王 毅

（麗水學院工學院，浙江麗水 323000）

基于化銑剝層和撓度變化的鈦合金銑削加工表面內應力的測量*

王 毅

（麗水學院工學院，浙江麗水 323000）

對Ti6Al4V材料零件利用側銑進行加工，其被加工表面會產生一內應力（即殘余應力）層。為了測量加工引起的隨深度變化的殘余應力，通過對零件的應力層進行腐蝕剝層，并測量此過程中零件撓度的變化。根據彎矩與撓度的關系以及應力與彎矩的關系，最終計算得到銑削加工引起的隨深度變化的殘余應力。將計算得到的應力值帶入有限元模型中進行計算，將計算得到的撓度的變化與實驗測得的撓度的變化進行對比，發(fā)現兩條曲線的重合度很高，由此說明此測量方法精度很高，可以運用與實踐中加工殘余應力的測量。

殘余應力；腐蝕；撓度；有限元

0 引言

由于鈦及其合金材料密度低、強度高、耐腐蝕性好、耐熱性高等諸多方面的優(yōu)點，目前在航空領域應用較廣［1-2］，其表面加工殘余應力的性質和大小是工件已加工表面質量的主要標志之一，其存在會影響工件的形狀、尺寸精度以及服役性能［3-4］。

殘余應力的測試技術的發(fā)展開始于20世紀30年代，經過這幾十年的發(fā)展，至今有數十余種測量方法，主要分為有損檢測和無損檢測兩大類。有損檢測方法主要有鉆孔法、盲孔法、取條法、切槽法、剝層法等，目前應用較多的是鉆孔法。無損檢測方法主要有X射線衍射法、中子衍射法、同步衍射法、超聲波法、電子散斑干涉法和磁性法等，其中X射線衍射法的工程應用最為廣泛［5-12］。

針對切削加工殘余應力的特點，目前主要采用X射線法結合剝層進行測量。但是X射線法往往要求被測材料有較規(guī)則的晶粒，很多工業(yè)上使用的合金材料并不符合這樣的條件，其中Ti6Al4V就是一個很典型的沒有規(guī)則晶粒的材料，而且X射線衍射儀的價格較高，其普及使用還有一定的困難。

本文提出一種基于撓度變化的方法，用化銑剝層法將殘余應力逐層釋放，用激光位移傳感器精確測量此過程中零件撓度的變化，并考慮剝層過程中零件中性層位置的變化而引起的彎矩的變化，最終得到銑削加工引起的隨深度變化的殘余應力值。最終通過有限元計算證實了此方法的正確性。

1 計算原理

設定零件長度為L，厚度為h，零件的中性層位置在幾何中間位置，即中性層的高度為h/2。假定第一次剝層去除材料的厚度為Δh1，那么中性層的位置將向遠離加工面方向移動了Δh1/2，在實際中，當腐蝕去除一層材料后零件撓度的變化的原因主要有兩方面：其一，被去除材料層的應力被釋放，引起工件彎矩的變化；其二，由于去除材料后零件的中性層的位置發(fā)生了變化，因此剩余部分的應力層與中性層的距離發(fā)生了變化，也會使得零件的彎矩產生一定的變化［13］。由于總的應力層的厚度并不深，一般情況下不不超過0.2mm，而且每次腐蝕去除的材料層的厚度很薄，中性層移動的距離只有被腐蝕材料層厚度的一半，因此，后者原因所產生的彎矩的變化很小，在實驗中可以忽略不計。

零件被腐蝕剝層后其撓度發(fā)生變化的示意圖如圖1所示。假設零件撓度趨于穩(wěn)定時總共腐蝕了N次。說明腐蝕到第N次時應力層已經被去除完畢，此時如果繼續(xù)腐蝕，并不會釋放任何內應力，因此也就不會產生零件的彎矩的變化而導致零件撓度的變化。

