譚 靚，張定華，姚倡鋒

(西北工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

高速銑削參數(shù)對(duì)TC17鈦合金表面變質(zhì)層的影響

譚 靚，張定華，姚倡鋒

(西北工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

為優(yōu)化TC17鈦合金球頭銑刀高速銑削參數(shù)和為控制表面變質(zhì)層提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)，采用中心復(fù)合響應(yīng)曲面法，建立表面粗糙度預(yù)測模型，采用方差分析對(duì)模型和輸入?yún)?shù)的顯著性進(jìn)行檢驗(yàn)，分析銑削參數(shù)對(duì)表面粗糙度的影響規(guī)律，同時(shí)對(duì)高、中、低三種銑削參數(shù)水平下的殘余應(yīng)力、顯微硬度和微觀組織進(jìn)行檢測。結(jié)果表明：該模型可以有效預(yù)測球頭銑刀高速銑削TC17鈦合金后的表面粗糙度，每齒進(jìn)給量和銑削寬度對(duì)表面粗糙度影響顯著；銑削后表面為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，隨著銑削參數(shù)水平的增大，表面殘余壓應(yīng)力增大，殘余壓應(yīng)力層在20 μm左右；表層顯微硬度經(jīng)歷了“熱軟化-加工硬化-趨于穩(wěn)定”的過程；表層晶粒出現(xiàn)了破碎、彎折，塑性變形層厚度約為10 μm。

TC17鈦合金；高速銑削參數(shù)；表面粗糙度；殘余應(yīng)力；顯微硬度；微觀組織

TC17是一種富含β穩(wěn)定元素的α+β兩相鈦合金，具有比強(qiáng)度高、韌性和淬透性好、斷裂韌度和抗蠕變性良好、鍛造溫度范圍寬等一系列優(yōu)點(diǎn)，被廣泛用于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇、壓氣機(jī)盤件和大截面的鍛件，最高使用溫度可達(dá)427 ℃[1]。TC17鈦合金強(qiáng)度大、硬度高，是典型的難加工材料，在銑削過程中，單位面積切削力大、切削溫度高、切屑極易黏附在切削刃上導(dǎo)致刀具快速磨損、破損[2-3]。上述問題會(huì)嚴(yán)重破壞構(gòu)件加工表面變質(zhì)層的均勻性。表面變質(zhì)層是指在構(gòu)件表層形成的微力學(xué)性能和微觀組織結(jié)構(gòu)沿深度方向變化的薄層；當(dāng)深度為零時(shí)，表征為表面粗糙度和表面形貌，當(dāng)深度不為零時(shí)，表征為殘余應(yīng)力場、顯微硬度場和微觀組織等。航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤/葉片具有薄壁、寬弦、彎掠特征，通常采用球頭銑刀進(jìn)行最終自由曲面的精加工[4]，銑削后表面變質(zhì)層的厚度僅有幾十微米[5-6]。在球頭銑刀銑削加工過程中，表面變質(zhì)層特征參量與銑削參數(shù)有著密切的聯(lián)系，因此研究球頭銑刀高速銑削參數(shù)對(duì)表面變質(zhì)層的影響是十分必要的。

目前國內(nèi)外學(xué)者積極地研究了銑削參數(shù)對(duì)鈦合金表面變質(zhì)層特征參量的影響。Rao等[7]發(fā)現(xiàn)Ti-6Al-4V端銑后表層深度40 μm內(nèi)為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)。Hood等[8]發(fā)現(xiàn)球頭銑刀高速銑削γ-TiAl合金后，表面粗糙度Ra為0.3～0.6 μm，硬化層深度約為300 μm，切削速率對(duì)微觀組織層狀彎曲影響明顯；同時(shí)針對(duì)球頭銑刀高速銑削Ti-25V-15Cr-2Al-0.2C，研究發(fā)現(xiàn)表面顯微硬度比基體(約370HK0.025)提高80HK0.025，硬化層深度約為500 μm[9]。針對(duì)TC4鈦合金，楊振朝等[10]研究發(fā)現(xiàn)主軸轉(zhuǎn)速對(duì)表面粗糙度影響顯著，對(duì)顯微硬度和微觀組織影響不明顯；李軍等[11]發(fā)現(xiàn)銑削表面均為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，且隨著銑削速率、每齒進(jìn)給量、銑削寬度和銑削深度的增大呈增大趨勢。針對(duì)TB6鈦合金，史愷寧[12]和官椿明等[13]研究發(fā)現(xiàn)，每齒進(jìn)給量對(duì)表面粗糙度和殘余應(yīng)力影響最大，隨著每齒進(jìn)給量的增大，表面粗糙度和表面殘余壓應(yīng)力也隨之增大；Yao等[14]發(fā)現(xiàn)切削速率在100～140 m/min，每齒進(jìn)給量在0.02～0.06 mm/z范圍內(nèi)時(shí)，表面粗糙度Ralt;0.8 μm。

