發(fā)布日期：2022-12-31 16:37:47
航空發(fā)動(dòng)機(jī)作為飛機(jī)的心臟，直接影響著飛機(jī)的性能、可靠性和經(jīng)濟(jì)性，是一個(gè)國家科技、工業(yè)和國防實(shí)力的重要體現(xiàn)�，F(xiàn)有航空發(fā)動(dòng)機(jī)多采用高強(qiáng)度合金作為其主體結(jié)構(gòu)和主承力構(gòu)件，其服役能力的強(qiáng)弱取決于加工質(zhì)量。表面完整性已經(jīng)發(fā)展為描述、評(píng)價(jià)和控制零件加工過程在其加工表面和表層內(nèi)可能產(chǎn)生的各種表面狀態(tài)變化及其對(duì)該表面工作性能影響的技術(shù)指標(biāo)[1]。表面完整性是制造加工過程中構(gòu)件表面和表層材料可能產(chǎn)生的各種改變及其對(duì)構(gòu)件服役性能影響的總體描述和控制，主要包含表面形貌變化和表層材質(zhì)變化（如圖1所示[2]）。表面形貌變化主要包括表面粗糙度、表面形貌/紋理、刀紋方向和裂紋、劃傷、雜質(zhì)等宏觀缺陷；表層材質(zhì)變化特征主要包括顯微結(jié)構(gòu)變化、再結(jié)晶、晶間腐蝕、熱影響區(qū)、顯微裂紋、硬度變化、塑性變形、殘余應(yīng)力等[3]。粗糙表面或機(jī)械加工引起的刀痕、缺陷等因素會(huì)引起很高的表面應(yīng)力集中，造成工作載荷應(yīng)力峰值高，直接成為疲勞源；潛伏在亞表層的微結(jié)構(gòu)和微力學(xué)的損傷缺陷將急劇加速疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展，加速疲勞失效；殘余壓應(yīng)力可以抑制疲勞裂紋的萌生而延長(zhǎng)疲勞壽命；提高表面顯微硬度值亦會(huì)抑制疲勞裂紋的萌生，但是會(huì)加速疲勞裂紋的擴(kuò)展�？梢姡趬勖饕蕾囉跉堄鄳�(yīng)力和表層微觀結(jié)構(gòu)，殘余應(yīng)力松弛嚴(yán)重時(shí)表層組織晶粒細(xì)化對(duì)疲勞壽命影響占主導(dǎo)。
鈦合金作為一種高強(qiáng)度合金，具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、耐高溫、抗疲勞等優(yōu)異性能，是制造航空航天、國防等領(lǐng)域的重大裝備與新型戰(zhàn)略武器中關(guān)鍵構(gòu)件的重要金屬材料，特別是飛機(jī)的骨架、蒙皮、緊固件、起落架以及風(fēng)扇/壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉片、輪盤和整體葉盤、齒輪、機(jī)匣等轉(zhuǎn)動(dòng)、傳動(dòng)和主承力件等。在商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)和軍用航空發(fā)動(dòng)機(jī)中鈦合金的含量分別占到其質(zhì)量的30%～40%[4]。鈦合金材料加工過程中切削力大、溫度高，導(dǎo)致刀具磨損快、加工過程時(shí)變性增強(qiáng)，雖然保證了構(gòu)件的尺寸和形位精度滿足設(shè)計(jì)要求，但是工件表面會(huì)出現(xiàn)加工刀痕、棱邊損傷、表面微裂紋、加工硬化、組織損傷等表面完整性問題。因此，有必要對(duì)鈦合金切削加工中工藝條件對(duì)切削力、切削溫度的影響規(guī)律，以及切削力和切削溫度建模預(yù)測(cè)；根據(jù)不同加工條件下產(chǎn)生的表面粗糙度和形貌、殘余應(yīng)力場(chǎng)、顯微硬度場(chǎng)、微觀組織變化等方面，探究熱力耦合作用對(duì)表面完整性形成的影響機(jī)制，為完成表面完整性預(yù)測(cè)，實(shí)現(xiàn)表面完整性精準(zhǔn)控制，滿足長(zhǎng)壽命和高可靠的服役性能要求提供理論支撐。
1 、表面完整性形成機(jī)制
表面完整性形成機(jī)制就是描述給定切削工藝因子與切削加工過程中的切削力和溫度，及最終產(chǎn)生的表面完整性狀態(tài)特征之間的關(guān)系及其影響機(jī)制。如圖2 所示，表面完整性形成過程主要包括兩個(gè)階段：第一階段為不同工藝因子下，產(chǎn)生不同的切削力F = gF（P）和切削溫度T = gT（P）；第二階段為不同熱力耦合作用下產(chǎn)生不同的表面完整性狀態(tài)特征SS = f（F，T）。在表面完整性形成過程中，切削界面熱力耦合作用不僅受工藝參數(shù)、刀具條件、潤(rùn)滑方式的影響，還受材料性能、刀具-工件嚙合狀態(tài)、輸出響應(yīng)信號(hào)監(jiān)測(cè)等界面復(fù)雜工況的影響。切削加工過程中的熱力耦合作用使得材料分別在變形區(qū)Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ內(nèi)產(chǎn)生應(yīng)力、應(yīng)變，從而使工件表層及亞表層組織、成分、力學(xué)性能發(fā)生變化，未得到釋放的切削力和切削溫度轉(zhuǎn)變?yōu)樽冃文苁构ぜ砻娈a(chǎn)生大塑性變形，同時(shí)伴隨著工件表面不均勻的應(yīng)力和變形，構(gòu)成了殘余變形區(qū)，殘余變形區(qū)的變形儲(chǔ)存能是加工表面微觀組織、加工硬化、殘余應(yīng)力形成的能量來源。
2 、切削力與切削溫度
2.1 切削力
切削力來源主要有兩個(gè)方面：一是切削層金屬、切屑和工件表層金屬的彈性變形、塑性變形所產(chǎn)生的抗力；二是刀具與切屑、工件表層材料之間產(chǎn)生的摩擦阻力。其作為材料加工過程中重要的過程變量，對(duì)界面狀態(tài)的控制和表面完整性特征的預(yù)測(cè)有指導(dǎo)作用。切削力的建模主要包括經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀⒔馕瞿Ｐ�、有限元模型和智能模型。�?jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ屯ǔ２捎脭M合方法建立切削力與工藝因子之間的關(guān)系模型，進(jìn)而估計(jì)平均切削力。以Budak[5] 和Wan 等[6] 為代表的大量學(xué)者通過對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析分別建立了多項(xiàng)式、指數(shù)函數(shù)等不同形式的切削力預(yù)測(cè)模型。Wang 等[7] 依據(jù)刀具-工件嚙合計(jì)算模型，提出球頭銑刀切削力系數(shù)辨識(shí)方法，用此方法預(yù)測(cè)得到TC4 鈦合金矩形工件和曲面加工的銑削力相對(duì)誤差均小于15%。解析法是根據(jù)切削加工中不同階段刀具和工件之間的接觸狀態(tài)（剪切、摩擦）、切屑產(chǎn)生機(jī)理，基于數(shù)學(xué)方法將切削刃離散成一系列微元，再將微元進(jìn)行疊加對(duì)切削過程
進(jìn)行力學(xué)分析，計(jì)算摩擦力系數(shù)、剪切力系數(shù)與刃口力系數(shù)，建立切削力預(yù)測(cè)模型。Oxley[8] 基于切削滑移線場(chǎng)的分析，提出了平行面剪切區(qū)切削模型，建立了考慮材料加工硬化的切削力預(yù)測(cè)模型。
Hendriko 等[9] 基于剪切效應(yīng)和犁耕產(chǎn)生的邊緣效應(yīng)，建立以切削面積和邊緣接觸長(zhǎng)度為變量的切削力解析模型。Armarego 等[10] 假設(shè)直角與斜角切削中的切屑長(zhǎng)度比相同，利用幾何變換法得到斜角切削切削力系數(shù)。解析模型雖然能在理論上對(duì)切削過程進(jìn)行表述，但形式復(fù)雜、難于求解。隨著切削技術(shù)的進(jìn)步和切削材料的多樣化，有限元模擬仿真 被用于分析研究切屑形成過程、應(yīng)力以及應(yīng)變的變化。呂楊[11] 根據(jù)加工生產(chǎn)實(shí)際建立刀尖圓弧半徑和已加工表面工件回彈的非自由切削三維幾何模型，通過三維仿真分析了切削用量、刀具磨損、刀具材料對(duì)切削力的影響， 采用回歸分析法建立TC4 鈦合金的切削力經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)模型。Ali 等[12] 對(duì)比分析不同商業(yè)軟件對(duì)Ti6Al4V 鈦合金切削力與實(shí)測(cè)結(jié)果，表明ABAQUS 預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度最高（精確度可達(dá)97%），其次為Deform，最后為AdvantEdge（最小誤差大于30%）。智能模型是依據(jù)切削加工測(cè)試數(shù)據(jù)，采用數(shù)學(xué)優(yōu)化算法建立學(xué)習(xí)進(jìn)化機(jī)制完成切削力預(yù)測(cè)。王剛等[13] 采用不同優(yōu)化算法進(jìn)行TC18 鈦合金的銑削力預(yù)測(cè)，指出線性回歸分析的最大誤差接近50%；梯度下降法的最大預(yù)測(cè)誤差為22%；改進(jìn)的粒子群算法對(duì)其預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性最高，最大誤差僅為19.97%。
