06Cr18Ni11Ti深孔鉆削軸心線偏斜機理研究

劉戰鋒，孫力強，韓曉蘭，劉 輝，王 宇

(西安石油大學機械工程學院，西安 710065)

0 引言

06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼是一種常用的無磁性高合金鋼，它具有抗晶間腐蝕能力強、焊接性能良好、耐高溫高壓等特點，被廣泛用于軍工、核電等各種高端領域的耐蝕管路中[1-2]。但06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼的導熱性差、塑性高、加工硬化嚴重，導致該材料的深孔加工難度大大提高，深孔軸心線也容易發生偏斜[3]。一般在長徑比大于50的深孔中，軸心線不易控制，如果不及時調整加工過程，偏斜量將隨著孔深的增大而急劇增大[3]，造成工件的報廢。因此研究深孔軸心線偏斜具有非常重要的理論和實踐意義[2]。目前國內外對該材料深孔鉆削的軸心線偏斜研究甚少。

本研究采用理論分析、仿真分析和試驗研究相結合的方法，對06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼深孔鉆削的軸心線偏斜進行了預測。首先建立了軸心線偏斜預測的理論模型，其次利用ABAQUS軟件仿真分析了在一定轉速、不同進給量的情況下，06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼在深孔鉆削時的軸心線偏斜量的變化情況，最后通過試驗驗證了有限元模型的準確性，有效預防了深孔軸心線的偏斜問題。

1 深孔鉆削軸心線偏斜量的理論分析

1.1 深孔軸心線偏斜的數學模型

在深孔鉆削過程中，由于加工環境和工藝性特殊，鉆桿在自身重力與軸向力的作用下容易發生彎曲，產生入鉆傾角[3]。因為在加工時主要通過導向套和刀具導向塊來支撐導向。根據材料力學中梁的受力分析，可將深孔鉆桿系統簡化為一端固定，一端絞支的簡支梁模型，如圖1所示。

圖1中，A為導向套支撐點，B為鉆頭導向塊位置；θA為鉆桿在導向套處的轉角，θB為鉆頭導向塊處的轉角；G為鉆桿的重力；L為導向套與鉆頭導向塊的距離，Lx為刀尖與導向塊的距離；F為鉆頭所受的軸向力。

圖1 鉆桿力學模型

在實際鉆削過程中，鉆桿在重力和軸向力的作用下受壓變形，鉆桿的軸心線與工件進給方向的軸心線產生偏差。此時的偏差值δ等于鉆桿在重力作用下的偏移量δG與軸向力作用下的偏斜量δF之和[4]。

基于圖1，結合材料力學[5]的彎曲變形知識得：

(1)

(2)

(3)

其中，E為鉆桿的彈性模量，MPa；I為鉆桿截面的慣性矩，mm4。

所以，鉆桿在重力與軸向力作用下的偏斜量為：

(4)

根據公式(4)將軸心線偏斜問題轉化為軸向力隨孔深的變化問題。通過ABAQUS有限元軟件獲得奧氏體不銹鋼在加工過程的軸向力變化情況，并結合公式(4)計算出深孔加工中鉆頭的理論軸心線偏斜量，從而為后續深孔鉆削過程中的糾偏奠定了理論基礎。

1.2 深孔軸心線偏斜的測量方法

目前測量深孔軸心線偏斜的主要方法是壁厚法。利用超聲波壁厚儀在工件上隔300～400 mm測量鉆削后各個方向的壁厚值，計算出每段的偏心距，即可判斷出深孔軸心線是否發生偏斜[3]。圖2為深孔軸心線偏斜的剖面圖。

圖2 深孔軸心線偏斜剖面圖

如圖2所示，設棒料中心為理想的深孔中心O，實際加工的深孔中心為O′，棒料的直徑為R，待測偏心距為e=OO′。利用超聲波壁厚儀分別測量出待測棒料各個方向的壁厚值：AA′、BB′、CC′、DD′，由圖2得到幾何關系：

(5)

由公式(5)可計算出各個截面的理想中心與實際深孔中心的偏心距，并進行分析，間接反映了深孔軸心線的偏斜情況：若偏心距的變化趨勢變大了，則說明深孔鉆削過程中軸心線發生偏斜。

2 深孔鉆削的仿真模擬

為獲得06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼深孔鉆削中切削力隨孔深的變化情況，本研究基于現有的試驗條件，采用ABAQUS/Explicit建立了深孔鉆削的仿真模型，針對轉速相同、進給量不同的情況進行了仿真。

