新型超高強度β鈦合金的大進給銑削試驗研究*

江一帆，史靠軍，田 輝，李 亮

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

“一代材料，一代飛機。”飛機的設計理念已經由單純強調靜強度逐步發展到損傷容限設計原則，相應地，對航空鈦合金材料的要求也提高到具有高比強度、高韌性、優異焊接性、低裂紋擴展速率、良好疲勞性能等綜合性能[1]。相對于常見的α+β 型鈦合金，亞穩態β型鈦合金比強高、熱處理強化效應高、淬透性好并且斷裂韌性優良，其優異的性能使其在航空零件上的應用逐步增加[2–5]。M28 是我國新近試制成功的一種超高強度亞穩態β 鈦合金，室溫下強度接近1500MPa，是制造飛機起落架、主承力框、接頭、直升機旋翼槳轂等航空結構件的理想材料。

合適的切削加工工藝是新型超高強度鈦合金成功應用的關鍵環節之一。國內外對現有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70年代Zlatin 等[6]就已經發現，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]對不同熱處理狀態的Ti–25Nb–3Mo–3Zr–2Sn 鈦合金的車削進行了研究，發現低速車削（vc=50m/min）經過“固溶+時效”處理后的此種鈦合金的切削力遠遠高于車削僅做固溶處理的材料的切削力。Donachie[8]根據車削試驗的結果，建議在切削時效處理后的β 鈦合金時應降低切削速度到12～38m/min 的范圍內。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，發現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，發現相同工藝參數下應用微量潤滑技術（Minimum quantity lubrication，MQL）后的切削力較干式切削降低約20%。

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

1 試驗及方法

1.1 工件材料

M28 其名義成分為Ti–4AI–5Mo–5V–6Cr–1Nb，經過時效處理后其室溫強度接近1350MPa[5]。試驗所用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 型鈦合金的強度對比，M28 鈦合金出色的材料性能，尤其是強度性能，使其在飛機起落架、主承力框、接頭與直升機槳轂等重要結構件上有很好的應用前景。

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

表1 試驗用M28 鈦合金成分（質量分數）Table 1 Composition of M28 for experiment (mass fraction) %

1.2 機床

試驗使用的機床為Mikron UCP710 五坐標加工中心，其性能參數分別為主軸轉速1800r/min，功率15kW，最大扭矩87N ·m，最大進給速度20m/min，行程（X/Y/Z）700/650/550mm。

1.3 試驗

首先進行了大進給切削與常規方肩銑的對比試驗，考察了切削熱處理后的M28 鈦合金時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進行試驗，兩者的切削參數以及相應的理論金屬去除率見表2。以后刀面磨損量（VB）達到0.3mm 作為刀具失效標準。

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

圖2 WK10 刀片與WSM35S 刀片Fig.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 鈦合金的時效處理對其切削力的影響。根據生產實際，M28 鈦合金零件分為粗加工、半精加工與精加工3 個主要工序，在粗加工后安排有材料的時效處理工序。粗加工中主要使用方型大進給刀片，半精加工中除了使用方型大進給刀片外還使用了三角形圓弧刃大進給刀片。

首先進行熱處理前后M28鈦合金的切削對比試驗，使用方型大進給刀片（SDMT09T312–NM），如圖3所示，硬質合金牌號為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下的M28 鈦合金的切削力隨每齒進給量的變化，試驗切削參數見表3。

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

圖3 方型大進給刀片Fig.3 Square high-feed insert

研究還進行了M28 熱處理后與TC4 的切削力對比試驗，使用相同的參數與刀具進行大進給切削，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。試驗切削參數見表4。

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

1.4 測量與檢驗

切削力測量系統由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據處理板卡與DynoWare 測量軟件組成，如圖4所示。測力儀的采樣頻率設定為5000Hz。Fx的方向與刀具進給方向平行，Fy的方向與刀具切寬方向平行，Fz的方向與主軸軸向平行。本文取穩定切削狀態下各方向切削力峰值的平均值為切削力的數值。

圖4 切削力測量系統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 顯微相機及其配套測量軟件。

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

2 結果與討論

2.1 方肩銑與大進給銑削對比試驗

常規方肩銑與大進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下（vc=45m/min，fz=0.1mm/z，ap=5mm，ae=1mm），常規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倍于常規方肩銑的每齒進給量（fz=0.8 mm/z），從而達到了約3 倍于方肩銑的金屬去除量。切寬則是根據兩種刀片的不同結構特點進行選擇的。

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

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

大進給刀片通常采用小主偏角Kr或圓弧形底刃的外形設計從而實現切屑減薄，如圖7[12]所示，在相同的切深ap與每齒進給量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用更大的每齒進給量從而提高加工效率。圓弧底刃大進給刀片在其切削區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

