馬 爽，李 勛，崔 偉，蘇 帥

（1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院,北京 100191；2.中航工業(yè)北京航空精密機(jī)械研究所，北京 100076）

葉片是航空發(fā)動(dòng)機(jī)中最為關(guān)鍵的零件之一，其絕大多數(shù)的失效形式為疲勞斷裂，而葉片型面的表面完整性對單個(gè)葉片的疲勞壽命具有非常顯著的影響，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的整體可靠性。美國學(xué)者的研究結(jié)果證明，在特定的條件下表面完整性可以使零件的疲勞壽命相差6倍以上[1]。GH4169材料是航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片和高壓壓氣機(jī)葉片最為常用的材料，其優(yōu)良的高溫性能導(dǎo)致GH4169材料的切削加工性能較差[2]。目前，GH4169材料葉片以數(shù)控銑削為主要加工方式，但是由于刀具磨損快、加工過程中易產(chǎn)生顫振從而影響葉片型面的加工精度和表面完整性的進(jìn)一步提高。

超硬磨料砂輪的高速磨削加工已被證明有利于提高加工精度，并被國內(nèi)外學(xué)者所重視[3]。孟凡軍、李勛等[4-5]的研究表明利用懸臂裝夾的方式對葉片進(jìn)行精密磨削加工的工藝方法能夠大幅度提高葉片磨削加工的形狀精度，同時(shí)懸臂插磨方式的刀軌曲率相對于周磨方式大幅減小，降低了對機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的要求。但是國內(nèi)外學(xué)者對于表面完整性的研究大多集中于周磨方式[6-8]，在懸臂磨削工藝條件下，針對GH4169葉片材料的高速磨削加工表面完整性的研究涉及較少。

本文在葉片懸臂磨削加工工藝的基礎(chǔ)上，利用電鍍CBN超硬磨料砂輪對GH4169葉片材料的表面完整性進(jìn)行了研究，充分考慮薄壁葉片加工精度，提出了GH4169材料的精磨參數(shù)優(yōu)化原則和推薦參數(shù)，為GH4169發(fā)動(dòng)機(jī)葉片的高精度、高可靠性制造提供前期的試驗(yàn)基礎(chǔ)和可行的工藝途徑。

1 試驗(yàn)方案及條件

發(fā)動(dòng)機(jī)葉片對型面表面加工質(zhì)量和幾何精度都有很嚴(yán)格的要求。表面粗糙度的波谷處容易引起應(yīng)力集中，產(chǎn)生疲勞裂紋；殘余壓應(yīng)力有利于增強(qiáng)疲勞強(qiáng)度，延長疲勞壽命；表面硬度對疲勞壽命也有著顯著影響[9-10]。懸臂插磨方式可以通過多層磨削加工不斷修正由于加工過程中材料內(nèi)部殘余應(yīng)力釋放和表面殘余應(yīng)力作用而產(chǎn)生的無規(guī)律變形[4]，但無法消除因磨削力引起的葉片彈性變形造成的形狀誤差[11]，所以必須嚴(yán)格控制磨削力的大小，盡可能地消除磨削力對葉片變形的影響。因此本文將對表面硬度、表面粗糙度、殘余應(yīng)力和磨削力進(jìn)行研究，綜合考慮表面加工質(zhì)量和葉片加工精度兩方面因素，對葉片懸臂磨削的精磨參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

試驗(yàn)采用三軸立式磨床；砂輪采用φ16電鍍200#CBN砂輪，軸向圓弧半徑為1.5mm；磨削液采用Blaser高速磨削油；粗糙度測量儀采用表面輪廓儀；硬度測量儀采用HV-1000顯微硬度計(jì)，試驗(yàn)力選用0.2N，保持載荷時(shí)間為10s；利用芬蘭XStress3000對加工表面的殘余應(yīng)力進(jìn)行測量。磨削力使用采用三向壓電式測力儀進(jìn)行測量；試驗(yàn)材料為GH4169，熱處理制度為標(biāo)準(zhǔn)熱處理制度：（950～980）℃±10℃，1h，油冷、空冷或水冷+720℃±5℃，8h，以50℃/h爐冷至620℃±5℃，8h，空冷。其金相組織經(jīng)過腐蝕后不能觀察到明顯晶粒，并且有大量硬化相存在，如圖1所示。試件尺寸為15.7mm×4.8mm×56mm，其中一半長度用于夾持；磨削方式為插磨，單向走刀，磨削參數(shù)如表1所示。

