高速切向車銑對18CrNiMo7-6鋼表面完整性的影響

王棟 林洪旭 趙靜雯 喬瑞勇 張君宇 趙睿

摘要：為提高18CrNiMo7-6齒輪鋼的抗疲勞性能，進行了高速切向車銑試驗。結(jié)果表明：高速切向車銑可獲得接近于磨削的三維表面粗糙度Sa，工件轉(zhuǎn)速nw和銑刀轉(zhuǎn)速nc對Sa的影響較為顯著，且Sa隨著nc的增大而減小，隨nw的增大而增大；高速切向車銑（逆銑）已加工表面均為殘余壓應(yīng)力，nc及軸向進給量fa對表面殘余應(yīng)力有顯著影響；隨著nc的增大，軸向殘余應(yīng)力σx和切向殘余應(yīng)力σy均呈先增大后減小的趨勢，隨著fa的增大，σx和σy顯著減小；最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)于已加工表面，且在距已加工表面40～60 μm之內(nèi)逐漸減小，之后趨于穩(wěn)定；軸向進給量fa對表面完整性綜合影響最大，隨著fa的增大，表面質(zhì)量迅速變差。在高速切向車銑正交試驗條件下，得到的最優(yōu)試驗參數(shù)組合為：nc=6500 r/min，nw=75 r/min，fa=0.02 mm/r，徑向切深ap=0.1 mm。在最優(yōu)參數(shù)切削條件下，Sa為0.30 μm，σx為-400.5 MPa，σy為-415.9 MPa，殘余應(yīng)力影響層深度為60 μm。高速切向車銑獲得的表面完整性優(yōu)于傳統(tǒng)車削，該切削方法可為外圓表面的加工提供一種更好的加工方式。

關(guān)鍵詞：18CrNiMo7-6鋼；高速切向車銑；表面粗糙度；殘余應(yīng)力；傳統(tǒng)車削

中圖分類號：TG659

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.07.007

Effects of High Speed Tangential Turn-milling on Surface Integrity of

18CrNiMo7-6 Steels

WANG Dong1，2 LIN Hongxu1 ZHAO Jingwen2 QIAO Ruiyong2 ZHANG Junyu2 ZHAO Rui2

1.Henan Province Industrial Technology Academy of Resources and Materials，Zhengzhou University，

Zhengzhou，450001

2.School of Mechanical and Power Engineering，Zhengzhou University，Zhengzhou，450001

Abstract： In order to improve the anti-fatigue performance of 18CrNiMo7-6 gear steel， high-speed tangential turn-milling experiments were conducted. Results show that with high-speed tangential turn-milling， the three-dimensional surface roughness value Sa are close to those with grinding. The influences of workpiece rotating speed nw and milling cutter rotating speed nc on Sa are significant. The Sa decreases with the increase of nc， and increases with the increase of nw. There are residual compressive stresses on the machined surfaces of high-speed tangential turn-milling（up milling）. The nc and axial feed fa have significant effects on surface residual stress. With the increase of nc， the axial residual stress σx and the tangential residual stress σy show the trends of increasing at first and then decreasing， and with the increase of fa， σx and σy decrease significantly. The maximum residual stress appears on the machined surfaces， decreases gradually within 40～60 μm thickness from the machined surface and then stabilizes. The fa has the greatest overall impact on the surface integrity and the surface integrity deteriorate rapidly with the increase of fa. Under the orthogonal test conditions of high-speed tangential turn-milling， the optimal test parameter combination obtained is as nc=6500 r/min， nw=75 r/min， fa=0.02 mm/r， radial depth of cut ap=0.1 mm. Under the conditions of optimal cutting parameters， the Sa is as 0.30 μm， σx is as -400.5 MPa， σy is as -415.9 MPa， and the depth of residual stress affected layer is as 60 μm. The surface integrity with high-speed tangential turn-milling is better than that with conventional turning. The cutting method herein provides a better machining method for machining external cylindrical surfaces.

