江一帆，史靠軍，田 輝，李 亮

（1.南京航空航天大學(xué)，南京 210016;2.中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司，西安 710089）

“一代材料，一代飛機(jī)?！憋w機(jī)的設(shè)計(jì)理念已經(jīng)由單純強(qiáng)調(diào)靜強(qiáng)度逐步發(fā)展到損傷容限設(shè)計(jì)原則，相應(yīng)地，對航空鈦合金材料的要求也提高到具有高比強(qiáng)度、高韌性、優(yōu)異焊接性、低裂紋擴(kuò)展速率、良好疲勞性能等綜合性能[1]。相對于常見的α+β 型鈦合金，亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金比強(qiáng)高、熱處理強(qiáng)化效應(yīng)高、淬透性好并且斷裂韌性優(yōu)良，其優(yōu)異的性能使其在航空零件上的應(yīng)用逐步增加[2–5]。M28 是我國新近試制成功的一種超高強(qiáng)度亞穩(wěn)態(tài)β 鈦合金，室溫下強(qiáng)度接近1500MPa，是制造飛機(jī)起落架、主承力框、接頭、直升機(jī)旋翼槳轂等航空結(jié)構(gòu)件的理想材料。

合適的切削加工工藝是新型超高強(qiáng)度鈦合金成功應(yīng)用的關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一。國內(nèi)外對現(xiàn)有β 類鈦合金的切削加工研究從不同角度表明了β 類鈦合金的加工難度。在20 世紀(jì)70年代Zlatin 等[6]就已經(jīng)發(fā)現(xiàn)，β 類鈦合金是所有鈦合金種類中切削加工難度最大的。Rashid等[7]對不同熱處理狀態(tài)的Ti–25Nb–3Mo–3Zr–2Sn 鈦合金的車削進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)低速車削（vc=50m/min）經(jīng)過“固溶+時(shí)效”處理后的此種鈦合金的切削力遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于車削僅做固溶處理的材料的切削力。Donachie[8]根據(jù)車削試驗(yàn)的結(jié)果，建議在切削時(shí)效處理后的β 鈦合金時(shí)應(yīng)降低切削速度到12～38m/min 的范圍內(nèi)。為了提高Ti–6Cr–5Mo–5V–4Al 鈦合金的切削加工性能，Rashid等[9]嘗試了激光輔助銑削（LAM）的工藝，以額外消耗能量的代價(jià)在一定程度上獲得了銑削力的減小與刀具壽命的延長。Sun 等[10]對比了多種冷卻方式下車削Ti–5Al–5V–5Mo–3Cr 的切削力，發(fā)現(xiàn)液氮冷卻方式下的切削力較其他方式降低了約30%。易湘斌等[11]也研究了不同冷卻潤滑方式對銑削TB–6 鈦合金切削力的影響，發(fā)現(xiàn)相同工藝參數(shù)下應(yīng)用微量潤滑技術(shù)（Minimum quantity lubrication，MQL）后的切削力較干式切削降低約20%。

大進(jìn)給銑削在提高鈦合金類材料的去除效率上有優(yōu)異的表現(xiàn)，已經(jīng)在常見α+β 鈦合金（例如TC4，TC21等）航空零件的制造中得到了廣泛應(yīng)用[12–13]。為了在M28 鈦合金的航空結(jié)構(gòu)件上應(yīng)用大進(jìn)給銑削工藝，需要充分掌握材料特性以及切削參數(shù)對切削力的影響，在相關(guān)知識(shí)的指導(dǎo)下提高對此類難加工材料的加工效率。本文通過對M28 的大進(jìn)給銑削試驗(yàn)，揭示了熱處理對材料切削力的影響以及時(shí)效處理后高強(qiáng)度M28的大進(jìn)給切削力的變化規(guī)律，并對大進(jìn)給銑削M28 與TC4 的切削力進(jìn)行了對比，從而為評估其切削加工性提供參考。

