羅 揚，趙 鵬，李 勛

（北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京 100191）

鈦合金是隨著航空工業(yè)的進步而發(fā)展起來的一種重要的結構金屬材料，因具有強度高、耐蝕性好、耐熱性高等特點而被廣泛應用于各個領域。但是，鈦合金在切削加工過程中，存在切削溫度高、單位面積切削力大、刀具易磨損等問題。在實際生產(chǎn)中，有時需要對銑削加工的鈦合金零件進行拋光或噴丸處理，以提高零件疲勞壽命。

國內(nèi)外學者對鈦合金零件表面粗糙度開展了廣泛而積極的研究。周子同等[1]對TB6材料開展了銑削試驗。楊振朝等[2]、史興寬等[3]分別對TC4材料開展了高速銑削研究。上述研究得出結論：銑削每齒進給量fz是影響已加工表面進給方向粗糙度最主要因素；銑削線速度vs由30m/min提高至150m/min時，銑削表面粗糙度下降[2]；表面粗糙度隨銑削速度增加呈整體下降趨勢，當銑削速度vs增加到377m/min時, 表面粗糙度略有升高, 微觀組織基本無變化[3]。

曾國英對鈦合金葉片開展強化拋光研究[4]，田淼開展了葉輪拋光鈦合金試驗[5]。上述研究得出結論：強化拋光后鈦合金葉片的表面粗糙度由0.35～0.5μm降至0.1～0.12μm[4]；葉輪拋光后鈦合金表面存在加工硬化，最大硬化程度為14.7%，材料微觀組織中未產(chǎn)生明顯的晶粒扭曲和細化現(xiàn)象[5]。

王仁智[6]詳述了金屬材料噴丸強化機理，肯定了噴丸工藝對提高零件疲勞壽命的積極意義。夏明莉等[7]，季秀升等[8]。分別對TC4和TA15鈦合金開展了噴丸強化研究，李世平等[9]研究了不同噴丸強度在TC21材料表面形成的凹坑大小，得出結論：噴丸處理使鈦合金表面粗糙度值較銑削表面增大，且隨著噴丸強度的增加，彈丸在試件表面形成的凹坑直徑不斷增大，粗糙度值隨著噴丸強度的增大而增大。張聰慧等[10]研究了高能噴丸后TC4合金的表面組織性能，發(fā)現(xiàn)噴丸處理后試件表面形成了細化晶粒組織，顯微硬度較基體材料提高。

針對銑削鈦合金零件，拋光可減小其表面粗糙度值，降低零件在工作過程中的表面應力集中情況；而噴丸會使表面粗糙度值升高，甚至會造成表面層的皸裂脫落，合理強度的噴丸可在零件表面引入殘余壓應力，提高零件的疲勞壽命[11]。本研究針對銑拋、銑噴、銑拋噴組合工藝所加工零件的表面粗糙度開展研究，考察其耦合關系，為TB6組合工藝的參數(shù)優(yōu)化提供依據(jù)與方法。

圖1 試驗分區(qū)及銑削進給方向Fig.1 Partition and feed direction

表1 試驗分區(qū)

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料為TB6鈦合金（Ti-10V-2Fe-3Al，Ti-1023）。是一種典型的近β型鈦合金，廣泛應用于航空航天零件制造領域室溫下TB6鈦合金的力學性能分別為：屈服強度σ0.2=1005 MPa；抗拉強度σb=1105MPa；延伸率δ=7%;斷裂韌性KIC=60MPa/m1/2。

為減小隨機誤差，提高對比試驗的可靠性，需合理安排工藝步驟。利用線切割設備將TB6坯料加工成長方體試件，尺寸為60mm×20mm×15mm。為避免隨機誤差，選取60mm×20mm表面作為試驗面，沿長度方向均分為3個區(qū)域，實現(xiàn)在同一試件上分別進行不同組合工藝加工及檢測，如圖1所示。試驗分區(qū)工藝組合方式如表1所示。

1.2 試驗方法

TB6試件在三軸立式銑床上進行銑削，銑削方式為側銑，試驗刀具選用5刃Widia整體硬質(zhì)合金涂層立銑刀，型號為WIDIA SC FIN 5FL，刀刃回轉(zhuǎn)直徑20mm。

