高溫合金高速精銑表面完整性建模及切削參數(shù)優(yōu)化研究

孫 濤 梁 晉 李登萬(wàn) 魏 斌 郭 楠

1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)實(shí)，西安,7100492.四川工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院四川省高溫合金切削工藝技術(shù)工程實(shí)驗(yàn)室，德陽(yáng),618000

高溫合金高速精銑表面完整性建模及切削參數(shù)優(yōu)化研究

孫 濤1,2梁 晉1李登萬(wàn)2魏 斌1郭 楠1

1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)實(shí)，西安,7100492.四川工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院四川省高溫合金切削工藝技術(shù)工程實(shí)驗(yàn)室，德陽(yáng),618000

基于均勻設(shè)計(jì)法設(shè)計(jì)了含定性因素混合水平的高速精銑試驗(yàn)方案，用最優(yōu)回歸子集法建立了切削力、切削溫度、表面完整性的多元二次回歸模型，回歸效果顯著；重點(diǎn)分析了切削條件對(duì)表面完整性的影響規(guī)律；基于回歸模型建立了高溫合金高速精銑切削參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化模型，驗(yàn)證結(jié)果顯示模型具有較高的預(yù)測(cè)精度。研究結(jié)果對(duì)高溫長(zhǎng)壽命工作下的試件表面質(zhì)量控制和切削參數(shù)優(yōu)化具有指導(dǎo)性意義。

高溫合金；高速精銑；表面完整性；參數(shù)優(yōu)化；均勻設(shè)計(jì)

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)是國(guó)家綜合國(guó)力、工業(yè)基礎(chǔ)和科技水平的集中體現(xiàn)，高溫合金是制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱端部件的基本材料[1]，要求高溫合金具有優(yōu)良的高溫強(qiáng)度、熱穩(wěn)定性及抗熱疲勞性能[2-3]。

對(duì)高溫合金切削表面完整性和工藝參數(shù)優(yōu)化的研究一直受到重視。JOSHI等[4]給出了銑削鎳基高溫合金UDIMET720的表層殘余應(yīng)力和表面粗糙度的經(jīng)驗(yàn)公式。SUBHAS等[5]考察了切削速度、進(jìn)給量、切削深度、刀尖半徑和刀具前角等參數(shù)對(duì)銑削IN-718時(shí)的殘余應(yīng)力、刀具壽命、表面粗糙度和尺寸精度的影響，建立了統(tǒng)一的經(jīng)驗(yàn)公式。李波[6]研究了高速銑削鎳基高溫合金GH4169時(shí)，銑削參數(shù)對(duì)表面粗糙度、加工表面硬化與殘余應(yīng)力的影響，并建立了表面粗糙度的指數(shù)形式經(jīng)驗(yàn)公式。LIU等[7]對(duì)TiAlN涂層硬質(zhì)合金刀具高速銑削GH4169高溫合金進(jìn)行研究，建立了以最大材料切除率為優(yōu)化目標(biāo)、表面粗糙度為約束條件的切削參數(shù)優(yōu)化模型，并用改進(jìn)遺傳算法對(duì)模型進(jìn)行了求解，基于優(yōu)化組合切削條件獲得的試件表面滿足了表面粗糙度要求。MAIYAR等[8]基于田口法設(shè)計(jì)了Inconel718的高速端銑試驗(yàn)，建立了考慮切削速度、進(jìn)給速度和切削深度等切削參數(shù)的多重品質(zhì)特性且以表面粗糙度和材料切除率為目標(biāo)的優(yōu)化模型，并用灰關(guān)聯(lián)度來(lái)估算參數(shù)效應(yīng)，用方差分析法確定參數(shù)顯著性，試驗(yàn)結(jié)果表明切削過(guò)程得到了有效改善。