圖1 試驗(yàn)所用GH4169金相照片F(xiàn)ig.1 Metallograph of GH4169

表1 磨削試驗(yàn)參數(shù)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 精磨參數(shù)下表面殘余應(yīng)力特點(diǎn)分析

利用經(jīng)過初期磨損的φ16電鍍CBN砂輪對GH4169試件進(jìn)行懸臂插磨，對殘余應(yīng)力進(jìn)行測量。由于參數(shù)變化范圍較小，并未發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力隨磨削參數(shù)變化

20μm的明顯規(guī)律，但雙方向均為殘余壓應(yīng)力，且沿進(jìn)給方向上的殘余壓應(yīng)力大于砂輪線速度方向上的殘余壓應(yīng)力。沿進(jìn)給方向上的殘余壓應(yīng)力在900～13000MPa之間，砂輪線速度方向上的殘余壓應(yīng)力在650～850MPa之間。

磨削表面雙向都是殘余壓應(yīng)力是由于參與磨削的砂粒大多數(shù)為負(fù)前角，磨削過程同時(shí)也是對材料的碾壓過程，因此會(huì)在所有方向上獲得殘余壓應(yīng)力；又因?yàn)榻?jīng)過固溶加時(shí)效處理的GH4169材料其彈性極限不低于1040MPa，拉伸極限不低于1280MPa[12]，且精磨時(shí)磨削溫度很低，熱效應(yīng)不顯著，所采用的材料有很多增強(qiáng)相存在（圖1），減緩了彈性回彈造成的殘余壓應(yīng)力下降，因此進(jìn)給方向殘余壓應(yīng)力在900～13000MPa之間。同時(shí)砂粒的移動(dòng)會(huì)將材料的晶粒沿線速度方向拉長，產(chǎn)生一定的殘余拉應(yīng)力，與碾壓產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力相互疊加，導(dǎo)致線速度方向殘余壓應(yīng)力低于進(jìn)給方向殘余壓應(yīng)力，如圖2所示。

圖2 各向殘余應(yīng)力關(guān)系示意圖Fig.2 Schematic diagram of different directions residual stresses

2.2 精磨參數(shù)下表面硬度特點(diǎn)分析

利用經(jīng)過初期磨損的φ16電鍍CBN砂輪對GH4169試件進(jìn)行懸臂插磨，并對表面硬度進(jìn)行測量，每組試驗(yàn)及測量均進(jìn)行5～6次，表面硬度平均值隨磨削參數(shù)變化情況如圖3所示。

圖3 表面硬度隨磨削參數(shù)變化情況Fig.3 Influence of grinding parameters on surface hardness

對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，同一參數(shù)下的磨削表面硬度值的波動(dòng)值為2～4HRC，而進(jìn)給速度、砂輪線速度、磨削深度3個(gè)因素對表面硬度平均值的影響范圍在1HRC左右，因此認(rèn)為在所選參數(shù)范圍內(nèi)表面硬度受磨削參數(shù)的影響很小。這是因?yàn)殡S著進(jìn)給速度、砂輪線速度、磨削深度的上升，一方面材料的塑性變形增大，從而導(dǎo)致磨削表面顯微硬度上升；另一方面，磨削表面溫度也會(huì)增加，從而導(dǎo)致磨削表面的顯微硬度下降，但是由于所選參數(shù)的變化范圍較小，因此兩者的影響程度的差別未能充分顯示，所以兩者的綜合作用最終使加工表面的顯微硬度變化較小。磨削寬度的影響程度較為明顯，變化范圍為1.5HRC，其表面硬度下降是由于磨削溫度隨磨削寬度的提升而增高，軟化效應(yīng)增加，但是砂粒每轉(zhuǎn)切削深度不變，所以材料的塑性變形基本不變，因此硬度略微下降。

綜上所述，對所采用的GH4169材料，在懸臂插磨方式下表面殘余應(yīng)力及表面硬度受磨削參數(shù)的影響不顯著，不能對懸臂插磨的精磨參數(shù)優(yōu)化形成有效約束。

2.3 基于表面粗糙度的參數(shù)優(yōu)化

懸臂插磨方式下磨削表面微觀形貌示意圖如圖4所示，沿砂輪線速度的方向上的粗糙度和殘高可以根據(jù)理論公式由磨削寬度和砂輪的等效半徑計(jì)算得出，進(jìn)給方向上的粗糙度的影響因素較多，而且與砂輪的粒度、輪廓形狀和尺寸都有較大的關(guān)系，其數(shù)值主要通過試驗(yàn)進(jìn)行優(yōu)化，因此下文僅對該方向上的粗糙度進(jìn)行測量。

