增減材復合加工TC4高精度孔試驗對比研究

石文天，李季杭，劉玉德，閆天明，林宇翔，王林

增減材復合加工TC4高精度孔試驗對比研究

石文天，李季杭，劉玉德，閆天明，林宇翔，王林

（北京工商大學 人工智能學院，北京 100048）

提升增材制造鈦合金孔的表面精度和質量。在一定的切削速度下，通過改變進給速度，對比分析經選區激光熔化（Selective Laser Melting，SLM）成形的試樣采用直接鉆削和成形預制孔后再鉆削的加工方式后，試樣的表面質量、尺寸精度和切削力信號等的變化情況。SLM成形原始孔的實際尺寸普遍小于理論尺寸，主要原因是其存在塌陷區域和粉末黏附區。采用進給速度20 mm/min并配合SLM成孔后再加工的方式，得到的孔結構的加工質量表現相對最好，毛刺相對最少，尺寸誤差最低達到了22 μm，且軸向切削力整體最低，最大切削力下降了約29%，平均切削力下降了約61%。經增材制造成形再進行鉆削加工后，其整體切削力顯著低于對增材板件直接鉆削的切削力，且前者切削力的波動相較于后者更大，并具有一定的周期性。經SLM成孔后，再采用鉆削加工后，刀具更加耐破損，但是其耐磨損性較差，主要原因是刀具與殘留在原始孔周圍的金屬粉末相互摩擦，加劇了刀具的磨損。SLM成孔后再鉆削加工方式會產生離散的粒狀和節狀切屑，且其尺寸普遍較小，寬度為30 μm左右，切屑可以被有效排出，減少了積熱；在直接加工方式下主要為帶狀切屑，切屑連續且尺寸較大，寬度為300 μm左右，這不利于切屑的排出，導致刀具排屑困難、積熱嚴重。增減材復合加工TC4鈦合金可以獲得高精度孔，且其尺寸誤差最低為22 μm。

增減材復合加工；鈦合金；高精度孔；表面質量

選區激光熔化（Selective Laser Melting，SLM）是應用最廣泛、研究最多的金屬增材制造（Additive manufacturing，AM）技術，它屬于粉床熔化技術[1-5]。由于SLM成形技術具有成形精度和表面質量較差等缺點[6-7]，所以提升SLM成形技術的精度和質量是亟須解決的問題。目前，提升SLM成形精度和質量的主要方式是采用精密切削加工技術，該技術的精度高、效率高、適應性強，被廣泛應用于制造領域[8-10]。Fortunato等[11]對采用SLM生產的18Ni（300）馬氏體時效鋼零件進行了銑削加工實驗研究，獲得了表面粗糙度低至0.175 μm的樣件。Du等[12]采用選區激光熔化與銑削復合成形的方式制備了工業模具，其幾何尺寸精度和表面質量較好，致密度高達99.2%。Zhu等[13]研究了鈦合金鉆孔性能，通過鉆孔入口和出口的應力確定斷裂的位置，并歸類出3種毛刺（鉆帽毛刺、均勻毛刺和冠狀毛刺）。上述研究大部分集中于加工平面結構或僅對鑄造鈦合金進行加工，對于某些復雜結構的零件（如多孔結構、內表面復雜結構、嵌套結構等）大多采用增材制造技術進行整體加工。同時，由于在后續裝配定位和使用場景中對這些零件又有高精度孔的要求，而采用增材制造加工后其精度較差，使成形后的試樣裝配較困難，所以需采用增減材復合工藝進行高精度制孔。由此，文中擬研究基于高精度孔的要求，在一定的切削速度下，通過改變進給速度，對SLM成形試樣經直接鉆削、預制孔鉆削的加工方式后增減材復合加工孔的工藝進行對比研究。觀察加工后試樣的表面質量、尺寸精度、刀具磨損等情況，優選加工參數和方式，實現增減材復合加工高精度孔的成形，并探究其相應的機理。在刀具選擇方面，銑刀具有較強的適用性，銑刀的制孔表面質量和內壁質量較好，制孔尺寸精度較高；銑刀一般為四刃，涂層種類更加豐富，可適用硬度范圍較廣；鉆頭一般為雙刃，鋒利程度不如銑刀。四刃銑刀大多比雙刃鉆頭的排屑性能更好，四刃銑刀的每齒切削量更小，排屑及散熱性能更好；銑刀的懸伸量一般較小、剛度較大，刀具前端徑向跳動較小，刀具不易被折斷，因而制孔質量得到提升；較小直徑的鉆頭往往其剛度難以得到保證。同時，綜合其他學者針對銑刀加工金屬試樣制孔的研究基礎[14-16]，文中試驗選用銑刀制孔。