目前國內(nèi)外主要開展了TC4，TB6，γ-TiAl等鈦合金銑削加工表面完整性的研究，針對(duì)TC17鈦合金高速銑削表面變質(zhì)層的研究相對(duì)較少。本研究采用響應(yīng)曲面法進(jìn)行銑削實(shí)驗(yàn)，并對(duì)表面變質(zhì)層特征參量(表面粗糙度、殘余應(yīng)力、顯微硬度和微觀組織)進(jìn)行測試，開展高速銑削參數(shù)對(duì)TC17鈦合金表面變質(zhì)層的影響研究。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)中采用TC17鈦合金，其名義成分為Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr，主要化學(xué)成分為4.5%～5.5% Al，1.6%～2.4% Sn，1.6%～2.4% Zr，3.5%～4.5% Mo，3.5%～4.5% Cr，余量Ti。室溫下屈服強(qiáng)度為1030 MPa，抗拉強(qiáng)度為1120 MPa[1]。熱處理工藝為360 ℃/30 min；550 ℃/3～4 h；空冷。試樣尺寸為20 mm×20 mm×15 mm。

1.2實(shí)驗(yàn)方法及設(shè)備

銑削實(shí)驗(yàn)在MIKRON UCP 1350五坐標(biāo)數(shù)控機(jī)床上進(jìn)行，主軸功率24 kW，主軸轉(zhuǎn)速0～15000 r/min，最大進(jìn)給速率15 m/min。刀具為四刃整體硬質(zhì)合金φ7球頭銑刀，刀具前角3°、第一后角10°、第二后角25°、螺旋角40°，刀具懸長為40 mm。銑削方式為固定軸順銑，刀軸轉(zhuǎn)角為30°(進(jìn)給方向順時(shí)針旋轉(zhuǎn))，刀軸傾角為30°(與試樣法線夾角)，切削深度0.3 mm，乳化液冷卻。

以切削速率、每齒進(jìn)給量和切削寬度為自變量，采用三因子三水平的中心復(fù)合面心設(shè)計(jì)(CCF)響應(yīng)曲面法實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)組數(shù)20組。自變量編碼值和真實(shí)值見表1，其中切削速率是指名義切削速率(vc=πdn)，自變量編碼值可根據(jù)式1求得。

Xi=(xi-x0)/Δx

(1)

式中：Xi為自變量編碼值；xi為自變量真實(shí)值；x0為實(shí)驗(yàn)中心點(diǎn)處自變量的真實(shí)值；Δx為自變量真實(shí)值的變化步長。

表1 銑削參數(shù)編碼值和真實(shí)值Table 1 Coded value and actual value of milling parameters