圖4 插磨方式下工件表面形貌示意圖Fig.4 Schematic diagram of workpiece surface machined by cantilever plunge grinding

同樣利用經(jīng)過初期磨損的φ16電鍍CBN砂輪對GH4169試件進(jìn)行懸臂插磨，通過對沿進(jìn)給方向粗糙度隨進(jìn)給速度、砂輪線速度、磨削寬度和磨削深度的單因素試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)在所采用的精磨參數(shù)范圍內(nèi)粗糙度受磨削深度和磨削寬度的影響較?。ㄈ鐖D5所示），而受砂輪進(jìn)給速度影響最為顯著。

圖5 磨削深度和磨削寬度對粗糙度的影響Fig.5 Influence of grinding width and depth on roughness

圖6顯示了進(jìn)給速度和砂輪每轉(zhuǎn)進(jìn)給量對粗糙度影響規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)粗糙度隨著砂輪每轉(zhuǎn)進(jìn)給量的下降而下降，在40～50μm/r時(shí)下降幅度明顯，之后下降速度變緩，粗糙度最終穩(wěn)定在Ra0.3μm左右。

圖6 粗糙度隨進(jìn)給速度及每轉(zhuǎn)進(jìn)給量的變化情況Fig.6 Situation of roughness changes with feed speed and the feed of per revolution

粗糙度隨砂輪線速度的變化情況如圖7所示，由于試驗(yàn)條件所限，砂輪線速度取在11.7～23.4m/s之間，但仍然能夠看出粗糙度隨砂輪轉(zhuǎn)速的升高有很明顯的下降，證明粗糙度隨砂輪每轉(zhuǎn)進(jìn)給量的下降而減小。

圖7 砂輪線速度對粗糙度的影響Fig.7 Situation of roughness changes with wheel speed

通過掃描電鏡對進(jìn)給速度為1000mm/min時(shí)的磨削工件表面形貌進(jìn)行觀察，試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，可以看到插磨方式下的工件表面形貌和周磨方式有著明顯的不同，工件表面實(shí)際上呈現(xiàn)的是垂直于進(jìn)給方向的周期性紋路，相鄰兩條紋路間距等于砂輪的每轉(zhuǎn)進(jìn)給量，即47.6μm，所以砂輪上僅有少量砂粒參與了磨削過程。

圖8 進(jìn)給速度1000mm/min時(shí)GH4169放大500倍的表面形貌Fig.8 Surface topography magnified 500 times of GH4169 grinded at feed speed of 1000mm/min

通過掃描電鏡對進(jìn)給速度為40mm/min時(shí)的磨削工件表面形貌進(jìn)行觀察，試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示，可以發(fā)現(xiàn)工件表面比進(jìn)給速度為1000mm/min時(shí)平整，觀察不到周期性紋路，但在砂輪轉(zhuǎn)速方向仍然存在大量細(xì)密刀紋。

圖9 進(jìn)給速度40m/min時(shí)GH4169放大500倍的表面形貌Fig.9 Surface topography magnified 500 times grinded at feed speed of 40 mm/min

砂輪在安裝后不可避免地存在徑向跳動(dòng)，砂粒徑向高度也不可能完全相等，必定存在少量較為突出的砂粒，所以在砂輪旋轉(zhuǎn)過程中砂輪高點(diǎn)和低點(diǎn)切入工件的深度有所不同，又由于砂輪進(jìn)給方向和砂輪轉(zhuǎn)速方向相互垂直，砂輪高點(diǎn)和低點(diǎn)的加工痕跡一般不會(huì)相互重疊，因此會(huì)在已加工表面上留下如圖8所示的具有周期性紋路的磨削表面。為了更清楚地解釋懸臂插磨方式下的粗糙度隨每轉(zhuǎn)進(jìn)給量的變化規(guī)律，首先將砂輪高點(diǎn)處的若干砂粒沿圓周方向上的旋轉(zhuǎn)投影簡化成梯形，其周圍是大量砂粒組成的平均高度，如圖10（a）所示。

