鐵基非晶合金涂層切削工藝參數(shù)優(yōu)化和切削力預(yù)測(cè)

王 敏

北京化工大學(xué)機(jī)電學(xué)院，北京，100029

鐵基非晶合金涂層切削工藝參數(shù)優(yōu)化和切削力預(yù)測(cè)

王 敏

北京化工大學(xué)機(jī)電學(xué)院，北京，100029

采用響應(yīng)曲面法中的Box-Behnken 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法(BBD)，設(shè)計(jì)出四因素三水平的Fe基非晶合金涂層切削力實(shí)驗(yàn)方案，研究切削參數(shù)(切削速度、進(jìn)給量和切削深度)和刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對(duì)Fe基非晶合金涂層切削力的影響規(guī)律和影響因素，運(yùn)用方差分析法獲取了影響切削力分量的顯著性水平，得到低切削速度下Fe基非晶合金涂層的最佳切削工藝參數(shù)。通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的多元二次擬合，建立了Fe基非晶合金切削力最小二乘回歸預(yù)測(cè)模型，并通過(guò)實(shí)例驗(yàn)證了Fe基非晶合金涂層切削力預(yù)測(cè)模型的可行性和實(shí)用性。

Fe基非晶合金；噴涂層；響應(yīng)曲面法；切削工藝參數(shù)優(yōu)化；切削力預(yù)測(cè)

0 引言

噴涂層具有耐磨、耐蝕、隔熱、抗氧化、絕緣、導(dǎo)電和防輻射等特殊功能，噴涂技術(shù)被廣泛應(yīng)用于材料的表面處理、再制造工程和模具噴涂成形等領(lǐng)域，可起到良好的控形、控性和恢復(fù)零件尺寸的作用[1-2]。一直以來(lái)，高硬噴涂層的切削加工集中在磨削加工領(lǐng)域[3-5]，隨著復(fù)合加工技術(shù)的日臻成熟，用切削與豪克能復(fù)合加工技術(shù)替代噴涂層磨削加工技術(shù)已成為一種主流趨勢(shì)。基于此，本文針對(duì)新型Fe基非晶合金噴涂層，通過(guò)系統(tǒng)的車(chē)削加工實(shí)驗(yàn)，研究工藝參數(shù)對(duì)切削力的影響規(guī)律和工藝參數(shù)優(yōu)化方法。

1 涂層切削力實(shí)驗(yàn)

1.1實(shí)驗(yàn)方案

對(duì)于新材料切削工藝參數(shù)的優(yōu)化，實(shí)驗(yàn)優(yōu)化是常用的優(yōu)化方法[6-7]，因此，F(xiàn)e基非晶合金噴涂層切削力實(shí)驗(yàn)采用響應(yīng)曲面法(response surface methodology，RSM)中的 Box-Behnken 設(shè)計(jì)法[8-10]，研究單因素(切削速度vc、進(jìn)給量f、切削深度ap、刀具前角γo)及其交互作用對(duì)涂層切削力的影響顯著性，并尋求最優(yōu)切削工藝參數(shù)組合，實(shí)驗(yàn)方案的因素與水平見(jiàn)表1。

表1 切削力實(shí)驗(yàn)因素和水平

1.2實(shí)驗(yàn)條件

車(chē)削實(shí)驗(yàn)在裝備再制造技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室和北京理工大學(xué)微小型制造實(shí)驗(yàn)室共同研制的車(chē)銑復(fù)合加工中心上進(jìn)行，車(chē)削主軸功率為5 kW，轉(zhuǎn)速范圍20～2000 r/min，最小進(jìn)給量為1 μm/r，主軸修調(diào)50%～120%，進(jìn)給修調(diào)0～120%。測(cè)力系統(tǒng)采用Kistler公司的壓電式三向動(dòng)態(tài)測(cè)力儀(型號(hào)9257B)，電荷放大器(型號(hào)5017B)，PC機(jī)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(DynoWare)，測(cè)力系統(tǒng)中切削力的坐標(biāo)方向如圖1所示，其中，F(xiàn)x為切深方向徑向力，F(xiàn)y為進(jìn)給方向軸向力，F(xiàn)z為主切削方向切削力。

圖1 切削力測(cè)試系統(tǒng)示意圖Fig.1 Cutting force measuring system

試件基材為45鋼，規(guī)格為φ44 mm×155 mm，噴涂層成分為Fe基非晶合金(FeAlCrBSiNb非晶合金)，噴涂厚度為1 mm，噴涂后試樣規(guī)格為φ46 mm×155 mm(試樣見(jiàn)圖2)。刀片采用Kennametal公司PVD TiAlN涂層硬質(zhì)合金系列刀具，型號(hào)為Kennametal KC5010(ToolⅠ和 Tool Ⅲ)以及KC5025(Tool Ⅱ)，主要參數(shù)見(jiàn)表2，刀桿型號(hào)為PCLNR2525M12(株洲鉆石切削刀具公司)，與刀片裝夾方式相適應(yīng)。

