姜振喜，孫杰，李國超，賈興民，李劍峰

（1.山東大學機械工程學院，山東濟南250061；2.山東大學高效潔凈機械制造教育部重點實驗室，山東濟南250061）

TC4銑削加工的刀具磨損與切削力和振動關系研究

姜振喜1，2，孫杰1，2，李國超1，2，賈興民1，2，李劍峰1，2

（1.山東大學機械工程學院，山東濟南250061；2.山東大學高效潔凈機械制造教育部重點實驗室，山東濟南250061）

采用AlCrN涂層整體硬質合金立銑刀銑削TC4鈦合金，測量周刃磨損量、切削力和切削振動。使用掃描電鏡（SEM）觀察刀具磨損形貌，應用能譜分析的方法研究刀具失效表面元素的分布規(guī)律。在揭示磨損機理的基礎上，進一步探討刀具磨損對切削力、切削振動的影響規(guī)律，為實現鈦合金加工刀具磨損狀態(tài)的在線檢查提供理論和技術支持。研究表明：前刀面主要出現機械裂紋、熱裂紋、粘結磨損和氧化磨損，后刀面出現機械裂紋、粘結磨損和氧化磨損；整體上，切削力和振動隨著磨損量的增大而增大，但不同磨損狀態(tài)對切削力和振動的影響不同。

機械制造工藝與設備；鈦合金；刀具磨損；切削力；切削振動

0　引言

鈦合金具有比強度高、高溫強度高、耐腐蝕等優(yōu)異性能，在航空航天、石油化工、醫(yī)藥器械、汽車工業(yè)等領域得到廣泛的應用。在航空工業(yè)，鈦合金大都以整體結構件形式應用，在鈦合金整體結構件數控加工過程中，金屬去除率可高達80%以上。為提高生產效率，航空工業(yè)廣泛采用硬質合金涂層刀具進行鈦合金的高效加工。但是，由于鈦合金化學活性高、導熱系數低、彈性模量小，加工過程中刀具磨損嚴重，導致切削加工過程中的振動加劇，對生產效率和表面質量會產生極為不利的影響。

針對這些情況，國內外學者對鈦合金高速銑削技術和刀具磨損進行了大量研究。針對鋸齒狀切屑的形成機理，Komanduri等［1-2］和Show等［3］分別提出了絕熱剪切和周期性脆性斷裂理論，這也是鈦合金切削機理研究的前驅和基礎。Hartung等［4］對鈦合金加工中的刀具磨損機理進行了深入研究，應用WC-C基硬質合金和聚晶金剛石（PCD）時，刀具中的碳元素會和鈦合金切屑在界面處反應生成TiC界面層，當擴散速率受到界面反應層的阻隔后將減緩刀具的磨損。Ezugwu等［5-7］研究小組應用不同的刀具材料如立方氮化硼（CBN）、PCD，對高速切削TC4的過程中刀具的失效形式，加工表面質量等做了詳細的研究。Nouari等［8］以減輕刀具磨損為目的，優(yōu)化工藝參數和刀具結構。徐九華等［9］對高速銑削鈦合金的切削力和切削溫度以及鈦合金的表面質量完整性進行了研究，認為切削速度的提高會導致切削溫度升高，高速銑削鈦合金可以得到較低的表面粗糙度。牟濤等［10-11］進行了不同冷卻條件下的銑削加工試驗，認為粘結磨損是加工鈦合金過程中刀具的主要磨損形式，切削液的使用并不一定提高刀具壽命，機床的穩(wěn)定性能對刀具磨損有較大影響。Li等［12］、李安海等［12-13］研究了涂層硬質合金刀具高速干式銑削鈦合金的刀具磨損機理。

在切削力研究方面，Narutaki［14］對銑削TC4合金的切削力進行了比較全面的研究，認為用小直徑的銑刀進行鈦合金高速銑削是可行的；滿忠雷等［15］對TC4合金在干切削、空氣油霧和氮氣油霧介質下高速銑削的切削力進行了研究，研究了銑削用量對銑削各分力和銑削合力的影響。在切削振動研究方面，Tlusty等［16］提出了穩(wěn)定極限圖（LOBE）來抑制顫振；Jemielniak等［17］分析了主軸轉速的變化對自激振動過程的影響；Inamura等［18］通過調整切削深度抑制顫振；皇攀凌等［19-20］研究了干切削條件下整體硬質合金立銑刀高效加工鈦合金時切削速度對切削穩(wěn)定性的影響，認為顫振會急劇地增加切削力幅值，大大降低已加工表面質量，最佳切削速度為160 m/min.

