钛合金切削加工表面完整性形成机制研究进展

沈雪红,张定华,姚倡锋*,谭 靓

（1.西北工业大学 航空发动机高性能制造工业和信息化部重点实验室，西安 710072；2.西北工业大学 航空发动机先进制造技术教育部工程研究中心，西安 710072）

航空发动机作为飞机的心脏，直接影响着飞机的性能、可靠性和经济性，是一个国家科技、工业和国防实力的重要体现。现有航空发动机多采用高强度合金作为其主体结构和主承力构件，其服役能力的强弱取决于加工质量。表面完整性已经发展为描述、评价和控制零件加工过程在其加工表面和表层内可能产生的各种表面状态变化及其对该表面工作性能影响的技术指标[1]。表面完整性是制造加工过程中构件表面和表层材料可能产生的各种改变及其对构件服役性能影响的总体描述和控制，主要包含表面形貌变化和表层材质变化（如图1所示[2]）。表面形貌变化主要包括表面粗糙度、表面形貌/纹理、刀纹方向和裂纹、划伤、杂质等宏观缺陷；表层材质变化特征主要包括显微结构变化、再结晶、晶间腐蚀、热影响区、显微裂纹、硬度变化、塑性变形、残余应力等[3]。粗糙表面或机械加工引起的刀痕、缺陷等因素会引起很高的表面应力集中，造成工作载荷应力峰值高，直接成为疲劳源；潜伏在亚表层的微结构和微力学的损伤缺陷将急剧加速疲劳裂纹的萌生和扩展，加速疲劳失效；残余压应力可以抑制疲劳裂纹的萌生而延长疲劳寿命；提高表面显微硬度值亦会抑制疲劳裂纹的萌生，但是会加速疲劳裂纹的扩展。可见，疲劳寿命主要依赖于残余应力和表层微观结构，残余应力松弛严重时表层组织晶粒细化对疲劳寿命影响占主导。

图1 表面完整性内涵[2]Fig.1 Connotation of surface integrity[2]

钛合金作为一种高强度合金，具有质量轻、强度高、耐高温、抗疲劳等优异性能，是制造航空航天、国防等领域的重大装备与新型战略武器中关键构件的重要金属材料，特别是飞机的骨架、蒙皮、紧固件、起落架以及风扇/压气机转子叶片、轮盘和整体叶盘、齿轮、机匣等转动、传动和主承力件等。在商用航空发动机和军用航空发动机中钛合金的含量分别占到其质量的30%～40%[4]。钛合金材料加工过程中切削力大、温度高，导致刀具磨损快、加工过程时变性增强，虽然保证了构件的尺寸和形位精度满足设计要求，但是工件表面会出现加工刀痕、棱边损伤、表面微裂纹、加工硬化、组织损伤等表面完整性问题。因此，有必要对钛合金切削加工中工艺条件对切削力、切削温度的影响规律，以及切削力和切削温度建模预测；根据不同加工条件下产生的表面粗糙度和形貌、残余应力场、显微硬度场、微观组织变化等方面，探究热力耦合作用对表面完整性形成的影响机制，为完成表面完整性预测，实现表面完整性精准控制，满足长寿命和高可靠的服役性能要求提供理论支撑。

1 表面完整性形成机制

表面完整性形成机制就是描述给定切削工艺因子与切削加工过程中的切削力和温度，及最终产生的表面完整性状态特征之间的关系及其影响机制。如图2所示，表面完整性形成过程主要包括两个阶段：第一阶段为不同工艺因子下，产生不同的切削力F=gF（P）和切削温度T=gT（P）；第二阶段为不同热力耦合作用下产生不同的表面完整性状态特征SS=f（F，T）。在表面完整性形成过程中，切削界面热力耦合作用不仅受工艺参数、刀具条件、润滑方式的影响，还受材料性能、刀具-工件啮合状态、输出响应信号监测等界面复杂工况的影响。切削加工过程中的热力耦合作用使得材料分别在变形区Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ内产生应力、应变，从而使工件表层及亚表层组织、成分、力学性能发生变化，未得到释放的切削力和切削温度转变为变形能使工件表面产生大塑性变形，同时伴随着工件表面不均匀的应力和变形，构成了残余变形区，残余变形区的变形储存能是加工表面微观组织、加工硬化、残余应力形成的能量来源。