圖2 實(shí)驗(yàn)試件Fig.2 Test sample

ToolⅠToolⅡToolⅢ材 質(zhì)PVD(TiAlN)硬質(zhì)合金PVD(TiAlN)硬質(zhì)合金PVD(TiAlN)硬質(zhì)合金型號(hào)CNMG120408CNMG120408CNMG120408編號(hào)KennametalKC5010KennametalKC5025KennametalKC5010前角(°)51015刀尖圓弧半徑(mm)0.80.80.8

1.3實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

RSM的Box-Behnken設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)方案及Fe基非晶合金涂層切削力測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表3。由表3可知，同組切削參數(shù)下，軸向切削力Fy最大，主切削力Fz大于徑向力Fx，說(shuō)明切削過(guò)程中，切削刀具主后刀面磨損比較嚴(yán)重，而側(cè)刃受力情況較為穩(wěn)定，其中，徑向力Fx最大值為65 N，軸向力Fy最大值為190 N，切削力Fz最大值為100 N，切削合力FH最大值為225 N，整個(gè)切削參數(shù)范圍內(nèi)被加工表面沒(méi)有出現(xiàn)涂層剝落和嚴(yán)重?fù)p壞情況，切削刀具也沒(méi)有出現(xiàn)崩刃、破損情況，說(shuō)明該組切削參數(shù)的設(shè)定和刀具的選擇合理。各分力中，軸向力Fy最大，是因?yàn)楫?dāng)切削用量小于刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)，即最大進(jìn)給量0.12 mm/r和最大切削深度0.3 mm小于刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)(0.8 mm刀尖圓弧半徑和5°前角)時(shí)，切削表現(xiàn)為“犁耕”效應(yīng)[11-12]。

表3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)及切削力測(cè)試結(jié)果

使用ToolⅡ可獲得切削力分量隨切削速度的變化曲線(xiàn)，其中，徑向力和主切削力隨著切削速度的增大而減小，而軸向力分量會(huì)隨切削速度的增大而略微增大。顯然，同組切削參數(shù)下，切削速度為70 m/min時(shí)進(jìn)給力分量最大，而且在較低切削速度和較高進(jìn)給量條件下所產(chǎn)生的切削力大于較高切削速度和較低進(jìn)給量條件下所產(chǎn)生的切削力，因?yàn)樵谳^低切削速度和較高進(jìn)給量條件下，刀具-切屑-工件間的摩擦抗力比較大。

使用ToolⅡ獲得切削力分量隨切削深度的變化曲線(xiàn)。進(jìn)給量和切削速度一定時(shí)，無(wú)論軸向力分量、徑向力分量還是主切削力分量都隨切削深度的增加而增大，表現(xiàn)出線(xiàn)性增大的趨勢(shì)，即切削深度每增加0.1 mm ，切削力分量增大的幅度為20～100 N。

刀具前角的變化顯著影響著切削力分量值。一般來(lái)說(shuō)，前角增大，切削力分量會(huì)減小，而Fe基非晶合金涂層分別在使用ToolⅠ和Tool Ⅲ的情況下，隨前角的增大，切削力分量反而會(huì)增大。當(dāng)切削速度、進(jìn)給量和切削深度一定時(shí)，刀具前角從 5°增大到15°，徑向力和主切削力呈明顯增大的趨勢(shì)。刀具前角的增大，一方面使Fe基非晶涂層的切削變得順暢；另一方面，高硬度涂層以及涂層中的硬質(zhì)相和增強(qiáng)顆粒會(huì)加劇刀具的磨損，使刀具和涂層間的摩擦阻力增大，宏觀(guān)上表現(xiàn)為切削力的增大。

2 基于方差分析的工藝參數(shù)優(yōu)化

應(yīng)用Minitab軟件對(duì)表3中的Fe基非晶合金涂層切削力分量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，其方差分析結(jié)果見(jiàn)表4～表6。

表4 徑向力Fx的方差分析Tab.4 Variance analysis with radial force Fx

表5 軸向力Fy的方差分析Tab.5 Variance analysis with axial force Fy

表6 主切削力Fz的方差分析Tab.6 Variance analysis with cutting force Fz

基于以上分析，切削深度是影響Fe基非晶合金涂層切削力分量的最顯著因素，隨后依次是刀具前角、進(jìn)給量和切削速度以及切削速度和切削深度的交互作用。噴涂層切削參數(shù)的優(yōu)化，以確保涂層與基體結(jié)合良好的最小切削力為優(yōu)化目標(biāo)，然后結(jié)合切削力分量影響因素的分析結(jié)果，綜合考慮，得出最優(yōu)切削參數(shù)組合為：切削速度80 m/min，進(jìn)給量0.06 mm/r，切削深度0.1 mm，刀具前角5°。

