（北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)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(qiáng)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(guān)鍵難加工材料[1]。鎳基高溫合金因其高溫強(qiáng)度優(yōu)異、導(dǎo)熱性差、加工硬化現(xiàn)象嚴(yán)重等特點(diǎn)，在材料切削加工過程中不僅刀具磨損極為嚴(yán)重，而且工件表面質(zhì)量難以保證[2]。其中，表面殘余應(yīng)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(yīng)力的產(chǎn)生主要來自于機(jī)械應(yīng)力、熱應(yīng)力以及相變這3個(gè)方面[3]。切削過程中機(jī)械應(yīng)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(yīng)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(yīng)力；切削時(shí)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(chǎn)生熱應(yīng)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(yīng)力；切削區(qū)附近的高溫可能導(dǎo)致表層金屬發(fā)生相變，引起體積變化，形成殘余拉應(yīng)力或壓應(yīng)力[4-5]。在難加工材料的切削過程中存在嚴(yán)重的機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力，當(dāng)切削條件變化時(shí)，加工殘余應(yīng)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(yīng)力[6]。加工殘余應(yīng)力帶來了一系列潛在危險(xiǎn)，影響著零件使用過程中的裂紋形成與擴(kuò)展、疲勞破壞、蠕變破壞及零件壽命等，對(duì)零件的安全和性能均具有重要影響[7]。殘余壓應(yīng)力有助于改善零件的疲勞壽命、蠕變壽命、抵抗裂紋擴(kuò)展的能力等，而殘余拉應(yīng)力則與之相反[6]。因而，對(duì)于需獲得高可靠性的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)零部件來說，殘余應(yīng)力是非常重要的用于評(píng)估已加工表面質(zhì)量的實(shí)際參數(shù)，而鎳基高溫合金在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用正是如此。

關(guān)于鎳基高溫合金切削加工殘余應(yīng)力的研究，主要集中于揭示切削條件與殘余應(yīng)力之間的關(guān)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(rùn)滑條件、刀具幾何參數(shù)與刀具磨損。Cai等[8]研究表明，當(dāng)銑削速度從20m/min增加到80m/min時(shí)，工件表面的殘余拉應(yīng)力迅速增大。Arunachalam等[9]發(fā)現(xiàn)，CBN刀具產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)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(yīng)力，而切削速度為300～375m/min時(shí)工件表面形成殘余拉應(yīng)力。Schlauer等[10]用陶瓷刀具以切削速度10m/min、410m/min、810m/min 和進(jìn)給量 0.01mm/r、0.06mm/r、0.11mm/r正交切削鎳基高溫合金，當(dāng)切削速度為10m/min、進(jìn)給量為0.06mm/r時(shí)工件表面產(chǎn)生小的殘余壓應(yīng)力；當(dāng)切削速度為410m/min、810m/min時(shí)，在工件表層存在一個(gè)殘余拉應(yīng)力的薄層，已加工表面上的殘余拉應(yīng)力最大。工件次表層為殘余壓應(yīng)力區(qū)域，該殘余壓應(yīng)力層的厚度數(shù)倍于拉應(yīng)力層的厚度。Sharman等[11]的鎳基高溫合金Inconel 718車削試驗(yàn)顯示，隨著進(jìn)給量增加，表面殘余拉應(yīng)力增大。Pusavec等[12]研究發(fā)現(xiàn)，與微量潤(rùn)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(shí)，表面粗糙度下降，殘余壓應(yīng)力增加，殘余壓應(yīng)力層也隨之增厚。Devillez等[13]采用涂層硬質(zhì)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(jié)果表明在相同速度下干切削時(shí)表面殘余拉應(yīng)力更大。Aspinwall等[14]研究顯示，順銑Inconel 718時(shí)，當(dāng)?shù)毒吣p時(shí)，工件表面殘余拉應(yīng)力增大，而且隨著刀具磨損量的增加，工件材料殘余應(yīng)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(dǎo)致溫度升高。

文獻(xiàn)中關(guān)于殘余應(yīng)力的結(jié)果常呈現(xiàn)出差異性和多樣性，這些不同的結(jié)果可以歸因于試驗(yàn)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(yīng)力的測(cè)量困難。已發(fā)表的鎳基高溫合金殘余應(yīng)力研究中大部分集中于車削加工，而關(guān)于鎳基高溫合金銑削殘余應(yīng)力的研究較少，鮮有硬質(zhì)合金刀具與陶瓷刀具在鎳基高溫合金銑削殘余應(yīng)力上的對(duì)比研究。因而，本文主要針對(duì)硬質(zhì)合金與陶瓷這兩類不同刀具，對(duì)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(shí)的已加工表面殘余應(yīng)力進(jìn)行研究。