在工藝參數(shù)對(duì)切削力的影響方面，Shi 等[14] 分析得到鈦合金TC21 銑削力隨著工藝強(qiáng)度的增加而增加，切削力對(duì)進(jìn)給量f 和切削寬度ae 增幅的變化敏感性大于切削速度vc 和切削深度ap。Niu 等[15]在鈦合金TC6 銑削實(shí)驗(yàn)中得到切削力隨著切削速度的加快而增加，切削速度在50～80 m/min 范圍內(nèi)，進(jìn)給速度的增加對(duì)切削合力起關(guān)鍵作用。切削速度在80～140 m/min 范圍內(nèi)，切削速度對(duì)切削合力的提高起主要作用。通過對(duì)硬質(zhì)合金刀具銑削鈦合金TC18 的切削力進(jìn)行深入研究，Zhang 等[16]分析得到切削力的變化與切削速度、切削寬度成正比，與切削速度的變化成反比。文獻(xiàn)[17] 則認(rèn)為，切削加工中切削深度對(duì)TC18 鈦合金銑削力的影響最大。針對(duì)鈦合金Ti6Al4V 銑削，Wang 等[18] 指出進(jìn)給量從0.05 mm/z 增加至0.1 mm/z，最大切削力從1011 N 增加至1233 N；切削寬度從0.5 mm 增加到1 mm，最大切削力從810 N 增加至1011 N。在大切深（ap = 5 mm）情況下，切削力隨進(jìn)給量的平均增長(zhǎng)速率為22%。鑒于切削力隨工藝參數(shù)的變化趨勢(shì)不一致，學(xué)者對(duì)參數(shù)區(qū)間進(jìn)行分段分析，Wu 等[19] 通過鈦合金Ti6Al4V 高速銑削實(shí)驗(yàn)得到切削力隨著進(jìn)給量的增加而增大，當(dāng)進(jìn)給量超過0.08 mm/z 時(shí)，增大趨勢(shì)更加顯著；當(dāng)切削速度大于300 m/min 時(shí)，切削力隨著切削速度的增加而減小。鑒于此，隨后，Krishnaraj 等[20] 通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析進(jìn)行了切削深度對(duì)鈦合金Ti6Al4V 切削力影響的更深入研究，得到切削力的變化與切削加工參數(shù)范圍有關(guān)系，指出：進(jìn)給量為0.075 mm/z，切削深度在0.6～0.8 mm 變化，切削速度的增加會(huì)使切削力增加兩倍以上；切削深度在0.8～0.9 mm，切削力隨著切削速度的增幅減��；切削深度在0.9～1.0 mm，切削力隨著切削速度的加快而減小。隨著進(jìn)給速度的增加，切削力的增長(zhǎng)幅度逐漸減小，在800 mm/min 左右趨于穩(wěn)定。
徐九華等[21-22] 通過實(shí)驗(yàn)分析發(fā)現(xiàn)TA15 鈦合金的切削力在50～300 N 之間。當(dāng)vc < 100 m/min，切削力隨著切削速度的提高出現(xiàn)小幅上升；當(dāng)vc =100～300 m/min，切削力隨著切削速度的增加變化不大；當(dāng)vc > 300 m/min 時(shí)，切削力隨著切削速度的增大呈緩慢下降趨勢(shì)。這主要是因?yàn)榍邢魉俣葘?duì)切削力的影響是應(yīng)變強(qiáng)化和高溫軟化相抗衡的過 程。低速范圍內(nèi)，應(yīng)變和應(yīng)變率強(qiáng)化作用大于切削溫度產(chǎn)生的熱軟化作用，導(dǎo)致切削力增大；中等切削速度下，應(yīng)變和應(yīng)變率強(qiáng)化對(duì)切削力的正影響作用與剪切角的增大以及熱軟化對(duì)切削力的負(fù)影響作用相平衡，切削力基本保持不變；切削速度超過300 m/min 時(shí)，熱軟化作用占主導(dǎo)地位，導(dǎo)致刀具與工件間的摩擦因數(shù)降低、變形系數(shù)減小，即剪切變 形區(qū)附近的鈦合金晶粒在剪切面上的變形將變得更容易，最終表現(xiàn)為切削力的下降。但是，文獻(xiàn)[23]利用硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行TA15 鈦合金銑削實(shí)驗(yàn)時(shí)得到不一致的變化規(guī)律。當(dāng)切削速度大于300 m/min，隨著速度的增加切削力成增大趨勢(shì)，這可能是由于速度大于300 m/min 時(shí)切削溫度迅速升高，而硬質(zhì)合金刀具比 PCD 刀具具有更差的導(dǎo)熱性，這直接 導(dǎo)致刀具磨損加劇，引起切削力上升。
根據(jù)上述分析可知，切削力的變化與工件材料、刀具、工藝參數(shù)等因素息息相關(guān)，其變化規(guī)律總結(jié)如表1 所示。切削力對(duì)工藝參數(shù)的敏感性依次為切削深度、進(jìn)給量、切削寬度和切削速度。切削力隨著切削深度、進(jìn)給量、切削寬度的增大而增加；在較低的切削速度（vc = 50～140 m/min）下，切削力隨著切削速度的增大而增大，這時(shí)進(jìn)給量對(duì)切削力起主導(dǎo)作用；在較高切削速度下（vc > 140 m/min），切削速度對(duì)切削力起主要作用，切削力隨切削速度的增大趨勢(shì)逐漸減小；當(dāng)切削速度繼續(xù)增加，切削力會(huì)出現(xiàn)不同程度的減小。
2.2 切削溫度
切削加工中大部分能量消耗被轉(zhuǎn)化為切削熱，一部分切削熱隨著切屑流散，另一部分則傳入刀具和工件。切削熱在切削加工區(qū)累積產(chǎn)生高溫對(duì)刀具壽命、工件表面狀態(tài)造成不利影響，實(shí)現(xiàn)切削溫度的精準(zhǔn)預(yù)測(cè)是調(diào)整過程狀態(tài)、控制加工質(zhì)量的有效措施。目前切削溫度預(yù)測(cè)建模方法主要有解析法、模擬仿真法、經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ�。Komanduri 等[24] 基于移動(dòng)熱源法提出將切削區(qū)溫度分為剪切面熱源和刀具-切屑接觸面熱源的疊加，建立了切削區(qū)域溫度解析預(yù)測(cè)模型。Huang 等[25] 將刀具-切屑接觸面視為若干個(gè)離散點(diǎn)，基于Blok 滑移接觸系統(tǒng)熱量分配準(zhǔn)則計(jì)算每個(gè)離散點(diǎn)的熱量分配系數(shù)，分析了不均勻熱量分配對(duì)溫度分布的影響。他們還通過移動(dòng)熱源在半無限介質(zhì)中移動(dòng)的溫度解沿剪切面長(zhǎng)度方向進(jìn)行積分，建立剪切面熱源作用下切削溫度解析預(yù)測(cè)模型。為了減少計(jì)算難度，有限元模擬仿真被廣泛用于切削溫度研究。Glänzel 等[26] 通過有限元仿真軟件模擬了加工過程中切屑的產(chǎn)生過程，推導(dǎo)出刀具和切屑接觸面以及刀具和工件接觸面的熱流，在考慮熱傳遞的基礎(chǔ)上，對(duì)切削過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行了仿真。Pittalà等[27] 通過優(yōu)化切削溫度預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值之間的誤差對(duì)Johnson-Cook 本構(gòu)模型進(jìn)行了標(biāo)定，利用該模型建立了Ti6Al4V 鈦合金銑削過程的有限元仿真模型，實(shí)現(xiàn)對(duì)工件表面溫度的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。Yan 等[28] 借助模擬仿真分析了加工界面溫度變化�？梢园l(fā)現(xiàn)，高溫區(qū)域出現(xiàn)在刀具-切屑接觸區(qū)域，最高溫度出現(xiàn)在接觸面附近。
主要原因是在切屑形成過程中，大部分變形能首先在切屑中轉(zhuǎn)化為熱量，通過熱傳導(dǎo)在切屑、工件和刀具中消散。隨著切削過程的繼續(xù)，刀具前刀面和切屑之間的摩擦加劇，刀具前刀面承受更大壓力，產(chǎn)生更多的熱量。解析法和模擬仿真法的準(zhǔn)確性都需要通過半人工熱電偶法和熱像儀測(cè)試法進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Tan 等[29] 借助熱像儀觀測(cè)Ti6Al4V 鈦合金銑削過程切削溫度變化，發(fā)現(xiàn)切削溫度在12 s后達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。Sun 等[30] 利用半人工熱電偶測(cè)試Ti6Al4V 鈦合金銑削溫度，分析了銑削參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律，建立了銑削溫度經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)模型。研究表明，當(dāng)切削溫度超過500 ℃ 時(shí)，由于鈦合金材料和刀具材料化學(xué)親和力提高，兩種材料發(fā)生粘接黏附效應(yīng)增加，從而降低加工質(zhì)量[31]。文獻(xiàn)[32] 指出TiAlN 涂層刀具切削鈦合金的最高溫度為669.1 ℃，非涂層刀具切削的最高溫度為629.2 ℃，類金剛石（DLC）涂層刀具切削的最高溫度為492.0 ℃，TiCN 涂層刀具切削的最高溫度為471.5 ℃。DLC和TiCN 涂層刀具的溫度低于TiAIN 涂層刀和非涂層刀具的溫度，這是因?yàn)镈LC 涂層（μ = 0.1）和TiCN 涂層（ μ = 0.3）的摩擦因數(shù)低于TiAIN 涂層（μ ＝ 0.5），切屑與工具表面之間因摩擦產(chǎn)生的熱量較小。此外，TiAlN 涂層具有與鈦合金相似的化學(xué)成分，這兩種材料之間很容易發(fā)生黏附，增加切削溫度。
由于鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù)很低，僅為普通金屬的1/8，是不銹鋼的一半，導(dǎo)致其加工過程中散熱不佳。近年來學(xué)者提出用改變冷卻方式的技術(shù)降低鈦合金切削溫度，眾多研究結(jié)果均表明此方法可以明顯改善鈦合金切削加工性能。Song 等[33] 分析了四種不同冷卻方式下的鈦合金Ti6Al4V 切削溫度，干切削條件下切削溫度可達(dá)390 ℃， 微量潤(rùn)滑（MQL）條件下切削溫度為360 ℃，低溫（Cryo）環(huán)境下切削溫度為330 ℃，低溫微量潤(rùn)滑（CryoMQL）條件下切削溫度為310 ℃，相比于干切削，最高溫度降低80 ℃。
