銑削和噴丸工藝對TC4鈦合金殘余應力和半高寬的影響

王 欣, 徐鯤濠, 李臻熙, 裴傳虎, 楊 清, 湯智慧

(1. 中國航發北京航空材料研究院 表面工程研究所, 北京 100095;2. 中國航發北京航空材料研究院 航空材料先進腐蝕與防護航空重點實驗室, 北京 100095;3. 無錫透平葉片有限公司 工藝研究所, 無錫 214174; 4. 中國航發北京航空材料研究院 鈦合金研究所, 北京 100095;5. 中國航發沈陽黎明航空發動機(集團)有限責任公司 技術中心, 沈陽 110043)

專題報道

銑削和噴丸工藝對TC4鈦合金殘余應力和半高寬的影響

王 欣1,2, 徐鯤濠3, 李臻熙4, 裴傳虎4, 楊 清5, 湯智慧1,2

(1. 中國航發北京航空材料研究院 表面工程研究所, 北京 100095;2. 中國航發北京航空材料研究院 航空材料先進腐蝕與防護航空重點實驗室, 北京 100095;3. 無錫透平葉片有限公司 工藝研究所, 無錫 214174; 4. 中國航發北京航空材料研究院 鈦合金研究所, 北京 100095;5. 中國航發沈陽黎明航空發動機(集團)有限責任公司 技術中心, 沈陽 110043)

采用X射線衍射法研究了TC4鈦合金銑削及銑削加噴丸狀態的殘余應力場和半高寬分布。結果顯示：銑削加工的TC4鈦合金殘余應力場和半高寬分布受到刀具的切削作用和接觸塑性形變作用的共同影響；切削線速率越大，切削作用越強，則壓縮殘余應力和深度越小，線速率對表面半高寬影響不大；切削深度越大，塑性形變作用越強，使得殘余應力分布越復雜，表面半高寬越大；噴丸強化引入了倒鉤型殘余應力場，最大殘余壓應力接近屈服強度，噴丸強化引起的塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸強化前不同銑削加工的殘余應力狀態近一致化。

TC4鈦合金；銑削；噴丸；殘余應力；半高寬；影響

隨著航空工業對動力系統要求的日益提高，高比強度、低密度的鈦合金材料在航空發動機上得到廣泛應用[1-2]，風扇葉片、壓氣機葉片、風扇盤、壓氣機盤等重要壓氣機前端轉動部件都采用鈦合金制造[3]。發動機的鈦合金部件在高溫條件下服役，其表面完整性非常重要，同時鈦合金也存在導熱性差，使得其易發生加工燒傷[4]以及疲勞性能應力集中敏感性強[5]等表面完整性問題，使得鈦合金零件的加工過程得到國內外的極大關注，需要通過良好的制造方法嚴格控制制造過程來解決。

1971年，美國發表了于1970年由美國空軍材料實驗室(AFML)發布的《機械加工構件表面完整性指南》[6]，基本實現了由成形制造向抗疲勞制造的轉變。指南中明確提出了TC4鈦合金加工和表面強化的要求，并提出了無表面變形層的鈦合金“低應力”加工技術。前蘇聯也針對BT6鈦合金等開展了加工制造技術的研究，確定了優化的加工方法[7]。

在這方面我國起步較晚，但在新型航空發動機的研制過程中，我國也逐步重視鈦合金表面完整性制造的問題，開展了一系列研究。在機械加工研究方面：YANG等[8]針對TC11鈦合金開展了高速銑削對其表面形貌和疲勞性能影響的研究，確定了銑削參數與疲勞性能、表面形貌的對應關系；許鴻昊等[9]開展了拉伸高速銑削對疲勞性能和殘余應力影響的研究，對簡化鈦合金構件制造過程提出了新的觀點；陳建嶺[10]研究了銑削后鈦合金的殘余應力分布，希望通過銑削參數來控制殘余應力。在表面強化技術研究方面：羅新民等[11]開展了激光沖擊強化對TC4鈦合金疲勞性能的影響研究，發現表面強化引入的殘余壓應力場是提高鈦合金疲勞性能的主要因素；筆者[12-13]的研究表明噴丸強化顯著提高了TC4鈦合金的表面完整性和旋轉彎曲疲勞性能。