試驗(yàn)材料及方法

1 工件材料

銑削試驗(yàn)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(shí)效，硬度42HRC；工件尺寸為70mm×25mm×35mm；工件材料的化學(xué)成分和物理、力學(xué)性能分別見表1和表2。

表1 鎳基高溫合金GH4169的化學(xué)成分 %

表2 鎳基高溫合金GH4169的物理、力學(xué)性能

2 刀具材料

銑削試驗(yàn)采用兩種硬質(zhì)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(zhì)合金刀片ASMT11T3 AH725所使用的刀桿型號(hào)為EPS11025RSB，ANCX0904 IC830使用的刀桿型號(hào)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(fù)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(hào)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(duì)稱安裝兩個(gè)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(yàn)的銑削條件基本相同。

圖1 鎳基高溫合金GH4169銑削試驗(yàn)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(yàn)刀具信息

3 銑削條件

鎳基高溫合金GH4169銑削試驗(yàn)均在DMG-DMC635V立式加工中心上進(jìn)行（圖2），機(jī)床主軸最高轉(zhuǎn)速為8000r/min，驅(qū)動(dòng)功率為15kW。

兩種硬質(zhì)合金刀具銑削試驗(yàn)在澆注切削液的情況下進(jìn)行，切削液為乳化液，端面銑削方式為順銑。銑削過程中硬質(zhì)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(yàn)均在干銑削的條件下進(jìn)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(zhì)合金刀具銑削GH4169試驗(yàn)的切削參數(shù)

表5 陶瓷刀具銑削GH4169試驗(yàn)的切削參數(shù)

4 殘余應(yīng)力檢測(cè)與分析

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

圖3 采用X射線應(yīng)力分析儀Xstress3000測(cè)量殘余應(yīng)力Fig.3 Measurements of residual stress using X-ray stress analyzer Xstress3000

結(jié)果與討論

1 硬質(zhì)合金刀具銑削殘余應(yīng)力結(jié)果

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

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

對(duì)兩種刀具在相同每齒進(jìn)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(yīng)力數(shù)據(jù)（圖4）進(jìn)行方差分析，結(jié)果顯示刀具和銑削速度對(duì)表面殘余應(yīng)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(yīng)力也有明顯差別。

當(dāng)銑削速度提高時(shí)，切削溫度隨之升高，由熱應(yīng)力引起的殘余拉應(yīng)力隨之增大；同時(shí)，切削力在一定范圍內(nèi)隨著銑削速度的增加而減小，刀具接觸點(diǎn)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(yīng)地殘余拉應(yīng)力減小，殘余應(yīng)力層深度減薄。表面殘余應(yīng)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(xiàn)中，有些研究表明切削鎳基高溫合金時(shí)，隨著切削速度的增加，表面殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出殘余拉應(yīng)力增大的發(fā)展趨勢(shì)[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(yīng)力呈現(xiàn)出殘余拉應(yīng)力減小的發(fā)展趨勢(shì)[11]。

圖4 硬質(zhì)合金刀具以不同銑削速度銑削GH4169時(shí)的表面殘余應(yīng)力Fig.4 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different cutting speeds

圖5 硬質(zhì)合金刀具以不同每齒進(jìn)給量銑削GH4169時(shí)的表面殘余應(yīng)力Fig.5 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different feed per tooth

圖6 硬質(zhì)合金刀具以不同軸向切深銑削GH4169時(shí)的表面殘余應(yīng)力Fig.6 Surface residual stress in the milling of GH4169 with carbide tools at different axial cutting depth