1 試驗(yàn)及方法

1.1 工件材料

M28 其名義成分為Ti–4AI–5Mo–5V–6Cr–1Nb，經(jīng)過時(shí)效處理后其室溫強(qiáng)度接近1350MPa[5]。試驗(yàn)所用M28 鈦合金的材料成分見表1。圖1[1，5]顯示了M28 鈦合金與部分常見α+β 型鈦合金的強(qiáng)度對比，M28 鈦合金出色的材料性能，尤其是強(qiáng)度性能，使其在飛機(jī)起落架、主承力框、接頭與直升機(jī)槳轂等重要結(jié)構(gòu)件上有很好的應(yīng)用前景。

圖1 M28 與常見α+β 型鈦合金的強(qiáng)度對比Fig.1 Strength comparison of M28 and common α+β titanium alloy

表1 試驗(yàn)用M28 鈦合金成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Composition of M28 for experiment (mass fraction) %

1.2 機(jī)床

試驗(yàn)使用的機(jī)床為Mikron UCP710 五坐標(biāo)加工中心，其性能參數(shù)分別為主軸轉(zhuǎn)速1800r/min，功率15kW，最大扭矩87N ·m，最大進(jìn)給速度20m/min，行程（X/Y/Z）700/650/550mm。

1.3 試驗(yàn)

首先進(jìn)行了大進(jìn)給切削與常規(guī)方肩銑的對比試驗(yàn)，考察了切削熱處理后的M28 鈦合金時(shí)兩種加工方式的切削力與刀具磨損情況。方肩銑使用了WK10 菱形刀片（后角15°，刀具的螺旋角90°，主偏角90°），大進(jìn)給銑削則使用了WSM35S 三角形圓弧刃刀片（后角15°），如圖2所示。刀具直徑均為25mm，冷卻條件為切削液外冷。選取了兩種切削方式各自的典型切削參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)，兩者的切削參數(shù)以及相應(yīng)的理論金屬去除率見表2。以后刀面磨損量（VB）達(dá)到0.3mm 作為刀具失效標(biāo)準(zhǔn)。

表2 方肩銑與大進(jìn)給銑削參數(shù)Table 2 Cutting parameters of shoulder milling and high-feed milling

圖2 WK10 刀片與WSM35S 刀片F(xiàn)ig.2 WK10 insert and WSM35S insert

大型航空整體框類零件的工藝流程涉及對“固溶+時(shí)效”處理前后M28 鈦合金的切削加工，因而需要研究分析M28 鈦合金的時(shí)效處理對其切削力的影響。根據(jù)生產(chǎn)實(shí)際，M28 鈦合金零件分為粗加工、半精加工與精加工3 個(gè)主要工序，在粗加工后安排有材料的時(shí)效處理工序。粗加工中主要使用方型大進(jìn)給刀片，半精加工中除了使用方型大進(jìn)給刀片外還使用了三角形圓弧刃大進(jìn)給刀片。

首先進(jìn)行熱處理前后M28鈦合金的切削對比試驗(yàn)，使用方型大進(jìn)給刀片（SDMT09T312–NM），如圖3所示，硬質(zhì)合金牌號為YBS203。刀具直徑25mm，冷卻條件為切削液外冷。在相同速度下，考察兩種熱處理狀態(tài)下的M28 鈦合金的切削力隨每齒進(jìn)給量的變化，試驗(yàn)切削參數(shù)見表3。

表3 熱處理前后M28 切削力試驗(yàn)參數(shù)Table 3 Experimental parameters of M28 cutting force in pre/post heat treatment conditions

圖3 方型大進(jìn)給刀片F(xiàn)ig.3 Square high-feed insert

研究還進(jìn)行了M28 熱處理后與TC4 的切削力對比試驗(yàn)，使用相同的參數(shù)與刀具進(jìn)行大進(jìn)給切削，從而對比兩種材料的切削力。刀片選用WSM35S 三角形圓弧刃刀片，刀具直徑為25mm，冷卻條件為切削液外冷。試驗(yàn)切削參數(shù)見表4。

表4 M28 與TC4 切削力試驗(yàn)的切削參數(shù)Table 4 Cutting parameters of M28 and TC4 cutting force experiment

1.4 測量與檢驗(yàn)

