新型超高強度鈦合金大進給銑削刀具磨損機理研究*

江一帆，田 輝，馬梁棟，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）

鈦合金按其晶體組織可以劃分為α型、β型和α+β型3種，其中β型鈦合金的比強度最高[1]，隨著對飛機性能要求的不斷提升，β類鈦合金在航空結構上的應用已經逐步得到了推廣[2-3]。我國新近研制成功的β型超高強度鈦合金M28，其強度與抗疲勞性能突出，已應用于新一代飛機的重要結構件上。

刀具的磨損一直是鈦合金切削加工中的突出問題，嚴重制約了切削加工的效率提升，這主要是由于鈦合金中鈦元素化學性質活潑、彈性模量小、導熱性差等原因造成的[4]。刀具磨損嚴重這一問題在切削β型鈦合金時表現得尤為明顯。在20世紀70年代，Zlatin等[5]就已經發現，切削β型鈦合金是鈦合金切削加工中難度最大的，切削區的溫度迅速升高，導致了嚴重的刀具磨損，因此不得不對切削速度與進給量予以限制。Arrazola等[6]對Ti5553與Ti–6Al–4V的切削性能進行了對比研究，發現切削Ti5553時單個刀片失效前的金屬去除量僅為切削Ti–6Al–4V時的56%，在低速切削（vc=50m/min）時，由于Ti元素的擴散，后刀面出現了主要成分為Ti與TiC的黏結層。Ezugwu[7]對不同熱處理狀態下β鈦合金的加工性能進行了對比研究，發現β鈦合金經過淬火處理后產生的局部硬質顆粒使刀具發生了磨粒磨損。Rahman等[8]在對Ti–6Cr–5Mo–5V–4Al的銑削試驗中發現切削速度超過100m/min后刀具就會急劇磨損直至失效。航空工業昌飛的蔣理科等[9]利用相對磨損率快速試驗法評估了不同廠家的刀具切削TB6時的壽命，發現硬質合金刀具在常規切削速度（vc=30m/min）下出現了積屑瘤。Machai等[10]在Ti-10V-2Fe-3Al鈦合金的車削試驗中發現將切削速度控制在50m/min以下時刀具磨損發展較為平緩，能避免溝槽磨損的發生，此外切削液外冷方式下制約刀具壽命的主要因素是工件毛刺對刀具高頻沖擊引起的溝槽磨損[1]。

受限于鈦合金的難加工特性，通過增加切深切寬的方式提升材料去除效率的潛力有限。由于在提升材料去除效率方面有著獨特的優勢[11]，大進給銑削技術在對典型α+β類鈦合金（如TC-4，TC-21）零件的加工中展現了優異的效果，在航空零件的制造中得到了越來越多的應用[12-13]。為了在M28鈦合金加工中應用大進給銑削技術，需要更深入地理解大進給銑削的刀具磨損。本文通過切削試驗，對比了兩種硬質合金刀片的后刀面磨損發展以及磨損量對其切削力的影響，并對大進給銑削M28鈦合金時硬質合金刀片的磨損機理進行了分析。

1 試驗及方法

1.1 工件材料

M28鈦合金的名義成分為Ti-4Al-5Mo-5V-6Cr-1Nb，是一種亞穩態β鈦合金，有著優異的材料性能，經過時效處理后其室溫下的抗拉強度可以達到1350MPa[2]，是制造飛機整體框、起落架、接頭等重要結構件的理想材料。試驗所用M28鈦合金（經過時效處理）工件的材料成分見表 1。

表1 M28鈦合金工件的成分（質量分數）Table 1 Components of M28 alloy(mass fraction)%

1.2 刀具

切削試驗使用了兩種硬質合金大進給刀片，兩種刀片均為三角形圓弧底刃外形結構，如圖 1所示，硬質合金牌號分別為ISO標準下的M35與P45。ISO標準的P類硬質合金為WC–TiC–Co硬質合金，M類硬質合金則在P類硬質合金成分的基礎上添加了一定的TaC或NbC，從而提高了硬質合金的高溫硬度與高溫強度[14]。但是由于硬質合金牌號的ISO分類標準基于切削得到的切屑形態進行劃分，而且出于保護商業秘密等考量，ISO標準并未指定硬質合金的具體成分，因此也存在P類牌號硬質合金中含有TaC或NbC的情況，如P15、P25等[14]。

圖1 大進給銑削刀片（mm）Fig.1 High feed milling insert(mm)

