鈦合金TA7銑削加工特性研究

何紹川,李 晗,安慶龍,陳 明

(1.中國航發貴州黎陽航空動力有限公司,貴陽 550014;2.上海交通大學機械與動力工程學院,上海 200240)

0 引言

鈦及鈦合金具有諸多優異的物理化學性能,被廣泛應用于一些重要的工程領域。相比于α相的多晶純鈦,α相鈦合金由于合金元素原子的固溶強化而表現出更高的強度,TA7鈦合金(Ti-5Al-2.5Sn合金)是最為常見、使用最為廣泛的α鈦合金之一[1-3]。由于TA7鈦合金在高溫下具有良好的熱穩定性,抗氧化性,延展性和斷裂韌性和無磁性,因此在航空、航天、艦船、低溫工程等領域具有廣闊前景。然而,由于其加工過程中切削溫度高、加工硬化嚴重、變形系數小、刀具易磨損等特點,使其成為了典型的難加工材料[4-6]。

目前,對TA7鈦合金的研究主要聚焦于熱處理工藝、溫度、拉伸載荷等參數對其微觀組織和力學性能的影響。張斌等[7-8]研究了TA7鈦合金拉伸和壓縮時的力學行為及顯微結構,結果表明TA7鈦合金的力學行為表現出了顯著的拉壓不對稱性,拉伸屈服應力和應變硬化分別低于壓縮屈服應力和應變硬化。TA7鈦合金的拉壓不對稱性在高應變率下更加顯著,而溫度對拉壓不對稱性并沒有明顯影響。劉志丹[9]對比分析了TA7、TB2和TC4鈦合金的低溫準靜態拉伸行為和低溫下的變形組織及斷裂特征。結果表明,隨溫度下降,TA7、TB2和TC4合金的抗拉和屈服強度明顯上升。隨應變速率提高,TA7、TB2和TC4合金的室溫及低溫強度增高,而延伸率下降。DU等[10]通過高溫單軸拉伸試驗研究了TA7鈦合金的拉伸行為。結果表明,在870 ℃時,最大伸長率為199.8%。880 ℃和900 ℃的TA7鈦合金接縫的抗剪強度分別為568.4 MPa和569.1 MPa。LI等[11]采用電子束焊接(EBW)方法對不同類型鈦合金TC4/TA7進行了焊接,并對其顯微組織和焊接接頭的力學性能進行了系統研究。結果表明,在不同區域焊接接頭有明顯差異。熔合區(FZ)主要由為α′馬氏體。TC4的熱影響區由馬氏體、塊狀α相、原始α相和β相組成。TA7熱影響區由少量馬氏體、塊狀α相和原始α組成。拉伸斷裂形貌主要表現為韌性斷裂。SUN等[12]采用商業純鈦和金屬Ti-5Al-2.5Sn鈦在293 K和77 K溫度下進行了對稱推拉疲勞試驗。通過透射電鏡對其微觀結構進行了研究,純鈦在77 K時比293 K時具有更高的強度和延展性,低周疲勞壽命更長。Ti-5Al-2.5Sn合金在293 K時發生循環軟化。純鈦和Ti-5Al-2.5Sn鈦合金的變形中均以滑移為主。在293 K循環變形時,Ti-5Al-2.5Sn合金發生滑移和孿生。

然而,目前關于TA7鈦合金的銑削特性的研究鮮有報道。本文通過開展鈦合金TA7銑削實驗,研究切削參數對TAT切削特性的影響規律?；贛INITAB分別建立切削力、表面粗糙度與切削參數的回歸模型,并分析切削力、表面粗糙度、殘余應力與切削參數的響應關系。揭示切削參數對切削力時域和頻域信號、已加工表面形貌與殘余應力影響規律。該研究可為TA7鈦合金在航空航天零部件的切削加工參數選擇及其應用提供一定的理論參考。

1 材料表征與銑削實驗

1.1 工件材料

工件材料為鈦合金TA7,其化學成分組成如表1所示。為分析TA7的微觀組織。采用腐蝕劑采用2%氫氟酸+10%硝酸+88%水,腐蝕時間為50 s。得到如圖1所示的金相組織。TA7合金主要由α相組成。此外,鈦合金TA7的晶體結構采用X射線衍射儀進行測定,得到了TA7鈦合金的XRD衍射圖譜,如圖2所示。

(a) 200倍(b) 1000倍

圖2 鈦合金TA7的XRD晶體結構

表1 TA7鈦合金的化學成分

材料毛坯為不規則圓弧狀,橫截面尺寸為60 mm(長)×20 mm(寬)的長方形。為便于測力設備裝夾,根據直線輪廓邊長,采用線切割加工成兩種類型的長方塊,60 mm(長)×40 mm(寬)×20 mm(厚度)。TA7銑削加工采用4刃TiAlN系耐熱涂層硬質合金立銑刀,刀具規格為D12*R0.5*26*L75。