3 切削力優(yōu)化模型的建立

Fe基非晶合金涂層切削力隨著切削參數(shù)的變化不是嚴(yán)格意義上的線(xiàn)性單調(diào)變化，也不是冪函數(shù)的單調(diào)變化，而是有彎曲效應(yīng)的曲線(xiàn)或曲面，因此，F(xiàn)e基非晶合金涂層切削力的預(yù)測(cè)采用二次項(xiàng)和交互作用的多項(xiàng)式作為數(shù)學(xué)模型[14]，表示為

(1)

回歸分析時(shí)，通常將式(1)轉(zhuǎn)換為x1,x2,…,x9的線(xiàn)性模型：

Fi=bi,0+bi,1x1+bi,2x2+bi,3x3+bi,4x4+
bi,5x5+bi,6x6+bi,7x7+bi,8x8+bi,9x9

(2)

計(jì)算時(shí)先對(duì)切削參數(shù)進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理，即消除各切削參數(shù)的量綱影響并進(jìn)行數(shù)據(jù)的中心化處理(即數(shù)據(jù)的平移變換)：

(3)

j=1,2,…,p

運(yùn)用Minitab軟件，依據(jù)表3中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用最小二乘原理對(duì)式(2)進(jìn)行回歸計(jì)算，得到Fe基非晶納米晶合金涂層切削力的預(yù)測(cè)公式，其標(biāo)準(zhǔn)化后切削參數(shù)與切削力的關(guān)系可以簡(jiǎn)化為

(4)

設(shè)變量xj中,j的實(shí)際變化范圍是j=1,2,…,m，記區(qū)間的中心點(diǎn)為x0i=(x1i+x2i)/2，區(qū)間的半長(zhǎng)為[x1i,x2i]，i=1,2,…,m，作如下m個(gè)線(xiàn)性變換：

Δi=(x2j-x1j)/2

(5)

將式(4)中標(biāo)準(zhǔn)化變量按照式(5)還原為原始變量，依據(jù)切削力分量的回歸分析結(jié)論，去掉非顯著影響項(xiàng)后，回歸模型可以較為充分準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)切削力，其模型表示為

(6)

為檢驗(yàn)切削力預(yù)測(cè)模型的預(yù)測(cè)可靠性，對(duì) ToolⅠ在三組切削參數(shù)下的切削力進(jìn)行預(yù)測(cè)與檢驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表 7。

表7 Fe基非晶納米晶涂層切削力預(yù)測(cè)值與實(shí)際值比較Tab.7 A comparison between the predicted value and the actual value about cutting force ofFe-based amorphous alloy coatings

4 結(jié)論

(1)Fe基非晶合金切削實(shí)驗(yàn)采用RSM的Box-Behnken實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，研究后發(fā)現(xiàn)切削力分量中徑向力和主切削力隨切削速度的增大逐漸減小，軸向力隨切削速度的增大略微增大，這三個(gè)切削力分量均隨切削深度的增加線(xiàn)性增大；刀具前角從5°增大到15°，切削力分量呈明顯增大的趨勢(shì)。

(2)Fe基非晶合金切削實(shí)驗(yàn)方差分析后發(fā)現(xiàn)，切削參數(shù)中切削深度對(duì)Fe基非晶合金涂層切削力分量影響最為顯著，隨后依次是刀具前角、進(jìn)給量和切削速度以及切削速度和切削深度的交互作用。

(3)獲得了Fe基非晶合金最優(yōu)切削工藝參數(shù)：vc=80 m/min，f=0.06 mm/r，ap=0.1 mm，γo=5°，以及較為實(shí)用的切削力預(yù)測(cè)模型。

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CuttingParameterOptimizationandCuttingForcePredictionforFe-basedAmorphousAlloySpray-fusedCoatings

WANG Min

School of Mechanical Engineering，Beijing University of Chemical Technology，Beijing，100029

The RSM of Box-Behnken design (BBD) was adopted in cutting force experiments about Fe-based amorphous alloy spray-fused coatings. And then four factor and three level tests of Fe-based amorphous alloy spray-fused coating machining scheme were designed by means of BBD experiments. The influence laws of tool and cutting parameters (cutting speed，feed and cutting depth) on cutting force components were analysed and these influence reasons were discussed. Significant levels of factors affected the cutting force components were obtained by the applications of variance analysis method, which offered the optimum cutting parameters in lower cutting speeds. According to multiple quadratic fitting of testing data, the least square regressive method predictive formula for the cutting forces of Fe-based amorphous alloy spray-fused coating was established. Finally, the feasibility and practicability of the models for cutting forces was verified through practical examples.

Fe-based amorphous alloy; spray-fused coating; response surface method(RSM); cutting parameter optimization;cutting force prediction

TG560

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.21.019

2016-12-15

循環(huán)經(jīng)濟(jì)和資源節(jié)約重大示范項(xiàng)目(2111301)

(編輯陳勇)

王敏，男，1978年生。北京化工大學(xué)機(jī)電學(xué)院高級(jí)工程師。研究方向?yàn)檠b備再制造技術(shù)以及難加工材料加工技術(shù)。E-mail:wangmin@mail.buct.edu.cn。