調(diào)節(jié)工藝參數(shù)是控制切削溫度的有效途徑，眾多學(xué)者通過不同實(shí)驗(yàn)規(guī)劃分析了工藝參數(shù)對(duì)切削溫度變化的影響規(guī)律。Lin 等[34] 分析了Ti6Al4V 鈦合金銑削溫度變化，得到 vc = 40 m/min，ap = 0.08 mm條件下最大切削溫度和走刀距離之間的關(guān)系。切削加工早期，最高溫度急劇升高，在前進(jìn)0.3 mm 后基本穩(wěn)定于800 ℃。切削速度小于80 m/min 時(shí)， 切削溫度隨著切削速度的增加而增加；切削速度大于80 m/min，切削深度為0.04 mm 和0.08 mm 時(shí)，切削溫度基本穩(wěn)定，并有緩慢下降趨勢(shì)。針對(duì)高速切削，Sulaiman 等[35] 研究發(fā)現(xiàn)隨著切削速度、進(jìn)給量的提高，Ti6Al4V 鈦合金切削溫度急劇升高。因?yàn)樘岣咔邢魉俣葧?huì)使摩擦因數(shù)升高，進(jìn)給速度的提升增加切屑截面積，從而誘發(fā)摩擦因數(shù)增加，變形區(qū)溫度提高。當(dāng)切削速度從300 m/min 增加至600 m/min，切削溫度升高17%；當(dāng)進(jìn)給速度從0.1 mm/rev 增加到0.25 mm/rev 時(shí)，切削溫度升高12%。這與文獻(xiàn)[36]～[40] 中分析得到的影響規(guī)律一致。此外，張洪山[41] 通過實(shí)驗(yàn)研究表明，TC25 銑削溫度的變化與工藝參數(shù)成正比，對(duì)鈦合金切削溫度影響最顯著的因素是切削速度和進(jìn)給量。然而，楊吟飛等[42] 采用不同刀片（ M40、WSP45）進(jìn)行Ti6Al4V鈦合金大進(jìn)給銑削，發(fā)現(xiàn)切削溫度隨著每齒進(jìn)給量的增加而增加，但是，當(dāng)fz > 0.8 mm/z 時(shí)，M40 方形刀片的切削溫度增長(zhǎng)幅度明顯減弱；當(dāng)fz > 1.2 mm/z時(shí)，WSP45 三角形刀片的切削溫度在450 ℃ 左右波動(dòng)。張建飛等[43] 通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)?shù)都鈭A角半徑r < 0.01 mm 時(shí)，刀具前角對(duì)切削溫度的影響可以忽略。但是，當(dāng)?shù)都鈭A角半徑r > 0.01 mm 時(shí)，刀具前角的增加導(dǎo)致切削層材料塑性變形增加，大量切削能耗轉(zhuǎn)化引起切削加工區(qū)溫度升高。
鈦合金切削加工中，工藝因子對(duì)切削溫度的影響規(guī)律如表2 所示。對(duì)鈦合金切削溫度影響最顯著的因素是切削速度和進(jìn)給量，其次是切削深度，最后為切削寬度。切削溫度隨著切削速度、進(jìn)給量、切削深度的增加而增大，隨著切削寬度的增加而略有減小。切削溫度會(huì)隨著刀具磨損量、刀具前角的增加而增大，TiCN 涂層刀具更適用于鈦合金切削，可以使切削溫度降低近25%。此外，低溫微量潤(rùn)滑方式可以顯著降低切削溫度，是實(shí)現(xiàn)綠色切削、改善鈦合金散熱能力的有效途徑。
3 、表面完整性研究現(xiàn)狀
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產(chǎn)生的，也是表征和評(píng)價(jià)表面完整性的重要指標(biāo)，是刀具特征、加工工況、切削參數(shù)等因素綜合作用的結(jié)果。已有研究發(fā)現(xiàn)，進(jìn)給量和切削速度是影響表面粗糙度的重要因素[18，44-45]。鈦合金Ti6Al4V 切削表面粗糙度隨著切削速度的增加先減小后增大，進(jìn)給量越大，表面粗糙度越大[18，46]。
Hassanpour 等[47] 對(duì)鈦合金Ti6Al4V 高速銑削加工做了詳細(xì)的研究，分析得到表面粗糙度與切削速度成反比，與進(jìn)給量成正比。固定進(jìn)給量為0.04 mm/z，在低切削速度（150 m/min）下，表面出現(xiàn)凹坑、污點(diǎn)和撕裂；中等速度（300 m/min）下，缺陷數(shù)量減少；而在高速（450 m/min）下，加工表面均勻、光滑。針對(duì)材料Ti64， Che-Haron 等[48] 發(fā)現(xiàn)當(dāng)進(jìn)給量f =0.35 mm/r、切削深度ap = 2 mm 時(shí)，切削速度從45 m/min 逐漸增加到100 m/min，銑削表面粗糙度值隨著切削速度的增加而增加。在切削速度vc =40～160 m/min、進(jìn)給量f = 0.1 mm/z、切削深度ap =1 mm 切削參數(shù)下也具有這種變化趨勢(shì)[44]。
為了探究工藝參數(shù)對(duì)表面粗糙度和形貌影響的顯著度，Yao 等[49] 和Liu 等[50] 經(jīng)過實(shí)驗(yàn)研究表明：TB6 銑削表面粗糙度受切削速度和進(jìn)給速度影響顯著度大于切削深度和切削寬度。Yang 等[51] 通過實(shí)驗(yàn)分析認(rèn)為切削速度的增加導(dǎo)致粗糙度Ra 和Sa 降低的根本原因是積屑瘤。當(dāng)ae 值小于1.5 mm（刀具半徑的一半）時(shí)，Rz 和Sz 的變化曲線都相對(duì)平坦。但是，當(dāng)ae 的值大于1.5 mm 時(shí)，Rz 和Sz 的值會(huì)快速上升。這歸因于切削寬度的增加容易加劇銑削顫振�；谠摾碚�，周子同等[52] 進(jìn)行了TB6 銑削表面粗糙度隨切削速度、進(jìn)給量變化研究，指出當(dāng)切削速度高于100 m/min 時(shí)，TB6 銑削表面粗糙度Ra 均值可達(dá)0.25 μm，每齒進(jìn)給量從0.04 mm/z 增加為0.12 mm/z，表面粗糙度Ra 均值從0.25 μm 增至0.45 μm。
加工刀具的材料、形狀、姿態(tài)等特征是表面粗糙度產(chǎn)生變化的關(guān)鍵因素。Abdelnasser 等[53] 進(jìn)行了CBN 和涂層陶瓷刀片車削Ti6A14V 合金實(shí)驗(yàn)研究，評(píng)估了工藝參數(shù)及其相互作用對(duì)表面粗糙度的影響，發(fā)現(xiàn)涂層陶瓷刀片可以將表面粗糙度改善34%。CBN 刀片在最小切削深度ap = 0.25 mm，低進(jìn)給量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）；而涂層陶瓷刀具在切削深度ap = 0.2 mm， 進(jìn)給量f = 0.1 mm/r和低切削速度vc = 50 m/min 時(shí)具有最小的表面粗糙度0.55 μm。為了分析刀具的不同幾何形狀對(duì)表面粗糙度的影響，Liu 等[50] 采用不同形狀的硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行TB6 銑削實(shí)驗(yàn)，提出變節(jié)距銑刀的表面粗糙度最大，其次為標(biāo)準(zhǔn)端銑刀，最后為變螺距銑刀。針對(duì)TC4 鈦合金構(gòu)件，Daymin 等[54] 研究表明工件傾角為25°時(shí)涂層刀具端銑表面粗糙度最好；Mhamdi 等[55] 指出球頭銑刀銑削凹曲面時(shí)兩側(cè)的表面粗糙度小于底部。通過球頭銑刀加工鈦合金薄壁葉片實(shí)驗(yàn)，Lim 等[56] 發(fā)現(xiàn)刀軸側(cè)傾、水平向內(nèi)走刀方式是銑削壓氣機(jī)葉片最穩(wěn)定的刀具姿態(tài)。
而Lee 等[57] 卻發(fā)現(xiàn)垂直向外走刀、工件傾角45°時(shí)的表面質(zhì)量好、變形程度小。
切削加工過程中后刀面上形成的積屑瘤會(huì)使刀具偏離原始規(guī)劃路徑[58]，造成表面粗糙度增加。Safari 等[59] 通過研究Ti6Al4V 鈦合金高速銑削，提出表面粗糙度和刀具磨損狀態(tài)密切相關(guān)，全新刀具加工的表面粗糙度小于磨損刀具。表面粗糙度隨著進(jìn)給量的增大而減小，切削速度vc = 100 m/min相比vc = 300 m/min 的表面粗糙度降低40%。基于此理論，Liang 等[60] 和Yang 等[58] 分別針對(duì)Ti6Al4V和Ti-1023 鈦合金研究，發(fā)現(xiàn)刀具切削刃的輪廓和加工表面的凹凸波動(dòng)具有正相關(guān)性。刀具磨損越嚴(yán)重，加工表面出現(xiàn)的凹槽越明顯[60]。
切削液能降低切削區(qū)域的溫度，減少切削刀具與工件間摩擦，清除切屑或刀具脫落殘留，防止它們相互黏結(jié)及黏附在工件、刀具上，破壞加工質(zhì)量。Litwa 等[61] 進(jìn)行了Ti6Al4V 鈦合金不同冷卻方式的銑削表面粗糙度研究，指出進(jìn)給速度對(duì)表面粗糙度的影響最大，其次是切削速度，然后是銑削深度。他們還發(fā)現(xiàn)在低切削速度下，水冷卻的表面粗糙度高于高壓冷卻（HP）、超臨界CO2 冷卻和超臨界CO2 微量潤(rùn)滑，但是表面粗糙度的增加和Ti 的相變會(huì)影響加工表面的蠕變強(qiáng)度，從而影響耐蝕性[62]。Kaynak 等[63] 研究了鈦合金不同冷卻方式下的表面粗糙度和形貌，指出微量潤(rùn)滑（MQL）條件產(chǎn)生的加工表面雖然有積屑瘤堆積形成的粘屑，但是表面谷峰和谷底間的距離較小，表面粗糙度好；水冷和高壓冷卻（HPC）條件產(chǎn)生的表面走刀痕跡導(dǎo)致平均表面粗糙度增加。
切削加工表面產(chǎn)生的加工刀痕、劃傷等缺陷部位會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，給使用安全帶來巨大隱患。鈦合金關(guān)鍵構(gòu)件作為絕對(duì)的承力部件，對(duì)應(yīng)力集中十分敏感。為了方便進(jìn)行構(gòu)件性能優(yōu)劣評(píng)價(jià)，學(xué)者基于二維表面粗糙度和三維表面形貌表征參數(shù)建立了式（ 1） [64] 和式（ 2） [65] 所示表面應(yīng)力集中系數(shù)kt 的定量表達(dá)式，提出兩種方法在不同切削條件下的變化趨勢(shì)一致。可以發(fā)現(xiàn)，應(yīng)力集中系數(shù)kt 與加工輪廓算術(shù)平均高度、峰谷高度成正比，與最大高度成反比。
式中：Ra 為輪廓算術(shù)平均偏差；Ry 為輪廓最大峰谷高度；Rz 為表面微觀不平十點(diǎn)高度；Sa 為算術(shù)平均高度； Sp 為最大峰值高度； Sv 為最大谷底高度；Sz 為最大高度。
