DD5鎳基單晶高溫合金緩進磨削力和溫度實驗研究

張帥奇，楊忠學，張長春，張強，趙子晗，黃朝暉

（1.北京航空材料研究院先進高溫結構材料國防科技重點實驗室，北京100095）

（2.北京航空材料研究院 高溫材料研究所，北京100095）

0 引 言

鎳基單晶高溫合金具有優異的高溫綜合機械性能，已成為航空發動機渦輪葉片的主要材料之一，能夠在高溫條件下承受交變應力；榫齒作為渦輪葉片和輪盤的連接結構，其裝配面輪廓精度要求較高，通常采用緩進磨削成型。磨削過程中磨粒切削是一個多重非線性的力熱耦合過程，在磨粒劃擦、耕犁和切削作用下金屬材料發生彈塑性變形而被去除，磨削力和熱主要源于磨削區未變形磨屑的擠壓、剪切、扭轉等復合變形抗力，以及砂輪與工件的摩擦效應。磨削力和溫度是磨削過程中最重要的特征物理量，其變化直接影響磨削精度、加工表面完整性、砂輪磨損等，因此研究單晶高溫合金緩進磨削力和溫度對提升渦輪葉片榫齒成型精度和質量具有重要意義。

磨削力是磨削加工過程中的一個重要參量，磨削抗力直接決定表面塑性變形狀態，影響磨削工藝過程及成型表面質量。在單晶高溫合金磨削力研究方面，Sunarto等采用超細多晶立方氮化硼磨料對鎳基高溫合金進行緩進給磨削試驗，與普通金剛石砂輪相比，磨削力下降了20%~30%；R.Ruzzi等研究了SiC砂輪磨削鉻鎳鐵合金工藝參數對磨削力的影響，當砂輪線速度增大，兩個方向的磨削力都減小，磨削方向對磨削力和比磨削能有顯著影響，逆磨磨削力小，從而比磨削能小；楊長勇等基于實驗研究了CBN砂輪磨削工藝參數對高溫合金K 418磨削力規律，并基于測試結果建立了磨削力的經驗公式；Yao Changfeng等基于半解析方法建立并驗證了超高強度鋼Aer‐met100平面磨削力和溫度模型，討論了工藝參數對磨削力和溫度的影響規律及其機理；Miao Qing等研究了DD6渦輪葉片榫齒緩進成型磨削力，榫齒坯輪廓和磨削工藝參數都對磨削力有較大影響，當趨于榫齒目標輪廓時，磨削參數對磨削力的影響更大；楊緒啟等研究了平面碳化硅陶瓷切槽工藝，建立了金剛石砂輪深切削緩進給碳化硅陶瓷磨削力模型。綜上所述，緩進給磨削單晶高溫合金磨削工藝具有特定的應用場景，針對磨削力形成規律、成型機理和控制方法方面的研究仍然較少。

磨削溫度是磨削加工過程中另一個重要的參量，磨削溫度決定磨削亞表面組織狀態，也會直接影響磨削工藝過程及成型亞表面冶金組織。在單晶高溫合金緩進磨削溫度研究方面，Miao Qing等針對DD6渦輪葉片榫齒成型磨削過程，建立了榫齒磨削三維溫度場，結果表明在榫齒精磨階段最高磨削溫度出現在齒頂區域；周云光研究了鎳基單晶高溫合金微磨削加工機理，研究了不同工藝下磨削溫度的變化規律，建立了微磨削溫度場仿真模型；H.Jamshidi等利用運動熱源理論得到磨削過程中工件的溫度分布，通過求解不連續移動熱源的問題，得到了工件內部的熱量分布，試驗結果發現，當熱源遠離工件位置時，連續熱源和非連續熱源的溫度計算結果相同，當熱源靠近工件位置時，連續熱源和非連續熱源的溫度計算結果有較大差異；周志雄等使用WA砂輪進行了平面磨削試驗，得到了磨削工藝參數對磨削過程中溫度的影響趨勢，研究發現當磨削方式為順磨時，溫度總是一直高于逆磨時的磨削溫度；鞏亞東等建立了鎳基單晶高溫合金微尺度磨削溫度場，實現單晶材料微磨削過程有限元溫度仿真，分析微磨削過程中的溫度場分布及其變化情況，研究了不同磨削深度、磨削速度以及不同晶面對微磨削溫度的影響規律；N.Ortega等建立了三維緩進給磨削有限元模型，獲得了磨削弧溫度場分布狀態，結果表明溫度場分布與構建幾何結構關系密切，因結構影響導致磨削冷卻不足的區域磨削溫度更高；M.Paknejad等基于紅外測溫研究超聲震動緩進給磨削溫度場分布狀態，磨削深度對磨削溫度場分布狀態影響最大；Chen Ming等研究磨削DZ4發現，磨削溫度過高會導致磨削燒傷，而燒傷表層的殘余拉應力很高，幾乎是正常情況的22倍；楊忠學等研究磨削IC10發現，磨削深度增加也會導致砂輪與工件接觸弧變長，熱量不易散失，導致磨削弧區溫度升高。上述研究通過試驗、建模或分析的方法建立了磨削過程溫度效應，但在單晶高溫合金各向異性引起的磨削溫度場變化方面有待進一步研究。