图2 表面完整性形成机制分析Fig.2 Analysis chart of formation mechanism of surface integrity

2 切削力与切削温度

2.1 切削力

切削力来源主要有两个方面：一是切削层金属、切屑和工件表层金属的弹性变形、塑性变形所产生的抗力；二是刀具与切屑、工件表层材料之间产生的摩擦阻力。其作为材料加工过程中重要的过程变量，对界面状态的控制和表面完整性特征的预测有指导作用。切削力的建模主要包括经验模型、解析模型、有限元模型和智能模型。经验模型通常采用拟合方法建立切削力与工艺因子之间的关系模型，进而估计平均切削力。以Budak[5]和Wan 等[6]为代表的大量学者通过对实验数据进行分析分别建立了多项式、指数函数等不同形式的切削力预测模型。Wang 等[7]依据刀具-工件啮合计算模型，提出球头铣刀切削力系数辨识方法，用此方法预测得到TC4 钛合金矩形工件和曲面加工的铣削力相对误差均小于15%。解析法是根据切削加工中不同阶段刀具和工件之间的接触状态（剪切、摩擦）、切屑产生机理，基于数学方法将切削刃离散成一系列微元，再将微元进行叠加对切削过程进行力学分析，计算摩擦力系数、剪切力系数与刃口力系数，建立切削力预测模型。Oxley[8]基于切削滑移线场的分析，提出了平行面剪切区切削模型，建立了考虑材料加工硬化的切削力预测模型。Hendriko 等[9]基于剪切效应和犁耕产生的边缘效应，建立以切削面积和边缘接触长度为变量的切削力解析模型。Armarego 等[10]假设直角与斜角切削中的切屑长度比相同，利用几何变换法得到斜角切削切削力系数。解析模型虽然能在理论上对切削过程进行表述，但形式复杂、难于求解。随着切削技术的进步和切削材料的多样化，有限元模拟仿真被用于分析研究切屑形成过程、应力以及应变的变化。吕杨[11]根据加工生产实际建立刀尖圆弧半径和已加工表面工件回弹的非自由切削三维几何模型，通过三维仿真分析了切削用量、刀具磨损、刀具材料对切削力的影响，采用回归分析法建立TC4 钛合金的切削力经验预测模型。Ali 等[12]对比分析不同商业软件对Ti6Al4V 钛合金切削力与实测结果，表明ABAQUS 预测准确度最高（精确度可达97%），其次为Deform，最后为AdvantEdge（最小误差大于30%）。智能模型是依据切削加工测试数据，采用数学优化算法建立学习进化机制完成切削力预测。王刚等[13]采用不同优化算法进行TC18 钛合金的铣削力预测，指出线性回归分析的最大误差接近50%；梯度下降法的最大预测误差为22%；改进的粒子群算法对其预测准确性最高，最大误差仅为19.97%。

在工艺参数对切削力的影响方面，Shi 等[14]分析得到钛合金TC21 铣削力随着工艺强度的增加而增加，切削力对进给量f 和切削宽度ae增幅的变化敏感性大于切削速度vc和切削深度ap。Niu 等[15]在钛合金TC6 铣削实验中得到切削力随着切削速度的加快而增加，切削速度在50～80 m/min 范围内，进给速度的增加对切削合力起关键作用。切削速度在80～140 m/min 范围内，切削速度对切削合力的提高起主要作用。通过对硬质合金刀具铣削钛合金TC18 的切削力进行深入研究，Zhang 等[16]分析得到切削力的变化与切削速度、切削宽度成正比，与切削速度的变化成反比。文献[17]则认为，切削加工中切削深度对TC18 钛合金铣削力的影响最大。针对钛合金Ti6Al4V 铣削，Wang 等[18]指出进给量从0.05 mm/z 增加至0.1 mm/z，最大切削力从1011 N 增加至1233 N；切削宽度从0.5 mm 增加到1 mm，最大切削力从810 N 增加至1011 N。在大切深（ap=5 mm）情况下，切削力随进给量的平均增长速率为22%。鉴于切削力随工艺参数的变化趋势不一致，学者对参数区间进行分段分析，Wu 等[19]通过钛合金Ti6Al4V 高速铣削实验得到切削力随着进给量的增加而增大，当进给量超过0.08 mm/z 时，增大趋势更加显著；当切削速度大于300 m/min 时，切削力随着切削速度的增加而减小。鉴于此，随后，Krishnaraj 等[20]通过实验数据分析进行了切削深度对钛合金Ti6Al4V 切削力影响的更深入研究，得到切削力的变化与切削加工参数范围有关系，指出：进给量为0.075 mm/z，切削深度在0.6～0.8 mm 变化，切削速度的增加会使切削力增加两倍以上；切削深度在0.8～0.9 mm，切削力随着切削速度的增幅减小；切削深度在0.9～1.0 mm，切削力随着切削速度的加快而减小。随着进给速度的增加，切削力的增长幅度逐渐减小，在800 mm/min 左右趋于稳定。

徐九华等[21-22]通过实验分析发现TA15 钛合金的切削力在50～300 N 之间。当vc<100 m/min，切削力随着切削速度的提高出现小幅上升；当vc=100～300 m/min，切削力随着切削速度的增加变化不大；当vc>300 m/min 时，切削力随着切削速度的增大呈缓慢下降趋势。这主要是因为切削速度对切削力的影响是应变强化和高温软化相抗衡的过程。低速范围内，应变和应变率强化作用大于切削温度产生的热软化作用，导致切削力增大；中等切削速度下，应变和应变率强化对切削力的正影响作用与剪切角的增大以及热软化对切削力的负影响作用相平衡，切削力基本保持不变；切削速度超过300 m/min 时，热软化作用占主导地位，导致刀具与工件间的摩擦因数降低、变形系数减小，即剪切变形区附近的钛合金晶粒在剪切面上的变形将变得更容易，最终表现为切削力的下降。但是，文献[23]利用硬质合金刀具进行TA15 钛合金铣削实验时得到不一致的变化规律。当切削速度大于300 m/min，随着速度的增加切削力成增大趋势，这可能是由于速度大于300 m/min 时切削温度迅速升高，而硬质合金刀具比 PCD 刀具具有更差的导热性，这直接导致刀具磨损加剧，引起切削力上升。

