周云光,王書海,陳 晗,田川川

(東北大學機械工程與自動化學院,沈陽 110819)

0 引言

鎳基單晶高溫合金具有優(yōu)異的耐高溫腐蝕性能與良好的抗熱疲勞能力,能夠適應航空發(fā)動機中渦輪盤高溫和大循環(huán)應力應變的惡劣工況。對于鎳基單晶高溫合金渦輪盤這類回轉零件通常選用車削的加工手段,能夠更好的保證渦輪盤功能表面尺寸和位置精度。然而鎳基單晶高溫合金屬于典型的難加工材料,在車削過程中工藝系統(tǒng)會出現(xiàn)微變形和刀具會發(fā)生頻繁更換現(xiàn)象,極大限制了渦輪盤的加工質量和制造效率,這主要是由切削過程中較大的車削力和嚴重的刀具磨損所導致。

國內外眾多學者對高溫合金刀具磨損和車削力進行了研究。LIU等[1]使用SEM、EDS、XPS和XRD手段對車削鎳基多晶高溫合金刀具在劇烈磨損狀態(tài)下的損傷機理進行了探究;WU等[2]通過高壓冷卻多晶高溫合金車削試驗,分析了不同切削時間和冷卻壓力對刀具磨損的影響規(guī)律,并建立了高壓冷卻條件下刀具磨損預測模型;LI等[3]通過車削多晶高溫合金探究試驗得出了高壓冷卻比常壓冷卻刀具磨損量更小的結論;SUGIHARA等[4]通過多晶高溫合金Inconel718車削試驗發(fā)現(xiàn)了立方氮化硼(CBN)車刀表面微細形貌會對刀具磨損進程產生影響;SUAREZ等[5]探究了潤滑壓力和材料熱處理對車削多晶高溫合金Haynes282高溫合金切削力和刀具磨損演變的影響規(guī)律;WANG等[6]研究了車削參數(shù)對高溫合金切削力的影響規(guī)律;PALANISAMY等[7]探究了高溫合金Incoloy 800H車削參數(shù)對各方向切削力的影響規(guī)律及其顯著性;李欽奉等[8]調用Python中算法得出的結果證實了利用車削高溫合金有限元仿真得出的不同影響切削力因素顯著順序的合理性;JANGALI等[9]采用試驗設計工具(DOE)對鎳基高溫合金車削過程中切削力的切削變量進行了試驗設計和分析;楊振朝等[10]采用正交試驗方法研究了切削用量和刀具幾何參數(shù)對切削力的影響規(guī)律。SHI等[11]采用高壓冷卻對GH4169進行切削試驗分析了高壓冷卻對切削力和刀具磨損的影響。

綜上所述,國內外針對車削高溫合金切削力和刀具磨損的研究大多數(shù)集中在多晶高溫合金領域,而對于與之存在較大結構差異的鎳基單晶高溫合金領域車削研究相對較少,因此無法通過現(xiàn)有的多晶高溫合金車削理論成果,直接對鎳基單晶高溫合金零件車削加工進行指導。所以本文采用硬質合金涂層刀具對鎳基單晶高溫合金DD98進行車削加工試驗,探究了車削工藝參數(shù)對切削力的影響規(guī)律以及刀具的磨損機理,為實際生產實踐中切削加工鎳基單晶高溫合金零件切削參數(shù)的選擇和刀具磨損的減緩提供參考建議。

1 試驗設計

1.1 試驗條件

為研究鎳基單晶高溫合金車削力受不同切削用量的影響規(guī)律,本試驗過程中使用型號CAK5058的數(shù)控車床進行切削加工,然后使用如圖1所示的某公司生產的三向測力儀對車削力進行測量;為探究切削鎳基單晶高溫合金刀具磨損機理,使用了如圖2所示型號為JSM-7800F的掃描電子顯微鏡SEM對切削加工后的刀具表面形貌進行觀測;切削試驗中使用某公司生產的刀具牌號為NC3120,表面為黑金剛化學涂層、刀尖圓弧半徑為0.5 mm的硬質合金數(shù)控車刀;切削材料是外圓直徑約為15 mm的鎳基單晶高溫合金DD98。

圖1 切削測力儀 圖2 掃描電子顯微鏡

1.2 試驗方案

表1所示的是鎳基單晶高溫合金DD98車削單因素試驗方案。設計此試驗主要目的是探究車削鎳基單晶高溫合金過程中,車削用量三要素(切削速度vs,進給速度vw和切削深度ap)分別對車削力F∑的影響規(guī)律并且明確單晶高溫合金車削時刀具磨損機理。不同序號車削試驗進給距離大概一致約為4 mm,總切削距離約為40 mm。