對(duì)兩種刀具在相同銑削速度（60m/min）、軸向切深（0.6mm），不同每齒進(jìn)給量（0.02～0.1mm/z）下的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)（圖5）進(jìn)行相關(guān)性分析，結(jié)果顯示每齒進(jìn)給量與沿進(jìn)給方向殘余應(yīng)力的Pearson相關(guān)系數(shù)為0.873，與垂直于進(jìn)給方向殘余應(yīng)力的Pearson相關(guān)系數(shù)為0.721，呈現(xiàn)出較強(qiáng)的線性相關(guān)關(guān)系，表面殘余應(yīng)力傾向于隨著每齒進(jìn)給量的增加而增加。在每齒進(jìn)給量增加到0.08mm/z和0.1 mm/z時(shí)，沿進(jìn)給方向和垂直于進(jìn)給方向殘余應(yīng)力均轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。這與Sharman等[11]研究結(jié)果基本一致，即表面殘余拉應(yīng)力隨著進(jìn)給量的增加而增大。

進(jìn)給量增大時(shí)，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(yīng)力層深度增加；同時(shí)，由于切削溫度升高，熱應(yīng)力引起的殘余拉應(yīng)力增大，從而工件表面上的殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出傾向于向拉應(yīng)力發(fā)展的趨勢(shì)。

對(duì)兩種刀具在相同銑削速度（60m/min）、每齒進(jìn)給量（0.06mm/z），不同軸向切深（0.2～1.0mm）下的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)（圖6）進(jìn)行方差分析，結(jié)果顯示刀具種類和軸向切深對(duì)殘余應(yīng)力均無顯著影響，相關(guān)分析的結(jié)果則顯示刀具種類和軸向切深與殘余應(yīng)力無線性相關(guān)關(guān)系。

2 陶瓷刀具銑削殘余應(yīng)力結(jié)果

兩種陶瓷刀具銑削鎳基高溫合金GH4169時(shí)，在不同的銑削速度、每齒進(jìn)給量和軸向切深下工件表面殘余應(yīng)力的變化分別如圖7（相同每齒進(jìn)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(jìn)給量0.04～0.12mm/z）、圖9（相同銑削速度700m/min、每齒進(jìn)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(yīng)力，拉應(yīng)力范圍為416.7～1738.8MPa。

表6中給出了上述殘余拉應(yīng)力數(shù)據(jù)的描述性統(tǒng)計(jì)量，分別進(jìn)行Anderson-Darling正態(tài)性檢驗(yàn)，兩種不同陶瓷刀具的沿進(jìn)給方向和垂直于進(jìn)給方向殘余應(yīng)力均服從正態(tài)分布。Sialon和Al2O3-SiCw陶瓷刀具銑削GH4169時(shí)，沿進(jìn)給方向殘余應(yīng)力均值分別為959.55MPa和883.77MPa，垂直于進(jìn)給方向的殘余應(yīng)力均值分別為1161.0MPa和1268.6MPa，垂直于進(jìn)給方向殘余拉應(yīng)力的均值高于沿進(jìn)給方向殘余拉應(yīng)力的均值，與硬質(zhì)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(jié)果顯示，這兩種不同陶瓷刀具對(duì)表面殘余應(yīng)力無顯著影響。

在高速干銑削時(shí)，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(yīng)力所造成的殘余拉應(yīng)力很大，并起主導(dǎo)作用，因而在工件表面形成很大的殘余拉應(yīng)力。

與硬質(zhì)合金刀具濕式銑削GH4169時(shí)可在工件表面形成殘余壓應(yīng)力或者較小殘余拉應(yīng)力相比較，陶瓷刀具在銑削速度為300～1100m/min、每齒進(jìn)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(shí)，不能在工件表面形成殘余壓應(yīng)力，僅能形成殘余拉應(yīng)力，所測(cè)得的殘余拉應(yīng)力最小值接近于硬質(zhì)合金刀具銑削時(shí)所測(cè)得的殘余拉應(yīng)力的最大值。若綜合考慮已加工表面殘余應(yīng)力，以及切削參數(shù)對(duì)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(zhì)合金涂層刀具以較低銑削速度30～60m/min、較小每齒進(jìn)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(jìn)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(shí)的表面殘余應(yīng)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(jìn)給量銑削GH4169時(shí)的表面殘余應(yīng)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(shí)的表面殘余應(yīng)力Fig.9 Surface residual stress in the milling of GH4169 with ceramic tools at different axial cutting depth