以上文獻僅僅針對機械加工或者表面強化的一種工藝開展了疲勞性能研究，而航空發動機的鈦合金轉動件在制造過程中需要經過機械加工和表面強化的復合處理，機械加工和表面強化均會引入表面塑性形變，從而影響到殘余應力分布及疲勞性能。為此，筆者采用X射線衍射法研究了銑削及銑削加噴丸處理對TC4鈦合金殘余應力場分布以及半高寬(Full Wave at Half Maximum,FWHM)的影響，為鈦合金葉片的機械制造參數提供技術支持。

1 試驗材料與試驗方法

從TC4鍛造鈦合金板材取樣，其化學成分(質量分數/%)為：6.2Al，4.1V，0.08Fe，0.01C，0.03N，余Ti。其力學性能為：抗拉強度Rm=970 MPa，屈服強度Re=940 MPa，長度L為5倍直徑時的斷后伸長率A=15%，斷面收縮率Z=45%。熱處理制度為800 ℃×2 h加空冷熱處理。

設計了表面完整性加工的試樣圖紙，如圖1所示。試樣厚度為4 mm，厚度方向倒角成半徑為2 mm的半圓弧。加工過程為粗銑→熱處理→精銑→噴丸，其中粗銑和熱處理均與風扇葉片處理方式相同，精銑在Liethti Turbomill 1200XL五軸加工中心上完成，銑削方式為橫銑，采用的刀具為M19密齒刀。為了保證銑削效果，避免鈍刀加工產生的不利影響，每個工藝采用一件新銑刀加工，工藝參數如表1所示。試樣在完成加工后進行了噴丸強化處理(簡稱噴丸)，噴丸時采用Z150陶瓷彈丸，噴丸強度為0.15～0.20 mmA(簡稱本工藝)。不同的銑削及噴丸工藝縮寫如下：MA～ME為表1所示的5組銑削工藝，SPA～SPE為經MA～ME處理后再進行噴丸的5組工藝。

圖1 TC4鈦合金試樣圖紙Fig.1 Sample drawing of TC4 titanium alloys

工藝線速率/(m·min-1)進給量/(mm·rad-1)切削深度/mmMA800.080.5MB1200.080.5MC1600.080.5MD800.080.1ME800.080.8

殘余應力和半高寬測試在XSTRESS-3000應力分析儀上進行，使用Ti-Kα靶，基本測試參數為：電壓30 kV，電流6.67 mA，曝光時間25 s，準直器直徑4 mm，衍射晶面(110)，彈性模量120 200 MPa，泊松比0.36，無應力衍射角137.04°，偏擺角選用0°，±30°，±45°，搖擺角5°。采用較大準直器和搖擺的方式可以增加參與衍射的晶粒數目，從而提高衍射晶面在空間的取向概率，獲得滿意的峰形，定峰方法采用交相關法。殘余應力測試采用側傾的sin2ψ-Δd法。在測試殘余應力場分布時，采用殘余應力測試與化學減薄交替進行的方法。

2 試驗結果與討論

2.1 銑削加工后TC4鈦合金的殘余應力場和半高寬

圖2 不同銑削工藝加工后TC4鈦合金的殘余應力場分布Fig.2 Residual stress distribution of TC4 titanium alloys under different milling technology