1.3 試驗參數

切削試驗在Mikron UCP710 五坐標加工中心上進行，采用順銑方式切削，冷卻方式為切削液外冷。試驗中取刀具后刀面磨損帶的最大寬度（VB）0.3mm作為判定磨損的標準，其中切削速度vc為45m/min，每齒給進fz為0.8mm/z，切深ap為0.5mm，切寬ac為4mm。

1.4 檢測設備

切削力測量系統由Kistler 9625B型三向壓電式測力儀與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2所示。測力儀的測量性能見表2，試驗的采樣頻率設定為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。

表2 Kistler 9625B測力儀性能Table 2 Performances of Kistler 9625B

圖2 切削力測量系統Fig.2 Dynamometer system

觀測刀片的后刀面磨損量使用了CXSP–2KCH型CCD顯微相機及其配套測量軟件，對后刀面磨損區的微觀觀測與成分分析則使用了Hitachi公司TM–3000型掃描電子顯微鏡以及配套的能譜儀。用電火花線切割方式取下部分加工后的工件并沿刀具進給方向剖開，拋磨后使用HXS–1000A顯微硬度計對已加工表面的硬度進行測量。

2 結果與討論

2.1 試驗結果

研究記錄了M35與P45兩種牌號的刀片在大進給銑削中的后刀面磨損，如圖3所示。M35與P45刀片在大進給銑削M28鈦合金時的磨損發展都較為迅速。按照通用的刀具磨鈍標準（VB=0.3mm），M35刀片在達到磨損標準前的切削行程約為8m，而P45刀片達到磨損標準前的切削行程約為11m。當后刀面磨損量超過0.25mm后，M35刀片磨損量的增加速度相對先前有所加快，而P45材質刀片的后刀面磨損量超過0.2mm后，也出現了相同的現象。

圖3 后刀面磨損量隨切削行程的發展Fig.3 Development of flank wear with cutting length

M35與P45兩種刀片在大進給切削中的磨損對各向切削力的影響分別如圖4和5所示。通常刀具磨損可以大致劃分為初期磨損、均勻磨損與劇烈磨損3個階段。而在大進給銑削M28鈦合金時，初期磨損與均勻磨損這兩個階段在整個磨損曲線中相對都很短暫，無論是M35材質刀片還是P45材質刀片，都很快達到了VB=0.3mm的磨鈍標準。

圖4 M35刀片磨損對切削力的影響Fig.4 Effect of tool wear M35 on cutting forces

圖5 P45刀片磨損對切削力的影響Fig.5 Effect of P45 tool wear on cutting forces

大進給銑削M28鈦合金時，刀片后刀面磨損量VB對進給方向切削力Fx的影響并不顯著，在M35刀片的磨損曲線上，當VB值超過0.6時，Fx出現了較為明顯的增大，P45刀片的磨損曲線上也有類似的現象出現，但此時刀片已經進入了劇烈磨損階段。而在VB值超過0.6之前，使用M35刀片銑削時Fx隨后刀面磨損量的增長趨勢平緩，而P45刀片的則相對更大一些。M35刀片與P45刀片兩者切寬方向的切削力Fy受到后刀面磨損的影響，呈現出近似線性的增長趨勢，P45刀片Fy隨后刀面磨損的增長相對更平緩一些。后刀面磨損對大進給銑削的軸向切削力Fz的影響最為顯著。使用M35刀片時，Fz隨后刀面磨損的增加迅速增長，直至進入劇烈磨損階段，而使用P45刀片時，在VB值超過0.2直至達到0.6的過程中，Fz的增長速度相比M35刀片緩慢，即使是超過0.6后也沒有發生劇烈增加的現象。

對已加工表面的硬度測量如圖6所示，由表層向內，在約25μm的深度上存在硬度的峰值（446.7HV）。

圖6 已加工表面硬度Fig.6 Hardness of finished layer

2.2 磨損機理分析

圖7展示了初期磨損、均勻磨損和劇烈磨損3個階段中P35與M45刀片各自后刀面磨損的演變情況。觀察兩者前刀面和后刀面的磨損狀態可以發現，大進給刀片的圓弧底刃上并沒有形成均勻的磨損帶，而是在刃口一處位置形成了明顯的溝槽磨損缺口。初期形成較小的溝槽缺口，在均勻磨損階段逐步擴展為較大缺口，此時缺口位置的刃口喪失了原有的結構，最終在劇烈磨損階段缺口不斷向垂直刀刃方向、沿刀刃方以及刀片內部擴展。