根据上述分析可知，切削力的变化与工件材料、刀具、工艺参数等因素息息相关，其变化规律总结如表1所示。切削力对工艺参数的敏感性依次为切削深度、进给量、切削宽度和切削速度。切削力随着切削深度、进给量、切削宽度的增大而增加；在较低的切削速度（vc=50～140 m/min）下，切削力随着切削速度的增大而增大，这时进给量对切削力起主导作用；在较高切削速度下（vc>140 m/min），切削速度对切削力起主要作用，切削力随切削速度的增大趋势逐渐减小；当切削速度继续增加，切削力会出现不同程度的减小。

表1 切削力变化规律总结Table 1 Summary of cutting force variation law

2.2 切削温度

切削加工中大部分能量消耗被转化为切削热，一部分切削热随着切屑流散，另一部分则传入刀具和工件。切削热在切削加工区累积产生高温对刀具寿命、工件表面状态造成不利影响，实现切削温度的精准预测是调整过程状态、控制加工质量的有效措施。目前切削温度预测建模方法主要有解析法、模拟仿真法、经验模型。Komanduri 等[24]基于移动热源法提出将切削区温度分为剪切面热源和刀具-切屑接触面热源的叠加，建立了切削区域温度解析预测模型。Huang 等[25]将刀具-切屑接触面视为若干个离散点，基于Blok 滑移接触系统热量分配准则计算每个离散点的热量分配系数，分析了不均匀热量分配对温度分布的影响。他们还通过移动热源在半无限介质中移动的温度解沿剪切面长度方向进行积分，建立剪切面热源作用下切削温度解析预测模型。为了减少计算难度，有限元模拟仿真被广泛用于切削温度研究。Glänzel 等[26]通过有限元仿真软件模拟了加工过程中切屑的产生过程，推导出刀具和切屑接触面以及刀具和工件接触面的热流，在考虑热传递的基础上，对切削过程中的温度场进行了仿真。Pittalà等[27]通过优化切削温度预测值与实验值之间的误差对Johnson-Cook 本构模型进行了标定，利用该模型建立了Ti6Al4V 钛合金铣削过程的有限元仿真模型，实现对工件表面温度的准确预测。Yan 等[28]借助模拟仿真分析了加工界面温度变化。可以发现，高温区域出现在刀具-切屑接触区域，最高温度出现在接触面附近。主要原因是在切屑形成过程中，大部分变形能首先在切屑中转化为热量，通过热传导在切屑、工件和刀具中消散。随着切削过程的继续，刀具前刀面和切屑之间的摩擦加剧，刀具前刀面承受更大压力，产生更多的热量。解析法和模拟仿真法的准确性都需要通过半人工热电偶法和热像仪测试法进行实验验证。Tan 等[29]借助热像仪观测Ti6Al4V 钛合金铣削过程切削温度变化，发现切削温度在12 s后达到稳定状态。Sun 等[30]利用半人工热电偶测试Ti6Al4V 钛合金铣削温度，分析了铣削参数对温度场的影响规律，建立了铣削温度经验预测模型。

研究表明，当切削温度超过500 ℃时，由于钛合金材料和刀具材料化学亲和力提高，两种材料发生粘接黏附效应增加，从而降低加工质量[31]。文献[32]指出TiAlN 涂层刀具切削钛合金的最高温度为669.1 ℃，非涂层刀具切削的最高温度为629.2 ℃，类金刚石（DLC）涂层刀具切削的最高温度为492.0 ℃，TiCN 涂层刀具切削的最高温度为471.5 ℃。DLC和TiCN 涂层刀具的温度低于TiAIN 涂层刀和非涂层刀具的温度，这是因为DLC 涂层（μ=0.1）和TiCN 涂层（μ=0.3）的摩擦因数低于TiAIN 涂层（μ ＝ 0.5），切屑与工具表面之间因摩擦产生的热量较小。此外，TiAlN 涂层具有与钛合金相似的化学成分，这两种材料之间很容易发生黏附，增加切削温度。

由于钛合金的导热系数很低，仅为普通金属的1/8，是不锈钢的一半，导致其加工过程中散热不佳。近年来学者提出用改变冷却方式的技术降低钛合金切削温度，众多研究结果均表明此方法可以明显改善钛合金切削加工性能。Song 等[33]分析了四种不同冷却方式下的钛合金Ti6Al4V 切削温度，干切削条件下切削温度可达390 ℃，微量润滑（MQL）条件下切削温度为360 ℃，低温（Cryo）环境下切削温度为330 ℃，低温微量润滑（CryoMQL）条件下切削温度为310 ℃，相比于干切削，最高温度降低80 ℃。