盡管國內外對鈦合金高效刀具磨損機理等進行了大量研究，但大都是針對可轉位硬質合金刀片開展的，對整體硬質合金刀具磨損特性與磨機理研究較少，對刀具磨損狀態(tài)對切削力、切削振動的綜合影響特性更缺乏系統(tǒng)研究。本文采用AlCrN涂層整體硬質合金立銑刀銑削TC4鈦合金，在揭示磨損機理的基礎上，進一步探討刀具磨損對切削力、切削振動的影響規(guī)律，為實現鈦合金加工刀具磨損狀態(tài)的在線檢查提供理論和技術支持。

1　試驗過程

1.1試驗材料

試驗采用鈦合金TC4，屬于α+β型鈦合金。試驗中使用的工件尺寸為150 mm×100 mm× 25 mm，安裝在測力儀上測試刀具切削時的切削力、振動。

1.2試驗設備

試驗刀具為廈門金鷺特種合金有限公司生產的四刃整體硬質合金立銑刀，刀具基體材料為GU25UF超細晶粒硬質合金，屬于YG8硬質合金，刀具詳細參數如表1所示。

表1　刀具參數Tab.1 Tool parameters

試驗采用臺灣協(xié)鴻公司生產的Hartford CNC-1682數控加工中心，加工方式及測試系統(tǒng)布局如圖1所示。

采用Kistler 9257B測力儀測量x、y、z 3個方向的銑削力，利用B&K測試系統(tǒng)測量x、y、z 3個方向的振動信號，使用Dino-Lite便攜式手式顯微鏡觀察刀具周刃后刀面的磨損量，借助掃描電鏡（SEM）和大景深顯微鏡觀察刀具磨損形貌，應用能譜分析方法研究刀具失效表面元素的分布規(guī)律。

1.3試驗參數

為了實現鈦合金加工過程刀具磨損狀態(tài)的在線檢查，經過充分的實地調研，采用與工業(yè)生產過程相匹配的切削工藝參數進行一組刀具壽命試驗，具體參數如表2所示。使用的切削液為水基乳化液。

2　試驗結果與分析

2.1刀具磨損規(guī)律

采用手持顯微鏡觀察周刃后刀面磨損，磨損量VB隨切削時間t的變化曲線如圖2所示。根據后刀面磨損量VB隨切削時間t的變化，可以將銑削過程劃分為初期磨損階段、穩(wěn)定磨損階段和急劇磨損階段。在初期磨損階段（0～40 min），刀具磨損速率較快；后刀面磨損量達到約0.03 mm后，磨損速率很小，進入穩(wěn)定磨損階段（40～280 min），磨損量從0.03 mm緩慢增加至0.10 mm；然后進入急劇磨損階段，后刀面磨損量急劇增大。以后刀面磨損量為0.20 mm作為磨鈍標準時刀具壽命約為405 min.

圖2　后刀面磨損量隨時間變化曲線Fig.2 Average flank wear vs.cutting time

圖3　前刀面SEM照片Fig.3 SEM photos of rake face

2.2刀具磨損機理

銑削時間450 min時刀具前刀面的SEM照片如圖3所示，圖4為圖3中點1、2和3位置的能譜圖。由圖3可見，前刀面存在粘結磨損、機械裂紋和熱裂紋等磨損形貌。粘結層的片狀脫落加劇了刀具磨損。鈦合金的高溫強度高，摩擦系數大，導熱系數低，彈性模量小，存在加工硬化，刀屑接觸區(qū)小，因此在銑削過程中，在刀具和工件接觸區(qū)的切削力大，切削溫度高；銑削是斷續(xù)切削的過程，切削刃受到切削力和溫度沖擊，產生機械裂紋和熱裂紋。如圖4所示，在點1和點2的位置存在大量的Ti元素，因為在高溫高壓的作用下，切屑發(fā)生塑性變形粘結在切削刃上形成粘結層，粘結物逐漸積累達到一定程度后，在斷續(xù)切削較大的交變應力作用下，導致粘結層脫落并帶走部分刀具材料。在點1和點2沒有發(fā)現涂層的元素成分，說明前刀面涂層已經被磨掉，并且由于粘結磨損、機械裂紋和熱裂紋的作用，刀具基體材料暴露出來。如圖4所示，與點3處相比，點1和點2處O元素的含量明顯增多，說明在銑削過程中刀具基體材料發(fā)生氧化作用，W和C發(fā)生氧化生成WO3和CoO等氧化物，因為氧化物相對較軟，在機械沖擊下容易脫落，加劇刀具磨損。