圖2為不同銑削工藝后TC4鈦合金的殘余應力場分布，根據殘余應力測試方法[14]可知，殘余應力實際上是一種彈性形變的表征方法。由圖2可見，5組銑削工藝加工試樣的表面殘余應力均為壓應力。分析應力場分布可知，MA工藝加工后TC4鈦合金的殘余應力場呈倒鉤型，在深度40 μm左右達到壓應力峰值-170 MPa(負號表示壓應力)，隨后殘余應力隨深度的增加逐漸減小，深度達到80 μm時殘余應力趨近于0。MB工藝加工后TC4鈦合金表面的殘余應力最大值為-170 MPa，隨后迅速減小，當深度為30～80 μm時殘余應力為-50～0 MPa；MC工藝加工后TC4鈦合金的殘余應力比較小，基本處于-60～60 MPa。MD工藝加工后TC4鈦合金的殘余應力峰值處于表面，達到-250 MPa，隨著深度的增加殘余應力迅速降低，深度為30～80 μm時的殘余應力為-60～0 MPa。ME工藝加工后TC4鈦合金的殘余應力隨深度的變化較大，殘余應力呈波浪狀，峰值也在表面，達到-180 MPa。

半高寬是衍射峰最大強度1/2處所對應的角度，在噴丸和銑削加工這類不產生熱作用的工藝方法中，半高寬與加工硬化正相關，反映了材料加工硬化(塑性變形)的程度。圖3為不同銑削工藝加工后TC4鈦合金的半高寬分布，由圖3可知，機械加工后TC4鈦合金的半高寬隨深度的增加呈迅速減小之后達到飽和趨勢。加工方法主要影響表面的半高寬，各工藝的TC4鈦合金表面半高寬的關系為：ME>MB>MA>MC>MD。半高寬所對應的表面變形層深度最大也僅為20 μm(ME)，其他工藝狀態的均小于20 μm。

圖3 不同銑削工藝后TC4鈦合金的半高寬分布Fig.3 FWHM distribution of TC4 titanium alloys under different milling technology

銑削過程是金屬切削斷裂的過程，但由于材料的塑性導致銑削過程中存在刀具接觸點前方區域的“塑性凸出”效應(產生拉應力)和刀具后刀面對工件表面的“擠光”效應(產生壓應力)[15]，都導致金屬表面的彈塑性變形，而彈塑性變形則是產生殘余應力和半高寬的原因。更準確地說，加工后殘留的彈性形變與殘余應力成正比，而塑性形變與半高寬正相關。由此可知，表1所示工藝加工產生的塑性凸出作用小于擠光作用。對比5種TC4鈦合金銑削工藝的殘余應力數據可知：①切削線速率越大，切削引入的殘余應力越小，可以理解為線速率越大時，切削作用越強，刀具擠壓形成的形變作用越弱，使得由于表面彈性形變產生的殘余應力和深度越小，因此對比MA，MB和MC工藝，MC工藝的應力場深度和殘余應力最小；②切削深度越大，切削力也隨之增大，使得刀具擠壓形成的形變作用越強，同時可能產生熱作用，使得大切削深度狀態(ME)的殘余應力分布復雜，小切削深度狀態(MD)引入的殘余應力場很淺；③切削深度越大，表面半高寬越大，說明切削深度大則表面塑性形變增大，線速率對表面半高寬的影響不大。

MC工藝實施后TC4鈦合金表層的殘余應力分布變化最小，說明高線速率下，銑刀的切削效果最佳，刀具產生的塑性變形作用較小，從而對表面層殘余應力場分布的影響較小。按照美國對于TC4鈦合金低應力加工狀態的描述“要求在0～30 μm內保持10%屈服強度以下的殘余拉應力，或者是殘余壓應力層”，TC4鈦合金經上述5種工藝銑削加工后在0～30 μm深度均為殘余壓應力層，且均小于10%屈服強度，符合美國的TC4鈦合金低應力加工狀態。

需要說明的是：①從單因素影響分析，線速率大、切削深度小是較好的工藝狀態，但實際生產中還需要考慮加工效率，過小的切削深度會導致效率低下，因此嚴格控制低應力狀態會產生更高的加工成本，適宜在疲勞關鍵部件上使用[16]；②以上結論是在新刀具的基礎上得到的，刀具磨損也是影響切削力和加工殘余應力的重要因素，但本研究不涉及這個因素。