Key words： 18CrNiMo7-6 steel; high-speed tangential turn-milling; surface roughness; residual stress; conventional turning

0 引言

隨著航空航天產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展，關(guān)鍵零件疲勞壽命的研究已成為一個熱點問題，中國航發(fā)北京航空材料研究院趙振業(yè)院士提出“無應(yīng)力集中”抗疲勞概念，并大力倡導(dǎo)第三代先進制造技術(shù)——抗疲勞制造［1］。通過控制關(guān)鍵零件表面變質(zhì)層的表面完整性，可以顯著提高其抗疲勞性能。影響疲勞壽命的三個主要參數(shù)是表面粗糙度、紋理度和殘余應(yīng)力，它們綜合作用在關(guān)鍵零件的疲勞性能上［2］。在交變載荷作用下，零件的表面缺陷非常容易引起應(yīng)力集中，導(dǎo)致疲勞裂紋的萌生，從而導(dǎo)致疲勞失效。若刀痕方向與應(yīng)力方向垂直，疲勞強度就會明顯降低。表面殘余壓應(yīng)力會部分抵消加工過程中由于加載而產(chǎn)生的拉應(yīng)力，延緩了疲勞裂紋的萌生和擴展速率，增大關(guān)鍵零件的疲勞強度。而表面裂紋的萌生和擴展很多時候與拉應(yīng)力有關(guān)，若機械零件表面存在殘余拉應(yīng)力，則會對疲勞性能產(chǎn)生不利影響［3-4］。

車銑加工是利用銑刀旋轉(zhuǎn)和工件旋轉(zhuǎn)的合成運動來完成圓柱面的切削，使工件在形狀精度、尺寸精度、位置精度、表面質(zhì)量層面達到要求［5］。車銑主要分成軸向車銑、正交車銑及切向車銑［6］。高速車銑和高速切削加工技術(shù)一樣，都具有低熱應(yīng)力、低切削力和高表面質(zhì)量的優(yōu)點［7］。

近年來，國內(nèi)外研究者對車銑加工表面完整性進行了研究。姜增輝等［8］對鋁合金切向車銑的表面形貌及粗糙度進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)表面粗糙度隨工件轉(zhuǎn)速和軸向進給量的增大而增大，且工件轉(zhuǎn)速不僅可以改變紋理方向也可改變紋理的間距。SAVAS等［9］對中碳鋼進行切向車銑研究，發(fā)現(xiàn)切向車銑可獲得與磨削相近的粗糙度，在加工回轉(zhuǎn)體時甚至可取代磨削，實現(xiàn)零件的精加工。RATNAM等［10］對含鉛鋼進行正交車銑和切向車銑試驗，并對其結(jié)果進行方差分析，研究結(jié)果表明，進給速度和刀具轉(zhuǎn)速對表面粗糙度有決定性影響，切向車銑可獲得比正交車銑更低的粗糙度。CHEN［11］通過車銑研究發(fā)現(xiàn)，切削速度和切削力是影響機械加工中表面質(zhì)量的兩個主要因素，切削刃的旋轉(zhuǎn)運動可將熱量從切削區(qū)傳遞出去，導(dǎo)致切削溫度的降低，并且回轉(zhuǎn)刀具的切削力也比固定刀具的切削力低。BERENJI等［12］對AISI316不銹鋼進行了傳統(tǒng)車削與車銑的對比試驗，發(fā)現(xiàn)軸向車銑及正交車銑均獲得比傳統(tǒng)車削更好的表面質(zhì)量、更長的刀具壽命、更低的加工成本。CHOUDHURY等［13］對中碳鋼進行正交車銑和傳統(tǒng)車削的對比試驗，發(fā)現(xiàn)在相同的材料去除率條件下正交車銑的表面粗糙度是車削的表面粗糙度1/10，正交車銑產(chǎn)生的切屑比車削產(chǎn)生的切屑要小得多。徐驏等［14］研究了正交車銑對鋁合金表面層殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明在實際生產(chǎn)中想要獲得對工件疲勞性能有利的殘余壓應(yīng)力，應(yīng)當(dāng)采用較高的切削速度進行車銑加工。

目前，國內(nèi)外關(guān)于切向車銑加工對表面完整性及疲勞壽命的影響方面的研究較少，而高速切向車銑不僅可以獲得較低的表面粗糙度，且可以在工件表面生成軸向的加工紋理，由于此紋理方向平行于旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞應(yīng)力方向，故對旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞壽命的提升有積極作用［3-4］。

1 試驗

1.1 試驗理論分析

1.1.1 試驗基本參數(shù)