1 試驗

1.1 SLM成形方法

試驗材料采用TC4鈦合金粉末（由氣霧化法制備），粉末的粒徑為15～53 μm，粉末的顆粒形態和成分含量如圖1和表1所示。這里采用金屬3D打印機（AM400，Renishaw plc，London，UK）作為SLM的成形設備，最大功率為400 W，激光波長為1 075 nm，在連續脈沖激光模式下激光器光束的直徑為70 μm，成形零件的最大尺寸為250 mm×250 mm×300 mm。

基于前期研究[17-18]并綜合Gupta等[19]的研究，得到了SLM成形參數，此工藝參數可以提升成形質量，并減少表面缺陷，SLM的成形參數選擇如表2所示。

圖1 TC4鈦合金粉末形貌SEM

表1 TC4鈦合金粉末成分含量

Tab.1 Chemical composition of TC4 titanium alloy powder.

表2 SLM成形工藝參數

Tab.2 Technological parameters of SLM forming

1.2 制孔方法

試驗分別使用直徑為0.5～3 mm（增量為0.5 mm）的 AlTiN 涂層硬質合金平頭銑刀（螺旋角為55°），詳細參數如表3所示。

文中試驗研究了在主軸速度為6 000 r/min時，不同孔直徑所導致的切削速度變化和進給速度（10～30 mm/min，增量為10 mm/min）對SLM試樣制孔質量的影響。TC4鈦合金材料的基本參數和SLM試樣的拉伸性能如表4—5所示。試驗選擇SLM試樣直接鉆削和預制孔鉆削等加工方式，其中SLM試樣直接鉆削指直接在SLM板件的表面鉆削制孔；預制孔鉆削的加工方式指先通過SLM技術成形出預制孔后，再通過鉆削擴孔，試樣的尺寸及相應實物如圖2所示。

制孔工藝加工設備為微小型精密雕銑機，其最高轉速可達12 000 r/min，進給速度最高可達6 m/min，主軸根部跳動精度在5 μm以內。使用切削測力儀（Multichannel charge amplifier type 5070）測量制孔過程中的切削力，鉆削加工研究平臺如圖3所示。使用飛納掃描電子顯微鏡（Phenom XL，分辨率為20 nm）、基恩士超景深顯微鏡（VHX–600）觀測加工前后試樣的變化情況。利用電火花線切割機將SLM試樣的制孔區域切開，并觀察孔壁的表面質量和特征。同時，收集不同加工工藝下的切屑，利用掃描電子顯微鏡觀察切屑的形態及刀具的磨損狀態，探究其加工機理。

表3 銑刀尺寸參數

Tab.3 Size parameters of milling cutter

表4 TC4鈦合金材料的基本參數

Tab.4 Basic parameters of TC4 titanium alloy material

表5 SLM成形TC4鈦合金材料的拉伸性能

Tab.5 Tensile properties of TC4 titanium alloy material formed by SLM

圖2 試樣的尺寸及相應實物

圖3 鉆削加工研究平臺

2 結果與討論

2.1 SLM成形原始孔表面形貌

對SLM試樣成形試樣的表面形貌進行了觀察，如圖4所示，結果表明，在不同尺寸SLM成形孔結構下的形貌具有較大的差異。通過觀察發現，SLM成形孔結構的實際尺寸普遍小于理論尺寸，主要原因是存在2種缺陷區域，分別是塌陷區和粉末黏附區，這些區域使得其內孔表面較粗糙、孔徑變小，如圖4所示。當孔徑為0.5、1 mm時，成形孔被塌陷區域和粉末黏附區域所填充，使得成形孔完全被覆蓋。其原因是當成形孔的尺寸較小時，孔壁面積較小，由于SLM的成形溫度較高，熱量無法及時散發，導致無法較快地冷卻孔邊緣的熔道，使得熔體充分流動，形成了塌陷區域。孔內堆積的粉末在較高溫度的作用下，部分粉末會熔化，并黏附在塌陷區域邊緣，形成了粉末黏附區，如圖4a、b所示。隨著成形孔尺寸的增大，孔壁面積逐漸增大，孔周圍的熱量散發得較快，使熔體獲得了較快的冷卻速度，從而減小了塌陷區域，減少了粉末的黏附，如圖4c—f所示。

