鎳基高溫合金銑削加工的殘余應力研究

（北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京 100191）

鎳基高溫合金在高溫環(huán)境中具有很高的屈服強度，以及良好的抗疲勞、抗氧化、抗輻射、耐腐蝕性能，是航空航天、核能、石油等工業(yè)中必需的關鍵難加工材料[1]。鎳基高溫合金因其高溫強度優(yōu)異、導熱性差、加工硬化現(xiàn)象嚴重等特點，在材料切削加工過程中不僅刀具磨損極為嚴重，而且工件表面質量難以保證[2]。其中，表面殘余應力狀態(tài)是鎳基高溫合金精加工的重要問題之一。通常，殘余應力的產生主要來自于機械應力、熱應力以及相變這3個方面[3]。切削過程中機械應力作用所造成的塑性變形，以及切削刃前方的塑性變形常在工件表面形成殘余拉應力，而刀具后刀面與已加工表面的擠壓和摩擦常形成殘余壓應力；切削時劇烈的塑性變形以及刀具工件間的摩擦，使得切削溫度很高，工件上形成不均勻的溫度分布，產生熱應力，切削后已加工表面層冷卻，表層金屬體積收縮受阻，形成殘余拉應力；切削區(qū)附近的高溫可能導致表層金屬發(fā)生相變，引起體積變化，形成殘余拉應力或壓應力[4-5]。在難加工材料的切削過程中存在嚴重的機械應力和熱應力，當切削條件變化時，加工殘余應力的來源也隨之變化，可能在工件表面形成不同狀態(tài)的殘余應力[6]。加工殘余應力帶來了一系列潛在危險，影響著零件使用過程中的裂紋形成與擴展、疲勞破壞、蠕變破壞及零件壽命等，對零件的安全和性能均具有重要影響[7]。殘余壓應力有助于改善零件的疲勞壽命、蠕變壽命、抵抗裂紋擴展的能力等，而殘余拉應力則與之相反[6]。因而，對于需獲得高可靠性的關鍵結構零部件來說，殘余應力是非常重要的用于評估已加工表面質量的實際參數(shù)，而鎳基高溫合金在航空航天領域的應用正是如此。

關于鎳基高溫合金切削加工殘余應力的研究，主要集中于揭示切削條件與殘余應力之間的關系。在這些研究中，切削條件大致可以分為以下幾類：不同的切削用量、不同的冷卻和潤滑條件、刀具幾何參數(shù)與刀具磨損。Cai等[8]研究表明，當銑削速度從20m/min增加到80m/min時，工件表面的殘余拉應力迅速增大。Arunachalam等[9]發(fā)現(xiàn)，CBN刀具產生的殘余應力對切削速度的變化很敏感，以150～225m/min端面車削鎳基高溫合金Inconel 718后工件表面形成殘余壓應力，而切削速度為300～375m/min時工件表面形成殘余拉應力。Schlauer等[10]用陶瓷刀具以切削速度10m/min、410m/min、810m/min 和進給量 0.01mm/r、0.06mm/r、0.11mm/r正交切削鎳基高溫合金，當切削速度為10m/min、進給量為0.06mm/r時工件表面產生小的殘余壓應力；當切削速度為410m/min、810m/min時，在工件表層存在一個殘余拉應力的薄層，已加工表面上的殘余拉應力最大。工件次表層為殘余壓應力區(qū)域，該殘余壓應力層的厚度數(shù)倍于拉應力層的厚度。Sharman等[11]的鎳基高溫合金Inconel 718車削試驗顯示，隨著進給量增加，表面殘余拉應力增大。Pusavec等[12]研究發(fā)現(xiàn)，與微量潤滑和干切削相比，在低溫冷卻條件下車削鎳基高溫合金Inconel 718時，表面粗糙度下降，殘余壓應力增加，殘余壓應力層也隨之增厚。Devillez等[13]采用涂層硬質合金刀具以切削速度40～80m/min在干切削和添加冷卻液兩種不同條件下車削Inconel 718，結果表明在相同速度下干切削時表面殘余拉應力更大。Aspinwall等[14]研究顯示，順銑Inconel 718時，當?shù)毒吣p時，工件表面殘余拉應力增大，而且隨著刀具磨損量的增加，工件材料殘余應力層變深。Sharman等[11，15]也發(fā)現(xiàn)了類似的規(guī)律，其原因在于刀具磨損后引起塑性變形量的增加以及刀具與工件間相互摩擦過程中的摩擦系數(shù)增大，從而導致溫度升高。

