面向GH4169高溫合金高效精密加工的超聲振動(dòng)銑削工藝研究，結(jié)合仿真預(yù)測(cè)與試驗(yàn)驗(yàn)證，確定最優(yōu)切削參數(shù)組合，為航空發(fā)動(dòng)機(jī)高溫合金構(gòu)件低損傷低應(yīng)力高質(zhì)量數(shù)控加工提供理論與技術(shù)依據(jù)

GH4169高溫合金是一種高合金化的Ni基時(shí)效合金,Cr為主要合金元素,同時(shí)采用Co、W、Mo、Al、Ti、Nb、Mg、B等元素進(jìn)行綜合強(qiáng)化[1-3]。因其在高溫、超高溫條件下具有良好的高溫力學(xué)性能和抗高溫氧化能力,長(zhǎng)期服役于溫度范圍在650℃~1000℃的環(huán)境中，主要作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)零部件、燃?xì)廨啓C(jī)葉片及航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤等需要耐高溫和耐腐蝕性能零部件的關(guān)鍵材料。由于高溫合金具有強(qiáng)度高、熱導(dǎo)率低、塑性高和韌性大的特點(diǎn)，因此在切削加工時(shí)會(huì)面臨切削熱高與切削力大的挑戰(zhàn)，材料內(nèi)部易產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象，刀具亦會(huì)發(fā)生磨損、黏結(jié)和擴(kuò)散等多種形式的磨損，進(jìn)而嚴(yán)重影響刀具使役壽命，最終降低成型件加工質(zhì)量[6-7]。

銑削方式對(duì)切削溫度、切削力和材料表面質(zhì)量等因素具有重大影響，超聲輔助銑削(UAM)是一種通過(guò)超聲波給刀具施加高頻振動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)微觀上刀-屑分離的加工技術(shù)[8]。通過(guò)超聲波的高頻振動(dòng)，可以降低切削阻力、提高加工精度和表面質(zhì)量,同時(shí)延長(zhǎng)刀具使用壽命[9-11]。對(duì)于UAM的加工,近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其展開大量的研究。AZARHOU等[12-13]通過(guò)使用超聲振動(dòng)輔助鉆削的加工方式對(duì)鎳基高溫合金Inconel738-LC進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并與常規(guī)鉆削方式進(jìn)行對(duì)比。研究發(fā)現(xiàn)，在超聲振動(dòng)加工下的孔，其圓度、圓柱度、孔外徑和表面粗糙度都被不同程度地優(yōu)化，從而顯著提高了加工質(zhì)量。肖強(qiáng)等[14]也通過(guò)建立超聲振動(dòng)銑削鎳基高溫合金的銑削力模型，仿真分析銑削力與超聲振動(dòng)的頻率、振幅之間的關(guān)系，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明:使用超聲振動(dòng)輔助銑削后，在一定范圍內(nèi)，隨著超聲波頻率和振幅的增大，銑削力減小，試件切削痕跡平滑、表面形貌圓潤(rùn)，顯著改善了加工表面質(zhì)量。Maurotto等對(duì)AlSi316L材料在40kHz~60kHz超聲頻率輔助下銑削與常規(guī)銑削相比研究，超聲振動(dòng)輔助銑削有效改善表面質(zhì)量、降低殘余應(yīng)力倪陳兵也對(duì)鈦合金進(jìn)行超聲輔助銑削和傳統(tǒng)銑削的對(duì)比研究[16],研究結(jié)果表明:超聲振動(dòng)可以降低銑削力峰值,使切削力相比傳統(tǒng)銑削降低60%左右;超聲輔助振動(dòng)銑削后的已加工表面形貌也比傳統(tǒng)銑削有明顯提高。