圖4 SLM成形孔結構表面形貌

通過超景深顯微系統對SLM成形原始孔的實際直徑進行了測量，如圖5所示，結果表明，SLM成形原始孔的直徑遠小于理論尺寸，產生這種現象的原因是存在塌陷區和粉末黏附區，它們阻礙了孔的形成。SLM成形孔的直徑比理論直徑小970 μm左右，其中，直徑為500 μm和1 000 μm的孔會被完全堵塞。由于SLM成形原始孔的尺寸與理論尺寸存在較大差距，在實際應用過程中尺寸誤差會導致零件無法進行裝配或者定位不準，所以需要采用減材加工來提升孔的精度。

圖5 SLM成形不同直徑孔的原始尺寸

為了進一步探究SLM成形孔的缺陷及機理，將孔縱向切開，并利用掃描電鏡觀察SLM成形原始孔的內部結構，如圖6所示。由于在SLM成形時會產生較大的溫度梯度和極快的冷卻速度[20-22]，所以在對每層成形時會產生較大的熱量，隨著成形層的堆疊，熱量積累會逐漸增多，而鈦合金的散熱性較差[23-24]，所以成形孔結構會出現如圖6a所示的粉末黏附和塌陷等現象。同時，如圖6b所示，由于SLM成形時通常會對試樣邊緣進行邊界掃描，在這些因素的作用下，孔結構的實際尺寸遠小于理論尺寸，造成試樣的孔尺寸精度低和成形質量較差等現象。此外，從孔結構的縱向來看，塌陷區具有分層的特點，每層塌陷區域的厚度大約為200 μm，如圖6c所示。粉末黏附大多發生在各塌陷區的邊界處，原因是塌陷區邊緣積聚了較多熱量，導致粉末更容易黏附在邊界處。研究發現，相較于頂部，金屬粉末更容易黏附在孔的底部，原因是底部成形較早，且與基板結合較好，在成形過程中熱量不斷地從試樣頂部傳導至基板，且底部周圍被大量金屬粉末所覆蓋，熱量更難散發，最后導致底部的溫度升高，從而使得較多粉末黏附在孔結構的底部。

圖6 SLM成形孔結構塌陷與粉末黏附區域的形成原理及孔壁SEM

2.2 鉆削加工后孔的形貌

2.2.1 孔表面形貌與尺寸精度

對鉆削加工后的SLM試樣表面形貌進行了觀察，如圖7所示，結果表明，采用鉆削加工可以大幅提升SLM成形孔結構的尺寸精度，在不同加工方式下，孔的質量具有一定的差異性。在增材板件直接鉆削的加工方式下，采用進給速度20 mm/min的試樣，其成形孔的質量較好，如圖7b所示。

為了探究不同加工方式下孔的尺寸精度情況，對鉆削加工后的孔直徑進行了測量，得到了尺寸誤差，并計算了不同加工參數下的切削速度，最終獲得了不同加工方式下切削速度和進給速度的尺寸誤差，結果如圖8所示。整體來看，切削速度的增加會顯著提升孔的尺寸精度，且在進給速度20 mm/min下，加工的尺寸誤差整體最低，精度相對最高。在不同的加工方式下，尺寸精度具有顯著差異性。在增材板件直接鉆削的加工方式下，整體尺寸的誤差較高，其中尺寸誤差最大達到了256 μm，此時切削速度為19 m/min，進給速度為30 mm/min；尺寸誤差最小為37 μm，此時切削速度為47 m/min，進給速度為20 mm/min。當切削速度進一步增加時，尺寸誤差略微上升。出現該情況的原因可能是當切削速度較小時，刀具刃口的切削阻力較大，試樣與刀具會發生劇烈摩擦，這不利于高精度加工，同時也會降低刀具的壽命。隨著切削速度的增加，刀具切削阻力逐漸減小，使加工的尺寸精度逐漸提升。雖然更大的切削速度可以產生更低的切削阻力，但是切削時會產生較大的熱量，使刀具溫度劇烈升高，這不利于加工高精度孔，同時也降低了刀具的壽命。其中，尺寸誤差最大達到了196 μm，此時切削速度為9 m/min，進給速度為30 mm/min，相較于直接鉆削的加工方式，其最大尺寸誤差下降了約23.4%。當切削速度為47 m/min，進給速度為20 mm/min時，尺寸誤差最小（22 μm），如圖8b所示。相較于直接鉆削的加工方式，SLM成孔后再鉆削加工方式下的平均尺寸誤差下降了約22.7%，孔的尺寸精度得到大幅提升。