1.3表面變質(zhì)層測試方法

采用MarSurf XR20輪廓儀沿進(jìn)給和切寬方向?qū)υ嚇颖砻娲植诙冗M(jìn)行測量，取樣長度為0.8 mm，評(píng)定長度為5.6 mm；表面形貌采用Vecco NT1100光學(xué)輪廓儀進(jìn)行觀察，分辨率為736×480，觀察面積1.2 mm×0.9 mm；殘余應(yīng)力采用PROTO LXRD MG2000殘余應(yīng)力測試分析系統(tǒng)進(jìn)行測試，測試條件：Cu靶Kα波段，靶電壓25 kV，靶電流30 mA，布拉格角142°，曝光時(shí)間2 s，曝光次數(shù)10次，焦斑大小φ3 mm，同時(shí)采用電解拋光機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行剝層，測試殘余應(yīng)力沿深度分布，電解液為甲醇(590 mL)、乙二醇單丁醚(350 mL)和高氯酸(60 mL)的混合溶液；顯微硬度采用FM-800型自動(dòng)顯微硬度測試儀進(jìn)行測試，實(shí)驗(yàn)力0.25 N，保載時(shí)間10 s，測試前需沿垂直加工面的方向線切割截得樣塊，并進(jìn)行鑲樣和拋光。在顯微硬度測試試樣上，采用JEOL掃描電鏡進(jìn)行微觀組織觀察，腐蝕液為氫氟酸(5 mL)、硝酸(25 mL)和水(70 mL)的混合溶液。

2 結(jié)果與分析

2.1表面粗糙度預(yù)測模型建立

實(shí)驗(yàn)方案及表面粗糙度測試結(jié)果見表2。采用多元回歸分析方法對(duì)表2中的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，獲得以真實(shí)值為自變量的表面粗糙度預(yù)測模型，如式(2)和式(3)所示。

(2)

(3)

式中：Ra1為進(jìn)給方向表面粗糙度；Ra2為切寬方向表面粗糙度。

為驗(yàn)證表面粗糙度預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，對(duì)式(2)和式(3)進(jìn)行方差分析，結(jié)果如表3所示。

從表3中可以看出，Ra1和Ra2預(yù)測模型中回歸項(xiàng)的P值均小于0.0001，說明模型是極顯著的；失擬項(xiàng)的P值分別為0.1013和0.1044，均大于0.05，說明模型擬合中非正常誤差所占比例小[15]；決定系數(shù)R2和校正的決定系數(shù)R2均接近于1，說明預(yù)測值與測量值非常接近，模型預(yù)測精確度較高。因此可以認(rèn)為建立的表面粗糙度預(yù)測模型是有效的。

對(duì)式(2)和式(3)中各變量對(duì)表面粗糙度的影響顯著性進(jìn)行檢驗(yàn)，對(duì)于Ra1來說fz和fz2是極顯著的(Plt;0.0001)，ae2是顯著的(Plt;0.05)，其余項(xiàng)為不顯著；對(duì)于Ra2來說ae是極顯著的(Plt;0.0001)，vc，fz，fz·ae和fz2是顯著的(Plt;0.05)；其余項(xiàng)為不顯著。分別選擇極顯著項(xiàng)和顯著項(xiàng)對(duì)式(2)和式(3)進(jìn)行簡化，簡化后結(jié)果如式(4)和式(5)。模型的簡化將大大降低在工程應(yīng)用中的數(shù)據(jù)處理量。

(4)

(5)

表2 實(shí)驗(yàn)方案及表面粗糙度測試結(jié)果Table 2 Experimental design matrixes and results of surface roughness

表3 表面粗糙度預(yù)測模型方差分析Table 3 Variance analysis of surface roughness model

2.2銑削參數(shù)對(duì)表面粗糙度和表面形貌的影響

圖1為銑削參數(shù)對(duì)表面粗糙度的影響曲線。由圖1可以看出，Ra2明顯大于Ra1，但當(dāng)fz過大時(shí)Ra1接近甚至大于Ra2，這主要是由于每齒進(jìn)給量對(duì)進(jìn)給方向殘留高度的影響占主導(dǎo)，而銑削寬度對(duì)切寬方向殘留高度的影響占主導(dǎo)；相對(duì)于每齒進(jìn)給量來說，銑削寬度的數(shù)量級(jí)較高，對(duì)表面粗糙度的影響也大，但是fz過大時(shí)刀具會(huì)劃擦試樣表面導(dǎo)致表面粗糙度增大。表面粗糙度預(yù)測值和實(shí)測值的最大相對(duì)誤差為28%，在高切削速率、大每齒進(jìn)給量和小銑削寬度下，預(yù)測值和實(shí)際值之間的誤差較小，預(yù)測結(jié)果比較可靠。

