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摘 要：随着航空航天、医疗器械和武器装备等重点领域对钛铝合金需求的不断增长，尤其是对深孔加工的需求日益突出，枪钻加工作为实现该类加工的重要工艺手段，其应用也在持续增长。针对钛铝合金枪钻过程中出现的刀具磨损严重、工件表面质量降低等问题，研究不同工艺参数对γ-TiAl合金深孔枪钻加工质量的影响规律，观察并分析刀具的磨损形貌与演变规律，阐述γ-TiAl合金枪钻加工刀具的磨损机理。结果表明：在恒定主轴转速下，进给量对轴向钻削力的影响较为显著，圆度随进给量增大呈先增大后减小的趋势，稳定加工阶段圆度值最小达到0.008 mm，孔壁粗糙度随进给量增大呈先降低后升高再降低的趋势，稳定加工阶段粗糙度维持在Ra 0.282～0.418 μm；而在恒定进给量的条件下，主轴转速对加工质量影响不大；在主轴转速为1 200 r·min-1、进给量为0.025 mm·r-1时，孔的加工质量较好。此外，γ-TiAl合金深孔枪钻加工刀具磨损主要发生在内外切削刃前刀面和外切削刃第一、第二后刀面，刀具各部位以磨粒磨损、氧化磨损和黏结磨损为主，局部伴有扩散磨损，不同区域的磨损机制存在差异。 关键词：γ-TiAl合金；枪钻；加工参数；刀具磨损；加工质量 [size=1em]在机械制造行业中，一般将长径比超过10倍的孔称为深孔。随着国内工业化水平的不断提高，孔加工在机械加工中所占比例越来越大，深孔加工的需求约占整个孔加工行业的1/3［1］。尤其在航空航天、武器装备、汽车和新能源等国家重点发展行业中，小直径长深孔加工的需求越来越多。因此，面对各行业日益增长的需求，有必要深入探索精密高效的深孔加工技术，以有效应对工业生产中的技术挑战。 [size=1em]枪钻加工是一种用于大长径比孔加工的工艺，该工艺采用内部带有切削液通道的特殊钻头，在切削过程中通过内部冷却液实现有效的润滑与排屑［2］。与传统钻削工艺相比，枪钻在尺寸精度方面具有显著优势。此外，钻头导向垫的压光作用常常能够替代后续的精加工步骤，从而简化加工流程。由于其优异的加工稳定性与表面质量控制能力，枪钻工艺在难加工合金材料的孔加工中也表现出较高的适应性与可靠性。该工艺广泛应用于多个高技术含量行业，如石油与天然气领域中的钻铤与钻杆制造，医疗器械中的骨钉、髓内钉与骨螺钉加工，汽车与工程机械中的曲轴、传动轴以及喷油嘴体制造，航空航天工业中的起落架、涡轮轴与加油管钻孔，以及模具制造行业中模架、模具镶件与冷却孔等部件的高精度加工［3］。 [size=1em]钛铝合金因导热率低、室温脆性等特性，在切削加工时切削力较大，切削区域温度高，造成刀具快速磨损甚至出现失效、加工质量差等问题［4］。此外，较大的切削力与高温会导致材料沿层断裂、微裂纹产生以及表面缺陷生成，从而大幅缩短零件服役寿命。目前国内外学者的研究大多聚焦于钛合金的特种加工和在辅助条件下的机械加工。SHI L.等［5］提出将超临界CO2冷却与水基油MQL复合应用于钛合金铣削，以改善加工性能。结合实验与有限元分析表明，该方法能够显著降低切削力与温度，提升表面完整性并减轻刀具磨损。在最优加工参数下（vc=60 m·min-1，fz=0.09 mm·z-1，ae=0.3 mm，ap=3 mm），表面粗糙度较干切削时降低21.65%。POLISHETTY A.等［6］利用方差分析方法（ANOVA）探讨了Ti6Al4V钛铝合金的可加工性，以优化切削速度、进给量、切削深度及冷却条件。结果表明，冷却条件对表面粗糙度的影响最显著，而切削速度、进给量和切削深度影响较小。LI J.等［7］提出一种低温电化学加工（electrochemical machining，ECM）方法用于钛合金加工，可以实现优异的相均匀性和表面完整性。低温条件下，α/β 相的接触电位差被逆转，钝化膜更易被去除，从而促进纳米级均匀溶解，显著降低表面粗糙度（Sa 0.23～0.36 μm）。该方法在多种钛合金上均表现出一致性，显著优于高温ECM加工的效果，提升了航空发动机零部件的性能。 [size=1em]目前国内外学者对深孔枪钻加工的研究主要集中于枪钻结构设计及刀具寿命评估等领域，依赖于实际加工试验和结果的直观分析。XIE C.等［8］研究了孔枪钻刀具结构，建立了钻削力模型并结合试验分析刀具几何角度对加工质量的影响，发现增大内刃锋角可改善孔壁粗糙度，而适度增大外刃锋角有助于降低孔直线度偏移。ZHANG Y.等［9］建立枪钻四支撑件直线度误差模型，分析了枪钻挠度与孔直线度偏差的关系，结合理论与试验探讨了支撑间隙、间距、刚度、钻削力及钻杆刚度对直线度误差的影响，并提出优化支撑间隙或间距以降低误差的方案。KONDRATENKO L.等［10］通过大量钻削试验，构建了钻头纵向扭矩与振动之间的数学模型，系统揭示了其内在关联：切削速度、进给量和冷却液油压等工艺参数显著影响孔加工质量。WANG Y.G.等［11］研究了AISI 1045钢深孔枪钻加工力学特性，综合考虑材料参数、力学性能和刀具几何特性，结合工艺参数与材料属性，建立适用于硬质合金枪钻的力学模型。