在三軸立式磨拋機床上完成拋光，選用直徑為25mm的羊毛氈拋光輪，手動加注金剛石研磨膏，粒度W10，拋光輪預壓量2mm，主軸轉(zhuǎn)速S=10000r/min。為有效去除刀紋，設置拋光輪進給方向與銑刀進給方向相同，即拋光輪線速度方向垂直于刀紋，往復拋光10次。

噴丸參數(shù)設置：噴丸壓力0.6MPa，流量3kg/min，入射方向與刀紋垂直，角度80°，距離100mm，時間60s，覆蓋率100%。

固定拋光及噴丸參數(shù)，針對精銑工藝進行參數(shù)優(yōu)化。由于TB6側銑表面粗糙度主要由每齒進給量fz決定。本次試驗采用單因素控制變量法，每齒進給量fz選取6水平參數(shù)，對切削線速度vs和切寬ae分別選取4水平參數(shù)。

加工完成后，使用OLYMPUS BX51M光學顯微鏡觀測試件表面形貌。使用Taylor Hobson輪廓儀檢測試件表面粗糙度。取樣長度0.8mm，評定長度6mm，檢測方向與進給方向垂直。分別檢測5個點，取平均值作為該區(qū)域的表面粗糙度。

試驗過程：

（1）選取60mm×20mm表面作為試驗面，以相同參數(shù)銑削去除線切割氧化層；

（2）對試件進行去應力退火處理；

（3）設定參數(shù)，精銑加工試驗面；

（4）對試驗面劃線分區(qū)，使用膠布覆蓋保護區(qū)域1和區(qū)域3，對區(qū)域2進行拋光（區(qū)域劃分見圖2）；

（5）去除保護膠布，使用丙酮試劑清潔試驗面；

（6）使用膠布覆蓋保護區(qū)域1及區(qū)域2左半部分，對其余區(qū)域進行噴丸；

（7）去除保護膠布，清潔試驗面，檢測各區(qū)域表面粗糙度。

通過以上步驟，在同一試件上得到不同工藝組合的試驗區(qū)域。

圖2 試件外觀照片及分區(qū)示意Fig.2 Simple photo and zoning

圖3 光學顯微鏡下的試件表面形貌Fig.3 Specimen surface mopography under optical microscope

2 結果與討論

2.1 表面形貌

經(jīng)組合工藝加工的TB6鈦合金試件的宏觀照片如圖2所示。其中，區(qū)域2左側光亮部分為噴丸未覆蓋的拋光區(qū)域?？梢钥闯觯瑓^(qū)域1內(nèi)存在較明顯的平行刀紋，刀紋沿銑削進給方向等距分布；區(qū)域2內(nèi)，拋光部分刀紋消失，表面平坦，噴丸部分較為平坦，表面粗糙，呈現(xiàn)“啞光”狀態(tài)；區(qū)域3內(nèi)仍可見刀紋痕跡。

使用OLYMPUS BX51M光學顯微鏡觀察各組合工藝所加工區(qū)域的表面形貌，如圖3所示。

由圖3（a）可看出，TB6試件的銑削表面存在明顯的加工刀紋，且銑削刀紋沿刀具進給方向平行等距分布。這是因為刀具回轉(zhuǎn)切削過程中，每兩次切除區(qū)域之間存在幾何殘高[12]，隨著刀具的進給，刀刃繼續(xù)在進給方向形成新的殘高，試件表面呈現(xiàn)出直刀紋平行分布的側銑特征表面。

圖3（b）左側為噴丸未覆蓋的拋光區(qū)域，在此區(qū)域附近，可觀察到較完整的圓形凹坑，圖片右側的噴丸中心區(qū)域，未觀察到完整凹坑，這是因為噴丸時，單個球形彈丸擊打試件表面，材料發(fā)生塑性變形，形成完整凹坑[12]，大量彈丸對同一區(qū)域的反復擊打，試件表面同一點反復產(chǎn)生塑性變形，凹坑完整性被破壞，形成粗糙的噴丸特征表面。

