付 余，丁 悅，王騰飛，李 浩，郭飛燕

（1.中國航空制造技術(shù)研究院，北京 100024；2.復雜構(gòu)件數(shù)控加工工藝及裝備北京市重點實驗室，北京 100024；3.數(shù)字化制造技術(shù)航空科技重點實驗室，北京 100024）

隨著我國航空航天事業(yè)的快速發(fā)展，各類零件孔系結(jié)構(gòu)設(shè)計更趨復雜，質(zhì)量和精度要求越來越高，對重要零部件的輕量化及耐久性也提出了更高的要求。以鈦合金/鋁合金/復合材料為代表的疊層材料，在輕量化的基礎(chǔ)上保證了強度的要求，被廣泛應(yīng)用在航空航天產(chǎn)品結(jié)構(gòu)件中[1–2]。相關(guān)研究表明，在鈦合金/復合材料疊層材料鉆削過程中，高溫、高硬度的鈦合金切屑排出孔外時會劃傷鈦合金和CFRP 孔壁，擴大入口撕裂程度，影響制孔質(zhì)量[3]；在鈦合金/鋁合金疊層材料制孔過程中，堅硬的鈦合金切屑極易劃傷鋁合金表面，影響制孔質(zhì)量，甚至切屑會堵塞排屑槽導致主軸停轉(zhuǎn)[4–5]。

法國Mitis 公司進行了低頻振動制孔工藝研究，結(jié)果表明，相比于傳統(tǒng)鉆削，低頻振動制孔能夠在常規(guī)鉆削運動基礎(chǔ)上疊加軸向周期性低頻振動，實現(xiàn)自動切屑斷屑，有效提高孔壁質(zhì)量，且具有消耗功率少、生產(chǎn)效率高等優(yōu)勢[5–7]；Pecat 等[8]對TC4/CFRP/TC4 疊層結(jié)構(gòu)進行了低頻振動制孔研究，表明低頻振動制孔方式能夠在微量潤滑情況下，使得鈦合金的鉆削溫度從173 ℃降低至98 ℃，鈦合金切屑形態(tài)得到較好控制，孔壁損傷情況減少明顯。

制孔質(zhì)量和排屑問題是疊層材料制孔過程面臨的主要問題[9]。陳碩等[10]對振動鉆削切屑形成機理和斷屑條件進行了理論推導和試驗驗證，實現(xiàn)了對難加工材料鉆孔切屑的有效控制；趙亭等[11]對TC4 鈦合金低頻振動制孔切屑形態(tài)和制孔力進行研究，得出低頻振幅與進給量之比接近臨界斷屑值0.81 時斷屑可靠，排屑順暢的結(jié)論。

切削斷屑是低頻振動制孔方式相比于其他深孔加工方式的顯著特點和主要優(yōu)勢，本文從低頻振動制孔的運動規(guī)律出發(fā)，研究其斷屑條件和影響因素，建立了低頻振動制孔切削厚度模型和切屑扇形角模型，并結(jié)合實際切屑形態(tài)進行了分析，驗證了所建立的扇形切屑模型能夠較為準確地表征實際切屑形態(tài)。

1 低頻振動制孔切屑形態(tài)表征方法研究

低頻振動制孔在普通鉆削運動基礎(chǔ)上疊加了軸向正弦曲線振動，由此得到刀具軸向進給曲線函數(shù)[7，10，12]為

式中，f為每轉(zhuǎn)進給量；A為低頻振動振幅；WF為低頻振動刀柄頻轉(zhuǎn)比；θ為刀具角位移。

假設(shè)刀具齒數(shù)為Z，則相鄰刃口的相位差為2π/Z，第n個切削刃（1≤n≤Z）的軸向進給曲線函數(shù)為

由此得到兩刃鉆頭理論軸向切削厚度表達式為

軸向切削厚度最小值為

當f（θ）min≤0，即振動參數(shù)和切削參數(shù)滿足條件時，能夠保證當前切削刃的運動軌跡與上一切削刃的運動軌跡周期性相交，使軸向切削厚度周期性正負交替，整個切削刃出現(xiàn)周期性的空切，鉆頭與工件時切時離，產(chǎn)生分離切屑。

綜合以上分析，低頻振動制孔方式由于在普通鉆削的基礎(chǔ)上疊加了正弦波軸向振動，使刀刃的運動軌跡發(fā)生了根本轉(zhuǎn)變，軸向切削厚度周期性變化，使低頻振動制孔加工具有變厚切削特性。可以通過控制每轉(zhuǎn)進給量f、振幅A、頻轉(zhuǎn)比WF的組合數(shù)值獲得不同形態(tài)的切屑，當振動參數(shù)和切削用量選擇合適時，切削過程具有切屑分離特性，可以自動實現(xiàn)加工過程中的幾何斷屑，解決難加工材料加工中的斷屑問題。

