辛紅敏 吳華偉 楊 峰 王 琳

（1 湖北文理學(xué)院純電動(dòng)汽車動(dòng)力系統(tǒng)設(shè)計(jì)與測(cè)試湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，襄陽(yáng) 441053）

（2 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）

文 摘 整體葉盤盤銑開(kāi)槽加工過(guò)程中銑削力大，銑削溫度高，會(huì)在加工表面表成較深的殘余應(yīng)力層，對(duì)零件的疲勞壽命造成嚴(yán)重影響。為提高零件的疲勞壽命，本文以鈦合金試塊為研究對(duì)象，利用殘余應(yīng)力測(cè)試分析系統(tǒng)測(cè)量表面殘余應(yīng)力，利用撥層法測(cè)量次表面的殘余應(yīng)力，采用線性回歸技術(shù)建立殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)模型，并利用極差分析法分析工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：盤銑表面均為壓應(yīng)力，且輪轂面上的殘余應(yīng)力大于葉盆葉背面上的殘余應(yīng)力，均由擠光效應(yīng)引起；回歸預(yù)測(cè)模型的顯著性水平為0.01，其回歸效果良好；各因素對(duì)σAx、σAy（σAx、σAy分別表示輪轂面x、y方向殘余應(yīng)力）的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞進(jìn)給速度＞切削深度；對(duì)σBx（σBx表示葉盆葉背面x方向上的殘余應(yīng)力）的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞切削深度＞進(jìn)給速度；殘余應(yīng)力縱向均為壓應(yīng)力，輪轂面上的分布深度為230～270 μm，葉盆葉背面上的分布深度為170～175 μm。

0 引言

鈦合金以其比強(qiáng)度高、熱導(dǎo)率小、高溫性能好等特點(diǎn)，在航空領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用，如航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體葉盤、整體葉輪等。但鈦合金由于變形系數(shù)小，彈性模量小等特點(diǎn)，在切削加工過(guò)程中切削力增大，切削溫度過(guò)高。這些因素使得刀具磨損嚴(yán)重，容易在已加工表面形成較深的塑性變形層，如果有裂紋的存在，將嚴(yán)重影響零件的安全性和可靠性［1］，因此為確保鈦合金銑削工藝符合品質(zhì)要求，有必要對(duì)其表面殘余應(yīng)力進(jìn)行精準(zhǔn)研究。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在鈦合金銑削殘余應(yīng)力方面進(jìn)行了積極的研究，提出諸多理論及方法。工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響是其中研究熱點(diǎn)之一。羅秋生［2］認(rèn)為鈦合金銑削表面的殘余應(yīng)力隨著銑削速度和每齒進(jìn)給量的增大而減小，隨著銑削深度的增大而增大。但楊成云［3］卻得出不同的研究結(jié)論，認(rèn)為殘余應(yīng)力隨著銑削速度的增大而增大，銑削深度對(duì)其影響較小。向波羅［4］的研究結(jié)果表明銑削速度和進(jìn)給量對(duì)殘余應(yīng)力影響明顯，銑削深度對(duì)殘余應(yīng)力影響較小。在整個(gè)機(jī)械加工工藝系統(tǒng)中，除了工藝參數(shù)會(huì)對(duì)殘余應(yīng)力造成一定影響外，其他的工藝條件也會(huì)影響到殘余應(yīng)力的形成。賀英倫［5-6］認(rèn)為冷卻條件不同也會(huì)對(duì)殘余應(yīng)力產(chǎn)生影響，通過(guò)研究得出：隨著銑削參數(shù)的增大，在乳化液冷卻條件下的殘余應(yīng)力絕對(duì)值逐漸增大，在干切削條件下的殘余應(yīng)力絕對(duì)值逐漸減小。刀具后刀面的磨損量同樣會(huì)對(duì)表面殘余應(yīng)力產(chǎn)生重要影響，LIANG［7］認(rèn)為隨著后刀面磨損量的增加，表面殘余應(yīng)力呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。

