陳榮，李郁

(1.陜西開放大學(xué)中德機(jī)電工程與汽車科技學(xué)院，陜西西安 710119;2.西安明德理工學(xué)院智能制造與控制技術(shù)學(xué)院，陜西西安 710124)

0 前言

使用先進(jìn)的輕質(zhì)結(jié)構(gòu)材料以提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能和效率，并滿足日益嚴(yán)格的環(huán)境法規(guī)，是航空航天和汽車領(lǐng)域發(fā)展的關(guān)鍵。γ-TiAl基合金以比強(qiáng)度高、質(zhì)量小、良好的高溫強(qiáng)度、抗氧化性和抗蠕變性能等優(yōu)勢，已被確定為航空航天應(yīng)用中的戰(zhàn)略性關(guān)鍵材料。然而，γ-TiAl基合金因低的延展性，可加工性較差，同時(shí)在室溫下具有高的硬度和脆性。因此，較高的加工成本限制了γ-TiAl基合金材料在工業(yè)上的廣泛使用。

近年來，學(xué)者們對γ-TiAl基合金的可加工性進(jìn)行了一些研究。PRIARONE等使用涂層和非涂層硬質(zhì)合金立銑刀，研究了刀具角度和刃口形式對γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb切削加工性的影響。SETTINERI等對3種不同的γ-TiAl基合金進(jìn)行了車削和銑削試驗(yàn)，重點(diǎn)研究了切削性能和材料表征。結(jié)果顯示由于不同的合金元素影響材料的力學(xué)和熱學(xué)性能，試驗(yàn)結(jié)果相差較大。ZHANG等利用AlTiN涂層球頭立銑刀對γ-TiAl基合金Ti-45Al-2Mn-2Nb-0.8vol% TiB進(jìn)行了槽銑削加工，研究了其表面完整性。雖然上述文獻(xiàn)已經(jīng)對γ-TiAl基合金的加工進(jìn)行了研究，但均沒有開發(fā)出一個(gè)正交切削模型來預(yù)測γ-TiAl基合金在斜切和三維加工過程中的切削力，如端面和球頭銑削。為了可以準(zhǔn)確地預(yù)測表面粗糙度、顫振可能性或尺寸公差等工業(yè)參數(shù)，創(chuàng)建一個(gè)正交切削模型對于預(yù)測航空部件加工中的切削力至關(guān)重要。此外，高性能涂層已經(jīng)成為工業(yè)中提高加工刀具效率的主要手段。

因此，本文作者構(gòu)建了不同刀具涂層(AlTiN和AlCrN涂層)下γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb的正交切削模型。該模型是與刀具幾何無關(guān)的基本切削參數(shù)模型，并采用解析力模型和正交斜變換法進(jìn)行切削力預(yù)測。此外，除了端面銑削之外，該模型還可以預(yù)測復(fù)雜加工(如球頭銑削)的切削力。通過不同切削條件下的端面銑削和球頭銑削對所提方法進(jìn)行了驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果與模型結(jié)果吻合良好。

1 銑削加工力學(xué)模型

銑削加工是最基本的金屬切削加工之一，廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車和生物醫(yī)學(xué)等高科技領(lǐng)域復(fù)雜零件的制造。不同于車削是連續(xù)切削操作，銑削是間斷加工操作。在銑削作業(yè)中，切削刃反復(fù)進(jìn)入和退出嚙合區(qū)域。因此，切削力是諧波的，切削力的仿真更加復(fù)雜。銑削的分析模型如圖1所示。

圖1 端面銑削的切削力解析模型

端面削作業(yè)中的基本切削力可以通過式(1)進(jìn)行解析建模。

(1)

式中：d為切向的微分切削力；d為徑向的微分切削力；d為軸向的微分切削力；()為未切削切屑厚度；d為切削刃在軸向的單位長度；、和分別為不同方向切削力系數(shù)；、和分別為不同方向切削刃系數(shù)。

分析模型的準(zhǔn)確性高度依賴于切削力系數(shù)和切削刃系數(shù)的準(zhǔn)確預(yù)測。與其他方法相比，文中采用正交斜變換來預(yù)測切削系數(shù)。該方法的優(yōu)點(diǎn)是不依賴于刀具的幾何形狀，可用于模擬任何金屬切削過程的切削力。正交斜變換是一種基于正交車削試驗(yàn)中切屑厚度、切削力和進(jìn)給力的測量方法。測量結(jié)果用于計(jì)算基本切削參數(shù)，包括剪切應(yīng)力、剪切角和摩擦角，利用這些參數(shù)的轉(zhuǎn)換來模擬斜切削過程，如銑削操作。文中利用正交切削力，估計(jì)式(1)中的切削力系數(shù)和切削刃系數(shù)。正交切削的力學(xué)模型如圖2所示。

