鎢合金超聲橢圓振動切削表面完整性研究

康仁科，宋鑫，董志剛，潘延安，張園，鮑巖

（大連理工大學 精密與特種加工教育部重點實驗室，遼寧 大連 116024）

高密度鎢合金是一種兩相復合材料，由體心立方（BCC）結構的鎢相和面心立方（FCC）結構的粘結相組成。鎢合金具有強度高、密度大、延性良好、耐腐蝕性以及熱穩(wěn)定性優(yōu)異等性能，因此被廣泛應用于國防軍工、航空航天以及核工業(yè)等領域[1-3]。與此同時，高質量的加工表面對于合金零件的使用性能至關重要，這也對鎢合金關鍵零部件的超精密加工提出了更高的要求[4]。

鎢合金傳統(tǒng)切削加工中，面臨著切屑粘附、刀具磨損嚴重、加工表面質量差等問題，無法滿足鎢合金高表面完整性的加工需求[5]，因而限制了鎢合金的更進一步應用。超聲橢圓振動切削技術是一種新型的超精密加工方法，通過對刀具施加具有相同頻率、不同相位差的超聲激勵，使刀具沿橢圓軌跡作超聲振動，刀具與工件之間實現(xiàn)斷續(xù)切削加工。相較于傳統(tǒng)切削，超聲橢圓振動切削具有降低切削力和切削溫度、延長刀具使用壽命、改善加工質量等優(yōu)點[6-8]。杭華等[9]對比研究了超聲橢圓振動切削和普通切削Inconel718時溫度和切削力的變化規(guī)律，結果表明，超聲橢圓振動切削可以明顯改善切削溫度，減小切削力，進而提高加工表面質量。Pan 等[10]開展了超聲橢圓振動切削鎢合金的有關試驗研究，獲得的工件表面粗糙度小于50 nm。Shamoto 和Zhang 等[11-12]采用金剛石刀具對高強度鋼進行了超聲橢圓振動切削試驗，研究表明，該工藝方法可以明顯改善工件的表面完整性。

良好的工件表面完整性對于鎢合金精密零部件的服役性能有著重要的影響。目前，對于鎢合金的研究主要集中在材料制備工藝[13-16]、材料力學性能以及材料斷裂機制等方面。如范景蓮等[17]研究了鎢合金在高溫下的拉伸力學性能，得到了相關的斷口特征及斷裂機理。甘杰等[18]通過研究鎢合金沖擊韌性的影響因素，掌握了改善材料性能的工藝方法。對于鎢合金的切削加工，研究相對較少，且主要圍繞工藝參數(shù)、刀具材料等對鎢合金表面形貌、粗糙度等宏觀特征的影響規(guī)律展開，對于微觀組織演化、力學性能變化以及切削機理等鮮有研究。如Nandam 等[19]開展了不同冷卻條件下切削加工高密度鎢合金的工藝試驗，結果表明，相比于常規(guī)冷卻條件，低溫冷卻切削鎢合金可以降低切削力和表面粗糙度，提高材料去除率。張燕等[20]通過開展高速切削鎢合金試驗，研究了PCBN刀具的磨損形式以及影響加工表面粗糙度的主要因素。綜上所述，目前國內外學者對于鎢合金的超聲橢圓振動切削加工及其表面完整性研究較少，本文通過開展鎢合金超聲橢圓振動切削表面完整性研究，分析了工件表面形貌、表面粗糙度、微觀組織、顯微硬度、位錯密度以及表面殘余應力的變化規(guī)律，為鎢合金的高表面完整性加工提供理論基礎。

1 試驗

試驗所用材料為95W-3.5Ni-1.5Fe（質量分數(shù)，%），經真空液相燒結而成，微觀組織結構由鎢相和粘結相組成，主要的材料性能見表1。

表1 鎢合金材料性能Tab.1 Mechanical properties of tungsten heavy alloy

超聲橢圓振動切削試驗在MQ-350 兩軸精密車床上進行，冷卻方式為油冷，切削裝置采用日本Taga超聲橢圓振動切削設備，如圖1 所示。試驗所用工件如圖1b 所示，為環(huán)形鎢合金試樣，直徑為φ10 mm，內孔直徑為φ3 mm。切削刀具為單晶金剛石車刀，刀具前角為0°，后角為15°，刀尖圓弧半徑為1 mm，切削刃鈍圓半徑0.04 μm。試驗對比了不同切削深度下超聲橢圓振動對切削工件表面形貌、表面粗糙度、表面層微觀組織、表面層顯微硬度、表面位錯密度和表面層殘余應力的影響規(guī)律，試驗參數(shù)見表2。