调节工艺参数是控制切削温度的有效途径，众多学者通过不同实验规划分析了工艺参数对切削温度变化的影响规律。Lin 等[34]分析了Ti6Al4V 钛合金铣削温度变化，得到 vc=40 m/min，ap=0.08 mm条件下最大切削温度和走刀距离之间的关系。切削加工早期，最高温度急剧升高，在前进0.3 mm 后基本稳定于800 ℃。切削速度小于80 m/min 时，切削温度随着切削速度的增加而增加；切削速度大于80 m/min，切削深度为0.04 mm 和0.08 mm 时，切削温度基本稳定，并有缓慢下降趋势。针对高速切削，Sulaiman 等[35]研究发现随着切削速度、进给量的提高，Ti6Al4V 钛合金切削温度急剧升高。因为提高切削速度会使摩擦因数升高，进给速度的提升增加切屑截面积，从而诱发摩擦因数增加，变形区温度提高。当切削速度从300 m/min 增加至600 m/min，切削温度升高17%；当进给速度从0.1 mm/rev 增加到0.25 mm/rev 时，切削温度升高12%。这与文献[36]～[40]中分析得到的影响规律一致。此外，张洪山[41]通过实验研究表明，TC25 铣削温度的变化与工艺参数成正比，对钛合金切削温度影响最显著的因素是切削速度和进给量。然而，杨吟飞等[42]采用不同刀片（M40、WSP45）进行Ti6Al4V钛合金大进给铣削，发现切削温度随着每齿进给量的增加而增加，但是，当fz>0.8 mm/z 时，M40 方形刀片的切削温度增长幅度明显减弱；当fz>1.2 mm/z时，WSP45 三角形刀片的切削温度在450 ℃左右波动。张建飞等[43]通过实验研究发现当刀尖圆角半径r <0.01 mm 时，刀具前角对切削温度的影响可以忽略。但是，当刀尖圆角半径r >0.01 mm 时，刀具前角的增加导致切削层材料塑性变形增加，大量切削能耗转化引起切削加工区温度升高。

钛合金切削加工中，工艺因子对切削温度的影响规律如表2所示。对钛合金切削温度影响最显著的因素是切削速度和进给量，其次是切削深度，最后为切削宽度。切削温度随着切削速度、进给量、切削深度的增加而增大，随着切削宽度的增加而略有减小。切削温度会随着刀具磨损量、刀具前角的增加而增大，TiCN 涂层刀具更适用于钛合金切削，可以使切削温度降低近25%。此外，低温微量润滑方式可以显著降低切削温度，是实现绿色切削、改善钛合金散热能力的有效途径。

表2 切削温度变化规律总结Table 2 Summary of cutting temperature variation law

3 表面完整性研究现状

3.1 表面粗糙度和形貌

表面粗糙度和形貌主要是切削加工中材料的去除作用产生的，也是表征和评价表面完整性的重要指标，是刀具特征、加工工况、切削参数等因素综合作用的结果。已有研究发现，进给量和切削速度是影响表面粗糙度的重要因素[18，44-45]。钛合金Ti6Al4V 切削表面粗糙度随着切削速度的增加先减小后增大，进给量越大，表面粗糙度越大[18，46]。Hassanpour 等[47]对钛合金Ti6Al4V 高速铣削加工做了详细的研究，分析得到表面粗糙度与切削速度成反比，与进给量成正比。固定进给量为0.04 mm/z，在低切削速度（150 m/min）下，表面出现凹坑、污点和撕裂；中等速度（300 m/min）下，缺陷数量减少；而在高速（450 m/min）下，加工表面均匀、光滑。针对材料Ti64，Che-Haron 等[48]发现当进给量f=0.35 mm/r、切削深度ap=2 mm 时，切削速度从45 m/min 逐渐增加到100 m/min，铣削表面粗糙度值随着切削速度的增加而增加。在切削速度vc=40～160 m/min、进给量f=0.1 mm/z、切削深度ap=1 mm 切削参数下也具有这种变化趋势[44]。

为了探究工艺参数对表面粗糙度和形貌影响的显著度，Yao 等[49]和Liu 等[50]经过实验研究表明：TB6 铣削表面粗糙度受切削速度和进给速度影响显著度大于切削深度和切削宽度。Yang 等[51]通过实验分析认为切削速度的增加导致粗糙度Ra和Sa降低的根本原因是积屑瘤。当ae值小于1.5 mm（刀具半径的一半）时，Rz和Sz的变化曲线都相对平坦。但是，当ae的值大于1.5 mm 时，Rz和Sz的值会快速上升。这归因于切削宽度的增加容易加剧铣削颤振。基于该理论，周子同等[52]进行了TB6 铣削表面粗糙度随切削速度、进给量变化研究，指出当切削速度高于100 m/min 时，TB6 铣削表面粗糙度Ra均值可达0.25 μm，每齿进给量从0.04 mm/z 增加为0.12 mm/z，表面粗糙度Ra均值从0.25 μm 增至0.45 μm。

加工刀具的材料、形状、姿态等特征是表面粗糙度产生变化的关键因素。Abdelnasser 等[53]进行了CBN 和涂层陶瓷刀片车削Ti6A14V 合金实验研究，评估了工艺参数及其相互作用对表面粗糙度的影响，发现涂层陶瓷刀片可以将表面粗糙度改善34%。CBN 刀片在最小切削深度ap=0.25 mm，低进给量f=0.1 mm/r和高切削速度vc=100 m/min 下具有更好的效果（Ra=0.315 μm）；而涂层陶瓷刀具在切削深度ap=0.2 mm，进给量f=0.1 mm/r和低切削速度vc=50 m/min 时具有最小的表面粗糙度0.55 μm。为了分析刀具的不同几何形状对表面粗糙度的影响，Liu 等[50]采用不同形状的硬质合金刀具进行TB6 铣削实验，提出变节距铣刀的表面粗糙度最大，其次为标准端铣刀，最后为变螺距铣刀。针对TC4 钛合金构件，Daymin 等[54]研究表明工件倾角为25°时涂层刀具端铣表面粗糙度最好；Mhamdi 等[55]指出球头铣刀铣削凹曲面时两侧的表面粗糙度小于底部。通过球头铣刀加工钛合金薄壁叶片实验，Lim 等[56]发现刀轴侧倾、水平向内走刀方式是铣削压气机叶片最稳定的刀具姿态。而Lee 等[57]却发现垂直向外走刀、工件倾角45°时的表面质量好、变形程度小。

