引言

鈦合金構件在銑削過程中會產生較大的殘余應力，殘余應力的分布受多因素作用，尤其是構件的初始狀態和銑削參數會對銑削殘余應力的大小產生重要影響。初始殘余應力的存在不僅影響材料流動應力響應，從而造成銑削過程中應力的響應差異，而且對材料銑削加工后卸載后的殘余應力分布產生影響[1]。而銑削過程中粗加工與精加工相比，每齒切削厚度與進給速度的不同往往會導致顯著的熱應力[2];同時，精銑加工的多道次累積也會對殘余應力造成影響[3]。因此，探究初始殘余應力和銑削參數對銑削殘余應力的影響，揭示不同微觀結構演變規律下的殘余應力變化，分析不同工藝狀態下的主導作用是很有必要的。

初始殘余應力不僅會影響材料性能，也會對銑削后殘余應力的分布產生重要影響。羅軍等[4]研究發現初始殘余拉應力會使鈦合金疲勞壽命大幅縮短，初始殘余壓應力會使疲勞壽命增加。張占昌等[5]研究發現隨著切削加工的進行，零件內應力失去原有的平衡，零件毛坯內的殘余應力由于切削而發生變化，一部分殘余應力隨著切屑和切削熱被帶走，另一部分殘余應力由于切削熱和切削力的影響而增大，殘余應力的分布呈現不均勻性。MAY等[6]采用有限元方法，結合壓桿試驗與正交切削試驗，探究了初始應力對切削過程的影響，揭示了初始拉應力和壓應力對切削應力分布、切削力和刀尖溫度的不同影響，進一步強調了初始應力大小和分布范圍在切削過程中的重要性。

薄壁構件的幾何精度更容易受到初始殘余應力與銑削后殘余應力的疊加作用的影響。王民等[7]研究了初始殘余應力和切削過程產生的殘余應力對薄壁件變形的影響，通過對比含有和不含初始殘余應力的切削模型，發現兩者均對薄壁件變形有顯著影響，且不含初始殘余應力的工件變形量相對較小。王亞楠等[8]則針對鋁合金T形構件，探究了坯料初始殘余應力對加工變形的影響，通過建立仿真模型發現初始殘余應力主要影響工件底部的曲翹變形，且對壁厚較薄的構件影響尤為顯著。同樣地，GAO H等[9]探究了初始殘余應力對薄壁件銑削加工的影響，基于有限元模擬和理論計算的等效彎曲剛度，提出了半解析加工變形預測模型，并通過典型案例的加工變形驗證了模型的有效性，基于該模型研究發現，當殘余應力沿厚度方向中性面對稱分布時，坯料表面下一定厚度內的殘余應力是決定最終加工變形的主要因素。ZHANG H等[10]在分析切削力與加工殘余應力對變形的影響中耦合了初始殘余應力，發現切削后TC4葉片整體的變形減小，為利用初始殘余應力減小薄壁葉片加工變形提供了新的方法。

在切削深度等參數方面的研究中，周惠敏等[11]采用考慮螺旋角的二維連續銑削仿真模型分析銑削工藝對鈦合金輪盤表面殘余應力的影響，發現銑削工藝引入表面殘余應力為壓應力，影響殘余應力深度為0~100μm，并且隨著深度的增加，殘余壓應力逐漸減小。LI B Z等[12]研究了薄壁件粗加工和精加工過程中不同切削深度下殘余應力和變形的分布情況，發現隨著切削深度的減小，加工表面的殘余應力及其影響深度也相應減小;同時發現在切削過程中刀具路徑中間會形成較小的殘余壓應力，沿刀具邊緣會產生較大的殘余壓應力。同樣地，LIU Y等[13]探究了連續切削對304不銹鋼加工層殘余應力的影響，發現第2次切削可以將第1次切削中加工表面上的拉伸殘余應力轉化為壓縮殘余應力。JIANG X等[14]提出了一個數學模型以量化不同參數組合下機械應力與熱應力的疊加關系，認為在銑削深度恒定的情況下，力熱比更高的組合參數有利于在表面形成殘余壓應力。靳淇超等[15]通過正交試驗研究了銑削參數對加工殘余應力的影響，發現當進給量增加和銑削速度減小時，表面殘余壓應力會逐漸減小;而當銑削寬度和銑削深度增加，表面殘余壓應力無明顯變化。