圖7 在增材板件直接鉆削的加工方式下SLM試樣制孔的表面形貌

圖8 不同加工方式下孔的尺寸誤差

2.2.2 孔邊毛刺

為了進一步探究不同加工方式對孔結構的影響，對加工后孔邊緣進行了觀察，如圖9所示。結果表明，采用進給速度20 mm/min配合SLM成孔后再鉆削孔加工方式的毛刺相對最少，孔邊界更清晰，如圖9e所示。從圖9可以看出，SLM成孔后再鉆削孔加工方式的毛刺顯著少于直接鉆削的加工方式。產生這種現象的原因是SLM成形孔的邊緣與塌陷區域結合得不緊密，較容易被去除，因而經SLM成孔后再鉆削的方式加工后，孔的邊界較清晰，且毛刺較少。同時，得益于SLM成形時的邊界掃描工藝，原始孔的邊緣更加清晰，在鉆削加工時更有助于減少毛刺現象的發生。采用直接鉆削加工需要破壞已成形的完整表面，而試樣表面各熔道之間的搭接較為緊密，雖然能夠加工出孔結構，但是孔入口處邊緣的毛刺無法有效脫離基體，無法有效去除毛刺，因而采用直接鉆削加工方式制得的孔的質量較差，如圖9a—c所示。另外，直接鉆削加工的單位時間去材率較高，刀具所受軸向力較大，初始接觸時刻的刀具徑向跳動較為劇烈，主副切削刃對材料的剮蹭現象明顯，極易在孔口邊緣形成毛刺。經研究發現，隨著進給速度的增大，入口毛刺的形態會發生變化，在進給速度為10 mm/min時，以微小卷邊未脫離毛刺為主，當進給速度達到30 mm/min時，以粗大條狀脫離毛刺為主。除了由刀具初始接觸的沖擊所致外，較大的進給速度也會使刀具的受力激增，導致副切削刃不能形成穩定的切削狀態，如圖9所示。

2.2.3 孔內壁形貌

為了探究加工后孔的質量，利用線切割機將試樣切開，并進行觀察，如圖10所示。結果表明，對SLM試樣進行鉆削加工可以有效去除成形孔周圍的塌陷及粉末黏附部分，并能顯著提升孔結構側壁的表面質量，如圖10所示。研究還發現，在不同加工方式下孔壁的質量存在一定的差異性。在SLM成形中基體會出現孔隙現象[25-27]，在一定程度上無法絕對避免孔隙問題，如圖10a、b所示。在切削加工過程中，SLM試樣基體內的孔隙會對加工后的孔壁質量產生較大的影響，不同加工方式的影響程度也不同。在直接鉆削加工方式下，孔壁產生了較大的裂紋，出現了由孔隙導致的孔壁塌陷現象，如圖10e、f所示。發生這種現象的原因是刀具在鉆削過程中產生了徑向力，主要通過主切削刃邊緣與后刀面將力傳遞至孔壁，導致孔壁孔隙部分發生了塌陷，將孔隙周圍的基體部分擠壓至孔隙中，如圖10b、e、f所示。此外研究還發現，在直接鉆削加工孔時，在孔壁的孔隙周圍存在一定數量的裂紋，裂紋的擴展方向多呈現橫向分布，如圖10e、f所示，產生此現象的原因是在基體塌陷的過程中材料發生了變形。尺寸相對較大的孔隙在鉆削加工后的這種現象會更加明顯，甚至在孔隙周圍的基體也會發生撕裂現象，如圖10f所示。在直接鉆削加工方式下，孔結構壁面的塌陷和裂紋缺陷會導致孔結構質量變差，甚至在實際生產使用過程中會縮短零件的壽命。在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，試樣也會發生一定的塌陷和裂紋缺陷，由于孔結構周圍的塌陷和粉末黏附區與基體結合得并不緊密，且在鉆削過程中去除基體的體積更小，刀具對孔壁面的擠壓程度相對減小，所以塌陷和裂紋現象并不明顯，如圖10d所示。同時，對孔壁面進行了點EDS能譜分析，如圖10f所示，結果表明，孔壁面主要由O、Al、V、Ti、N等元素組成，其中氧的含量最高（質量分數為70.3%），產生此現象的原因是在刀具對基體進行切削時，溫度較高，且刀具與孔壁面發生了劇烈摩擦，基體在劇烈摩擦下與空氣中的氧氣發生了氧化現象，導致孔壁面的氧含量升高。此外研究還發現，壁面還存在質量分數為6.8%的N元素，產生這種現象的主要原因是基體材料為TC4鈦合金，其中的Ti元素在切削時會與空氣中的氮氣發生反應，形成氮化鈦，并分布在孔壁上；另一個原因是刀具涂層材料為AlTiN，由于鈦元素的親和性和合金的難加工性[28]，在鉆削加工過程中涂層中部分AlTiN物質會黏附在孔壁，造成孔壁中的N元素含量上升，如圖10f所示。

