鈦合金螺旋銑孔的切削力和切削溫度試驗(yàn)研究*

王 歡，董志剛，康仁科，楊國(guó)林，謝海龍

（大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024）

鈦合金具有比強(qiáng)度高、熱強(qiáng)度好、耐腐蝕、良好的低溫性能，與纖維增強(qiáng)復(fù)合材料相容性好及儲(chǔ)藏資源豐富等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、國(guó)防軍工等領(lǐng)域，如飛機(jī)的機(jī)翼、蒙皮、艙段等。連接孔的加工是鈦合金構(gòu)件上最典型和重要的加工之一[1-2]。由于鈦合金材料的難加工特性，采用傳統(tǒng)的麻花鉆工藝制孔時(shí)，容易形成孔壁熱損傷，并存在鉆削質(zhì)量低、孔壁表面質(zhì)量差等問題[3]。螺旋銑孔技術(shù)是航空裝備制造領(lǐng)域新興的高效、高質(zhì)量制孔技術(shù)。螺旋銑孔采用立銑刀，以螺旋軌跡方式進(jìn)給加工出比刀具直徑大的孔[4]。與傳統(tǒng)的鉆孔技術(shù)相比，螺旋銑孔技術(shù)具有很多優(yōu)點(diǎn)：軸向力??；可以實(shí)現(xiàn)一種刀具加工不同直徑孔，減少刀具種類；切屑不連續(xù)，排屑空間大，切屑能更好排出，減少切屑與已加工表面的摩擦，從而提高加工表面質(zhì)量；斷續(xù)的加工過程有利于刀具散熱，能夠降低刀具磨損，延長(zhǎng)刀具使用壽命等[4-8]。國(guó)內(nèi)外在螺旋銑孔末端執(zhí)行器開發(fā)[9-10]、螺旋銑孔工藝研究[11-13]和專用刀具研制[6,14-15]等方面開展了大量工作。

切削力和切削溫度是切削加工中重要的過程參數(shù)，對(duì)鈦合金材料制孔精度和加工質(zhì)量有重要影響，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鈦合金切削加工的切削力和切削溫度進(jìn)行了大量研究[16-18]。作為一種重要的制孔方式，螺旋銑孔加工自出現(xiàn)以來也受到了國(guó)內(nèi)外研究人員的關(guān)注。從加工幾何學(xué)角度分析，螺旋銑孔加工過程中銑刀同時(shí)做公轉(zhuǎn)、自轉(zhuǎn)和進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，加工時(shí)同時(shí)存在底刃的連續(xù)切削及側(cè)刃的斷續(xù)切削，其未變形切屑的幾何形狀和尺寸與切削參數(shù)之間存在定量的關(guān)系[4]。通過研究銑刀側(cè)刃切削與底刃切削去除量之間的關(guān)系發(fā)現(xiàn)，在銑刀形狀固定的條件下，銑刀側(cè)刃切削去除材料和底刃切削去除材料間的比例僅與刀具直徑和加工孔徑有關(guān)，該比例對(duì)軸向切削力、加工溫度和孔壁加工質(zhì)量有直接影響[19]。螺旋銑孔加工過程中工件上任一點(diǎn)的溫升是銑刀端刃切削生熱與側(cè)刃切削生熱同時(shí)作用的結(jié)果，結(jié)合螺旋銑動(dòng)力學(xué)分析和傳熱學(xué)理論可建立螺旋銑孔三維溫度預(yù)測(cè)模型并分析螺旋銑孔切削溫度特征。利用上述模型分析螺旋銑孔溫度發(fā)現(xiàn)，主軸轉(zhuǎn)速與螺旋導(dǎo)程增加時(shí)切削溫度升高，且熱源與測(cè)溫點(diǎn)越接近時(shí)，測(cè)量溫度越高[20]。上述模型為理解螺旋銑孔加工機(jī)理提供了有益參考，但由于建模過程中對(duì)熱源的簡(jiǎn)化以及求解過程的簡(jiǎn)化，在描述螺旋銑孔切削溫度數(shù)值及分布規(guī)律準(zhǔn)確性方面還需系統(tǒng)的試驗(yàn)驗(yàn)證。在試驗(yàn)研究方面，采用螺旋銑孔及傳統(tǒng)鉆孔兩種方法在鋁合金、鈦合金、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料上進(jìn)行制孔加工，從切削力、孔壁質(zhì)量、熱損傷和機(jī)械損傷等方面進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，與傳統(tǒng)的鉆孔工藝相比，螺旋銑孔方法在減小切削力、控制切削溫度、保證制孔質(zhì)量等方面均具有明顯優(yōu)勢(shì)[4-5,21]。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)鈦合金螺旋銑孔技術(shù)的試驗(yàn)研究多集中于一種加工參數(shù)下與傳統(tǒng)鉆孔的對(duì)比研究，而對(duì)于螺旋銑孔的重要切削參數(shù)如切削速度、軸向及切向每齒進(jìn)給量等對(duì)于切削溫度及切削力的影響規(guī)律尚不明確。鑒于切削力和切削溫度對(duì)螺旋銑孔工藝過程和制孔質(zhì)量的重要影響，尤其是對(duì)于易形成熱損傷的鈦合金材料來說，系統(tǒng)研究螺旋銑削過程的力和溫度特征，分析基本切削參數(shù)對(duì)其影響的規(guī)律十分必要。

