王 欣, 徐鯤濠, 李臻熙, 裴傳虎, 楊 清, 湯智慧

(1. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 表面工程研究所, 北京 100095;2. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 航空材料先進(jìn)腐蝕與防護(hù)航空重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100095;3. 無錫透平葉片有限公司 工藝研究所, 無錫 214174; 4. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 鈦合金研究所, 北京 100095;5. 中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)(集團(tuán))有限責(zé)任公司 技術(shù)中心, 沈陽 110043)

專題報(bào)道

銑削和噴丸工藝對(duì)TC4鈦合金殘余應(yīng)力和半高寬的影響

王 欣1,2, 徐鯤濠3, 李臻熙4, 裴傳虎4, 楊 清5, 湯智慧1,2

(1. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 表面工程研究所, 北京 100095;2. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 航空材料先進(jìn)腐蝕與防護(hù)航空重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100095;3. 無錫透平葉片有限公司 工藝研究所, 無錫 214174; 4. 中國航發(fā)北京航空材料研究院 鈦合金研究所, 北京 100095;5. 中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)(集團(tuán))有限責(zé)任公司 技術(shù)中心, 沈陽 110043)

采用X射線衍射法研究了TC4鈦合金銑削及銑削加噴丸狀態(tài)的殘余應(yīng)力場(chǎng)和半高寬分布。結(jié)果顯示：銑削加工的TC4鈦合金殘余應(yīng)力場(chǎng)和半高寬分布受到刀具的切削作用和接觸塑性形變作用的共同影響；切削線速率越大，切削作用越強(qiáng)，則壓縮殘余應(yīng)力和深度越小，線速率對(duì)表面半高寬影響不大；切削深度越大，塑性形變作用越強(qiáng)，使得殘余應(yīng)力分布越復(fù)雜，表面半高寬越大；噴丸強(qiáng)化引入了倒鉤型殘余應(yīng)力場(chǎng)，最大殘余壓應(yīng)力接近屈服強(qiáng)度，噴丸強(qiáng)化引起的塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸強(qiáng)化前不同銑削加工的殘余應(yīng)力狀態(tài)近一致化。

TC4鈦合金；銑削；噴丸；殘余應(yīng)力；半高寬；影響

隨著航空工業(yè)對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)要求的日益提高，高比強(qiáng)度、低密度的鈦合金材料在航空發(fā)動(dòng)機(jī)上得到廣泛應(yīng)用[1-2]，風(fēng)扇葉片、壓氣機(jī)葉片、風(fēng)扇盤、壓氣機(jī)盤等重要壓氣機(jī)前端轉(zhuǎn)動(dòng)部件都采用鈦合金制造[3]。發(fā)動(dòng)機(jī)的鈦合金部件在高溫條件下服役，其表面完整性非常重要，同時(shí)鈦合金也存在導(dǎo)熱性差，使得其易發(fā)生加工燒傷[4]以及疲勞性能應(yīng)力集中敏感性強(qiáng)[5]等表面完整性問題，使得鈦合金零件的加工過程得到國內(nèi)外的極大關(guān)注，需要通過良好的制造方法嚴(yán)格控制制造過程來解決。

1971年，美國發(fā)表了于1970年由美國空軍材料實(shí)驗(yàn)室(AFML)發(fā)布的《機(jī)械加工構(gòu)件表面完整性指南》[6]，基本實(shí)現(xiàn)了由成形制造向抗疲勞制造的轉(zhuǎn)變。指南中明確提出了TC4鈦合金加工和表面強(qiáng)化的要求，并提出了無表面變形層的鈦合金“低應(yīng)力”加工技術(shù)。前蘇聯(lián)也針對(duì)BT6鈦合金等開展了加工制造技術(shù)的研究，確定了優(yōu)化的加工方法[7]。

在這方面我國起步較晚，但在新型航空發(fā)動(dòng)機(jī)的研制過程中，我國也逐步重視鈦合金表面完整性制造的問題，開展了一系列研究。在機(jī)械加工研究方面：YANG等[8]針對(duì)TC11鈦合金開展了高速銑削對(duì)其表面形貌和疲勞性能影響的研究，確定了銑削參數(shù)與疲勞性能、表面形貌的對(duì)應(yīng)關(guān)系；許鴻昊等[9]開展了拉伸高速銑削對(duì)疲勞性能和殘余應(yīng)力影響的研究，對(duì)簡(jiǎn)化鈦合金構(gòu)件制造過程提出了新的觀點(diǎn)；陳建嶺[10]研究了銑削后鈦合金的殘余應(yīng)力分布，希望通過銑削參數(shù)來控制殘余應(yīng)力。在表面強(qiáng)化技術(shù)研究方面：羅新民等[11]開展了激光沖擊強(qiáng)化對(duì)TC4鈦合金疲勞性能的影響研究，發(fā)現(xiàn)表面強(qiáng)化引入的殘余壓應(yīng)力場(chǎng)是提高鈦合金疲勞性能的主要因素；筆者[12-13]的研究表明噴丸強(qiáng)化顯著提高了TC4鈦合金的表面完整性和旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞性能。