當(dāng)進(jìn)給速度很大時(shí)，工件表面的凹谷是由砂輪的高點(diǎn)出砂粒加工形成，工件表面的凸起是由組成等效高度的砂粒加工形成，如圖10（b）所示；當(dāng)進(jìn)給速度降低以致梯形兩側(cè)的斜面相互重疊時(shí)，工件表面的凹谷仍然是由砂輪的高點(diǎn)加工而成，而工件表面的凸起是梯形兩側(cè)的斜面重疊而形成的，其波峰波谷差距h2＜h1，并且隨著進(jìn)給速度的降低而減小，其示意圖如圖10（c）所示；當(dāng)進(jìn)給速度進(jìn)一步降低，達(dá)到砂輪每轉(zhuǎn)進(jìn)給量小于高點(diǎn)處砂粒的頂端平面沿進(jìn)方向的長度時(shí)，材料表面理論上就不會(huì)存在凸起，而完全是一個(gè)平面，如圖10（d）；此時(shí)粗糙度不會(huì)由于進(jìn)給速度的降低而降低，理論上為零，但事實(shí)上粗糙度大約為Ra0.3μm，這是3個(gè)方面因素引起的。首先，雖然磨損會(huì)使砂粒頂端形成小平面，但無論是圖10中的高點(diǎn)還是周圍較矮的平均高度都是由多個(gè)砂粒組成，但整體情況不會(huì)是完全平整的，還是會(huì)存在細(xì)小的溝槽，因此加工出的平面不會(huì)完全平整；其次，磨削過程中會(huì)有一定的振動(dòng)；最后，砂粒表面的材料粘附等因素也會(huì)引起粗糙度的存在。因此最終形成如圖9所示整體平整，但仍然有細(xì)小紋路的表面。

圖10 工件表面粗糙度形成的簡化示意圖Fig.10 Simplified schematic diagram of the roughness producing process

根據(jù)上述分析，綜合考慮加工質(zhì)量和加工效率，應(yīng)當(dāng)通過進(jìn)給速度和砂輪轉(zhuǎn)速相互配合將砂輪每轉(zhuǎn)進(jìn)給量取在曲線下端拐點(diǎn)處，即砂輪線速度為38μm/r。因?yàn)楦咚倌ハ鞅蛔C實(shí)有利于磨削質(zhì)量提升，而試驗(yàn)所用砂輪較小，砂輪線速度遠(yuǎn)低于高速磨削要求[13-14]，結(jié)合生產(chǎn)實(shí)際，砂輪轉(zhuǎn)速最終采用主軸穩(wěn)定工作的上限速度32000r/min，此時(shí)砂輪線速度為26.8m/s，進(jìn)給速度為1000mm/min，此時(shí)每轉(zhuǎn)進(jìn)給量為32μm/r；在該參數(shù)下經(jīng)過10余次試驗(yàn)測得沿進(jìn)給方向上的粗糙度平均值為Ra0.32μm，并且測得的粗糙度最大值在Ra0.5μm以下，平均線速度Rc在2μm以下，因此沿砂輪進(jìn)給方向上的粗糙度小于平均線高度Ra0.5μm即可。取磨削寬度為0.35mm時(shí)，理論殘高為1.9μm，理論粗糙度為Ra0.49μm，可滿足要求。因此在本試驗(yàn)條件下推薦采用精磨參數(shù)為：vs=26.8m/s（n=32000r/min），f=1000mm/min，bw=0.35mm（或 殘 高h(yuǎn)=0.002mm）。

2.4 基于磨削力的磨削深度優(yōu)化

懸臂插磨方式可以通過多層磨削加工能夠不斷修正，由于加工過程中材料內(nèi)部殘余應(yīng)力釋放和表面殘余應(yīng)力作用而產(chǎn)生的無規(guī)律變形[4-5]，但無法消除因磨削力引起的葉片彈性變形造成的形狀誤差[11]，因此必須對磨削力進(jìn)行控制。本節(jié)通過試驗(yàn)證明磨削力隨磨削深度的降低而逐漸下降，因此可以通過減小磨削深度達(dá)到控制彈性變形，提高葉片的型面精度的目的。

采用Kistler 9257B三向壓電式測力儀對磨削力進(jìn)行測量。試驗(yàn)過程中，為了更穩(wěn)定的測量到磨削力，本次試驗(yàn)在推薦參數(shù)的基礎(chǔ)上將磨削寬度擴(kuò)大取為1mm，砂輪轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度也成比例降低，從而使磨削力適當(dāng)增大，減小磨削過程中的各種干擾對磨削力測量精度的影響。試驗(yàn)結(jié)果如圖11所示，其中Fx為轉(zhuǎn)速方向上的抗力，F(xiàn)y為磨削深度方向上的抗力，F(xiàn)z為進(jìn)給方向上的抗力。從圖11中可以發(fā)現(xiàn)，在所選參數(shù)范圍內(nèi)磨削力隨磨削深度呈線性增加，因此可以通過磨削深度對磨削力進(jìn)行控制。