切削力測量系統(tǒng)由Kistler 9625B 型三向壓電式測力儀（具體測量性能見表5）與Kistler 5073A 型電荷放大器以及配套的數(shù)據(jù)處理板卡與DynoWare 測量軟件組成，如圖4所示。測力儀的采樣頻率設(shè)定為5000Hz。Fx的方向與刀具進(jìn)給方向平行，F(xiàn)y的方向與刀具切寬方向平行，F(xiàn)z的方向與主軸軸向平行。本文取穩(wěn)定切削狀態(tài)下各方向切削力峰值的平均值為切削力的數(shù)值。

圖4 切削力測量系統(tǒng)Fig.4 Dynamometer system

表5 Kistler 9625B 測力儀性能Table 5 Performance of Kistler 9625B

觀測刀片的后刀面磨損量使用CXSP–2KCH 型CCD 顯微相機(jī)及其配套測量軟件。

試驗(yàn)還對熱處理前后的M28 鈦合金進(jìn)行了金相觀察。在熱處理前后的同一塊M28 鈦合金鍛件上取樣，試樣經(jīng)過拋磨制備后使用Korll 試劑（HNO3∶HCl∶HF∶H2O = 2.5∶1.5∶1∶95）進(jìn)行腐蝕，觀測金相組織的設(shè)備為KEYENCE 公司VHX–600 超景深三維光學(xué)顯微鏡。

2 結(jié)果與討論

2.1 方肩銑與大進(jìn)給銑削對比試驗(yàn)

常規(guī)方肩銑與大進(jìn)給銑削兩者的切削力對比如圖5所示，可見方肩銑的銑削力的主要分力是切寬方向的Fy，軸向分力Fz最小，而大進(jìn)給銑削的切削力主要分力是主軸方向的Fz。兩種加工方式的刀具磨損情況如圖6所示。在較為保守的切削參數(shù)下（vc=45m/min，fz=0.1mm/z，ap=5mm，ae=1mm），常規(guī)方肩銑的刀具迅速失效，其磨損前的切削行程大約為1m。而大進(jìn)給銑削雖然降低了切深（ap=0.5mm），但在相同的切削速度下可以使用數(shù)倍于常規(guī)方肩銑的每齒進(jìn)給量（fz=0.8 mm/z），從而達(dá)到了約3 倍于方肩銑的金屬去除量。切寬則是根據(jù)兩種刀片的不同結(jié)構(gòu)特點(diǎn)進(jìn)行選擇的。

圖5 方肩銑與大進(jìn)給銑削的切削力Fig.5 Cutting forces of shoulder milling and high-feed milling

圖6 方肩銑與大進(jìn)給銑削的刀具磨損Fig.6 Tool wear of shoulder milling and high-feed milling

大進(jìn)給刀片通常采用小主偏角Kr或圓弧形底刃的外形設(shè)計(jì)從而實(shí)現(xiàn)切屑減薄，如圖7[12]所示，在相同的切深ap與每齒進(jìn)給量fz下，隨著Kr的減小，切屑理論橫截面積的厚度將隨之減小[12]，對直邊刀片即有h=sin（Kr）×fz?？梢姼〉牡毒逰r能在保持切削厚度的條件下應(yīng)用更大的每齒進(jìn)給量從而提高加工效率。圓弧底刃大進(jìn)給刀片在其切削區(qū)橫截面上的切屑厚度h逐步變化[13]，其切削橫截面SA1A2C2C1如圖8所示。