當前，針對鈦合金銑削后殘余應力的預測分析較多，但結合初始殘余應力進行殘余應力演化機制的研究相對匱乏，而且缺乏結合微觀結構演變規律作為基礎支撐。因此，本文針對TC4用簡化鍛坯，研究了鈦合金構件在鍛造中產生的殘余應力對銑削過程新產生的殘余應力的影響，同時探究了銑削參數對銑削殘余應力的影響。對退火前后的鍛件分別進行粗加工和精加工兩組不同切削參數的切削試驗，加工后取點測量殘余應力，觀察試樣的微觀組織，分析初始殘余應力和銑削參數對銑削殘余應力的影響，揭示了銑削殘余應力的演化機制。

1、鍛件熱處理試驗

1.1 試驗操作

為了驗證鍛件初始殘余應力對銑削殘余應力的影響，試驗中需要做兩組對照試驗，一組試樣保留初始殘余應力直接進行銑削加工，一組試樣通過熱處理去除鍛件的殘余應力之后再進行銑削加工。鍛件的初始殘余應力表現為表面呈現拉應力狀態，內部呈現壓應力狀態，從表面向內部殘余應力逐漸趨于壓縮性。根據以往的研究，對鈦合金鍛件加熱到一定的溫度，并保溫一定的時間，鍛件內部的殘余應力會逐漸消除。史建軍等[16]研究發現:當加熱溫度低于650℃時可以去除85%以上的殘余應力，試樣的力學性能與退火前相近，且保溫2h后殘余應力無明顯下降趨勢。因此本試驗中熱處理參數為:加熱1h到600℃，然后保溫2h并隨爐冷卻。試驗通過真空加熱爐完成。

1.2 殘余應力分析

熱處理完成后，將試樣取出，選擇點位測量殘余應力，并選取外側點位進行初始殘余應力對比。

鍛件退火后的殘余應力處于較低水平，與退火前相比，90%以上的殘余應力被去除，充分證明了鍛件退火對釋放殘余應力的作用。由于內側在退火過程中保持溫度變化一致，側壁較厚，內部夾角足夠大，因此內外側差異不足以作為退火過程中限制殘余應力釋放的約束條件，可以認為退火后的鍛件殘留的初始殘余應力對銑削過程幾乎不產生影響。

2、鍛件銑削試驗

2.1 試驗過程

為了探究初始殘余應力的影響，將銑削試驗分為兩組，一組對原始鍛件進行銑削加工，一組對去應力退火后的鍛件進行銑削加工。同時為了分析銑削參數對殘余應力的影響，試驗采用粗加工和精加工兩組加工參數，具體工藝參數選擇如表1所示。兩組加工方式銑削速度和銑削總深度一致，只改變刀具的進給量和每道次銑削深度。銑削刀具采用直徑為Φ10mm的端銑刀，刀具母材為鎢鋼，在表面有硬質涂層。鈦合金屬于難加工材料，在銑削過程中產生大量的熱量，需要采用銑削液對刀具冷卻降溫。較大的進給量和銑削深度容易使刀具產生嚴重的磨損,為延長刀具使用壽命,粗加工與精加工在鈦合金銑削過程中的區分主要依靠表面粗糙度，對應在進給量上的差異大致可以分為低于275mm·min-1為精加工[17]。銑削方案如表1:粗加工中，銑削總深度為1mm，每道次銑削深度為0.2mm，通過5道次完成加工;在精加工中，銑削總深度為1mm，每道次銑削深度為0.1mm，通過10道次完成加工。

表1 銑削加工基本參數

銑削加工表面為外表面寬面和窄面，以及內表面寬面。但由于鍛件的形狀并不是規則的，因此需要考慮試樣的裝夾問題，銑削時對試樣外表面采用夾具夾持，對試樣內表面采用AB膠進行粘接。針對鍛件的V型結構，中間夾角為105°，在外側裝夾時需要對裝有夾具的工作臺進行傾斜，然后通過定位刀具來對試樣進行定位，保證銑削在同一平面上進行，避免銑削深度方向存在偏差。另一側銑削前需重新裝夾定位。外側銑削并測量殘余應力后，再通過粘接對內側加工。大面積接觸的AB膠可以有效抑制銑削過程中工件與夾具之間的平面內剪切，并顯著降低高頻振動，確保了整體結構的高剛度、高阻尼和低變形。

