TA7/TC4/TB6鈦合金三種金相組織切削過(guò)程切削力實(shí)驗(yàn)

引言

鈦合金是20世紀(jì)50年代發(fā)展出來(lái)的一種重要結(jié)構(gòu)金屬材料，具有耐高溫、耐腐蝕、比強(qiáng)度高等特點(diǎn)，目前其零件產(chǎn)品已廣泛應(yīng)用于醫(yī)療、海洋和航空航天等領(lǐng)域［1］。目前鈦合金的分類普遍按照亞穩(wěn)態(tài)下的相組織和β穩(wěn)定元素含量進(jìn)行劃分，有α型、α+β型、β型三大類，進(jìn)一步可細(xì)分為近α型與亞穩(wěn)態(tài)β型鈦合金。不同的相組織含量對(duì)鈦合金的性能有極大的影響，α型鈦合金主要組織為α相，其單相合金具有優(yōu)異的耐高溫性，其中典型的有TA7（Ti-5Al-2.5Sn）合金，是國(guó)內(nèi)最早開(kāi)發(fā)的鈦合金之一；α+β型鈦合金主要組織既有α相，又存在β相，兼具兩相特性，具有優(yōu)良的綜合性能，其中TC4（Ti-6Al-4V）合金是目前應(yīng)用最多、技術(shù)最為成熟的雙相合金；β型鈦合金主要組織為β相，具有較高的強(qiáng)度和優(yōu)秀的熱處理性，代表型號(hào)TB6（Ti-10V-2Fe-3Al）合金廣泛應(yīng)用于波音系列結(jié)構(gòu)件中。

隨著鈦合金市場(chǎng)的增加，鈦合金加工也要追求高效、穩(wěn)定，但由于鈦合金本身高強(qiáng)度、熱導(dǎo)率低的特點(diǎn)，切削過(guò)程中與刀具接觸后摩擦劇烈，產(chǎn)生的熱量會(huì)聚集于接觸部位，致使切削區(qū)局部升溫［2］，進(jìn)而引發(fā)絕熱剪切，在切削過(guò)程中出現(xiàn)突發(fā)性失效。在材料的切削過(guò)程中，切削力和切屑形態(tài)是觀察切削特性較為直觀的因素，也是反映絕熱剪切現(xiàn)象的重要途徑。絕熱剪切是指材料在切削過(guò)程中因摩擦產(chǎn)生的溫度升高使材料出現(xiàn)熱軟化效應(yīng)優(yōu)于加工硬化效應(yīng)時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率變?yōu)樨?fù)值，材料在切削過(guò)程中強(qiáng)度降低。絕熱剪切變形一般發(fā)生均勻塑性、非均勻塑性和塑性失穩(wěn)變形，當(dāng)絕熱剪切失穩(wěn)時(shí)，會(huì)使切削過(guò)程發(fā)生剪切失效，對(duì)加工表面產(chǎn)生極大影響［3］。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)絕熱剪切的研究做了大量工作。SHASHIKANT等［4］人采用正交切削實(shí)驗(yàn)研究了三種不同金相組織（α相、β相、α+β相）的鈦合金切削過(guò)程中β相含量對(duì)切屑的影響。針對(duì)切削速度為73 m/min的合金切屑發(fā)現(xiàn)：隨著合金β相的增多，切屑的裂紋增加，形狀由規(guī)則梯形變?yōu)椴灰?guī)則梯形，切裂縫之間的夾角逐漸變??；隨著切削速度的提高，切削過(guò)程中材料的強(qiáng)度先增加后減小，造成這種現(xiàn)象的一部分原因是切削過(guò)程中的熱軟化效應(yīng)抵消了高應(yīng)變速率引起的材料塑性降低，且隨著β相增多，切屑中裂紋出現(xiàn)的頻率對(duì)切削速度更加敏感。朱雨恩［5］通過(guò)對(duì)退火后TC4鈦合金棒材進(jìn)行切削實(shí)驗(yàn)，研究了剪切帶內(nèi)組織和影響其形成的切削條件。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：TC4鈦合金在切削過(guò)程中，剪切帶內(nèi)組織在應(yīng)變與熱積累的共同作用下發(fā)生了變化，而鋸齒形切屑的形成正是由于熱塑性失穩(wěn)造成的。

本文采用直角切削模型，旨在研究α相鈦合金、β相鈦合金、α+β相鈦合金在切削過(guò)程中切削力的變化，主要從切削速度和金相組織兩個(gè)方面對(duì)切削力的影響進(jìn)行分析并研究其機(jī)理；將三種鈦合金工件切削后形成的切屑收集處理，進(jìn)行金相組織的觀察，分析不同切削速度下切屑形態(tài)的變化規(guī)律，并針對(duì)切屑形態(tài)綜合分析絕熱剪切對(duì)鈦合金材料切削過(guò)程的影響。