高速切向車銑加工原理如圖1所示，刀具與工件垂直且相切，依靠銑刀旋轉(zhuǎn)與工件旋轉(zhuǎn)的復(fù)合運動完成外圓表面加工，且只有螺旋圓周刃參與切削，端面刃不參與切削［8］。

高速切向車銑理論研究中，銑刀線速度決定了高速切向車銑的切削速度［15］。切削速度

vc=2πRnc（1）

式中，nc為銑刀轉(zhuǎn)速；vc為切削速度；R為銑刀半徑。

進給速度vf主要由軸向進給速度vfa及切向進給速度vft兩部分組成：

式中，Rw為工件半徑;ap為徑向切深。

切向進給速度取決于工件轉(zhuǎn)速nw，軸向進給速度取決于軸向進給量fa和工件轉(zhuǎn)速nw，軸向進給量fa即工件旋轉(zhuǎn)一周銑刀沿工件軸向移動的距離。

高速切向車銑過程中，銑刀沿工件軸向進給以及工件旋轉(zhuǎn)的同時又會造成一種結(jié)果，即螺旋角β的出現(xiàn)，β大小由切向進給速度及軸向進給速度決定，若切向進給速度遠大于軸向進給速度，則β角很大，反之亦然，可表示為

式中，z為銑刀齒數(shù)，本文選用z=4;λ為銑刀轉(zhuǎn)速與工件轉(zhuǎn)速之比;θ為銑刀每轉(zhuǎn)過一齒，工件轉(zhuǎn)過的角度。

高速切向車銑每齒進給量fz是車銑加工中特有的一個切削參數(shù)，它所表達的含義與平面銑削中的每齒進給量類似［8］。通過進給速度vf可得到銑刀每齒進給量：

因此，可求得高速切向車銑材料去除率（MRR）：

式中，rMRR為材料去除率;ae為切削寬度。

傳統(tǒng)車削材料去除率計算公式如下：

rMRR=vfa′p（10）

式中，v為切削速度；f為進給速度；a′p為背吃刀量。

1.1.2 高速切向車銑殘留面積高度計算模型

切削加工的表面粗糙度值由切削殘留面積的高度決定，殘留面積高度越大，表面粗糙度越大［3］。高速切向車銑理論粗糙度的計算方法可參考傳統(tǒng)車削理論粗糙度的計算方法進行計算分析。在圖2中，表面殘留面積高度H可表示為

H=R－lAB（11）

在直角三角形OAB中，根據(jù)勾股定理求得AB的長度

因此，高速切向車銑表面殘留面積高度

式中，f0為銑刀相鄰兩齒切削軸向距離。

由式（14）可知，切向車銑殘留面積高度主要受銑刀轉(zhuǎn)速、工件轉(zhuǎn)速、銑刀半徑、刀具齒數(shù)、軸向進給量的影響。在實際切削加工中，應(yīng)當(dāng)采用較小的軸向進給量以及較大的轉(zhuǎn)速比進行切削，以獲得較小的表面粗糙度。

1.2 試驗材料及試驗設(shè)備

1.2.1 試驗材料

試驗材料為18CrNiMo7-6鋼，18CrNiMo7-6是一種優(yōu)質(zhì)合金鋼，它是歐洲鋼鐵標準化委員會制定的EN10084標準中的牌號，對應(yīng)的國標牌號為17Cr2Ni2Mo，其力學(xué)性能如表1所示。該材料具有較高的屈服強度、較好的耐沖擊韌性等優(yōu)良性能。

1.2.2 試驗設(shè)備

高速切向車銑18CrNiMo7-6鋼試驗由VMP-45A立式加工中心配合自行設(shè)計的夾具完成。夾具體通過T型螺栓固定安裝在加工中心的工作臺上，并對其進行調(diào)整，試驗裝置如圖3所示。傳統(tǒng)車削在CAK4085數(shù)控車床上進行。機床、夾具及刀具主要技術(shù)參數(shù)如表2所示。

1.3 試驗方案

1.3.1 切向車銑試驗方案

根據(jù)現(xiàn)有的車銑理論研究，影響高速切向車銑表面完整性的主要因素為銑削方式（順銑和逆銑）、銑刀轉(zhuǎn)速nc、工件轉(zhuǎn)速nw、軸向進給量fa、徑向切深ap及銑刀直徑d。