1.2 銑削實驗

為研究切削參數對TA7切削特性的影響。設計三因素三水平正交實驗,如表2所示。其中,切削寬度為1 mm,每次走刀長度為55 mm。銑削實驗在DMU70V高速加工中心進行,采用側銑,順銑加工,每組切削參數的每次走刀長度為55 mm,走刀4次。如圖3所示。銑削過程中,采用壓力傳感器(Kistler 9272)和多通道電荷放大器(Kistler 5070A)以及數據采集系統對切削力分量進行在線監測?；贙istler加速度傳感器對切削過程中的振動進行檢測和采集切削順序從切削深度最大的開始,即1.5 mm,1.0 mm,到0.5 mm。銑削完成后保留每組切削參數加工面,然后離線分析每組參數的已加工表面粗糙度/形貌和殘余應力分布。

圖3 TA7銑削實驗現場

表2 三因素三水平正交實驗

表3為正交實驗的切削力和表面粗糙度結果。其中切削力為平均切削合力(切向力、徑向力和軸向力的合力)。切削力信號為軸向分力(Fxi)、徑向分力(Fyi)和切向分力(Fzi)。則平均切削合力可由式(1)確定:

表3 正交實驗切削力和表面粗糙度結果

(1)

此外,已加工表面粗糙度和表面形貌采用激光共聚焦顯微鏡(Keyence,VK-X3000)進行檢測,輪廓曲線的算術平均高度Ra的計算方法可由式(2)確定:

(2)

2 實驗結果討論與分析

2.1 切削力信號分析

為探究切削參數(vc,fz,ap)跟切削力F的關系,分析切削參數對切削力的影響,建立如下的預測模型:

(3)

對式(3)兩端取對數lg,采用MINITAB軟件進行回歸建模,再通過轉換得到:

(4)

圖4是采用MINITAB軟件對切削合力F與切削參數(vc,fz,ap)的響應關系進行分析。圖4a是切削力F與切削速度vc、每齒進給量fz的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,切削力F與切削速度vc、每齒進給量fz的響應關系呈現“波峰波谷”特征,這是切削速度和進給量綜合作用導致。由等值線圖可知,切削力小于20 N的vc和fz組合范圍是:vc=30～70 m/min,fz=0.02～0.03 mm/z。圖4b是切削力F與切削深度ap、切削速度vc的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,切削力F與切削深度ap、切削速度vc的響應關系呈現“波峰波谷”特征。由等值線圖可知,切削力小于20 N的vc和ap組合范圍是:vc=30～60 m/min,ap=0.4～0.8 mm。圖4c是切削力F與切削深度ap、每齒進給量fz的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,切削力F與切削深度ap、每齒進給量fz的響應關系呈現“波峰波谷”特征。由等值線圖可知,切削力小于20 N的fz和ap組合范圍是:fz=0.02～0.03 mm/z,ap=0.4～0.9 mm。

(a) vc=30～70 m/min,fz=0.02～0.03 mm/z

銑削過程可分為穩態和非穩態過程,穩態銑削時切削力信號由機床主軸轉動頻率SF、刀具走刀頻率TPF及其倍頻組成。主軸轉動頻率和刀具走刀頻率可表示為:

(5)

式中:N是主軸轉速,z是銑刀齒數。

根據式(5)、刀具和切削參數可以計算得到主軸轉動頻率SF和刀具走刀頻率TPF:刀具直徑D=12 mm,刀具齒數z=4。對于切削速度為vc=30 m/min,即主軸轉速為N=796 r/min,有SF=13.27 Hz,TPF=53.08 Hz。對于切削速度為vc=60 m/min,即主軸轉速為N=1592 r/min,有SF=26.54 Hz,TPF=106.16 Hz。對于切削速度為vc=90 m/min,即主軸轉速為N=2388 r/min,有SF=39.81 Hz,TPF=159.24 Hz。圖5和圖6為正交實驗切削力結果的時域和頻域信號圖。圖5為正交實驗切削合力時域信號圖譜。對于切削速度為vc=30 m/min (圖5a～圖5c),周期T=0.07 s,選擇2個周期的時域信號呈現在圖中,分析發現,其有著相同變化趨勢,隨著進給和切深加大,力信號幅值增加(圖5a～圖5c對應序號1～3)。對于切削速度為vc=60 m/min(圖5d～圖5f),周期為T=0.035 s,選擇5個周期的時域信號呈現在圖中。分析發現,進給量和切削深度交互作用導致力信號差異性變化(圖5d～圖5f對應序號4～6)。切削速度為vc=90 m/min(圖5g～圖5i),周期為T=0.025 s,選擇8個周期的時域信號呈現在圖中。對比低速(vc=30 m/min)分析發現,切削速度提升3倍導致力信號幅值增加(圖5d～圖5f對應序號4～6)。