表2 切削試驗參數(shù)Tab.2 Cutting experiment parameters

圖1 超聲橢圓振動切削試驗裝置Fig.1 Ultrasonic elliptical vibration cutting experiment device diagram: a) workpiece installation location diagram, b) workpiece, c) cutting device diagram

采用美國ZYGO 公司的NV5000 5022S 白光干涉儀測量切削后工件的三維表面形貌及表面粗糙度，每個試樣取5 個不同位置，取平均值。采用Q45 型掃描電子顯微鏡（FEI，美國）觀測加工后工件的表面微觀形貌。通過帶有選區(qū)電子衍射功能（SAED）的Philips Tecnai G2 透射電子顯微鏡（TEM）觀測表面層的微觀組織結構，TEM 樣品采用雙束聚焦離子束（FIB）方法制備。工件表面的顯微硬度通過Auto Vicky ZHV-1000F 型單點全自動顯微硬度計進行測量，試驗加載力為0.245 N，保荷時間為10 s，每個試樣加工表面取5 個點測量。采用荷蘭帕納科公司的X 射線衍射儀（XRD）掃描得到切削后工件的表面物相信息，進而計算出表面位錯密度，每個工件選取不同位置掃描3 次。采用荷蘭帕納科公司的X 射線應力測定儀測量工件的表面殘余應力，對每個工件表面3 處不同區(qū)域進行重復測量，取平均值。采用sin2φ法進行應力測量，管電壓為35 kV，電流為50 mA，靶材為Co 靶。

2 結果及分析

2.1 表面形貌及表面粗糙度

鎢合金超聲橢圓振動切削（UEVC）和普通切削（CC）后的工件表面形貌及表面粗糙度變化規(guī)律如圖2—6 所示。由圖6 可知，鎢合金超聲橢圓振動切削加工后的工件表面粗糙度明顯低于普通切削。隨著切削深度（ap）的增加，表面粗糙度Sa也隨之增大，且普通切削的增長幅度明顯大于超聲橢圓振動切削。主要原因為在普通切削過程中，工件已加工表面存在鱗刺和犁溝（見圖4），使得工件表面粗糙度惡化。超聲橢圓振動切削可以有效地抑制犁溝和鱗刺的產生，由于超聲橢圓振動切削屬于斷續(xù)切削加工（如圖7 所示），一個切削周期內，當?shù)毒吲c切屑完全分離時，有利于切削液的進入，從而降低切削區(qū)域的溫度，減小切屑與前刀面的摩擦系數(shù)，進而降低工件表面粗糙度，提高加工質量。切削深度對于表面粗糙度的影響主要是由切削力的變化造成的。切削加工過程中，隨著切削深度的增加，切屑受到的摩擦力和變形力增大，使切削力增加。隨著切削力的增大，切屑與前刀面間的擠壓作用更明顯，從而影響表面質量。同時，切削深度的增加也會引起工件表面產生更大的變形，使工件表面粗糙度增大。

圖2 普通切削工件三維表面形貌Fig.2 Workpiece 3D surface topography of conventional cutting: a) ap=2 μm; b) ap=6 μm

圖3 超聲橢圓振動切削工件三維表面形貌Fig.3 Workpiece 3D surface topography of ultrasonic elliptical vibration cutting: a) ap=2 μm; b) ap=6 μm

圖4 普通切削工件表面形貌Fig.4 Surface topography of conventional cutting: a) ap=2 μm; b) ap=6 μm

圖5 超聲橢圓振動切削工件表面形貌Fig.5 Surface topography of ultrasonic elliptical vibration cutting: a) ap=2 μm; b) ap=6 μm

圖6 有無超聲振動表面粗糙度對比Fig.6 Comparison of surface roughness

圖7 超聲橢圓振動切削軌跡Fig.7 Schematic diagram of ultrasonic elliptical vibration cutting path