綜上所述，因此探究GH4169不同銑削方式下對(duì)切削溫度、切削力和材料表面質(zhì)量的影響規(guī)律至關(guān)重要。國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)已經(jīng)驗(yàn)證超聲輔助加工在車削、鉆孔高溫合金與銑削其他金屬等方面提供了更好的性能，但是在銑削高溫合金方面較為缺少系統(tǒng)性的規(guī)律總結(jié)。本文首先利用ABAQUS仿真軟件進(jìn)行切削仿真,分別建立常規(guī)切削與超聲振動(dòng)輔助切削方式下的二維有限元模型,通過(guò)理論模擬仿真超聲振動(dòng)在切削性能上的優(yōu)勢(shì)。其次過(guò)正交試驗(yàn)驗(yàn)證超聲振動(dòng)輔助銑削方式下銑削參數(shù)對(duì)切削溫度、切削力和已加工表面質(zhì)量的影響，為高溫合金GH4169的實(shí)際加工提供了理論支撐和技術(shù)指導(dǎo)。

1、有限元仿真模擬

1.1模型建立

在軟件ABAQUS上建立二維銑削仿真模型,通過(guò)此模型的模擬,重點(diǎn)關(guān)注超聲振動(dòng)輔助切削對(duì)比常規(guī)切削時(shí)性能的變化規(guī)律。建立刀具及工件模型，刀具為二維平面刀具，前角3°,后角5°。工件尺寸長(zhǎng)4mm高1.5mm,底端固定。建立溫度-位移耦合分析步，并對(duì)刀具和工件劃分網(wǎng)格，如圖1所示。網(wǎng)格單元類型為CPE4RT:四結(jié)點(diǎn)熱耦合平面應(yīng)變四邊形單元,網(wǎng)格細(xì)化區(qū)域深度為0.6mm。

1.2材料本構(gòu)和損傷準(zhǔn)則

為了模擬材料去除和切屑分離，需提供材料的流動(dòng)應(yīng)力模型作為應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的函數(shù)。流動(dòng)應(yīng)力與應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度之間的關(guān)系由數(shù)學(xué)關(guān)系(本構(gòu)方程)定義。材料本構(gòu)模型是成功模擬切削過(guò)程的最重要因素，且是仿真計(jì)算中的核心問(wèn)題之一，不同的本構(gòu)模型參數(shù)會(huì)對(duì)模型產(chǎn)生不同的影響。J-C模型[17]于1983年提出后備受關(guān)注，其主要應(yīng)用于金屬材料在大變形、高應(yīng)變率、高溫條件的本構(gòu)模型。而材料的切削過(guò)程就是一個(gè)在高速情況下的變形響應(yīng)，J-C本構(gòu)模型可描述應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度三者的耦合對(duì)應(yīng)力的影響,其表達(dá)式(1)如下所示。

式中:p為等效塑性應(yīng)變率; ε p 為等效塑性應(yīng)變; σ為等效流動(dòng)應(yīng)力;po為準(zhǔn)靜態(tài)塑性應(yīng)變率;T、T、Tm分別為瞬時(shí)溫度、環(huán)境溫度、工件材料的熔點(diǎn)溫度;A、B、C、n和m為材料常數(shù)，具體數(shù)值,見表 1 [18]。

表1 GH4169J-C本構(gòu)模型參數(shù)

工件材料切屑的分離準(zhǔn)則可以表現(xiàn)出切削過(guò)程的物理本質(zhì)。當(dāng)材料的溫度和應(yīng)變率增加時(shí),材料失效的可能性也會(huì)隨之增加。本文采用了 J-C斷裂準(zhǔn)則 [18],該準(zhǔn)則適用于材料在高速高壓下的變形,綜合考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率、應(yīng)力和溫度對(duì)切削過(guò)程的影響。公式的表達(dá)為式(2)、式(3), D1-D5參數(shù),見表 2。 G H4169的其他性能參數(shù),見表 3 [19]。

表2 GH4169J-C斷裂準(zhǔn)則參數(shù)

表3 GH4169其他性能參數(shù)