董亮亮等［12］提出基于CAE仿真的深孔加工优化方法，并在实验验证的基础上对深孔加工工艺参数进行优化，研究得到了钻削参数和刀具参数对钻削力、钻削温度的影响规律：钻削温度受影响较小，钻削力随转速增大而减小，随进给量以及刀具外角、内角的增大而增大。BIERMANN D.等［13］研究了枪钻刀具结构特性，优化刃磨工艺和切削刃圆角，探讨其对加工性能的影响。研究发现，合理调整切削刃圆角可显著提升进给速度和加工稳定性。WOON K.S.等［14］针对Inconel 718合金开展枪钻钻削试验，分析枪钻几何参数对加工性能的影响。发现枪钻内角、外角及钻尖角度的变化会影响刀具轴向和径向偏移，导致钻杆挠曲，严重时引发振动，加速刀具磨损甚至导致钻头破损。许宁等［15］通过钛合金枪钻试验研究刀具磨损形式及机理。结果表明，枪钻刀具主要表现为前刀面和外切削刃第一后刀面的黏结磨损与表面烧蚀、内外切削刃的崩刃以及导向面的凹坑。NEO D.W.K.等［16］为克服Inconel 718在高速加工过程中的系列问题，提出并开发了一种以聚晶立方氮化硼（PCBN）为刀头的新型枪钻，与传统的硬质合金枪钻相比，所开发的PCBN枪钻能够适应更高的切削速度，加工过程中还显著降低了切削力和切削扭矩，有效减缓了刀具磨损。此外，由该枪钻加工所得孔的表面质量得到了明显提高。 [size=1em]国内外围绕γ-TiAl合金的车削与铣削工艺已开展了大量深入研究，积累了较为丰富的理论与实践经验。然而，γ-TiAl合金深孔钻削领域的研究相对薄弱，尚未形成完善的工艺体系。因此本文研究了深孔枪钻加工刀具磨损对γ-TiAl合金加工质量的影响，探究枪钻加工过程中的内在机理和影响规律，为进一步提升加工效率与质量提供支持。 1 试验设置与方案1.1 试验装置与材料[size=1em]枪钻是专用于深孔加工的高效单刃刀具，其结构设计需兼顾切削性能、排屑能力与加工稳定性，主要组成部分包括钻头头部、排屑槽、刀杆及内冷却通道［17］。在深孔枪钻加工过程中，由于枪钻刀具结构的特殊性，其内外切削刃需同时承担切削任务，导致刀具不同部位的受力及磨损情况存在显著差异。 [size=1em]工艺参数优化试验与磨损试验所使用的刀具为Sandvik CoroDrill 428.2枪钻，其直径为7.8 mm，总长度达到995 mm，如图1所示。该枪钻的钻头几何参数采用标准设计，其中外刃倾角为30°，内刃倾角为20°，以确保较好的切削性能和排屑能力。为了确保磨损试验数据的准确性，并便于后续试验阶段对磨损情况进行对比分析，试验前对未使用的枪钻刀具进行拍摄及角度标定，以全面记录其初始状态，作为后续磨损特征研究的基准参考。在未使用状态下，刀具前后刀面表面光滑平整，无任何划痕和表面缺陷，同时刀具内外刃锋利且有光泽，无明显破损。 [size=0.8em]图1 枪钻刀头结构与刃口几何角度
Fig.1 Drill head structure and cutting-edge geometry of gun drill
[size=1em]试验所用工件为γ-TiAl合金，其主要元素组成见表1，其力学性能参数详见表2，加工样件如图2所示。本次磨损试验所使用的刀具材料为YG6硬质合金，其主要成分为碳化钨（WC）和钴（Co）。其中，WC作为硬质相提供高硬度和耐磨性，而Co作为黏结相赋予材料一定的韧性。YG6硬质合金的具体成分如表3所示。 [size=0.8em]表1 γ-TiAl合金的主要元素组成
Tab.1 Main elemental composition of the γ-TiAl alloy
[size=0.8em]表2 γ-TiAl合金的力学性能
Tab.2 Mechanical properties of the γ-TiAl alloy
[size=0.8em]表3 YG6硬质合金刀具材料成分
Tab.3 Chemical composition of YG6 cemented carbide tool material
[size=0.8em]图2 磨损试验加工工件
Fig.2 Workpiece for wear test machining
[size=1em]试验采用NCS1600深孔钻床，力学数据采集系统由Kistler 9129AA压电式测力仪、Kistler 5073A电荷放大器以及HR-426数据采集系统组成。采用ZEISS ACCURA三坐标测量仪对深孔圆度进行定量表征，测力仪的安装及工件的装夹方式如图3所示。使用Mitutoyo SJ-410表面粗糙度仪测量孔壁粗糙度。为了确保磨损试验数据的准确性，并便于后续试验阶段对磨损情况进行对比分析，试验前对未使用的枪钻刀具进行拍摄及角度标定，以全面记录其初始状态，作为后续磨损特征研究的基准参考，拍摄装置如图4所示。 [size=0.8em]图3 测力仪和工件装夹方式
Fig.3 Schematic of dynamometer and workpiece clamping setup
