位。使用日本Keyence 公司的LK–H020 激光位移傳感器檢測(cè)銑刀縱向幅值與橫向幅值。通過(guò)標(biāo)定電壓與幅值的關(guān)系，試驗(yàn)中可分別更改兩路信號(hào)的電壓值來(lái)設(shè)定所需縱振和彎振的振動(dòng)幅值。

圖5 縱彎復(fù)合振動(dòng)軸–高速主軸裝配實(shí)物圖及超聲振動(dòng)軸內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Assembly physical diagram of longitudinal-bending hybrid ultrasonic tool with highspeed spindle and schematic diagram of ultrasonic vibration tool

利用ANSYS 有限元軟件對(duì)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)軸進(jìn)行了模態(tài)分析。通過(guò)重復(fù)修改變幅桿及端蓋結(jié)構(gòu)，調(diào)整縱振和彎振的頻率使其趨于接近。圖6給出了一階縱振和三階彎振的模態(tài)結(jié)果，對(duì)應(yīng)的固有頻率分別為19.075kHz 和19.012kHz，兩者頻率相差63Hz，實(shí)現(xiàn)了縱振和彎振之間的頻率匹配?？紤]到仿真模型的誤差，使用德國(guó)Polytec GmbH 公司的PSV–400–M2 激光測(cè)振儀進(jìn)行測(cè)振試驗(yàn)，實(shí)際施加的振動(dòng)頻率取18.41kHz，在此頻率下實(shí)現(xiàn)了在同一超聲頻率下分別激發(fā)刀具的縱向振動(dòng)和彎曲振動(dòng)。

圖6 縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)軸模態(tài)分析結(jié)果Fig.6 Modal analysis results of longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration tool

2 TC4 鈦合金縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方案

TC4 鈦合金縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工試驗(yàn)在圖3所示的自研銑削裝置上進(jìn)行。試驗(yàn)工件材料為T(mén)C4 鈦合金，尺寸為20mm×10 mm×10mm。試驗(yàn)刀具為φ1mm 的四刃鎢鋼銑刀，刀具螺旋角為55°，前角為3°，后角為8°，刀刃長(zhǎng)度為3mm。由于微銑削刀具抗彎剛度小，選用的進(jìn)給速度要遠(yuǎn)小于常規(guī)銑削，銑刀最大進(jìn)給速度限制在5μm/z，最大加工深度限制在100μm。由于集電環(huán)的壽命限制，主軸最大轉(zhuǎn)速限制在3000r/min，實(shí)際試驗(yàn)中采用的轉(zhuǎn)速為2000r/min。由于超聲電源電壓限制，最大超聲振幅限制在7μm。為了研究刀具縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)對(duì)加工效果的影響，同時(shí)開(kāi)展了無(wú)振動(dòng)施加的普通銑削試驗(yàn)并進(jìn)行了對(duì)比分析。振動(dòng)輔助銑削與普通銑削所采用的加工參數(shù)如表1所示。使用Kistler 動(dòng)態(tài)力測(cè)量?jī)x記錄加工過(guò)程的切削力，使用數(shù)字顯微鏡觀察切屑形貌、銑刀磨損情況以及毛刺現(xiàn)象，使用Zygo 白光干涉儀觀察銑削表面形貌并對(duì)其表面粗糙度值進(jìn)行測(cè)量。

表1 TC4 鈦合金銑削加工試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameters of TC4 milling

2.2 切削力

圖7給出了TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工過(guò)程中X、Y和Z3 個(gè)方向的切削力均方根值隨振動(dòng)幅值的變化曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，對(duì)刀具施加縱彎振動(dòng)有效地降低了X和Y方向的切削力，這是由于縱彎振動(dòng)的刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡使得刀具與材料的接觸長(zhǎng)度減小，可有效地減少刀具切削工件材料的體積。此外，超聲沖擊作用和間歇式刀–屑分離特性使得切削區(qū)域的切屑流動(dòng)速度加快，減少了切屑與刀具之間的摩擦阻力。隨著振幅的增大，超聲振動(dòng)降低切削力的效果更為顯著，X和Y方向的切削力進(jìn)一步減小。而在振幅超過(guò)5μm 之后，X和Y方向的切削力反而開(kāi)始逐漸增大，這是由于過(guò)大的振幅導(dǎo)致刀具與材料產(chǎn)生沖擊作用，不利于形成穩(wěn)定的銑削加工狀態(tài)。對(duì)刀具施加振動(dòng)對(duì)Z方向切削力的影響較小，這是由于刀具主要與工件材料側(cè)壁接觸產(chǎn)生材料去除，刀具對(duì)工件材料底面的影響較小。綜上所述，對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)在降低切削力上具有明顯效果，但振幅不宜過(guò)大。因此，在接下來(lái)的振動(dòng)輔助銑削與普通銑削的對(duì)比試驗(yàn)中，選用的超聲振動(dòng)振幅參數(shù)固定為5μm。

圖7 TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削加工中切削力隨振動(dòng)幅值的變化曲線Fig.7 Variations of cutting force with vibration amplitude in longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling of TC4