文獻中關于殘余應力的結果常呈現(xiàn)出差異性和多樣性，這些不同的結果可以歸因于試驗中所用的不同的工件材料和刀具材料，不同的刀具幾何參數(shù)，不同的切削條件，以及殘余應力的測量困難。已發(fā)表的鎳基高溫合金殘余應力研究中大部分集中于車削加工，而關于鎳基高溫合金銑削殘余應力的研究較少，鮮有硬質合金刀具與陶瓷刀具在鎳基高溫合金銑削殘余應力上的對比研究。因而，本文主要針對硬質合金與陶瓷這兩類不同刀具，對分別以低速濕式銑削和高速干銑削方式加工鎳基高溫合金GH4169時的已加工表面殘余應力進行研究。

試驗材料及方法

1 工件材料

銑削試驗用工件材料為鎳基高溫合金GH4169方料，其熱處理狀態(tài)為固溶時效，硬度42HRC；工件尺寸為70mm×25mm×35mm；工件材料的化學成分和物理、力學性能分別見表1和表2。

表1 鎳基高溫合金GH4169的化學成分 %

表2 鎳基高溫合金GH4169的物理、力學性能

2 刀具材料

銑削試驗采用兩種硬質合金涂層刀具和兩種陶瓷刀具（圖1）。陶瓷刀具材料為Sialon陶瓷與涂層的Al2O3-SiCw晶須增韌陶瓷，具體見表3。其中硬質合金刀片ASMT11T3 AH725所使用的刀桿型號為EPS11025RSB，ANCX0904 IC830使用的刀桿型號為H490-E90AX-D25，刀盤直徑25mm，主偏角為90°。兩種陶瓷刀片均為圓形，切削刃為負倒棱形式，倒棱寬度為0.1mm，角度20°。陶瓷刀片所使用的刀桿型號為Greenleaf -WSRN-60002.5，刀盤直徑63.5mm，安裝后刀具前角為-6°，后角為6°。所有刀桿對稱安裝兩個刀片，以避免銑削過程的不平衡干擾，每次都使用新的刀位以保持所有試驗的銑削條件基本相同。

圖1 鎳基高溫合金GH4169銑削試驗所用4種刀片F(xiàn)ig.1 Four kinds of cutting tools used in the milling of nickel-based superalloy GH4169

表3 鎳基高溫合金銑削試驗刀具信息

3 銑削條件

鎳基高溫合金GH4169銑削試驗均在DMG-DMC635V立式加工中心上進行（圖2），機床主軸最高轉速為8000r/min，驅動功率為15kW。

兩種硬質合金刀具銑削試驗在澆注切削液的情況下進行，切削液為乳化液，端面銑削方式為順銑。銑削過程中硬質合金刀具銑削過程中的切削參數(shù)范圍詳見表4。兩種陶瓷刀具銑削試驗均在干銑削的條件下進行，逆銑。陶瓷銑削過程中的切削參數(shù)范圍詳見表5。

圖2 DMC635V立式加工中心Fig.2 DMC635V vertical machining center

表4 硬質合金刀具銑削GH4169試驗的切削參數(shù)

表5 陶瓷刀具銑削GH4169試驗的切削參數(shù)

4 殘余應力檢測與分析

采用X射線衍射法測量工件表面殘余應力，所用設備為芬蘭ASTSTRESSTECH公司制造的X射線應力分析儀Xstress3000，以及XTronic殘余應力測量軟件（圖3）。射線的類型為Mn靶Kα射線，30kV（6.6mA），波長為 0.210314nm，米勒指數(shù)為 311，衍射角（Bragg's angle）為152°，測點為直徑3mm圓形光斑。為采集到穩(wěn)定銑削階段的殘余應力結果，且盡量減少刀具磨損的影響，所有測量從距離刀具切入位置25～30mm處開始。

圖3 采用X射線應力分析儀Xstress3000測量殘余應力Fig.3 Measurements of residual stress using X-ray stress analyzer Xstress3000