第m次腐蝕的材料層厚度為Δhm，此時零件剩余厚度為hm，忽略由于零件中性層位置的變化而引起工件彎矩的變化，因此可以認為此腐蝕步驟引起零件撓度的變化ΔVm完全是由于此層的殘余應力σm的釋放引起的。根據彎矩的實際物理意義，第m應力層作用在零件內的彎矩可以用力與力臂的乘積來表示為：

其中Fm為第m層的作用力，lm為第m層被腐蝕前其中心線與零件中性層的距離，b為零件的寬度。第m次腐蝕剝層被完全去除材料之后零件內部所產生的彎矩的變化可以表示為：

根據材料力學中撓度Vmax與彎矩Meq的關系式：

可以將ΔMm進一步通過撓度來表示為

其中E為零件材料的彈性模量，Im為第m此腐蝕后零件橫截面的二次截面矩，其值為

綜合以上彎矩的兩種表達式，可以進一步得到第m層的平均殘余應力為：

圖1 零件撓度變化示意圖

2 試驗步驟

2.1 加工零件

鈦合金零件如圖2a所示，長度為170mm，寬度為20mm，厚度為6mm，先進行退火處理以消除原先內應力，退火溫度為600℃，保溫兩小時，隨爐冷卻。

采用直徑為11mm的四刃圓柱銑刀進行側銑加工，所用加工參數為：切削速度vc=35m/min，每齒進給量fz=0.04mm/z，徑向切深ae=1mm，軸向切深為ap=20mm，加工完后零件的形狀如圖2b所示。

圖2 零件加工前后

加工完畢后測量得到剩余厚度為2.2mm，兩頭夾持未加工部分的長度約為25mm，后期測量撓度變化時選取中間長度為110mm的已加工部分。

2.2 化銑剝層

鈦合金化銑溶液選用HF作為腐蝕劑，其作用是加速鈦的腐蝕溶解；HNO3作為氧化劑，主要作用是抑制氫的生成和提高化銑表面的光潔度；使用尿素作為添加劑，可在一定條件下提高化銑液壽命，并可減少黃煙（NO2）的放出。

選用硅膠進行密封以防在化銑過程中加工面的背面被腐蝕?？刂坪酶g的時間，控制每次腐蝕合適的深度，試驗過程中每次將零件放入化銑液的時間控制為1min左右，并攪拌化銑液，以確保零件被均勻腐蝕，后立即對其進行清洗。

2.3 測量撓度

零件加工完未腐蝕剝層時，需要測量零件背面的原始輪廓。將零件橫放在機床廠工作臺上，加工面朝下，將激光位移傳感器固定于機床主軸上，零件相對于位移傳感器進行勻速直線運動，激光束垂直照射在零件上對其背面進行掃描，如圖3b所示。得到其背面輪廓線數據后去除兩端30mm長的夾持部分，留下中間長度為110mm的加工部分背面的輪廓線，將撓度曲線旋轉至兩端水平得到輪廓曲線S0。將加工面的背面密封好后的零件放入配置好的化銑液中進行腐蝕剝層，一分鐘后將其取出清洗并去除表面已凝固的硅膠，用精度為0.01mm的數顯游標卡尺測量零件被腐蝕材料層的厚度，為了提高精度，用激光位移傳感器掃描此時的零件背面，得到輪廓曲線，去除兩端夾持部分后將其旋轉至兩端水平得到輪廓曲線S1。求得上述曲線S1與S0之差，可以得到撓度為V1的拋物曲線，如圖4所示。

重復以上腐蝕剝層、測量腐蝕的深度、測量撓度變化的操作，直到零件的撓度持續(xù)幾乎沒有變化為止，此時銑削加工殘余應力層已基本被腐蝕完畢。

圖3 利用激光位移傳感器測量零件的撓度

圖4 第一次腐蝕前后零件撓度的變化

3 計算應力值

試驗過程中測得撓度有較明顯變化的有12次，再往后連續(xù)多次腐蝕剝層發(fā)現零件撓度已經基本無變化，說明到此應力層已經基本腐蝕完畢。將測得的每次腐蝕的深度以及每次腐蝕后零件撓度的變化帶入前面的公式中，計算得到的隨深度變化的殘余應力如圖5所示?？梢缘贸隽慵畋韺拥臍堄鄳閴簯Γ蛏疃确较蛑鸩竭^渡為拉應力，最終應力值趨于零。