上述研究結(jié)果表明，鈦合金切削表面粗糙度的高低與工藝參數(shù)、刀具材料、刀具磨損、冷卻方式等條件密切相關(guān)。表面粗糙度隨著工藝因子的增大而增加，對(duì)表面粗糙度影響最顯著的因素是切削速度和進(jìn)給量。切削加工過程中切削力大、切削溫度高會(huì)加劇刀具磨損，致使加工表面出現(xiàn)明顯凹槽，增大表面粗糙度。此外，微量潤(rùn)滑（MQL）冷卻方式能減少刀具與工件之間的摩擦，清除切屑滯留殘?jiān)�，提高鈦合金切削加工表面質(zhì)量。
3.2 殘余應(yīng)力
加工表面中的殘余應(yīng)力是自平衡內(nèi)部應(yīng)力，即彈塑性物體經(jīng)歷大變形后將外部負(fù)載、扭矩和熱梯度分布恢復(fù)到物體初始狀態(tài)后保留在物體中的內(nèi)部應(yīng)力。切削加工后的殘余應(yīng)力主要來源于機(jī)械應(yīng)力產(chǎn)生的塑形變形、熱應(yīng)力產(chǎn)生的塑性變形和相變引起的體積變化。對(duì)于剛度較弱的部件，隨著殘余應(yīng)力的釋放，部件將出現(xiàn)明顯的彎曲或扭轉(zhuǎn)變形，從而降低部件在循環(huán)載荷下的疲勞壽命。殘余應(yīng)力對(duì)部件性能的影響程度通常由三個(gè)指標(biāo)來判斷，即工件表面殘余應(yīng)力，殘余應(yīng)力峰值及殘余應(yīng)力影響層深度。
針對(duì)殘余應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)制，Sun 等[66] 提出殘余應(yīng)力分布主要受機(jī)械和熱變形的高度非線性耦合的影響,不同的工件材料、切削條件以及工藝參數(shù)的差異都會(huì)導(dǎo)致切削加工過程中切削力和切削溫度的差異，進(jìn)而導(dǎo)致殘余應(yīng)力不同。Jiang 等[67] 認(rèn)為殘余應(yīng)力與銑削中因未變形切屑厚度不同導(dǎo)致切削力和切削溫度差異相關(guān)聯(lián)，發(fā)現(xiàn)小進(jìn)給條件下，徑向和切向殘余應(yīng)力值都與未變形切屑厚度線性相關(guān)；大進(jìn)給情況下，只有切向殘余應(yīng)力與未變形切屑厚度呈線性相關(guān)。王明海等[68] 分析了主軸轉(zhuǎn)速在4500～12000 r/min 范圍內(nèi)Ti6Al4V 鈦合金銑削殘余應(yīng)力分布的變化，得到殘余應(yīng)力分布為經(jīng)典的漏勺型，表現(xiàn)為表面殘余拉應(yīng)力向表層殘余壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)變，殘余壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在表面下100～200 μm。這是因?yàn)橹鬏S轉(zhuǎn)速增加產(chǎn)生高溫效應(yīng)引起材料塑性變形，表面表現(xiàn)為殘余拉應(yīng)力，而高溫段時(shí)間內(nèi)來不及傳遞到工件表層，致使殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。他們還指出工件表層殘余應(yīng) 力隨刀具前角、切削速度和每齒進(jìn)給量的增加而減小，切削深度對(duì)表層殘余應(yīng)力的影響最小。但是，張宇等[69] 通過Ti6Al4V 鈦合金銑削實(shí)驗(yàn)研究后發(fā)現(xiàn)最大殘余壓應(yīng)力位于工件表面，殘余應(yīng)力在深度方向上由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。表面殘余壓應(yīng)力、殘余應(yīng)力影響層深度隨著每齒進(jìn)給量、切削深度和切削寬度的增加而增加，隨著銑削速度的增加而減小。同時(shí)，Shen 等[70] 和譚靚等[71] 指出銑削表面為殘余壓應(yīng)力，其隨著切削速度的增加而增加，隨著進(jìn)給量和切削寬度的增加而減�。贿�得到切削力、切削溫度、等效應(yīng)變對(duì)殘余應(yīng)力深度分布的影響如圖3 所示。在圖3（ a）低工藝強(qiáng)度下，切削力為58.39 N，切削溫度影響層為102 μm，等效應(yīng)變影響層深度為38 μm，殘余應(yīng)力層深為10 μm；圖3（b） 高工藝強(qiáng)度下，切削力為118 N，切削溫度影響層為102 μm，等效應(yīng)變影響層深度為58 μm，殘余應(yīng)力層深度為15 μm。隨著工藝強(qiáng)度的增大，切削力、表面溫度和等效應(yīng)變?cè)黾�，同時(shí)等效應(yīng)變影響層和殘余應(yīng)力影響層深度增加，這表明殘余應(yīng)力是切削力和切削溫度綜合作用的結(jié)果。王濤[72] 基于熱力耦合作用分析了鈦合金銑削殘余應(yīng)力場(chǎng)的形成機(jī)制。隨著工藝強(qiáng)度的增大，表面殘余壓應(yīng)力減小，殘余應(yīng)力影響層加深。這主要是因?yàn)楸砻媲邢鳒囟群偷刃?yīng)變顯著增加，但是溫度的作用大于力作用，使表面殘余壓應(yīng)力減�。还ぜ韺邮軣崃︸詈献饔迷斐晒ぜ畋韺拥牟牧袭a(chǎn)生塑性變形，從而導(dǎo)致殘余應(yīng)力影響層更深。
在刀具姿態(tài)對(duì)殘余應(yīng)力的影響方面，Daymin等[54] 通過實(shí)驗(yàn)得到刀軸傾角對(duì)Ti6Al4V 銑削殘余應(yīng)力的影響規(guī)律表明最大殘余壓應(yīng)力在表面以下10～20 μm。隨著刀軸傾角的增大，最大殘余壓應(yīng)力值逐漸減小，最大殘余壓應(yīng)力−528 MPa 出現(xiàn)在刀軸傾角為0°。與此不同的影響規(guī)律在TC11 鈦合金球頭刀薄壁件銑削中獲得[73]。當(dāng)?shù)遁S傾角增大時(shí)，球頭銑刀的實(shí)際切削速度增大，切削溫度升高，導(dǎo)致表面殘余壓應(yīng)力數(shù)值和殘余壓應(yīng)力層深度均有減小的趨勢(shì)。他們還得出任意刀軸傾角下，進(jìn)給方向的最大殘余壓應(yīng)力和殘余應(yīng)力影響層深度均大于步進(jìn)方向。同樣的結(jié)論也在文獻(xiàn)[74] 和[75]TC17 鈦合金銑削中被得到驗(yàn)證。Shen 等[76] 分析了不同走刀方式對(duì)TC17 銑削殘余應(yīng)力分布的影響規(guī)律，得到VD 走刀方式下的最大殘余壓應(yīng)力和殘余應(yīng)力影響層深度均大于其他三種走刀方式。這主要是因?yàn)閂D 走刀方式為爬坡式走刀加工，產(chǎn)生最大切削力，導(dǎo)致側(cè)面和加工表面之間發(fā)生塑性變形和擠壓效應(yīng)；四種走刀方式下切削溫度變化不明顯，最高溫度（670 ℃）不超過相變溫度（897 ℃），因此TC17 鈦合金的殘余應(yīng)力為機(jī)械應(yīng)力占主導(dǎo)地位。同樣的結(jié)果在TC11 薄壁件銑削[77] 殘余應(yīng)力分也被獲得。
刀具結(jié)構(gòu)和刀具磨損會(huì)影響切削力和切削溫度，被認(rèn)為是殘余應(yīng)力變化的重要因素。Pretorius等[78] 提出PCD 刀具加工鈦合金時(shí)刀具的晶粒尺寸會(huì)影響刀具壽命和殘余應(yīng)力，刀具晶粒尺寸為14 μm時(shí)獲得最長(zhǎng)刀具壽命80 min，表面殘余應(yīng)力最大為-600 MPa，殘余應(yīng)力層為100 μm。Wyen 等[79] 通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在逆銑過程中，隨著刀具刃口半徑的增 大，徑向殘余壓應(yīng)力也增大；在順銑過程中，隨著刀具刃口半徑的增大，軸向殘余壓應(yīng)力增大，徑向殘余壓應(yīng)力在-400 MPa 左右波動(dòng)。Tan 等[80] 發(fā)現(xiàn)TC17 鈦合金銑削后刀面磨損量增大，表面殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力以及殘余壓應(yīng)力影響層深度均增大。因?yàn)殡S著刀具后刀面磨損量的不斷增大，刀具與工件之間的接觸面積增大，導(dǎo)致切削力增大，產(chǎn)生明顯的擠光效應(yīng)。同時(shí)，由于工件表面溫度不足以達(dá)到材料的相變溫度，因此，擠光效應(yīng)引起的殘余壓應(yīng)力大于塑性凸出以及熱應(yīng)力所引起的殘余拉應(yīng)力，在加工工件表層形成的殘余應(yīng)力都是壓應(yīng)力。
綜上所述，殘余應(yīng)力場(chǎng)隨著刀具條件、材料、加工參數(shù)的不同會(huì)有所差異。在工藝參數(shù)方面，表面殘余應(yīng)力和殘余應(yīng)力影響層深度隨著切削速度的增加而減小，隨著進(jìn)給量、切削深度的增加而增加，但是切削參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響程度也受刀具的螺距和螺旋變化的影響。刀具幾何參數(shù)方面，殘余應(yīng)力場(chǎng)的變化與刀具刃口半徑成正比，與刀軸傾角變化成反比。為了解決殘余應(yīng)力測(cè)試難度大、成本高效率低、復(fù)雜因素耦合性大的難題，有限元模擬仿真方法被廣泛應(yīng)用于殘余應(yīng)力場(chǎng)分析[81-83]，但分析過程的通用性和分析結(jié)果的準(zhǔn)確性還需進(jìn)一步改進(jìn)。
3.3 顯微硬度
切削加工后表面的加工硬化是切削力造成的強(qiáng)化、切削熱造成的弱化和相變作用的綜合結(jié)果。