[size=0.8em]图4 刀具磨损形貌显微观测系统
Fig.4 Microscopic observation system for tool wear morphology
1.2 试验方案[size=1em]为探究不同工艺参数对孔加工质量的影响，试验结合刀具磨损特性、加工过程稳定性以及试验安全等因素，确定适用于γ-TiAl合金深孔枪钻加工的工艺参数，并据此设计了相应的试验方案。具体工艺参数详见表4和表5［18］。 [size=0.8em]表4 变主轴转速试验工艺参数［18］
Tab.4 Process parameters of the variable spindle speed test
[size=0.8em]表5 变进给量试验工艺参数［18］
Tab.5 Process parameters of the variable feed rate test
[size=1em]为了确保能获得较优的加工精度，又能使刀具在试验过程中产生可观测的磨损特征。最终确定的加工参数：主轴转速为1 200 r·min-1、进给量为0.025 mm·r-1、油压为4 MPa。具体的磨损试验参数如表6所示。本次磨损试验累计钻削2 400 mm，其中每隔200 mm进行一次刀具磨损拍摄，一共进行2组，确保试验数据的充分性和可靠性。 [size=0.8em]表6 磨损试验工艺参数
Tab.6 Process parameters table for wear testing
2 试验结果与分析2.1 工艺参数对钻削力的影响分析[size=1em]钻削力作为表征加工稳定性的关键物理量，不仅影响刀具寿命、切屑形态，更在一定程度上影响了加工质量。深孔枪钻加工具有非对称刀具结构、长径比大、半封闭切削等特点，工艺参数与轴向钻削力间存在复杂的非线性映射关系，工艺参数的组合对轴向钻削力的影响具有显著的研究价值。为确保试验数据的精确性，本研究在数据处理阶段采用了基于软件平台的偏移补偿技术和低通滤波算法，有效消除了部分干扰，从而获得了更为精确的钻削力测量数据。钻削力值如表7所示。 [size=0.8em]表7 工艺参数优化试验钻削力值
Tab.7 Drilling force values in process parameter optimization experiments
[size=1em]通过单因素试验法系统研究了深孔钻削工艺参数对钻削力的影响规律，如图5所示。钻削力—进给量特性曲线表明，在主轴转速恒定于1 200 r·min-1的加工条件下，当进给量在0.005～0.025 mm·r-1范围内梯度变化时，轴向钻削力与进给量呈现显著的正相关特性。钻削力—主轴转速特性曲线表明，在进给量恒定于0.02 mm·r-1的加工条件下，主轴转速在1 200～1 800 r·min-1范围内梯度变化时，轴向钻削力始终保持在562～635 N。通过对曲线图的分析发现，在加工过程中，随着主轴转速的变化，钻削力变化不大，主轴转速对钻削力的影响较小。 [size=0.8em]图5 钻削力随工艺参数变化
Fig.5 Variation of drilling force with process parameters
2.2 工艺参数对圆度的影响分析[size=1em]圆度作为深孔质量的核心评价指标，直接影响部件的密封性能、疲劳寿命及系统可靠性。因此，精确控制和评估加工孔的圆度是提升部件性能和加工质量的关键。为了全面评估深孔加工的圆度，在孔的不同位置进行分段测量，以确保对孔形的全面评估。测量点需涵盖入口处、中间段和出口处的圆度值。因此，决定每个加工孔共测量6组数据，分别是5 mm，10 mm，50 mm，55 mm，90 mm，95 mm处，其中5 mm和10 mm为入口处，50 mm和55 mm为中间段，90 mm和95 mm为出口处，共计60组圆度值。综合分析测量数据，最终获得优化试验的圆度结果，如表8所示。 [size=0.8em]表8 工艺参数优化试验圆度结果值
Tab.8 Roundness results in process parameter optimization experiments
[size=1em]为研究进给量与主轴转速对深孔加工圆度的影响规律，本文在主轴转速恒定为1 200 r·min-1的条件下，系统分析了不同进给量对孔圆度的影响，并绘制了圆度—进给量特性曲线，如图6a所示。结果表明，随着进给量在0.005～0.025 mm·r-1范围内逐步增大，孔的圆度值整体呈下降趋势，即圆度误差逐渐减小，反映出加工精度的提升。分析发现，在进给量较低（0.005 mm·r-1）时，加工过程受摩擦主导，刀具以犁耕作用为主，切削不充分、稳定性差，圆度误差偏大；当进给量升至0.01 mm·r-1时，加工进入剪切—挤压交替的过渡区，切削力波动加剧，圆度偏差增大；继续提高进给量至0.025 mm·r-1，加工过程以剪切主导，系统刚性与切削稳定性增强，圆度达到最小值0.012 mm，加工质量最优。在空间分布方面，孔的入口端和出口端的圆度值始终高于中段区域。其原因在于钻头进出工件时，接触面积变化剧烈，切削力与振动突变，导致几何精度下降；而中段加工过程相对稳定，圆度误差最小。 [size=0.8em]图6 圆度值随工艺参数变化