圖5 最終計算得到的銑削殘余應力曲線

4 有限元驗證

基于零件的實際尺寸在軟件Abaqus中對其進行建模。在實驗中測量時零件的撓度的變化時只取零件中間110mm的部分，因此建立模型時可以直接將零件的長度設為110mm，零件的寬度和厚度分別為20mm，2.2mm，與實際零件一致。

為便于給模型施加指定的殘余應力以及后期“生死單元”技術的運用，這里需要根據實際實驗中對零件的腐蝕剝層操作對零件進行幾何拆分的操作，最終劃分網格后的模型如圖6所示。

圖6 Abaqus內所建立模型

根據材料的實際屬性，取彈性模量為E=108GPa，泊松比為μ=0.34，在實驗過程中材料發(fā)生彈性變形時其還遠沒有達到發(fā)生塑性變形的程度，因此在此無需設置其塑性屬性。

將前面計算得到的隨深度變化的殘余應力施加給模型，這里認定同一應力層的內應力是一致的，施加的是其平均應力。

運用“生死單元”技術將應力層的單元層逐層去除，每去除一層應力層單元后，零件原先的平衡狀態(tài)將被打破，軟件會計算其新的平衡狀態(tài)，結果模型的撓度也會發(fā)生相應的變化，如圖7所示。將每次模型撓度的變化與當初實驗中用激光位移傳感器測的零件撓度的變化做對比，如圖8所示。

可以看到有限元計算值與實際測量值的重合度是非常高的，其間有微小的差別，主要來源于未考慮腐蝕剝層時剩余應力層因零件中性層的變化而對零件產生彎矩的變化，盡管如此，可以看到這里的計算方法的精度已經很高。若要考慮上述部分變化，其計算過程會復雜很多，而且在精度上并不見得有很大的提高。

圖7 自平衡后應力發(fā)生重新分布及零件發(fā)生變形

圖8 實際測量和有限元計算的撓度值對比

5 結論

通過零件的撓度與彎矩的關系以及彎曲與內應力的關系，通過零件的撓度的變化來計算銑削加工引起的零件的表面殘余應力，最終得到了其加工表面隨深度變化的殘余應力，為驗證此方法的正確性，將計算得到的應力值帶入有限元模型中進行計算，驗證了此方法的可行性。最終可以得到以下結論：

（1）利用激光位移傳感器測量零件每次剝層后其撓度的變化，其一種可行的辦法，零件撓度的變化非常小，但是激光位移傳感器的精度足以較精確測量到其撓度的變化，以滿足實驗的需求。

（2）通過化銑的方法對零件進行不剝層，氫氟酸是一種很好的腐蝕劑，而硝酸是一種很好的氧化劑，兩者共同使用能提高零件的化銑表面質量，為實驗的順利進行提供了可靠的保障。

（3）根據零件的實際尺寸以及實際測得的應力值，在有限元軟件Abaqus中進行建模，并給模型施加具體的應力值，運用Abaqus的“生死單元”技術將應力層的單元逐層去除，并計算每去除一層后零件撓度的變化，將計算得到的撓度值的變化與當初測量得到的撓度值進行對比，可以發(fā)現兩條曲線的重合度非常高，由此可得以下結論：該方法的測量精度是可靠的，可以運用于實踐中銑削加工表面殘余應力的測量。

在有限元軟件Abaqus中根據零件實際尺寸進行建模，并將計算得到的殘余應力帶入模型中，運用“生死單元”技術模擬腐蝕剝層過程，觀察模型撓度的變化，發(fā)現跟實際測得的撓度變化值非常吻合，有限元的驗證結果表明該測量方法具有很好的精度，因此可以得出結論：基于此方法得到的應力值能較準確預測不同形狀和尺寸的零件因加工殘余應力引起的變形，對于提高零件的形狀和尺寸精度有重要的意義。

［1］Boyer R R.An overview on the use of titanium in the aerospace industry［J］.Materials Science and Engineering：A，1996，213（1）：103-114.