圖7 大進(jìn)給刀片的主偏角Fig.7 Kr of high-feed insert

圖8 圓弧底刃最大橫截面Fig.8 Cross section of circular edge

因而可得

不難得出

可以發(fā)現(xiàn)，圓弧底刃大進(jìn)給刀片的最大切削橫截面積由每齒進(jìn)給量fz以及切深ap決定，且與其圓弧半徑無關(guān)，當(dāng)切深一定時(shí)，最大切削橫截面積即正比于每齒進(jìn)給量。通常切削力的大小受到切削橫截面積的影響[14–15]，這也在切削力與每齒進(jìn)給量之間近似線性的變化關(guān)系中得以體現(xiàn)?？梢园l(fā)現(xiàn)，大進(jìn)給銑削通過減小刀具的主偏角，在維持切削橫截面積不變的同時(shí)，達(dá)到了減薄切屑厚度的效果，因而在控制切深（通常不超過1mm）的同時(shí)應(yīng)該適當(dāng)增大每齒進(jìn)給量，從而保證刀具能夠切入工件而不因切削截面的厚度過小發(fā)生劃擦。較小的主偏角能夠更多地引導(dǎo)切削力向軸向傳遞，如圖9所示，這一點(diǎn)在試驗(yàn)的切削力結(jié)果中也得到了較為充分的體現(xiàn)。

圖9 主偏角對軸向切削力的影響Fig.9 Effect of Kr on axial cutting force

這里需要指出的是，由于兩種刀片的材質(zhì)不同，結(jié)構(gòu)不同，切削參數(shù)不同，因而無法就此認(rèn)為大進(jìn)給切削相對方肩銑方式有更長的刀具壽命，但通過對比試驗(yàn)較好地展現(xiàn)了兩種不同銑削方式的參數(shù)選用特點(diǎn)與典型參數(shù)下刀具失效前的材料去除量對比。顯然大進(jìn)給銑削方式在材料去除率與刀具失效前的材料去除量上表現(xiàn)相對更好。由于方肩銑的切寬方向分力Fy最大，那么運(yùn)用這方式加工側(cè)壁時(shí)就需要注意刀具發(fā)生讓刀的可能，對機(jī)床主軸與刀柄的剛度提出了較高的要求。出于刀具結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，方肩銑依然可以用于M28 等難加工材料零件的側(cè)壁結(jié)構(gòu)，如在精加工中可以盡可能地利用其切深但減少切寬與每齒進(jìn)給量。而在粗加工與半精加工中更適宜運(yùn)用大進(jìn)給銑削，從而發(fā)揮其材料去除率高的特點(diǎn)。同時(shí)，由于大進(jìn)給切削的軸向切削分力占比最大，更多的切削力沿主軸的軸向傳遞，從而降低了振動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)，尤其是在進(jìn)行大懸伸銑削時(shí)，其加工穩(wěn)定性要優(yōu)于側(cè)刃銑削方式[12]，因此在加工M28 等難加工材料時(shí)對機(jī)床的剛度的要求也更低。

2.2 熱處理對材料切削力的影響

圖10 對比了相同參數(shù)下大進(jìn)給銑削熱處理前后M28 鈦合金的三向切削力。材料的熱處理狀態(tài)對進(jìn)給方向切削分力Fx與切寬方向切削分力Fy的影響并不顯著。Fx與Fy兩者在材料熱處理前后的變化量在5%～6%范圍內(nèi)。材料熱處理狀態(tài)對軸向切削分力Fz的影響更為明顯，材料熱處理后的Fz相比熱處理前的增大了10%～15%。這一現(xiàn)象與大進(jìn)給銑削工藝的特點(diǎn)也較為吻合，即切削力可以更多地沿軸向傳遞[12]。在每齒進(jìn)給量較?。╢z=0.4mm/z，fz=0.6mm/z）的情況下，材料熱處理前后的切削分力Fx與Fy非常接近，這可能是由于較小的每齒進(jìn)給量會(huì)使切屑厚度進(jìn)一步減薄，更薄的切屑在更容易受切削熱的作用而發(fā)生材料軟化，從而在一定程度上抵消了熱處理帶來的強(qiáng)化效應(yīng)。

圖10 M28 熱處理前后三向切削力對比Fig.10 Comparison of three dimensional cutting forces before and after heat treatment of M28