切削加工过程中后刀面上形成的积屑瘤会使刀具偏离原始规划路径[58]，造成表面粗糙度增加。Safari 等[59]通过研究Ti6Al4V 钛合金高速铣削，提出表面粗糙度和刀具磨损状态密切相关，全新刀具加工的表面粗糙度小于磨损刀具。表面粗糙度随着进给量的增大而减小，切削速度vc=100 m/min相比vc=300 m/min 的表面粗糙度降低40%。基于此理论，Liang 等[60]和Yang 等[58]分别针对Ti6Al4V和Ti-1023 钛合金研究，发现刀具切削刃的轮廓和加工表面的凹凸波动具有正相关性。刀具磨损越严重，加工表面出现的凹槽越明显[60]。

切削液能降低切削区域的温度，减少切削刀具与工件间摩擦，清除切屑或刀具脱落残留，防止它们相互黏结及黏附在工件、刀具上，破坏加工质量。Litwa 等[61]进行了Ti6Al4V 钛合金不同冷却方式的铣削表面粗糙度研究，指出进给速度对表面粗糙度的影响最大，其次是切削速度，然后是铣削深度。他们还发现在低切削速度下，水冷却的表面粗糙度高于高压冷却（HP）、超临界CO2冷却和超临界CO2微量润滑，但是表面粗糙度的增加和Ti 的相变会影响加工表面的蠕变强度，从而影响耐蚀性[62]。Kaynak 等[63]研究了钛合金不同冷却方式下的表面粗糙度和形貌，指出微量润滑（MQL）条件产生的加工表面虽然有积屑瘤堆积形成的粘屑，但是表面谷峰和谷底间的距离较小，表面粗糙度好；水冷和高压冷却（HPC）条件产生的表面走刀痕迹导致平均表面粗糙度增加。

切削加工表面产生的加工刀痕、划伤等缺陷部位会产生应力集中，给使用安全带来巨大隐患。钛合金关键构件作为绝对的承力部件，对应力集中十分敏感。为了方便进行构件性能优劣评价，学者基于二维表面粗糙度和三维表面形貌表征参数建立了式（1）[64]和式（2）[65]所示表面应力集中系数kt的定量表达式，提出两种方法在不同切削条件下的变化趋势一致。可以发现，应力集中系数kt与加工轮廓算术平均高度、峰谷高度成正比，与最大高度成反比。

式中：Ra为轮廓算术平均偏差；Ry为轮廓最大峰谷高度；Rz为表面微观不平十点高度；Sa为算术平均高度；Sp为最大峰值高度；Sv为最大谷底高度；Sz为最大高度。

上述研究结果表明，钛合金切削表面粗糙度的高低与工艺参数、刀具材料、刀具磨损、冷却方式等条件密切相关。表面粗糙度随着工艺因子的增大而增加，对表面粗糙度影响最显著的因素是切削速度和进给量。切削加工过程中切削力大、切削温度高会加剧刀具磨损，致使加工表面出现明显凹槽，增大表面粗糙度。此外，微量润滑（MQL）冷却方式能减少刀具与工件之间的摩擦，清除切屑滞留残渣，提高钛合金切削加工表面质量。

3.2 残余应力

加工表面中的残余应力是自平衡内部应力，即弹塑性物体经历大变形后将外部负载、扭矩和热梯度分布恢复到物体初始状态后保留在物体中的内部应力。切削加工后的残余应力主要来源于机械应力产生的塑形变形、热应力产生的塑性变形和相变引起的体积变化。对于刚度较弱的部件，随着残余应力的释放，部件将出现明显的弯曲或扭转变形，从而降低部件在循环载荷下的疲劳寿命。残余应力对部件性能的影响程度通常由三个指标来判断，即工件表面残余应力，残余应力峰值及残余应力影响层深度。

针对残余应力产生机制，Sun 等[66]提出残余应力分布主要受机械和热变形的高度非线性耦合的影响,不同的工件材料、切削条件以及工艺参数的差异都会导致切削加工过程中切削力和切削温度的差异，进而导致残余应力不同。Jiang 等[67]认为残余应力与铣削中因未变形切屑厚度不同导致切削力和切削温度差异相关联，发现小进给条件下，径向和切向残余应力值都与未变形切屑厚度线性相关；大进给情况下，只有切向残余应力与未变形切屑厚度呈线性相关。王明海等[68]分析了主轴转速在4500～12000 r/min 范围内Ti6Al4V 钛合金铣削残余应力分布的变化，得到残余应力分布为经典的漏勺型，表现为表面残余拉应力向表层残余压应力的转变，残余压应力峰值出现在表面下100～200 μm。这是因为主轴转速增加产生高温效应引起材料塑性变形，表面表现为残余拉应力，而高温段时间内来不及传递到工件表层，致使残余拉应力转变为残余压应力。他们还指出工件表层残余应力随刀具前角、切削速度和每齿进给量的增加而减小，切削深度对表层残余应力的影响最小。但是，张宇等[69]通过Ti6Al4V 钛合金铣削实验研究后发现最大残余压应力位于工件表面，残余应力在深度方向上由压应力转变为拉应力。表面残余压应力、残余应力影响层深度随着每齿进给量、切削深度和切削宽度的增加而增加，随着铣削速度的增加而减小。同时，Shen 等[70]和谭靓等[71]指出铣削表面为残余压应力，其随着切削速度的增加而增加，随着进给量和切削宽度的增加而减小；还得到切削力、切削温度、等效应变对残余应力深度分布的影响如图3所示。在图3（a）低工艺强度下，切削力为58.39 N，切削温度影响层为102 μm，等效应变影响层深度为38 μm，残余应力层深为10 μm；图3（b）高工艺强度下，切削力为118 N，切削温度影响层为102 μm，等效应变影响层深度为58 μm，残余应力层深度为15 μm。随着工艺强度的增大，切削力、表面温度和等效应变增加，同时等效应变影响层和残余应力影响层深度增加，这表明残余应力是切削力和切削温度综合作用的结果。王涛[72]基于热力耦合作用分析了钛合金铣削残余应力场的形成机制。随着工艺强度的增大，表面残余压应力减小，残余应力影响层加深。这主要是因为表面切削温度和等效应变显著增加，但是温度的作用大于力作用，使表面残余压应力减小；工件表层受热力耦合作用造成工件更深表层的材料产生塑性变形，从而导致残余应力影响层更深。