2.2 殘余應力分析

定義沿鍛件長度方向為X方向，沿鍛件寬度方向為Y方向，對鍛件外側X方向和Y方向的殘余應力進行測量，鍛件內側的加工表面因鍛件形狀導致X射線衍射(XRD)檢測時設備的旋轉角度受限，因此內側僅測量X方向殘余應力。分別取外表面的兩側和內表面的一側不同位置的點測量殘余應力值，測量點位于切削路徑上的中點和1/4位置。

熱處理去除初始殘余應力的試樣經粗加工銑削后的殘余應力如圖5所示，粗加工后不同位置沿X方向殘余應力均為壓應力，絕對值最大的為(261.3±18.9)MPa，絕對值最小的為(188.5±9.8)MPa。不同位置沿Y方向殘余應力均為拉應力，最大值為(113.4±25.6)MPa，最小值為(83.9±34.1)MPa。

粗加工完成后進行1mm深度的精加工。銑削完成后測量外側寬面的表面殘余應力，如圖6所示。結果表明精加工后不同位置沿X方向和Y方向的殘余應力均為壓應力，其中沿X方向最大值為(-533±18.8)MPa，最小值為(-507.1±27.5)MPa，沿Y方向最大值為(-314.2±24.6)MPa，最小值為(-230.2±27.6)MPa。

分析粗、精加工后的殘余應力分布和數值偏差發現，退火后的初始狀態比較均勻，殘余應力值存在偏差是因為去應力退火并不能完全去除鍛件的殘余應力，不同位置殘留的殘余應力數值存在差異，導致銑削后不同位置的殘余應力存在一定的偏差。

對含有初始殘余應力的試樣粗加工銑削后的殘余應力進行了測量分析，如圖7所示。結果表明粗加工后不同位置沿X方向殘余應力和沿Y方向殘余應力均為殘余壓應力，其中沿X方向殘余應力最大值為(-546.2±29)MPa，最小值為(-286.1±22.3)MPa;沿Y方向殘余應力最大值為(-268.0±加工后不同位置沿X方向殘余應力和沿Y方向殘余。

粗加工完成后進行1mm深度的精加工，之后測量表面殘余應力，如圖8所示。結果表明精加工后不同位置沿X方向殘余應力和沿Y方向殘余應力均為殘余壓應力，其中沿X方向殘余應力最大值為(-485.2±25.9)MPa，最小值為(-395.2±18.7)MPa;沿Y方向殘余應力最大值為(-308.3±24.4)MPa，最小值為(-234.2±33.5)MPa。

對比退火前后的鍛件切削后的殘余應力發現:含有初始殘余應力使鍛件粗切削后的殘余應力更具壓縮性，且壓應力數值更大;初始殘余應力對精加工后的殘余應力影響不大。鍛件的初始殘余應力表現為表面呈現拉應力狀態，內部呈現壓應力狀態，從表面向內部殘余應力逐漸趨于壓縮性。粗加工去除了表面的殘余拉應力層，相對于退火鍛件，未退火鍛件中的壓應力使粗加工后的殘余應力依然保持較大的壓縮性。隨著切削深度的增加，初始殘余應力對切削過程的影響逐漸下降。精加工每道次的切削深度和進給量的降低導致切削力下降。

已有研究表明，殘余應力隨切削深度和進給量的減小而減小。但以往研究通常只對試樣進行單道次切削，沒有考慮殘余應力的累積效應。切削時每道次加工產生的殘余應力均有一定的影響深度，因此，隨總切削深度的增加，未被去除區域的殘余應力受累積效應影響會逐漸增加，導致精加工后的殘余應力大于粗加工后的殘余應力。累積效應主要影響X方向殘余應力的分布，因為X方向為切削加工路徑方向。LI Y等[18]進行了高速銑削加工表面殘余應力累積效應的試驗，累積效應影響了未銑削層材料的流動應力水平，并進一步使其塑性變形增加，從而導致不同累積道次的應力分布響應存在差異，最終影響殘余應力的大小和分布。因此，在精加工中，殘余應力的大小主要受切削道次的累積效應影響，退火前后的鍛件精加工后的殘余應力大小比較接近，且具有較強的壓縮性。