圖7 后刀面磨損的發展Fig.7 Development of flank wear

溝槽磨損形成的缺口出現在刃口與切削層中最大切深處接觸的位置，如圖8所示。這一現象可能是由于刀具高頻沖擊表層加工硬化層造成的。此外，伴隨銑削過程中刀具的劇烈沖擊，切削層邊緣的最大切深位置處不斷有細小毛刺毛邊形成，圖9為工件的俯視圖，已加工表面與未加工表面間的分界處即是切削形成的毛刺毛邊。這些細小的毛刺毛邊以及切屑的鋸齒狀外緣在銑削中高頻沖擊局部刃口造成應力集中，也可能是最終導致溝槽磨損的原因之一。

圖8 溝槽磨損的位置Fig.8 Notch wear position

圖9 工件毛邊Fig.9 Burrs on workpiece

進入劇烈磨損階段的M35刀片后刀面出現了大塊的磨損區域，磨損區域內可以非常明顯地觀察到片層狀的剝落，并伴有凹坑形貌，如圖10所示。在磨損區域中仍殘存有部分的黏附物（圖10紅圈位置），放大后觀察可在黏附物表面發現層疊紋理，同時也有方向一致的劃擦痕跡，如圖11（a）所示。黏附物成分的能譜檢測發現其中除了M28鈦合金中含有的Ti、V、Al等元素外，還含有W與Co，具體成分如表3所示。黏附物的表面劃擦痕跡上有零星的硬質合金顆粒，此外還可以觀察到硬質合金基體上出現的裂紋，如圖11（b）所示。

表3 M35刀片后刀面黏附物成分（質量分數）Table 3 Components of adhesion material on flank face of M35 tool(mass fraction)%

圖10 M35刀片后刀面磨損Fig.10 Flank wear of M35 tool

圖11 M35刀片后刀面的黏附物Fig.11 Adhesion material on flank face of M35 tool

P45刀片后刀面磨損區也存在類似的片層狀剝落紋理，如圖12所示。P45刀片后刀面的片層紋理在靠近刃口位置的分布相對密集一些，遠離刃口方向的片層剝落紋理較少，后刀面上的剝落沒有形成明顯的凹坑形貌，在后刀面上有殘留的黏附物。

放大觀察P45刀片后刀面黏附物（圖12紅圈位置），同樣可以發現表面的層疊紋理以及方向一致的劃痕，如在其周邊位置出現了一些呈規則多邊形的微坑（圖 13中紅圈），以及裹挾在黏附物中半露的硬質合金顆粒（圖13中藍圈）。對黏附物成分的EDS 能譜分析顯示，黏附物中除了M28鈦合金中含有的Ti、Al、V、Cr元素外，還含有一定的C、W、Co等元素，具體含量如表4所示。

表4 P45刀片黏附物成分（質量分數）Table 4 Components of adhesion material on P45 tool(mass fraction)%

圖12 P45刀片的磨損區域Fig.12 Flank wear of P45 tool

圖13 P45刀片后刀面的黏附物Fig.13 Adhesion material on flank face of P45 tool

在P45刀片后刀面黏附物附近也發現了裂紋，如圖 14所示。

圖14 P45刀片的裂紋Fig.14 Crack of P45 tool

堆疊層積的黏附物以及黏附物表面方向一致的劃痕可能是其在后刀面上發生相對運動的痕跡。由于大進給刀片主偏角較小，使得切削力可以更多地沿軸向分解，如圖15所示，同時鈦合金本身彈性模量小，已加工表面的回彈較為明顯，兩者共同作用下使得后刀面與已加工表面間發生了強烈的擠壓與摩擦，并必然產生很高的切削熱量，刃口發生的溝槽磨損也為部分切屑流向后刀面運動提供了通道，這就為M28與硬質合金間的黏附，甚至是可能的元素擴散創造了條件。黏附物周圍出現的規則多邊形微坑表明該位置原有的WC晶粒已經流失。伴隨著刀片每次切入與切出，刀具與加工表面在高壓下的相對運動帶動黏附于后刀面的鈦合金沿垂直刃口的方向（即平行于切削速度的方向）運動，后刀面局部硬質合金與黏附于其上的鈦合金這一共同體內隨之發生剪切。硬質合金刀具的裂紋是切削過程中機械沖擊與熱沖擊綜合作用的產物。后刀面上黏附物的相對運動可能也加劇了裂紋的萌生與擴展。由于M28屬于β型鈦合金，其含有的大量β相組織能提高鈦合金材料的剪切強度[7]，因而剪切破壞更容易發生在黏附物靠近硬質合金的一側內，如圖 16所示，在刀具與已加工表面間的相對運動中，已加工表面的回彈以及軸向切削力擠壓導致的摩擦使刀具后刀面以及黏附于其上的鈦合金材料受到剪切作用，由于M28鈦合金較高的剪切強度，已經受到頻繁沖擊的硬質合金刀具基體更容易出現裂紋。當硬質合金中的硬質相顆粒受到的拉力超過其與黏結相的結合力時，硬質相顆粒將被黏附物拔出，形成一個微坑。黏附物裹挾著的一些WC顆粒（圖11和圖13）也從側面說明了這一過程。硬質合金刀片在不斷的“黏附—剪切—剝落”過程中，最終形成了片層狀的后刀面形貌。