［2］Tsui Y C，Doyle C，Clyne T W.Plasma sprayed hydroxyapatite coatings on titanium substrates Part 1：Mechanical properties and residual stress levels［J］.Biomaterials， 1998，19（22）：2015-2029.

［3］徐驏，金成哲.車銑加工表面殘余應力的研究［J］.制造技術與機床，2008（1）：80-82.

［4］王立濤，許玲萍，張海濤，等.銑削加工殘余應力研究的基本理論和方法［J］.安徽工程科技學院學報：自然科學版，2004，19（2）：36-40.

［5］Mirzaee-Sisan A，Fookes A J，Truman C E，et al.Residual stress measurement in a repair welded header in the as-welded condition and after advanced post weld treatment［J］. International journal of pressure vessels and piping，2007，84（5）：265-273.

［6］Ficquet X，Smith D J，Truman C E，et al.Measurement and prediction of residual stress in a bead-on-plate weld benchmark specimen［J］.International Journal of Pressure Vessels and Piping，2009，86（1）：20-30.

［7］Gonzalo O，Gonzalo O，Navas V G，et al.Influence of the coating residual stresses on the tool wear［J］.Procedia Engineering，2011，19：106-111.

［8］Pratihar S，Stelmukh V，Hutchings M T，et al.Measurement of the residual stress field in MIG-welded Al-2024 and Al-7150 aluminium alloy compact tension specimens［J］. Materials Science and Engineering：A，2006，437（1）：46-53.

［9］SebastianiM，Eberl C，Bemporad E，et al.Depth-resolved residual stress analysis of thin coatings by a new FIB-DIC method［J］.Materials Science and Engineering：A，2011，528（27）：7901-7908.

［10］Withers P J，Bhadeshia H.Residual stress.Part 1-measurement techniques［J］.Materials science and Technology，2001，17（4）：355-365.

［11］Carrera E，Rodriguez A，Talamantes J，et al.Measurement of residual stresses in cast aluminium engine blocks［J］.Journal of materials processing technology，2007，189（1）：206-210.

［12］Rossini N S，Dassisti M，Benyounis K Y，et al.Methods of measuring residual stresses in components［J］.Materials &Design，2012，35：572-588.

［13］孟龍暉，何寧，李亮，等.TC4零件銑削加工殘余應力自平衡前值的測量及其有限元分析［J］.稀有金屬材料與工程，2014，43（8）：1991-1996.

（編輯 趙蓉）（編輯 趙蓉）

Measurement of the Residual Stress Induced by Milling in Titanium Alloys Based on Chemical Milling and the Changes of Bending Deflection

WANG Yi
（College of Engineering，Lishui University，Lishui Zhejiang 323000，China）

Flank milling was used to machine Ti6A l4V parts，and there would be high residual stress induced by milling in the superficial layer of the parts.The stress layers were removed gradually and the changes of parts’bending deflection were also measured.Based on the relationship between the bending deflection and the bending moment，the bending moment and the residual stresses，the stresses values were calculated out at last.The calculated stress values were loaded to the FEM model，a compasion of the bending deflection calculated by FEM and that measured in the experiments was made，it can be seen that they correspond to each other very well，so it can be concluded that the accuracy of this method is high enough，and it can be used to measure the residual stresses induced by milling in practice.

residual stress；corrosion；bending deflection；finite element analysis（FEA）

TH161；TG506

A

1001-2265（2015）04-0059-04 DOI：10.13462/j.cnki.mmtamt.2015.04.015

2014-07-25；

2014-11-07

國家科技支撐計劃課題資助（2013BAC16B02）

王毅（1980—），男，浙江麗水人，麗水學院講師，研究方向為數字化制造，（E-mail）jefflsxy@gmail.com。