經(jīng)過拋磨與腐蝕，可以觀察到“固溶+時(shí)效”處理前后的M28 鈦合金金相組織，如圖11 所示。

M28 的金相組織以等軸β 晶粒為主，而且其β 晶粒的尺寸普遍在300～500μm 之間，甚至可以用肉眼分辨。如圖11（b）所示，經(jīng)過“固溶+時(shí)效”處理后，M28 的金相組織中粗大的β 晶粒依然留存，在β 相組織中可以發(fā)現(xiàn)分布細(xì)密的針狀組織，即析出α 相。由于亞穩(wěn)態(tài)β鈦合金中經(jīng)過固溶處理后能保留完全的β 相組織，時(shí)效處理時(shí)在β 相組織中析出的細(xì)小、彌散的次生α 相有顯著的強(qiáng)化效果[2]，此外材料中含有的能強(qiáng)化α 相的合金元素（例如Al），也可以在固溶處理中提高針狀α 相的強(qiáng)度[1]。因而熱處理后的M28 鈦合金的強(qiáng)度將得到進(jìn)一步提升。

圖11 M28 熱處理前后金相組織Fig.11 Metallographic structure of M28 before and after heat treatment

2.3 大進(jìn)給銑削M28 的切削力

大進(jìn)給切削工藝的特點(diǎn)在于小切深與大進(jìn)給量的結(jié)合，實(shí)際生產(chǎn)中切深與切寬的選用則主要取決于刀具結(jié)構(gòu)與機(jī)床主軸功率，因此試驗(yàn)主要考察切削速度與每齒進(jìn)給量對M28 鈦合金大進(jìn)給銑削力的影響。工件材料為經(jīng)過“固溶+時(shí)效”處理的M28 鈦合金。

大進(jìn)給銑削M28 鈦合金時(shí)，進(jìn)給方向分力Fx隨切削速度vc的增長而平穩(wěn)增長，切寬方向Fy對切削速度vc的變化并不敏感，在切削速度增大的過程中僅有小幅增長，F(xiàn)z在切削速度20～40m/min 的區(qū)間內(nèi)增幅較小，當(dāng)切削速度超過40m/min 后隨切削速度的增長較為迅速，如圖12（a）所示。

鈦合金是一種典型的應(yīng)變率敏感材料，切削過程中隨著塑性變形的進(jìn)行，應(yīng)變率硬化效應(yīng)、應(yīng)變硬化效應(yīng)在增強(qiáng)變形應(yīng)力的同時(shí)，作為其副產(chǎn)品的由塑性功轉(zhuǎn)化而來的熱量又能使流變應(yīng)力減小，即熱軟化效應(yīng)，不同機(jī)制間的相互競爭的最終結(jié)果在宏觀上即表現(xiàn)為切削速度對切削力的影響[16]。由于在大進(jìn)給銑削較低的切削速度范圍內(nèi)，切削速度的增加導(dǎo)致了應(yīng)變率的升高，但由此引發(fā)的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)并沒有達(dá)到觸發(fā)熱塑性失穩(wěn)的強(qiáng)度，總體上應(yīng)變率硬化與應(yīng)變硬化占據(jù)主導(dǎo)地位。切削速度超過40m/min 后切削力的快速增長可能是由于切削速度的增加進(jìn)一步加劇了材料在高頻沖擊下的應(yīng)變率強(qiáng)化與應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)，因而宏觀上切削力伴隨著切削速度的增加而快速上升。

M28 的各向切削分力隨每齒進(jìn)給量fz的增加，均呈現(xiàn)出近似線性的關(guān)系，如圖12（b）所示。進(jìn)給分力Fx隨每齒進(jìn)給量的增長速度在三者中相對較快，當(dāng)每齒進(jìn)給量超過0.8mm/z 后，軸向分力Fz對每齒進(jìn)給量的增長相對變快，而切寬方向分力Fy隨每齒進(jìn)給量的增長則相對較為平緩。

圖12 切削速度和每齒進(jìn)給量對M28 切削力的影響Fig.12 Effect of cutting velocity and feed per tooth on M28 cutting force