當(dāng)切削力形成的塑性變形起主導(dǎo)作用時(shí)，已加工表面就會(huì)發(fā)生硬化；當(dāng)切削熱起主導(dǎo)作用時(shí)，則使表面硬度降低產(chǎn)生軟化，但在充分冷卻的條件下，則會(huì)因二次淬火出現(xiàn)硬化。顯微硬度通常用表面顯微硬度、硬化層深度（已加工表面至基體硬度處的垂直距離）、硬化率（已加工表面硬度與基體硬度的比值）來表示。切削加工過程中，切屑形成區(qū)域的高壓、高切削熱以及鈦合金導(dǎo)熱性差的作用導(dǎo)致顯微硬度梯度變化，導(dǎo)致金屬的塑性、密度降低，切削變形阻力降低[84]。Yang 等[45] 提出鈦合金銑削顯微硬度場(chǎng)可以分為軟化區(qū)（Ⅰ）、硬化區(qū)（Ⅱ）和基體區(qū)（Ⅲ）三個(gè)區(qū)域。Lapin 等[85] 提出表層材料軟化的主要原因是時(shí)效作用使材料產(chǎn)生塑性變形的結(jié)果。在鈦合金的加工過程中，加工表面通常伴有大量的切削熱，加工過程接近時(shí)效過程。時(shí)效時(shí)間越長(zhǎng)，層狀區(qū)域的顯微硬度值越低。銑削是一個(gè)中斷的切削過程，當(dāng)銑削刀具進(jìn)入工件時(shí)，會(huì)發(fā)生熱量積聚。相應(yīng)地，當(dāng)銑削刀具切出工件時(shí)，會(huì)發(fā)生冷卻的累積，因此內(nèi)部加工硬化是循環(huán)過程的累積。
在工藝參數(shù)對(duì)顯微硬度的影響方面，Sun 等[66]在進(jìn)給量f = 0.08 mm/z、切削寬度ae = 4 mm、切削深度ap = 1.5 mm 參數(shù)下，得到Ti6Al4V 鈦合金銑削表層材料由于表面變形而產(chǎn)生的應(yīng)變硬化率為68%～80%。此外，在65～115 m/min 切削速度范圍內(nèi)，表面硬度隨切削速度的提高而降低，這是因?yàn)榍邢魉俣壬�，產(chǎn)生的高溫效應(yīng)會(huì)引起熱軟化，
從而抵消部分應(yīng)變硬化效應(yīng)。此外， Oosthuizen等[86] 的研究表明Ti6Al4V 鈦合金銑削的硬化層影響深度為50～60 μm，表層硬化的程度和深度隨進(jìn)給量的增加而增加。同樣的結(jié)論也被Ginting 等[84]和Yang 等[45] 所證實(shí)。同樣針對(duì)Ti6Al4V 銑削，李軍等[87] 在不同參數(shù)區(qū)間提出顯微硬度出現(xiàn)“硬化-軟化-再次硬化-基體硬度”四個(gè)變化階段，如圖4 所示。任意工藝參數(shù)下，加工表面出現(xiàn)硬化現(xiàn)象，硬化率為13%～50%；在距表面20 μm 處達(dá)到軟化最大值，軟化率為24%～31%；在距表面120 μm 處再次達(dá)到硬度極值，隨后緩慢降為基體硬度。這是由于切削加工過程中，鈦合金中的鈦元素與空氣中的氧元素和氮元素發(fā)生反應(yīng)，工件表面形成氧化鈦和氮化鈦薄膜，使工件脆性增加，進(jìn)而使得已加工 表面顯微硬度最高。同時(shí)因?yàn)殁伜辖饘?dǎo)熱系數(shù)低、傳熱性差，在銑削加工過程中產(chǎn)生的熱量?jī)H能傳遞到距離已加工表面很淺的深度范圍內(nèi)，因此在表層（10～20 μm 處）的材料會(huì)因熱軟化現(xiàn)象而表現(xiàn)出最小的顯微硬度值。Shen 等[70] 和譚靚等[71] 發(fā)現(xiàn)TC17 鈦合金銑削加工中顯微硬度出現(xiàn)“軟化-硬化-基體”三個(gè)階段的變化。同時(shí)隨著工藝強(qiáng)度的 增加，切削力增加了59.61 N，切削溫度和等效應(yīng)變明顯增加，表面軟化程度增大。銑削力的增大導(dǎo)致對(duì)試樣表面材料的擠壓、摩擦作用增強(qiáng)，使得晶粒之間變形不均勻，晶界之間產(chǎn)生的殘余應(yīng)力阻礙晶格的變形與滑移，同時(shí)降低了金屬的塑性。銑削溫度的增大導(dǎo)致已加工表面表層材料熱軟化效應(yīng)增強(qiáng)，與銑削力產(chǎn)生的應(yīng)變強(qiáng)化有一定程度的抵消。
在表層約20 μm 之前，銑削溫度的熱軟化效應(yīng)占主導(dǎo)，隨后為銑削力產(chǎn)生的應(yīng)變強(qiáng)化占優(yōu)勢(shì)。刀具姿態(tài)和刀具磨損對(duì)加工硬化的影響也受到了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。Oyelola 等[88] 和 Tan等[76，80] 提出走刀方向、加工傾角、刀具涂層對(duì)顯微硬度場(chǎng)影響不顯著。Shi 等[89]、Su[90] 等、楊曉勇等[91] 和Yang 等[58] 通過不同鈦合金材料（ Ti6Al4V\TA15\TC21\Ti1023）銑削實(shí)驗(yàn)表明：刀具磨損會(huì)帶來嚴(yán)重的塑性變形，鈦合金切削表面加工硬化程度隨著刀具磨損的增加而略有增加。Wyen 等[79] 在Ti6Al4V銑削加工中的研究中得到表面維氏硬度隨著切削刃半徑的增加而略有增加，順銑加工中表面顯微硬度穩(wěn)定于450HV，切削刃半徑的影響可以忽略。
3.4 微觀組織
材料切削加工中在熱力耦合作用下經(jīng)過擠壓、剪切變形使表層金屬的晶格發(fā)生扭曲，表層組織細(xì)化、變形能增加，相繼出現(xiàn)高密度位錯(cuò)、孿晶、有效晶粒、非晶、晶粒拉長(zhǎng)、破碎等現(xiàn)象。微觀組織的變化用晶粒尺寸、塑性變形層深度、晶粒偏轉(zhuǎn)角度等表示。如圖5 所示，Velásquez 等[92] 將Ti6Al4V鈦合金切削表層分為未影響區(qū)（P1）、塑性變形區(qū) （P2）和高度擾動(dòng)區(qū)（P3）。在高度擾動(dòng)區(qū)域，晶粒被拉長(zhǎng)并在平行于加工表面方向出現(xiàn)了細(xì)化。在塑性變形區(qū)，晶粒沿加工方向進(jìn)行偏轉(zhuǎn)。Liang等[93] 指出，Ti6Al4V 鈦合金金切削加工影響區(qū)的金相特征可分為原始結(jié)構(gòu)、塑性變形區(qū)和流動(dòng)區(qū)。塑性變形區(qū)表現(xiàn)出沿切削速度方向的晶粒變形和伸長(zhǎng)。加工中切削熱緊鄰最外層，集中在局部影響區(qū)導(dǎo)致材料出現(xiàn)軟化，同時(shí)機(jī)械載荷促進(jìn)了材料流動(dòng)現(xiàn)象，并在塑性變形區(qū)和流動(dòng)區(qū)之間產(chǎn)生了清晰的邊界。Wang 等[94] 依據(jù)晶粒尺寸的不同將微觀組織變形層分為表面層（晶粒尺寸約為5 μm）、中間層（晶粒略微變形，平均晶粒尺寸約為10 μm）和基體層，指出晶粒細(xì)化程度隨著切削速度的增加而增加。
切削加工中，工件表面承受不同的熱力耦合作用，從而形成不同的微觀組織變化。Shen 等[70] 和譚靚等[71] 研究表明，TC17 鈦合金銑削加工后表層網(wǎng)籃組織發(fā)生了偏轉(zhuǎn)、破碎。隨著銑削工藝強(qiáng)度的提高，銑削表面塑性變形層深度略有增加，但并未發(fā)現(xiàn)α + β 相到β 相的轉(zhuǎn)變。眾多學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，刀具傾角對(duì)TC11 鈦合金薄壁件銑削[73]、走刀方式 對(duì)TC17 鈦合金銑削[75-76] 的微觀組織影響不大，這可能是由于選用實(shí)驗(yàn)條件下切削力和切削溫度變化范圍較小，熱力耦合作用無顯著差異。Li 等[95]對(duì)不同條件下Ti6Al4V 鈦合金銑削表層微觀組織進(jìn)行了測(cè)試，發(fā)現(xiàn)塑性變形隨切削速度的變化無明顯變化，隨進(jìn)給量和切削深度的增大而增大。他們還指出刀具圓角半徑對(duì)塑性變形影響顯著；刀具圓角半徑越大，塑性變形越嚴(yán)重，塑性變形層深度越深。
此外，Patil 等[96] 研究發(fā)現(xiàn)TC4 鈦合金車削加工表層晶粒變形隨著切削速度的增加而增大。刀具磨損是影響切削加工過程中熱力耦合作用的重要因素，也是學(xué)者分析微觀組織的重點(diǎn)關(guān)注因素。Che-Haron 等[44] 提出由于車削初始階段是用鋒利的刀具在冷卻條件下進(jìn)行材料去除的，車削力和溫度達(dá)不到材料的相變條件，加工表層幾乎觀察不到塑性變形層和白層；但是在刀具磨損嚴(yán)重階段，工件表層出現(xiàn)明顯的塑性變形和白層。Liang等[97-98] 對(duì)Ti6Al4V 鈦合金切削加工微觀組織變化進(jìn)行了更加深入的研究，發(fā)現(xiàn)晶粒變形主要表現(xiàn)為斷裂、偏轉(zhuǎn)、滑移，塑性變形層深度和晶粒偏轉(zhuǎn)角度隨著側(cè)刀面磨損量的增加而增加。因?yàn)榈毒吣p量的增加會(huì)導(dǎo)致刀具和工件界面處接觸面積的增加，加工表面受明顯摩擦和擠壓會(huì)使晶粒產(chǎn)生嚴(yán)重的滑移和伸長(zhǎng)。同時(shí)，盡管切屑在切削過程中帶走了大部分切削熱，但一部分切削熱仍然殘留在加工表面中[99]。由于鈦合金的低導(dǎo)熱性，在加工的表 面附近很容易產(chǎn)生大量的切削熱積聚。尤其在VB = 0.3 mm 時(shí)，隨著熱源強(qiáng)度的增加，大范圍的材料軟化導(dǎo)致材料容易發(fā)生塑性變形。
上述研究表明，晶粒的偏轉(zhuǎn)角度、晶粒細(xì)化程度隨著切削速度的增加而增大；進(jìn)給量和切削深度的增大都會(huì)導(dǎo)致塑性變形層深度加深，但是切削深度的變化會(huì)抑制晶粒細(xì)化。低溫冷卻潤(rùn)滑可以減少切削刀具與工件之間的摩擦，降低切削力和切削溫度，抑制相變。刀具磨損量的增加會(huì)導(dǎo)致刀具和工件界面處接觸面積的增加，加工表面受明顯摩擦和擠壓會(huì)使晶粒產(chǎn)生嚴(yán)重的滑移和伸長(zhǎng)。然而，現(xiàn)有研究主要集中在分析不同加工條件對(duì)切削加工表層微觀組織的影響，并沒有基于疲勞性能要求，對(duì)不同加工條件產(chǎn)生的不同微觀組織進(jìn)行判別，確定有助于提高疲勞性能的微觀組織形態(tài)變化范圍。
4、 結(jié)束語
本文從切削力、切削溫度、表面完整性狀態(tài)特征等方面闡述了鈦合金材料切削加工技術(shù)方面的研究現(xiàn)狀。分析了切削參數(shù)、加工條件、刀具特征對(duì)切削力、切削溫度、表面完整性狀態(tài)特征的影響規(guī)律，基于熱力耦合作用分析表面完整性形成機(jī)制方面的研究體系還需繼續(xù)完善。表面完整性形成機(jī)制的研究還需要從以下幾個(gè)方面進(jìn)行探究：