(a) 序號1 (b) 序號2

(a) 序號1 (b) 序號2

2.2 切削振動信號分析

正交實驗過程中,基于加速度傳感器采集了沿刀具進給速度(X)和切削速度(Y)方向的振動信號幅值隨時間變化。此外,基于傅里葉變換(FFT)得到了切削振動頻域信號的幅值隨頻率的變化。圖7～圖10是沿刀具進給速度(X)和切削速度(Y)方向的振動信號的時域和頻域信號圖譜。由圖可知,對于切削速度為vc=30 m/min(圖7a～圖7c),分析發現,其有著相同變化趨勢,隨著進給和切深加大,振動信號幅值增加(圖7a～圖7c對應序號1～3)。對于切削速度為vc=60 m/min(圖7d～圖7f),分析發現,進給量和切削深度交互作用導致力信號差異性變化(圖7d～圖7f對應序號4～6)。切削速度為vc=90 m/min(圖7g～圖7i),對比低速(vc=30 m/min)分析發現,切削速度提升導致振動幅值增加,同時進給量和切削深度交互作用導致振動信號差異性變化(圖7d～圖7f對應序號4～6)。此外,相同條件下,沿進給速度方向的切削振動較切削速度方向劇烈。

(a) 序號1 (b) 序號2

(a) 序號1 (b) 序號2

(a) 序號1 (b) 序號2

(a) 序號1 (b) 序號2

2.3 已加工表面形貌與殘余應力分析

為探究切削參數(vc,fz,ap)與表面粗糙度Ra的關系,建立如下的預測模型:

(6)

對式(6)兩端取對數lg,采用MINITAB軟件進行線性回歸建模,得到回歸方程,然后通過轉換得到:

(7)

圖11是采用MINITAB對表面粗糙度Ra和切削參數(vc,fz,ap)的響應關系進行分析:圖11a是表面粗糙度Ra與切削速度vc、每齒進給量fz的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,表面粗糙度Ra與切削速度vc、每齒進給量fz的響應關系呈現“波峰波谷”特征。由等值線圖可知,表面粗糙度Ra小于0.3 μm的vc和fz組合范圍是vc=40～50 m/min,fz=0.02～0.03 mm/z。圖11b是表面粗糙度Ra與切削深度ap、切削速度vc的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,表面粗糙度Ra與切削深度ap、切削速度vc的響應關系呈現“波峰波谷”特征。由等值線圖可知,表面粗糙度Ra小于0.3 μm的vc和ap組合范圍是vc=40～60 m/min,ap=0.4～0.7 mm。圖11c是表面粗糙度Ra與切削深度ap、每齒進給量fz的響應曲面圖和等值線圖。由曲面圖可知,表面粗糙度Ra與切削深度ap、每齒進給量fz的響應關系呈現“遞增”特征,是切削深度和每齒進給量綜合作用導致。由等值線圖可知,表面粗糙度Ra小于0.3 μm的fz和ap組合范圍是fz=0.02～0.05 mm/z,ap=0.4～0.7 mm。

(a) vc=40～50 m/min,fz=0.02～0.03 mm/z

圖12～圖14是采用激光共聚焦顯微鏡測量得到的正交實驗已加工表面二維、三維及剖面輪廓圖。由圖可知,在已加工表面出現明顯劃痕,這是刀具的進給紋路,根據前文的表面粗糙度的正交實驗分析,隨著每齒進給量的增加,表面粗糙度值增大,劃痕明顯。

(a) 序號1 (b) 序號2 (c) 序號3

(a) 序號1 (b) 序號2 (c) 序號3

(a) 序號1(b) 序號2

工件已加工表面的殘余應力(切削速度方向和進給速度方向)采用μ-X360s殘余應力分析儀進行測量。圖15是正交實驗的沿切削速度和進給速度方向的殘余應力。由圖可知,切削速度和進給速度方向的殘余應力與切削參數的變化呈現各向異性變化。殘余應力各向異性變化可歸結于機械載荷和熱載荷交替主導作用。通常來說,熱載荷占主導效應導致拉應力增加,機械擠壓占主導作用則導致壓應力增加。

圖15 正交實驗已加工表面殘余應力分析

3 結論

通過設計三因素三水平正交實驗,研究了不同切削參數下的紅色涂層刀具銑削加工TA7的切削力和振動信號、已加工表面形貌、殘余應力?；贛INITAB分別建立了切削力、表面粗糙度與切削參數的回歸模型,并分析了切削力、表面粗糙度、殘余應力與切削參數的響應關系。主要結論如下:

(1)基于MINITAB的切削力方差分析及傅里葉變換的切削力頻域研究。采用MINITAB單因素方差分析了切削速度、每齒進給量和切削深度對切削合力的影響,得到了切削參數對切削合力的影響主效應和交互作用規律。

(2)基于激光共聚焦顯微鏡的已加工表面形貌和粗糙度分析。采用MINITAB單因素方差分析了切削速度、每齒進給量和切削深度對表面粗糙度的影響,通過線性回歸建模,得到了回歸方程。獲得了表面粗糙度和切削參數的響應關系。結果表明表面粗糙度隨切削速度的增加有減小趨勢,隨每齒進給量和切削深度的增加呈現增大趨勢。

(3)不同切削參數下的切削速度和進給速度方向的殘余應力研究。采用殘余應力分析儀測量了已加工表面的切削速度和進給速度方向殘余應力。結果表明切削速度和進給速度方向的殘余應力與切削參數的變化呈現各向異性變化。殘余應力各項異性變化可歸結于機械載荷和熱載荷交替主導作用。熱載荷占主導效應導致拉應力增加,機械擠壓占主導作用則導致壓應力增加。