圖9 不同加工方式下SLM試樣孔結構邊界的微觀形貌

圖10 不同加工方式下SLM試樣孔結構邊界微觀形貌

2.3 切削力信號分析

在加工過程中，使用測力儀測試軸向切削力信號，如圖11所示。結果表明，除直徑為0.5 mm的孔外，SLM成孔后再鉆削加工方式的整體軸向切削力顯著低于直接鉆削加工方式的整體軸向切削力，但是加工時的波動相對較高，且具有一定的周期性。其中，SLM成孔后再鉆削孔的加工方式配合進給速度20 mm/min時的切削力相對最低。當孔直徑為0.5 mm時，2種加工方式的切削力信號特征較為相似，且隨著進給速度的增加整體呈上升趨勢，如圖11a、b所示。產生這種現象的原因是，0.5 mm孔結構在SLM成形時塌陷區被完全填充，如圖11a所示，在鉆削加工時SLM成孔后再鉆削的加工方式與直接鉆削加工方式相似，導致切削力信號也較為相似。隨著孔直徑的增大，2種加工方式的切削力差異性逐漸體現，當孔直徑為1.5 mm時，成形后加工方式的整體切削力顯著低于直接加工方式的整體切削力，如圖11c、d所示。在進給速度為20 mm/min時，2種方式的最大切削力差值最大（10.1 N），降低了29%。此時，在直接鉆削加工方式下的平均切削力為17.5 N，而SLM成孔后再鉆削的加工方式下的平均切削力為6.8 N，下降了約61%。SLM成孔后再鉆削的加工方式可以有效降低切削過程中的軸向力，減少切削工件入口的毛刺現象。較小的切削力不僅有助于提升加工孔的尺寸精度，還可以有效減輕刀具的磨損[29-30]。研究發現，根據切削力信號的特征，在不同加工方式下，加工過程可以分為不同部分，如圖11c、d所示。在增材板件直接鉆削加工方式下，切削力的變化可以分為3個部分：第Ⅰ部分，刀具剛接觸基體時，隨著刀具的下移，刀具主切削刃開始參與切削，由于工件材料的硬度較大、塑性較差，因而使得切削力突然上升，且在此時切削過程不穩定、切削力波動較大，如圖11e所示；第Ⅱ部分，隨著刀具的不斷加工，刀具在工件表面形成了一定深度的孔徑，對切削刀具具有一定的定心作用，因此切削力逐漸穩定、波動較小，處于穩定切削狀態；第Ⅲ部分，刀具不斷接近基體底部，切削力不斷降低，由于底部裝有墊塊進行支撐，所以切削力先短暫上升，然后持續下降，隨后加工完成，如圖11c、e所示。