通過高速切向車銑的預(yù)試驗研究發(fā)現(xiàn)，在切削速度vc=204 m/min，nw=75 r/min，fa=0.02 mm/r，ap=0.3 mm的試驗條件下，刀具直徑d為8、10、12 mm時的表面完整性測試結(jié)果如表3所示，在刀具直徑為10 mm時的表面完整性較優(yōu)。由切向車銑表面粗糙度理論分析可知，表面粗糙度隨著銑刀直徑的增大呈現(xiàn)出減小的趨勢，然而在試驗條件下，采用直徑為12 mm的銑刀切削后的試樣已加工表面呈現(xiàn)出明顯刀痕，即在實際加工過程中并非銑刀直徑越大越好。本文采用刀具直徑為10 mm的銑刀進行后續(xù)高速切向車銑試驗研究。Sa為三維表面粗糙度，σx為軸向殘余應(yīng)力，σy為切向殘余應(yīng)力，其具體檢測方法見1.4節(jié)。

采用L16（44）正交試驗方案進行18CrNiMo7-6鋼高速切向車銑表面完整性試驗，以nc、nw、fa、ap為試驗因素，各因素分別選取4個水平，正交試驗因素水平表見表4。試驗中所選擇的各因素水平均在安全范圍之內(nèi)。試驗刀具為硬質(zhì)合金涂層（TiAlN）刀具，直徑為10 mm。測試試樣直徑為16 mm，每組試驗參數(shù)加工長度為20 mm。試樣一端由動力頭配合彈簧夾頭夾緊，另一端由后頂尖支撐，采用水劑切削液進行冷卻。

為探究銑削方式（順銑、逆銑）對殘余應(yīng)力的影響，在正交試驗設(shè)計表中選擇部分切削條件進行探究，在試驗組號為9、10、11、12的切削條件下，分別進行順銑、逆銑試驗，表面完整性測試結(jié)果如表5所示。由表5知逆銑不僅可獲得較小的表面粗糙度，而且可獲得較大的殘余壓應(yīng)力，即逆銑所獲得的表面完整性優(yōu)于順銑。這是因為，順銑主要受工件溫度較高引起的熱塑性變形的影響，導(dǎo)致順銑時的拉應(yīng)力值高于逆銑時的拉應(yīng)力，且逆銑消除了絲杠和軸承間隙對切削的影響，使得切削過程比較平穩(wěn)，塑性變形較小從而使表面粗糙度減?。?6］。故本文切向車銑試驗均采用逆銑加工方式。

1.3.2 高速切向車銑與傳統(tǒng)車削表面完整性對比試驗方案

保證高速切向車銑和傳統(tǒng)車削材料去除率相同的條件下，參考相關(guān)文獻［12，17-18］設(shè)計表6所示的高速切向車銑與傳統(tǒng)車削對比試驗參數(shù)，此對比試驗包括試樣的粗加工、半精加工和精加工，三種加工工序分別單獨進行。該研究目的是驗證高速切向車銑在外圓表面加工中的優(yōu)越性。

1.4 表面完整性測量

為精確測量切向車銑及車削后工件表面的三維形貌特征，本文使用Bruker公司研發(fā)的NPFLEX3D表面形貌測量系統(tǒng)對工件表面進行測量，依次測量3個點的三維粗糙度，取平均值作為測量值，以保證測量結(jié)果的準確性。對試驗后工件表面及表層的殘余應(yīng)力的測量使用Proto LDR標準型高速X射線殘余應(yīng)力分析儀進行檢測。在試件已加工面上，隨機選取3個點，測量沿軸向進給方向的殘余應(yīng)力σx、切向進給方向的殘余應(yīng)力σy，分別求取平均值。為了研究高速切向車銑試樣表層殘余應(yīng)力場分布狀態(tài)，通常需要結(jié)合剝離法，將樣品分層拋光，逐層檢測，應(yīng)用的電拋光機是Proto8818-V3，拋光試驗以NaCl飽和溶液為電解液，對試樣的表層進行電解拋光。

2 試驗結(jié)果

2.1 高速切向車銑表面完整性試驗結(jié)果

通過改變不同的切削參數(shù)，完成16組切向車銑試驗，試驗參數(shù)及表面完整性結(jié)果見表7，試驗條件下試樣已加工表面徑向圓跳動分布于8～40 μm之間。