對(duì)于殘余應(yīng)力的研究除了實(shí)驗(yàn)法之外，有限元法為廣大的科研工作者提供了一條研究殘余應(yīng)力的便捷之路。倪雪婷［8］利用ABAQUS 有限元分析軟件建立鈦合金高速銑削三維模型，分析工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的作用規(guī)律，并以此為依據(jù)對(duì)工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。張曉輝［9］采用有限元技術(shù)，研究了超聲切削和普通切削條件下，鈦合金表面的殘余應(yīng)力分布規(guī)律，結(jié)果表明：相比于普通切削，超聲切削可以獲得相對(duì)較小的殘余拉應(yīng)力。為了得到切削用量對(duì)鈦合金加工表面殘余應(yīng)力的影響，田身剛［10］建立三維斜角切削有限元模型，得到了切削速度和切削深度對(duì)工件表面殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明殘余應(yīng)力隨切削速度的增大而增大，切削速度對(duì)殘余應(yīng)力的影響較大。劉文文［11］采用Johnson-Cook 失效準(zhǔn)則，建立鈦合金的二維正交切削熱-機(jī)械應(yīng)力耦合有限元仿真模型，分析計(jì)算了不同切削條件下已加工表面殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，得到已加工表面全部為拉應(yīng)力，且沿深度方向逐漸過(guò)渡為壓應(yīng)力。

目前，表面殘余應(yīng)力的測(cè)試多采用X 射線衍射法，為評(píng)價(jià)此種方法的可靠性，眾多學(xué)者將此種方法的精度和不確定度做為研究對(duì)象。劉崇遠(yuǎn)等［12-13］研究了X 射線衍射法測(cè)量噴丸強(qiáng)化后鈦合金表面殘余應(yīng)力的精度和不確定度，研究結(jié)果表明：X 射線彈性常數(shù)是影響測(cè)量精確度的重要參數(shù)之一。K.Moussaoui［14］指出X射線衍射法測(cè)量鈦合金表面殘余應(yīng)力時(shí)的精度和可靠性不能保證，基于此提出一方法來(lái)補(bǔ)償理論殘余應(yīng)力值與實(shí)測(cè)值之間的的誤差。

由以上分析可知，雖然關(guān)于鈦合金銑削殘余應(yīng)力方面的理論及實(shí)驗(yàn)研究已積累了大量成果，但以上研究成果的關(guān)注點(diǎn)多為高速銑削，采用球頭銑刀或圓柱銑刀進(jìn)行插銑和側(cè)銑工藝。盤銑開(kāi)槽因?yàn)榧庸ば矢咭褟V泛應(yīng)用于機(jī)械加工領(lǐng)域，但應(yīng)用于整體葉盤開(kāi)槽加工還屬于一種新工藝，關(guān)于此方面的研究鮮有報(bào)道。盤銑開(kāi)槽過(guò)程中銑削力大、銑削溫度高，刀具直徑大，振動(dòng)嚴(yán)重，以上因素都會(huì)在已加工表面形成較深的殘余應(yīng)力層，殘余應(yīng)力層的存在會(huì)對(duì)工件發(fā)生破壞作用，從而造成表面裂紋、抗疲勞強(qiáng)度降低等問(wèn)題［15］，因此開(kāi)展鈦合金盤銑開(kāi)槽加工殘余應(yīng)力方面的研究具有重要意義。本文以鈦合金TC4試塊代替整體葉盤做為加工對(duì)象，模擬整體葉盤盤銑開(kāi)槽加工環(huán)境，開(kāi)展鈦合金盤銑開(kāi)槽加工殘余應(yīng)力方面的研究，擬為提高整體葉盤類零件的疲勞性能提供理論支撐。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

1.1 銑削條件

XH716 立式加工中心，材料為鈦合金TC4，尺寸120 mm×60 mm×15 mm；刀具為整體焊接式盤銑刀，由株洲鉆石切削刀具有限公司制造，盤銑刀具參數(shù)選擇見(jiàn)表1。

表1 盤銑刀參數(shù)Tab.1 Parameters of disc milling cutter

設(shè)計(jì)三因素三水平正交實(shí)驗(yàn)，為減少刀具磨損，采用順銑+切削液的方式。以鈦合金試塊代替整體葉盤，開(kāi)展整體葉盤盤銑開(kāi)槽加工表面殘余應(yīng)力方面的研究。工藝參數(shù)的選取根據(jù)前期的理論研究和機(jī)床的可承受范圍進(jìn)行探索性的設(shè)定，工藝參數(shù)的設(shè)定見(jiàn)表2。