在已有研究中，許多學者通過建立切削過程模型，引入剪切角概念對切削過程和切屑形態(tài)進行分析，但是剪切角理論具有一定的適應(yīng)條件，且很難通過理論或試驗的方法獲得具體數(shù)值[13–14]。因而為獲得低頻振動制孔方式下有效的切屑形態(tài)表征方法，本文首先確定影響切屑形態(tài)的主要因素，然后結(jié)合試驗現(xiàn)象和結(jié)論建立低頻振動制孔參數(shù)與切屑形態(tài)之間的經(jīng)驗表達式，為低頻振動制孔方式下切屑形態(tài)表征提供一定的參考。

建立鉆頭幾何模型，如圖 1 所示。其中，f（θ）為軸向切削厚度；tne為切屑厚度；kre為鉆頭頂角；R為鉆頭半徑；l為切屑半徑。

圖1 鉆頭幾何模型Fig.1 Geometry model of drill

根據(jù)鉆頭幾何模型，切屑厚度tne可以通過軸向切削厚度f（θ）和鉆頭頂角kre計算得到

考慮利用試驗的方法獲得變形后切屑扇形角θch與對應(yīng)的切削過程刀具角位移?θ的關(guān)系式，假設(shè)

式中，定義k為扇形角轉(zhuǎn)換系數(shù)，由幾何系數(shù)k1和變形系數(shù)k2組成。k1主要與鉆頭頂角有關(guān)，定義其表達式為

k2主要與工件材料、刀具前角、切削速度、切屑厚度系數(shù)以及每轉(zhuǎn)進給量–振幅匹配系數(shù)等參數(shù)有關(guān)，主要用于表征切屑變形對扇形切屑形態(tài)的影響。設(shè)其表達

式為

式中，a和b為與工件材料相關(guān)的系數(shù)，本文工件材料為TC4 不變，故a和b為定值；雖然切削刃在不同位置對應(yīng)的前角不同[15]，但是認為整個切削刃對制孔過程的影響是均勻穩(wěn)定的，能夠采用當量前角征刀具參數(shù)對制孔過程的影響，選取e×=1 5°；切削速度直接影響加工熱量的產(chǎn)生，進而影響剪切區(qū)塑性變形，影響切屑形態(tài)[16]，用最大切削速度vcmax表征切削速度對切屑形態(tài)的影響，試驗中vcmax=20 m/min；切屑厚度對切屑變形具有重要影響[17]，由于低頻振動制孔過程切屑厚度與振幅A和每轉(zhuǎn)進給量f有關(guān)，定義切屑厚度系數(shù)表征切屑厚度對切屑形態(tài)的影響，其表達式為

式中，?θ為切削刃切出角與切入角之差，可以令f（θ）min=0求得；f（θ）max為切屑最大厚度，參考式（3），得到其計算表達式為

k3定義為每轉(zhuǎn)進給量–振幅匹配系數(shù)，其表達式為

將式（8）～（12）代入式（7），得到

為確定常系數(shù)a、b的數(shù)值，測量給定的兩組低頻振動制孔參數(shù)下的切屑扇形角（表1），并計算得到對應(yīng)的扇形角轉(zhuǎn)換系數(shù)k的具體數(shù)值。

表1 切屑扇形角測量值Table 1 Chip sector angle measurement data

從而得到變形后切屑扇形角計算公式為

2 試驗及方法

低頻振動制孔試驗平臺集成中航高科VMCL 850三軸立式銑床、法國MITIS PG8045 低頻振動刀柄、瑞士Rego–Fix 外冷轉(zhuǎn)內(nèi)冷裝置 （圖2）。PG 8045 低頻振動刀柄最大振幅A為0.5 mm，頻轉(zhuǎn)比WF（振動頻率與主軸轉(zhuǎn)速之比）恒為1.5，振幅調(diào)節(jié)精度為2 μm，最大轉(zhuǎn)速為3000 r/min，最大推力為1000 ～ 2000 N，最大扭矩為50 N·m；Rego–Fix 外冷轉(zhuǎn)內(nèi)冷裝置，將外接冷卻液或冷卻氣體接入內(nèi)冷刀體中，使其能夠直接到達制孔切削區(qū)域，及時將切屑帶離加工區(qū)域，并達到更好的冷卻效果；采用Kistler 9119AA2 高精度三向測力儀對制孔力進行實時采集與分析；利用蔡司V12 高景深體式顯微鏡對生成切屑形態(tài)進行觀察與拍照，測量有關(guān)切屑形態(tài)尺寸特征。

圖2 低頻振動制孔試驗平臺Fig.2 Low frequency vibration assisted hole making test platform

開展切屑形態(tài)分析試驗，試驗加工材料為TC4，采用的刀具為Sandvik CoroDrill 460–XM 整體硬質(zhì)合金涂層鉆頭，鉆頭直徑D=10 mm，齒數(shù)Z= 2。試驗中保持切削速度vc= 20 m/min，研究低頻振幅A和每轉(zhuǎn)進給量f對切屑形態(tài)影響規(guī)律，并結(jié)合制孔力進行分析。不同制孔參數(shù)組合得到的切屑形態(tài)如表 2 所示。