以上文獻(xiàn)僅僅針對(duì)機(jī)械加工或者表面強(qiáng)化的一種工藝開展了疲勞性能研究，而航空發(fā)動(dòng)機(jī)的鈦合金轉(zhuǎn)動(dòng)件在制造過程中需要經(jīng)過機(jī)械加工和表面強(qiáng)化的復(fù)合處理，機(jī)械加工和表面強(qiáng)化均會(huì)引入表面塑性形變，從而影響到殘余應(yīng)力分布及疲勞性能。為此，筆者采用X射線衍射法研究了銑削及銑削加噴丸處理對(duì)TC4鈦合金殘余應(yīng)力場(chǎng)分布以及半高寬(Full Wave at Half Maximum,FWHM)的影響，為鈦合金葉片的機(jī)械制造參數(shù)提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)材料與試驗(yàn)方法

從TC4鍛造鈦合金板材取樣，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為：6.2Al，4.1V，0.08Fe，0.01C，0.03N，余Ti。其力學(xué)性能為：抗拉強(qiáng)度Rm=970 MPa，屈服強(qiáng)度Re=940 MPa，長(zhǎng)度L為5倍直徑時(shí)的斷后伸長(zhǎng)率A=15%，斷面收縮率Z=45%。熱處理制度為800 ℃×2 h加空冷熱處理。

設(shè)計(jì)了表面完整性加工的試樣圖紙，如圖1所示。試樣厚度為4 mm，厚度方向倒角成半徑為2 mm的半圓弧。加工過程為粗銑→熱處理→精銑→噴丸，其中粗銑和熱處理均與風(fēng)扇葉片處理方式相同，精銑在Liethti Turbomill 1200XL五軸加工中心上完成，銑削方式為橫銑，采用的刀具為M19密齒刀。為了保證銑削效果，避免鈍刀加工產(chǎn)生的不利影響，每個(gè)工藝采用一件新銑刀加工，工藝參數(shù)如表1所示。試樣在完成加工后進(jìn)行了噴丸強(qiáng)化處理(簡(jiǎn)稱噴丸)，噴丸時(shí)采用Z150陶瓷彈丸，噴丸強(qiáng)度為0.15～0.20 mmA(簡(jiǎn)稱本工藝)。不同的銑削及噴丸工藝縮寫如下：MA～ME為表1所示的5組銑削工藝，SPA～SPE為經(jīng)MA～ME處理后再進(jìn)行噴丸的5組工藝。

圖1 TC4鈦合金試樣圖紙F(tuán)ig.1 Sample drawing of TC4 titanium alloys

工藝線速率/(m·min-1)進(jìn)給量/(mm·rad-1)切削深度/mmMA800.080.5MB1200.080.5MC1600.080.5MD800.080.1ME800.080.8

殘余應(yīng)力和半高寬測(cè)試在XSTRESS-3000應(yīng)力分析儀上進(jìn)行，使用Ti-Kα靶，基本測(cè)試參數(shù)為：電壓30 kV，電流6.67 mA，曝光時(shí)間25 s，準(zhǔn)直器直徑4 mm，衍射晶面(110)，彈性模量120 200 MPa，泊松比0.36，無應(yīng)力衍射角137.04°，偏擺角選用0°，±30°，±45°，搖擺角5°。采用較大準(zhǔn)直器和搖擺的方式可以增加參與衍射的晶粒數(shù)目，從而提高衍射晶面在空間的取向概率，獲得滿意的峰形，定峰方法采用交相關(guān)法。殘余應(yīng)力測(cè)試采用側(cè)傾的sin2ψ-Δd法。在測(cè)試殘余應(yīng)力場(chǎng)分布時(shí)，采用殘余應(yīng)力測(cè)試與化學(xué)減薄交替進(jìn)行的方法。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 銑削加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)和半高寬

圖2 不同銑削工藝加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.2 Residual stress distribution of TC4 titanium alloys under different milling technology