圖11 不同加工方式及孔徑下徑向切削力信號

在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，切削力的變化可分為4個部分。在第Ⅰ部分，隨著刀具的下移，切削力突然上升，但是其上升幅度比直接加工方式的上升幅度小，如圖11d、f所示。產生這種現象的原因是刀具主要接觸的是孔結構的塌陷區及粉末黏附區，其與基體結合得不緊密，且多離散分布于孔隙的周圍，所以切削力相對較小。在第Ⅱ部分，切削力逐漸穩定，處于穩定切削階段，切削力會發生較為明顯的周期性變化，如圖11d、h所示。產生這種現象主要原因是在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，原始成形孔結構的塌陷區和粉末黏附區存在明顯的層級結構，如圖5c所示，導致切削時在每層塌陷區域之間均會出現切削力周期性下降的現象，如圖11f所示。在第Ⅳ部分，隨著刀具越來越接近基體底部，切削力逐漸下降，由于在成形原始孔底部積聚了大量的金屬粉末，這些金屬粉末會對刀具軸向進行擠壓，導致切削力上升，如圖11d、f所示。在第I部分，主切削刃僅有外側參與切削，切削力較小，排屑效果較好，振動較小，易定心，熱量小。在第Ⅱ—Ⅳ部分，主要有副切削刃參與切削，會對孔徑內部進行光整處理，進一步提升了孔的尺寸精度。通過進一步對SLM成孔后再鉆削的加工方式進行分析發現，當進給速度為10 mm/min時，切削力整體波動較大，且加工時間更長，不利于高質、高效加工；當進給速度為20 mm/min時，切削力整體較低，且波動相對較小；當進給速度為30 mm/min時，切削力整體較高，且波動相對最大，這不利于加工，且刀具的軸向力較大，刀具跳動明顯，會加劇刀具的磨損，如圖11d、h所示。這同樣也解釋了在進給速度為30 mm/min時孔邊緣的毛刺較多的現象。

2.4 刀具磨損分析

為了探究不同加工方式下刀具的磨損情況，通過臺式掃描電鏡對加工后的刀具進行觀察，并進行了EDS能譜分析，如圖12、13所示。結果表明，相較于直接鉆削加工方式，在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，刀具的耐磨損性更差，主要原因是刀具會與殘留在孔結構周圍的金屬粉末相互摩擦，從而加劇刀具的磨損。由于切削阻力較小，刀具的耐破損性更好。在增材板件直接鉆削加工方式下，刀具的磨損形式主要為黏附磨損，側部會黏附較多切屑，且切屑尺寸較大，長度為200 μm左右，如圖12b所示。對切屑進行點EDS分析發現，切屑中含有一定的N元素，原因是在切削的過程中會產生較多的熱量，導致切屑黏附在副切削刃上，空氣中的氮氣與Ti元素會發生結合，導致N元素含量的上升。通過進一步對刀具側面進行觀察發現，在刀具側刃周圍存在黏附區，寬度為60 μm左右，其中黏附物質以離散的形式均勻分布在刀具側刃周圍，如圖12c所示。

通過研究發現，在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，刀具更加不耐磨，主要原因是刀具與殘留在孔結構周圍的金屬粉末會發生相互摩擦，因而加劇了刀具的磨損，如圖13所示。相對于直接鉆削加工，在SLM成孔后再鉆削的加工方式下黏附在刀具側面的切屑尺寸更小，寬度為80 μm左右，如圖13a所示。通過對切屑進行EDS分析發現（如圖13b所示），加工后的刀具表面存在大量O元素，原因是在加工中溫度較高，刀具與空氣中的氧氣發生了氧化現象。對刀具側部進一步觀察發現，刀具側刃黏附區的寬度為130 μm左右，其中黏附物質以集聚形式分布在刀具側刃周圍，如圖13c所示。產生這種現象的原因是在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，原始孔結構周圍存在大量粉末黏附現象，在加工過程中金屬粉末與刀具側部會發生劇烈摩擦，部分切屑和金屬粉末在較高溫度下會集中黏附在刀具的側部，如圖13g所示。研究還發現，越靠近刀具側刃，其O和N元素分布得越多，如圖13d所示。通過對靠近刀具頭部區域進行觀察發現，切屑以整塊的形式黏附在刀具側部，如圖13e所示。原因是在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，粉末黏附和塌陷區域與基體結合得并不緊密，所以在加工時會產生尺寸較小的切屑，原始孔結構周圍的粉末主要為摩擦和黏附作用。部分粉末受到刀具與孔壁的擠壓，會在較高的溫度下發生變形，并被壓平，如圖13g、h所示。對被壓平的金屬粉末進行了點EDS分析，結果表明，金屬粉末在較高的溫度下會發生氧化現象，O的質量分數高達70%。雖然采用SLM成孔后再鉆削的加工方式的切削力較小，去除材料也較少，但是因為金屬粉末的摩擦、擠壓和黏附等作用會導致刀具耐破損，但是不耐磨損。