Fig.6 Variation of roundness with process parameters
[size=1em]在进给量恒定为0.02 mm·r-1条件下，分析主轴转速（1 200～1 800 r·min-1）对圆度的影响发现：圆度值在0.012～0.030 mm波动，主轴转速的变化对圆度影响较小，未造成加工质量显著变化，表明在合理参数区间内主轴转速并非圆度控制的主导因素。 [size=1em]综合可知，圆度误差主要受进给量变化及切削过程稳定性的影响，而主轴转速在一定范围内作用有限。加工区域的圆度差异则主要由刀具进入和退出阶段的不稳定切削状态引起，刀具稳定性及切削力控制是提升圆度精度的关键因素。 2.3 工艺参数对粗糙度的影响分析[size=1em]深孔枪钻加工的关键在于精准控制孔壁表面质量，其中表面粗糙度Ra直接影响零部件的服役性能与可靠性。由于孔深较大，测量受限，本试验采用线切割对工件分段处理（每段50 mm），并标记以确保测量准确性。切割后，工件经医用酒精清洗去除残留物，以提升检测可靠性。在每组试验中分别在5 mm，45 mm，55 mm，95 mm处设置测量点，对孔上壁、下壁及两侧壁进行测量，并计算平均值以获得代表性粗糙度数据。共采集160组数据，对其进行分析，最终确定工艺参数优化试验的粗糙度结果。如表9所示。 [size=0.8em]表9 工艺参数优化试验粗糙度结果值
Tab.9 Roughness results in process parameter optimization experiments
[size=1em]为系统研究深孔钻削过程中进给量与主轴转速对孔壁粗糙度的影响规律，通过单因素试验方法，绘制了孔壁粗糙度与进给量及主轴转速之间的特性曲线，如图7所示。试验结果表明，在主轴转速为1 200 r·min-1、进给量为0.005～0.025 mm·r-1范围内变化时，孔壁粗糙度呈现先下降后上升再略微下降的趋势。在低进给阶段，由于刀具与材料间以塑性挤压为主，犁耕效应显著，粗糙度较高；在中进给阶段，切削逐步转变为有效剪切，表面质量先改善后因振动增强而恶化［19］；在高进给阶段，尽管切削力和温度上升，但材料局部软化增强了剪切带的稳定性，使粗糙度略有改善。 [size=0.8em]图7 粗糙度随工艺参数变化
Fig.7 Variation of roughness with process parameters
[size=1em]在进给量恒定为0.02 mm·r-1、主轴转速于1 200～1 800 r·min-1范围内变化的条件下，孔壁粗糙度整体变化幅度较小，表明在该进给条件下，主轴转速对表面质量影响有限，稳定加工阶段粗糙度维持在Ra 0.282～0.418 μm。 [size=1em]此外，无论进给量或主轴转速如何变化，加工孔的入口端与出口端粗糙度始终高于中段稳定区域，其中出口端粗糙度最大。主要原因在于：刀具进入与退出工件时，由于接触面积变化和轴向载荷突变，导致系统刚性降低、刀具振动加剧，影响表面质量；而中段加工过程中，切削条件稳定，系统刚性较强，粗糙度最小。 [size=1em]由以上分析可知，进给量对孔壁粗糙度影响显著，呈现阶段性特征，而主轴转速在一定范围内的影响相对有限。孔口与孔底表面质量的差异，主要受切削接触状态变化及刀具稳定性的影响。由此可见，提升深孔加工表面质量的关键在于优化进给策略并提升切削过程的系统稳定性。 2.4 刀具磨损分析[size=1em]在深孔枪钻加工γ-TiAl合金的过程中，刀具的磨损演变呈现出明显的区域性特征，且不同刀面上的磨损状况存在显著差异。在图8所示的外切削刃前刀面磨损演变过程中，刀具未加工前表面光滑平整，刃口锋利且富有光泽，未见明显破损。随着加工的进行，外切削刃前刀面逐渐出现清晰的磨损带，并伴有点状剥落现象。当累计加工深度达到1 500 mm时，磨损加剧，磨损带宽度增大，剥落区域扩大并演变为片状剥落，刀具锋利度明显下降。持续加工后，磨损进一步加深，热—机械耦合作用增强，局部刃口崩刃和片状剥落现象趋于严重，刀具整体磨损持续恶化。分析内切削刃前刀面磨损演变的过程，刀具在初期表现为光滑且锋利，但随着加工推进，内切削刃前刀面逐渐形成清晰的磨损带，当加工深度达到500 mm时，出现微崩刃现象。由于内切削刃靠近钻头中心，线速度较低且切削热积聚较多，导致刀具材料出现热软化，进而加剧了崩刃现象，其红外测温结果如图9所示。随着加工继续，磨损带逐渐扩展，宽度和长度不断增大。依据外切削刃第一后刀面和第二后刀面磨损演变的情况，分析得到外切削刃第一后刀面在初期保持光滑且完整，但随着加工的推进，形成了明显的磨损带，且磨损集中在第一后刀面与第二后刀面的交界处，出现点状剥落现象。外切削刃第二后刀面则在刀尖后刀面交界处逐渐发生片状剥落，随着加工深度的增大，剥落从微小片状脱落逐渐发展为条状剥落，最终形成较宽的磨损带。综合来看，刀具的磨损主要集中在内外切削刃前刀面及外切削刃第一、第二后刀面，而刀尖后刀面、内切削刃后刀面及过油面未见明显磨损现象。总体分析表明，随着加工过程的深入，刀具的磨损状态逐步恶化，表现为磨损带扩展和刃口崩刃、剥落现象加剧。 [size=0.8em]图8 切削刃磨损演变