2.1.1 高速切向車銑對三維表面粗糙度的影響

圖4為高速切向車銑nc=6500 r/min，nw=75 r/min，fa=0.02 mm/r，ap=0.1 mm切削條件下的三維形貌，由圖知高速切向車銑后加工表面紋理為軸向紋理，軸向即圖1中的X軸方向。三維形貌圖中紅色部分為由加工引起的殘留面積高度，與X軸的夾角即螺旋角β。

在正交試驗獲得16組三維表面粗糙度的基礎(chǔ)上，采用多元線性回歸的方法，建立高速切向車銑表面粗糙度經(jīng)驗?zāi)Ｐ?，并對其進行顯著性檢驗。以銑刀轉(zhuǎn)速nc、工件轉(zhuǎn)速nw、軸向進給量fa、徑向切深ap為自變量，以三維表面粗糙度Sa為因變量建立高速切向車銑三維表面粗糙度經(jīng)驗?zāi)Ｐ停?/p>

利用MATLAB進行多元線性回歸分析求得回歸系數(shù)b0、b1、b2、b3、b4，得到表面粗糙度預(yù)測模型：

Sa=7.28n－0.4511cn0.5115wf0.2121aa0.1379p（16）

置信區(qū)間為95%，R2為0.91，F(xiàn)檢驗P值為1×10－5，P1×10－3，因此擬合具有較高可信度。

各高速切向車銑加工參數(shù)對三維表面粗糙度Sa的影響規(guī)律如圖5所示。隨著nc的增大，Sa迅速減小，究其原因，一方面是隨著nc的增大，銑刀和工件的轉(zhuǎn)速比λ增大，由高速切向車銑粗糙度理論分析得知已加工表面殘留面積高度減小，Sa減?。涣硪环矫媸请S著nc的增大，λ增大，銑刀每齒進給量fz減小，切削力也隨之減小，因此系統(tǒng)的振動減小，切削過程趨于平穩(wěn)，Sa減小。隨著nw的增大，Sa迅速增大，究其原因，一方面是隨著nw增大，λ減小，由高速切向車銑粗糙度理論分析得知殘留面積高度增大，因此Sa增大；另一方面是隨著nw的增大，vft增大，繼而fz增大，導(dǎo)致銑削力也增大，系統(tǒng)的振動增大，Sa增大。隨著fa的增大，Sa逐漸增大，究其原因，隨著fa的增大，vfa增大，繼而fz增大，導(dǎo)致切削力也隨之增大，因此系統(tǒng)的振動增大，表面粗糙度Sa增大。隨著ap的增大，Sa呈緩慢增大趨勢，其原因是ap的增大直接引起切削力的增大，系統(tǒng)振動增大，從而使Sa增大。

2.1.2 高速切向車銑對表面殘余應(yīng)力的影響

試驗條件下，試樣已加工表面均獲得殘余壓應(yīng)力。各切削參數(shù)對σx和σy的影響規(guī)律如圖6所示。

隨著nc的增大，試樣表面殘余壓應(yīng)力σx和σy均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，究其原因，隨著nc的增大，雖然切削力減小，切削溫度升高，但單位時間內(nèi)刀具切削刃的碾壓、摩擦力作用加劇，使得塑性變形造成的表面殘余壓應(yīng)力增大，但是隨著nc的進一步增大，切削溫度繼續(xù)升高，熱載荷的軟化作用削弱了塑性變形對殘余應(yīng)力的影響，因此呈現(xiàn)殘余壓應(yīng)力減小的趨勢。隨著nw的增大，試樣表面殘余壓應(yīng)力σx和σy總體呈現(xiàn)減小的趨勢，這是因為隨著nw的增大，vft增大，繼而使fz增大，導(dǎo)致切削熱逐漸增加，由熱載荷引起的熱軟化作用削弱了由切削力產(chǎn)生的塑性變形的影響，因此殘余壓應(yīng)力總體呈現(xiàn)減小的趨勢。隨著fa的增大，試樣表面殘余應(yīng)力σx和σy均呈現(xiàn)減小的趨勢，原因是隨著fa的增大，vfa增大，fz增大，導(dǎo)致切削熱逐漸增加，由熱載荷引起的熱軟化作用削弱了由切削力產(chǎn)生的塑性變形的影響，因此殘余壓應(yīng)力總體呈現(xiàn)減小的趨勢。隨著ap的增大，試樣表面殘余壓應(yīng)力σx和σy逐漸減小，究其原因，隨著ap的增大，切削區(qū)的切削溫度增大，由熱載荷引起的熱軟化作用削弱了由切削力產(chǎn)生的塑性變形的影響，因此殘余壓應(yīng)力總體呈減小的趨勢。