盤銑開(kāi)槽加工示意圖如圖1所示，盤銑開(kāi)槽加工實(shí)物圖如圖2所示，盤銑刀2安裝在主軸1上，鈦合金試塊3用虎鉗4裝夾在旋轉(zhuǎn)工作臺(tái)5上。為節(jié)省實(shí)驗(yàn)成本，每塊試塊可以銑削三次，1、2、3 分別代表不同的實(shí)驗(yàn)序號(hào)，銑削后的試樣見(jiàn)圖3，其他標(biāo)記類推。

表2 盤銑實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)Tab.2 Technological parameters of disc milling experiment

圖1 盤銑開(kāi)槽加工示意圖Fig.1 Processing diagram of disc milling grooving

圖2 盤銑開(kāi)槽加工現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.2 Processing site diagram of disc milling grooving

圖3 銑削試樣Fig.3 Milling cutting sample

1.2 殘余應(yīng)力測(cè)量方法

殘余應(yīng)力測(cè)試采用LXRD MG2000 殘余應(yīng)力測(cè)試分析系統(tǒng)，如圖4所示。測(cè)量方案如圖5所示，A面代表盤銑刀主切削刃形成的加工面，即輪轂面，B面代表盤銑刀副切削刃形成的加工面，即葉盆葉背面。在A面上沿x、y方向各測(cè)量三個(gè)點(diǎn)，在B面上沿x方向測(cè)量三個(gè)點(diǎn)，取其平均值作為測(cè)量值，分別記為σAx、σAy、σBx。

圖4 殘余應(yīng)力測(cè)試Fig.4 Residual stress measurement

圖5 表面殘余應(yīng)力測(cè)量示意圖Fig.5 Measurement diagram of residual stress on surface

縱向殘余應(yīng)力采用剝層法，逐層測(cè)試殘余應(yīng)力沿加工表面縱向的梯度分布，具體方法如下：電解拋光機(jī)進(jìn)行剝層，控制電解時(shí)間以控制剝層深度，通過(guò)千分尺測(cè)量試件厚度變化獲得剝層深度，繼續(xù)檢測(cè)腐蝕后表面的殘余應(yīng)力，如此逐步進(jìn)行，直到測(cè)試殘余應(yīng)力在較小范圍波動(dòng)，撥層實(shí)驗(yàn)如圖6如示。

圖6 撥層試驗(yàn)圖Fig.6 Experiment picture of dailing layer

2 建立殘余應(yīng)力模型并檢驗(yàn)其顯著性

2.1 建立模型

殘余應(yīng)力的試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

根據(jù)表3 中的數(shù)據(jù)，利用多元線性回歸法，建立殘余應(yīng)力σAx預(yù)測(cè)模型為［16］：

由于式（1）為非線性函數(shù)，將其取對(duì)數(shù)變換為線性函數(shù)即：

令lgg=y，lgc=b0，k=b1，l=b2，m=b3，lgn=x1，lgap=x2，lgvf=x3，則其對(duì)應(yīng)的線性回歸方程為：

表3 盤銑正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.3 Orthogonal test data of disc milling

該線性方程共包括3 個(gè)自變量x1、x2、x3，為確定b0、b1、b2、b3的值，建立多元線性回歸方程：

式中，yi為試驗(yàn)測(cè)量值，xi1、xi2、xi3為所對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)自變量，ε為實(shí)驗(yàn)誤差。用矩陣可表示為：

Y為9 組實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)所組成的9×1 矩陣，X為正交實(shí)驗(yàn)所組成的9×4 矩陣，b為b0、b1、b2、b3所組成的4×1矩陣，e為εi所組成的9×1矩陣。

由最小二乘原理

得

由式（7）確定回歸方程：

因?yàn)闅堄鄳?yīng)力為壓應(yīng)力σAx，所以殘余應(yīng)力σAx的預(yù)測(cè)模型為：

同理可得σAy、σBx殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)模型如下：

通過(guò)改變公式（8）、（9）中各工藝參數(shù)的數(shù)值，可預(yù)測(cè)出殘余應(yīng)力值。

2.2 檢驗(yàn)顯著性

為驗(yàn)證預(yù)測(cè)模型的顯著性，采用F檢驗(yàn)法對(duì)其進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)。檢驗(yàn)結(jié)果如表4所示，所以預(yù)測(cè)模型的回歸效果良好。