（1）基于切削工藝學(xué)、材料學(xué)和有限元模擬仿真知識(shí)，采用實(shí)驗(yàn)與模擬仿真相結(jié)合的方法，在減少資源消耗、節(jié)約時(shí)間的前提下將研究對(duì)象從試塊提升為構(gòu)件。進(jìn)一步分析工藝參數(shù)、刀具結(jié)構(gòu)、潤(rùn)滑方式等可控工藝因子以及刀具磨損、夾具變形、顫振與變形等不可控工藝因子對(duì)構(gòu)件表面完整性的影響。
（2）基于熱力耦合作用，建立表面完整性特征分布預(yù)測(cè)模型，揭示工藝參數(shù)-切削力和切削溫度-表面完整性狀態(tài)特征之間的映射關(guān)系。完成表層塑性變形和微觀組織特性的定量評(píng)價(jià)，實(shí)現(xiàn)表面完整性梯度分布的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，為表面完整性工藝參數(shù)域優(yōu)化提供理論依據(jù)。
（3）深入研究切削加工界面的熱力耦合作用，探索加工界面熱力耦合作用對(duì)表面完整性的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，考慮構(gòu)件實(shí)際加工過程中加工軌跡時(shí)變形引起加工界面接觸狀態(tài)的變化，提出基于實(shí)際加工工況的表面完整性調(diào)控方法。
（4）以構(gòu)件疲勞性能要求為目標(biāo)，反推并設(shè)計(jì)滿足構(gòu)件服役性能的表面粗糙度、表層顯微硬度、表層殘余應(yīng)力、微觀組織梯度分布，獲得滿足疲勞性能要求的構(gòu)件表面完整性特征域�；诠に嚄l件與表面完整性特征之間的映射模型，確定出滿足要求的加工條件，實(shí)現(xiàn)滿足服役載荷要求的表面完整性加工。
參考文獻(xiàn)：
［1］JAVIDI A，RIEGER U，EICHLSEDER W. The effect ofmachining on the surface integrity and fatigue life[J].International Journal of Fatigue，2008，30：2050-2055.
［2］譚靚. 抗疲勞表面變質(zhì)層的多工藝復(fù)合控制方法[D].西安：西北工業(yè)大學(xué)，2018.（TAN L. Method of controlling anti-fatigue surface metamorphiclayer during integration manufacturing processes[D]. Xi ’an： Northwestern Polytechnical University，2018.）
［3］王尚志. 航空零件加工的表面完整性[J]. 航空制造技術(shù)，1993（6）：22-24.（WANG S Z. Surface integrity of aviation parts machining[J]. Aeronautical Manufacturing Technology，1993（6）：22-24.）
［4］BANERJEE D， WILLIAMS J C. Perspectives ontitanium science and technology[J]. Acta Materialia，2013，61（3）：844-879.
［5］BUDAK E. Analytical models for high performancemilling. Part I：cutting forces，structural deformations andtolerance integrity[J]. International Journal of MachineTools & Manufacture，2006，46（12/13）：1478-1488.
［6］WAN M，ZHANG W H，TAN G，et al. New cutting forcemodeling approach for flat end mill[J]. Chinese Journalof Aeronautics，2007，20（3）：282-288.
［7］WANG D，REN J，TIAN W. A method for the predictionof cutting force for 5-axis ball-end milling of workpieceswith curved surfaces[J]. International Journal ofAdvanced Manufacturing Technology， 2020， 107（ 5） ：2023-2039.
［8］OXLEY P L B. The mechanics of machining：an analyticalapproach to assessing machinability[M]. New York：Ellis Horwood Limited，1989.
［9］HENDRIKO H， KISWANTO G， ISTIYANTO J， et al.Implementation of analytical boundary simulation methodfor cutting force prediction model in five-axis milling[J].Machining Science & Technology，2017（1）：1-17.
［10］ARMAREGO E， WHITFIELD R C. Computer basedmodelling of popular machining operations for force andpower prediction[J]. CIRP Annals - Manufacturing Technology，1985，34（1）：65-69.
［11］呂楊. 航空用鈦合金切削力的試驗(yàn)研究與仿真[D]. 沈陽：沈陽理工大學(xué)，2013.（ LV Y. Experimental study and simulation on cuttingforce during machining of titanium alloys inaerospace[D]. Shenyang： Shenyang University of Scienceand Technology，2013.）
［12］ALI M H，ANSARI M，KHIDHIR B A，et al. Simulationmachining of titanium alloy（ Ti-6Al-4V） based on thefinite element modeling[J]. Journal of the Brazilian Societyof Mechanical Sciences and Engineering， 2014，36（2）：315-324.
［13］王剛，萬敏，劉虎，等. 粒子群優(yōu)化模糊系統(tǒng)的銑削力建模方法[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2011 （13）：123-130.（WANG G，WAN M，LIU H，et al. Modeling of milling force by using fuzzy system optimized by particle swarmalgorithm[J]. Journal of Mechanical Engineering， 2011（13）：123-130.）
［14］SHI Q， LI L， HE N， et al. Experimental study in highspeed milling of titanium alloy TC21[J]. InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology， 2013，64（1/2/3/4）：49-54.
［15］NIU Q，CHEN M，MING W，et al. Evaluation of the performanceof coated carbide tools in face milling TC6alloy under dry condition[J]. International Journal ofAdvanced Manufacturing Technology， 2013， 64（5/6/7/8）：623-631.
［16］ZHANG C M，MU A L，WANG Y X，et al. A study onthe influence of milling parameters on the properties ofTC18 titanium alloy[J]. Science of Advanced Materials，2020，12（5）：707-714.
［17］王永鑫，張昌明. TC18 鈦合金車削加工的切削力和表面粗糙度[J]. 機(jī)械工程材料，2019，43（7）：69-73.（ WANG Y X， ZHANG C M. Cutting force and surface roughness of turning on TC18 titanium alloy[J]. Materialsfor Mechanical Engineering，2019，43（7）：69-73.）
［18］WANG F Z，ZHAO J，LI A H，et al. Experimental studyon cutting forces and surface integrity in high-speed sidemilling of Ti-6Al-4V titanium alloy[J]. Machining Scienceand Technology，2014，18（3）：448-463.
［19］WU H B， ZHANG S J. Effects of cutting conditions onthe milling process of titanium alloy Ti6Al4V[J]. InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology，2015，77（9/10/11/12）：2235-2240.
