TC4鈦合金盤銑開槽加工殘余應力

辛紅敏 吳華偉 楊 峰 王 琳

（1 湖北文理學院純電動汽車動力系統設計與測試湖北省重點實驗室，襄陽 441053）

（2 西北工業大學現代設計與集成制造技術教育部重點實驗室，西安 710072）

文 摘 整體葉盤盤銑開槽加工過程中銑削力大，銑削溫度高，會在加工表面表成較深的殘余應力層，對零件的疲勞壽命造成嚴重影響。為提高零件的疲勞壽命，本文以鈦合金試塊為研究對象，利用殘余應力測試分析系統測量表面殘余應力，利用撥層法測量次表面的殘余應力，采用線性回歸技術建立殘余應力預測模型，并利用極差分析法分析工藝參數對殘余應力的影響規律。試驗結果表明：盤銑表面均為壓應力，且輪轂面上的殘余應力大于葉盆葉背面上的殘余應力，均由擠光效應引起；回歸預測模型的顯著性水平為0.01，其回歸效果良好；各因素對σAx、σAy（σAx、σAy分別表示輪轂面x、y方向殘余應力）的影響程度依次為主軸轉速＞進給速度＞切削深度；對σBx（σBx表示葉盆葉背面x方向上的殘余應力）的影響程度依次為主軸轉速＞切削深度＞進給速度；殘余應力縱向均為壓應力，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

鈦合金以其比強度高、熱導率小、高溫性能好等特點，在航空領域得到了廣泛的應用，如航空發動機整體葉盤、整體葉輪等。但鈦合金由于變形系數小，彈性模量小等特點，在切削加工過程中切削力增大，切削溫度過高。這些因素使得刀具磨損嚴重，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要求，有必要對其表面殘余應力進行精準研究。

國內外學者在鈦合金銑削殘余應力方面進行了積極的研究，提出諸多理論及方法。工藝參數對殘余應力的影響是其中研究熱點之一。羅秋生［2］認為鈦合金銑削表面的殘余應力隨著銑削速度和每齒進給量的增大而減小，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論，認為殘余應力隨著銑削速度的增大而增大，銑削深度對其影響較小。向波羅［4］的研究結果表明銑削速度和進給量對殘余應力影響明顯，銑削深度對殘余應力影響較小。在整個機械加工工藝系統中，除了工藝參數會對殘余應力造成一定影響外，其他的工藝條件也會影響到殘余應力的形成。賀英倫［5-6］認為冷卻條件不同也會對殘余應力產生影響，通過研究得出：隨著銑削參數的增大，在乳化液冷卻條件下的殘余應力絕對值逐漸增大，在干切削條件下的殘余應力絕對值逐漸減小。刀具后刀面的磨損量同樣會對表面殘余應力產生重要影響，LIANG［7］認為隨著后刀面磨損量的增加，表面殘余應力呈現增大的趨勢。

對于殘余應力的研究除了實驗法之外，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，分析工藝參數對殘余應力的作用規律，并以此為依據對工藝參數進行了優化。張曉輝［9］采用有限元技術，研究了超聲切削和普通切削條件下，鈦合金表面的殘余應力分布規律，結果表明：相比于普通切削，超聲切削可以獲得相對較小的殘余拉應力。為了得到切削用量對鈦合金加工表面殘余應力的影響，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工件表面殘余應力的影響，結果表明殘余應力隨切削速度的增大而增大，切削速度對殘余應力的影響較大。劉文文［11］采用Johnson-Cook 失效準則，建立鈦合金的二維正交切削熱-機械應力耦合有限元仿真模型，分析計算了不同切削條件下已加工表面殘余應力的分布規律，得到已加工表面全部為拉應力，且沿深度方向逐漸過渡為壓應力。