1.3仿真參數(shù)設(shè)置

各組仿真切削參數(shù)見表4。模擬不同切削參數(shù)在常規(guī)切削和超聲振動(dòng)切削下的切削性能,常規(guī)切削仿真為 CM1、CM2、CM3,超聲振動(dòng)仿真切削仿真為 UAM1、UAM2、UAM3。超聲振動(dòng)仿真切削參數(shù)與常規(guī)銑削相同,分別在工件的 X方向(切削速度方向)和 Y方向(切削深度方向)賦予簡(jiǎn)諧振動(dòng)的幅值函數(shù),其中頻率 f =  10kHz,縱向振幅 A =  1μm、橫向振幅B=1μm初始相位角為β=90°。

表4仿真參數(shù)

1.4仿真結(jié)果分析

1.4.1應(yīng)力場(chǎng)、溫度場(chǎng)仿真

如圖2所示,為隨機(jī)整個(gè)時(shí)間段工件位移曲線,工件的振動(dòng)頻率在 10kHz,振幅在 1μm,與設(shè)置的超聲振動(dòng)參數(shù)完全吻合。如圖 3所示,為仿真切削過(guò)程中的應(yīng)力場(chǎng)云圖(CM3、UAM3)。

通過(guò)分析發(fā)現(xiàn)，切削過(guò)程中在第一變形區(qū)產(chǎn)生了應(yīng)力集中,這是由于切削時(shí)發(fā)生了剪切滑移變形所導(dǎo)致的。在超聲振動(dòng)切削過(guò)程中,由于刀具在切削方向上存在超聲振動(dòng),因此切削是斷續(xù)進(jìn)行的。在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi),刀具只有部分時(shí)間在有效切削，其切削過(guò)程分為刀具切削退出過(guò)程以及刀具切削進(jìn)入過(guò)程。在一個(gè)周期內(nèi)，刀具以極高的峰值速度沖擊材料,最大Mises應(yīng)力分布于剪切區(qū)。隨后速度減緩,導(dǎo)致最大Mises應(yīng)力值下降。隨后速度進(jìn)一步降低至退刀。完成退刀后，刀具再次沖擊切屑，并循環(huán)進(jìn)行。

超聲振動(dòng)的應(yīng)力集中區(qū)域明顯低于常規(guī)切削，這是因?yàn)檎駝?dòng)切削能夠改變切削過(guò)程中材料的應(yīng)變行為，降低切削過(guò)程中的流動(dòng)應(yīng)力，從而改善加工效果和工件的加工質(zhì)量。超聲振動(dòng)對(duì)切削區(qū)域的應(yīng)力有一定影響，可以在一定程度上減少切削過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力。如圖3兩種切削方式下應(yīng)力云圖分布。常規(guī)切削的最大應(yīng)力為2197MPa,而超聲振動(dòng)切削在刀具切入工件階段時(shí)，由于工件第一變形區(qū)受到擠壓，其最大應(yīng)力為2213MPa高于常規(guī)切削。而在刀具速度減緩至退刀階段(卸載過(guò)程)及再次切入階段的最大應(yīng)力均低于常規(guī)切削。

統(tǒng)計(jì)刀具速度減緩至退刀階段最大應(yīng)力結(jié)果與常規(guī)切削最大應(yīng)力結(jié)果后發(fā)現(xiàn)，UAM1對(duì)比CM1下降1.5%，UAM2對(duì)比CM2下降1.9%,UAM3對(duì)比CM3下降4.4%,如圖5(a)所示。

如圖4所示，為CM3、UAM3仿真切削的最大溫度結(jié)果。通過(guò)觀察發(fā)現(xiàn)施加超聲振動(dòng)后切削區(qū)最大溫度會(huì)明顯降低，如圖5(b)所示UAM1對(duì)比CM1下降3.5%,UAM2對(duì)比CM2下降11.9%，UAM3對(duì)比CM3下降14.2%。主要原因?yàn)槌曊駝?dòng)切削的振動(dòng)作用使得刀具與工件頻繁的分離,分離是沒(méi)有進(jìn)行切削，振動(dòng)切削刀具的高頻振動(dòng)作用下，切削速度加快,切削頻率增加,使得切削區(qū)域內(nèi)的熱量更快地被釋放出來(lái)。并且超聲振動(dòng)切削時(shí)會(huì)使工件摩擦系數(shù)降低[20],摩擦熱會(huì)相應(yīng)減少。