2.3 切屑形貌

圖8給出了TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削加工試驗(yàn)后的切屑形貌，其中縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削的振幅為5μm。由圖8可以觀察到，普通銑削產(chǎn)生的切屑大部分為螺旋狀連續(xù)切屑和少量的斷碎切屑，而縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削產(chǎn)生的切屑則全部為斷碎切屑。上述結(jié)果表明，對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)具有明顯的斷屑作用，刀具的間歇式切削運(yùn)動(dòng)軌跡使得切屑提前斷裂，更易形成微小的切屑。對(duì)切屑形貌進(jìn)一步放大觀察顯示，普通銑削產(chǎn)生的切屑表面顯示出平行于銑刀周向方向的條紋，而縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削產(chǎn)生的切屑表面在平行條紋之間還遍布著許多微小尺寸的高頻振紋，這也反映出縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削過(guò)程中銑刀與工件材料之間存在高頻間歇接觸。

圖8 TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削的切屑形貌對(duì)比Fig.8 Comparison of chip morphology between longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling and ordinary milling of TC4

2.4 毛刺形貌

圖9給出了TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削加工試驗(yàn)后的毛刺形貌?？梢园l(fā)現(xiàn)，普通銑削加工形成的凹槽棱邊出現(xiàn)了大量毛刺，而縱彎銑削得到的微槽棱邊僅有少量微小毛刺形成。由于鈦合金具有較大的彈塑性和較低的導(dǎo)熱性，較長(zhǎng)的切屑難以排出，材料在凹槽棱邊擠壓產(chǎn)生毛刺，并且毛刺堆積現(xiàn)象在逆銑側(cè)更為嚴(yán)重。而對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)提高了斷屑與散熱能力，使得切屑破碎并快速流出，降低了材料的擠壓效應(yīng)，進(jìn)而減少了毛刺的生成，因此可以有效地抑制毛刺的生成。

圖9 TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削的毛刺形貌對(duì)比Fig.9 Comparison of burr morphology between longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling and ordinary milling of TC4

2.5 加工表面質(zhì)量

圖10 給出了TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削加工試驗(yàn)后的工件表面形貌圖?？梢钥闯?，普通銑削溝槽表面的粗糙度為782nm，而縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削表面粗糙度為358nm，降低了54.2%。圖10（a）顯示普通銑削加工的溝槽表面有連續(xù)的刀痕，具有明顯的溝壑缺陷，這是由于鈦合金材料及其切屑與刀具的結(jié)合力較大，材料在銑削過(guò)程中以剝離方式去除，最終形成表面凹坑。并且，普通銑削加工的溝槽表面有明顯的損傷痕跡，這是由于較長(zhǎng)的切屑難以去除，切屑參與加工過(guò)程，劃傷溝槽表面導(dǎo)致的。圖10（b）顯示對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助有效地抑制了材料的粘連效應(yīng)，并且易于切屑快速排出，加工形成的溝槽表面具有魚(yú)鱗狀織構(gòu)。但是由于微銑刀的跳動(dòng)誤差與顫振，溝槽表面織構(gòu)的均勻性不高。跳動(dòng)的存在會(huì)影響實(shí)際分離切削效果，但超聲作用頻率是遠(yuǎn)高于轉(zhuǎn)速的，因此間歇式切削仍能較好實(shí)現(xiàn)。

圖10 TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削的表面形貌對(duì)比Fig.10 Comparison of surface morphology between longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling and ordinary milling of TC4

2.6 刀具磨損

圖11 給出了TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削加工試驗(yàn)（銑削10 次6mm 長(zhǎng)度溝槽）后的刀具形貌圖。由圖11（a）可知，普通銑削后銑刀刀尖鈍化嚴(yán)重，直線刃凹凸不平，且出現(xiàn)了明顯的刀–屑粘連現(xiàn)象，影響加工表面質(zhì)量。而施加了縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)銑削后的刀具直線刃和刀尖磨損皆較小，如圖11（b）所示。這是由于對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)導(dǎo)致間歇刀–屑接觸狀態(tài)，減小了切削力，增強(qiáng)了散熱條件，并減少了刀具和材料的粘連現(xiàn)象。因此可以得出，在TC4 鈦合金銑削加工中對(duì)刀具施加縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)對(duì)于減小刀具磨損、延長(zhǎng)微銑刀的使用壽命具有積極作用。

圖11 TC4 縱彎復(fù)合振動(dòng)輔助銑削和普通銑削的刀具磨損對(duì)比Fig.11 Comparison of tool wear between longitudinal-bending hybrid ultrasonic vibration assisted milling and ordinary milling of TC4

3 結(jié)論

針對(duì)TC4 鈦合金銑削加工性能提升的需求，本文分析了二維縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡運(yùn)動(dòng)學(xué)原理，設(shè)計(jì)并搭建了三軸聯(lián)動(dòng)縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削裝置，據(jù)此開(kāi)展了TC4 鈦合金縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工性能的試驗(yàn)研究，并與普通銑削進(jìn)行了對(duì)比，得出以下結(jié)論。

（1）刀具縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削加工中刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡為均勻的螺旋曲線，刀具與工件材料之間產(chǎn)生周期性的分離和接觸，可以實(shí)現(xiàn)良好的間歇式切削效果。

（2）刀具縱彎復(fù)合振動(dòng)可通過(guò)施加兩相獨(dú)立且相位差可調(diào)的超聲信號(hào)來(lái)獨(dú)立控制和調(diào)節(jié)刀具縱振和彎振的振動(dòng)幅值和相位。

（3）與TC4 普通銑削相比，刀具縱彎復(fù)合超聲振動(dòng)輔助銑削在降低切削力，提升斷屑能力，降低加工缺陷，提高表面粗糙度和降低刀具磨損上具有明顯效果。