圖3（c）所示銑噴區(qū)域存在相似特征，即噴丸邊緣部位存在完整凹坑，噴丸中心區(qū)域凹坑的完整性被破壞。同時，由于噴丸的影響，銑削刀紋被部分去除，即噴丸工序?qū)︺娤鞯都y也具有一定的去除能力。

使用Tylor Hobson輪廓儀檢測試件各區(qū)域表面，得到試件橫向輪廓如圖4所示。

從圖4（a）中可看出，銑削區(qū)域表面沿進給方向輪廓具有周期分布的波峰波谷，相鄰兩波峰或波谷間的水平距離約為0.8mm，峰谷距0基準線高度約為2μm；從圖4（b）看出，銑拋噴區(qū)域表面輪廓存在非周期波峰波谷，除少數(shù)高點外，波峰高度較均勻，符合噴丸試件表面粗糙的特征，峰谷距0基準線高度約為4μm；從圖4 （c）看出，銑噴區(qū)域內(nèi)存在不同高度的突起和凹陷，與輪廓曲線相比，圖4（c）所示曲線峰谷處高度值較大，距0基準線高度約為6μm。通過輪廓儀自帶程序計算表面粗糙度值。

2.2 基于表面粗糙度的精銑參數(shù)優(yōu)化

使用Tylor Hobson輪廓儀分別檢測各區(qū)域的表面粗糙度。開展基于檢測值的精銑參數(shù)優(yōu)化。各區(qū)域表面粗糙度檢測值如表2所示。

根據(jù)表2數(shù)據(jù)繪制不同精銑參數(shù)對組合工藝區(qū)域表面粗糙度的影響曲線，如圖5所示。

由圖5可看出，銑削加工時，TB6鈦合金表面粗糙度主要受每齒進給量fz影響，fz由0.05mm/z均勻增大至0.4mm/z時，表面粗糙度隨之均勻增大，線性度較每齒進給量fz保持不變，銑削線速度vs或切寬ae發(fā)生變化時，銑削區(qū)域的表面粗糙度均未出現(xiàn)顯著變化。

觀察圖5（a）發(fā)現(xiàn)，當精銑每齒進給量fz在小于0.2mm/z的范圍內(nèi)變化時，銑噴區(qū)域的表面粗糙度較為穩(wěn)定，保持Ra在2.3μ m附近；每齒進給量fz繼續(xù)增大，

圖4 試件表面各區(qū)域輪廓曲線Fig.4 Profile curves on specimen surfaces （vs=30m/min,fz=0.4mm/z, ae=0.5mm）

表2 精銑參數(shù)及表面粗糙度

超過0.2mm/z時，銑噴區(qū)域的表面粗糙度顯著增大，且隨著fz的繼續(xù)增大而增大，最高Ra達到3.7203μm。

當每齒進給量fz＞0.2mm/z時，銑拋噴區(qū)域的表面粗糙度低于銑噴區(qū)域表面粗糙度。所以，采用銑噴組合工藝加工試件時，精銑每齒進給量fz不應大于0.2mm/z；采用銑拋噴組合工藝時，可在fz＜0.45mm/z范圍內(nèi)適當提高每齒進給量，以提高加工效率。

觀察圖5（b），發(fā)現(xiàn)TB6鈦合金試件精銑后，無論是直接噴丸還是經(jīng)拋光后噴丸，試件表面的粗糙度Ra較高約達到2.3μm。銑拋噴組合工藝下，試件表面粗糙度值較穩(wěn)定；銑噴組合工藝下，銑削速度vs從20m/min增大至40m/min過程中，噴丸區(qū)域表面粗糙度隨之增大，vs繼續(xù)增大超過40m/min后，試件表面粗糙度略下降。

故針對銑削速度的優(yōu)化結果為：銑噴組合工藝下，優(yōu)化銑削速度為50m/min。

精銑加工后，試件表面存在加工硬化層，硬度與精銑參數(shù)有關。拋光能去除銑削硬化層，暴露噴丸區(qū)域的基體材料，噴丸前試件表面材料特性較一致。故銑拋噴組合工藝中，拋光部分消除了精銑參數(shù)對試件表面的影響，使噴丸后的試件表面粗糙度較為穩(wěn)定。