目前，表面殘余應力的測試多采用X 射線衍射法，為評價此種方法的可靠性，眾多學者將此種方法的精度和不確定度做為研究對象。劉崇遠等［12-13］研究了X 射線衍射法測量噴丸強化后鈦合金表面殘余應力的精度和不確定度，研究結果表明：X 射線彈性常數是影響測量精確度的重要參數之一。K.Moussaoui［14］指出X射線衍射法測量鈦合金表面殘余應力時的精度和可靠性不能保證，基于此提出一方法來補償理論殘余應力值與實測值之間的的誤差。

由以上分析可知，雖然關于鈦合金銑削殘余應力方面的理論及實驗研究已積累了大量成果，但以上研究成果的關注點多為高速銑削，采用球頭銑刀或圓柱銑刀進行插銑和側銑工藝。盤銑開槽因為加工效率高已廣泛應用于機械加工領域，但應用于整體葉盤開槽加工還屬于一種新工藝，關于此方面的研究鮮有報道。盤銑開槽過程中銑削力大、銑削溫度高，刀具直徑大，振動嚴重，以上因素都會在已加工表面形成較深的殘余應力層，殘余應力層的存在會對工件發生破壞作用，從而造成表面裂紋、抗疲勞強度降低等問題［15］，因此開展鈦合金盤銑開槽加工殘余應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象，模擬整體葉盤盤銑開槽加工環境，開展鈦合金盤銑開槽加工殘余應力方面的研究，擬為提高整體葉盤類零件的疲勞性能提供理論支撐。

1 實驗設計與實驗數據

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，盤銑刀具參數選擇見表1。

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

設計三因素三水平正交實驗，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，開展整體葉盤盤銑開槽加工表面殘余應力方面的研究。工藝參數的選取根據前期的理論研究和機床的可承受范圍進行探索性的設定，工藝參數的設定見表2。

盤銑開槽加工示意圖如圖1所示，盤銑開槽加工實物圖如圖2所示，盤銑刀2安裝在主軸1上，鈦合金試塊3用虎鉗4裝夾在旋轉工作臺5上。為節省實驗成本，每塊試塊可以銑削三次，1、2、3 分別代表不同的實驗序號，銑削后的試樣見圖3，其他標記類推。

表2 盤銑實驗工藝參數Tab.2 Technological parameters of disc milling experiment

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

圖2 盤銑開槽加工現場圖Fig.2 Processing site diagram of disc milling grooving

圖3 銑削試樣Fig.3 Milling cutting sample

1.2 殘余應力測量方法

殘余應力測試采用LXRD MG2000 殘余應力測試分析系統，如圖4所示。測量方案如圖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方向各測量三個點，在B面上沿x方向測量三個點，取其平均值作為測量值，分別記為σAx、σAy、σBx。

圖4 殘余應力測試Fig.4 Residual stress measurement

圖5 表面殘余應力測量示意圖Fig.5 Measurement diagram of residual stress on surface

縱向殘余應力采用剝層法，逐層測試殘余應力沿加工表面縱向的梯度分布，具體方法如下：電解拋光機進行剝層，控制電解時間以控制剝層深度，通過千分尺測量試件厚度變化獲得剝層深度，繼續檢測腐蝕后表面的殘余應力，如此逐步進行，直到測試殘余應力在較小范圍波動，撥層實驗如圖6如示。

圖6 撥層試驗圖Fig.6 Experiment picture of dailing layer

2 建立殘余應力模型并檢驗其顯著性

2.1 建立模型

殘余應力的試驗結果如表3所示。

根據表3 中的數據，利用多元線性回歸法，建立殘余應力σAx預測模型為［16］：

由于式（1）為非線性函數，將其取對數變換為線性函數即：

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

表3 盤銑正交試驗數據Tab.3 Orthogonal test data of disc milling

該線性方程共包括3 個自變量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為試驗測量值，xi1、xi2、xi3為所對應的試驗自變量，ε為實驗誤差。用矩陣可表示為：

Y為9 組實驗測量數據所組成的9×1 矩陣，X為正交實驗所組成的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：