表4 方差分析表Tab.4 Variance analysis table

3 殘余應(yīng)力結(jié)果分析

3.1 殘余應(yīng)力的形成機(jī)理

切削加工過(guò)程中必然會(huì)產(chǎn)生切削熱和切削力，殘余應(yīng)力的產(chǎn)生跟切削力和切削熱有關(guān)［17］，殘余應(yīng)力的具體形成機(jī)理見(jiàn)圖7。切削加工過(guò)程中，刀尖圓角處的切屑在拉伸應(yīng)力和壓縮應(yīng)力的作用下，會(huì)形成一個(gè)三角形區(qū)域，該區(qū)域的晶粒受拉伸作用沿y方向伸長(zhǎng)，而在x方向上受壓縮而縮短，形成塑性凸出效應(yīng)，在已加工表面便呈現(xiàn)拉應(yīng)力。而在后刀面與工件接觸邊界，后刀面向工件加工表面施加垂直力F，同時(shí)產(chǎn)生摩擦力Ff，晶粒在F力的作用下沿y方向發(fā)生塑性變形，在Ff作用下沿x方向發(fā)生塑性變形，形成擠光效應(yīng)，則在已加工表面呈現(xiàn)壓應(yīng)力［18］。切削力產(chǎn)生的殘余應(yīng)力是拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力取決于塑性凸出效應(yīng)還是擠光效應(yīng)占主導(dǎo)作用。切削熱會(huì)引起已加工表面金屬發(fā)生顯微組織變化，而在表面形成拉應(yīng)力。

圖7 殘余應(yīng)力形成機(jī)理Fig.7 Formation mechanism of residual stress

3.2 工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響

圖8 殘余應(yīng)力隨工藝參數(shù)變化的曲線Fig.8 Curves of residual stress change with process parameters

根據(jù)表3 中的數(shù)據(jù)，采用極差分析法，可描繪出殘余應(yīng)力隨工藝參數(shù)變化的曲線，如圖8 所示，各因素對(duì)σAx、σAy的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞進(jìn)給速度＞切削深度，對(duì)σBx的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞切削深度＞進(jìn)給速度。由圖8（a）可見(jiàn)，σAx、σAy、σBx隨著主軸轉(zhuǎn)速?gòu)?0 r/min 上升到100 r/min 呈逐漸減小趨勢(shì)，其變化范圍分別為［-504.31 MPa，-366.0943 MPa］、［-502.518 MPa，-347.747 MPa］、［-267.703 MPa，-154.667 MPa］，主要原因是切削力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，后刀面與已加工表面產(chǎn)生的摩擦力也呈減小趨勢(shì)，使得擠光效應(yīng)隨主軸轉(zhuǎn)速越來(lái)越弱，最終使壓應(yīng)力呈越來(lái)越小趨勢(shì)。由圖8（b）可見(jiàn)，隨著切削深度由10 mm 上升到20 mm，σAx由-404.943 MPa 先增大-447.36 MPa，再減小到-440.13 MPa；σAy則從-393.135 MPa一直增大到-446.645 MPa；σBx則與σAy變化規(guī)律正好相反，即一直呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，其變化范圍為［-261.133 MPa，-161.12 MPa］。由圖8（c）可見(jiàn)，σAx、σAy、σBx隨著進(jìn)給速度由60 mm/min 上升到100 mm/min 逐漸增大，其變化范圍分別為［-484.837 MPa，-387.307 MPa］、［-467.7 MPa，-392.526 MPa］、［-257.033 MPa，-185.483 MPa］，主要是因?yàn)檫M(jìn)給速度不斷升高，增大后刀面與已加工表面之間的摩擦力，提升了擠光效應(yīng)，由此使得壓應(yīng)力呈現(xiàn)不斷增大的趨勢(shì)。