可以發現，圓弧底刃大進給刀片的最大切削橫截面積由每齒進給量fz以及切深ap決定，且與其圓弧半徑無關，當切深一定時，最大切削橫截面積即正比于每齒進給量。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給量之間近似線性的變化關系中得以體現。可以發現，大進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，達到了減薄切屑厚度的效果，因而在控制切深（通常不超過1mm）的同時應該適當增大每齒進給量，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生劃擦。較小的主偏角能夠更多地引導切削力向軸向傳遞，如圖9所示，這一點在試驗的切削力結果中也得到了較為充分的體現。

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不同，結構不同，切削參數不同，因而無法就此認為大進給切削相對方肩銑方式有更長的刀具壽命，但通過對比試驗較好地展現了兩種不同銑削方式的參數選用特點與典型參數下刀具失效前的材料去除量對比。顯然大進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相對更好。由于方肩銑的切寬方向分力Fy最大，那么運用這方式加工側壁時就需要注意刀具發生讓刀的可能，對機床主軸與刀柄的剛度提出了較高的要求。出于刀具結構的特點，方肩銑依然可以用于M28 等難加工材料零件的側壁結構，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給量。而在粗加工與半精加工中更適宜運用大進給銑削，從而發揮其材料去除率高的特點。同時，由于大進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，從而降低了振動的風險，尤其是在進行大懸伸銑削時，其加工穩定性要優于側刃銑削方式[12]，因此在加工M28 等難加工材料時對機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 對比了相同參數下大進給銑削熱處理前后M28 鈦合金的三向切削力。材料的熱處理狀態對進給方向切削分力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。材料熱處理狀態對軸向切削分力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%。這一現象與大進給銑削工藝的特點也較為吻合，即切削力可以更多地沿軸向傳遞[12]。在每齒進給量較?。╢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給量會使切屑厚度進一步減薄，更薄的切屑在更容易受切削熱的作用而發生材料軟化，從而在一定程度上抵消了熱處理帶來的強化效應。

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

經過拋磨與腐蝕，可以觀察到“固溶+時效”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，經過“固溶+時效”處理后，M28 的金相組織中粗大的β 晶粒依然留存，在β 相組織中可以發現分布細密的針狀組織，即析出α 相。由于亞穩態β鈦合金中經過固溶處理后能保留完全的β 相組織，時效處理時在β 相組織中析出的細小、彌散的次生α 相有顯著的強化效果[2]，此外材料中含有的能強化α 相的合金元素（例如Al），也可以在固溶處理中提高針狀α 相的強度[1]。因而熱處理后的M28 鈦合金的強度將得到進一步提升。

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 大進給銑削M28 的切削力

大進給切削工藝的特點在于小切深與大進給量的結合，實際生產中切深與切寬的選用則主要取決于刀具結構與機床主軸功率，因此試驗主要考察切削速度與每齒進給量對M28 鈦合金大進給銑削力的影響。工件材料為經過“固溶+時效”處理的M28 鈦合金。

大進給銑削M28 鈦合金時，進給方向分力Fx隨切削速度vc的增長而平穩增長，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，Fz在切削速度20～40m/min 的區間內增幅較小，當切削速度超過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變率敏感材料，切削過程中隨著塑性變形的進行，應變率硬化效應、應變硬化效應在增強變形應力的同時，作為其副產品的由塑性功轉化而來的熱量又能使流變應力減小，即熱軟化效應，不同機制間的相互競爭的最終結果在宏觀上即表現為切削速度對切削力的影響[16]。由于在大進給銑削較低的切削速度范圍內，切削速度的增加導致了應變率的升高，但由此引發的應變率強化效應并沒有達到觸發熱塑性失穩的強度，總體上應變率硬化與應變硬化占據主導地位。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一步加劇了材料在高頻沖擊下的應變率強化與應變強化效應，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給量fz的增加，均呈現出近似線性的關系，如圖12（b）所示。進給分力Fx隨每齒進給量的增長速度在三者中相對較快，當每齒進給量超過0.8mm/z 后，軸向分力Fz對每齒進給量的增長相對變快，而切寬方向分力Fy隨每齒進給量的增長則相對較為平緩。

圖12 切削速度和每齒進給量對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用的材料，為了直觀展現其熱處理后的材料強度，便于對實際生產中切削工藝的調整進行指導，本文還開展了TC4 與M28兩種鈦合金的大進給銑削對比試驗。試驗使用了相同的刀具與加工參數，兩種鈦合金材料的切削力對比如圖13 所示。M28 鈦合金進給方向切削力Fy與軸向切削力Fz可以達到銑削TC4 鈦合金時的2～3 倍，這與其金相組織中富含的粗大β 相有關。β 相能提高材料的剪切強度[17]，因而切削區域中發生塑性變形需要的應力也更大。“固溶+時效”處理后析出的彌散α 相對材料的強化效果顯著，而切削加工通常會使析出的α 相分布更為均勻，進一步強化時效效應[2]。此外，粗大晶粒間啟動塑性滑移所需要的能量更多[18]，這使得經過熱處理后的M28 鈦合金的切削力遠高于作為參照的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 結論

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

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

（2）熱處理對M28 鈦合金大進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+時效”熱處理對M28 鈦合金的強化作用有關。

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

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

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

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