因為殘余應力為壓應力σAx，所以殘余應力σAx的預測模型為：

同理可得σAy、σBx殘余應力預測模型如下：

通過改變公式（8）、（9）中各工藝參數的數值，可預測出殘余應力值。

2.2 檢驗顯著性

為驗證預測模型的顯著性，采用F檢驗法對其進行顯著性檢驗。檢驗結果如表4所示，所以預測模型的回歸效果良好。

表4 方差分析表Tab.4 Variance analysis table

3 殘余應力結果分析

3.1 殘余應力的形成機理

切削加工過程中必然會產生切削熱和切削力，殘余應力的產生跟切削力和切削熱有關［17］，殘余應力的具體形成機理見圖7。切削加工過程中，刀尖圓角處的切屑在拉伸應力和壓縮應力的作用下，會形成一個三角形區域，該區域的晶粒受拉伸作用沿y方向伸長，而在x方向上受壓縮而縮短，形成塑性凸出效應，在已加工表面便呈現拉應力。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，同時產生摩擦力Ff，晶粒在F力的作用下沿y方向發生塑性變形，在Ff作用下沿x方向發生塑性變形，形成擠光效應，則在已加工表面呈現壓應力［18］。切削力產生的殘余應力是拉應力還是壓應力取決于塑性凸出效應還是擠光效應占主導作用。切削熱會引起已加工表面金屬發生顯微組織變化，而在表面形成拉應力。

圖7 殘余應力形成機理Fig.7 Formation mechanism of residual stress

3.2 工藝參數對殘余應力的影響

圖8 殘余應力隨工藝參數變化的曲線Fig.8 Curves of residual stress change with process parameters

根據表3 中的數據，采用極差分析法，可描繪出殘余應力隨工藝參數變化的曲線，如圖8 所示，各因素對σAx、σAy的影響程度依次為主軸轉速＞進給速度＞切削深度，對σBx的影響程度依次為主軸轉速＞切削深度＞進給速度。由圖8（a）可見，σAx、σAy、σBx隨著主軸轉速從40 r/min 上升到100 r/min 呈逐漸減小趨勢，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速的增大呈現減小趨勢，后刀面與已加工表面產生的摩擦力也呈減小趨勢，使得擠光效應隨主軸轉速越來越弱，最終使壓應力呈越來越小趨勢。由圖8（b）可見，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變化規律正好相反，即一直呈現減小的趨勢，其變化范圍為［-261.133 MPa，-161.12 MPa］。由圖8（c）可見，σAx、σAy、σBx隨著進給速度由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］，主要是因為進給速度不斷升高，增大后刀面與已加工表面之間的摩擦力，提升了擠光效應，由此使得壓應力呈現不斷增大的趨勢。

3.3 工藝參數對殘余應力的交互影響

為了得到更優的工藝參數組合，需要考慮工藝參數對殘余應力的交互影響。圖9 為工藝參數對σAx的交互影響，圖9 中的H、M、L 分別代表殘余應力的高值、中值、低值區域，（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，當vf=60 mm/min 時，σAx隨著主軸轉速的增大逐漸減小，隨著切削深度的增大逐漸增大；由圖9（b）可見，當ap=20 mm，σAx隨著主軸轉速的增大逐漸減小，隨著進給速度的增大逐漸增大；由圖9（c）可見，n=40 r/min 時，σAx隨著進給速度、切削深度的增大逐漸增大。

殘余應力的交互規律可以由以下原因解釋：盤銑開槽加工屬于低速+冷卻液斷續銑削，切削厚度大，大量的切削熱會被帶走，所以切削熱對殘余應力的影響不占主導因素。銑削力隨著主軸轉速的升高而減小［19］，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，擠光效應減弱，表面殘余應力呈減小趨勢；同時，銑削力隨著進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地增大，進而使得擠光效應越來越明顯，所以表面殘余應力不斷增大。