綜上可知，許多學(xué)者已對(duì)多種高溫合金的表面完整性建模及切削參數(shù)優(yōu)化做了大量卓有成效的工作，但主要關(guān)注材料的表面粗糙度、表層加工硬化和表層殘余應(yīng)力等的建模及與此相關(guān)的切削參數(shù)優(yōu)化。高溫合金在切削時(shí)因劇烈的塑性變形和強(qiáng)烈的摩擦?xí)a(chǎn)生大量的切削熱，加之其熱導(dǎo)率很小，極易使狹小切削區(qū)域內(nèi)的切削溫度升高，最高可達(dá)1000 ℃[3]。在高溫條件下，周?chē)諝饨橘|(zhì)中的氮等元素很容易侵入切削界面，與試件材料中的Ti等金屬元素形成氮化物夾雜物。研究表明[9]，這些氮化物夾雜物從兩個(gè)途徑降低材料的抗疲勞性能：一是這些尺寸不大的夾雜物硬而脆，帶有尖銳棱角，在長(zhǎng)期使用中易導(dǎo)致應(yīng)力集中，成為疲勞裂紋源[10-11]；二是易從材料表層開(kāi)始集聚，消耗部分金屬鈦，減少γ′相的含量，減弱組織的穩(wěn)定性，同時(shí)使表層成為裂紋源萌生處[12]。由此，為了保證高溫合金的蠕變、持久及拉伸延伸率等性能，在冶煉或鍛造過(guò)程中，氮的含量應(yīng)控制在0.02%以下[13-16]，但卻很少有研究關(guān)注如何從切削工藝角度降低氮元素含量對(duì)表面質(zhì)量的影響，將高速精銑時(shí)材料表層氮元素含量納入到表面完整性控制指標(biāo)中。

高速銑削是斷續(xù)切削過(guò)程，工件受切削刃周期性沖擊、塑形變形和高溫合金切削時(shí)冷硬現(xiàn)象等多種因素的綜合作用，通過(guò)解析法所建立的表面完整性模型往往與真實(shí)情況有較大差別，很難達(dá)到優(yōu)化切削工藝參數(shù)的目的[17]。由此，本文基于現(xiàn)場(chǎng)的切削試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究切削參數(shù)對(duì)高溫合金高速精銑的影響規(guī)律，建立切削力、切削溫度和表面完整性經(jīng)驗(yàn)回歸模型和高速精銑參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化模型，以期對(duì)高溫長(zhǎng)壽命工作狀態(tài)下的試件材料高速精銑的表面質(zhì)量控制和工藝參數(shù)優(yōu)化選用有所幫助。

1 試驗(yàn)條件與方法

1.1 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)材料為德國(guó)牌號(hào)NiCr16TiAl高溫合金，利用OxfordInstruments公司的Foundry-MasterSmart直讀式光譜儀檢測(cè)該合金的化學(xué)成分，如表1所示。試樣如圖1所示，試驗(yàn)時(shí)沿凸臺(tái)上表面以干式無(wú)冷卻順銑方式銑削。試驗(yàn)刀具選擇德國(guó)WIDIA牌刀片和株洲鉆石牌刀片，刀片代號(hào)分別為XDPT110408(12/16)PDSRMM和APKT11T308(12/16) -PM，如圖2所示；試驗(yàn)所用機(jī)床為大連機(jī)床廠生產(chǎn)的VDL-850D立式加工中心，如圖3所示。

表1 高溫合金NiCr16TiAl的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of NiCr16TiAl superalloy(mass fraction) %

圖1 高速精銑試樣Fig.1 Sample for high-speed milling test

(a)株洲鉆石牌刀桿及銑削可轉(zhuǎn)位刀片

(b)德國(guó)WIDIA牌刀桿及銑削可轉(zhuǎn)位刀片圖2 高速精銑試驗(yàn)刀桿及刀片F(xiàn)ig.2 Toolbar and movable milling blades used for high-speed milling tests