圖11 磨削力隨深度方向的變化情況Fig.11 Grinding forces changes with grinding depth

對于長20mm、寬15mm、最厚處0.8mm的高溫合金葉片，當(dāng)最后一層磨削深度取0.005mm時(shí)，根據(jù)圖11所示結(jié)果進(jìn)行估算[8]，此時(shí)磨削力約為0.2N，根據(jù)有限元仿真結(jié)果（葉片端部施加0.2N力），其彈性變形可以控制在3μm以內(nèi)（如圖12所示）。并利用上述參數(shù)對實(shí)際葉片進(jìn)行磨削加工，并通過接觸式三坐標(biāo)測量機(jī)進(jìn)行測量，其上下截面線誤差基本相同，如圖13所示，因此可以忽略葉片因受到磨削力作用而產(chǎn)生的彈性變形對輪廓精度的影響，且葉片整體形貌精度在10μm以內(nèi)，個(gè)別位置在10～20μm 之間。

圖12 葉片變形的有限元仿真Fig.12 Finite element simulation of blade deformation

圖13 葉片不同部位截面線偏差Fig.13 Cross-sectional errors at different positions of blade

綜上所示，對上述葉片進(jìn)行懸臂插磨工藝時(shí)推薦使用精磨參數(shù)為：磨削線速度vs=26.8m/s（n=32000r/min），進(jìn)給速度f=1000mm/min，殘高h(yuǎn)=0.002mm，磨深ap=0.005mm。

2.5 葉片殘余應(yīng)力的測試及分析

對利用推薦參數(shù)所加工的葉背上5個(gè)不同點(diǎn)進(jìn)行殘余應(yīng)力測量（如圖14），最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在1#點(diǎn)，進(jìn)給方向殘余壓應(yīng)力為1293MPa，線速度方向殘余壓應(yīng)力為758MPa；最小壓應(yīng)力出現(xiàn)在5#點(diǎn)，進(jìn)給方向殘余壓應(yīng)力為1133MPa，線速度方向殘余壓應(yīng)力為561MPa。說明在該參數(shù)下，即使受到機(jī)床穩(wěn)定性、葉片曲率等其他因素影響導(dǎo)致磨削參數(shù)有所波動(dòng)，但仍然可以維持加工表面為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)。

圖14 葉片殘余應(yīng)力測量點(diǎn)分布Fig.14 Distribution of residual stresses measurement points on blade

通過電解加工的方式對推薦精磨參數(shù)下形成的表面進(jìn)行逐層去除，并測量距離精磨表面不同深度上的殘余應(yīng)力分布情況，測量結(jié)果如圖15所示。

從圖15中可以看出，加工表面以下并沒有嚴(yán)重的拉應(yīng)力層；表面應(yīng)力層的深度約為70μm；在表面下5μm處有最大壓應(yīng)力；進(jìn)給方向上的殘余壓應(yīng)力高于轉(zhuǎn)速方向上的殘余壓應(yīng)力，而進(jìn)給方向是試驗(yàn)所用葉片的主要受力方向。從定性的角度來看，壓應(yīng)力狀態(tài)良好，有利于延長GH4169葉片的疲勞壽命[15]。

圖15 殘余應(yīng)力沿深度方向上的分布情況Fig.15 Residual stress distribution on depth direction

3 結(jié)論

通過對GH4169在懸臂插磨方式下進(jìn)行的一系列試驗(yàn)可以得到如下結(jié)論：

（1）基于對磨削溫度、表面硬度、表面粗糙度和磨削力的研究，提出了GH4169材料懸臂插磨工藝的精磨參數(shù)優(yōu)化方法，結(jié)合本文試驗(yàn)條件，針對小型GH4169葉片型面的精磨加工，推薦一組優(yōu)化參數(shù)：vs=26.8m/s（n=32000r/min），f=1000mm/min，殘高h(yuǎn)=0.002mm，ap=0.005mm。

（2）在所推薦的磨削參數(shù)下，葉片型面偏差在0.02mm以下，磨削粗糙度可保持在Ra0.5μm以下；表面硬度約為HRC45；加工表面各處均為殘余壓應(yīng)力，且表面下沒有明顯的拉應(yīng)力層，應(yīng)力層深度約為70μm，在表面下5μm處有最大壓應(yīng)力；進(jìn)給方向上的殘余壓應(yīng)力均高于轉(zhuǎn)速方向上的殘余壓應(yīng)力。

（3）提出了理論模型對粗糙對隨進(jìn)給速度變化規(guī)律進(jìn)行了解釋，并對殘余應(yīng)力特點(diǎn)及其形成原因進(jìn)行了分析。

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