2.1.3 切向車銑表層殘余應(yīng)力分析

選擇表面殘余壓應(yīng)力值較大的第1、10、11、12組試樣進行殘余應(yīng)力拋層試驗，探究高速切向車銑表層殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，試驗結(jié)果如圖7～圖10所示，由圖可知，最大殘余壓應(yīng)力均出現(xiàn)于已加工表面，表層均呈現(xiàn)殘余壓應(yīng)力或較小的殘余拉應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力在與已加工表面距離40～60 μm之內(nèi)逐漸減小，之后趨于穩(wěn)定。

2.1.4 高速切向車銑參數(shù)優(yōu)化

基于本文研究結(jié)果，對加工工藝參數(shù)進行優(yōu)化，采用加權(quán)評分法對試驗數(shù)據(jù)進行分析，首先根據(jù)下式對表7中的三維表面粗糙度Sa和殘余應(yīng)力σx、σy進行極差歸一化處理：

式中，YSij為Sa指標測量值；RSij為Sa極差值；Y′Sij為Sa極差歸一化值;Yσij為σx和σy指標測量值；Rσij為σx和σy極差值；Y′σij為σx、σy極差歸一化值。

參考文獻［3，19］，由于三維表面粗糙度Sa及表面殘余應(yīng)力σx對于旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞壽命有顯著影響，因此給出高速切向車銑表面完整性中的三維表面粗糙度Sa和表面殘余應(yīng)力σx、σy所占權(quán)重分別為0.4、0.4、0.2，即W1=W2=0.4W3=0.2。根據(jù)下式求得各組試樣表面完整性加權(quán)綜合值：

式中，Zi為表面完整性加權(quán)綜合值;Wi為各指標權(quán)重;Y′ij為表面完整性各指標極差歸一化值。

計算得到表面完整性極差歸一化值和加權(quán)綜合值見表8。

通過對表面完整性加權(quán)綜合值進行極差分析得到各因素水平表面完整性加權(quán)綜合值的均值，如表9所示，由表可知，對高速切向車銑表面完整性影響最大的切削參數(shù)為fa，nc次之，再次為ap，nw對表面完整性影響較小。

在高速切向車銑正交試驗條件下，得到的最優(yōu)試驗參數(shù)組合為：nc=6500 r/min，nw=75 r/min，fa=0.02 mm/r，ap=0.1 mm。在最優(yōu)參數(shù)切削條件下，σx為-400.5 MPa，σy為-415.9 MPa，已加工表面Sa為0.3 μm，表面三維形貌如圖11所示，表層殘余應(yīng)力分布如圖12所示。

2.2 高速切向車銑與傳統(tǒng)車削表面完整性對比

按照表6確定的試驗參數(shù)分別進行高速切向車銑和傳統(tǒng)車削對比試驗，三維表面粗糙度及表面殘余應(yīng)力結(jié)果對比如圖13、圖14所示。

由圖14可知，高速切向車銑的精加工、半精加工及粗加工獲得的表面粗糙度值均分別小于傳統(tǒng)車削精加工、半精加工及粗加工所獲得的表面粗糙度。高速切向車銑精加工時，三維表面粗糙度Sa為0.46 μm，約是傳統(tǒng)車削精加工Sa=1.45 μm的1/3，高速切向車銑半精加工時，三維表面粗糙度Sa為0.65 μm，約是傳統(tǒng)車削半精加工Sa=2.93 μm的1/5，高速切向車銑粗加工時，三維表面粗糙度Sa為1.15 μm，約是傳統(tǒng)車削粗加工Sa=4.8 μm的1/4。

由圖14可知，試樣經(jīng)高速切向車銑精加工、半精加工和粗加工后，已加工表面σx和σy均為-200 MPa至-400 MPa的殘余壓應(yīng)力。而經(jīng)傳統(tǒng)車削半精加工和精加工后，已加工表面的σx均為較小的殘余壓應(yīng)力或殘余拉應(yīng)力，σy為200 MPa至300 MPa的殘余拉應(yīng)力。經(jīng)傳統(tǒng)車削粗加工后，已加工表面σx為-223.2 MPa的殘余壓應(yīng)力，而σy為183.8 MPa的殘余拉應(yīng)力。