1.4.2切削力

通過(guò)對(duì)刀具反力的輸出提取切削力的變化情況,如圖6所示。

通過(guò)分析發(fā)現(xiàn)超聲振動(dòng)切削能大幅度的減小切削力。刀具與工件的周期性分離會(huì)降低加工過(guò)程中的平均切削力2]。提取各組切削力的平均值進(jìn)行對(duì)比,如圖7所示。

UAM1對(duì)比CM1的切削力在X方向下降了40.9%,Y方向下降了31.5%,UAM2對(duì)比CM2的切削力在X方向下降了34.4%,Y方向下降了40.8%,UAM3對(duì)比CM3的切削力在X方向下降了15.1%，Y方向下降了50%。仿真結(jié)果表明，超聲振動(dòng)切削可以減小刀具進(jìn)給方向和垂直方向切削力，且通過(guò)分析仿真結(jié)果數(shù)據(jù)，最大可減小50%的切削力，最小可減小11%的切削力。

2、試驗(yàn)材料與方法

2.1試驗(yàn)條件

加工系統(tǒng)如圖8所示。

包含CNC立式加工中心、FLIR T630sc熱像儀、瑞士kistler力傳感器和Dynoware軟件構(gòu)成的切削力測(cè)量系統(tǒng)以及數(shù)控波超聲發(fā)生器以及超聲刀柄組成的超聲振動(dòng)切削系統(tǒng)。試驗(yàn)材料為50mm6mm10mm的GH4169高溫合金，刀片為硬質(zhì)合金材質(zhì)，刀具為直徑12mm的單刃方肩銑刀。加工過(guò)程中使用測(cè)力儀測(cè)量系統(tǒng)輸出切削力，通過(guò)紅外相機(jī)實(shí)時(shí)測(cè)量切削溫度。試驗(yàn)完成后，使用VHX-2000C超景深光學(xué)顯微鏡觀察工件表面形貌與刀具磨損,使用便攜式粗糙度儀測(cè)量粗糙度。

2.2試驗(yàn)參數(shù)

設(shè)計(jì)了常規(guī)與超聲振動(dòng)三因素三水平的正交對(duì)比試驗(yàn)，進(jìn)行正交分析與對(duì)比分析,常規(guī)試驗(yàn)切削參數(shù)見表5,銑削寬度固定為10mm。超聲振動(dòng)試驗(yàn)切削參數(shù)與常規(guī)試驗(yàn)相同，并在此基礎(chǔ)上增加超聲振動(dòng)載荷。超聲波發(fā)生器提供20000Hz的超聲頻率,通過(guò)超聲刀柄轉(zhuǎn)化為振幅,振幅值為1μm,達(dá)到超聲振動(dòng)銑削的效果。

表5正交試驗(yàn)參數(shù)表

3、結(jié)果與討論

3.1切削力和切削溫度分析

通過(guò)分析測(cè)力儀采集的切削力原始數(shù)據(jù)如圖9所示、熱像儀采集的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)如圖10所示,得到切削力和切削表面溫度的試驗(yàn)結(jié)果, F x 為徑向切削力, F z 為軸向切削力, F y 為進(jìn)給切削力。提取銑刀每轉(zhuǎn)過(guò)一刃階段三個(gè)方向的切削力峰值的平均值，提取熱像儀右側(cè)圖例中的最大溫度為切削溫度，見表6、表7。