2.2 噴丸后TC4鈦合金的殘余應力場和半高寬

經過噴丸后TC4鈦合金表面的殘余應力和半高寬分布如圖4和圖5所示，可知：①在原先不同的表面加工狀態附加噴丸后，TC4鈦合金表面的殘余應力和半高寬分布趨于一致；②經過噴丸后，TC4合金表面的殘余應力為-770～-820 MPa，最大殘余應力為-850～-910 MPa，噴丸的表面殘余壓應力層深為100～110 μm；③無論是殘余應力還是殘余壓應力場深度，相比原先的機械加工狀態都有很大的提高，半高寬達到3.6°～3.8°，半高寬趨勢所對應的表面變形層深度達60 μm。

由此說明：①噴丸引起的塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸前不同銑削加工的殘余應力狀態近一致化，即對于TC4鈦合金，銑削加工工藝參數為線速率80～160 m·min-1、切削深度0.1～0.8 mm、進給量0.08 mm·r-1時，可以通過噴丸工藝來實現表面殘余應力均勻化；②本噴丸工藝引入了倒鉤型殘余應力場，深度達到120 μm以上，最大殘余壓應力(-910 MPa)接近材料的屈服強度(940 MPa)。

圖4 銑削+噴丸后TC4鈦合金的殘余應力場分布Fig.4 Residual stress distribution of TC4 titanium alloys after milling and shot peening

圖5 銑削+噴丸后TC4鈦合金的半高寬分布Fig.5 FWHM distribution of TC4 titanium alloys after milling and shot peening

3 結論

(1) 銑削過程中TC4鈦合金金屬表面受刀具切削與擠壓變形的共同作用。線速率越大，刀具切削作用越強，切削引入的殘余應力越小；切削深度越大，刀具擠壓形變作用越強，殘余應力分布越復雜，小切削深度狀態引入的殘余應力場很淺。

(2) 噴丸倒鉤型殘余應力場的最大殘余壓應力(-910 MPa)接近TC4鈦合金的屈服強度(940 MPa)；噴丸塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸前不同銑削加工的殘余應力狀態近一致化。

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Effect of Milling and Shot Peening Processes on Residual Stress and Full Wave at Half Maximum of TC4 Titanium Alloy

WANG Xin1,2, XU Kunhao3, LI Zhenxi4, PEI Chuanhu4, YANG Qing5, TANG Zhihui1,2

(1. Surface Engineering Institution, AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China;2. Aviation Key Laboratory of Advanced Corrosion and Protection on Aviation Materials, AECC Beijing Institute of Aeronautical Material, Beijing 100095, China;3. Technology Research Institute, Wuxi Turbine Blade Co., Ltd., Wuxi 214174, China;4. Titanium Alloy Institution, AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China;5. Technical Centre, AECC Shenyang Liming Aero-engine Group Corporation Ltd., Shenyang 110043, China)

The distribution of residual stress and full width at half maximum (FWHM) of TC4 titanium alloys after milling and shot peening process was investigated by the X-ray diffraction method. The results show that: the distribution of residual stress and FWHM was co-effected by both the cutting action and plastic deformation action in milling process; the higher the cutting line speed was, the stronger the cutting action was, which made a lower, thinner and compressive residual stress distribution, and moreover, and line speed had a little influence on surface FWHM; the larger cutting depth was, the stronger the deformation action was, which made a complex residual stress distribution and a high FWHM on the surface; shot peening induced a compressive residual stress distribution like a inverted hook, in which the maximum value of the compressive stress was close to the yield strength; the depth of plastic deformation layer of shot peening was larger than that of milling, making the residual stress distribution consistent with each other which was different after milling and before peening.

TC4 titanium alloy; milling; shot peening; residual stress; full width at half maximum; influence

10.11973/lhjy-wl201707002

2017-03-01

航空基金資助項目(2015ZF21017)；中航工業技

術創新基金資助項目(2013E62137R)

王 欣(1983-)，男，高級工程師，博士，主要從事航空零件表面強化技術與表面完整性研究，rasheed990918@163.com

TG668

A

1001-4012(2017)07-0466-04