用Kistler9257B三分量測(cè)力儀檢測(cè)切削力，用固定式VH-480HS紅外熱像儀檢測(cè)切削溫度，用SURFCOM 480A粗糙度儀檢測(cè)表面粗糙度，用X-350A型X射線應(yīng)力測(cè)定儀檢測(cè)表層殘余應(yīng)力，用HR-150A手動(dòng)洛氏硬度計(jì)檢測(cè)表層硬度，用ONH836氧氮?dú)浞治鰞x檢測(cè)表層氮元素。試驗(yàn)設(shè)計(jì)與數(shù)據(jù)處理使用均勻設(shè)計(jì)軟件5.0版。

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.3 High-speed milling test site

1.2 試驗(yàn)方法

用均勻設(shè)計(jì)軟件[18]反復(fù)優(yōu)化運(yùn)算，生成中心化偏差最小的含定性因素的均勻混合水平表，如表2所示。精銑試驗(yàn)選定的定量因素有切削速度vc、每齒進(jìn)給量fz、側(cè)吃刀量ae、背吃刀量ap和刀尖半徑rε，定性因素為刀片材料A，A是偽變量，WIDIA刀片用A1(A1=1，A2=0)表示，株洲鉆

石刀片用A2(A1=0，A2=1)表示。切削分力Fx、Fy、Fz方向如圖3所示，取每次試驗(yàn)的最大值，切削力Fr為三分力合力；隨工件進(jìn)給，用紅外熱像儀不間斷記錄切削區(qū)域溫度，取每次試驗(yàn)熱像儀記錄到的最高溫度作為切削溫度t，t值是整個(gè)切削區(qū)域的平均溫度；表面粗糙度Ra、表層殘余應(yīng)力σr和表層硬度HR在走刀結(jié)束后取下工件沿進(jìn)給方向測(cè)量5次取平均值。由于切屑很薄，切屑中氮元素含量理論上和已加工表面的氮元素含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))wN相同,故每次試驗(yàn)完畢后，立即收集產(chǎn)生的切屑分裝在3個(gè)密封袋中再進(jìn)行檢測(cè)，3次分析后取平均值。

表2 高溫合金高速精銑均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)及試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Uniform design test and results of super alloy in high-speed milling

2 建立回歸模型

2.1 多元二次回歸方程

Fr=565.31+1347.43(fz-0.15)+19.57(rε-1.19)+

42140.34(fz-0.15)2-6670.00(fz-0.15)(ap-

0.75)-23.97(ae-7)(rε-1.19)-30.18A1(ae-7)+

1222.18(ap-0.75)(rε-1.19)+987.31A1(ap-0.75)

t=181.88-246.68(fz-0.15)-1.31(ae-7)+

151.70(ap-0.75)+17.52A1-1.08(vc-45)(ae-

7)+14.07(vc-45)(ap-0.75)+10.08(vc-

45)(rε-1.19)+99.43(ae-7)(ap-0.75)+

10.75A1(ae-7)+70.31A1(ap-0.75)

Ra=0.8840+6.8263(fz-0.15)+0.0432(ae-7)-

0.5952(rε-1.19)-0.1200A1-0.0079A1(vc-65)+

0.3132(fz-0.15)(ae-7)-2.4694A2(fz-0.15)

σr=88.2486+11.5664(ae-7)+278.5508(ap-

0.75)-43.1478(rε-1.19)+70.5728A1-

2541.2446(fz-0.15)(ap-0.75)+

612.2189A2(fz-0.15)+13.6144A2(ae-7)-

138.7151(ap-0.75)(rε-1.19)

HR=52.4203-0.6733A1+1.7900(vc-45)(fz-

0.15)-1.2846(ae-7)(ap-0.75)-

2.7694A1(ap-0.75)

wN=0.0729-0.0134A1-0.0184(vc-45)(rε-

1.19)+14.8150(fz-0.15)2+5.0021(fz-

0.15)(ap-0.75)+0.2738A2(fz-0.15)-

0.0161(ae-7)(ap-0.75)-0.3067A1(ap-0.75)