由圖1(a)可以看出，切削速率在60～160 m/min范圍內(nèi)變化時(shí)，Ra1變化很小，Ra2略有上升，這是由于切削速率并不是影響已加工表面殘留高度的主要因素；由圖1(b)可以看出，每齒進(jìn)給量在0.02～0.1 mm/z范圍內(nèi)變化時(shí)，Ra1基本呈線性增大趨勢，Ra2在1.148～1.702 μm范圍內(nèi)平穩(wěn)變化，這是由于進(jìn)給方向殘留高度隨著每齒進(jìn)給量的增大而增大，另一方面，每齒進(jìn)給量的增大使得平均切削厚度增加，切削力增大，從而使得表面粗糙度增大；由圖1(c)可以看出，銑削寬度在0.2～0.5 mm范圍內(nèi)變化時(shí)，Ra1基本不變，Ra2呈線性增大趨勢，銑削寬度的增大導(dǎo)致切寬方向殘留高度明顯增大，因此表面粗糙度增大。

選取中心復(fù)合響應(yīng)曲面法實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)中-1低銑削參數(shù)水平(1#)、0中間銑削參數(shù)水平(15#)和+1高銑削參數(shù)水平(8#)下的試樣，對(duì)三維形貌、殘余應(yīng)力、顯微硬度和微觀組織進(jìn)行測試，分析銑削參數(shù)水平對(duì)表面變質(zhì)層的影響。圖2為1#、15#和8#實(shí)驗(yàn)條件下的三維表面形貌。球頭銑刀銑削后的形貌為均勻間隔四周高出的盆地形狀，這是由于采用一定的刀軸轉(zhuǎn)角和刀軸傾角加工時(shí)，相鄰兩切削刃切觸區(qū)域作用有一定的時(shí)間間隔，導(dǎo)致部分材料不能被有效切除，因此波峰和波谷規(guī)律性地出現(xiàn)在試樣表面[16]。波峰的高度由銑削深度決定，而波谷的特征與切削振動(dòng)有關(guān)。不同銑削參數(shù)下切寬方向波峰之間的距離與切削寬度保持一致，進(jìn)給方向相鄰軌跡之間的距離與每齒進(jìn)給量相等[17]。1#實(shí)驗(yàn)條件下試樣表面形貌均勻、緊密，殘留高度較??；隨著銑削參數(shù)水平的增大，殘留高度之間變得稀疏且高度值不斷增大。

2.3銑削參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力場的影響

圖3為1#、15#和8#實(shí)驗(yàn)條件下獲得的殘余應(yīng)力沿深度分布曲線。球頭銑刀銑削過程中，試樣在進(jìn)給方向和切寬方向上受到塑性變形，從而產(chǎn)生機(jī)械應(yīng)力，它與切削溫度產(chǎn)生的熱應(yīng)力共同決定著銑削后殘余應(yīng)力的大小及深度[18]。塑性變形使表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，而溫度影響使表層產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力。從圖3可看出，低、中、高三種銑削參數(shù)水平下試樣表面均為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，最大殘余壓應(yīng)力均在表面，隨著深度的增加，殘余壓應(yīng)力逐漸減小并趨向于穩(wěn)定。切寬方向的殘余壓應(yīng)力略大于進(jìn)給方向的殘余壓應(yīng)力，隨著銑削參數(shù)水平的增大，最大殘余壓應(yīng)力增大，可達(dá)到-257.4 MPa，三種銑削條件下殘余壓應(yīng)力層深度在20 μm左右。球頭銑刀主要用于曲面類零件的精加工，其較小的切削深度導(dǎo)致低、中、高三種銑削參數(shù)水平下銑削力和溫度差異不大，因此殘余應(yīng)力層深度較淺。

2.4銑削參數(shù)對(duì)顯微硬度場的影響

圖4為1#、15#和8#實(shí)驗(yàn)條件下獲得的顯微硬度沿深度分布曲線。由圖4可以看出，三種銑削參數(shù)水平下，顯微硬度沿深度方向的分布規(guī)律是一致的，在表面下10 μm左右顯微硬度最小，隨后又出現(xiàn)加工硬化，最后逐漸趨于穩(wěn)定，表層顯微硬度梯度分布經(jīng)歷了“熱軟化-加工硬化-趨于穩(wěn)定”的過程。三種銑削參數(shù)水平下顯微硬度影響層深度差異不大，約為30 μm。TC17鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)小，在表層下10 μm左右區(qū)域聚積了過多的熱量，導(dǎo)致此處顯微硬度最小，呈現(xiàn)出軟化現(xiàn)象，軟化程度約為3.8%。