2.2 表面層微觀組織結構

不同切削深度下超聲橢圓振動切削和普通切削后鎢合金亞表面的微觀組織結構如圖 8 所示。由圖8a、b 可知，未經切削加工的鎢合金基體材料由BCC 結構的鎢相和FCC 結構的粘結相組成。相比之下，超聲橢圓振動切削和普通切削后，近工件加工表面處的鎢相和粘結相對應區(qū)域內選區(qū)電子衍射圖像（SAED）都呈現(xiàn)明顯的多晶環(huán)（見圖8c、j），說明此處區(qū)域晶粒產生了嚴重變形。對應的明場像顯示，該區(qū)域內晶粒發(fā)生了明顯的晶粒細化現(xiàn)象。主要原因是，在切削過程中，近加工表面區(qū)域的晶粒發(fā)生了嚴重的塑性變形，同時，切削區(qū)域的瞬時高溫導致該區(qū)域中的晶粒發(fā)生動態(tài)再結晶，從而形成晶粒細化。同一工件切削后的鎢相和粘結相亞表面變質層對比如圖8k 所示，鎢相變質層的厚度為400 nm，粘結相的變質層厚度為1 μm，是由于鎢合金粘結相的材料強度比鎢相更低。相同切削參數(shù)下，鎢合金普通切削工件亞表面變質層的厚度大于超聲橢圓振動切削工件（如圖8l 所示），進一步說明了超聲橢圓振動切削可以降低工件亞表面損傷，提高加工質量。

圖8 鎢合金切削表面變質層的TEM 明場像和對應位置的選區(qū)電子衍射圖Fig.8 TEM bright-field images of the modified layer of the tungsten alloy cutting surface and electron diffraction map of the selected area at the corresponding position: a) tungsten phase of the inner matrix material; b) bonding phase of the inner matrix material; c) tungsten phase near the machined surface of conventional cutting of ap=2 μm; d) bonding phase near the machined surface of conventional cutting of ap=2 μm; e) tungsten phase near the machined surface of conventional cutting of ap=6 μm; f)bonding phase near the machined surface of conventional cutting of ap=6 μm; g) tungsten phase near the machined surface of ultrasonic elliptical vibration cutting of ap=2 μm; h) bonding phase near the machined surface of ultrasonic elliptical vibration cutting of ap=2 μm; i) tungsten phase near the machined surface of ultrasonic elliptical vibration cutting of ap=6 μm; j) bonding phase near the machined surface of ultrasonic elliptical vibration cutting of ap=6 μm; k) comparison of tungsten phase and bonding phase; l) comparison of conventional cutting and ultrasonic elliptical vibration cutting

2.3 表面位錯密度

采用Williamson-Hall（WH）[21]方法計算鎢合金超聲橢圓振動切削和普通切削后工件表層鎢相和粘結相的位錯密度。WH 法是根據材料晶粒細化和晶格畸變造成的X 射線衍射峰寬化效應推導得到的位錯密度，見式(1)[22]。

式中：δ為衍射峰寬的變化；θ為衍射角；ε為應變；λ為X 射線波長；d為平均晶粒尺寸；α=0.9。材料內部由加工產生的應變可以根據式(2)計算得到[23-25]。

其中Δk=Δ2θ(cosθ/λ)，k=2sinθ/λ，Δ2θ為衍射峰寬，取積分寬度或半高寬。求解得到的應變ε，代入位錯密度方程（式(3)），計算得到工件表層位錯密度ρ[25]。

式中：b為伯格斯矢量。

鎢合金超聲橢圓振動切削和普通切削后工件表面的X 射線衍射圖譜如圖9 所示。根據上述推導過程，計算得到鎢合金不同切削深度下有無超聲橢圓振動切削后工件表面鎢相和粘結相的位錯密度，結果如圖10—12 所示。相同切削深度下，鎢合金超聲橢圓振動切削后的工件表面位錯密度明顯高于普通切削，鎢相內的位錯密度遠大于粘結相內的位錯密度。工件表面的位錯密度隨著切削深度的增加略有增大。位錯密度增高的主要原因是，鎢合金在切削過程中發(fā)生嚴重的塑性變形，位錯迅速增殖，進而導致加工表面位錯密度增大。