1、實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 實(shí)驗(yàn)工件及刀具

對(duì)應(yīng)三種金相組織選用TA7、TB6、TC4鈦合金，三種鈦合金物理特性如表1所示。

表1  三種鈦合金物理特性對(duì)比

Tab.1  Comparison of physical properties of three kinds of titanium alloys

采用直角切削模型，是指主切削刃與切削方向成90°的切削方式，切削過(guò)程中切削寬度與切削厚度相差達(dá)十倍以上時(shí)，切削力可以視作分解在軸向與切向兩個(gè)方向。將廠家直購(gòu)的三種牌號(hào)鈦合金棒材加工為平均直徑為100 mm、壁厚為1 mm的薄壁空心圓筒狀工件，試驗(yàn)所用工件如圖1所示。

圖1  切削試樣圖紙

Fig.1  Drawing of cut sample

直角切削模型中刀具選擇刃傾角為0°，考慮到鈦合金高硬度、高耐磨性的特點(diǎn)，選擇如圖2所示硬質(zhì)合金數(shù)控車刀，為避免刀具磨損影響測(cè)試結(jié)果，需要在每組切削實(shí)驗(yàn)完成后更換刀具的主切削刃，使刀具在切削過(guò)程中對(duì)工件保持良好的加工性。

圖2  試驗(yàn)所用刀具

Fig.2  Tools used in the experiments

1.2 切削機(jī)床及數(shù)據(jù)采集設(shè)備

切削所用機(jī)床為CK6125A車床，切削力測(cè)量采用KISTLER 9027C三向石英壓電測(cè)力傳感器，為使傳感器能夠?qū)崟r(shí)有效的采集切削力數(shù)據(jù)，針對(duì)實(shí)驗(yàn)切削環(huán)境設(shè)計(jì)了三向測(cè)力刀架，將傳感器與刀具固定在車床工作臺(tái)上。外部信號(hào)傳輸設(shè)備采用配套的電荷放大器、適配器和信號(hào)采集處理分析儀，傳感器信號(hào)最終由計(jì)算機(jī)中東方所DASP軟件作數(shù)據(jù)處理。切削力實(shí)驗(yàn)過(guò)程和測(cè)量原理如圖3、圖4所示。

圖3  試驗(yàn)過(guò)程

Fig.3  Experiments process

圖4  試驗(yàn)測(cè)量原理

Fig.4  Measurement principle of experiments

1.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果

試驗(yàn)采用正交切削試驗(yàn)：刀具刃傾角為0°時(shí)，刀具前刀面與材料切削面平行，在一定程度上減少切削力的徑向分解，切削時(shí)切削力主要集中在工件軸向方向和工件切向方向，徑向切削力幾乎為零，如圖5所示，因此大大簡(jiǎn)化了切削模型，因此實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)為切削寬度1 mm、厚度為0.1 mm，兩者相差十倍以上時(shí)，近似視作直角切削［6］。

圖5  切削力分解示意圖

Fig.5  Schematic diagram of cutting force decomposition

實(shí)驗(yàn)工件均加工為薄壁圓筒狀，切削過(guò)程取切削速度為唯一變量，六組切削速度分別為：30、40、50、60、70 和80 m/min，三種鈦合金工件切削后得到18組切削結(jié)果。

在切削試驗(yàn)中，三向測(cè)力傳感器得到了三組數(shù)據(jù)，通過(guò)Origin軟件對(duì)試驗(yàn)得到的原始切削力數(shù)據(jù)進(jìn)行初步處理，得到如圖6所示變化曲線，三條曲線分別表示軸向切削力Fx、徑向切削力Fy和切向切削力Fz的變化情況，去除零點(diǎn)漂移后，可以看出切削力主要有軸向切削力Fx和切向切削力Fz，徑向切削力Fy從始至終都保持穩(wěn)定且靠近零點(diǎn)，對(duì)整個(gè)切削過(guò)程沒(méi)有影響，因此在分析切削力與速度關(guān)系時(shí)只取軸向切削力Fx和切向切削力Fz進(jìn)行分析。圖中所示曲線在刀具剛開(kāi)始接觸工件時(shí)發(fā)生劇烈的上升在刀具與工件分離時(shí)陡然下降，考慮到刀具與工件之間接觸不穩(wěn)定和傳感器零點(diǎn)漂移問(wèn)題，截取了所有實(shí)驗(yàn)所得曲線圖中穩(wěn)定階段的切削力數(shù)據(jù)，以此為基礎(chǔ)計(jì)算各個(gè)材料不同速度下的平均切削力。