圖5為刀具后刀面的SEM照片，圖6為圖5中點1、2和3位置的能譜圖。由圖5可見，后刀面存在粘結磨損、機械裂紋等磨損形貌，粘結層的片狀脫落加劇了刀具磨損，靠近磨損處的涂層出現燒蝕現象。后刀面對工件的作用形式主要是擠壓和摩擦，相對于剪切作用作功少，因此，后刀面與工件接觸區(qū)的溫度比前刀面低，沒有明顯的熱裂紋。

圖4　前刀面能譜圖分析Fig.4 EDS plots of points in Fig.3

圖5　后刀面SEM照片Fig.5 SEM photos of flank face

如圖6所示，在點1存在大量的Ti元素和O元素，粘結磨損和氧化磨損嚴重。點2處以C、O和W元素為主，說明粘結層脫落，刀具基體材料暴露出來，并發(fā)生了氧化磨損。

2.3切削力隨刀具磨損的變化規(guī)律

在加工過程中切削力F隨時間t變化曲線如圖7所示，x，y和z方向如圖1中所示。

由圖7可知，切削過程中x方向的切削力最大并且變化趨勢最明顯。在初期磨損階段切削力較小，Fy和Fz基本不變，Fx有略微減少的趨勢，原因是刀具的微觀粗糙面逐漸磨平。在穩(wěn)定磨損階段Fy和Fz略微減少，Fx以較緩慢的速度從400 N增加到780 N.進入急劇磨損階段后，Fy和Fz切削力突然增大，而Fx持續(xù)快速增大。

圖6　后刀面能譜圖分析Fig.6 EDS plots of points in Fig.5

2.4切削振動隨刀具磨損的變化規(guī)律

切削過程中振動幅值A隨切削時間t的變化曲線如圖8所示。由圖8可知，在初期磨損階段，振動幅值較小，先略微下降后快速增大；在穩(wěn)定磨損階段，由于工藝系統(tǒng)z方向的剛性好，振動幅值小，而Ax和Ay以較緩慢的速度從約6 m/s2增加到約10 m/s2；之后振動幅值快速增大而且波動大，刀具進入急劇磨損階段。

圖7　切削力隨時間變化曲線Fig.7 Cutting force vs.cutting time

圖8　振幅隨時間變化曲線Fig.8 Cutting vibration vs.cutting time

2.5特定磨損條件下切削力與振動特性之間的關系

在整個切削過程中，切削力和振動隨著刀具磨損量的增大而增大，但是不同的磨損狀態(tài)對切削力和振動的影響不同。如圖9所示，在切削時間20～45 min，周刃后刀面磨損量從0.02 mm增加到0.03 mm的過程中，振幅Ax以較大的速率增加，而相反的是切削力Fx略微減少。銑削鈦合金時，刀具前刀面與切屑的接觸面積小，刀尖應力大，并且新刃磨的刀具前后刀面存在不平度，后刀面與工件的實際接觸面積小，單位面積承受的正壓力大。鈦合金摩擦系數大，切屑流經前刀面時的摩擦作功大，產生的熱量多；由于鈦合金導熱系數低，切削熱不易散發(fā)從而集中在切削刃的微小區(qū)域，導致切削區(qū)域溫度高。在斷續(xù)銑削過程中，銑刀刀齒切入切出時受到交變應力和溫度沖擊的作用，容易產生崩刃。如圖10所示，在銑削時間為35 min時觀察到底刃出現崩刃，在45 min觀察到另一個底刃也出現崩刃，這是導致振動幅值增大的主要原因。切削力略微減少的原因是，刀具前后刀面逐漸磨平，切削刃更鋒利，摩擦力減少。

在周刃后刀面磨損量從0.04 mm增大到0.15 mm的過程中，切削力和振動較穩(wěn)定，Fx約為650 N和Ax約為8 m/s2，刀具磨損量的增大并沒有引起切削力和振動的顯著波動。