目前反映切削條件與切削力、切削溫度之間關(guān)系最充分且公認(rèn)的是指數(shù)公式[19]，由試驗(yàn)數(shù)據(jù)經(jīng)非線性擬合獲得切削力Fr和切削溫度t的冪函數(shù)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?/p>

切削力Fr和切削溫度t的方差分析F值分別為2.4948和2.5483，說(shuō)明模型可靠性一般；R2值分別為0.6752和0.6799，都小于1，顯著性一般，說(shuō)明該模型在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)預(yù)測(cè)精度不高。

2.2 回歸顯著檢驗(yàn)

對(duì)Fr、t、Ra、σr、HR和wN這6個(gè)因變量的方差分析結(jié)果見(jiàn)表3，可見(jiàn)它們的均方與平方和的殘差都很小。若取顯著水平為α=0.03，查F分布表則有臨界值F0.03(10,1)=672.546。6個(gè)因變量的F值遠(yuǎn)大于672.546，回歸效果非常顯著。除HR的相關(guān)系數(shù)R2=0.9998外，其他因變量的相關(guān)系數(shù)R2均為1，表明6個(gè)因變量與自變量均密切相關(guān)。

表3 方差分析結(jié)果Tab.3 Analysis of variance

3 試驗(yàn)參數(shù)對(duì)高速精銑表面完整性的影響

如圖4所示，fz=0.15 mm,ae=7 mm,ap=0.75 mm,rε=1.2 mm，在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)變化范圍內(nèi)，使用刀片A1切削時(shí)，隨著vc增大，Ra線性減??；使用刀片A2切削時(shí)，隨著vc增大，Ra保持不變。無(wú)論使用刀片A1或A2，隨著vc增大，表層硬度HR都緩慢線性減小，表層氮元素含量wN也都緩慢線性減小，σr為拉應(yīng)力且?guī)缀鯚o(wú)變化，說(shuō)明在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi),vc對(duì)σr影響不顯著，2.1節(jié)中σr的回歸方程可為佐證，另外，說(shuō)明σr變化規(guī)律比較復(fù)雜，建立的回歸模型只在一定范圍內(nèi)適用，這與文獻(xiàn)[20-21]的描述相吻合。

(a)切削速度對(duì)表面粗糙度的影響 (b)切削速度對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響

(c)切削速度對(duì)表層硬度的影響 (d)切削速度對(duì)表層氮元素含量的影響圖4 切削速度對(duì)表面完整性的影響Fig.4 Effect of cutting speed on surface integrity

如圖5所示，vc=45 m/min,ae=7 mm,ap=0.75 mm,rε=1.2 mm，在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)變化范圍內(nèi)，使用刀片A1切削時(shí)，隨著fz增大，σr為拉應(yīng)力且?guī)缀鯚o(wú)變化，表層硬度HR保持不變；使用刀片A2切削時(shí)，隨著fz增大，表面殘余拉應(yīng)力σr線性增大，表層硬度HR線性減小。無(wú)論使用刀片A1或A2，隨著fz增大，Ra都線性增大，表層氮元素含量wN都以二次曲線方式先減小后增大。

(a)每齒進(jìn)給量對(duì)表面粗糙度的影響 (b)每齒進(jìn)給量對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響

(c)每齒進(jìn)給量對(duì)表層硬度的影響 (d)每齒進(jìn)給量對(duì)表層氮元素含量的影響圖5 每齒進(jìn)給量對(duì)表面完整性的影響Fig.5 Effect of feed per tooth on surface integrity

如圖6所示，vc=45 m/min,fz=0.15 mm，ap=0.75 mm,rε=1.2 mm，在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)變化范圍內(nèi)，使用刀片A1切削時(shí)，隨著ae增大，Ra線性增大，表層殘余拉應(yīng)力σr線性增大，表層硬度線HR增大，表層氮元素含量wN保持不變；使用刀片A2切削時(shí)，隨著ae增大，Ra線性增大，σr線性增大且由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，表層硬度HR線性減小，表層氮元素含量wN緩慢線性下降。