2.1 仿真模型的建立

(1)材料模型分析

根據材料特性，建立材料的Johnson-Cook本構模型。鉆頭與工件的材料特性[7-9]，如表1所示。

表1 鉆頭與工件的材料特性

Johnson-Cook模型表達式為：

(6)

式中，σ是Mise等效應力，MPa；A、B、n、C、m為材料本構參數，ε為等效塑性應變；ε0是等效塑性應變的參考值；T表示加工時工件的變形溫度，K；Tm是工件的熔點，K；Tr為室溫，此處取298 K。

上述參數A、B、C、m、n都與材料有關[10]。選取參考文獻相關的參數[11-12]：A為215，B為1100，C為0.015，m為0.7，n為0.5。

(7)

為提高該材料的仿真可信度，采用John-Cook剪切失效模型[8]。通過判斷工件材料單元上的失效參數ω是否大于1來確定是否產生切屑(單元分離)。失效參數ω的表達式：

(8)

(2)仿真模型分析

導入簡化的BTA鉆頭模型，并設鉆頭為剛體[13]。圖3表示的是深孔鉆削初始階段的裝配圖。根據實際加工條件，設置工件側面為固定約束，刀具與工件采用表面與表面接觸的方式。

圖3 BTA鉆頭與工件的接觸

(3)網格的劃分

由于設置BTA深孔鉆頭為剛體，在有限元網格劃分時，對鉆頭采用四節點線性四面體網格(C3D4)進行劃分；在保證網格不畸變且收斂的情況下，對工件采用掃掠的技術劃分8節點線性六面體網格(C3D8R)[10-11]。網格劃分共產生164 456個單元和155 574個節點，劃分的網格如圖4所示。

圖4 網格劃分

2.2 仿真結果分析

由于試驗工件太長，運行成本高、穩定性較差，此處簡化為10 mm。為獲得不同進給量下的軸向力，設主軸轉速n=255 r/min，進給量取0.02 mm/r、0.03 mm/r和0.04 mm/r分別進行仿真分析。如圖5所示。

(a) 進給量為0.04 mm/r (b) 進給量為0.03 mm/r

(c) 進給量為0.02 mm/r圖5 不同進給量下軸向力的變化

從圖5可以看出，軸向力在初始階段(0～7 s內)很小，原因是鉆頭剛開始運動，對工件主要是擠壓作用。隨著深孔鉆削的進行，軸向力迅速增大。當鉆頭完全進入加工件(8～32 s)時，軸向力變動幅度不大，切削趨于正常。當工件將要加工完成時(33～34 s)，軸向力迅速降低為0。曲線與實際加工過程較為一致。

圖6為進給量0.03 mm/r時，深孔開始鉆削的應力云圖。由圖知當刀具與工件剛開始接觸時，工件產生了擠壓變形，沖擊與振動較大，應力較大。為保護刀具和提高鉆孔的入鉆精度，在鉆削前對工件預加工一個φ8 mm、深2 mm的盲孔，如圖7所示。

圖6 應力云圖 圖7 修整后的工件

圖8表示刀具完全進入工件，穩定切削階段的應力。當深孔鉆削進入穩定切削階段時，分別求得相同轉速、不同進給量下的平均軸向力。如圖9所示。

圖8 穩定切削階段的應力 圖9 平均軸向力變化曲線

參照公式(4)可計算出，鉆削穩定階段每一秒的軸向力，所對應的深孔軸心線偏斜量δ。通過判斷每一段的偏斜量δ的變化趨勢來判定軸心線是否發生偏斜。經計算，在轉速255 r/min、進給量為0.04 mm/r的工藝參數下，平均軸向力最大，深孔軸心線偏斜量δ也最大。在轉速255 r/min、進給量為0.02 mm/r的工藝參數下，深孔軸心線偏斜量δ最小。由于實際生產需要考慮加工效率與加工精度，所以選擇轉速為255 r/min、進給量為0.03 mm/r的工藝參數可以有效減小深孔軸心線偏斜量，提高加工產品的質量。

圖10為進給量為0.03 mm/r、轉速為255 r/min時的理論偏斜量(由式(4)計算得出)。

圖10 仿真過程中的理論偏斜量

由圖10所知，在進給量為0.03 mm/r、轉速為255 r/min的工藝參數下，偏斜量隨著鉆孔深的增大而增大。但整體增大的速度較慢，在孔深4～8 mm時，偏斜量增長比較快，這是因為在這一段發生了輕微的震動，軸向力變大導致。由圖10可以擬合出深孔軸心線的理論偏斜量的表達式：

δ=10-14h4+2×10-12h3+4×10-9h2+4×10-11h-10-11

(9)