本文分析螺旋銑孔加工中銑刀端刃和側(cè)刃切削形成切屑的形狀參數(shù)及其與加工參數(shù)之間的關(guān)系，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)螺旋銑孔切削力和切削溫度在線檢測(cè)方案，開展鈦合金材料螺旋銑孔加工試驗(yàn)，檢測(cè)加工過程中的切削力和切削溫度，對(duì)比研究不同參數(shù)下刀具磨損狀態(tài)及加工孔出口形貌，以期明確影響鈦合金螺旋銑孔加工質(zhì)量的主要因素和規(guī)律，這對(duì)理解螺旋銑孔加工機(jī)理，確定合理的加工參數(shù)具有指導(dǎo)意義。

圖1 螺旋銑孔示意圖Fig.1 Schematic of helical milling

圖2 未變形切屑Fig.2 Undeformed chip

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 加工參數(shù)的選擇

螺旋銑孔原理如圖1所示，刀具中心的軌跡是螺旋線，加工運(yùn)動(dòng)由刀具高速自轉(zhuǎn)、刀具繞加工孔中心公轉(zhuǎn)及刀具沿軸向方向直線進(jìn)給3個(gè)運(yùn)動(dòng)組合而成[8]。螺旋銑孔的未變形切屑如圖2所示，包括底刃切削形成的連續(xù)切屑及側(cè)刃切削形成的斷續(xù)切屑兩部分[4]。當(dāng)?shù)毒叽_定后，螺旋銑孔未變形切屑的形狀及尺寸由切向每齒進(jìn)給量fzt、軸向每齒進(jìn)給量fza及螺旋導(dǎo)程ap3個(gè)參數(shù)決定。相對(duì)于主軸轉(zhuǎn)速、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速等加工參數(shù)，fza、fzt及ap更能反映螺旋銑孔加工的本質(zhì)。本文重點(diǎn)研究刀刃最外端切削速度Vc（主要由自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速n1決定）、切向每齒進(jìn)給量fzt及螺旋導(dǎo)程ap等參數(shù)對(duì)加工過程的影響。試驗(yàn)中固定螺旋導(dǎo)程ap=0.6mm，通過協(xié)調(diào)螺旋銑孔刀具公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速和自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速，保證每次加工過程中刀具的螺旋路徑一致，實(shí)現(xiàn)切削速度Vc、切向每齒進(jìn)給量fzt（軸向每齒進(jìn)給量fza）的單因素切削試驗(yàn)。具體試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