結(jié)論

（1）采用涂層硬質(zhì)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(shí)，可在工件表面形成殘余壓應(yīng)力，垂直于進(jìn)給方向殘余應(yīng)力高于沿進(jìn)給方向殘余應(yīng)力,且二者隨切削參數(shù)變化的趨勢(shì)基本一致。統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果顯示，刀具和銑削速度對(duì)表面殘余應(yīng)力均有顯著影響；每齒進(jìn)給量與殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出較強(qiáng)的線性相關(guān)關(guān)系，表面殘余應(yīng)力總體上隨著每齒進(jìn)給量的增加而增加；切削深度對(duì)表面殘余應(yīng)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(shí)，工件表面將形成很大的殘余拉應(yīng)力。Anderson-Darling正態(tài)性檢驗(yàn)的結(jié)果顯示，兩種不同陶瓷刀具的殘余應(yīng)力均服從正態(tài)分布，且垂直于進(jìn)給方向殘余拉應(yīng)力的均值高于沿進(jìn)給方向殘余拉應(yīng)力的均值。

（3）鎳基高溫合金GH4169的精加工更適合采用硬質(zhì)合金涂層刀具以較低銑削速度30～60m/min、較小每齒進(jìn)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(jìn)給量0.04～0.1mm/z高速干銑削則只適合于GH4169的粗加工。

[1]EZUGWU E O，WANG Z M，MACHADO A R.The machinability of nickel-based alloys:a review[J].Journal of Materials Processing Technology，1998，86(98):1-16.

表6 殘余拉應(yīng)力數(shù)據(jù)的描述性統(tǒng)計(jì)量

[2]李劉合，楊海健，陳五一，等.用于加工Inconel 718的切削刀具發(fā)展現(xiàn)狀[J].工具技術(shù)，2010，44(5):3-12.

LI Liuhe，YANG Haijian，CHEN Wuyi，et al.Review on Inconel 718 cutting tools[J].Tool Engineering，2010，44(5):3-12.

[3]BRINKSMEIER E，CAMMETT J T，K?NIG W，et al.Residual stresses-measurement and causes in machining processes[J].CIRP Annals-Manufacturing Technology，1982，31(7):491–510.

[4]ULUTAN D，OZEL T.Machining induced surface integrity in titanium and nickel alloys:A review[J].International Journal of Machine Tools & Manufacture，2011，51(3):250-280.

[5]EL-KHABEERY M M，F(xiàn)ATTOUH M.Residual stress distribution caused by milling[J].International Journal of Machine Tools &Manufacture，1989，29(3):391-401.

[6]JAFARIAN F，AMIRABADI H，SADRI J.Experimental measurement and optimization of tensile residual stress in turning process of Inconel 718 superalloy[J].Measurement，2015，63:1-10.

[7]Davim J P.Surface integrity in machining [M].New York：Springer，2008.

[8]CAI X，QIN S，LI J，et al.Experimental investigation on surface integrity of end milling nickel-based alloy-Inconel 718[J].Machining Science & Technology，2014，18(1):31-46.

[9]ARUNACHALAM R M，MANNAN M A，SPOWAGE A C.Residual stress and surface roughness when facing age hardened Inconel 718 with CBN and ceramic cutting tools[J].International Journal of Machine Tools &Manufacture，2004，44(9):879–887.

[10]SCHLAUER C，PENG R L，ODéN M.Residual stresses in a nickel-based superalloy introduced by turning[J].Materials Science Forum，2002，404-407:173-178.

[11]SHARMAN A R C，HUGHES J I，RIDGWAY K.An analysis of the residual stresses generated in Inconel 718 when turning[J].Journal of Materials Processing Technology，2006，173(3):359-367.

[12]PUSAVEC F，HAMDI H，KOPAC J，et al.Surface integrity in cryogenic machining of nickel based alloy-Inconel 718[J].Journal of Materials Processing Technology，2011，211(4):773-783.

[13]DEVILLEZ A，COZG L，DOMINIAK S，et al.Dry machining of Inconel 718，workpiece surface integrity[J].Journal of Materials Processing Technology，2011，211(1):1590-1598.

[14]ASPINWALL D K，DEWES R C，NG E G，et al.The influence of cutter orientation and workpiece angle on machinability when high speed milling Inconel 718 under finishing conditions[J].International Journal of Machine Tools & Manufacture，2007，47:1839-1846.

[15]SHARMAN A R C，HUGHES J I，RIDGWAY K.Surface integrity and tool life when turning Inconel 718 using ultra-high pressure and flood coolant systems[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers:Part B，Journal of Engineering Manufacture，2008，222(6):653-664.