高速切向車銑與傳統(tǒng)車削表面完整性對比試驗研究中，高速切向車銑無論是粗加工、半精加工還是精加工均獲得比傳統(tǒng)車削更小的表面粗糙度值，且獲得的已加工表面均為殘余壓應(yīng)力。這是由于，在高速切向車銑加工過程中切削刃的旋轉(zhuǎn)運動可將熱量從切削區(qū)傳遞出去，導(dǎo)致切削溫度的降低，因此削弱了熱載荷對殘余壓應(yīng)力形成過程的影響，并且回轉(zhuǎn)的刀具切削力也比固定刀具的切削力低，這使得切削過程更加平穩(wěn)。

3 結(jié)論

（1）經(jīng)過高速切向車銑的18CrNiMo7-6合金鋼已加工表面均呈現(xiàn)出軸向紋理，且可獲得接近于磨削的三維表面粗糙度Sa值，工件轉(zhuǎn)速nw及銑刀轉(zhuǎn)速nc對Sa的影響最為顯著，且Sa隨著nc的增大而減小，隨nw的增大而增大。

（2）高速切向車銑已加工表面均為殘余壓應(yīng)力，銑刀轉(zhuǎn)速nc及軸向進給量fa對表面殘余應(yīng)力有顯著影響。隨著nc的增大，軸向殘余應(yīng)力σx和切向殘余應(yīng)力σy均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，隨著fa的增大，σx和σy值顯著降低。軸向進給量fa對表面完整性綜合影響最大，隨著fa的增大，表面質(zhì)量迅速變差。

（3）高速切向車銑最大殘余壓應(yīng)力均出現(xiàn)于已加工表面，表層均呈現(xiàn)殘余壓應(yīng)力或較小的殘余拉應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力在與已加工表面40～60 μm距離之內(nèi)逐漸減小，之后趨于穩(wěn)定或接近于0。

（4）在高速切向車銑正交試驗條件下，得到的最優(yōu)參數(shù)組合為：銑刀轉(zhuǎn)速6500 r/min，工件轉(zhuǎn)速75 r/min，軸向進給量0.02 mm/r，徑向切削深度0.1 mm。最優(yōu)參數(shù)切削條件下，σx為-400.5 MPa，σy為-415.9 MPa，已加工表面三維表面粗糙度Sa為0.30 μm，殘余應(yīng)力影響層深度為60 μm。

（5）通過表面完整性對比試驗驗證了高速切向車銑比傳統(tǒng)切削在外圓表面加工中更有優(yōu)勢。

參考文獻：

［1］ 趙振業(yè). 高強度合金應(yīng)用與抗疲勞制造技術(shù)［J］. 航空制造技術(shù)， 2007（10）：30-33.

ZHAO Zhenye. Application of High Strength Alloy and Anti-fatigue Manufacture［J］. Aeronautical Manufacturing Technology， 2007（10）：30-33.

［2］ 高玉魁， 趙振業(yè). 齒輪的表面完整性與抗疲勞制造技術(shù)的發(fā)展趨勢［J］. 金屬熱處理， 2014， 39（4）：1-6.

GAO Yukui，ZHAO Zhenye. Development Trend of Surface Integrity and Anti-fatigue Manufacture of Gears［J］. Heat Treatment of Metals， 2014， 39（4）：1-6.

［3］ 盧秉恒. 機械制造技術(shù)基礎(chǔ)［M］. 北京：機械工業(yè)出版社， 2007.

LU Bingheng. Technical Foundation of Mechanical Manufacturing［M］. Beijing：China Machine Press， 2007.

［4］ 王棟， 律譜， 陳真真. 三維表面粗糙度對18CrNiMo7-6鋼旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞壽命的影響［J］. 表面技術(shù)， 2019， 48（11）：283-289.

WANG Dong， LYU Pu， CHEN Zhenzhen. Effect of Three-dimensional Surface Roughness on Rotating Bending Fatigue Life of 18CrNiMo7-6 Steel［J］. Surface Technology ， 2019， 48（11）：283-289.

［5］ 姜增輝， 賈春德. 車銑原理［M］. 北京：國防工業(yè)出版社， 2003.

JIANG Zenghui， JIA Chunde. Turn-milling Principle［M］. Beijing：National Defense Industry Press， 2003.