1.2 螺旋銑孔試驗(yàn)條件

螺旋銑孔試驗(yàn)在如圖3所示自主研發(fā)的可自動(dòng)調(diào)節(jié)偏心的螺旋銑孔單元上進(jìn)行，該螺旋銑孔單元最高自轉(zhuǎn)速度15000r/min，最高公轉(zhuǎn)速度120r/min，最大單邊偏心量為6mm。螺旋銑孔單元安裝于二維工作臺(tái)上，二維工作臺(tái)可提供軸向和徑向兩個(gè)方向的最高進(jìn)給速度均為500mm/min。所用試驗(yàn)材料為厚度7mm的TC4鈦合金板。采用氮化硅納米涂層的鎢鋼立銑刀進(jìn)行螺旋銑孔試驗(yàn)，銑刀參數(shù)如表2所示。由于測(cè)力儀及熱電偶安裝方式的限制，測(cè)溫及測(cè)力試驗(yàn)在加工參數(shù)、刀具及工件材料相同的情況下分別進(jìn)行。

表1 試驗(yàn)參數(shù)及切削條件

圖3 螺旋銑孔裝置Fig.3 Helical milling device

圖4 熱電偶安裝示意圖Fig.4 Schematic of thermocouple installation

圖5 螺旋銑孔切削溫度標(biāo)定裝置Fig.5 Calibration device of helical milling temperature

表2 刀具參數(shù)

采用YDCB-III三向測(cè)力儀檢測(cè)切削力，測(cè)得的信號(hào)經(jīng)過電荷放大器LN5861A處理后，利用數(shù)據(jù)采集卡PCI9118DG進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。采用標(biāo)準(zhǔn)K型鎧裝熱電偶檢測(cè)切削溫度，熱電偶直徑0.5mm，熱響應(yīng)時(shí)間0.2s，允差等級(jí)0.4。熱電偶檢測(cè)的信號(hào)通過NI USB-9213測(cè)溫模塊放大后，由cDAQ-9174 USB機(jī)箱通過USB數(shù)據(jù)線傳輸給計(jì)算機(jī)，該測(cè)溫模塊具有內(nèi)置冷端溫度補(bǔ)償功能及標(biāo)準(zhǔn)熱電偶的電勢(shì)-溫度標(biāo)定程序。熱電偶安裝在螺旋銑孔的出口側(cè)直徑0.6mm、深2mm的小孔中，小孔中心與待加工孔中心距6mm，如圖4所示。熱電偶及小孔孔壁的空隙填充導(dǎo)熱膠以提高導(dǎo)熱性。

采用如圖5所示的方法標(biāo)定測(cè)量點(diǎn)與加工孔孔壁之間溫度差。首先在鈦合金板上加工一個(gè)直徑10mm的通孔，在孔內(nèi)通過過盈配合插入一個(gè)紫銅棒，距紫銅棒外緣0.1mm處加工一個(gè)直徑0.6mm、深度2mm的小孔。在如圖5（a）所示與之相對(duì)的鈦合金孔壁邊緣位置同樣加工一個(gè)直徑0.6mm、深度2mm的小孔。將熱電偶Ⅰ、熱電偶Ⅱ分別插入紫銅棒及鈦合金的小孔中，小孔與熱電偶之間空隙填充導(dǎo)熱膠。用酒精燈將紫銅棒從室溫加熱至250℃，同時(shí)記錄兩熱電偶的溫度。由于紫銅棒的導(dǎo)熱性很好（λTi=7W/（m·K），λCu=401W/（m·K）），可認(rèn)為熱電偶Ⅰ測(cè)量溫度即為紫銅棒邊緣處即加工孔內(nèi)壁的溫度。從圖6所示兩熱電偶測(cè)量得到的溫度曲線可見，當(dāng)溫度達(dá)到100℃以上時(shí)，兩熱電偶測(cè)量的溫度差基本保持不變，為ΔT=7.6℃。后續(xù)數(shù)據(jù)處理中，將測(cè)量的溫度加ΔT視為加工孔內(nèi)壁的實(shí)際溫度。此標(biāo)定方法的結(jié)果與實(shí)際的溫度有一定誤差，但是由于在干切削條件下加工鈦合金時(shí)溫度較高，且本文主要研究加工參數(shù)對(duì)切削溫度的影響規(guī)律，關(guān)注溫度變化而非絕對(duì)值，因此標(biāo)定誤差可以忽略。