綜上所述，國內外研究磨削過程中的力和溫度主要使用理論建模、仿真分析和試驗測試方法。大量研究表明，在磨削過程中如果參數控制不當，會導致磨削力大，磨削溫度高，很容易在加工表面產生裂紋與燒傷，直接影響加工質量和加工成本。目前，針對鎳基單晶高溫合金磨削力和溫度的研究仍存在不夠深入、工程應用困難的問題。

單晶高溫合金緩進磨削工藝過程中，由于緩進給磨削切深大、磨削弧長、潤滑冷卻狀態復雜；砂輪磨粒的形狀、尺寸、空間位姿等都呈高斯分布；此外鎳基單晶高溫合金晶體學各向異性，未變形磨屑不同晶向的變形抗力不同；這些因素都給單晶磨削力和溫度研究帶來較大困難。本文針對第二代單晶高溫合金DD5緩進磨削工藝，通過正交試驗研究工藝參數對磨削力和溫度的影響規律，構建其與工藝參數的模型，揭示其形成機理，以期為鎳基單晶高溫合金緩進磨削工藝在航空工業中應用提供理論支撐。

1 試驗設計

1.1 試驗材料

針對二代鎳基單晶高溫合金DD5，首先用選晶法將母合金錠在真空感應定向凝固爐中制備成單晶鑄件；然后采用EBSD技術測定其取向，選用［001］結晶取向與主應力軸的偏離度小于15°的鑄件，其化學成分如表1所示。DD5初始狀態為鑄態組織，組織呈現典型的“十”字形枝晶組織，枝晶間共存在三種偏析相：γ/γ′共晶相、γ′相和MC碳化物相，其中枝晶間的白亮區域為γ/γ′共晶組織，枝晶間和枝晶干γ′相的尺寸和形態差異很大。對鑄態DD5進行固溶處理和時效處理，固溶處理工藝為：1 300℃，保溫2 h，空冷；一次時效處理工藝為：1 120℃，保溫4 h，空冷；二次時效處理工藝為：1 080℃，保溫4 h，空冷。經過標準熱處理后，γ′相呈規則的立方狀，而且和γ相保持共格關系，如圖1所示，γ′相和 γ相趨于均勻化，γ/γ′共晶相和不規則的γ′相逐漸溶解擴散。

表1 DD5單晶高溫合金主要成分Table 1 Chemical composition of DD5 single crystal super-alloy

圖1 DD5合金熱處理后組織狀態Fig.1 Microscopic state of DD5 single crystal super-alloy after heat treatment

1.2 試驗條件與實施方案

試驗所用設備為德國ELB-SCHLIFF公司生產的BC15緩進磨床，采用白剛玉和鉻剛玉混合砂輪（500×40×203 WA/PA 80/100 F 35 m/s）；采用金剛石修整滾輪對砂輪進行邊磨邊修，修整速率為0.000 1 mm/r，并采用水基乳化液跟隨冷卻，冷卻液噴管出口壓力和流量分別為1.2 MPa和30~48 L/min，磨削方式為順磨，試驗設備如圖2所示。

圖2 BC15緩進磨床Fig.2 BC15 creep-feed grinding machine

為了排除材料各向異性引起的磨削性能差異，以渦輪葉片榫齒和緣板的磨削加工工藝為依據，即磨削平面選擇（010）晶面，磨削方向垂直于［001］（合金定向凝固的方向）取向的方向，DD5緩進給磨削試驗方案如圖3所示。采用慢走絲線切割將標準熱處理后的DD5鑄件分割為28 mm×10 mm×15 mm的方形試樣，如圖4所示。