3、微觀組織分析

對退火前后的鍛件微觀組織進行對比分析，如圖9所示。發現鍛造后部分區域的晶粒受變形影響，晶粒扭曲且存在不規則形狀。在粗大晶粒的晶界發現來不及長大的再結晶晶粒。通過去應力退火處理，消除了鍛件內部絕大部分殘余應力，扭曲的晶粒得到恢復，再結晶晶粒略有長大，鍛件微觀組織尺寸偏差降低。

極圖展示了晶體取向分布。當試樣內部存在殘余應力時，會影響晶體的取向，通過分析材料中的織構變化可以間接反映殘余應力的狀態。對鍛件退火前后α相極圖進行分析，如圖10所示，發現退火前試樣在<0001>方向上有較強的取向，退火后該取向強度減弱，且由極圖變化推測再結晶晶粒的<0001>平行于軋向。對鍛件退火前后β相極圖進行分析，如圖11所示，發現退火前后試樣在<100>方向上和<111>方向上有較強的取向，退火后晶體取向多樣化，且織構強度明顯降低。兩相退火后晶體取向強度最大值均小于退火前;這表明通過退火處理，晶體取向多樣化，退火過程中的再結晶和晶粒長大有助于釋放和重新分布內部應力，從而降低殘余應力。

銑削區域的微觀組織表征如圖12所示，與圖9相比發現，未退火的鍛件銑削后的晶粒基本保留了鍛造后的狀態，受殘余應力影響，晶粒大小分布不均，存在許多破碎的細小晶粒;退火后的鍛件銑削后的晶粒相對均勻，細小的晶粒有所長大。在粗加工過程中，銑削深度和進給量較大，材料表面和內部受到較大的銑削力和熱影響，晶粒分布不均勻;在精加工過程中，銑削深度和進給量較小，銑削力和熱影響也相應減小，加工后的晶粒尺寸更小且分布更加均勻。

試樣粗加工和精加工后α相的幾何必須位錯密度(Geometrically Necessary Dislocations,GNDs)如圖13所示。GNDs的變化可以反映加工過程中材料內部塑性應變積累的情況，而塑性應變梯度可以間接表明材料中殘余應力的大小。大量的GNDs網絡支撐的長程內應力場在宏觀尺度無法松弛，即殘余應力。粗加工后的試樣GNDs平均值為6.08×101?m?2，精加工后的試樣GNDs平均值為9.04×101?m?2，相對粗加工提升48.7%。粗加工銑削速度快，加工時間相對較短，材料內部的應變積累程度不高;而精加工時由于銑削道次增加，加工時間長，初始殘余應力在多道次累積銑削過程中逐漸減弱，使得最終已加工表面的殘余應力分布主要受到累積作用的影響。材料在多道次銑削過程中會進行多次熱力耦合應力加載，對應的未銑削層會產生一定的位錯硬化與晶粒細化，使其本構狀態發生變化，從而導致不同道次之間的應力集中分布狀態存在差異，進一步加劇材料已加工表面與亞表層的塑性應變梯度，使內部的幾何必須位錯積累，平均GNDs升高。

4、結論

(1)未退火鍛件粗加工銑削后殘余應力更具壓縮性，且數值更大;未退火的鍛件精加工銑削后的殘余應力與退火后的鍛件基本接近，表現為較大的殘余壓應力。

(2)初始殘余應力對銑削過程的影響主要集中在材料表層，隨著銑削深度的增加，初始殘余應力的影響逐漸降低，銑削道次的累積效應逐漸增加;粗加工殘余應力主要受初始殘余應力影響，而精加工殘余應力主要受累積效應影響。

(3)分析殘余應力測量點的微觀組織，發現退火處理的工件銑削后的晶粒相對均勻，細小的晶粒長大，織構強度降低;精加工后的晶粒尺寸更加細小和均勻;GNDs分布進一步表明鍛件精加工銑削后存在較高的殘余應力。

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（注，原文標題：熱處理狀態和銑削工藝參數對鈦合金鍛件銑削后殘余應力分布與演化機制的影響_涂彬琳）

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