根據(jù)表2 能夠確定穩(wěn)定生成較好扇形切屑形態(tài)的加工參數(shù)組合，利用高景深顯微鏡對切屑扇形角進行測量，并與式（15）計算得到的理論扇形角進行比較分析，實際與理論相結(jié)合，分析切削參數(shù)對切屑形態(tài)的影響規(guī)律。

表2 切屑形態(tài)表征試驗Table 2 Chip shape characterization test

3 結(jié)果與討論

觀察分析表2 中不同制孔參數(shù)組合下的切屑形態(tài)，可以得出以下結(jié)論。

（1）當振幅A小于每轉(zhuǎn)進給量f時，切屑的斷屑效果相對較差，切屑呈現(xiàn)互相勾連或連續(xù)切屑的形態(tài)，且振幅越小、每轉(zhuǎn)進給量越大，切屑的連續(xù)形態(tài)特征越為顯著。

（2）當振幅A與每轉(zhuǎn)進給量f相當時，切屑呈現(xiàn)出扇形形態(tài)，但是不同扇形切屑之間存在相互勾連的現(xiàn)象，未能實現(xiàn)完全斷屑。

（3）當振幅A大于每轉(zhuǎn)進給量f時，能夠形成較好的扇形切屑形態(tài)，實現(xiàn)較好的斷屑效果，扇形切屑之間基本不會出現(xiàn)相互勾連的狀態(tài)。而且通過觀察切屑形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，當采用的振幅越大、每轉(zhuǎn)進給量越小時，形成切屑的扇形角越小，扇形切屑的尺寸越小。

由此可以得出，在實際加工中，可以通過調(diào)節(jié)刀柄振幅A與每轉(zhuǎn)進給量f對切屑形態(tài)進行控制。參考不同切削參數(shù)下的切屑形態(tài)，同時考慮加工效率和刀具磨損等指標，推薦的低頻振動制孔A–f參數(shù)組合為0.06 mm –0.04mm/r、0.08 mm – 0.06 mm/r、0.1 mm – 0.06 mm/r。

利用高景深顯微鏡對切屑扇形角進行測量，測量結(jié)果如圖3 和表3 所示。

圖3 不同加工參數(shù)組合下的切屑扇形角測量Fig.3 Chip sector angle measurement under different processing parameter combinations

將實際切削參數(shù)A和f代入式（4），并令f（θ）min= 0，求得各個切削參數(shù)組合情況下形成的扇形切屑角位移變化值?θ，然后利用式（15）計算得到理論扇形角θch，并計算理論扇形角θch與實測扇形角θm的偏差百分比。計算結(jié)果如表3 所示。

由表 3 可以看出，在能夠形成較好扇形切屑形態(tài)的8 組加工參數(shù)下，有7 組試驗的理論計算扇形角與實測扇形角偏差小于3%，有1 組偏差在5%左右，考慮加工條件復雜以及扇形角影響因素較多，認為扇形角理論計算值與實測值之間的偏差較小，所建立的理論扇形切屑模型能夠較準確地表征實際扇形切屑形態(tài)。

表3 切屑扇形角實測值–理論值對比分析Table 3 Comparative analysis of measured and theoretical values of chip sector angle

結(jié)合制孔力測量結(jié)果對低頻振動制孔過程以及切屑形態(tài)進行分析。圖 4 為不同每轉(zhuǎn)進給量f下低頻振幅A對制孔力F的影響規(guī)律曲線?？梢钥闯?，隨著A逐漸增加，F(xiàn)幅值逐漸增大，而其平均值基本保持不變，而且發(fā)現(xiàn)，當f取較小值時，制孔力幅值隨A的變化更為明顯。從切屑形態(tài)方面分析，在f不變的情況下，A增大會使切屑分離效果更為明顯，從而對制孔過程造成更強烈的沖擊作用，導致制孔力幅值增大；結(jié)合式（3）進行分析，A增大會導致最大切削厚度增大，切削厚度變化更為劇烈，切屑分離時間占比增加，這種變化導致制孔力幅值增大，即最大制孔力增加，最小制孔力降低。而且從式（3）可以看出，f數(shù)值越小，A對制孔過程的影響占比就越大，這與制孔力變化規(guī)律是一致的。

圖4 低頻振動制孔參數(shù)對制孔力的影響Fig.4 Influence of low frequency vibration assisted hole making parameters on hole making force

4 結(jié)論

本文對TC4 材料低頻振動制孔切屑成形過程及表征方法進行了理論和試驗研究，主要結(jié)論有：

（1）建立了兩切削刃低頻振動制孔切削厚度模型和扇形角模型，確立了切屑分離條件，獲得了切屑扇形角與切削角位移之間的經(jīng)驗公式；

（2）通過試驗研究獲得了制孔參數(shù)與切屑形態(tài)之間的對應(yīng)關(guān)系，確定了較好扇形切屑形態(tài)對應(yīng)的A–f參數(shù)組合范圍，并對扇形角進行了實際測量，將扇形角實測值與理論計算值進行比較分析，分析結(jié)果表明所建立的扇形切屑模型能夠較好地表征實際扇形切屑形態(tài)。