图3 温度和等效应变对残余应力梯度分布的影响[70]Fig.3 Influence of temperature and effective strain on the in-depth distribution of residual stress[70]（a）vc=20 m/min，fz=0.02 mm/z，ae=0.2 mm，F=58.39 N；（b）vc=50 m/min，fz=0.08 mm/z，ae=0.4 mm，F=118 N

在刀具姿态对残余应力的影响方面，Daymin等[54]通过实验得到刀轴倾角对Ti6Al4V 铣削残余应力的影响规律表明最大残余压应力在表面以下10～20 μm。随着刀轴倾角的增大，最大残余压应力值逐渐减小，最大残余压应力−528 MPa 出现在刀轴倾角为0°。与此不同的影响规律在TC11 钛合金球头刀薄壁件铣削中获得[73]。当刀轴倾角增大时，球头铣刀的实际切削速度增大，切削温度升高，导致表面残余压应力数值和残余压应力层深度均有减小的趋势。他们还得出任意刀轴倾角下，进给方向的最大残余压应力和残余应力影响层深度均大于步进方向。同样的结论也在文献[74]和[75]TC17 钛合金铣削中被得到验证。Shen 等[76]分析了不同走刀方式对TC17 铣削残余应力分布的影响规律，得到VD 走刀方式下的最大残余压应力和残余应力影响层深度均大于其他三种走刀方式。这主要是因为VD 走刀方式为爬坡式走刀加工，产生最大切削力，导致侧面和加工表面之间发生塑性变形和挤压效应；四种走刀方式下切削温度变化不明显，最高温度（670 ℃）不超过相变温度（897 ℃），因此TC17 钛合金的残余应力为机械应力占主导地位。同样的结果在TC11 薄壁件铣削[77]残余应力分也被获得。

刀具结构和刀具磨损会影响切削力和切削温度，被认为是残余应力变化的重要因素。Pretorius等[78]提出PCD 刀具加工钛合金时刀具的晶粒尺寸会影响刀具寿命和残余应力，刀具晶粒尺寸为14 μm时获得最长刀具寿命80 min，表面残余应力最大为-600 MPa，残余应力层为100 μm。Wyen 等[79]通过实验发现在逆铣过程中，随着刀具刃口半径的增大，径向残余压应力也增大；在顺铣过程中，随着刀具刃口半径的增大，轴向残余压应力增大，径向残余压应力在-400 MPa 左右波动。Tan 等[80]发现TC17 钛合金铣削后刀面磨损量增大，表面残余压应力、最大残余压应力以及残余压应力影响层深度均增大。因为随着刀具后刀面磨损量的不断增大，刀具与工件之间的接触面积增大，导致切削力增大，产生明显的挤光效应。同时，由于工件表面温度不足以达到材料的相变温度，因此，挤光效应引起的残余压应力大于塑性凸出以及热应力所引起的残余拉应力，在加工工件表层形成的残余应力都是压应力。

综上所述，残余应力场随着刀具条件、材料、加工参数的不同会有所差异。在工艺参数方面，表面残余应力和残余应力影响层深度随着切削速度的增加而减小，随着进给量、切削深度的增加而增加，但是切削参数对残余应力的影响程度也受刀具的螺距和螺旋变化的影响。刀具几何参数方面，残余应力场的变化与刀具刃口半径成正比，与刀轴倾角变化成反比。为了解决残余应力测试难度大、成本高效率低、复杂因素耦合性大的难题，有限元模拟仿真方法被广泛应用于残余应力场分析[81-83]，但分析过程的通用性和分析结果的准确性还需进一步改进。