3.3 工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的交互影響

為了得到更優(yōu)的工藝參數(shù)組合，需要考慮工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的交互影響。圖9 為工藝參數(shù)對(duì)σAx的交互影響，圖9 中的H、M、L 分別代表殘余應(yīng)力的高值、中值、低值區(qū)域，（圖10、11 中H、M、L 意義同圖9），σAx的變化范圍為［-589.875 MPa，-308.077 MPa］，由圖9（a）可見(jiàn)，當(dāng)vf=60 mm/min 時(shí)，σAx隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減小，隨著切削深度的增大逐漸增大；由圖9（b）可見(jiàn)，當(dāng)ap=20 mm，σAx隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減小，隨著進(jìn)給速度的增大逐漸增大；由圖9（c）可見(jiàn)，n=40 r/min 時(shí)，σAx隨著進(jìn)給速度、切削深度的增大逐漸增大。

殘余應(yīng)力的交互規(guī)律可以由以下原因解釋：盤銑開(kāi)槽加工屬于低速+冷卻液斷續(xù)銑削，切削厚度大，大量的切削熱會(huì)被帶走，所以切削熱對(duì)殘余應(yīng)力的影響不占主導(dǎo)因素。銑削力隨著主軸轉(zhuǎn)速的升高而減?。?9］，減小的銑削力使得后刀面與已加工表面的摩擦和擠壓減小，擠光效應(yīng)減弱，表面殘余應(yīng)力呈減小趨勢(shì)；同時(shí)，銑削力隨著進(jìn)給速度和切削深度的增大而增大［19］，后刀面與已加工表面的摩擦和擠壓相應(yīng)地增大，進(jìn)而使得擠光效應(yīng)越來(lái)越明顯，所以表面殘余應(yīng)力不斷增大。

圖10為工藝參數(shù)對(duì)σAy的交互影響，σAy的變化范圍為［-590.394 MPa，-293.738 MPa］，由圖10（a）可見(jiàn)，當(dāng)vf=60 mm/min時(shí)，σAy隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減小，隨著切削深度的增大逐漸增大；圖10（b）可見(jiàn)，當(dāng)ap=20 mm，σAy隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減小，隨著進(jìn)給速度的增大逐漸增大；由圖10（c）可見(jiàn)，n=40 r/min 時(shí)，σAy隨著進(jìn)給速度、切削深度的增大逐漸增大。由于σAy和σAx的變化趨勢(shì)一致，這里不再對(duì)殘余應(yīng)力的形成原因詳述。圖11為工藝參數(shù)對(duì)σBx的交互影響，σBx的變化范圍為［-403.858 MPa，-109.777 MPa］。

圖9 工藝參數(shù)對(duì)σAx交互作用Fig.9 The interaction of process parameters with σAx

圖10 工藝參數(shù)對(duì)σAy交互作用Fig.10 The interaction of process parameters with σAy

圖11 工藝參數(shù)對(duì)σBx交互作用Fig.11 The interaction of process parameters with σBx

由11（a）可見(jiàn)，當(dāng)vf=60 mm/min 時(shí)，σBx隨著主軸轉(zhuǎn)速、切削深度的增大逐漸減小；由11（b）可見(jiàn)，當(dāng)ap=20 mm，σBx隨著進(jìn)給速度的增大逐漸增大，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減?。挥蓤D11（c）可見(jiàn)，當(dāng)n=40 r/min，σBx隨著切削深度的增大逐漸減小，隨著進(jìn)給速度的增大逐漸增大。由圖11 可知，主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度對(duì)σBx的交互影響規(guī)律與σAx、和σAy相同（在此不再詳述），但切削深度對(duì)σBx的影響規(guī)律與σAx和σAy正好相反。其原因是：根據(jù)盤銑開(kāi)槽銑削力相關(guān)研究表明［19］，B面上的銑削力是垂直于進(jìn)給方向的，隨著切削深度的增大而減小，銑削力的減小使表面塑性變形減小，已加工表面的擠光效應(yīng)減弱；而且B面相對(duì)于A面而言，由于冷卻條件不佳，造成B面上銑削溫度高于周圍溫度，此時(shí)銑削力產(chǎn)生的壓應(yīng)力會(huì)被銑削熱產(chǎn)生的拉應(yīng)力補(bǔ)償?shù)粢徊糠郑C合以上因素，B面上的殘余應(yīng)力隨著切削深度的增大而減小。