圖3 磨削試驗方案Fig.3 Grinding experiment scheme

圖4 試驗件尺寸Fig.4 Test piece size

為研究不同磨削工藝參數（砂輪線速度

v

、工件進給速度

v

和磨削深度

a

）對DD5緩進磨削力、磨削溫度的影響規律，設計三因素四水平正交試驗，詳細磨削工藝參數如表2所示。

表2 正交試驗參數水平表T able 2 Horizontal table of orthogonal test parameters

DD5緩進磨削力和磨削溫度同時在線測量，測量原理如圖5所示。磨削力采用Kistler9255B壓電三分量測試儀，通過自制的墊塊將測力臺固定在BC15磨床工作臺上，將虎鉗固定在測力臺上以夾緊磨削試件，磨削測力臺作業狀態如圖6（a）所示；將測力臺連接到Kistler5080電荷放大器，將電荷放大器連接到采集儀，磨削力測量數據采集如圖6（b）所示。對采集的磨削力信號進行分析，提取磨削過程中切向磨削力和法向磨削力信號并進行濾波處理，將磨削力信號分割為磨削切入段、穩定磨削段和磨削切出段，選取穩定磨削段磨削力均值為該工藝參數下的磨削力。磨削力采集信號及濾波過程如圖7所示。

圖5 磨削力和溫度測量原理Fig.5 Principle of grinding force and temperature measurement

圖6 緩進磨削力測量設備與采集Fig.6 Measuring equipment and acquisition of creep-feed grinding force

圖7 緩進磨削力測試信號與數據處理（v s=15 m/s，v w=120 mm/min，a p=0.1 mm）Fig.7 Testing signal and dates processing of creep-feed grinding forces（v s=15 m/s，v w=120 mm/min，a p=0.1 mm）

DD5緩進磨削溫度采用半人工熱電偶進行測量，使用線切割將試件沿磨削方向分割為兩等份，將一根0.15 mm康銅絲碾壓為薄片，使用云母片絕緣并夾入試件切縫；另一根康銅絲，與DD5材料接觸并保證良好導電性能。使用黏結劑膠合試件切縫并在壓力下凝固，最后檢測絕緣/導電性，制作好的半人工熱電偶如圖8所示。為獲取磨削溫度，對半人工熱電偶進行標定，其熱特性曲線如圖9所示。在磨削溫度測定試驗中，使用與磨削力相同的分析方法對采集的磨削溫度信號進行分析，選取熱電偶與砂輪接觸段熱電勢信號，并基于熱電偶熱特性曲線，計算磨削溫度，取濾波后最大值為該工藝參數下的磨削溫度，磨削溫度采集處理信號及濾波過程如圖10所示。

圖8 半人工熱電偶測溫試件Fig.8 Semi-artificial thermocouple temperature test specimen

圖9 半人工熱電偶特性曲線Fig.9 Semi-artificial thermocouple characteristic curve

圖10 緩進磨削溫度測試信號與數據處理（v s=15 m/s，v w=120 mm/min，a p=0.1 mm）Fig.10 Testing signal and dates processing of creep-feed grinding temperature（v s=15 m/s，v w=120 mm/min，a p=0.1 mm）

2 緩進磨削力和溫度測試結果分析

2.1 磨削力試驗結果分析

磨削力是評價砂輪磨削性能和材料磨削去除難易程度的一個重要特征參量，采用試驗研究磨削工藝參數對磨削力的影響規律，可以從磨削力角度評價DD5單晶高溫合金磨削加工性能，也為研究磨削表面塑性變形狀態提供理論支撐。基于壓電測力儀在線測試DD5緩進磨削力，為了保證測量結果的準確性，每組參數重復3次試驗并取其均值，磨削力測試結果如表3所示。根據田口正交試驗設計與數據處理方法對正交試驗結果進行分析，并繪制工藝參數對磨削力及磨削力比的影響規律，如圖11所示。

表3 正交試驗磨削力測試結果Table 3 Grinding force test results of orthogonal test

圖11 磨削參數對單位寬度磨削力及磨削力比的影響Fig.11 Influence of grinding parameters on grinding force and forces ratio per unit width

