GH4169(相当于Inconel718)是体心四方Ni3Nb(γ″)和面心立方Ni 3(Al,Ti,Nb)(γ′)强化的Ni基高温合金,可在600～1000℃的高温氧化气 氛中及燃气腐蚀条件下工作,故在航空、航天领域得到应用.据报道,近35%的高温合金由GH 4169合金制成<1>.GH4169的室温强度σb=1393MPa,切削加工性Kv仅为 0.2,故其小孔攻丝极其困难,主要表现为攻丝总扭矩大、排屑困难、易崩齿或折断<2>.攻 丝总扭矩由切削扭矩和摩擦扭矩两部分组成,而有关摩擦扭矩的研究报道极少.长期以来,国内外 学者大多从刀具材料及其表面处理、加工参数、冷却润滑剂及金属离子添加剂等<3～6>方面着 手来研究难加工材料的切削加工过程,其焦点在于减小切削过程中的摩擦磨损.本文作者在进行扭 矩分割试验的基础上,对Ni基高温合金GH4169攻丝过程中的摩擦特性进行了初步的定量分 析(以摩擦扭矩为评定指标),并通过攻丝对比试验研究了攻丝过程中丝锥的磨损机理,提出可以 采用修正齿丝锥来解决GH4169的攻丝难题.1 实验部分1.1 攻丝摩擦扭矩分析在攻丝 总扭矩(切削扭矩+摩擦扭矩)中,切削扭矩由切削力决定;而切削力主要取决于工件材料本身的 力学性能,并同丝锥的前、后角,切削锥角及切削液等有关.当工件材料及切削条件确定后,只能 从减小摩擦扭矩入手来减小攻丝总扭矩.从丝锥刀齿与被切削螺纹之间的相互作用而言,丝锥的摩 擦扭矩应包括丝锥切削齿的摩擦扭矩和校准齿的摩擦扭矩.图1示出了丝锥结构及刀齿受力分Fi g1 Analysisofstructureandforceofataptooth图1 丝锥结构及刀齿受力分析析示意图.由图1可知,切削齿的摩擦扭矩取决于前刀面与切屑间摩擦 力f、顶后刀面与加工螺纹表面间的正压力N及两侧后刀面与加工螺纹表面间的正压力N1(N2 ).校准齿一般不直接参加切削,而仅起校准、修光和导向作用,故由校准修光产生的切削扭矩通 常加以忽略.即使如此,攻丝过程中的摩擦扭矩仍然很难分割出来.可以将丝锥退回产生的扭矩视 作摩擦扭矩,其产生于N和N1(N2).而由刀-屑间摩擦力f产生的摩擦扭矩无法分割出来. 在此基础上,我们将N和N1(N2)产生的摩擦扭矩从攻丝总扭矩中分割出来,并计算其在攻丝 总扭矩所占的比率.1.2 试验条件试件材质为固溶态Ni基高温合金GH4169,底孔为 5.20mm的通孔,厚15mm;攻丝方式为手攻,无冷却润滑液.丝锥材料均为高速钢W9, 将其制成3种不同形式的丝锥,用于进行攻丝试验.其中校准齿全部切除,分别保留第一、前二、 前三、前四、前五和前六切削齿的M6标准丝锥标记为Q1～Q6;切削齿全部切除,分别保留第 一、前二、前三、前四、前五和前六校准齿的M6标准丝锥标记为J1～J6;另外2种丝锥分别 选用标准丝锥M6和修正齿丝锥M6(切削锥角为7°30′).1.3 攻丝试验在自行研制的 具有计算机动态实时自动检测功能的攻丝试验系统上采集攻丝扭矩.图2示出了攻丝Fig2 S chematicoftappingtestsystem图2 攻丝试验系统示意图试验系统 示意图,其中传感器为薄壁筒电阻应变式扭矩传感器,A/D为HY6022数据采集卡.攻丝前 底孔轴截面各层硬度由HV-1000型(上海)和TIMT-3型(前苏联)显微硬度计检测, 攻丝后丝锥用丙酮清洗,利用HITACHIS-570型扫描电子显微镜(SEM)观察修正齿 丝锥和标准丝锥的磨损表面形貌.2 结果与讨论2.1 扭矩分割试验结果及讨论针对Q系列丝 锥刀齿Q1～Q6和J系列丝锥刀齿J1～J3的攻丝扭矩数据分别示于图3和表1(其中Fig 3 Tappingtorquecurvewithsingletooth图3 丝锥单齿攻 丝扭矩记录曲线表1 丝锥单齿攻丝扭矩与摩擦扭矩Table1 Torqueandfric tiontorqueoftappingwithsingletoothTestTorqu eN·mBacktorqueN·mPercent/%Q21.13-0.3833.6Q3 1.69-0.6337.3Q41.94-0.6935.6Q51.78-0.6737.6 Q61.70-0.8449.4J11.39-0.9467.6J21.11-0.6861 .3J30.62-0.3251.6Total11.36-5.1545.3表1所列为对应 于图3丝锥平稳攻丝阶段的扭矩数据).从图3可以看出,Q1齿攻丝扭矩为0,说明Q1齿不参 加切削.Q2～Q6攻丝扭矩正值为各齿攻丝总扭矩(Torque),它包括切削扭矩以及由f 产生的摩擦扭矩、由N产生的摩擦扭矩和由N1(N2)产生的摩擦扭矩,负值为丝锥退回阶段的 摩擦扭矩(Backtorque),包括由N和N1(N2)产生的摩擦扭矩.J1～J3校准 齿起校准和修光螺纹牙型及导向作用,其扭矩包括切削扭矩和由N与N1(N2)产生的摩擦扭矩 ,退回阶段的扭矩(Backtorque)则为摩擦扭矩.J4～J6齿攻丝扭矩为0,说明仅 J1～J3校准齿起校准作用,J4～J6校准齿不起校准作用,而仅起导向作用.