［20］KRISHNARAJ V S， SAMSUDEENSADHAM R， et al.A study on high speed end milling of titanium alloy[J].Procedia Engineering，2014，97（97）：251-257.
［21］劉鵬，徐九華，馮素玲，等. PCD 刀具高速銑削TA15 鈦合金切削力的研究[J]. 南京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，42（2）：224-229.（LIU P，XU J H，F(xiàn)ENG S L，et al. Cutting forces in highspeed milling of TA15 titanium alloy with PCD tool[J].Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics，2010，42（2）：224-229.）
［22］呂東升，徐九華，丁文鋒，等. 聚晶金剛石刀具銑削Ti40 阻燃鈦合金失效機(jī)理[J]. 南京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2016，48（6）：870-878.（LU D S，XU J H，DING W F，et al. Failure analysis ofPCD tools in milling Ti40 burn-resistant titaniumalloy[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics &Astronautics，2016，48（6）：870-878.）
［23］XU J H，REN K Q，GENG G S. Cutting forces in highspeedmilling of a close alpha titanium alloy[J]. KeyEngineering Materials，2004，259/260：451-455.
［24］KOMANDURI R，ZHEN B H. Thermal modeling of themetal cutting process — Part Ⅲ：temperature rise distributiondue to the combined effects of shear plane heatsource and the tool-chip interface frictional heatsource[J]. International Journal of Mechanical Sciences，2001，43（1）：89-107.
［25］HUANG K，YANG W. Analytical model of temperaturefield in workpiece machined surface layer in orthogonalcutting[J]. Journal of Materials Processing Technology，2016，229：375-389.
［26］GLÄNZEL J，HERZOG R，IHLENFELDT S，et al. Simulation-based correction approach for thermo-elasticworkpiece deformations during milling processes[J]. Procedia CIRP，2016，46：103-106.
［27］PITTALÀ G M，MONNO M. A new approach to the predictionof temperature of the workpiece of face millingoperations of Ti-6Al-4V[J]. Applied Thermal Engineering，2011，31（2）：173-180.
［28］YAN C M， LIN Y X. Numerical simulation of cuttingforce and temperature field in high speed machining oftitanium alloys[J]. Applied Mechanics & Materials，2010，37/38：731-734.
［29］TAN G Y，ZHANG Y H，LI G H，et al. Performance of acoated cemented carbide tool in high speed milling of Ti-6Al-4V alloy[J]. Journal of Advanced ManufacturingSystems，2013，12（2）：131-146.
［30］SUN Y J，SUN J，LI J F，et al. An experimental investigationof the influence of cutting parameters on cuttingtemperature in milling Ti6Al4V by applying semi-artificialthermocouple[J]. International Journal of AdvancedManufacturing Technology，2014，70（5/6/7/8）：765-773.
［31］HOSSEINI A， KISHAWY H A. Cutting tool materialsand tool wear[M]// Machining of Titanium Alloys. BerlinHeidelberg：Springer，2014：31-56.
［32］FUJIWARA J， ARIMOTO T， TANAKA K. High speedmilling of titanium alloy[J]. Advanced MaterialsResearch，2011，325：387-392.
［33］SONG K H，LIM D W，PARK J Y，et al. Investigation oninfluence of hybrid nozzle of CryoMQL on tool wear，cutting force， and cutting temperature in milling oftitanium alloys[J]. International Journal of AdvancedManufacturing Technology，2020，110（7）：2093-2103.
［34］LIN S Y， CHENG Y Y， CHUNG C T. Chip formationand cutting performance investigation on titanium alloymachining[J]. Advanced Materials Research， 2011，264/265：1062-1072.
［35］SULAIMAN S， ROSHAN A， BORAZJANI S. Effect ofcutting parameters on cutting temperature of TiAl6V4alloy[J]. Applied Mechanics & Materials，2013，392：68-72.
［36］YANG S，HE C，ZHENG M，et al. Temperature field oftool engaged cutting zone for milling of titanium alloywith ball-end milling[J]. Micromachines， 2018， 9（ 12） ：672.
［37］PANDURU D，BICA M，PATRU E N，et al. Influence ofcutting parameters on the temperature in turning oftitanium using contact and non-contact methods[J].Advanced Engineering Forum，2019，34：28-33.
［38］劉慧磊. 鈦合金Ti-6Al-4V 切削仿真溫度分析[J]. 科技創(chuàng)新導(dǎo)報(bào)，2020，17（5）：96-98.（LIU H L. Analysis of cutting simulation temperature oftitanium alloy Ti-6Al-4V[J]. Science and TechnologyInnovation Herald，2020，17（5）：96-98.）
［39］SHAN C W， ZHANG X， SHEN B， et al. An improvedanalytical model of cutting temperature in orthogonal cuttingof Ti6Al4V[J]. Chinese Journal of Aeronautics，2019，156（3）：217-227.
［40］黃蓓. 基于鈦合金的難加工材料切削加工工藝研究[D]. 南京：南京理工大學(xué)，2015.（ HUANG B. Research on difficult-to-cut materials processingtechnology based on titanium[D]. Nanjing：Nanjing University of Science and Technology，2015.）
［41］張洪山. 高效銑削鈦合金TC25 加工性能研究[D]. 濟(jì)南：山東大學(xué)，2016.（ ZHANG H S. Investigations on the machinability oftitanium alloy TC25 in high efficiency milling[D].Jinan：Shandong University，2016.）
［42］楊吟飛，趙威，李亮，等. Ti6Al4V 鈦合金大進(jìn)給銑削切削力與切削溫度的試驗(yàn)研究[J]. 航空精密制造技術(shù)，2014，50（4）：34-37.（YANG Y F，ZHAO W，LI L，et al. Experimental studyon cutting force and cutting temperature in high feedmilling of Ti6Al4V alloy[J]. Aviation Precision ManufacturingTechnology，2014，50（4）：34-37.）
［43］張建飛. Ti6Al4V 高速切削過程有限元模擬及切削參數(shù)優(yōu)化[D]. 昆明：昆明理工大學(xué)，2017.（ ZHANG J F. Finite element simulation of high speedmachining Ti6Al4V and optimization of cutting parameters[D]. Kunming： Kunming University of Science andTechnology，2017.）
［44］CHE-HARON C H， JAWAID A. The effect of machiningon surface integrity of titanium alloy Ti-6%Al-4%V[J]. Journal of Materials Processing Technology， 2005，166（2）：188-192.
［45］YANG X Y， REN C Z， WANG Y， et al. Experimentalstudy on surface integrity of Ti-6Al-4V in high speed sidemilling[J]. Transactions of Tianjin University， 2012，18（3）：206-212.
［46］TAYISEPI N，LAUBSCHER R F，OOSTHUIZEN G A.Investigating the energy efficiency and surface integritywhen machining titanium alloys[C]. Wallenberg Centre：COMA’16，2016：219-224.
［47］HASSANPOUR H， RASTI A， SADEGHI M H， et al.Investigation of roughness， topography， microhardness，white layer and surface chemical composition in highspeed milling of Ti-6Al-4V using minimum quantity lubrication[J]. Machining Science and Technology，2020：1-20.
［48］CHE-HARON C H. Tool life and surface integrity inturning titanium alloy[J]. Journal of Materials ProcessingTechnology，2001，118：231-237.
［49］YAO C F， WU D X， JIN Q C， et al. Influence of highspeedmilling parameter on 3D surface topography andfatigue behavior of TB6 titanium alloy[J]. Transactionsof Nonferrous Metals Society of China， 2013， 23（ 3） ：650-660.
［50］LIU J Y，SUN J F，CHEN W Y. Surface integrity of TB6titanium alloy after dry milling with solid carbide cuttersof different geometry[J]. The International Journal ofAdvanced Manufacturing Technology， 2017， 92（ 3） ：4183-4198.
［51］YANG D，LIU Z Q. Surface topography analysis and cuttingparameters optimization for peripheral millingtitanium alloy Ti-6Al-4V[J]. International Journal of Refractory Metals & Hard Materials，2015，51：192-200.
［52］周子同，崔季，陳志同，等. TB6 鈦合金銑削表面完整性試驗(yàn)研究[J]. 航空制造技術(shù)，2015，477（8）：66-69.（ ZHOU Z T， CUI J， CHEN Z T， et al. Experimental research on surface integrity of TB6 titanium alloy[J].Aviation Manufacturing Technology，2015，477（8）：66-69.）
［53］ABDELNASSER A S， BARAKAT A， ELSANABARYS， et al. Experimental investigation of generated surfaceroughness in hard turning of Ti6Al4V using coated ceramic and CBN inserts[J]. Port-Said EngineeringResearch Journal，2020，24（2）：106-113.
［54］DAYMIN A， BOUJELBENE M， AMARA A B， et al.Surface integrity in high speed end milling of titaniumalloy Ti-6Al-4V[J]. Materials Science and Technology，2011，27（1）：387-394.
［55］MHAMDI M B，BOUJELBENE M，BAYRAKTAR E，etal. Surface integrity of titanium alloy Ti-6Al-4V in ballend milling[J]. Physics Procedia， 2012， 25（ 22） ： 355-362.
［56］LIM T S，LEE C M，KIM S W，et al. Evaluation of cutterorientations in 5-axis high speed milling of turbineblade[J]. Journal of Materials Processing Technology，2002，130/131：401-406.
［57］LEE C M，KIM S W，CHOI K H，et al. Evaluation of cutterorientations in high-speed ball end milling of cantilevershaped thin plate[J]. Journal of Materials ProcessingTechnology，2003，140（1/2/3）：231-236.
［58］YANG H C， CHEN Z T， ZHOU Z T. Influence of cuttingspeed and tool wear on the surface integrity of thetitanium alloy Ti-1023 during milling[J]. InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology， 2014，78（5/6/7/8）：1113-1126.
［59］SAFARI H，SHARIF S，IZMAN S，et al. Surface integritycharacterization in high-speed dry end milling of Ti-6Al-4V titanium alloy[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2015， 78（1/2/3/4）：651-657.