圖9 切削工件表面的XRD 衍射圖譜Fig.9 XRD pattern of cuttong workpiece surface

圖10 鎢相位錯密度Fig.10 Dislocation density of tungsten phase

2.4 表面層顯微硬度

圖11 粘結相位錯密度Fig.11 Dislocation density of bonding phase

圖12 位錯密度對比Fig.12 Comparison of dislocation density

鎢合金不同切削深度下超聲橢圓振動切削和普通切削工件表面層的顯微硬度變化如圖13 所示。由圖13 可知，相較于材料基體的硬度值(427±12.4)HV，兩種切削方式（UEVC 和CC）加工后的鎢合金試樣表面硬度均有明顯增加，產生加工硬化。相同切削深度下，超聲橢圓振動切削加工后的工件表面硬化程度大于普通切削后的工件表面。同時，隨著切削深度的增加，試樣表面硬化程度也隨之增大。切削加工后，工件表面層的加工硬化與工件亞表面的微觀組織結構以及位錯密度變化有著密切的關系。一方面材料的屈服強度隨著晶粒尺寸的變化滿足Hall-Petch 公式[26-27]：

圖13 顯微硬度對比Fig.13 Comparison of microhardness

式中：σs為材料的屈服強度；σ0為晶粒的晶格摩擦應力；k為Hall-Petch 強化系數(shù)；d為平均晶粒尺寸。由于切削加工后材料亞表面微觀組織中出現(xiàn)明顯的晶粒細化現(xiàn)象，由Hall-Petch 公式可知，晶粒尺寸的減小會導致材料強度的增加，進而引起加工表面硬度的增大；另一方面，材料內部的位錯密度與材料屈服強度滿足Bailey-Hirsch 公式[28]：

式中：M為泰勒因子；αD為強化系數(shù)；G為剪切模量；ρ為位錯密度。由此可知，切削加工后，材料表面較高的位錯密度會引起材料強度的增加，從而造成切削表面的加工硬化。由于超聲橢圓振動切削后工件表面位錯密度更高，所以相較于普通切削超聲切削后的工件，表面硬化程度更明顯。

2.5 表面層殘余應力

不同切削深度下，鎢合金工件在超聲橢圓振動切削和普通切削兩種方式下的殘余應力變化如圖14 所示。由圖14 可知，兩種切削方式加工后的工件表面都產生了一定的殘余壓應力，主要原因是切削過程中受機械應力的影響，刀具對工件表面的擠壓作用使材料表層金屬發(fā)生塑性變形，而工件里層金屬則產生彈性變形，對于工件表層材料的延展起到抑制作用，進而導致加工表面產生一定的殘余壓應力。相同參數(shù)下，超聲橢圓振動切削后，工件表面的殘余壓應力相比于普通切削更大，是因為超聲橢圓振動切削對刀具施加了兩個方向的高頻超聲振動作用，切削過程屬于斷續(xù)切削。在刀具與工件分離階段，摩擦力出現(xiàn)反轉，有利于表面層金屬的塑性流動。同時，Y方向的刀具振動，使得刀具后刀面對于加工表面產生往復熨壓作用，所以超聲橢圓振動切削后工件表面的殘余應力更大。

圖14 殘余應力對比Fig.14 Comparison of residual stress

3 結論

本文采用單因素試驗，研究了有無超聲橢圓振動對鎢合金切削加工表面完整性的影響，并初步探討了其表面完整性的形成機理，得到如下結論：

1）相比于普通切削，相同切削參數(shù)下，超聲橢圓振動切削鎢合金可以明顯改善加工表面粗糙度，提高表面質量。

2）切削加工后的工件亞表面微觀組織中會出現(xiàn)晶粒細化，相比于普通切削，超聲橢圓振動切削后，工件亞表面變質層的厚度更小。

3）相比于普通切削，超聲橢圓振動切削加工后，工件表面層具有更高的位錯密度。

4）鎢合金加工表面產生明顯的加工硬化，超聲橢圓振動切削加工后，工件表面的硬化程度高于普通切削。

5）相比于普通切削，超聲橢圓振動切削鎢合金的工件表面產生更大的殘余壓應力。