表1 單因素車削試驗方案

2 數(shù)據處理與分析

2.1 切削參數(shù)對車削力的影響分析

(1)切削速度對車削力的影響。根據表1中序號為5,6,2,7的4組試驗中的加工參數(shù)以及測得的鎳基單晶高溫合金車削力F∑數(shù)據,繪制如圖3所示的鎳基單晶高溫合金切削過程中車削力F∑受切削速度vs升高影響時的變化規(guī)律點折線。在這此試驗過程中保持進給速度vw=40 mm/min和切削深度ap=0.1 mm不變。根據圖3可以發(fā)現(xiàn)車削力隨著切削速度的增大總體呈現(xiàn)降低趨勢,車削力數(shù)值從切削速度300 r/min時的244.42 N降低到切削速度升高至1200 r/min時的109.53 N,降幅達到134.89 N。同時可以發(fā)現(xiàn)車削速度在300～900 r/min之間時車削力降低趨勢明顯。切削力在切削速度增大情況下產生此變化規(guī)律可能的原因是,低速切削時車刀切削刃易粘結積屑瘤,使得高溫合金材料發(fā)生塑性變形去除的難度增大,導致切削力較大,然而隨著切削速度的升高,積屑瘤生成難度加大,切削力因此會降低。同時刀具表面在切削過程中與單晶高溫合金材料表面摩擦作用產生的熱量使得材料發(fā)生熱軟化效應會進一步降低車削力。因此從控制車削力角度出發(fā)改善鎳基單晶高溫合金車削加工性差的問題,可以在切削加工過程中在切削速度合理的變化范圍內盡量提高切削速度。

圖3 切削速度vs對車削力的影響

(2)進給速度對車削力的影響。根據表1中序號為1,2,3,4的4組試驗的加工參數(shù)以及測得的鎳基單晶高溫合金車削力F∑數(shù)據繪制如圖4所示的車削力F∑受進給速度vw增大影響下的變化規(guī)律點折線。在此試驗過程中保持切削速度vs=900 r/min和切削深度ap=0.10 mm不變。從圖4中可以看出車削力隨著進給速度的增大呈現(xiàn)上升趨勢,車削力從進給速度vw=20 r/min時的75.71 N變化到了進給速度vw=80 r/min時的187.33 N,增幅達到111.62 N。車削力在進給速度增大情況下產生此變化規(guī)律可能的原因是,隨著進給速度的增加,單位時間內的進給量增大,材料去除率增大導致塑性變形去除難度增大,使得車削時進給抗力增大,而進給抗力的增大是車削力F∑增大的主要原因。因此從車削力角度出發(fā)改善鎳基單晶高溫合金車削加工性差的問題同時保證加工效率的前提下,可以在切削加工單晶高溫合金的過程中在進給速度允許的變化范圍內盡量選擇較小的進給速度。

圖4 進給速度vw對車削力的影響

(3)切削深度對車削力的影響。根據表1中序號為8,2,9,10的4組試驗中切削參數(shù)以及測得的鎳基單晶高溫合金車削力F∑數(shù)據繪制如圖5所示的車削力F∑受切削深度ap增大影響時的變化規(guī)律點折線。

圖5 切削深度ap對車削力的影響

從圖5中可以看出,隨著切削深度ap的增大車削力隨之升高,車削力F∑在切削深度ap=0.05 mm時的62.80 N,變化到了切削深度ap=0.20 mm時的161.09 N,增幅達到98.29 N。車削力在切削深度增大情況下產生此變化規(guī)律可能的原因是,由于車削所用刀具存在刀尖圓弧半徑,在切削深度較小時在加工表面以發(fā)生滑擦運動為主,切削運動阻力小導致此時車削力較小,然而隨著車削深度的增大,滑擦運動減弱以材料的塑性變形去除運動為主,切削厚度增大材料塑性變形的難度增大,同時車削深度的增大會加劇材料表面硬化強度,在這兩方面因素共同作用下車削力會升高。因此從車削力角度出發(fā)改善鎳基單晶高溫合金車削加工性差的問題,可以在切削加工單晶高溫合金的過程中在切削深度允許的變化范圍內盡量選擇較小的切削深度。