由于材料表面存在殘余壓應(yīng)力，可提高材料的拉伸屈服極限以及疲勞壽命，在后續(xù)的加工中不會(huì)形成開(kāi)裂和裂紋現(xiàn)象，所以殘余壓應(yīng)力值越大越好。根據(jù)以上分析，在盤銑開(kāi)槽加工中，盡量選擇圖9、圖10、圖11中的H區(qū)域所對(duì)應(yīng)的工藝參數(shù)。

3.4 殘余應(yīng)力縱向分布規(guī)律

為得到殘余應(yīng)力的縱向分布規(guī)律，需進(jìn)行撥層實(shí)驗(yàn)，選取正交試驗(yàn)中3#、6#、8#所對(duì)應(yīng)工件進(jìn)行，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果繪制殘余應(yīng)力沿加工表面縱向分布規(guī)律曲線，見(jiàn)圖12。圖12中σA、σB分別代表圖5中A 面和B 面縱向殘余應(yīng)力。由圖12 可見(jiàn)，σA＞σB，且均為壓應(yīng)力，σA、σB縱向先增大，后經(jīng)微小震蕩逐漸呈減小趨勢(shì)，直至接近為0。由圖12（a）可見(jiàn)，3#工件σA縱向深度約為270 μm，σB約為190 μm；由圖12（b）可見(jiàn)，6#工件σA縱向深度約為270 μm，σB約為175 μm；由圖11（c）可見(jiàn)，8#工件σA縱向深度約為230 μm，σB約為170 μm。因盤銑開(kāi)槽屬于粗加工，后續(xù)的插銑加工的加工余量都在1 mm 以上，所以殘余應(yīng)力層的深度不會(huì)對(duì)后續(xù)加工造成影響，其將在后續(xù)工序中被切除。

表面下殘余應(yīng)力層的形成可以用以下因素來(lái)解釋：盤銑過(guò)程中銑削力大，盤銑刀的后刀面和加工表面之間存在劇烈的摩擦和擠壓，造成銑削表面表層金屬塑性變形嚴(yán)重，比容增大，體積膨脹，同時(shí)內(nèi)層的金屬想要阻止這種變化，便在塑性變形區(qū)的表層產(chǎn)生了殘余壓應(yīng)力［20］。另外，銑削過(guò)程中產(chǎn)生的高溫是形成殘余壓應(yīng)力的又一原因。因?yàn)殁伜辖餞C4具有低的熱傳導(dǎo)性和良好的熱塑性，使得前刀面與切屑之間的接觸長(zhǎng)度變短，切削熱很難釋放，切削溫度的升高同樣使得金屬表層體積膨脹，產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力［21］。所以殘余壓應(yīng)力的產(chǎn)生是銑削力和銑削熱共同作用的結(jié)果。實(shí)際上，殘余壓應(yīng)力可以延緩或阻止疲勞裂紋的產(chǎn)生，所以可提高零件的疲勞性能，進(jìn)而延長(zhǎng)使用壽命。

圖12 殘余應(yīng)力沿深度分布規(guī)律Fig.12 Distribution of residual stress along depth direction

4 結(jié)論

（1）盤銑開(kāi)槽加工表面及次表面均表現(xiàn)為壓應(yīng)力，且A面上的殘余應(yīng)力大于B面上的殘余應(yīng)力，即輪轂面上的殘余應(yīng)力大于葉盆葉背面的殘余應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力可以延緩或阻止疲勞裂紋的產(chǎn)生，所以可提高零件的疲勞性能，進(jìn)而延長(zhǎng)使用壽命。

（2）利用極差分析法，得出殘余應(yīng)力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大逐漸減小，隨著進(jìn)給速度的增大逐漸增大，σAx隨著切削深度的增大先增大后減小，σAy隨著切削深度的增大逐漸增大，σBx隨著切削深度的增大逐漸減小。各因素對(duì)σAx、σAy的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞進(jìn)給速度＞切削深度，對(duì)σBx的影響程度依次為主軸轉(zhuǎn)速＞切削深度＞進(jìn)給速度。

（3）盤銑表面殘余應(yīng)力縱向分布均為壓應(yīng)力，在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，σA的分布深度為230～270 μm，σB的分布深度為170～190 μm。