式中，h為加工孔深度，δ為仿真過程中的理論偏斜量。

通過公式(9)計算出深孔鉆削過程中軸心線的偏斜量，避免了因工件太長而導致的仿真不準確現象。當工件長度為3300 mm時，仿真過程中的軸線偏斜量為1.3 mm。

3 試驗驗證

3.1 試驗條件

06Cr18Ni11Ti不銹鋼化學成分及力學性能見表2、表3。

表2 06Cr18Ni11Ti無磁不銹鋼化學成分(質量分數%)

表3 06Cr18Ni11Ti力學性能

由表2、表3可以得出該材料的Cr/Ni含量較高，強度硬度、焊接性能及耐腐蝕性能較好。欲加工得到φ40 mm的通孔，通常采用深孔鉆削的加工方案，并對深孔鉆削軸心線偏斜機理進行研究。

06Cr18Ni11Ti不銹鋼深孔鉆削的關鍵技術：

(1)試驗材料：06Cr18Ni11Ti奧氏體不銹鋼，總長3300 mm、直徑φ70 mm。

(2)試驗設備：T2120A×8m深孔鉆鏜床。因最大鉆削深度為3300 mm，選用鉆桿長度4000 mm。

(3)試驗方法與工藝參數。根據該材料的特性，試驗采用BTA深孔鉆削系統和工件旋轉—刀具進給的深孔鉆削方式[3]，在主軸轉速n=255 r/min，進給量f=0.010～0.050 mm/r的工藝參數下進行鉆削，并選用20#機械油進行冷卻。

(4) 深孔鉆削刀片的選擇。考慮到06Cr18Ni11Ti不銹鋼材料的難加工性和刀具的耐用性，一般采用YG8或 YG813類硬質合金作為刀具材料[3]。深孔鉆頭采用多刃內排屑結構，前角γ0取8°。

(5)合理的鉆尖偏心距e。合理的鉆尖偏心距可以加強導向使得鉆削穩定和提高加工表面的質量[3]。通常鉆尖偏心距e為0.08d0～0.1d0(d0為鉆頭直徑)，因此取鉆尖偏心距為3.2 mm。

3.2 結果與分析

利用超聲波壁厚儀測量出試驗(鉆削加工)后深孔的壁厚值，如圖11所示。通過公式(5)計算出深孔鉆削各深度的偏心距，偏心距的變化趨勢由圖12表示。由圖11和圖12可以看出，該工件的軸心線偏心距在1～3 mm之間，在3240 mm時軸心線偏心距達到最大為2.8 mm。這是因為在鉆削過程中發生了輕微振動，可以通過調整裝夾位置或附加支撐來控制偏斜量。

圖11 試驗測量的棒料壁厚

圖12 試驗中偏心距變化趨勢

從仿真與試驗分析的結果(圖10和圖12)可以看出，二者誤差比較大，這是由于仿真加工過程是在模型簡化的基礎進行的，而實際深孔加工過程中軸心線的偏斜也會受到機床剛度、鉆桿的剛度、裝夾的精度、材料硬質點、刀具及導向塊、切削液的流量等多個因素的綜合影響。為了提高仿真模型的精度，對仿真分析所獲得的結果進行了修正。修正后各深度仿真分析的理論偏斜量表達式：

σi=f(hi)×δi

(10)

圖13 修正的函數

經計算，修正后的理論軸心線偏斜量與實際軸心線偏斜量的對比分析如圖14所示，兩者的最大誤差為18.6%，最小誤差為0.4%。所以除最后一個測量點外，修正后的仿真模型誤差相對較小，準確性較高，為有效預防深孔軸心線的偏斜奠定了基礎。

圖14 修正后的理論軸心線偏斜量與實際軸心線偏斜量的對比

4 結論

本文采用理論分析、仿真分析和試驗研究相結合的方法，分析了06Cr18Ni11Ti不銹鋼在深孔鉆削過程中軸心線偏斜的機理。得出以下結論：

(1)通過理論分析，建立起深孔軸心線偏斜與軸向力之間的數學模型。

(2)通過仿真分析了轉速固定、進給量不同時，軸向力的大小也不一樣，對于深孔軸心線偏斜的影響程度也不一樣。當進給量為0.04 mm/r時，隨著孔深的增加，深孔軸心線偏斜量最大；當進給量為0.02 mm/r時，深孔軸心線的偏斜量最小。綜合考慮加工精度與加工效率，選用進給量為0.03 mm/r、轉速為255 r/min的工藝參數。

(3)對比分析修正后的理論軸心線偏斜量和實際軸心線偏斜量，可得到最大誤差為18.6%，最小誤差為0.4%，為預防深孔軸心線偏斜奠定了基礎。