由于M28 鈦合金是一種新近投入應(yīng)用的材料，為了直觀展現(xiàn)其熱處理后的材料強(qiáng)度，便于對實(shí)際生產(chǎn)中切削工藝的調(diào)整進(jìn)行指導(dǎo)，本文還開展了TC4 與M28兩種鈦合金的大進(jìn)給銑削對比試驗(yàn)。試驗(yàn)使用了相同的刀具與加工參數(shù)，兩種鈦合金材料的切削力對比如圖13 所示。M28 鈦合金進(jìn)給方向切削力Fy與軸向切削力Fz可以達(dá)到銑削TC4 鈦合金時(shí)的2～3 倍，這與其金相組織中富含的粗大β 相有關(guān)。β 相能提高材料的剪切強(qiáng)度[17]，因而切削區(qū)域中發(fā)生塑性變形需要的應(yīng)力也更大?！肮倘?時(shí)效”處理后析出的彌散α 相對材料的強(qiáng)化效果顯著，而切削加工通常會(huì)使析出的α 相分布更為均勻，進(jìn)一步強(qiáng)化時(shí)效效應(yīng)[2]。此外，粗大晶粒間啟動(dòng)塑性滑移所需要的能量更多[18]，這使得經(jīng)過熱處理后的M28 鈦合金的切削力遠(yuǎn)高于作為參照的TC4鈦合金的切削力。而M28 鈦合金切寬方向切削力Fy相對銑削TC4 鈦合金的切寬方向切削力更小，約為其50%～60%，這可能是由于M28 鈦合金相對TC4 有更高的材料彈性模量，切削過程中已加工表面的回彈相比切削TC4 鈦合金有所減小，所以對刀具切寬方向的作用力相對更小。

圖13 M28 與TC4 切削力對比Fig.13 Cutting force comparison between M28 and TC4

3 結(jié)論

本文對“固溶+時(shí)效”處理前后的M28 鈦合金進(jìn)行了金相組織觀察分析與大進(jìn)給切削試驗(yàn)，通過對熱處理后的M28 鈦合金大進(jìn)給銑削試驗(yàn)，研究分析了切削速度與每齒進(jìn)給量對切削力的影響，并對比了相同參數(shù)下大進(jìn)給銑削TC4 鈦合金與M28 的切削力。通過上述研究可以得出以下結(jié)論：

（1）針對M28 鈦合金的加工，大進(jìn)給銑削方式在典型參數(shù)下相對方肩銑方式有較好的材料去除能力。典型參數(shù)下大進(jìn)給銑削的材料去除率以及刀具失效前的材料去除量都優(yōu)于方肩銑。大進(jìn)給刀片較小的主偏角使其切削力主要沿主軸的軸向傳導(dǎo)。

（2）熱處理對M28 鈦合金大進(jìn)給銑削在主軸方向的分力Fz的影響較為顯著，銑削熱處理后材料的Fz較之熱處理前材料的Fz增加了10%～15%。切削力的增大與“固溶+時(shí)效”熱處理對M28 鈦合金的強(qiáng)化作用有關(guān)。

（3）切削速度對M28 鈦合金的大進(jìn)給銑削力有一定的影響，當(dāng)切削速度超過40m/min 后，軸向切削力Fz隨切削速度增加的幅度增大。

（4）大進(jìn)給銑削時(shí)，增加Fz能夠增加切削截面積，從而使得切削力與每齒進(jìn)給量fz間呈現(xiàn)近似線性的關(guān)系。

（5）熱處理后M28 鈦合金有很高的切削力，其加工難度遠(yuǎn)大于TC4。相同參數(shù)下大進(jìn)給銑削熱處理后的M28 鈦合金，進(jìn)給方向切削力Fy與軸向切削力Fz為銑削TC4 鈦合金時(shí)的2～3 倍，而切寬方向切削力Fy則約為銑削TC4 鈦合金時(shí)的50%～60%。

（6）對M28 鈦合金，尤其是“固溶+時(shí)效”處理后的M28 鈦合金，由于大進(jìn)給銑削工藝能將切削力更多地沿主軸方向分解傳導(dǎo)，在一定程度上有助于充分利用機(jī)床剛度，減少加工時(shí)大切削力對工藝系統(tǒng)的沖擊。但應(yīng)用時(shí)應(yīng)該嚴(yán)格控制切削速度，在機(jī)床剛性允許的情況下適當(dāng)提高每齒進(jìn)給量。而切深與切寬的用量應(yīng)該統(tǒng)籌考慮機(jī)床所能提供的扭矩與機(jī)床剛度。