單位寬度磨削力及力比隨砂輪線速度

v

的變化趨勢如圖11（a）所示，可以看出：當線速度

v

不斷地增加，單位寬度法向

F

和切向

F

都在降低，當

v

從最小15 m/s升高到最大30 m/s時，

F

從14.6 N減小到12.3 N，

F

從26.9 N降到21.6 N；磨削力比在1.75~1.96之間變化，其幅值變化較小。磨削砂輪線速度是決定磨削力大小的重要因素之一，一般認為可以通過改變單顆磨粒切厚來影響磨削力。DD5緩進磨削材料去除率與磨削深度

a

和工件進給速度

v

呈線性變換趨勢，其與砂輪線速度變化無關；當砂輪線速度增加，磨削弧內掠過的砂輪表面積增加，參與切削的磨粒數增加，相鄰磨粒進入磨削弧的間隔時間減小，其對應的切削厚度也減小。磨削抗力主要由磨粒切削抗力引起，未變形磨屑的塑性變形作用降低，磨削力也降低。因此在DD5緩進磨削加工過程中，不宜選用較低的磨削砂輪線速度。磨削過程中單位寬度磨削力及力比隨工件進給速度

v

的變化趨勢如圖11（b）所示，可以看出：當工件速度

v

不斷增大，單位寬度法向和切向磨削力也逐漸加大，當工件速度

v

從最小120 mm/min增大到最大210 mm/min時，無論是切向還是法向上的力都在增加；磨削力比略有上升趨勢，從1.77升高到1.92。與提高磨削速度可以減小單顆磨粒切削厚度相反，提高工件進給速度，會導致單顆磨粒切厚增大，未變形磨屑厚度增加，磨屑塑性作用增強；同時在單位時間內進入到磨削弧區的毛坯材料增多，材料去除率升高，磨削作用能耗升高，磨削力通常會升高。單位寬度磨削力及力比隨磨削深度

a

的變化趨勢如圖11（c）所示，可以看出：當深度

a

增大，法向和切向上的力都在明顯增大；磨削力比由1.21升高到2.15。較大的磨削深度是緩進深切磨削加工的典型工藝特征之一，當磨削深度

a

增大時，材料去除率增大，每個磨粒的切削厚度增加，塑性作用增強，而且深度大也增加了磨削弧區內磨粒與工件的接觸長度，同時參與磨削的磨粒增加，砂輪與工件的摩擦作用增強，磨削作用能耗增大，總的磨削力和力比增大。根據圖11所示規律，使用洛剛玉砂輪磨削DD5單晶高溫合金，在試驗條件參數范圍內，磨削法向力始終大于切向力，磨削力隨砂輪線速度增加略有降低，隨工件進給速度增加而升高，隨磨削深度增加出現明顯升高趨勢。磨削力重復測試結果誤差較小，測試結果有效。砂輪線速度和工件進給速度對DD5緩進磨削力比的影響較小，在低或高砂輪線速度時磨削力比較中速磨削力比小幅降低，工件進給速度升高時磨削力比小幅升高；然而磨削深度增加會引起磨削力比顯著升高。根據試驗結果，僅改變砂輪線速度或工件進給速度，磨削力比分布在1.75~1.96之間；但當磨削深度由0.1 mm升高到0.7 mm時，磨削力比由1.21增大到2.15，當磨削深度較小時，磨粒劃擦效應增強導致切向磨削力增大，因此磨削力比較小；當磨削深度增加，越來越多磨粒參與切削，切向磨削力和法向磨削力均升高，然而法向磨削力增大速度較快，磨削力比增大。因此，在DD5高溫合金進行磨削加工時，當材料去除速率確定后，可適當降低磨削深度并增大進給速度，以避免過大的磨削力影響磨削表面質量。基于正交試驗的測量結果，采用回歸分析方法建立緩進磨削參數與磨削力間的映射模型，如式（1）所示，切向磨削力

F

和法向磨削力

F

擬合相關系數分別為0.949和0.979，其擬合結果具有較高可靠性。

2.2 磨削溫度試驗結果分析

緩進給磨削過程中產生大量磨消熱會傳入工件，大量的磨削熱如果得不到有效疏導，聚集在磨削弧區，會引起弧區溫度急劇升高，甚至發生磨削燒傷，降低加工表面質量。作為難加工材料的鎳基合金，磨削溫度高一直是其顯著加工特點，也是進一步提高鎳基合金磨削加工效率的限制因素，因而優化磨削條件以控制磨削溫度十分必要。基于半人工熱電偶測溫法在線測量DD5緩進磨削溫度，每組參數同樣重復3次試驗并取其均值，磨削測試結果如表4所示。根據田口正交試驗設計與數據處理方法對正交試驗結果進行分析，并繪制工藝參數對磨削溫度的影響規律，如圖12所示。