表6常規(guī)試驗(yàn)切削力、切削溫度結(jié)果

表7超聲振動(dòng)試驗(yàn)切削力、切削溫度結(jié)果

通過(guò)分析發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)銑削對(duì)比常規(guī)銑削切削力下降顯著，F(xiàn)xU5較C5下降率最高約為56%，U2較C2下降率最低約為7%。FyU5較C5下降率最高約為70%,U6較C6下降率較低約為1.8%。F2U6較C6下降率最高約為42%,U3較C3下降率最低約為4.7%。超聲振動(dòng)切削的切削力下降主要原因?yàn)?切削過(guò)程中材料的降低屈服閾值，超聲振動(dòng)切削可以通過(guò)振動(dòng)作用改變切削區(qū)域材料的應(yīng)力狀態(tài)，降低了材料的屈服極限,使材料更容易發(fā)生塑性變形,并改善了切削過(guò)程的穩(wěn)定性,減小了切削區(qū)域的摩擦阻力,從而降低了切削力的大小。切削溫度下降率最高可至34%(U2)。U1至U6對(duì)比C1至C6切削溫度下降較大，分別為10%、34%、12%、14%、22%、32%，而U7、U8、U9的切削溫度下降較低。其原因在于切削速度大在切削區(qū)域產(chǎn)生了較高的熱量，但是在超聲振動(dòng)切削過(guò)程中，由于振動(dòng)作用可能會(huì)導(dǎo)致切削區(qū)域內(nèi)的局部熱量積累，影響了切削溫度的下降。因此，超聲振動(dòng)切削并不能有效降低較高切削速度的局部熱量積累。

3.2刀具磨損及已加工表面分析

使用表面粗糙度儀，如圖11所示。分別在已加工表面選取5個(gè)測(cè)試點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量，將測(cè)量結(jié)果取平均值得到每組試驗(yàn)的表面粗糙度值。

采用VHXJ250超景深三維立體光學(xué)顯微鏡對(duì)表面形貌和刀具磨損進(jìn)行檢測(cè)如圖12所示，測(cè)量數(shù)據(jù)見表8。

表8表面粗糙度及刀具磨損試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)表面形貌觀察到，常規(guī)加工時(shí)，已加工表面出現(xiàn)較多的劃痕和明顯進(jìn)給量的痕跡，而超聲振動(dòng)切削痕跡不是很明顯，進(jìn)給量痕跡被超聲振動(dòng)切削痕跡所覆蓋。通過(guò)引入高頻微小振動(dòng),能夠降低切削區(qū)域的摩擦阻力,減小切削力,降低切削溫度,從而減少表面熱損傷和切削變形,提高加工表面粗糙度，且振動(dòng)切削使刃具與工件之間的接觸狀態(tài)更加活化、有利于切削進(jìn)給過(guò)程中切削刃具更好的接觸加工表面，減小了頂?shù)逗捅磺邢鞑牧系慕佑|面積，有利于提高破碎切屑，從而避免了毛刺和劃痕的產(chǎn)生。通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)銑削各組試驗(yàn)在表面粗糙度和刀具磨損方面有不同程度的降低。通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比常規(guī)切削如圖13所示，為各組實(shí)驗(yàn)的表面粗糙度值和刀具磨損值及相應(yīng)的下降率，發(fā)現(xiàn)表面粗糙度最多降低了49%(U4),刀具磨損值最多降低了63%(U5)。

對(duì)超聲振動(dòng)的正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析如表9、表10所示。首先分析表面粗糙度結(jié)果。主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量、切削深度的極差分別為0.085、0.048、0.077,影響表面粗糙度的主次關(guān)系為主軸轉(zhuǎn)速>切削深度>每齒進(jìn)給量。其參數(shù)優(yōu)化為主軸轉(zhuǎn)速2500r/min,每齒進(jìn)給量0.05mm/z,切削深度0.2mm。分析刀具磨損結(jié)果。主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量、切削深度的極差分別為55.67、73.33、56.67。影響主次關(guān)系為每齒進(jìn)給量>切削深度>主軸轉(zhuǎn)速，參數(shù)優(yōu)化結(jié)果為主軸轉(zhuǎn)速2000r/min,每齒進(jìn)給量0.03mm/z,切削深度0.2mm。通過(guò)數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)銑削GH4169時(shí)，不宜選用過(guò)大的切削深度和每齒進(jìn)給量,否則會(huì)出現(xiàn)表面質(zhì)量較差、刀具磨損嚴(yán)重的情況。切削深度不宜超過(guò)0.2 mm,每齒進(jìn)給量不宜超過(guò)0.05mm/z。