圖2 正交切削的力學(xué)模型

正交斜變換的基本參數(shù)可以由式(2)—式(6)預(yù)測出來:

(2)

=tan()

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：為摩擦角；為前角；為平均進(jìn)給力；為平均切向力；為摩擦因數(shù)；為剪切角；為剪應(yīng)力；為合力；為切削寬度；為未切削厚度；為切屑厚度比。

由于γ-TiAl基合金的可加工性較低，在加工過程中產(chǎn)生的切屑可能是不連續(xù)的，這給未變形切屑厚度的測量和切屑比的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算帶來了挑戰(zhàn)。為了解決這一問題，采用最小能量原理估計(jì)剪切角，如式(4)所示。該模型假定剪切面上的剪應(yīng)力等于材料的屈服剪應(yīng)力，并且剪切面很薄。

2 球頭銑削刀具-工件嚙合模型

球頭銑削廣泛應(yīng)用于自由曲面的加工，特別是在汽車、航空航天、模具等行業(yè)。由于球頭銑刀的幾何形狀，在自由曲面加工過程中，嚙合面積不會(huì)保持恒定，整個(gè)切削刃長度也不會(huì)與工件完全接觸。在此研究中，通過采用基于實(shí)體建模的嚙合模型預(yù)測刀具與工件之間的接觸區(qū)域，實(shí)現(xiàn)自由曲面球頭銑削力預(yù)測。首先，在每個(gè)刀位處計(jì)算刀具與工件的接觸面，然后根據(jù)刀位數(shù)據(jù)計(jì)算刀具的掃掠體積。從毛坯中減去掃掠體積后，計(jì)算出每次切削的進(jìn)、出角，這些角度被用作力模型的輸入。自由曲面上給定刀位的樣本接觸區(qū)域如圖3所示。

圖3 自由曲面上給定刀位的樣本接觸區(qū)域

3 試驗(yàn)設(shè)置

采用γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb分別進(jìn)行了正交車削和銑削試驗(yàn)。鑄件試樣在23 ℃時(shí)具有硬度(24±2)HRC，屈服強(qiáng)度為326 MPa，極限拉伸強(qiáng)度為422 MPa，彈性應(yīng)變?yōu)?.7%；在650 ℃時(shí)，屈服強(qiáng)度為384 MPa，極限拉伸強(qiáng)度為474 MPa，彈性應(yīng)變?yōu)?.1%。正交車削試驗(yàn)是為了建立正交模型，而銑削試驗(yàn)是為了驗(yàn)證該模型測切削力的有效性。

3.1 正交車削設(shè)置

正交切削試驗(yàn)是在日本馬扎克MAZAK Quick Turn Nexus 150車削中心上進(jìn)行的，正交車削試驗(yàn)設(shè)置如圖4所示。

圖4 正交車削試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)中使用了直徑為55 mm、切削寬度為2 mm的γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb溝槽工件。傾角被設(shè)置為0°以具有正交切削條件。在切削速度為40 m/min，進(jìn)給率分別為0.06、0.08和0.100 mm/r的條件下進(jìn)行了所有試驗(yàn)。切削操作采用4°前角和碳化鎢硬質(zhì)合金刀片，并使用2種不同的涂層：AlCrN涂層和AlTiN涂層。通過掃描電鏡測量，AlCrN涂層刀具的刃口半徑為15 mm，AlTiN涂層刀具的刃口半徑為16 mm。加工過程中不使用冷卻液，切削力采用Kistler 9257B臺式測力儀測量。

3.2 銑削設(shè)置

在五軸森精機(jī)NMV5000 DCG加工中心上進(jìn)行了一系列由端面銑削和球頭銑削組成的試驗(yàn)測試。同樣，所有銑削試驗(yàn)都不使用冷卻液，并使用Kistler 9257B臺式測力儀采集切削力數(shù)據(jù)。銑削試驗(yàn)設(shè)置如圖5所示。

圖5 銑削試驗(yàn)設(shè)置

對螺旋角為36.5°、前角為8°、直徑為12 mm的四刃硬質(zhì)合金立銑刀進(jìn)行了端面銑削試驗(yàn)，分別采用AlCrN和AlTiN兩種不同的涂層條件。用掃描電子顯微鏡測量了涂層的厚度，如圖6所示。

圖6 立銑刀的涂層厚度

端銑削的刀具軌跡如圖7所示。

圖7 端銑削的刀具軌跡

對于圖7所示的刀具路徑，在順銑操作過程中獲得切削力數(shù)據(jù)。端銑削的條件如表1所示。

表1 端銑削的條件

采用AlCrN涂層、螺旋角為30°、直徑為8 mm、前角為5°的四刃硬質(zhì)合金球頭銑刀進(jìn)行了自由曲面銑削，驗(yàn)證了球頭銑削力的預(yù)測值。切削條件如表2所示。