2.3 基于顯微硬化的精銑參數(shù)優(yōu)化結果驗證

通過檢測試件在不同精銑參數(shù)加工后的表面顯微硬化，驗證基于表面粗糙度的精銑參數(shù)優(yōu)化結果的合理性。測得試驗所用TB6鈦合金試件基體材料顯微硬度HV約為356，根據(jù)基體材料顯微硬度計算銑削硬化率。表3為顯微硬度檢測結果。得到精銑參數(shù)與加工硬化關系曲線，如圖6所示。

觀察圖6 （a）發(fā)現(xiàn)，當每齒進給量fz低于0.2mm/z時，試件銑削區(qū)域的表面硬化率較高，約為15%，且硬化率在每齒進給量fz變化時的波動不大；銑削每齒進給量超過0.2mm/z后，試件硬化率出現(xiàn)顯著下降，當fz=0.4mm/z時，硬化率達到最低值，約為8%。

對比圖5（a）中銑噴區(qū)域表面粗糙度在fz=0.2mm/z處出現(xiàn)大幅升高的情況，可認為銑噴組合工藝條件下，銑削硬化直接影響噴丸后試件表面粗糙度。fz=0.2mm/z為最優(yōu)每齒進給量。

觀察圖6（b）發(fā)現(xiàn)，TB6鈦合金在vs=20m/min和vs=50m/min條件下的銑削硬化率較高，vs=30～40m/min時，銑削硬化率較低，曲線形狀為 “兩頭高中間低”，與圖5（b）中的銑削線速度與銑噴區(qū)域表面粗糙度關系曲線對應，再次印證噴丸區(qū)域表面粗糙度受表面硬化影響?？紤]到加工效率，銑噴組合工藝條件下，精銑應選用較高的線速度，故針對銑削線速度的優(yōu)化結果為vs=50m/min。

觀察圖6（c）發(fā)現(xiàn)，除ae=1.0mm時試件硬化率較低外，不同切深條件下，銑削表面的硬化率總體較為穩(wěn)定，約為15%。銑削切寬ae對加工硬化影響不大，考慮到刀具耐用度，切寬不宜過大，故針對精銑切寬的優(yōu)化結果為ae=1.0mm。

表3 精銑參數(shù)及顯微硬度

圖5 銑削參數(shù)對表面粗糙度影響Fig.5 Influence of milling parameters on surface roughness

3 結論

通過對TB6鈦合金銑拋噴組合工藝精銑參數(shù)的試驗研究及分析，得到以下結論：

（1）銑噴組合工藝且噴丸參數(shù)固定的條件下，試件最終的表面粗糙度主要受銑削每齒進給量fz和線速度vs影響。銑削每齒進給量fz小于0.2mm/z時，試件最終表面粗糙度較低且較穩(wěn)定；fz超過0.2mm/z后，試件表面粗糙度隨fz的增大而增大。切寬ae對試件最終的表面粗糙度的影響不明顯。精銑參數(shù)優(yōu)化結果為：fz=0.2mm/z，vs=50m/min，ae=1.0mm。

（2）噴丸前試件表面的硬度影響噴丸后試件的表面粗糙度，噴丸前試件表面硬度越高，噴丸后試件的表面粗糙度越大。

（3）銑拋噴組合工藝條件下，由于拋光部分消除了銑削對材料表面特性的影響，噴丸后試件表面粗糙度比銑噴工藝更穩(wěn)定。精銑參數(shù)優(yōu)化結果為：ae=1.0mm，vs=50m/min，每齒進給量fz可在小于0.4mm/z且滿足刀具許用范圍內(nèi)適當增大，以提高加工效率。

圖6 銑削參數(shù)對表面顯微硬化的影響Fig.6 Influence of milling parameters on surface microscopic hardening

參 考 文 獻

[1]周子同, 崔季, 陳志同, 等. TB6鈦合金銑削表面完整性試驗研究[J]. 航空制造技術, 2015(8)∶66-69.