(a)側(cè)吃刀量對(duì)表面粗糙度的影響 (b)側(cè)吃刀量對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響

(c)側(cè)吃刀量對(duì)表層硬度的影響 (d)側(cè)吃刀量對(duì)表層氮元素含量的影響圖6 側(cè)吃刀量對(duì)表面完整性的影響Fig.6 Effect of radial cutting depth on surface integrity

(a)背吃刀量對(duì)表面粗糙度的影響(b)背吃刀量對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響

(c)背吃刀量對(duì)表層硬度的影響(d)背吃刀量對(duì)表層氮元素含量的影響圖7 背吃刀量對(duì)表面完整性的影響Fig.7 Effect of axial cutting depth on surface integrity

如圖7所示，vc=45 m/min,fz=0.15 mm,ae=7 mm,rε=1.2 mm，在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)變化范圍內(nèi)，使用刀片A1切削時(shí)，隨著ap增大，Ra保持不變，表面殘余拉應(yīng)力σr線性增大，表層硬度HR和表層氮元素含量wN線性減??；使用刀片A2切削時(shí)，隨著ap增大，Ra緩慢線性增大，表面殘余拉應(yīng)力σr線性增大，表層硬度HR和表層氮元素含量wN保持不變。

如圖8所示，vc=45 m/min,fz=0.15 mm,ae=7 mm,ap=0.75 mm，在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)變化范圍內(nèi)，使用刀片A1或A2切削時(shí)，隨著rε增大，Ra和表面殘余拉應(yīng)力σr都線性減小，表層硬度HR以二次曲線方式先減小后增大，表層氮元素含量wN以二次曲線方式先緩慢下降后緩慢上升。

(a)刀尖半徑對(duì)表面粗糙度的影響(b)刀尖半徑對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響

(c)刀尖半徑對(duì)表層硬度的影響(d)刀尖半徑對(duì)表層氮元素含量的影響圖8 刀尖半徑對(duì)表面完整性的影響Fig.8 Effect of tooth nose radius on surface integrity

綜上可知，刀片材料對(duì)表面完整性各指標(biāo)的影響不完全一致，說(shuō)明了刀具材料與試件材料匹配的重要性；高溫合金表面殘余應(yīng)力主要是拉應(yīng)力，這對(duì)高溫合金在高溫狀態(tài)下長(zhǎng)時(shí)間保持力學(xué)性能是有害的[22]。試驗(yàn)條件的變化會(huì)影響試件材料的塑性變形和切削溫度改變，進(jìn)而導(dǎo)致塑性變形產(chǎn)生的強(qiáng)化效應(yīng)和溫度引起的軟化效應(yīng)相互競(jìng)爭(zhēng)，最終影響高溫合金精銑時(shí)表面完整性指標(biāo)Ra、σr、HR和wN的變化。

4 高速精銑切削參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化

4.1 優(yōu)化變量

將切削速度vc、每齒進(jìn)給量fz、側(cè)吃刀量ae、背吃刀量ap、刀尖半徑rε和刀片材料A作為優(yōu)化變量，6個(gè)優(yōu)化變量可看作6維歐氏空間E6中的一個(gè)點(diǎn)，相應(yīng)優(yōu)化變量可表示為

x=(vc,fz,ae,ap,rε,A)=

(x1,x2,x3,x4,x5,x6)∈E6

4.2 目標(biāo)函數(shù)