圖6  原始數(shù)據(jù)曲線圖

Fig.6  Raw data graph

通過(guò)對(duì)原始數(shù)據(jù)的處理，計(jì)算得到三種合金材料不同切削速度下的平均切削力如表2所示。

表2  實(shí)驗(yàn)平均切削力數(shù)據(jù)

Tab.2  The average data of experiments cutting force

2、結(jié)果分析及結(jié)論

2.1 切削力與切削速度分析

根據(jù)表2數(shù)據(jù)分別繪制軸向切削力Fx與切削速度v和切向切削力Fz與切削速度v之間的變化曲線，如圖7、圖8所示。

圖 7  軸向切削力-切削速度變化

Fig.7  The variation between axial cutting force and cutting speed

圖 8  切向切削力-切削速度變化

Fig.8  The variation between tangential cutting force and cutting speed

對(duì)兩組切削力曲線進(jìn)行比較，可以看出在相同的切削參數(shù)下，除TB6鈦合金的軸向切削力外，其他的切削力數(shù)據(jù)隨切削速度的變化基本相同，當(dāng)切削速度未達(dá)到50 m/min時(shí)，三種鈦合金材料的切削力與切削速度成正相關(guān)，當(dāng)速度超過(guò)50 m/min后，三種鈦合金材料的切削力隨切削速度增加而降低。在30~80 m/min的切削速度區(qū)間內(nèi)，三種鈦合金的切削力都沒(méi)有發(fā)生突變，說(shuō)明切削過(guò)程中絕熱剪切變形一直處于均勻塑性變形階段。已有研究表明：（1）在低速切削區(qū)切削加工材料主要發(fā)生高應(yīng)變率的形變硬化；（2）隨著切削速度增加，切削區(qū)域大部分變形功轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃繉?dǎo)致溫度升高，產(chǎn)生熱軟化效應(yīng)。切削速度在30~50 m/min時(shí)，鈦合金材料發(fā)生形變累積，切削力不斷增大。切削速度在50~80 m/min時(shí)，切削過(guò)程產(chǎn)生的熱軟化效應(yīng)降低了加工產(chǎn)生的硬化，在較高的切削速度下，這種熱軟化效應(yīng)帶來(lái)的強(qiáng)度下降大于加工硬化導(dǎo)致的強(qiáng)度增加時(shí)，材料的切削力降低。因此鈦合金切削過(guò)程中絕熱剪切現(xiàn)象是在切削速度為50 m/min時(shí)開(kāi)始發(fā)生變化的。

2.2 切削力與金相組織分析

對(duì)比切削力數(shù)據(jù)曲線發(fā)現(xiàn)：同一切削速度下，TA7鈦合金（α鈦合金）所受的切削力與TC4鈦合金（α+β鈦合金）所受的切削力基本一致，但TB6鈦合金（β鈦合金）所受的切削力明顯高于其他兩種合金，提升了近21%。這說(shuō)明在切削加工中β鈦合金的切削難度比α鈦合金和α+β鈦合金更高。這是由于α相鈦合金的內(nèi)部組織為密排六方晶體，含有多個(gè)滑移系，所以α相鈦合金的工藝塑性更好；β相鈦合金內(nèi)部組織為體心立方晶格，有較大的排列缺陷能，滑移不明顯，且塑性變形不均勻；α+β鈦合金的塑性與α相和β相的強(qiáng)度差值有關(guān)，相的強(qiáng)度差值越大，塑性越低［7］。所以可以得出結(jié)論：鈦合金切削過(guò)程中，切削力隨β相的含量增加而增大。

3、不同金相組織切屑分析

3.1 切削過(guò)程產(chǎn)生的切屑

切屑是機(jī)械分離的材料微粒，是判斷切削過(guò)程的特征之一，其影響因素是切削刃部分的幾何形狀、材料的形變能力、切屑量和切削速度。根據(jù)切屑形成的類型，可將切屑劃分為帶狀切屑、短螺旋切屑和碎裂切屑，其中短螺旋切屑是一種連續(xù)且具有劇烈鋸齒狀表面的切屑［8］。對(duì)切屑的形態(tài)進(jìn)行研究可以有效反映出切削過(guò)程中剪切帶的變化，也是對(duì)工件表面質(zhì)量的直觀反映。