将各齿扭矩的 负值除以正值所得结果即为N1(N2)和N产生的摩擦扭矩占各齿攻丝总扭矩的比率.经计算, Q2～J3齿由N1(N2)和N产生的摩擦扭矩占攻丝总扭矩的45%左右,若能将摩擦力f引 起的摩擦扭矩定量分割出来,则摩擦扭矩占攻丝总扭矩的比率超过45%.这说明在Ni基高温合 金GH4169攻丝中很有必要减小摩擦扭矩.2.2 攻丝对比试验结果及讨论图4分别示出了 标准丝锥和修正齿丝锥攻2孔时的扭矩曲线.可以看出,标准丝锥攻第一孔时的退(a)Firs ttapping(b)SecondtappingFig4 Comparisonofta ppingtorque图4 攻丝扭矩对比曲线回扭矩为3.06N·m,占攻丝总扭矩(7. 2N·m)的45%左右<见图4(a)>,说明此时N1(N2)和N所产生的摩擦扭矩是导致 GH4169攻丝困难的主要原因.标准丝锥攻第二孔时的退回扭矩为7.1N·m<参见图4( b)>,同攻第一孔时的退回扭矩相比,此时摩擦扭矩增幅达130%左右,这说明丝锥攻第一孔 后发生了严重磨损.采用扫描电子显微镜观察攻第一孔后的丝锥磨损表面形貌发现,丝锥的顶后刀 面和两侧面磨损十分严重<见图5(a)>.这是因为丝锥顶后刀面和两侧面与加工螺纹表面接触 面积大,已攻螺纹表面的弹性后效产生较大的正压力N和N1(N2),进而引起摩擦力增大,即 摩擦扭矩增大.与此同时,合金中含有高硬度化合物(如TiC、VC)、Al2O3和SiO2 硬质点以及严重的加工硬化层,亦使得刀具磨损加剧<7>,摩擦扭矩增大.我们通过维氏硬度检 测考察了GH4169的加工硬化情况,将线切割剖开的底孔轴截面用王水腐蚀处理后,分别用H V-1000型(上海)和TIMT-3型(前苏联)显微硬度计测量加工硬化情况,发现硬化层 深度约为400μm,基体硬度为240HV;距表面40μm处的硬度为490HV,可见此时 加工硬化程度Np高达200%.而丝锥每齿切削厚度仅为35μm,因此可以认为在攻丝加工中 ,丝锥刀齿实际上是在GH4169材料的硬化层上进行切削.此外,丝锥刀齿后刀面与侧面均出 现了明显的磨损沟,并存在粘着物甚至崩刃<见图5(a)>,对应于GH4169标准丝锥攻丝 中的常见现象,并同图4所示标准丝锥攻丝时的大摩擦扭矩情况相符.由图4可知,标准丝锥和修 正齿丝锥攻第一孔时的退回扭矩分别为3.06N·m和1.10N·m,该扭矩是N1(N2) 和N产生的摩擦扭矩;同标准丝锥相比,修正齿丝锥的摩擦扭矩减小至1.96N·m,降低幅度 约为65%.结合前述扭矩分割试验结果可以看出,摩擦扭矩占攻丝总扭矩的45%,则修正齿丝 锥可减小攻丝总扭矩约30%.此外,该修正齿丝锥连攻2孔时的攻丝总扭矩分别为3.7N·m 和4.2N·m,扭矩递增仅约13.5%;退回扭矩(摩擦扭矩)分别为1.1N·m和1.2 N·m,增幅仅约10%,可见摩擦扭矩是扭矩递增的主要因素.用扫描电子显微镜观察攻第三孔 后的修正齿丝锥发现,其顶后刀面与侧面仍然存在磨损沟,但同标准丝锥相比粘结明显减轻<见图 5(b)>.由图6所示的成形原理仿真过程可以更好地理解修正齿丝锥显(a)Weargro ovesinthebackfaceofstandardtaptop(b)Weargro ovesinthebackfaceofmodified-toothtaptopFig5 SEMimagesofthewornsurfacesoftwotaps图5 两丝锥磨 损表面形貌SEM照片Fig6 Simulationofformingmechanism forstandardandmodified-toothtaps图6 标准丝锥和修正齿 丝锥成形原理仿真著减小摩擦扭矩的原因.换言之,标准丝锥采用成形法加工螺纹,其齿形角α0 与螺纹齿形角α1相等,刀齿与被切螺纹不仅在顶刃切削区接触,而且在两侧面完全接触,从而增加了刀齿与被切螺纹表面间的摩擦面积.而修正齿丝锥采用渐成法加工螺纹,齿形角α0(55°)小于被切螺纹齿形角α1(60°),因此,攻丝时丝锥刀齿侧面与被切螺纹侧表面间形成侧隙角κr,而且刀齿齿侧仅同正在切削的螺纹侧面一个厚度切削层接触,因而刀齿与被切螺纹侧面间的摩擦 接触面积减小,被切螺纹因大弹性变形而夹住丝锥齿的可能性减小,故摩擦扭矩减小.修正齿丝锥 连攻7孔时的攻丝总扭矩分别为3.7N·m、4.2N·m、4.7N·m、5.1N·m、5 .4N·m、5.5N·m、6.1N·m,扭矩增幅平均约为9%.由此可知同标准齿相比,修正齿丝锥的攻丝效率可提高7倍以上.3 结论a. 采用标准丝锥对Ni基高温合金G
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