圖12 增材板件直接鉆削加工方式下刀具SEM及點EDS分析

圖13 預制孔鉆削加工方式的刀具SEM及EDS分析

2.5 切屑分析

對加工后的切屑進行收集并觀察，如圖14所示。結果表明，切屑形態主要有3種，分別為帶狀切屑、節狀切屑、粒狀切屑等。在SLM成孔后再鉆削的加工方式下主要產生粒狀和節狀切屑，其中粒狀切屑離散且尺寸較小，呈塊體，并存在一定的金屬粉末，如圖14a、c所示；節狀切屑的形狀不規則，且寬度為30 μm左右，如圖14d、f所示。在增材板件直接鉆削加工方式下主要產生帶狀切屑，連續且形狀規則，長度較長，寬度為300 μm左右，尺寸遠大于SLM成孔后再鉆削加工方式的切屑，如圖14j、i所示。在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，由于粉末黏附及塌陷區與基體結合得并不緊密，且分布呈現層級結構，所以切屑不連續。同時，采用預制孔鉆削加工方式去除的材料更少，所以切屑的尺寸也較小，如圖14b、e所示。在加工時，較小尺寸且離散的切屑更容易被排出，有助于刀具的排屑，并減少其熱量堆積，這同時也進一步解釋了成形后經加工其切削力整體較小的現象。在直接鉆削加工的方式下，由于去除基體材料的用量較大，且工件材料的致密度較好，易形成連續帶狀或節狀切屑，切屑不容易斷裂，較大尺寸且連續的切屑不利于刀具的排屑，如圖14k所示。同時，由于加工的基體內部結合良好，切削力整體偏高，這對刀具壽命及加工尺寸精度均不利，較為嚴重時刀刃會發生破損現象，導致加工質量變差，刀具壽命減少，如圖14l所示。雖然直接鉆削加工方式的切屑更少，且黏附在刀具表面，但是其切削阻力更大，刀具受到的軸向力更大，刀具刃部更容易發生破損及崩刃，這不利于加工孔尺寸精度的提升。

圖14 不同加工方式下切屑SEM

3 結論

通過改變進給速度和孔徑，對SLM試樣采用直接鉆削、預制孔鉆削2種加工方式進行了增減材復合加工孔的工藝對比研究，研究了加工后的表面質量、尺寸精度、切削力信號變化及刀具磨損等情況，以達到成形高精度孔的目標。同時確定了優選加工方式和工藝參數，并研究其作用機理。試驗得出了如下結論。

1）SLM成形原始孔結構實際尺寸普遍小于理論尺寸，尺寸精度較差。主要原因是存在2種缺陷區域，分別是塌陷區和粉末黏附區。形成缺陷區域的原因是在成形過程中的熱量堆疊及較高的溫度梯度。

2）鉆削加工可以大幅提升SLM成形孔結構的尺寸精度，其中采用切削速度為47 m/min、進給速度為20 mm/min的參數配合SLM成孔后再鉆削加工方式，試樣孔結構的加工質量相對最好，毛刺最少，尺寸誤差最低可達到 22 μm，相較于直接鉆削加工，尺寸精度提升了約40.5%。在增材板件直接鉆削的加工方式下，由于刀具副切削刃與孔壁之間的擠壓作用，使得孔壁會產生較大裂紋，且孔隙會導致孔壁出現塌陷現象。在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，上述現象得到明顯改善。

3）除了直徑為0.5 mm的孔外，SLM成孔后再鉆削加工方式的整體切削力顯著低于增材板件直接鉆削加工方式的整體切削力。采用SLM成孔后再鉆削的加工方式配合20 mm/min的進給速度，其切削力整體最低，其中直徑為1.5 mm的孔的最大軸向切削力下降了約29%，平均軸向切削力下降了約61%。SLM成孔后再鉆削的加工方式的切削力波動相對較高，且具有一定的周期性。