圖2為不同銑削工藝后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)分布，根據(jù)殘余應(yīng)力測(cè)試方法[14]可知，殘余應(yīng)力實(shí)際上是一種彈性形變的表征方法。由圖2可見，5組銑削工藝加工試樣的表面殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力。分析應(yīng)力場(chǎng)分布可知，MA工藝加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)呈倒鉤型，在深度40 μm左右達(dá)到壓應(yīng)力峰值-170 MPa(負(fù)號(hào)表示壓應(yīng)力)，隨后殘余應(yīng)力隨深度的增加逐漸減小，深度達(dá)到80 μm時(shí)殘余應(yīng)力趨近于0。MB工藝加工后TC4鈦合金表面的殘余應(yīng)力最大值為-170 MPa，隨后迅速減小，當(dāng)深度為30～80 μm時(shí)殘余應(yīng)力為-50～0 MPa；MC工藝加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力比較小，基本處于-60～60 MPa。MD工藝加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力峰值處于表面，達(dá)到-250 MPa，隨著深度的增加殘余應(yīng)力迅速降低，深度為30～80 μm時(shí)的殘余應(yīng)力為-60～0 MPa。ME工藝加工后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力隨深度的變化較大，殘余應(yīng)力呈波浪狀，峰值也在表面，達(dá)到-180 MPa。

半高寬是衍射峰最大強(qiáng)度1/2處所對(duì)應(yīng)的角度，在噴丸和銑削加工這類不產(chǎn)生熱作用的工藝方法中，半高寬與加工硬化正相關(guān)，反映了材料加工硬化(塑性變形)的程度。圖3為不同銑削工藝加工后TC4鈦合金的半高寬分布，由圖3可知，機(jī)械加工后TC4鈦合金的半高寬隨深度的增加呈迅速減小之后達(dá)到飽和趨勢(shì)。加工方法主要影響表面的半高寬，各工藝的TC4鈦合金表面半高寬的關(guān)系為：ME>MB>MA>MC>MD。半高寬所對(duì)應(yīng)的表面變形層深度最大也僅為20 μm(ME)，其他工藝狀態(tài)的均小于20 μm。

圖3 不同銑削工藝后TC4鈦合金的半高寬分布Fig.3 FWHM distribution of TC4 titanium alloys under different milling technology

銑削過程是金屬切削斷裂的過程，但由于材料的塑性導(dǎo)致銑削過程中存在刀具接觸點(diǎn)前方區(qū)域的“塑性凸出”效應(yīng)(產(chǎn)生拉應(yīng)力)和刀具后刀面對(duì)工件表面的“擠光”效應(yīng)(產(chǎn)生壓應(yīng)力)[15]，都導(dǎo)致金屬表面的彈塑性變形，而彈塑性變形則是產(chǎn)生殘余應(yīng)力和半高寬的原因。更準(zhǔn)確地說，加工后殘留的彈性形變與殘余應(yīng)力成正比，而塑性形變與半高寬正相關(guān)。由此可知，表1所示工藝加工產(chǎn)生的塑性凸出作用小于擠光作用。對(duì)比5種TC4鈦合金銑削工藝的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)可知：①切削線速率越大，切削引入的殘余應(yīng)力越小，可以理解為線速率越大時(shí)，切削作用越強(qiáng)，刀具擠壓形成的形變作用越弱，使得由于表面彈性形變產(chǎn)生的殘余應(yīng)力和深度越小，因此對(duì)比MA，MB和MC工藝，MC工藝的應(yīng)力場(chǎng)深度和殘余應(yīng)力最??；②切削深度越大，切削力也隨之增大，使得刀具擠壓形成的形變作用越強(qiáng)，同時(shí)可能產(chǎn)生熱作用，使得大切削深度狀態(tài)(ME)的殘余應(yīng)力分布復(fù)雜，小切削深度狀態(tài)(MD)引入的殘余應(yīng)力場(chǎng)很淺；③切削深度越大，表面半高寬越大，說明切削深度大則表面塑性形變?cè)龃?，線速率對(duì)表面半高寬的影響不大。

MC工藝實(shí)施后TC4鈦合金表層的殘余應(yīng)力分布變化最小，說明高線速率下，銑刀的切削效果最佳，刀具產(chǎn)生的塑性變形作用較小，從而對(duì)表面層殘余應(yīng)力場(chǎng)分布的影響較小。按照美國對(duì)于TC4鈦合金低應(yīng)力加工狀態(tài)的描述“要求在0～30 μm內(nèi)保持10%屈服強(qiáng)度以下的殘余拉應(yīng)力，或者是殘余壓應(yīng)力層”，TC4鈦合金經(jīng)上述5種工藝銑削加工后在0～30 μm深度均為殘余壓應(yīng)力層，且均小于10%屈服強(qiáng)度，符合美國的TC4鈦合金低應(yīng)力加工狀態(tài)。

需要說明的是：①從單因素影響分析，線速率大、切削深度小是較好的工藝狀態(tài)，但實(shí)際生產(chǎn)中還需要考慮加工效率，過小的切削深度會(huì)導(dǎo)致效率低下，因此嚴(yán)格控制低應(yīng)力狀態(tài)會(huì)產(chǎn)生更高的加工成本，適宜在疲勞關(guān)鍵部件上使用[16]；②以上結(jié)論是在新刀具的基礎(chǔ)上得到的，刀具磨損也是影響切削力和加工殘余應(yīng)力的重要因素，但本研究不涉及這個(gè)因素。