Fig.8 Evolution of cutting edge wear
[size=0.8em]图9 枪钻切削区红外温度分布
Fig.9 Infrared temperature distribution in gun-drilling cutting zone
[size=1em]为了实现对刀具磨损程度的量化评估，基于显微分析结果，选取磨损带的最大宽度作为刀具磨损量的评价指标，刀具磨损量随加工深度变化曲线如图10所示。分析发现，随着加工深度的不断增大，刀具内外切削刃前刀面及外刃第一、第二后刀面的磨损量均呈现逐步增大的趋势。其中，外切削刃前刀面的磨损量变化最为显著，从加工初期的0.068 mm增大至加工结束时的0.399 mm。当加工深度超过1 200 mm后，外切削刃前刀面刀具磨损量的增长趋势逐渐趋缓，推测与刀具钝化效应有关。 [size=0.8em]图10 刀具磨损量随加工深度变化曲线
Fig.10 Variation of tool wear with cutting depth
[size=1em]相比之下，内刃前刀面的磨损量变化相对平稳，除加工初期出现陡增外，其余阶段的变化趋势较为缓和，磨损量维持在0.195～0.335 mm。外刃第一后刀面的磨损量同样在加工初期呈现陡增现象，并在加工深度达到1 400 mm时出现二次陡增，磨损量增至0.247 mm。外刃第二后刀面的磨损量总体趋势相对平缓，但在加工初期即出现较大磨损，磨损量达0.123 mm。 2.5 刀具磨损机理分析[size=1em]通过对切削刃磨损形貌的系统观察可知，外切削刃前刀面出现局部凹坑及黏结物，并伴随着多条深浅不一的犁沟状磨损痕迹（见图11a），表明在切削过程中发生了严重的摩擦与黏结磨损行为；进一步从图11b所示微观形貌可见，内切削刃前刀面同样附着大量黏结物，并呈现类似“犁沟”形态，显示出材料在刀具前刀面上的塑性流动与反复滑移过程；图11c揭示外切削刃第一后刀面也形成了大量黏结物和犁沟痕迹，说明后刀面与已加工表面之间存在剧烈的相对摩擦；图11d所示的第二后刀面磨损形貌则显示，因切削过程中工件材料与刀具发生黏结，并在相对运动下形成撕裂，最终导致刀具基体发生明显剥落。上述现象共同表明，刀具各作用面均受到以黏结磨损为主、犁沟磨损为辅的复合磨损机制作用，且在持续加工过程中磨损程度逐渐加剧，严重影响刀具表面完整性与使用寿命。 [size=0.8em]图11 切削刃磨损变化SEM形貌
Fig.11 SEM morphology of cutting edge wear variation
[size=1em]结合图12所示的EDS分析结果，对刀具不同部位的磨损区域元素组成及其磨损机制进行系统分析。图12a中外切削刃前刀面EDS结果显示，磨损区域富集氧（O）、钛（Ti）、铝（Al）等元素，表明在深孔枪钻加工γ-TiAl合金过程中，由于高速切削导致局部温升显著，促使工件材料与空气中的氧发生氧化反应，从而在刀具表面形成氧化物，导致氧含量增大；Ti和Al元素的存在说明工件材料在高温下扩散迁移至刀具表面，形成明显的黏附层，反映出该区域以磨粒磨损和氧化磨损为主。图12b所示内切削刃前刀面中Ti和Al元素含量进一步增大，表明内切削刃在加工过程中的扩散磨损更加严重，仍以氧化磨损和磨粒磨损为主要磨损形式。图12c所示为外切削刃第一后刀面的EDS分析结果，其中O元素含量高于前刀面，说明该区域氧化磨损更为显著，且Ti和Al元素的出现也反映出该位置同时伴随一定程度的黏结磨损。图12d显示，外切削刃第二后刀面黏结层中O、Ti和Al的比例分别为53.61%、25.05%和11.24%，进一步佐证了加工过程中因γ-TiAl合金高温软化引发的强黏结行为。该区域在氧化作用下形成致密的氧化产物层，增强了工件材料与刀具表面的结合强度，最终导致严重的黏结磨损和表面剥落。综合分析表明，深孔枪钻加工γ-TiAl合金时，刀具主要承受氧化磨损、磨粒磨损及黏结磨损的复合作用，不同刀具部位的磨损形式和程度因接触工况差异而不同，其中后刀面普遍表现出更严重的氧化与黏结磨损特征。 [size=0.8em]图12 切削刃EDS结果
Fig.12 EDS results of the cutting edge