圖6 熱電偶I和II測(cè)量溫度對(duì)比Fig.6 Comparison of temperatures from thermocouple I and II

圖7 典型切削溫度曲線Fig.7 Typical cutting temperature curve

圖8 典型切削力曲線Fig.8 Typical cutting force curve

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 典型切削溫度曲線

圖7所示為一條典型的切削溫度隨時(shí)間變化的曲線，螺旋銑孔參數(shù)Vc=40m/min，fzt=40μm，ap=0.6mm。在A點(diǎn)以前，切削尚未開始，采集室溫。AB段曲線對(duì)應(yīng)刀具開始切入工件直至切到與熱電偶距離最近的過程。在這一階段，刀具在軸線方向上逐漸接近熱電偶的測(cè)溫點(diǎn)，傳入測(cè)溫點(diǎn)的熱量不斷增加，使測(cè)量溫度逐漸升高直至達(dá)到溫度最高值。BC段曲線對(duì)應(yīng)刀具切過測(cè)溫點(diǎn)直至切出工件的階段，隨著刀具與測(cè)溫點(diǎn)在軸向方向的遠(yuǎn)離，由于材料不斷被去除，散熱面積增加，散出的熱量大于傳入測(cè)溫點(diǎn)的熱量，測(cè)量點(diǎn)溫度下降。C點(diǎn)以后的曲線對(duì)應(yīng)刀具切出工件后的階段，切削加工停止，工件在空氣中快速冷卻，直至接近室溫。AC段溫度曲線呈現(xiàn)波浪式變化，起伏的幅度隨著切削溫度的增加而增加，波動(dòng)周期保持恒定為tg。在后續(xù)的數(shù)據(jù)處理中，選取每次采集到的最大值Tm作為最終切削溫度。

2.2 典型切削力曲線

圖 8所 示 為 加 工 參 數(shù)Vc=40m/min，fzt=40μm，ap=0.6mm時(shí)采集到的3向切削力曲線。定義z向?yàn)榈毒咻S線方向，工件表面為xoy平面。由圖8可見，軸向力Fz大于徑向力Fx及Fy。在切削開始時(shí)，由于刀具和工件突然接觸，軸向切削力Fz由零跳躍至226N，并在接下來的2s左右的時(shí)間內(nèi)下降至185N。隨后的穩(wěn)定切削段內(nèi)，F(xiàn)z逐漸下降，下降速度約為2.94N/s，直至切出工件。在切削刃切透工件的最后約2s時(shí)間內(nèi)，軸向切削力快速降低直至為零。在后續(xù)討論中，將圖8中從切削力穩(wěn)定至切削結(jié)束的階段作為有效切削力段，并去除開始2s及結(jié)束前2s中的不穩(wěn)定數(shù)據(jù)，分別取該階段的平均值、最大值和最小值作為軸向切削力Fz的均值及上下誤差范圍進(jìn)行對(duì)比討論。切向力Fx、Fy在切削開始前為零，在切削周期內(nèi)出現(xiàn)周期性波動(dòng)，其波動(dòng)幅值逐漸增加，波動(dòng)周期為定值，與切削溫度波動(dòng)周期相同。在整個(gè)切削階段，以及每個(gè)波動(dòng)周期內(nèi)，F(xiàn)x、Fy大小及變化趨勢(shì)一致，但存在0.56s的時(shí)間差。測(cè)力儀采集到的x方向及y方向切削力在xoy平面內(nèi)互呈90°，將其按式（1）合成得到合力Fr，由圖8可見，徑向合力Fr隨著時(shí)間逐漸增加。

在后續(xù)討論中，同樣將切削階段去除不穩(wěn)定階段數(shù)據(jù)作為有效數(shù)據(jù)，取該段內(nèi)Fr的平均值、最大值和最小值作為切向力的均值及上下誤差范圍進(jìn)行對(duì)比討論。