3.3 显微硬度

切削加工后表面的加工硬化是切削力造成的强化、切削热造成的弱化和相变作用的综合结果。当切削力形成的塑性变形起主导作用时，已加工表面就会发生硬化；当切削热起主导作用时，则使表面硬度降低产生软化，但在充分冷却的条件下，则会因二次淬火出现硬化。显微硬度通常用表面显微硬度、硬化层深度（已加工表面至基体硬度处的垂直距离）、硬化率（已加工表面硬度与基体硬度的比值）来表示。切削加工过程中，切屑形成区域的高压、高切削热以及钛合金导热性差的作用导致显微硬度梯度变化，导致金属的塑性、密度降低，切削变形阻力降低[84]。Yang 等[45]提出钛合金铣削显微硬度场可以分为软化区（Ⅰ）、硬化区（Ⅱ）和基体区（Ⅲ）三个区域。Lapin 等[85]提出表层材料软化的主要原因是时效作用使材料产生塑性变形的结果。在钛合金的加工过程中，加工表面通常伴有大量的切削热，加工过程接近时效过程。时效时间越长，层状区域的显微硬度值越低。铣削是一个中断的切削过程，当铣削刀具进入工件时，会发生热量积聚。相应地，当铣削刀具切出工件时，会发生冷却的累积，因此内部加工硬化是循环过程的累积。

在工艺参数对显微硬度的影响方面，Sun 等[66]在进给量f=0.08 mm/z、切削宽度ae=4 mm、切削深度ap=1.5 mm 参数下，得到Ti6Al4V 钛合金铣削表层材料由于表面变形而产生的应变硬化率为68%～80%。此外，在65～115 m/min 切削速度范围内，表面硬度随切削速度的提高而降低，这是因为切削速度升高，产生的高温效应会引起热软化，从而抵消部分应变硬化效应。此外，Oosthuizen等[86]的研究表明Ti6Al4V 钛合金铣削的硬化层影响深度为50～60 μm，表层硬化的程度和深度随进给量的增加而增加。同样的结论也被Ginting 等[84]和Yang 等[45]所证实。同样针对Ti6Al4V 铣削，李军等[87]在不同参数区间提出显微硬度出现“硬化-软化-再次硬化-基体硬度”四个变化阶段，如图4所示。任意工艺参数下，加工表面出现硬化现象，硬化率为13%～50%；在距表面20 μm 处达到软化最大值，软化率为24%～31%；在距表面120 μm 处再次达到硬度极值，随后缓慢降为基体硬度。这是由于切削加工过程中，钛合金中的钛元素与空气中的氧元素和氮元素发生反应，工件表面形成氧化钛和氮化钛薄膜，使工件脆性增加，进而使得已加工表面显微硬度最高。同时因为钛合金导热系数低、传热性差，在铣削加工过程中产生的热量仅能传递到距离已加工表面很浅的深度范围内，因此在表层（10～20 μm 处）的材料会因热软化现象而表现出最小的显微硬度值。Shen 等[70]和谭靓等[71]发现TC17 钛合金铣削加工中显微硬度出现“软化-硬化-基体”三个阶段的变化。同时随着工艺强度的增加，切削力增加了59.61 N，切削温度和等效应变明显增加，表面软化程度增大。铣削力的增大导致对试样表面材料的挤压、摩擦作用增强，使得晶粒之间变形不均匀，晶界之间产生的残余应力阻碍晶格的变形与滑移，同时降低了金属的塑性。铣削温度的增大导致已加工表面表层材料热软化效应增强，与铣削力产生的应变强化有一定程度的抵消。在表层约20 μm 之前，铣削温度的热软化效应占主导，随后为铣削力产生的应变强化占优势。

图4 不同铣削参数下显微硬度分布[87]Fig.4 Microhardness distribution under different milling parameters[87]（a）fz=0.06 mm/z，ae=0.6 mm，ap=5 mm；（b）vc=80 m/min，ae=0.6 mm，ap=5 mm；（c）vc=80 m/min，fz=0.06 mm/z，ap=5 mm

刀具姿态和刀具磨损对加工硬化的影响也受到了国内外学者的广泛关注。Oyelola 等[88]和 Tan等[76，80]提出走刀方向、加工倾角、刀具涂层对显微硬度场影响不显著。Shi 等[89]、Su[90]等、杨晓勇等[91]和Yang 等[58]通过不同钛合金材料（Ti6Al4VTA15TC21Ti1023）铣削实验表明：刀具磨损会带来严重的塑性变形，钛合金切削表面加工硬化程度随着刀具磨损的增加而略有增加。Wyen 等[79]在Ti6Al4V铣削加工中的研究中得到表面维氏硬度随着切削刃半径的增加而略有增加，顺铣加工中表面显微硬度稳定于450HV，切削刃半径的影响可以忽略。

3.4 微观组织

材料切削加工中在热力耦合作用下经过挤压、剪切变形使表层金属的晶格发生扭曲，表层组织细化、变形能增加，相继出现高密度位错、孪晶、有效晶粒、非晶、晶粒拉长、破碎等现象。微观组织的变化用晶粒尺寸、塑性变形层深度、晶粒偏转角度等表示。如图5所示，Velásquez 等[92]将Ti6Al4V钛合金切削表层分为未影响区（P1）、塑性变形区（P2）和高度扰动区（P3）。在高度扰动区域，晶粒被拉长并在平行于加工表面方向出现了细化。在塑性变形区，晶粒沿加工方向进行偏转。Liang等[93]指出，Ti6Al4V 钛合金金切削加工影响区的金相特征可分为原始结构、塑性变形区和流动区。塑性变形区表现出沿切削速度方向的晶粒变形和伸长。加工中切削热紧邻最外层，集中在局部影响区导致材料出现软化，同时机械载荷促进了材料流动现象，并在塑性变形区和流动区之间产生了清晰的边界。Wang 等[94]依据晶粒尺寸的不同将微观组织变形层分为表面层（晶粒尺寸约为5 μm）、中间层（晶粒略微变形，平均晶粒尺寸约为10 μm）和基体层，指出晶粒细化程度随着切削速度的增加而增加。