結果與討論

1 硬質合金刀具銑削殘余應力結果

兩種涂層硬質合金刀具銑削鎳基高溫合金GH4169時，在不同的銑削速度、每齒進給量和軸向切深下工件表面殘余應力的變化分別如圖4～6所示。其中0°方向指工件平面內沿進給方向，90°方向指工件平面內垂直于進給方向。

從圖4～6中可見，垂直于進給方向（含有正負號）殘余應力高于沿進給方向殘余應力，也就是說，垂直于進給方向殘余應力是更小的壓應力或更大的拉應力。而且，兩個相互垂直的方向上所測得的殘余應力值隨著切削參數(shù)變化的趨勢基本一致。與硬質合金刀具IC830相比，硬質合金刀具AH725銑削GH4169過程中傾向于形成更小的殘余拉應力或更大的殘余壓應力。

對兩種刀具在相同每齒進給量（0.06mm/z）、軸向切深（0.6mm），不同銑削速度（30～90m/min）下的殘余應力數(shù)據(jù)（圖4）進行方差分析，結果顯示刀具和銑削速度對表面殘余應力均有顯著影響。由于兩種刀具的前角、后角、切削刃鈍圓半徑等刀具幾何參數(shù)不同，且刀具涂層存在差異，使得銑削過程中的塑性變形和銑削溫度不同，在已加工表面形成的殘余應力也有明顯差別。

當銑削速度提高時，切削溫度隨之升高，由熱應力引起的殘余拉應力隨之增大；同時，切削力在一定范圍內隨著銑削速度的增加而減小，刀具接觸點前方區(qū)域的塑性變形量和塑性變形區(qū)域隨之減小，相應地殘余拉應力減小，殘余應力層深度減薄。表面殘余應力的最終變化取決于上述兩方面影響的程度大小。在已發(fā)表文獻中，有些研究表明切削鎳基高溫合金時，隨著切削速度的增加，表面殘余應力呈現(xiàn)出殘余拉應力增大的發(fā)展趨勢[10]；而有些研究則發(fā)現(xiàn)，隨著切削速度的增加，表面殘余應力呈現(xiàn)出殘余拉應力減小的發(fā)展趨勢[11]。

圖4 硬質合金刀具以不同銑削速度銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.4 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different cutting speeds

圖5 硬質合金刀具以不同每齒進給量銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.5 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different feed per tooth

圖6 硬質合金刀具以不同軸向切深銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.6 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different axial cutting depth

對兩種刀具在相同銑削速度（60m/min）、軸向切深（0.6mm），不同每齒進給量（0.02～0.1mm/z）下的殘余應力數(shù)據(jù)（圖5）進行相關性分析，結果顯示每齒進給量與沿進給方向殘余應力的Pearson相關系數(shù)為0.873，與垂直于進給方向殘余應力的Pearson相關系數(shù)為0.721，呈現(xiàn)出較強的線性相關關系，表面殘余應力傾向于隨著每齒進給量的增加而增加。在每齒進給量增加到0.08mm/z和0.1 mm/z時，沿進給方向和垂直于進給方向殘余應力均轉變?yōu)槔瓚Α＿@與Sharman等[11]研究結果基本一致，即表面殘余拉應力隨著進給量的增加而增大。

進給量增大時，使得切削面積增加，塑性變形區(qū)域和切削力均隨之增大，殘余應力層深度增加；同時，由于切削溫度升高，熱應力引起的殘余拉應力增大，從而工件表面上的殘余應力呈現(xiàn)出傾向于向拉應力發(fā)展的趨勢。

對兩種刀具在相同銑削速度（60m/min）、每齒進給量（0.06mm/z），不同軸向切深（0.2～1.0mm）下的殘余應力數(shù)據(jù)（圖6）進行方差分析，結果顯示刀具種類和軸向切深對殘余應力均無顯著影響，相關分析的結果則顯示刀具種類和軸向切深與殘余應力無線性相關關系。

2 陶瓷刀具銑削殘余應力結果

兩種陶瓷刀具銑削鎳基高溫合金GH4169時，在不同的銑削速度、每齒進給量和軸向切深下工件表面殘余應力的變化分別如圖7（相同每齒進給量0.08mm/z、軸向切深0.6mm，不同銑削速度 300～1100m/min）、圖8 （相同銑削速度700m/min、軸向切深0.6mm，不同每齒進給量0.04～0.12mm/z）、圖9（相同銑削速度700m/min、每齒進給量0.08mm/z，不同軸向切深0.2～1.0mm）所示。采用陶瓷刀具干銑削后工件表面均有很高的殘余拉應力，拉應力范圍為416.7～1738.8MPa。