2.3 切削參數(shù)對(duì)切削溫度及切削力的影響

圖9所示為切削速度及切削溫度對(duì)切削力的影響，其中，切削參數(shù)ap=0.6mm，fzt=80μm。由圖9（a）可見，在切削速度Vc=35～55m/min的范圍內(nèi)，切削溫度從126.9℃逐漸增加到254.2℃。圖9（b）中切削速度Vc小于等于40m/min時(shí)，軸向力Fz及徑向合力Fr基本不變，當(dāng)切削速度Vc超過40m/min時(shí)，軸向力Fz及徑向合力Fr都有小幅度增加趨勢(shì)。

圖10為ap=0.6mm、Vc=40m/min時(shí)切向每齒進(jìn)給量與切削溫度及切削力的關(guān)系。隨著切向每齒進(jìn)給量fzt從40μm增加到120μm，切削溫度雖有小的波動(dòng)，但是基本穩(wěn)定在（125±3）℃，無明顯變化。而軸向力Fz及徑向合力Fr都隨著切向每齒進(jìn)給量fzt的增加而增加，軸向力Fz變化范圍為128.3～214.9N，徑向合力Fr變化范圍 52.5～106.2N。

圖9 切削速度對(duì)切削溫度和切削力的影響Fig.9 Effect of cutting speed on cutting temperature and cutting force

圖10 切向每齒進(jìn)給量對(duì)切削溫度和切削力的影響Fig.10 Effect of tangential feed per tooth on cutting temperature and cutting force

圖11 不同加工參數(shù)下孔出口形貌Fig.11 Exit morphology of holes machinined with different parameters

圖12 刀具形貌Fig.12 Tool morphology

2.4 加工孔出口質(zhì)量

切削力及切削溫度直接影響加工孔的質(zhì)量，為探究切削溫度及切削力對(duì)加工孔顯微形貌的影響，分別選取最大切削溫度Tm兩組參數(shù)及最大軸向力Fz兩組參數(shù)加工孔出口形貌進(jìn)行檢測(cè)。圖11為不同加工參數(shù)下孔出口形貌，圖11（a）及圖11（b）加工孔的出口較平整，無明顯缺陷，兩組參數(shù)下的切削溫度Tm分別為120.9℃及131.7℃，軸向力Fz分別為164.8N及214.9N；而圖11（c）及圖11（d）出口的表面形貌較差，有明顯的飛邊、毛刺現(xiàn)象，切削溫度Tm分別為229.2℃及254.2℃，軸向力Fz分別為150.8N及160.5N。對(duì)比可知，加工孔的出口質(zhì)量對(duì)切削溫度比較敏感，而切削力對(duì)其影響較小，切削溫度越高，加工孔的出口質(zhì)量越差。

2.5 刀具形貌

不同參數(shù)下切削后的刀具形貌如圖12所示。圖12（a）為加工前刀具形貌圖，切削刃完好無破損。采用Vc=40m/min，fzt=120μm加工后的刀具形貌如圖12（b）所示，此時(shí)的切削溫度為131.7℃，軸向力為214.9N。刀刃最外側(cè)粘附有微量切屑，切削刃沒有大的破損及堵塞現(xiàn)象，仍有很好的切削能力，孔出口處的材料很容易被切斷，出口質(zhì)量較好。圖12（c）為加工參數(shù)為Vc=55m/min，fzt=80μm時(shí)刀具形貌圖，此時(shí)的切削溫度為254.2℃，可以看出整個(gè)刀刃粘附有大量切屑，此時(shí)刀具已失去切削能力。

3 討論

從圖7和圖8所示的切削溫度和切削力可見，兩者都存在波動(dòng)，且波動(dòng)周期一致，與螺旋銑孔加工中公轉(zhuǎn)周期相同。螺旋銑孔加工中測(cè)溫點(diǎn)溫度變化取決于從切削點(diǎn)傳來的熱量，以及向外散出的熱量。刀具的螺旋公轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)使得切削點(diǎn)距離測(cè)溫點(diǎn)的位置周期性變化，使得切削溫度出現(xiàn)波動(dòng)。這也證明螺旋銑孔相對(duì)于傳統(tǒng)鉆孔的優(yōu)勢(shì)，螺旋銑孔的偏心加工方式可以使工件在每個(gè)公轉(zhuǎn)周期內(nèi)散熱，降低工件溫度，這在加工導(dǎo)熱性差的鈦合金及導(dǎo)熱情況復(fù)雜的復(fù)合材料時(shí)避免了熱損傷，具有很大的優(yōu)勢(shì)。