4）相較于增材板件直接鉆削加工方式，在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，刀具更加不耐磨損，但是耐破損。主要原因是刀具與殘留在孔結構周圍的金屬粉末相互摩擦，從而加劇了刀具的磨損，而其切削阻力較低，所以刀具更耐破損。在SLM成孔后再鉆削的加工方式下，主要會產生離散的粒狀和節狀切屑，且尺寸普遍較小，寬度大約為30 μm，切屑可以被有效排出；在直接鉆削加工方式下，主要為帶狀切屑，切屑連續，且其尺寸遠大于成形后加工方式下的切屑尺寸，寬度約為300 μm，導致刀具排屑困難，會積聚更多熱量，這對孔尺寸精度和刀具壽命均不利。

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Comparative Study on High-precision Hole Test of TC4 Titanium Alloy by Additive and Subtractive Materials

,,,,,

(School of Artificial Intelligence, Beijing Technology and Business University, Beijing 100048, China)

The work aims to improve the hole accuracy and quality of additively manufactured titanium alloys. At a certain cutting speed, by changing the size of the feed rate, three kinds of processing were performed on the original hole formed by SLM (selective laser melting), the direct drilling of the additive plate, and the drilling after the SLM. Through comparative analysis, the surface quality, dimensional accuracy, and cutting force signal changes after machining were studied by different methods. The result was that the actual size of the original pores formed by SLM was generally smaller than the theoretical size, mainly due to the existence of the collapsed area and the powder adhesion area. With a feed rate of 20 mm/min and SLM after hole formation, the hole structure had the best processing quality and the least burr.

Drilling can significantly improve the dimensional accuracy of the SLM-formed hole structure. The parameters of the cutting speed of 47 m/min and the feed rate of 20 mm/min were matched with the parameters of the SLM drilling method and the processing quality of the sample hole structure after drilling. The minimum dimensional error was 22 μm. Compared with direct drilling, the dimensional accuracy was improved by 40.5%. In the processing method of direct drilling of the additive plate, due to the extrusion between the secondary cutting edge of the tool and the hole wall, the hole wall would produce large cracks, and the pores caused the hole wall collapse. However, this phenomenon was improved in SLM drilling and then drilling processing methods. The dimensional error was as low as 22 μm, and the overall axial cutting force was the lowest, the maximum cutting force reduction percentage was 29%, and the average cutting force reduction percentage was 61%. The overall cutting force of drilling after additive manufacturing was significantly lower than the cutting force of direct drilling of the additive sheet. The fluctuation of the former cutting force was higher than that of the latter and had a certain periodicity. The tool that was drilled after the SLM hole was formed was more resistant to damage, but the wear resistance was poor. The main reason was that the tool and the metal powder remaining around the hole rubbed against each other, aggravating the tool wear.

Compared with the direct drilling processing method of the additive sheet, in the processing method of drilling the hole after SLM, the tool was less resistant to wear, but it was resistant to damage. The main reason was that the tool and the metal powder remaining around the hole-structure rubbed against each other, which aggravated the tool wear, and its cutting resistance was lower, so the tool was more resistant to breakage. Discrete granular and nodular chips were mainly produced in SLM drilling and then drilling processing methods. The size was generally small, with a width of about 30 μm, and the chips can be effectively discharged. In the direct drilling method, the main strip-shaped chips were continuous, and the size was much larger than the chips in the post-forming processing mode, with a width of about 300 μm, which made it difficult for the tool to remove chips and accumulates more heat, which is unfavorable to the tool life. It is concluded that high-precision holes can be obtained by composite machining of TC4 titanium alloy by adding and subtracting materials, and its minimum size error is as low as 22 μm.

composite machining of additive and subtractive materials; titanium alloy; high-precision holes; surface quality

TG506.7

A

1001-3660(2022)11-0347-13

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.11.033

2022–07–31；

2022–09–30

2022-07-31；

2022-09-30

國家自然科學基金（51975006，51505006）

National Natural Science Foundation of China (51975006, 51505006)

石文天（1980—），男，博士，教授，主要研究方向為先進制造技術。

SHI Wen-tian (1980-), Male, Doctor, Professor, Research focus: advanced manufacturing technology.

石文天, 李季杭, 劉玉德, 等.增減材復合加工TC4高精度孔試驗對比研究[J]. 表面技術, 2022, 51(11): 347-359.

SHI Wen-tian, LI Ji-hang, LIU Yu-de, et al. Comparative Study on High-precision Hole Test of TC4 Titanium Alloy by Additive and Subtractive Materials[J]. Surface Technology, 2022, 51(11): 347-359.

責任編輯：彭颋