ZHOU Zitong, CUI Ji, CHEN Zhitong et al. Experimental research on surface integrity of TB6 titanium alloy[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2015(8)∶66-69.

[2]楊振朝, 張定華, 姚倡鋒, 等. 高速銑削速度對鈦合金表面完整性影響機理[J].南京航空航天大學學報, 2009, 41(5)∶644-648.

YANG Zhenchao, ZHANG Dinghua, YAO Changfeng, et al. Influence mechanism of milling speed on TC4 titanium alloy surface integrity in high-speed milling[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2009,41(5)∶644-648.

[3]史興寬, 楊巧鳳, 蔡偉, 等. 鈦合金TC4高速銑削表面完整性的研究[J]. 航空制造技術, 2001(1)∶106-108.

SHI Xingkuan, YANG Qiaofeng, CAI Wei, et al. Study on high speed milling surface integrity of titanium alloy TC4[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2001(1)∶106-108.

[4]曾國英.鈦合金葉片強化拋光工藝研究[J].工具技術, 2008,42(6)∶14-17.

ZENG Guoying. Research on process of strengthening and polishing titanium alloy blades[J]. Tool Engineering, 2008, 42(6)∶14-17.

[5]田淼. 鈦合金拋光工藝對表面變質(zhì)層的影響[J]. 工具技術,2015(11)∶71-74.

TIAN Miao. Influence of polishing parameters on surface metamorphic layer in polishing titanium alloy[J]. Tool Engineering, 2015(11)∶71-74.

[6]王仁智.金屬材料的噴丸強化原理及其強化機理綜述[J].中國表面工程 , 2012, 25(6)∶1-9.

WANG Renzhi. Overview on the shot peening principle and its strengthening mechanisms for metallic materials[J]. China Surface Engineering, 2012, 25(6)∶1-9.

[7]夏明莉, 劉道新, 杜東興, 等. 噴丸強化對鈦合金表面完整性及疲勞性能的影響[J].機械科學與技術, 2012, 31(8)∶151-155,160.

XIA Mingli, LIU Daoxin, DU Dongxing, et al. Effects of shot peening on surface integrity and fatigue properties of TC4 titanium alloy[J].Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2012,31(8)∶151-155,160.

[8]季秀升, 李小強, 鄧同生. TA15鈦合金噴丸強化[J]. 塑性工程學報 , 2012, 19(3)∶76-78.

JI Xiusheng, LI Xiaoqiang, DENG Tongsheng. Study on shot peening of TA15 titanium alloy[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2012 ,19(3)∶76-78.

[9]李世平, 劉道新, 李瑞鴻, 等. 噴丸強化與表面完整性對TC21鈦合金疲勞性能的影響[J].機械科學與技術, 2012,31(12)∶8-12.

LI Shiping, LIU Daoxin, LI Ruihong, et al. Influence of shot peening and surface integrity on fatigue properties of TC21 titanium alloy[J].Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2012,31(12)∶8-12.

[10]張聰慧, 劉研蕊, 蘭新哲. 鈦合金表面高能噴丸納米化后的組織與性能[J].熱加工工藝, 2006, 35(2)∶5-7.

ZHANG Conghui, LIU Yanrui, LAN Xinzhe. Microstructure and properties of surface high-energy shot peening anocrystallization on TC4 titanium alloy[J]. Hot Working Technology, 2006, 35(2)∶5-7.

[11]任軍學, 劉博, 姚倡鋒, 等. TC11鈦合金插銑工藝切削參數(shù)選擇方法研究[J]. 機械科學與技術, 2010, 29(5)∶634-637.

REN Junxue, LIU Bo, YAO Changfeng, et al. On plunge milling process parameters optimization for TC11 titanium alloy[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2010, 29(5)∶634-637.

[12]文桂清. 精密復雜鈦合金零件制造工藝技術研究[D]. 南京∶南京理工大學, 2013.

WEN Guiqing. Study on manufacturing technology of precision complex titanium alloy parts[D]. Nanjing∶ Nanjing University of Science and Technology, 2013.