由圖8可見，隨著螺旋銑削加工的進(jìn)行，徑向切削力Fx、Fy的峰值逐漸變大，這是因?yàn)樗勉姷秱?cè)刃部分高度為10mm，大于工件厚度，因此在整個(gè)螺旋銑孔加工過程中，隨著刀具的軸向進(jìn)給，與孔壁直接作用的側(cè)刃長(zhǎng)度一直在增加，側(cè)刃與孔壁之間的切削力和摩擦力逐漸增加。在此階段內(nèi)，F(xiàn)x、Fy大小及變化趨勢(shì)一致，存在0.56s的時(shí)間差，與公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對(duì)比可知，上述時(shí)間內(nèi)刀具相對(duì)孔中心轉(zhuǎn)過90°角，即兩徑向力Fx、Fy之間存在90°的相位差。在切削過程中銑刀端刃的切削厚度和速度均保持相同，但可見軸向切削力由最大值逐漸降低，與文獻(xiàn)[21]中的切削力信號(hào)一致。結(jié)合切削溫度檢測(cè)結(jié)果分析，隨著切削的進(jìn)行，切削區(qū)域溫度逐漸升高，這可能導(dǎo)致鈦合金材料軟化，使銑刀底端橫刃的切削變得輕快，導(dǎo)致軸向切削力降低。

從圖9可知，切削速度Vc對(duì)切削溫度Tm的影響較大而對(duì)切削力的影響較小。由文獻(xiàn)[4]知，當(dāng)切削速度Vc增加時(shí)螺旋導(dǎo)程ap、軸向每齒進(jìn)給量fza、切向每齒進(jìn)給量fzt不變，整個(gè)未變形切屑的形狀及尺寸都保持不變，但是單位時(shí)間內(nèi)刀具與切屑及已加工表面的摩擦次數(shù)增加，做功增加，摩擦產(chǎn)熱大幅度增加，熱量來不及擴(kuò)散，流入工件內(nèi)的熱量增加，使得測(cè)量溫度Tm升高。同時(shí)，增加切削速度Vc時(shí)，切削溫度Tm增加，材料軟化，切削阻力減小，切削力減小。但是在干切削條件下，加工條件比較惡劣，當(dāng)切削溫度增加到一定值時(shí)，切屑流動(dòng)性變差，造成排屑槽堵塞，如圖12（c）所示刀刃的切削能力降低，部分材料靠刀具擠壓去除，使得軸向力Fz及徑向合力Fr都增加。

從圖10（a）及圖10（b）可知，切向每齒進(jìn)給量fzt對(duì)于切削力的影響較大而對(duì)切削溫度幾乎沒有影響。這是因?yàn)榍邢魉俣萔c不變時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)摩擦產(chǎn)熱基本不變。當(dāng)切向每齒進(jìn)給量fzt及軸向每齒進(jìn)給量fza增加，底刃及側(cè)刃的切削厚度增加，未變形切屑變厚，切屑變形脫離工件所做的功增加，導(dǎo)致總切削產(chǎn)熱增加；但另一方面，由Loewen和MC Shaw于1954年提出切削溫度解析方法[22]可知，當(dāng)切削厚度增加時(shí)，切屑剪切變形產(chǎn)熱流入切屑的比例R1增大，流入工件的比例1-R1減小，切削熱絕大部分由切屑帶走，以上兩方面的影響使得傳入工件的熱量基本不變，測(cè)量溫度基本不變。