3.2 金相試樣的制備

收集試驗(yàn)中各個(gè)切削條件下的切屑，選取其中切屑厚度穩(wěn)定且平整的切屑段制備金相試樣，觀察的切屑應(yīng)該具有較為完整的齒廓。采用有機(jī)物熱鑲嵌的方法，鑲嵌機(jī)金相模型直徑為22 mm，切屑放置時(shí)鋸齒橫截面平行于模具底面，填充高度約為15 mm的膠木粉。對(duì)制備好的試樣依次采用不同粒徑的水砂紙研磨，最后進(jìn)行機(jī)械拋光。

3.3 切屑圖譜分析

通過(guò)金相顯微鏡將切屑形態(tài)放大，并使用配套的攝像機(jī)進(jìn)行拍照取景，采用ImageView軟件測(cè)量鋸齒尺寸切屑的金相圖如表3所示。

從表3對(duì)比得到，TA7鈦合金在切削速度增加的過(guò)程中產(chǎn)生的切屑從低速時(shí)的帶狀切屑逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楦咚贂r(shí)的短螺旋切屑，其中30~40 m/min的切削速度為中間的過(guò)渡區(qū)間。TB6鈦合金在切削速度未達(dá)到40 m/min的低速切削時(shí)切屑呈帶狀，隨著切削速度增加至50 m/min開(kāi)始出現(xiàn)連續(xù)且鋸齒明顯的短螺旋切屑，隨著切削速度的不斷增加，鋸齒化不斷加劇，在切削速度為80 m/min時(shí)呈碎裂切屑。TC4鈦合金在切削速度未達(dá)到40 m/min時(shí)沒(méi)有明顯的鋸齒狀產(chǎn)生，切屑呈帶狀，切削速度在達(dá)到50 m/min才有明顯的鋸齒狀切屑產(chǎn)生，且隨切削速度的增加，鋸齒化程度較其他兩種合金明顯降低。從以上可以得出結(jié)論：TA7、TB6、TC4鈦合金在實(shí)驗(yàn)所在的切削環(huán)境下，β相鈦合金產(chǎn)生短螺旋切屑所需的切削速度高于其他兩種合金。結(jié)合金相組織與切削力關(guān)系可以看出，合金切削過(guò)程需要的切削力越大，切屑鋸齒化的切削速度就會(huì)越高。

切屑的鋸齒化程度代表著切屑的變化程度，其定義如下［9］：

式中，H為齒頂高度，h為齒根高度。從圖9可以看出齒頂與齒根距離差越大，材料變形越多，鋸齒化程度越高。

圖 9  鋸齒尺寸測(cè)量

Fig.9  Sawtooth dimension measurement

根據(jù)式（1）對(duì)試驗(yàn)后的切屑進(jìn)行鋸齒化程度計(jì)算，并繪制如圖10所示的Gs-v曲線。

圖 10  不同切削速度下切屑鋸齒化程度

Fig.10  The chip serration degree at different cutting speeds

根據(jù)圖10可以看出，隨切削速度不斷提高，三種鈦合金材料的鋸齒化程度都在不斷升高，在切削速度為30 m/min時(shí)，鋸齒化程度在0.10~0.15，鋸齒高度不明顯，在切削速度為40 m/min時(shí)，鋸齒化程度達(dá)到0.2左右，切屑整體呈帶狀，在剪切區(qū)開(kāi)始出現(xiàn)不連續(xù)的齒狀輪廓，當(dāng)切削速度達(dá)到50 m/min時(shí)，三種鈦合金的鋸齒輪廓變得連續(xù)、均勻，在后續(xù)隨著切削速度的增加，切屑的鋸齒化程度呈線性增長(zhǎng)，在齒距基本不變的同時(shí)，鋸齒成形也逐步清晰，說(shuō)明合金發(fā)生的塑性變形劇烈。結(jié)合切削速度與切削力的關(guān)系可以看出，在高速切削時(shí)切削力反而下降，說(shuō)明在高速切削時(shí)產(chǎn)生的短螺旋切屑鋸齒化程度與絕熱剪切效應(yīng)有關(guān)，由于切削過(guò)程產(chǎn)生的熱量增多，鈦合金的低熱導(dǎo)率使切削部分升溫，合金材料發(fā)生熱軟化甚至導(dǎo)致失效。