表2 球頭銑削條件

研究中使用的刀具如圖8所示。

圖8 研究中使用的刀具

4 結(jié)果與分析

4.1 正交車削結(jié)果

不同進(jìn)給率下正交車削測量的切削力如圖9所示。

圖9 不同進(jìn)給率下正交車削測量的切削力

圖9所示切向力和進(jìn)給力被用來計(jì)算基本切削參數(shù)，如剪應(yīng)力、剪切角、摩擦角和切屑厚度比。不同涂層時(shí)計(jì)算出的正交切削參數(shù)如表3所示。

表3 不同涂層時(shí)計(jì)算出的正交切削參數(shù)

表3結(jié)果表明:與AlTiN涂層相比，AlCrN涂層具有更小的剪切角。在切削過程中，切屑厚度、剪切角和剪切面是相互關(guān)聯(lián)的。剪切角越小，剪切面越長，切屑厚度越大。另一方面，較大的剪切角表示較小的剪切面，在切削過程中，產(chǎn)生的切屑相對較薄，這使得所需的切削力更小，這意味著較低的摩擦因數(shù)。

摩擦因數(shù)對刀具壽命和工件完整性起著重要作用。正交車削試驗(yàn)表明：AlCrN涂層的摩擦因數(shù)最大，AlTiN涂層的摩擦因數(shù)最小。改變涂層后，剪切應(yīng)力沒有明顯變化。

4.2 端面銑削結(jié)果

采用正交斜變換技術(shù)確定了銑削加工的切削系數(shù)，并利用式(1)的分析模型對切削力進(jìn)行了仿真。不同涂層和進(jìn)給率下端面銑削的估計(jì)和實(shí)測切削力分量如圖10和圖11所示。

由圖10可看出：實(shí)測切向力平均值與估計(jì)切向力平均值之間的差值約為22.1 N(13%)，實(shí)測徑向力平均值與估計(jì)徑向力平均值之間的差值約為6.2 N(11%)，因此所提力學(xué)模型能夠預(yù)測AlTiN涂層刀具在13%誤差范圍內(nèi)的切削力。在圖11中，雖然切向力與AlCrN涂層刀具的力估計(jì)模型非常一致，實(shí)測切向力平均值與估計(jì)切向力平均值之間的差值僅為13.2 N(12%)。但通過徑向力的比較發(fā)現(xiàn)一定的不匹配現(xiàn)象，實(shí)測徑向力平均值與估計(jì)徑向力平均值之間的差值約為18.6 N(20%)。這可以歸因于加工過程中的潛在誤差，這些誤差導(dǎo)致徑向切削力低于預(yù)期。但總體來說，所提方法在預(yù)測合力(切向和徑向結(jié)合)方面是成功的，誤差范圍在20%以內(nèi)。

圖10 AlTiN涂層端面銑削的估計(jì)和實(shí)測切削力

圖11 AlCrN涂層端面銑削的估計(jì)和實(shí)測切削力

4.3 球頭銑削結(jié)果

為了驗(yàn)證γ-TiAl基合金正交參數(shù)在自由曲面球頭銑削中的準(zhǔn)確性，對NACA 2429翼型進(jìn)行了加工，如圖12所示。

圖12 NACA 2429翼型加工

在表2所示條件下，加工分4層，每層6條路徑。第4層第3刀軌的估計(jì)與實(shí)測切削力如圖13所示。

由圖13可知：估計(jì)切削力與實(shí)測切削力的變化趨勢和大小基本一致。軸方向上實(shí)測切向力平均值與估計(jì)切向力平均值之間的差值約為5.25 N(15 %)，軸方向上切削力的實(shí)測值與估計(jì)值之間的最大差值為15.6 N(13 %)。因此，估計(jì)和實(shí)測的切削力吻合良好，誤差范圍為15%。

圖13 第4層第3刀軌的估計(jì)與實(shí)測切削力

5 結(jié)論

文中構(gòu)建了用于預(yù)測γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb基本切削參數(shù)的正交切削力學(xué)模型。利用該模型對γ-TiAl基合金Ti-48Al-2Cr-2Nb在不同涂層、不同切削條件下的端面和球頭銑削加工切削力進(jìn)行了預(yù)測，并研究了涂層對摩擦因數(shù)、剪切應(yīng)力、剪切角和切削力的影響。得出如下結(jié)論：(1)AlCrN涂層刀具的剪切角小于AlTiN涂層刀具，且摩擦因數(shù)大于AlTiN涂層刀具；(2)對于AlCrN和AlTiN涂層，通過端面銑削試驗(yàn)驗(yàn)證的切削力估計(jì)誤差分別在20%和13%內(nèi)；(3)對于AlCrN涂層，通過球頭銑削試驗(yàn)驗(yàn)證的切削力估計(jì)誤差在15%內(nèi)。后續(xù)將在更多類型機(jī)床上開展進(jìn)一步的性能驗(yàn)證。