表6中給出了上述殘余拉應力數(shù)據(jù)的描述性統(tǒng)計量，分別進行Anderson-Darling正態(tài)性檢驗，兩種不同陶瓷刀具的沿進給方向和垂直于進給方向殘余應力均服從正態(tài)分布。Sialon和Al2O3-SiCw陶瓷刀具銑削GH4169時，沿進給方向殘余應力均值分別為959.55MPa和883.77MPa，垂直于進給方向的殘余應力均值分別為1161.0MPa和1268.6MPa，垂直于進給方向殘余拉應力的均值高于沿進給方向殘余拉應力的均值，與硬質合金刀具銑削后兩者之間的分布規(guī)律一致。方差分析的結果顯示，這兩種不同陶瓷刀具對表面殘余應力無顯著影響。

在高速干銑削時，由于無冷卻液，而且銑削速度高，切削溫度非常高，切削區(qū)呈現(xiàn)明顯的紅熱狀態(tài)，使得熱應力所造成的殘余拉應力很大，并起主導作用，因而在工件表面形成很大的殘余拉應力。

與硬質合金刀具濕式銑削GH4169時可在工件表面形成殘余壓應力或者較小殘余拉應力相比較，陶瓷刀具在銑削速度為300～1100m/min、每齒進給量0.04～0.12mm/z、軸向 切 深 0.2～1mm、徑向切寬40mm條件下干銑削鎳基高溫合金GH4169時，不能在工件表面形成殘余壓應力，僅能形成殘余拉應力，所測得的殘余拉應力最小值接近于硬質合金刀具銑削時所測得的殘余拉應力的最大值。若綜合考慮已加工表面殘余應力，以及切削參數(shù)對切削力、切削溫度以及這兩種刀具刀具磨損的影響，則鎳基高溫合金GH4169的精加工更適合采用硬質合金涂層刀具以較低銑削速度30～60m/min、較小每齒進給量0.02～0.06mm/z并澆注切削液充分冷卻，而陶瓷刀具以銑削速度 700～900m/min、每齒進給量0.04～0.1mm/z高速干銑削只適合于GH4169的粗加工。

圖7 陶瓷刀具以不同銑削速度銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.7 Surface residual stress in the milling of GH4169 with ceramic tools at different cutting speeds

圖8 陶瓷刀具以不同每齒進給量銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.8 Surface residual stress in the milling of GH4169 with ceramic tools at different feed per tooth

圖9 陶瓷刀具以不同軸向切深銑削GH4169時的表面殘余應力Fig.9 Surface residual stress in the milling of GH4169 with ceramic tools at different axial cutting depth

結論

（1）采用涂層硬質合金刀具以低速30～90m/min并澆注切削液的條件銑削鎳基高溫合金GH4169時，可在工件表面形成殘余壓應力，垂直于進給方向殘余應力高于沿進給方向殘余應力,且二者隨切削參數(shù)變化的趨勢基本一致。統(tǒng)計分析結果顯示，刀具和銑削速度對表面殘余應力均有顯著影響；每齒進給量與殘余應力呈現(xiàn)出較強的線性相關關系，表面殘余應力總體上隨著每齒進給量的增加而增加；切削深度對表面殘余應力沒有顯著影響。

（2）采用涂層Sialon和Al2O3-SiCw陶瓷刀具以較高銑削速度300～1100m/min干銑削鎳基高溫合金GH4169時，工件表面將形成很大的殘余拉應力。Anderson-Darling正態(tài)性檢驗的結果顯示，兩種不同陶瓷刀具的殘余應力均服從正態(tài)分布，且垂直于進給方向殘余拉應力的均值高于沿進給方向殘余拉應力的均值。

（3）鎳基高溫合金GH4169的精加工更適合采用硬質合金涂層刀具以較低銑削速度30～60m/min、較小每齒進給量0.02～0.06mm/z并澆注切削液充分冷卻，而陶瓷刀具以銑削速度 700～900m/min、每齒進給量0.04～0.1mm/z高速干銑削則只適合于GH4169的粗加工。

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表6 殘余拉應力數(shù)據(jù)的描述性統(tǒng)計量

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