表9表面粗糙度極差分析表

表10刀具磨損極差分析表

4、結(jié)論

在本研究中，首先重點(diǎn)分析超聲振動(dòng)加工在切削性能和表面質(zhì)量上的優(yōu)勢(shì)，通過(guò)二維切削仿真得到了切削力、溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)等數(shù)據(jù)。其次通過(guò)銑削對(duì)比試驗(yàn)得到了切削力、切削溫度、刀具磨損、表面粗糙度、表面形貌等數(shù)據(jù)。通過(guò)對(duì)上述數(shù)據(jù)的深入研究得到以下結(jié)論:

(1)通過(guò)仿真分析，發(fā)現(xiàn)超聲振動(dòng)的應(yīng)力集中區(qū)域明顯低于常規(guī)切削，并在一定程度上能減少切削過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力,通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)UAM1比CM1下降1.5%,UAM2比CM2下降1.9%，UAM3比CM3下降4.4%。與CM相比，UAM的溫度場(chǎng)中切削區(qū)的最大溫度明顯降低，UAM1比CM1下降3.5%,UAM2比CM2下降11.9%,UAM3比CM3下降14.2%。通過(guò)對(duì)比切削力數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)切削可以減小刀具進(jìn)給方向和垂直方向切削力。刀具與工件的周期性分離會(huì)降低加工過(guò)程中的平均切削力。切削力最大可減小50%，最小可減小11%。

(2)通過(guò)正交對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，超聲振動(dòng)銑削對(duì)比常規(guī)銑削切削力下降顯著，與仿真趨勢(shì)一致。F下降率最高為56%,下降率最低為7%。F，下降率最高為70%,下降率最低為1.8%。F2下降率最高為42%，下降率最低為4.7%。通過(guò)分析試驗(yàn)的溫度數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，U1至U6對(duì)比C1至C6切削溫度優(yōu)勢(shì)較為明顯，下降幅度分別為10%、34%、12%、14%、22%、32%，而U7、U8、U9的切削溫度與常規(guī)相差不大。

(3)在刀具磨損和表面形貌方面，超聲振動(dòng)銑削劃痕和進(jìn)給量的痕跡明顯減少，并且提高了加工表面粗糙度，通過(guò)對(duì)比各組試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，U4比C4表面粗糙度下降比率最大，為49%。與常規(guī)切削相比，超聲振動(dòng)切削可以降低刀具磨損值,其中U5對(duì)比C5磨損值下降最大為63%。

(4)對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析得到:影響表面粗糙度的主次關(guān)系為主軸轉(zhuǎn)速>切削深度>每齒進(jìn)給量。參數(shù)優(yōu)化為主軸轉(zhuǎn)速2500r/min,每齒進(jìn)給量0.05mm/z,切削深度0.2mm。影響刀具磨損主次關(guān)系為每齒進(jìn)給量>切削深度>主軸轉(zhuǎn)速，參數(shù)優(yōu)化結(jié)果為主軸轉(zhuǎn)速2000r/min，每齒進(jìn)給量0.03mm/z,切削深度0.2mm。且銑削GH4169時(shí)不宜選用過(guò)大的切削深度和每齒進(jìn)給量，切削深度不宜超過(guò)0.2 mm,每齒進(jìn)給量不宜超過(guò)0.05mm/z。

參考文獻(xiàn)：

[1] TING Z T, LIU Z Q, PAN Y Z, et al. The influence of tool flank wear on residual stresses induced by milling aluminum alloy[J].Journal of Materials Processing Tech,2008,209(9):4502-4508.