［6］ 孫濤， 秦錄芳， 傅玉燦， 等. 車銑加工技術(shù)研究現(xiàn)狀及展望［J］. 機床與液壓， 2019， 47（20）：170-176.

SUN Tao， QIN Lufang， FU Yucan， et al. Research Status and Prospect of Turn-milling Technology［J］. Machine Tool and Hydraulics， 2019， 47（20） ：170-176.

［7］ SHIMANUKI K， HOSOKAWA A， KOYANO T， et al. Studies on High-efficiency and High-precision Orthogonal Turn-milling — the effects of Relative Cutting Speed and Tool Axis Offset on Tool Flank Temperature［J］. Precision Engineering， 2020， 66：180-187.

［8］ 姜增輝， 段宗玉， 楊大衛(wèi). 切向車銑鋁合金回轉(zhuǎn)體工件表面形貌的試驗研究［J］. 制造技術(shù)與機床， 2010（2）：35-36.

JIANG Zenghui， DUAN Zongyu， YANG Dawei. Experimental Research on the Surface Topography of the Aluminium Alloy Rotary Workpiece Machining by the Tangential Turn-milling［J］. Manufacturing Technology and Machine Tool， 2010（2）：35-36.

［9］ SAVAS V， OZAY C， Analysis of the Surface Roughness of Tangential Turn-milling for Machining with End Milling Cutter［J］. Journal of Materials Processing Technology， 2007， 186（1/3）：279-283.

［10］ RATNAM C， VIKRAM K A， BEN B S， et al. Process Monitoring and Effects of Process Parameters on Responses in Turn-milling Operations Based on SN Ratio and ANOVA［J］. Measurement， 2016， 94：221-232.

［11］ CHEN P. Cutting Temperature and Forces in Machining of High-performance Materials with Self-propelled Rotary Tool［J］. JSME International Journal. Ser. 3， Vibration， Control Engineering， Engineering for Industry， 1992， 35（1）：180-185.

［12］ BERENJI K R， KARA M E， BUDAK E. Investigating High Productivity Conditions for Turn-milling in Comparison to Conventional Turning［J］. Procedia CIRP， 2018， 77：259-262.

［13］ CHOUDHURY S K， MANGRULKAR K S. Investigation of Orthogonal Turn-milling for the Machining of Rotationally Symmetrical Work Pieces［J］. Journal of Materials Processing Technology， 2000， 99（1/3）：120-128.

［14］ 徐驏， 金成哲. 車銑加工表面殘余應(yīng)力的研究［J］. 制造技術(shù)與機床， 2008（1）：80-82.

XU Chan， JIN Chengzhe. Study on Residual Surface Stress by Turn-milling［J］. Manufacturing Technology and Machine Tool， 2008（1）：80-82.

［15］ KARAGUZEL U， BAKKAL M， BUDAK E. Process Modeling of Turn-milling Using Analytical Approach［J］. Procedia CIRP， 2012， 4（11）：131-139.

［16］ 嚴櫻子， 李蓓智， 楊建國，等. 銑削方式對殘余應(yīng)力影響的仿真及試驗研究［J］. 現(xiàn)代制造工程， 2016（8）：1-6.

YAN Yingzi， LI Beizhi， YANG Jianguo， et al. Simulation and Experimental Research on Residual Stress under Different Milling Method［J］. Modern Manufacturing Engineering， 2016（8）：1-6.

［17］ 楊大衛(wèi). 切向車銑運動建模及理論表面粗糙度的研究［D］. 沈陽：沈陽理工大學(xué)， 2010.

YANG Dawei. Research on Motion Modeling and Theorical Surface Roughness of Tangential Turn-milling［D］. Shenyang：Shenyang Ligong University， 2010.

［18］ 尹成湖， 周湛學(xué). 機械加工工藝簡明速查手冊［M］. 北京：化學(xué)工業(yè)出版社， 2016.

YIN Chenghu， ZHOU Zhanxue. Concise Quick Reference Manual of Machining Process［M］. Beijing：Chemical Industry Press， 2016.

［19］ 高玉魁. 表面完整性理論與應(yīng)用［M］. 北京：化學(xué)工業(yè)出版社， 2014.

GAO Yukui. Surface Integrity Theory and Application［M］. Beijing：Chemical Industry Press， 2014.