由圖9（b）及圖10（b）可見，軸向力Fz大于徑向合力Fr，這是因?yàn)樵诼菪娍走^程中，同時(shí)存在底刃的連續(xù)鉆削及側(cè)刃的斷續(xù)銑削兩種加工形式，以銑削和鉆削方式去除材料的體積之比（R）可由式（2）計(jì)算[19]。計(jì)算可知本試驗(yàn)中銑削作用和鉆削作用的比例為4/9，鉆削比銑削的貢獻(xiàn)大，從而使軸向力Fz大于徑向合力Fr。

切削溫度對(duì)刀具狀態(tài)和鈦合金孔出口質(zhì)量有重要影響。溫度過高時(shí)使鈦合金切屑軟化，容易滯留在排屑槽中，甚至粘附于前刀面，導(dǎo)致切削刃的切削能力減弱，孔出口處的一部分材料靠刀具的擠壓去除，所以在出口處出現(xiàn)飛邊及毛刺現(xiàn)象。較高的切削溫度不僅降低加工孔的質(zhì)量，同時(shí)也影響刀具的使用壽命。

4 結(jié)論

開展了鈦合金螺旋銑孔試驗(yàn)研究，分析了加工參數(shù)對(duì)切削力、切削溫度及制孔質(zhì)量的影響，得出以下主要結(jié)論。

（1）在螺旋銑孔加工過程中，測(cè)量點(diǎn)的溫度由于傳熱與散熱相互影響而先上升后下降，局部溫度曲線呈周期性波動(dòng)，波動(dòng)周期即為刀具公轉(zhuǎn)周期。

（2）螺旋銑孔加工中Fx、Fy隨刀具的公轉(zhuǎn)呈周期性波動(dòng)，在每個(gè)周期內(nèi)，F(xiàn)x、Fy大小及變化趨勢(shì)一致，但存在90°的相位差。

（3）切削速度增加時(shí)，切削溫度明顯上升，切削力基本保持不變；軸向每齒進(jìn)給量及切向每齒進(jìn)給量增加，切削溫度無明顯變化，切削力上升。切削溫度是影響鈦合金加工孔表面質(zhì)量的主要因素。切削溫度高，切屑流動(dòng)性變差，容易粘附在排屑槽中堵塞刀具，降低刀具的切削能力，導(dǎo)致在工件表面出口處有大量毛刺存在，降低加工孔的質(zhì)量。

（4）在需同時(shí)保證加工效率及加工質(zhì)量的前提下，應(yīng)盡量選擇大的切向每齒進(jìn)給量、大的軸向每齒進(jìn)給量和較低的切削速度。

[1]顏鳴皋, 吳學(xué)仁, 朱知壽. 航空材料技術(shù)的發(fā)展現(xiàn)狀與展望[J]. 航空制造技術(shù)，2003(12): 19-25.

YAN Minggao, WU Xueren, ZHU Zhishou. Recent progress and prospects for aeronautical material technologies[J]. Aeronautical Manufacturing Technology， 2003(12): 19-25.

[2]曹春曉. 航空用鈦合金的發(fā)展概況[J]. 航空科學(xué)技術(shù)，2005(4): 3-6.

CAO Chunxiao. General development situation of titanium alloys for aviation[J]. Aeronautical Science and Technology，2005(4): 3-6.

[3]王海艷. 難加工材料螺旋銑孔動(dòng)力學(xué)研究[D].天津:天津大學(xué), 2012.

WANG Haiyan. Study on dynamics in helical milling of difficult-tocut materials[D]. Tianjin: Tianjin University, 2012.

[4]DENKENA B, BOEHNKE D, DEGE J H. Helical milling of CFRP-titanium layer compounds[J]. CIRP Journal of Manufacturing Science and Technology，2008, 1: 64-69.

[5]BRINKSMEIER E, FANGMANN S, RENTSCH R. Drilling of composites and resulting surface integrity[J]. CIRP Annals - Manufacturing Technology， 2011, 60(1): 57-60.

[6]IYER R, KOSHY P, NG E. Helical milling: an enabling technology for hard machining precision holes in AISI D2 tool steel[J].International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2007, 47(2): 205-210.

