大進(jìn)給銑削TC21鈦合金的刀具磨損試驗(yàn)研究*

南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院 史 琦 李 亮 何 寧 趙 威

鈦合金因其優(yōu)越的綜合使用性能而被廣泛地應(yīng)用到各個領(lǐng)域[1]。TC21是我國自主研發(fā)的一種高強(qiáng)度鈦合金，具有很好的高溫性能（高溫靜強(qiáng)度、持久性能），同時還具有結(jié)構(gòu)鈦合金很好的服役性能，如疲勞強(qiáng)度、腐蝕環(huán)境疲勞、腐蝕環(huán)境裂紋擴(kuò)展、應(yīng)力和溫度負(fù)載疲勞及裂紋擴(kuò)展等性能達(dá)到了設(shè)計使用要求。因此，TC21鈦合金適用于制造飛機(jī)的中后機(jī)身、機(jī)翼、發(fā)動機(jī)附近、起落架等對強(qiáng)度及耐久性要求高的重要或關(guān)鍵承力部件，其典型應(yīng)用有承力框梁、發(fā)動機(jī)框架、水平安定面旋轉(zhuǎn)體等重要部件[2-3]。

目前，對于鈦合金零件的生產(chǎn)主要是通過切削加工方式實(shí)現(xiàn)的，而切削加工中最為活躍的因素莫過于刀具。大進(jìn)給銑削作為近年來興起的一種高效去除材料的加工方式越來越受關(guān)注，而在大進(jìn)給銑削中刀具磨損嚴(yán)重，導(dǎo)致刀具的使用壽命短，制約了大進(jìn)給銑削在生產(chǎn)中的應(yīng)用。目前對大進(jìn)給銑削的研究較少，對于在大進(jìn)給銑削中的刀具磨損形態(tài)及磨損機(jī)理的研究就更少見。鑒于此，本文著重研究大進(jìn)給銑削TC21時的刀具磨損形態(tài)及磨損機(jī)理，進(jìn)而為在大進(jìn)給銑削TC21鈦合金及其他鈦合金時延長刀具的使用壽命提供指導(dǎo)作用。

1 試驗(yàn)條件及方案

1.1 試驗(yàn)條件

（1）工件材料：TC21是一種高強(qiáng)度的α+β型兩相鈦合金，其名義成分為Ti-6Al-3Mo-2Nb-2Sn-2Zr-1Cr（具體化學(xué)成分組成見表1）。TC21鈦合金具有高強(qiáng)度、高韌性、高損傷容限性能、優(yōu)良的疲勞性能（優(yōu)于TC4、TA15等中強(qiáng)度鈦合金）和焊接性能（電子束焊接接頭綜合性能達(dá)到與母材相當(dāng)?shù)乃剑┑染C合性能，是目前我國高強(qiáng)韌鈦合金綜合力學(xué)性能匹配優(yōu)異的鈦合金材料。TC21鈦合金與美國第四代戰(zhàn)斗機(jī)F/A-22上應(yīng)用的Ti-6-22-22s同屬高強(qiáng)損傷容限型鈦合金，但TC21鈦合金在化學(xué)成分和工藝控制上均有自己的特色，主要體現(xiàn)在具有非常優(yōu)異的綜合力學(xué)性能和簡單可行的工藝性能。

表1 TC21化學(xué)成分 %

（2）刀具：TC21的強(qiáng)度、硬度高，導(dǎo)熱系數(shù)低，導(dǎo)致切削加工時力和溫度都很高，所以使用的刀具材料必須具有較高的熱硬性和高溫強(qiáng)度；加之銑削加工是斷續(xù)切削，刀具承受著周期性的沖擊載荷而極易破損，因此要求刀具具有較高的沖擊韌性。目前，硬質(zhì)合金刀具在鈦合金的切削加工中使用廣泛，據(jù)此本試驗(yàn)選用德國Walter公司提供的Tiger·Tec Silver系列高性能硬質(zhì)合金涂層刀片WKP35S，刀片型號為P23696-1.0，其刀具前角為16°，刀具主偏角為0～15°，刀具直徑為25mm，軸向最大切深為1mm，每齒進(jìn)給量最高可達(dá)3.5mm。

（3）機(jī)床：Mikron UCP 710五坐標(biāo)高速加工中心。

（4）刀具磨損測量工具：JSM-5610LV型掃描電鏡。

1.2 試驗(yàn)方案

采用順銑方式進(jìn)行單齒大進(jìn)給銑削，試驗(yàn)中使用乳化液進(jìn)行冷卻，并固定銑削用量如下：ν=100m/min，fz=1.00mm/Z，ae=12.5mm，ap=0.7mm。