3 结论[size=1em]本文针对γ-TiAl合金深孔枪钻加工领域研究薄弱的现象，探索了刀具磨损形式、磨损量和磨损机理，阐述了γ-TiAl合金枪钻加工刀具磨损对加工质量的影响规律，得出以下结论。 [size=1em]（1）在主轴转速恒定条件下，轴向钻削力随进给量增大显著上升；而在进给量恒定时，主轴转速变化对钻削力影响较小，轴向力基本稳定在562～635 N，说明进给量是影响钻削力的主要因素。圆度在恒定转速下随进给量先增大后减小，反映出切削机制由犁耕向剪切主导的转变；而恒定进给量下，圆度随转速变化较小（0.012～0.020 mm）。在恒定转速下孔壁粗糙度随进给量的增大呈先降后升再略微下降的趋势（0.197～0.557 μm）；恒定进给量下，转速变化对粗糙度的影响不显著（0.282～0.418 μm）。综合考虑，当主轴转速为1 200 r·min-1、进给量为0.025 mm·r-1时，孔圆度和粗糙度较优。 [size=1em]（2）在γ-TiAl合金深孔枪钻加工中，刀具磨损主要集中于内外切削刃前刀面及外刃第一、第二后刀面，均形成清晰磨损带，且前刀面磨损明显重于后刀面。磨损形式主要表现为前后刀面剥落，并呈由点状向片状再到条状演变的特征。磨损机理方面，外刃前刀面以磨粒磨损和氧化磨损为主，伴随少量黏结和扩散磨损；内刃前刀面则以磨粒、氧化和黏结磨损为主，并有部分扩散磨损；外刃第一后刀面以磨粒、氧化和黏结磨损为主，辅以扩散磨损；第二后刀面则以黏结和氧化磨损为主，兼有扩散磨损。 [size=1em]参考文献 [size=1em]［1］ 王峻.现代深孔加工技术［M］.哈尔滨：哈尔滨工业大学出版社，2005.WANG Jun.Modern deep-hole machining technology［M］.Harbin：Harbin Institute of Technology Press，2005. [size=1em]［2］ ASTAKHOV V P.Drills：Science and technology of advanced operations［M］.Boca Raton：CRC Press，2014. [size=1em]［3］ 杨吟飞，刘景景，李亮，等.难加工材料枪钻加工技术研究［J］.工具技术，2017，51（5）：9 -17.YANG Yinfei，LIU Jingjing，LI Liang，et al.Research on gun-drilling process for difficult-to-cut materials［J］.Tool Engineering，2017，51（5）：9 -17. [size=1em]［4］ ASPINWALL D K，DEWES R C，MANTLE A L.The machining of γ-TiAl intermetallic alloys［J］.CIRP Annals-Manufacturing Technology，2005，54（1）：99 -104. [size=1em]［5］ SHI L，YIN Y，WANG C，et al.Study on the effects of scCO2 cooling and MQL conditions on the milling machinability of titanium alloys［J］.Wear，2025，576 -577：206036. [size=1em]［6］ POLISHETTY A，LITTLEFAIR G.Enhancing post machining surface finish of titanium alloy by cutting parameter optimization using ANOVA analysis［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2025，136（1）：187 -194. [size=1em]［7］ LI J，WANG D，ZHU D.Low-temperature electrochemical machining of titanium alloys：A universal approach for phase-uniform dissolution and improved surface integrity［J］.Journal of Materials Processing Technology，2025，340：118870. [size=1em]［8］ XIE C，LI L，ZHANG Y，et al.Analysis of machining quality of 304 stainless steel deep hole by changing angle of gun drill［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2022，123（1）：287 -298. [size=1em]［9］ ZHANG Y，LI L，XIE C，et al.The theoretical model of straightness error in gun drilling of small diameter and deep hole［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2022，122（7 -8）：3447 -3465. [size=1em]［10］ KONDRATENKO L，MIRONOVA L.On the influence of thermal processes on the dynamics of a drill during deep hole machining［J］.MATEC Web of Conferences，2019，298：8. [size=1em]［11］ WANG Y G，JIA W X，ZHANG J S.The force system and performance of the welding carbide gun drill to cut AISI 1045 steel［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2014，74（9-12）：1431 -1443. [size=1em]［12］ 董亮亮，谢绪涛，李湉，等.基于CAE 仿真的深孔加工参数优化［J］.机械设计与研究，2021，37（3）：109 -114.DONG Liangliang，XIE Xutao，LI Tian，et al.Research on the optimization method of deep hole machining based on CAE simulation［J］.Machine Design and Research，2021，37（3）：109 -114. [size=1em]［13］ BIERMANN D，WOLF M，AßMUTH R.Cutting edge preparation to enhance the performance of single lip deep hole drills［J］.Procedia CIRP，2012，1：172 -177. [size=1em]［14］ WOON K S，KANNO S，LIU K.The influence of drill geometric accuracy on steady tool wear development and catastrophic tool failure in high aspect ratio gundrilling of Inconel-718［J］.International Journal of Abrasive Technology，2013，6（1）：1 -15. [size=1em]［15］ 许宁，武鹏，张柱银，等.钛合金深孔钻削刀具磨损试验分析［J］.表面技术，2018，47（5）：278 -283.XU Ning，WU Peng，ZHANG Zhuyin，et al.Experimental analysis of tool wear in deep hole drilling of titanium alloy［J］.Surface Technology，2018，47（5）：278 -283. [size=1em]［16］ NEO D W K，LIU K，KUMAR A S.High throughput deephole drilling of Inconel 718 using PCBN gun drill［J］.Journal of Manufacturing Processes，2020，57：302 -311. [size=1em]［17］ 陈丹.基于机械加工的深孔加工技术研究［J］.现代制造技术与装备，2022，58（8）：143 -145.CHEN Dan.Research on deep hole machining technology based on machining［J］.Modern Manufacturing Technology and Equipment，2022，58（8）：143 -145. [size=1em]［18］ 姜季涛.钛铝合金深孔枪钻加工工艺参数和刀具磨损对加工质量的影响研究［D］.盐城：盐城工学院，2025.JIANG Jitao.Study on the influence of deep hole gun drilling process parameters and tool wear on the machining quality of titanium-aluminum alloys［D］.Yancheng：Yancheng Institute of Technology，2025. [size=1em]［19］ 李亮.Ti6Al4V 钛合金深孔枪钻加工基础与应用研究［D］.南京：南京航空航天大学，2019.LI Liang.Fundamental and applied research on deep hole gun drilling of Ti6Al4V titanium alloy［D］.Nanjing：Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，2019.