圖15 大進給銑削的切削力分布Fig.15 Cutting forces distribution in high feed milling

圖16 后刀面片層剝落示意圖Fig.16 Peeling on flank face

在切削區的高溫高壓下，由于Ti元素活潑的化學特性，硬質合金含有的TiC易與工件鈦合金親和，促進了后刀面黏附的形成[15]。黏附的鈦合金會吸引硬質合金中元素向“刀–屑”界面遷移擴散[16–17]。硬質合金主要成分中含有的W、Co、C元素在“刀–屑”界面間具備了濃度梯度，滿足了高溫高壓下元素擴散遷移的條件。以鈦合金成分為主的黏附物中出現了一定量的W、Co、C元素，說明上述元素從“刀–屑”界面硬質合金一側擴散進入了鈦合金黏附物中。Co元素在硬質合金中起黏結作用，Co的流失會削弱硬質合金中WC顆粒受到的把持，使得WC顆粒更易被拔出[18]。W元素與C元素向黏附物中擴散則可能是硬質合金中硬質相的分解導致的[15]，這同樣將降低硬質合金的抗磨性能。

M35刀片后刀面的片層狀剝落較之于P45刀片的后刀面片層狀剝落尺寸更大，形成的凹坑也更深。這一現象可能與兩種刀片硬質合金的材質有關。硬質合金中硬質相的晶粒大小與黏結相（Co）含量對其磨損表現有著明顯的影響。觀察M35與P45硬質合金的微觀結構，如圖17所示，可以發現雖然兩者的微觀結構中都有粗細混合晶粒，但P45的晶粒尺寸明顯更大。在切削區的高壓高溫與高頻沖擊的作用下，由于黏結相與硬質相兩者的熱膨脹系數差異，較軟的Co層產生了極大的應變[19]，很容易產生裂紋，隨著起黏結作用的Co層在熱應力與機械磨損的綜合作用下迅速消耗，逐漸失去把持的WC顆粒將不可避免地脫落。裂紋在細晶中的擴展速度通常大于其在粗晶中的擴展速度[20]。更大的WC 晶粒度有助于硬質合金中WC 結晶完整，亞晶粒增大，缺陷減少，粒度均勻，減少了WC/WC 界面、WC/Co 界面和WC顆粒的聚集區，從而改善合金韌性[21]。此外，較粗大的硬質相顆粒與Co層之間有著更大的接觸面積，因而受到Co層的把持也更為牢固[22-23]。粗大晶粒間的黏結層也更厚，有助于吸收沖擊能量，增強硬質合金的韌性與耐磨性[14,22-23]。

圖17 M35 與P45硬質合金的微觀結構Fig.17 Micro structure of M35 and P45 carbide

3 結論

（1）M28鈦合金是一種難加工材料。應用大進給切削技術時，硬質合金刀片的磨損發展迅速，主要形式是發生在刀刃與切削層最大切深處接觸的位置上的溝槽磨損與后刀面上的片層剝落，在加工表面下約25μm的深度發現了硬化層。大進給銑削方式產生的高軸向切削力與被加工表面回彈等因素綜合作用導致了后刀面的劇烈摩擦磨損。

（2）在后刀面磨損區內出現了片層剝落的形貌，這是銑削的機械載荷沖擊以及鈦合金-硬質合金間黏結與擴散反應綜合作用的產物。后刀面出現的裂紋可能由鈦合金黏附物與后刀面相對運動時發生在靠近硬質合金基體一側的剪切破壞所造成。黏附物成分中除了M28鈦合金含有的元素外，還滲入了一定的W、Co、C元素，Co的流失可能加劇了硬質合金中WC顆粒被黏附物拔出。

（3）M35硬質合金刀片后刀面磨損量的發展更為迅速，磨損區內的片層剝落狀況更嚴重，而有著較大硬質合金粒度的P45刀片對這兩點均有所改善。