通過大進(jìn)給銑削TC21鈦合金試驗(yàn)觀察刀具磨損狀態(tài)，預(yù)先設(shè)定刀具后刀面的磨鈍標(biāo)準(zhǔn)為VB=0.6mm，此時停止大進(jìn)給銑削試驗(yàn)，進(jìn)而采用掃描電鏡觀察試驗(yàn)中刀片的磨損圖片并進(jìn)行分析。通常試驗(yàn)后的刀片上粘附有鈦合金材料而無法清晰地看到刀具的實(shí)際磨損情況，因此需要將粘附的鈦合金材料腐蝕掉再觀察。

圖1 銑削長度對刀具磨損的影響Fig.1 Effect of cutting length on tool wear

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 刀具磨損的宏觀分析

刀具后刀面磨損是銑削時最常發(fā)生的磨損狀態(tài)，所以通常以后刀面磨損量來判定刀具是否磨鈍而失效。圖1為大進(jìn)給銑削TC21時銑削長度對刀具磨損的影響?？梢?，隨著銑削長度的增加，刀具后刀面磨損量總體上呈增長趨勢。當(dāng)銑削長度小于600mm時（即初期磨損階段），后刀面磨損量迅速增加；隨著銑削長度的進(jìn)一步增長（即正常磨損階段），后刀面磨損量的增加相對平緩；當(dāng)銑削長度超過3000mm后，刀具開始急劇磨損，很快達(dá)到預(yù)先設(shè)定的磨鈍標(biāo)準(zhǔn)。此時觀察刀具的宏觀磨損形態(tài)發(fā)現(xiàn)，刀具后刀面的磨損并不均勻，與圖2所示的大進(jìn)給銑削示意圖對比可以看出，后刀面磨損最嚴(yán)重處在最大切深apmax附近；同理，前刀面磨損與后刀面磨損相對應(yīng)，也發(fā)生在最大切深附近，可見此處為刀具的薄弱部位，最易發(fā)生磨損而導(dǎo)致刀具失效。

圖2 大進(jìn)給銑削示意圖Fig.2 Diagram of high feed milling

2.2 刀具磨損的微觀分析

為了能夠清楚地展現(xiàn)刀具磨損的形式，研究刀具磨損的微觀形貌是一種行之有效的手段，并且刀具磨損的微觀相貌可以預(yù)示將來可能會發(fā)生的磨損形態(tài)。本試驗(yàn)采用掃描電鏡分別在兩種不同的狀態(tài)下采集刀具的微觀形貌，一種是采集刀具微觀形貌的原始狀態(tài)；一種是通過腐蝕液去掉粘附在刀具上的鈦合金材料后采集刀具的微觀形貌。

圖3為大進(jìn)給銑削TC21時刀具微觀形貌的原始狀態(tài)。由圖可見，大進(jìn)給銑削鈦合金時，前刀面上有不規(guī)則的鈦合金粘附物和較大的層片塊狀崩落，后刀面被呈層疊狀的鈦合金覆蓋。鈦合金粘附物的存在以及這種粘附的無限量增加，必然會產(chǎn)生粘附物被帶走時而導(dǎo)致刀具發(fā)生粘結(jié)撕裂磨損[4]現(xiàn)象。

圖3 刀具微觀相貌的原始狀態(tài)Fig.3 Micro morphology of cutting tool at original state

圖4為腐蝕掉粘附的鈦合金后大進(jìn)給銑削TC21時的刀具微觀磨損形貌圖。由圖可見，前刀面磨損區(qū)表面凹凸不平，這是由不規(guī)整的層片塊狀剝落形成的；且前刀面上有垂直于切削刃并相互平行的裂紋，通常刀具上的這種裂紋被認(rèn)為是在機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力的相互沖擊作用以及刀具表面的塑性變形作用下而產(chǎn)生的，并稱為熱裂紋[5-6]。后刀面的磨損區(qū)較為平整，沒有明顯的摩擦刮痕，但可見垂直于切削刃的熱裂紋。與側(cè)銑刀具產(chǎn)生的熱裂紋相同的是，此處的熱裂紋也是由后刀面經(jīng)過刃口延伸至前刀面，且在這些熱裂紋上有很多不規(guī)則的小坑，這些小坑是由鈦合金粘附物撕裂硬質(zhì)合金顆粒而形成的，這些小坑的形成會進(jìn)一步擴(kuò)寬裂紋，從而降低刀具的強(qiáng)度，最終導(dǎo)致切削刃的碎裂或斷裂而引起大塊剝落，使刀具失效；與側(cè)銑刀具產(chǎn)生的熱裂紋不同的是，此處熱裂紋不是均勻排布的，其間距大小不一致，且熱裂紋的間距在越靠近最大切深處越小，其最大的裂紋間距可達(dá)750μm，最小的裂紋間距則為250μm，然而即使是最小的裂紋間距也要比側(cè)銑的裂紋間距100μm[7]大很多。