緊接著在20 μm處顯微硬度迅速升高，這可能是軟化層材料的膨脹對(duì)里層材料不斷壓縮，引起位錯(cuò)密度增加，出現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象[10,12]。

2.5銑削參數(shù)對(duì)微觀組織的影響

圖5為掃描電鏡下觀察的1#、15#和8#試樣表層微觀組織照片。由圖5可以看出，TC17鈦合金基體為網(wǎng)籃組織，在粗大的原始β晶粒內(nèi)，大量細(xì)針狀或長條狀的α相呈一定取向分布，且α相取向多次重復(fù)，交錯(cuò)排列織成網(wǎng)籃狀。表層網(wǎng)籃組織發(fā)生了彎折、破碎；隨著銑削參數(shù)水平的提高，銑削表面凹凸不平，塑性變形層深度略有增加，但基本在10 μm左右，微觀組織中并未發(fā)現(xiàn)α+β相→β相的轉(zhuǎn)變。

3 結(jié)論

(1)采用響應(yīng)曲面法建立的表面粗糙度預(yù)測模型是顯著的，在實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)可用來有效預(yù)測TC17鈦合金球頭銑刀高速銑削后表面粗糙度。

(2)銑削后表面形貌為均勻間隔四周高出的盆地形狀，進(jìn)給方向和切寬方向相鄰棱脊之間的距離分別與每齒進(jìn)給量和銑削寬度相等；銑削后表面為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，最大殘余壓應(yīng)力位于表面，約為-250 MPa，殘余壓應(yīng)力層深度約為20 μm。

(3)表層出現(xiàn)了先軟化后硬化現(xiàn)象，不同銑削參數(shù)水平下硬化程度和硬化層深度差別不大；微觀組織為網(wǎng)籃組織，靠近銑削表面出現(xiàn)了破碎、彎折，塑性變形層厚度約為10 μm。

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(責(zé)任編輯：徐永祥)

EffectofHigh-SpeedMillingParametersonSurfaceMetamorphicLayerofTC17TitaniumAlloy

TAN Liang，ZHANG Dinghua，YAO Changfeng

(Key Laboratory of Contemporary Design and Integrated Manufacturing Technology，Ministry of Education，Northwestern Polytechnical University，Xi’an 710072，China)

In order to provide the relatively accurate experimental basis for optimizing parameters and controlling surface metamorphic layer,ball end high-speed milling experiments of TC17 titanium alloy were carried out utilizing one of experimental design techniques based on the response surface methodology.The surface roughness prediction model was built,variance analyses were applied to check the significances of surface roughness model and input parameters,the effect of parameters on surface roughness was analyzed.Meanwhile,the residual stress,microhardness and microstructure under the condition of high,medium and low level of parameters were investigated.Results indicate that the model can predict the surface roughness effectively and feed per tooth and radial depth of cut have an obvious effect on surface roughness.Compressive residual stresses are detected on all milled surfaces and surface residual stresses are increased with the increase of the level of the milling parameters.The compressive residual stress layer is approximately 20 μm regardless of milling parameters level used.The process of thermal softening,then work hardening,and finally tending to stabilize are observed in the microhardness profiles.Grains of the surface layer are broken and bent,the thickness of plastic deformation layer is approximately 10 μm.

TC17 titanium alloy;high-speed milling parameters;surface roughness;residual stress;microhardness;microstructure

10.11868/j.issn.1005-5053.2017.000101

TG54

A

1005-5053(2017)06-0075-07

2017-06-30；

2017-08-21

973項(xiàng)目資助

姚倡鋒(1975—)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事表面完整性、高速切削技術(shù)、抗疲勞制造技術(shù)方面研究， (E-mail) chfyao@nwpu.edu.cn。