4、結(jié)論

（1）針對(duì)三種鈦合金材料切削實(shí)驗(yàn)分析切削速度與切削力關(guān)系發(fā)現(xiàn)：切削力隨切削速度的增加呈現(xiàn)先升后降的變化規(guī)律，切削力在切削速度為50 m/min時(shí)達(dá)到最高，之后切削力開(kāi)始隨著切削速度的增加而下降；在相同切削速度下，TB6鈦合金的切削力是三種鈦合金中最高的，并比TA7、TC4合金高21%左右，這說(shuō)明β相鈦合金的切削難度比α相鈦合金和α+β相鈦合金大，因此鈦合金中β相含量高會(huì)使切削力變大。

（2）分析不同金相組織的鈦合金切削速度對(duì)鋸齒形切屑產(chǎn)生的影響，β相鈦合金產(chǎn)生短螺旋切屑所需的切削速度高于其他兩種合金；在試驗(yàn)所處條件下，隨著切削速度的提高，帶狀切屑逐步變?yōu)槎搪菪行记仪行嫉匿忼X化程度始終穩(wěn)步增加，鋸齒輪廓逐漸清晰，同時(shí)三種不同鈦合金切屑形態(tài)有較大差別。

（3）對(duì)三種鈦合金絕熱剪切現(xiàn)象宏觀方面的特征分析：在進(jìn)給量ap=0.1 mm、刀具前角γ0=0°的切削條件下，三種鈦合金在切削速度低于50 m/min時(shí)，切削力隨切削速度增加而增加，切屑呈帶狀，主要由于材料發(fā)生了塑性變形，內(nèi)部產(chǎn)生高應(yīng)變，應(yīng)力積累，以加工硬化效應(yīng)為主；切削速度高于50 m/min時(shí)，切削力隨切削速度的增加有不同程度的下降，切屑呈鋸齒狀，主要由于高速切削和局部的高應(yīng)變產(chǎn)生了大量熱量，材料發(fā)生熱軟化效應(yīng)，降低了材料性能，進(jìn)而使切削力降低。說(shuō)明切削過(guò)程中的剪切絕熱現(xiàn)象在切削速度為50 m/min時(shí)產(chǎn)生變化，切削力達(dá)到最大，在鈦合金的切削生產(chǎn)中應(yīng)使切削速度盡量避開(kāi)50 m/min，延長(zhǎng)刀具壽命。

參考文獻(xiàn)

[1]李興泉. 航空鈦合金結(jié)構(gòu)件高效銑削工藝研究［D］.沈陽(yáng)：東北大學(xué)，2010.  

LI X Q. Research on high-efficiency milling technology of aviation titanium alloy structural parts［D］. Shenyang： Northeastern University，2010  

[2]鄭文虎，張明杰.鈦合金的切削加工經(jīng)驗(yàn)［J］.金屬加工（冷加工），2017（16）：50-52.  

ZHENG W H， ZHANG M J. Cutting experience of titanium alloy［J］. Metalworking （Cold Working）， 2017（16）： 50-52  

[3]楊揚(yáng)，程信林.絕熱剪切的研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2002，12（3）：401-408.  

YANG Y， CHENG X L. Research status and development trend of adiabatic shearing［J］. The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2002，12（3）：401-408.  

[4]SHASHIKAN. Effect of β phase fraction in Titanium alloys on chip segmentation in their orthogonal machining［J］. Chirp Journal of Manufacturing Science & Technology，2014，7（3）：191-201.  

[5]朱雨恩，萬(wàn)珍平，魏興釗.鈦合金切削時(shí)鋸齒形切屑形成的材料組織變化研究［J］.機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2011，30（5）：838-843.  

ZHU Y E， WAN Z P， WEI X Z. Research on the change of material structure of sawtooth chips formed in titanium alloy cutting［J］. Mechanical Science and Technology， 2011，30（5）：838-843.  

[6]張少實(shí). 新編材料力學(xué)［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010.  

ZHANG S S. New Edition of Material Mechanics［M］. Beijing：Machinery Industry Press，2010.  

[7]魏海榮.第五章， 鈦及鈦合金的塑性變形［J］.稀有金屬合金加工，1978（4）：40-66.  

WEI H R. Chapter 5， Plastic deformation of titanium and titanium alloys［J］. Rare Metal Materials and Engineering，1978（4）：40-66.  

[8]奧利菲 ·博爾克納. 機(jī)械切削加工技術(shù)［M］.楊祖群譯.湖南：湖南科學(xué)技術(shù)出版社，2014.  

BOLKNER O. Mechanical Cutting Technology ［M］.Yang Z W， translated.Hunan：Hunan Science and Technology Press，2014.  

[9]ABELE E， SAHM A， SCHULZ H. Wear mechanism when machining compacted graphite iron［J］. CIRP Annals，2002，51（1）：53-56.