圖4 腐蝕掉鈦合金后的刀具微觀形貌Fig.4 Micromorphology of cutting tool after eating off attached titanium alloy

刀具的失效除了由于逐漸磨損至失效外，還有突發(fā)的、隨機(jī)的破損而導(dǎo)致的失效。圖5為大進(jìn)給銑削TC21時的刀具破損形貌圖，其中圖5（a）所示為貝殼狀的片狀剝落。產(chǎn)生這種片狀剝落的主要原因是由于銑削是斷續(xù)切削，刀/屑接觸區(qū)有比較嚴(yán)重的熱應(yīng)力疲勞，在這種熱應(yīng)力疲勞和切屑的沖擊下，刀具表面容易產(chǎn)生平行于切削刃的裂紋，并不斷擴(kuò)展。當(dāng)裂紋擴(kuò)展到一定程度就會使刀具表層發(fā)生脫落，并引起大面積的片狀剝落，如此反復(fù)就導(dǎo)致刀具失效。除此之外，還會出現(xiàn)一些如圖5（b）所示的微坑，這是由于粘附在刀具上的鈦合金移動時造成的。當(dāng)?shù)毒卟牧系氖芾Υ笥谟操|(zhì)合金顆粒間的結(jié)合力時，切屑流動會帶走粘附的鈦合金，并連同撕裂一些刀具材料而形成這些微坑，如此反復(fù)進(jìn)行下去，微坑就會變成大坑，最后大塊刀具材料的損耗致使刀具失效。

圖5 刀具破損形態(tài)Fig.5 Breakage morphology of cutting tool

3 結(jié)論

通過研究大進(jìn)給銑削TC21鈦合金時的刀具磨損形態(tài)，可以得到如下結(jié)論：（1）大進(jìn)給銑刀的磨損形態(tài)主要表現(xiàn)在前刀面磨損、后刀面磨損和破損。前、后刀面上的磨損并不均勻，磨損最嚴(yán)重的區(qū)域在最大切深附近，也即為刀具的最薄弱部位。（2）在進(jìn)行平面大進(jìn)給銑削TC21鈦合金時，大進(jìn)給銑刀前、后刀面上粘附的鈦合金會使刀具產(chǎn)生粘結(jié)，撕裂磨損；前、后面上熱裂紋的擴(kuò)展會導(dǎo)致刀具急劇磨損，越靠近最大切深處裂紋越密集，刀具磨損也越嚴(yán)重。另外，前刀面片狀剝落和微坑會使刀具大量消耗而破損失效。

[1]Ezugwu E O, Wang Z M. Titanium alloys and their machinability——a review. Journal of Materials Processing Technology,1997, 68： 262-274.

[2]Fei Y H, Zhou L, Qu H L, et al. The pahse and microstructure of TC21 alloy. Materials Science and Engineering, 2008A, 494(1/2)： 166-172.

[3]黃旭,朱知壽,王紅紅. 先進(jìn)航空鈦合金材料與應(yīng)用. 北京：國防工業(yè)出版社,2012：157-178.

[4]劉戰(zhàn)強(qiáng),艾興. 高速切削刀具磨損表面形態(tài)研究. 摩擦學(xué)學(xué)報 ,2002, 22(6)： 468-471.

[5]Wang Z G, Rahman M, Wong Y S. Tool wear characteristics of binderless CBN tools used in high-speed milling of titanium alloys. Wear,2005, 258(5/6)：752-758.

[6]Su Y, He N, Li L, et al. An experimental investigation of effects of cooling / lubrication conditions on tool wear in high-speed end milling of Ti-6Al-4V. Wear, 2006, 261(7/8), 760-766.

[7]徐九華,耿國盛. 硬質(zhì)合金刀具高速銑削鈦合金技術(shù). 航空制造技術(shù) ,2010(11)：38-40.