表4 正交試驗磨削溫度測量結果Table 4 Grinding temperature test results of orthogonal test

圖12 磨削參數對磨削溫度的影響Fig.12 Influence of grinding parameters on grinding temperature

DD5緩進磨削溫度

T

隨砂輪線速度

v

的變化趨勢如圖12（a）所示，可以看出：隨著線速度

v

的增大，溫度

T

呈逐漸上升趨勢，當線速度

v

從15 m/s增大到30 m/s時，磨削溫度從70.2℃升高到75.4℃，增大了5.2℃。原因是當深度

a

和工件速度

v

一定時，增大砂輪線速度會使一定時間內參與磨削的磨粒數增加，對工件產生滑擦和耕犁的磨粒數增加，同時砂輪與工件在接觸弧內摩擦效應增強，從而產生的熱量增加，磨削熱不能及時傳導和擴散導致磨削溫度

T

升高。DD5緩進磨削溫度

T

隨著工件進給速度

v

的變化趨勢如圖12（b）所示，可以看出：隨著進給速度

v

的不斷增大，溫度

T

在不斷地升高，當進給速度

v

從120 mm/min增大到210 mm/min時，磨削溫度

T

從71.9℃增大到76.5℃。這是因為當增大工件進給速度

v

時，每個磨粒的切削厚度均增加，未變形切屑的塑性變形作用增強；同時材料去除率增加，磨削過程中的消耗磨削能增加；此外工件進給速度增加導致磨削弧增長，磨削液冷卻效果弱化。DD5緩進磨削溫度

T

隨磨削深度

a

的變化趨勢如圖12（c）所示，可以看出：隨著磨削深度

a

的增大，磨削溫度不斷地升高，當磨削深度

a

從0.1 mm增大到0.7 mm時，磨削溫度從61.1℃增加到85.2℃，劇增了24.1℃。當緩進磨削深度增大，磨削弧長呈正弦函數在零點附近變化趨勢增長，砂輪—工件接觸面積、參與磨削磨粒數、未變形切屑厚度、切屑變形程度、磨削產生熱量等都相應增大；然而磨削深度增大導致冷卻液難以進入磨削弧，冷卻潤滑效果弱化，從而導致磨削溫度

T

上升。從圖12可以看出：深度

a

的變化對溫度的影響最大，線速度

v

次之，影響最不顯著的是工件進給速度

v

。為避免過高的磨削溫度造成磨削表面燒傷，應該適當降低磨削深度。在磨削深度保持不變或降低的條件下，提高工件進給速度可快速增大單顆磨粒切厚，磨削弧內冷卻狀態較好，此時若能提升磨削弧區磨削熱的疏導能力，避免磨削燒傷風險，可大幅提高材料去除率和磨削效率。基于正交試驗的測量結果，針對磨削溫度測試結果采用回歸分析方法建立緩進磨削參數與磨削熱間的映射模型，如式（2）所示，磨削溫度擬合相關系數為0.945，其擬合結果具有較高可靠性。

3 工藝參數與磨削力熱模型校驗

為校驗緩進磨削工藝參數與磨削力映射模型，在相同的磨削試驗條件下，選取不同材料去除工況對應的磨削工藝參數，每組參數進行一次試驗并測量其磨削力和溫度，比較試驗與映射模型結果如表5所示，切向磨削力最大誤差-7.5%，法向磨削力最大誤差6.2%，磨削力測量結果表明其映射模型精確度較高。磨削溫度最大誤差19.3%，由于磨削弧內溫度測量困難，目前常用半人工熱電偶法，其測量結果容許誤差較大，因此磨削溫度映射模型可靠。

表5 工藝參數與磨削力熱映射模型校驗Table 5 The verification of process parameters and grinding forces-temperature mapping model

4 結 論

（1）DD5緩進磨削深度

a

對磨削力和磨削溫度的影響最顯著，砂輪線速度

v

次之，工件進給速度

v

對其影響最小。（2）隨著砂輪線速度

v

的增大，磨削力呈降低而磨削溫度呈升高趨勢；隨著工件進給速度

v

和磨削深度

a

的增大，磨削力和磨削溫度均呈升高趨勢。

（3）基于正交試驗結果，建立DD5緩進磨削工藝參數與磨削力、溫度的映射模型，并基于試驗驗證模型的準確性，結果表明，切向磨削力最大誤差7.5%，法向磨削力最大誤差6.2%，磨削溫度最大誤差19.3%。