[size=1.8em]Analysis of Deep Gun Drilling Process and Tool Wear Mechanism of γ-TiAl Alloy [size=1em]ZHU Huangcheng1,JIANG Jitao2,LI Liang2,WANG Wenyang3,DENG Shuang1,3,HAO Xiuqing1
（1. Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210000）
（2. Yancheng Institute of Technology, Yancheng, Jiangsu 224051）
（3. China Airborne Missile Academy, Luoyang, Henan 471009） [size=1em]Abstract: Objectives: With the increasing demand for deep-hole titanium-aluminum alloy components in aerospace,medical devices,and defense,gun drilling has become an important method for deep-hole machining.This study investigates the effects of process parameters on machining performance and explores the tool wear mechanisms in γ-TiAl alloy gun drilling,addressing issues of severe tool wear and unstable machining quality.Methods: A single-factor experimental method is used to investigate the optimization of process parameters and the tool wear mechanism in γ-TiAl alloy deep-hole gun drilling.Spindle speed and feed rate are varied to analyze their effects on drilling force,hole roundness,and hole-wall surface roughness.Tool wear morphology and elemental changes are quantitatively characterized using force measurement,microscopy,infrared thermography,and energy-dispersive spectroscopy.The optimal parameter range for γ-TiAl deep-hole gun drilling is determined,and a corresponding tool wear mechanism model is established.Results: Experimental results show clear relationships between process parameters and machining performance in γ-TiAl deep-hole gun drilling: (1) Drilling force: Feed rate has the most significant effect,while spindle speed has a relatively minor impact.Drilling force increases with feed rate;under constant spindle speed,force varies widely with feed,whereas under constant feed,force fluctuation is limited.Feed rate is the key factor controlling tool load and cutting stability.(2) Hole roundness: At constant spindle speed,roundness first increases and then decreases with feed rate,with optimal accuracy at medium feed.Low feed causes ploughing and unstable cutting;moderate feed promotes transition from extrusion to shear cutting,improving roundness;high feed causes minimal change.Under constant feed,spindle speed has limited effect.Roundness deviation is higher at the hole entry and exit due to contact changes and system rigidity fluctuations.(3) Surface roughness: Ra shows a decrease-increase-decrease trend with feed rate.Low feed results in higher Ra due to plastic extrusion;medium feed improves surface finish through shear cutting;high feed reduces Ra via thermal softening and cutting band stability.Spindle speed has limited effect under constant feed.Surface quality is best in the hole middle section and lower at entry and exit due to force fluctuation and reduced system rigidity.(4) Tool wear: Wear occurs on the rake faces of inner and outer cutting edges and the outer flank,with the outer rake face most severely affected.Wear morphology evolves from spot-like to lamellar and strip-like patterns,showing regional differences.Microscopy and EDS analysis indicate abrasive and oxidative wear on the outer rake face,diffusion wear on the inner rake face,and oxidation and adhesion wear on the outer flank.Overall wear results from a combination of abrasion,oxidation,adhesion,and diffusion,with more severe wear on the rake faces due to higher thermal load.Wear rate slows in later stages,likely due to tool passivation and chip accumulation.(5) Process optimization: Optimal parameters are spindle speed 1 200 r·min-1,feed rate 0.025 mm·r-1,and oil pressure 4 MPa.Under these conditions,hole roundness and surface roughness reach optimal values,and tool wear rate is stable.Conclusions: In γ-TiAl alloy deep-hole gun drilling,feed rate is the dominant factor affecting drilling force,hole roundness,and surface roughness,while spindle speed within a reasonable range has limited effect on machining quality.The optimal process parameters are determined as spindle speed 1 200 r·min-1,feed rate 0.025 mm·r-1,and oil pressure 4 MPa,under which the hole roundness error is minimized (0.008 mm) and surface roughness is lowest (Ra 0.197 μm).Tool wear is mainly concentrated on the rake faces of the inner and outer cutting edges and the flank face of the outer edge,primarily in the form of abrasive,oxidative,and adhesive wear,with localized diffusion wear.Wear mechanisms vary across tool regions due to differences in thermal load and mechanical stress,with the outer rake face being most susceptible to oxidative spalling.The study clarifies the influence of process parameters on machining performance and elucidates the tool wear mechanisms in γ-TiAl deep-hole gun drilling,providing experimental guidance and process reference for efficient and high-quality machining of difficult-to-cut alloys. [size=1em]Keywords: γ-TiAl alloy;gun-drill;process parameter;tool wear;processing quality
[size=1em]中图分类号：TG713；TH162+.1 [size=1em]文献标志码：A [size=1em]DOI：10.3969/j.issn.1000 -7008.2026.01.003 [size=1em]基金项目：航空科学基金项目（2024M045012001） [size=1em]收稿日期：2025年8月 [size=1em]作者简介： [size=1em]朱皇澄，男，2000 年出生。主要研究方向为微细制造。 [size=1em]E-mail：zhc@nuaa.edu.cn [size=1em]郝秀清（通信作者），女，1983 年出生，博士，教授，博士研究生导师。主要研究方向为微细加工技术及应用、表面微织构及摩擦学、功能微结构表面设计制造及应用。
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发表于 2026-5-31 16:28:54