當磨損量超過0.15 mm以后，切削力和振動都隨磨損量的增大而快速增加。圖11所示為銑削時間為450 min時，周刃的三維形貌，切削刃上已經出現多處較大的崩刃和片狀脫落，切削刃圓鈍并且粗糙度很大。觀察該過程中前后刀面的磨損，如圖12所示，存在崩刃擴大和粘結層脫落的現象。在粘結磨損和氧化磨損的作用下，刀刃的粗糙度顯著增大，排屑過程不流暢，切削熱更不易散發(fā)。切屑與前刀面的接觸面積和后刀面與工件已加工表面的接觸面積更小，導致應力增大。在高溫和交變應力的作用下，切削刃的強度降低，切削過程不穩(wěn)定，振動幅度增大。

圖9　刀具磨損量對切削力和振動的影響Fig.9 Cutting force and vibration vs.average flank wear

圖10　35 min和45 min時刀具磨損形貌Fig.10 Tool wear after 35 min and 45 min

圖11　銑削時間450 min后周刃的三維形貌Fig.11 3-D profile of cutting edge after 450 min

圖12　前后刀面磨損形貌Fig.12 Wear morphology of rake and flank faces

3　結論

通過AlCrN涂層整體硬質合金立銑刀銑削TC4鈦合金的刀具磨損試驗，可以得到以下結論：

1）整體硬質合金立銑刀銑削TC4鈦合金時，前刀面主要發(fā)生機械裂紋、熱裂紋、氧化磨損和粘結磨損，在初期磨損階段會出現崩刃，并且粘結層的片狀脫落加劇了刀具磨損；后刀面主要發(fā)生機械裂紋、氧化磨損和粘結磨損，在磨損過程中粘結層片狀脫落嚴重。

2）x方向的切削力最大，變化趨勢明顯，在初期磨損階段具有略微減少的趨勢；在穩(wěn)定磨損階段以較緩慢的速度從400 N增加到780 N；在快速磨損階段切削力迅速增大。

3）x和y方向的振動幅值較大，在初期磨損階段先減少后增大；在穩(wěn)定磨損階段以較緩慢的速度從約6 m/s2增加到約10 m/s2；在快速磨損階段快速增大波動明顯。

4）在整個磨損過程中，切削力和振動隨著磨損量的增大而增大，但是不同的磨損狀態(tài)對切削力和振動的變化影響不同。在周刃后刀面磨損量從0.02 mm增大到0.03 mm的過程中，由于崩刃的影響，振動幅值顯著增大，而相反，由于新投入使用刀具的切削刃粗糙度降低，切削力略微減少；在周刃后刀面磨損量0.03～0.15 mm過程中，切削力和振幅保持穩(wěn)定；當磨損量超過0.15 mm，由于崩刃的擴大和粘結層的片狀脫落，切削力和振幅顯著增大。

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Investigation on the Relationship among Tool Wear，Cutting Force and Vibration in Milling of TC4

JIANG Zhen-xi1，2，SUN Jie1，2，LI Guo-chao1，2，JIA Xing-min1，2，LI Jian-feng1，2
（1.School of Mechanical Engineering，Shandong University，Jinan 250061，Shangdong，China；2.Key Laboratory of High Efficiency and Clean Mechanical Manufacture of Ministry of Education，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China）

Experiments of milling TC4 titanium alloys with solid cemented carbide milling cutters coated with AlCrN are carried out.The tool wear of circumferential cutting edge，cutting force and vibration are measured.The tool wear morphology is observed by using scanning electron microscope（SEM），and the element distribution of the worn tool surface is detected by using energy dispersive spectrometer（EDS）.The influence of tool wear on cutting force and vibration is further discussed based on the wear mechanism in order to provide a theoretical and technical support for the realization of online check of tool wear state.The experimental results indicate that the mechanical crack，thermal crack，adhesion and oxidation wear exist on the rake face，and the mechanical crack，adhesion and oxidation exist on the flank face.The cutting force and vibration increase with wear loss.The different states of wear have the different effects on cutting force and vibration.

manufacturing technology and equipment；titanium alloy；tool wear；cutting force；cutting vibration

TG501；TG714

A

1000-1093（2015）01-0144-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.01.021

2014-03-09

山東省自然科學基金項目（ZR1115310245）

姜振喜（1990—），男，碩士研究生。E-mail：jzxi90321@163.com；孫杰（1967—），男，教授，博士生導師。E-mail：sunjie@sdu.edu.cn