圖10為工藝參數對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，當vf=60 mm/min時，σAy隨著主軸轉速的增大逐漸減小，隨著切削深度的增大逐漸增大；圖10（b）可見，當ap=20 mm，σAy隨著主軸轉速的增大逐漸減小，隨著進給速度的增大逐漸增大；由圖10（c）可見，n=40 r/min 時，σAy隨著進給速度、切削深度的增大逐漸增大。由于σAy和σAx的變化趨勢一致，這里不再對殘余應力的形成原因詳述。圖11為工藝參數對σBx的交互影響，σBx的變化范圍為［-403.858 MPa，-109.777 MPa］。

圖9 工藝參數對σAx交互作用Fig.9 The interaction of process parameters with σAx

圖10 工藝參數對σAy交互作用Fig.10 The interaction of process parameters with σAy

圖11 工藝參數對σBx交互作用Fig.11 The interaction of process parameters with σBx

由11（a）可見，當vf=60 mm/min 時，σBx隨著主軸轉速、切削深度的增大逐漸減小；由11（b）可見，當ap=20 mm，σBx隨著進給速度的增大逐漸增大，隨著主軸轉速的增大逐漸減小；由圖11（c）可見，當n=40 r/min，σBx隨著切削深度的增大逐漸減小，隨著進給速度的增大逐漸增大。由圖11 可知，主軸轉速和進給速度對σBx的交互影響規律與σAx、和σAy相同（在此不再詳述），但切削深度對σBx的影響規律與σAx和σAy正好相反。其原因是：根據盤銑開槽銑削力相關研究表明［19］，B面上的銑削力是垂直于進給方向的，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減弱；而且B面相對于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，此時銑削力產生的壓應力會被銑削熱產生的拉應力補償掉一部分，綜合以上因素，B面上的殘余應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力，可提高材料的拉伸屈服極限以及疲勞壽命，在后續的加工中不會形成開裂和裂紋現象，所以殘余壓應力值越大越好。根據以上分析，在盤銑開槽加工中，盡量選擇圖9、圖10、圖11中的H區域所對應的工藝參數。

3.4 殘余應力縱向分布規律

為得到殘余應力的縱向分布規律，需進行撥層實驗，選取正交試驗中3#、6#、8#所對應工件進行，根據試驗結果繪制殘余應力沿加工表面縱向分布規律曲線，見圖12。圖12中σA、σB分別代表圖5中A 面和B 面縱向殘余應力。由圖12 可見，σA＞σB，且均為壓應力，σA、σB縱向先增大，后經微小震蕩逐漸呈減小趨勢，直至接近為0。由圖12（a）可見，3#工件σA縱向深度約為270 μm，σB約為190 μm；由圖12（b）可見，6#工件σA縱向深度約為270 μm，σB約為175 μm；由圖11（c）可見，8#工件σA縱向深度約為230 μm，σB約為170 μm。因盤銑開槽屬于粗加工，后續的插銑加工的加工余量都在1 mm 以上，所以殘余應力層的深度不會對后續加工造成影響，其將在后續工序中被切除。

表面下殘余應力層的形成可以用以下因素來解釋：盤銑過程中銑削力大，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重，比容增大，體積膨脹，同時內層的金屬想要阻止這種變化，便在塑性變形區的表層產生了殘余壓應力［20］。另外，銑削過程中產生的高溫是形成殘余壓應力的又一原因。因為鈦合金TC4具有低的熱傳導性和良好的熱塑性，使得前刀面與切屑之間的接觸長度變短，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，產生殘余壓應力［21］。所以殘余壓應力的產生是銑削力和銑削熱共同作用的結果。實際上，殘余壓應力可以延緩或阻止疲勞裂紋的產生，所以可提高零件的疲勞性能，進而延長使用壽命。

圖12 殘余應力沿深度分布規律Fig.12 Distribution of residual stress along depth direction

4 結論

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

（2）利用極差分析法，得出殘余應力隨著主軸轉速的增大逐漸減小，隨著進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σAx、σAy的影響程度依次為主軸轉速＞進給速度＞切削深度，對σBx的影響程度依次為主軸轉速＞切削深度＞進給速度。

（3）盤銑表面殘余應力縱向分布均為壓應力，在實驗范圍內，σA的分布深度為230～270 μm，σB的分布深度為170～190 μm。