图5 Ti6Al4V 钛合金表层微观组织分区[92]（a）未影响区（P1）；（b）Ⅰ放大图（P2：塑性变形区）；（c）Ⅱ放大图（P3：高度扰动区）Fig.5 Division of microstructural subsurface of Ti6Al4V titanium alloy[92]（a）unaffected area（P1）；（b）enlargement of areaⅠ（P2：plastic deformation）；（c）enlargement of areaⅡ（P3：highly disturbed area）

切削加工中，工件表面承受不同的热力耦合作用，从而形成不同的微观组织变化。Shen 等[70]和谭靓等[71]研究表明，TC17 钛合金铣削加工后表层网篮组织发生了偏转、破碎。随着铣削工艺强度的提高，铣削表面塑性变形层深度略有增加，但并未发现α+β 相到β 相的转变。众多学者研究发现，刀具倾角对TC11 钛合金薄壁件铣削[73]、走刀方式对TC17 钛合金铣削[75-76]的微观组织影响不大，这可能是由于选用实验条件下切削力和切削温度变化范围较小，热力耦合作用无显著差异。Li 等[95]对不同条件下Ti6Al4V 钛合金铣削表层微观组织进行了测试，发现塑性变形随切削速度的变化无明显变化，随进给量和切削深度的增大而增大。他们还指出刀具圆角半径对塑性变形影响显著；刀具圆角半径越大，塑性变形越严重，塑性变形层深度越深。此外，Patil 等[96]研究发现TC4 钛合金车削加工表层晶粒变形随着切削速度的增加而增大。

刀具磨损是影响切削加工过程中热力耦合作用的重要因素，也是学者分析微观组织的重点关注因素。Che-Haron 等[44]提出由于车削初始阶段是用锋利的刀具在冷却条件下进行材料去除的，车削力和温度达不到材料的相变条件，加工表层几乎观察不到塑性变形层和白层；但是在刀具磨损严重阶段，工件表层出现明显的塑性变形和白层。Liang等[97-98]对Ti6Al4V 钛合金切削加工微观组织变化进行了更加深入的研究，发现晶粒变形主要表现为断裂、偏转、滑移，塑性变形层深度和晶粒偏转角度随着侧刀面磨损量的增加而增加。因为刀具磨损量的增加会导致刀具和工件界面处接触面积的增加，加工表面受明显摩擦和挤压会使晶粒产生严重的滑移和伸长。同时，尽管切屑在切削过程中带走了大部分切削热，但一部分切削热仍然残留在加工表面中[99]。由于钛合金的低导热性，在加工的表面附近很容易产生大量的切削热积聚。尤其在VB=0.3 mm 时，随着热源强度的增加，大范围的材料软化导致材料容易发生塑性变形。

上述研究表明，晶粒的偏转角度、晶粒细化程度随着切削速度的增加而增大；进给量和切削深度的增大都会导致塑性变形层深度加深，但是切削深度的变化会抑制晶粒细化。低温冷却润滑可以减少切削刀具与工件之间的摩擦，降低切削力和切削温度，抑制相变。刀具磨损量的增加会导致刀具和工件界面处接触面积的增加，加工表面受明显摩擦和挤压会使晶粒产生严重的滑移和伸长。然而，现有研究主要集中在分析不同加工条件对切削加工表层微观组织的影响，并没有基于疲劳性能要求，对不同加工条件产生的不同微观组织进行判别，确定有助于提高疲劳性能的微观组织形态变化范围。

4 结束语

本文从切削力、切削温度、表面完整性状态特征等方面阐述了钛合金材料切削加工技术方面的研究现状。分析了切削参数、加工条件、刀具特征对切削力、切削温度、表面完整性状态特征的影响规律，基于热力耦合作用分析表面完整性形成机制方面的研究体系还需继续完善。表面完整性形成机制的研究还需要从以下几个方面进行探究：

（1）基于切削工艺学、材料学和有限元模拟仿真知识，采用实验与模拟仿真相结合的方法，在减少资源消耗、节约时间的前提下将研究对象从试块提升为构件。进一步分析工艺参数、刀具结构、润滑方式等可控工艺因子以及刀具磨损、夹具变形、颤振与变形等不可控工艺因子对构件表面完整性的影响。

（2）基于热力耦合作用，建立表面完整性特征分布预测模型，揭示工艺参数-切削力和切削温度-表面完整性状态特征之间的映射关系。完成表层塑性变形和微观组织特性的定量评价，实现表面完整性梯度分布的准确预测，为表面完整性工艺参数域优化提供理论依据。

（3）深入研究切削加工界面的热力耦合作用，探索加工界面热力耦合作用对表面完整性的影响规律。在此基础上，考虑构件实际加工过程中加工轨迹时变形引起加工界面接触状态的变化，提出基于实际加工工况的表面完整性调控方法。

（4）以构件疲劳性能要求为目标，反推并设计满足构件服役性能的表面粗糙度、表层显微硬度、表层残余应力、微观组织梯度分布，获得满足疲劳性能要求的构件表面完整性特征域。基于工艺条件与表面完整性特征之间的映射模型，确定出满足要求的加工条件，实现满足服役载荷要求的表面完整性加工。