選定的高速精銑切削參數(shù)優(yōu)化目標(biāo)有：切削效率S′[18]、切削力Fr、切削溫度t、表面粗糙度Ra、表面殘余應(yīng)力σr、表層硬度HR、表層氮元素含量wN，且可表示如下：

f(x)=(f1(x),f2(x),…，f7(x))T

f1(x)=S′=f1(vc,fz,ae)=4×10-5vcfzae

f2(x)=Fr=f2(vc,fz,ae,ap,rε,A)

f3(x)=t=f3(vc,fz,ae,ap,rε,A)

f4(x)=Ra=f4(vc,fz,ae,ap,rε,A)

f5(x)=σr=f5(vc,fz,ae,ap,rε,A)

f6(x)=HR=f6(vc,fz,ae,ap,rε,A)

f7(x)=wN=f7(vc,fz,ae,ap,rε,A)

4.3 約束函數(shù)

表面粗糙度Ra、表面殘余應(yīng)力σr、表層硬度HR、表層氮元素含量wN通過(guò)確定取值范圍，由目標(biāo)函數(shù)轉(zhuǎn)化為約束函數(shù)，記為

gi(vc,fz,ae,ap,rε,A)=gi(x)≤0

i=1,2,…

則Ra、σr、HR、wN分別表示為g1(x)、g2(x)、g3(x)、g4(x)。

4.4 優(yōu)化數(shù)學(xué)模型

若記：優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)為f(x)=(f1(x),f2(x),f3(x))T，優(yōu)化約束函數(shù)為g(x)=(g1(x),g2(x),g3(x),g4(x))，則約束空間為R={x∈E6|g(x)≤0}。從生產(chǎn)實(shí)際出發(fā)，切削效率S′優(yōu)化目標(biāo)取極大值、切削力Fr和切削溫度t優(yōu)化目標(biāo)取極小值，則高速精銑參數(shù)優(yōu)化模型可表示為

工程實(shí)際中，由工藝技術(shù)要求給定表面粗糙度、表面殘余應(yīng)力、表層硬度和表層氮元素含量取值范圍，即a≤Ra≤b、σr≤c、HR≤d、wN≤e。為便于應(yīng)用，可將模型具體化表示為

min(-kS′+lFr+mT)

a≤Ra≤bσr≤cHR≤dwN≤e

30≤vc≤60 0.1≤fz≤0.2

2≤ae≤12 1.0≤ap≤2.0

0.8≤rε≤1.6

其中，k，l，m為權(quán)系數(shù)，可根據(jù)多個(gè)目標(biāo)綜合優(yōu)化的側(cè)重而確定具體值。

4.5 優(yōu)化模型驗(yàn)證

以圖1中試件為驗(yàn)證件，要求表面粗糙度0.8 μm≤Ra≤1.6 μm，表面殘余應(yīng)力σr≤300 MPa，表層硬度HR≤55HRA，希望切削效率盡可能高。切削過(guò)程中材料表層氮元素含量可接受水平還無(wú)參考資料，綜合考慮，選定表層氮元素含量wN≤0.2%。針對(duì)上述驗(yàn)證要求確定參數(shù)如下：a=0.8，b=1.6，c=300，d=55，e=0.2。

在高速精銑加工中以表面質(zhì)量為先，兼顧切削效率和其他指標(biāo)，通過(guò)調(diào)試三個(gè)權(quán)系數(shù)k、l、m，在均勻設(shè)計(jì)軟件上進(jìn)行優(yōu)化運(yùn)算，三個(gè)權(quán)系數(shù)最終取值為k=0.4，l=0.4，m=0.2。優(yōu)化結(jié)果顯示W(wǎng)IDIA刀片A1和株洲鉆石刀片A2的切削參數(shù)優(yōu)化組合分別為(41.25,0.1188,12,0.5,0.8)和(60,0.1219,12,0.5,0.95)。因刀尖半徑受尺寸系列(rε=0.8,1.2,1.6)限制，需對(duì)刀片A2的刀尖半徑進(jìn)行圓整，然后再做預(yù)測(cè)，其最終優(yōu)化條件為(60,0.1219,12,0.5,0.8)。將最終優(yōu)化切削條件得到的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果列出，如表4所示。

表4 高溫合金精銑參數(shù)優(yōu)化及切削試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果Tab.4 Results of high-speed milling parameter optimization and validation for superalloy