2.2 刀具磨損機理分析及控制措施

圖6為車削加工鎳基單晶高溫合金后使用掃描電子顯微鏡SEM觀測的車刀后刀面表面形貌,從此圖中可以明顯看出后刀面出現(xiàn)了深淺不一的密集犁溝,這說明在車削鎳基單晶高溫合金的過程中車刀發(fā)生了磨粒磨損。產生此現(xiàn)象可能的原因是,鎳基單晶高溫合金增強相中通常含有鋁(Al)和鈦(Ti)元素,這兩種元素氧化性較強,在鎳基單晶高溫合金制備的過程中受較高制備溫度以及有氧的條件影響極易發(fā)生化學反應從而在材料表面和內部形成微小且與基體存在硬度差異的雜質點。形成的雜質點在車削去除材料的過程中由于車刀與工件相對運動的存在會不斷在刀具表面進行滑擦,從而在車刀表面留下犁溝,造成刀具的磨粒磨損。為防止刀具因產生此種磨損類型急劇降低刀具使用壽命,可以在切削過程中聽到長時間較為尖銳的切削聲音時立即對刀具進行修整。

圖6 車刀后刀面犁溝形貌

圖7是切削加工后車刀后刀面形貌,在此圖中我們可以清晰的看到車刀表面存在粘結凹坑,這說明在車削鎳基單晶高溫合金的過程中刀具發(fā)生了粘結磨損。產生此現(xiàn)象可能的原因是,在車削過程中工件與后刀面之間出現(xiàn)產生強大的擠壓力,造成二者之間較大的摩擦力,并產生了較高的車削溫度。在較大摩擦力和較高切削溫度的作用下刀具表面經能譜分析可知形成了積屑瘤,這種積屑瘤會發(fā)生周期性脫落,在脫落時會將刀具表面材料粘結剝離,從而在刀具表面留下粘結凹坑導致車刀的粘結磨損。從車刀粘結磨損的形成機理可知,若想減弱這種磨損機理對刀具使用壽命降低的程度,需要對車削力進行一定的限制,即可以通過對加工參數(shù)的調整使得車削力盡量小一些。

圖7 車刀后刀面凹坑形貌

圖8是車刀前刀面在切削鎳基單晶高溫合金之后的表面形貌圖。從此圖中可以明顯看到車刀表面切削刃附近出現(xiàn)了涂層剝落。產生此現(xiàn)象可能的原因是,在車削單晶高溫合金的過程中,切屑去除時底層金屬材料會與前刀面不斷摩擦產生較高的切削溫度和較大的摩擦力,而車刀溫度和摩擦應力在刀具中隨著距離車刀表面距離的增大會呈現(xiàn)梯度式降低的趨勢,這就會使得刀具涂層材料和刀具基體材料之間存在微觀變形差異,降低刀具涂層材料與刀具基體材料之間界面的結合強度,然后在切屑底層金屬摩擦力的繼續(xù)作用下刀具表面涂層材料在切屑去除的過程中被積屑瘤粘結帶走,刀具表面出現(xiàn)涂層剝落現(xiàn)象。基于以上對于涂層剝落機理的分析,為減弱涂層剝落對刀具使用壽命的降低程度,可以通過調整加工參數(shù)避免積屑瘤的生成或者考慮將車削過程中產生的切削溫度通過適當?shù)姆绞郊皶r逸散出去避免其在刀具中過量的傳導。

圖8 車刀前刀面涂層剝落形貌

3 結論

通過對鎳基單晶高溫合金DD98的單因素車削試驗以及理論分析,探究了不同切削參數(shù)對車削力的影響規(guī)律;此外對車削鎳基單晶高溫合金刀具的磨損機理進行了研究。所得結論如下:

(1)車削鎳基單晶高溫合金DD98的過程中車削力F∑隨著切削速度vs的增大而減小,而隨著進給速度vw和切削深度ap的增大而變大。

(2)從車削力角度改善鎳基單晶高溫合金DD98車削加工性差的問題,可以對切削參數(shù)進行優(yōu)化,即通過提高切削速度,降低進給速度或切削深度來實現(xiàn)。因此車削鎳基單晶高溫合金DD98加工性較好的切削用量組合是選擇較大的切削速度vs,同時選擇較小的進給速度vw和切削深度ap。

(3)通過對DD98鎳基單晶高溫合金車削后刀具表面形貌進行觀測,發(fā)現(xiàn)車削鎳基單晶高溫合金時刀具的磨損機理為磨粒磨損、粘結磨損以及涂層剝落。