[7]SASAHARA H, KAWASAKI M, TSUTSUMI M. Helical feed milling with MQL for boring of aluminum alloy[J]. Journal of Advanced Mechanical Design Systems and Manufacturing, 2008, 2(6): 1030-1040.

[8]秦旭達(dá), 陳仕茂, 劉偉成, 等. 螺旋銑孔技術(shù)在航空制造裝配業(yè)中的發(fā)展應(yīng)用[J]. 航空制造技術(shù)，2009(6): 58-60.

QIN Xuda, CHEN Shimao, LIU Weicheng, et al. Development and application of hole helical milling technology in aviation manufacturing assembly industry[J]. Aeronautical Manufacturing Technology，2009(6): 58-60.

[9]單以才, 李亮, 何寧, 等. 飛機(jī)壁板柔性裝配螺旋銑孔單元的研制[J]. 工具技術(shù), 2012(10): 46-49.

SHAN Yicai, LI Liang, HE Ning, et al. Development of helical milling unit for airplane panel flexible assembly[J]. Tool Engineering，2012(10):46-49.

[10]王紅嵩. 難加工材料的螺旋銑孔技術(shù)研究[D].大連：大連理工大學(xué), 2012.

WANG Hongsong. Helical milling of difficult-to-cut materials[D].Dalian: Dalian University of Technology, 2012.

[11]LI H, HE G, QIN X, et al. Tool wear and hole quality investigation in dry helical milling of Ti-6Al-4V alloy[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2014, 71(5-8): 1511-1523.

[12]LI Z, LIU Q. Surface topography and roughness in hole-making by helical milling[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 66(9-12): 1415-1425.

[13]BRINKSMEIER E, FANGMANN S. Burr and cap formation by orbital drilling of aluminum[M]. Berlin: Springer, 2010: 31-45.

[14]QIN X, ZHANG X, LI H, et al. Comparative analyses on tool wear in helical milling of Ti-6Al-4V using diamond-coated tool and TiAlN-coated tool[J]. Journal of Advanced Mechanical Design, Systems and Manufacturing， 2014, 8(1).DOI:10.1299/jamdsm.2014jamdsm0004.

[15]孫曉太. CFRP/鈦合金螺旋銑孔專用刀具優(yōu)化與試驗(yàn)研究[D].天津: 天津大學(xué), 2012.

SUN Xiaotai. Optimization and experimental research of helical milling special tool for CFRP/Titanium alloy[D]. Tianjin: Tianjin University,2012.

[16]ARAI M, OGAWA M. Effects of high pressure supply of coolant in drilling of titanium alloy[J]. Journal of Japan Institute of Light Metals，1997, 47: 139-144.

[17]ZEILMANN R P, WEINGAERTNER W L. Analysis of temperature during drilling of Ti6Al4V with minimal quantity of lubricant[J]. Journal of Materials Processing Technology， 2006, 179(1):124-127.

[18]魏樹國(guó), 吳照銀, 馬光鋒. 鈦合金的切削加工性及其改善方法[J]. 工具技術(shù)，2005(12): 50-52.

WEI Shuguo, WU Zhaoyin, MA Guangfeng. Machining feature and improving method of titanium alloy[J]. Tool Engineering，2005(12): 50-52.

[19]BRINKSMEIER E, FANGMANN S, MEYER I. Orbital drilling kinematics[J]. Production Engineering，2008, 2(3): 277-283.

[20]LIU J, REN C, QIN X, et al. Prediction of heat transfer process in helical milling[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2014, 72(5-8): 693-705.

[21]王奔, 高航, 畢銘智,等. C/E復(fù)合材料螺旋銑削制孔方法抑制缺陷產(chǎn)生的機(jī)理[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2012(15): 173-181.

WANG Ben, GAO Hang, BI Mingzhi, et al. Mechanism of reduction of damage during orbital drilling of C/E composites[J]. Journal of Mechanical Engineering，2012(15): 173-181.

[22]張伯霖, 楊慶東.高速切削技術(shù)及應(yīng)用[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 2002:30.

ZHANG Bolin, YANG Qingdong. High speed cutting technology and application[M]. Beijing: China Machine Press, 2002:30.