從預(yù)測(cè)結(jié)果看，WIDIA刀片的表面切除率S′=0.002 34m2/min，加工一個(gè)試件需要85s；株洲鉆石刀片的S′=0.005 35m2/min，加工一個(gè)試件需要37s。由表4可發(fā)現(xiàn)，除切削效率外的其他目標(biāo)函數(shù)預(yù)測(cè)值與驗(yàn)證值的相對(duì)誤差都在16%以內(nèi)，說(shuō)明優(yōu)化模型預(yù)測(cè)精度較高；WIDIA刀片的切削力與切削溫度預(yù)測(cè)值偏小，而株洲鉆石刀片的表層硬度和表層氮元素含量預(yù)測(cè)值偏大；表面粗糙度、表面殘余應(yīng)力和表層硬度的驗(yàn)證值都在工藝技術(shù)要求范圍內(nèi)；株洲鉆石刀片切削時(shí)切削力偏大且表層氮元素含量超出工藝技術(shù)要求，可以考慮切削時(shí)加注潤(rùn)滑性能為主的切削液。

5 結(jié)論

(1)基于均勻設(shè)計(jì)法設(shè)計(jì)了含定性因素混合水平的高速精銑試驗(yàn)，并用最優(yōu)回歸子集法建立了各因變量二次回歸模型，回歸效果非常顯著。

(2)在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，刀片材料是影響表面完整性的重要因素，因此選擇刀具材料時(shí)應(yīng)注意與試件材料的匹配性。

(3)在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，試件表面殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，拉應(yīng)力的存在會(huì)降低試件的抗疲勞及抗應(yīng)力腐蝕的性能。

(4)將表層氮元素含量引入表面完整性概念中，并將其作為高速精銑切削參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)。驗(yàn)證結(jié)果顯示優(yōu)化模型的預(yù)測(cè)誤差在16%左右，說(shuō)明優(yōu)化模型具有較高的預(yù)測(cè)精度。

(5)在高溫合金高速精銑試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，如何通過(guò)優(yōu)化工藝條件進(jìn)一步降低表層氮元素含量，尤其是潤(rùn)滑條件的影響值得深入研究。

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(編輯 王旻玥)

Study on Surface Integrity Modeling and Cutting Parameter Optimization of Superalloy inHigh-speed Finish Milling

SUN Tao1,2LIANG Jin1LI Dengwan2WEI Bin1GUO Nan1

1.State Key Laboratory for Manufacturing Systems Engineering,Xi’an Jiaotong University,Xi’an,7100492.Sichuan Province Engineering Laboratory for Superalloy Cutting Technology,Sichuan EngineeringTechnical College,Deyang,Sichuan,618000

A high-speed finish milling experimental program contained qualitative factor hybrid levels was projected by uniform design method. The finish milling multiple quadratic regression model of superalloys was established, and cutting force, cutting temperature and surface integrity were taken as objective functions in it. This model shows a good regression effects. Meanwhile, the influence laws of cutting conditions on the surface integrity were analyzed emphatically. Based on the regression models, a multi-objective optimizing model of high-temperature alloy’s parameters in high-speed finish milling was built, and the test results show a high predictive accuracy. The conclusions provide a directional significance for cutting parameter selections and quality controls of superalloys under a long bearing life at high temperature.

high temperature alloy; high-speed finish milling; surface integrity; parameter optimization; uniform design

2016-10-16

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51421004，51675404)；四川省科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(14ZC2890-1)

TG507.1

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.16.003

孫 濤，男，1982年生。西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生，四川工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)電工程系講師。主要研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)與制造、有限元分析及光學(xué)測(cè)量技術(shù)。E-mail:sunmark2005@163.com。梁 晉，男，1968年生。西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。李登萬(wàn)，男，1964年生。四川工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)電工程系教授級(jí)高級(jí)工程師。魏 斌，男，1986年生。西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。郭 楠，女，1984年生。西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。