[2]劉宏勝，周建平，于青，等.基于短電弧加工的鎳基高溫合金表面質(zhì)量初探[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2014，30(5):128-130.

[3]牛湛皓，史耀耀，黃新春，等.GH4169G高溫合金車削切削力與切削溫度有限元仿真研究[J].工具技術(shù)，2024，58(1):95-100.

[4]李佳，張保紅，杜麗業(yè)，等.GH4099合金高溫氧化機(jī)制[J].金屬功能材料，2022，29(3):22-27.

[5]付青峰，楊細(xì)蓮，劉克明.航空發(fā)動(dòng)機(jī)高溫材料的研究現(xiàn)狀及展望[J].熱處理技術(shù)與裝備，2018，39(3):69-73.

[6] ZHU D H, ZHANG X M, DING H. Tool wear characteristics in machining of nickel-based superalloys[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture,2013,64(2):60-77.

[7] WU A,SUN J F,SUN P F,et al. Tool wear mechanisms in the machining of Nickel based super-alloys: A review[J]. Frontiers of Mechanical Engineering,2014,9(2):106-119.

[8] LIZ Y,ZHU L D,YANG Z C,et al. Investigation of tool-workpiece contact rate and milling force in elliptical ultrasonic vibration-assisted milling[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2022,118(1):585-601.

[9] VERMA G C, PANDEY P M. Machining forces in ultrasonic-vibration assisted end milling[J].Ultrasonics,2019,94(3):350-363.

[10] XIE W B, WANG X K, ZHAO B, et al. Surface and subsurface analysis of TC18 titanium alloy subject to longitudinal-torsional ultrasonic vibration-assisted end milling[J]. Journal of Alloys and Compounds,2022,929(3):167-259.

[11]王明海，李世永，鄭耀輝.Ti6Al4V的超聲振動(dòng)銑削加工三維有限元仿真[J].塑性工程學(xué)報(bào)，2013，20(5):130-135.

[12]劉折，趙波，童景琳.縱扭超聲振動(dòng)輔助下銑削參數(shù)的優(yōu)化實(shí)驗(yàn)[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2024，40(1):142-146.

[13] AZARHOU B, AKBARI J. Ultrasonic-assisted drilling of Inconel 738-LC[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture,2006,47(7):1027-1033.

[14]肖強(qiáng)，馮真鵬，劉鎖強(qiáng).超聲輔助銑削鎳基高溫合金銑削力建模及試驗(yàn)研究[J].制造技術(shù)與機(jī)床，2023(11):47-52.

[15] MAUROTTO A. Experimental investigations on effects of frequency in ultrasonically-assisted end-milling of AISI 316L: A feasibility study[J].Ultrasonics,2016,65(2):113-120.

[16]倪陳兵，朱立達(dá)，寧晉生，等.超聲振動(dòng)輔助銑削鈦合金銑削力信號(hào)及切屑特征研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2019，55(7):207-216.

[17] JOHNSON G R, Cook W H. A constitutive model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures[J].Engineering Fracture Mechanics,1983,21(1):541-548.

[18]王維鑫.高壓冷卻下切削GH4169鋸齒形切屑成形特性研究[D].哈爾濱:哈爾濱理工大學(xué)，2021.

[19]任小平.高溫合金GH4169車削加工表面完整性及抗疲勞加工工藝研究[D].濟(jì)南:山東大學(xué)，2019.

[20]安魯陵，金霞.基于三維模型定義技術(shù)應(yīng)用的思考[J].航空制造技術(shù)，2011，46(12):45-47.

[21]GIRISH C V, PULAK M P, DIXIT U S. Modeling of static machining force in axial ultrasonic-vibration assisted milling considering acoustic softening[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2018,136(2):1-16.

（注，原文標(biāo)題：超聲振動(dòng)輔助銑削鎳基高溫合金GH4169的切削性能研究）