2.2 噴丸后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)和半高寬

經(jīng)過噴丸后TC4鈦合金表面的殘余應(yīng)力和半高寬分布如圖4和圖5所示，可知：①在原先不同的表面加工狀態(tài)附加噴丸后，TC4鈦合金表面的殘余應(yīng)力和半高寬分布趨于一致；②經(jīng)過噴丸后，TC4合金表面的殘余應(yīng)力為-770～-820 MPa，最大殘余應(yīng)力為-850～-910 MPa，噴丸的表面殘余壓應(yīng)力層深為100～110 μm；③無論是殘余應(yīng)力還是殘余壓應(yīng)力場(chǎng)深度，相比原先的機(jī)械加工狀態(tài)都有很大的提高，半高寬達(dá)到3.6°～3.8°，半高寬趨勢(shì)所對(duì)應(yīng)的表面變形層深度達(dá)60 μm。

由此說明：①噴丸引起的塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸前不同銑削加工的殘余應(yīng)力狀態(tài)近一致化，即對(duì)于TC4鈦合金，銑削加工工藝參數(shù)為線速率80～160 m·min-1、切削深度0.1～0.8 mm、進(jìn)給量0.08 mm·r-1時(shí)，可以通過噴丸工藝來實(shí)現(xiàn)表面殘余應(yīng)力均勻化；②本噴丸工藝引入了倒鉤型殘余應(yīng)力場(chǎng)，深度達(dá)到120 μm以上，最大殘余壓應(yīng)力(-910 MPa)接近材料的屈服強(qiáng)度(940 MPa)。

圖4 銑削+噴丸后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.4 Residual stress distribution of TC4 titanium alloys after milling and shot peening

圖5 銑削+噴丸后TC4鈦合金的半高寬分布Fig.5 FWHM distribution of TC4 titanium alloys after milling and shot peening

3 結(jié)論

(1) 銑削過程中TC4鈦合金金屬表面受刀具切削與擠壓變形的共同作用。線速率越大，刀具切削作用越強(qiáng)，切削引入的殘余應(yīng)力越??；切削深度越大，刀具擠壓形變作用越強(qiáng)，殘余應(yīng)力分布越復(fù)雜，小切削深度狀態(tài)引入的殘余應(yīng)力場(chǎng)很淺。

(2) 噴丸倒鉤型殘余應(yīng)力場(chǎng)的最大殘余壓應(yīng)力(-910 MPa)接近TC4鈦合金的屈服強(qiáng)度(940 MPa)；噴丸塑性形變層深度大于銑削加工的，使噴丸前不同銑削加工的殘余應(yīng)力狀態(tài)近一致化。

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Effect of Milling and Shot Peening Processes on Residual Stress and Full Wave at Half Maximum of TC4 Titanium Alloy

WANG Xin1,2, XU Kunhao3, LI Zhenxi4, PEI Chuanhu4, YANG Qing5, TANG Zhihui1,2

(1. Surface Engineering Institution, AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China;2. Aviation Key Laboratory of Advanced Corrosion and Protection on Aviation Materials, AECC Beijing Institute of Aeronautical Material, Beijing 100095, China;3. Technology Research Institute, Wuxi Turbine Blade Co., Ltd., Wuxi 214174, China;4. Titanium Alloy Institution, AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China;5. Technical Centre, AECC Shenyang Liming Aero-engine Group Corporation Ltd., Shenyang 110043, China)

The distribution of residual stress and full width at half maximum (FWHM) of TC4 titanium alloys after milling and shot peening process was investigated by the X-ray diffraction method. The results show that: the distribution of residual stress and FWHM was co-effected by both the cutting action and plastic deformation action in milling process; the higher the cutting line speed was, the stronger the cutting action was, which made a lower, thinner and compressive residual stress distribution, and moreover, and line speed had a little influence on surface FWHM; the larger cutting depth was, the stronger the deformation action was, which made a complex residual stress distribution and a high FWHM on the surface; shot peening induced a compressive residual stress distribution like a inverted hook, in which the maximum value of the compressive stress was close to the yield strength; the depth of plastic deformation layer of shot peening was larger than that of milling, making the residual stress distribution consistent with each other which was different after milling and before peening.

TC4 titanium alloy; milling; shot peening; residual stress; full width at half maximum; influence

10.11973/lhjy-wl201707002

2017-03-01

航空基金資助項(xiàng)目(2015ZF21017)；中航工業(yè)技

術(shù)創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(2013E62137R)

王 欣(1983-)，男，高級(jí)工程師，博士，主要從事航空零件表面強(qiáng)化技術(shù)與表面完整性研究，rasheed990918@163.com

TG668

A

1001-4012(2017)07-0466-04