［60］LIANG X L，LIU Z Q. Tool wear behaviors and correspondingmachined surface topography during high-speedmachining of Ti-6Al-4V with fine grain tools[J]. TribologyInternational，2018，121：321-332.
［61］LITWA P，WIKA K K，ZONUZI A，et al. The influenceof cutting conditions on surface integrity in high feedmilling of Ti-6Al-4V with supercritical CO2 cooling [C]//MM Science Journal Special Issue：HSM 2019. MMPublishing，2019，2019（4）：3071-3077.
［62］POLINI W，TURCHETTA S. Cutting force，tool life andsurface integrity in milling of titanium alloy Ti-6Al-4Vwith coated carbide tools[J]. Proceedings of the Institutionof Mechanical Engineers， Part B， 2014， 230（ 4） ：694-700.
［63］KAYNAK Y， GHARIBI A， YILMAZ U， et al. A comparisonof flood cooling， minimum quantity lubricationand high pressure coolant on machining and surfaceintegrity of titanium Ti-5553 alloy[J]. Journal of ManufacturingProcesses，2018，34：503-512.
［64］AROLA D，RAMULU M. An examination of the effectsfrom surface texture on the strength of fiber-reinforcedplastics[J]. J Compos Mater，1999，33（2）：101-86.
［65］YANG D， LIU Z Q， XIAO X， et al. The effects ofmachining-induced surface topography on fatigue performanceof titanium alloy Ti-6Al-4V[J]. Procedia CIRP，2018，71：27-30.
［66］SUN J，GUO Y B. A comprehensive experimental studyon surface integrity by end milling Ti-6Al-4V[J]. Journalof Materials Processing Technology， 2009， 209（ 8） ：4036-4042.
［67］JIANG X，LI B，YANG J G. An approach for analyzingand controlling residual stress generation during highspeedcircular milling[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2013， 66（9/10/11/12）：1439-1448.
［68］王明海，王京剛，鄭耀輝，等. 鈦合金高速銑削加工的有限元模擬與分析[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2015，34（6）：898-902.（WANG M H，WANG J G，ZHEN Y H，et al. Finite elementsimulation and analysis of titanium alloy underhigh-speed milling[J]. Mechanical Science and Technologyfor Aerospace Engineering，2015，34（6）：898-902.）
［69］張宇，李亮，戎斌，等. TC4 鈦合金條形零件銑削加工表面殘余應(yīng)力測(cè)試與分析[J]. 機(jī)械制造與自動(dòng)化，2016，45（2）：25-27.（ZHANG Y，LI L，RONG B，et al. Testing and analysisof milling surface residual stress in TC4 titanium alloybar parts[J]. Machine Building & Automation， 2016，45（2）：25-27.）
［70］SHEN X H， ZHANG D H， YAO C F， et al. Formationmechanism of surface metamorphic layer and influencerule on milling TC17 titanium alloy[J]. The InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology， 2021，112（6）：1-18.
［71］譚靚，張定華，姚倡鋒. 高速銑削參數(shù)對(duì)TC17 鈦合金表面變質(zhì)層的影響[J]. 航空材料學(xué)報(bào)，2017，37（6）：75-81.（TAN L，ZHANG D H，YAO C F. Effect of high-speedmilling parameters on surface metamorphic layer of TC17titanium alloy[J]. Journal of Aeronautical Materials，2017，37（6）：75-81.）
［72］王濤. 高強(qiáng)度合金切削加工熱力作用的數(shù)值仿真與試驗(yàn)研究[D]. 西安：西北工業(yè)大學(xué)，2015.（ WANG T. The experimental research and numericalsimulation of the effect of thermo-mechanical process inhigh strength alloy cutting process[D]. Xi’an：NorthwesternPolytechnical University，2015.）
［73］譚靚，劉維偉，姚倡鋒，等. 球頭銑刀刀具姿態(tài)對(duì)鈦合金加工表面完整性的影響[J]. 工具技術(shù)，2015，49（12）：39-43.（TAN L，LIU W W，YAO C F，et al. Effect of tool postureon surface integrity in ball end milling of titaniumalloy[J]. Tool Engineering，2015，49（12）：39-43.）
［74］YANG P，YAO C F，XIE S H，et al. Effect of tool orientationon surface integrity during ball end milling oftitanium alloy TC17[J]. Procedia CIRP， 2016， 56： 143-148.
［75］YAO C F，TAN L，YANG P，et al. Effects of tool orientationand surface curvature on surface integrity in ball endmilling of TC17[J]. International Journal of AdvancedManufacturing Technology， 2017， 94（ 5/6/7/8） ： 1699-1710.
［76］SHEN X H，ZHANG D H，TAN L. Effects of cutter pathorientations on milling force， temperature， and surfaceintegrity when ball end milling of TC17 alloy[J]. Proceedingsof the Institution of Mechanical Engineers PartB Journal of Engineering Manufacture，2021，235（6/7）：1212-1224.
［77］李鋒，李涌泉，李文科，等. 刀具走刀方式對(duì) TC11 薄壁件銑削表面質(zhì)量影響規(guī)律研究[J]. 表面技術(shù)，2017，46（7）：250-254.（LI F，LI Y Q，LI W K，et al. Effect of tool path mode onmilled surface quality of TC11 thin-walled parts[J]. SurfaceTechnology，2017，46（7）：250-254.）
［78］PRETORIUS C J， SOO S L， ASPINWALL D K， et al.Tool wear behavior and workpiece surface integrity whenturning Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo with olycrystalline diamondtooling[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology，2015，64（1）：109-112.
［79］WYEN C F， JAEGER D， WEGENER K. Influence ofcutting edge radius on surface integrity and burr formationin milling titanium[J]. The International Journal ofAdvanced Manufacturing Technology， 2013， 67（1/2/3/4）：589-599.
［80］TAN L，YAO C F，REN J X，et al. Effect of cutter pathorientations on cutting forces， tool wear， and surfaceintegrity when ball end milling TC17[J]. InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology， 2017， 88（9/10/11/12）：1-14.
［81］WU H B， ZHANG S J. 3D FEM simulation of millingprocess for titanium alloy Ti6Al4V[J]. InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology， 2014，71（5/6/7/8）：1319-1326.
［82］叢靖梅，莫蓉，吳寶海，等. 薄壁件殘余應(yīng)力變形仿真預(yù)測(cè)與切削參數(shù)優(yōu)化[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù)， 2019，38（2）：205-210.（ CONG J M， MO R， WU B H. Prediction of deformationinduced by residual stress in milling of thin-walledpart and optimization of cutting parameters[J]. MechanicalScience and Technology for Aerospace Engineering，2019，38（2）：205-210.）
［83］KONG X J，DING Z S，XU L J，et al. Effects of millingparameters on distribution of residual stress during themilling of curved thin-walled parts[J]. The EuropeanPhysical Journal Conferences，2019，224（11）：05009.
［84］GINTING A， NOUARI M. Surface integrity of drymachined titanium alloys[J]. International Journal ofMachine Tools and Manufacture，2009，49（3）：325-332.
［85］LAPIN J，PELACHOVÁ T. Microstructure stability of acast Ti-45.2Al-2V-0.6Si-0.7B alloy at temperatures 973-1073K[J]. Intermetallics，2006，14（10/11）：1175-1180.
［86］OOSTHUIZEN A G，NUNCO K，CONRADIE J T P，etal. The effect of cutting parameters on surface integrity inmilling Ti6Al4V[J]. South African Journal of IndustrialEngineering，2016，27：115-123.
［87］李軍，任成祖，楊曉勇，等. 鈦合金（Ti-6Al-4V）銑削參數(shù)對(duì)表面完整性影響研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)，2016（4）：1-6.（ LI J， REN C Z， YANG X Y， et al. Effects of millingparameters on surface integrity of titanium alloy（Ti-6Al-4V）[J]. Journal of Machine Design，2016（4）：1-6.）
［88］OYELOLA O， CRAWFORTH P， M ’SAOUBI R， et al.Machining of additively manufactured parts：implicationsfor surface integrity[J]. Procedia CIRP， 2016， 45： 119-122.
［89］SHI Q，HE N，LI L. Analysis on surface integrity duringhigh speed milling for new damage-tolerant titaniumalloy[J]. Transactions of Nanjing University of Aeronautics& Astronautics，2012，29（3）：222-226.
［90］SU H H， LIU P， FU Y C， et al. Tool life and surfaceintegrity in high-speed milling of titanium alloy TA15with PCD/PCBN tools[J]. Chinese Journal of Aeronautics，2012，25（5）：784-790.
［91］楊曉勇，任成祖，陳光. 鈦合金銑削刀具磨損對(duì)表面完整性影響研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)，2012，29（11）：22-25.（YANG X Y，REN C Z，CHEN G. Effects of tool wear on surface integrity in milling titanium alloy[J]. Journalof Machine Design，2012，29（11）：22-25.）
［92］VELÁSQUEZ J D P，TIDU A，BOLLE B，et al. Sub-surfaceand surface analysis of high speed machined Ti-6Al-4V alloy[J]. Materials Science & Engineering：A，2010，527（10/11）：2572-2578.
［93］LIANG X L，LIU Z Q，WANG B. Dynamic recrystallizationcharacterization in Ti-6Al-4V machined surface layerwith process-microstructure-property correlations[J].Applied Surface Science，2020，530：147184.
［94］WANG Q Q， LIU Z Q， WANG B， et al. Evolutions ofgrain size and micro-hardness during chip formation andmachined surface generation for Ti-6Al-4V in high-speedmachining[J]. The International Journal of AdvancedManufacturing Technology， 2016， 82（ 9/10/11/12） ：1725-1736.
［95］LI B X，ZHANG S，LI J F，et al. Quantitative evaluationof mechanical properties of machined surface layer usingautomated ball indentation technique[J]. Materials Scienceand Engineering：A，2020，773（31）：138717.
［96］PATIL S，JADHAV S，KEKADE S，et al. The influenceof cutting heat on the surface integrity during machiningof titanium alloy Ti6Al4V[J]. Procedia Manufacturing，2016，5：857-869.
［97］LIANG X L， LIU Z Q. Experimental investigations oneffects of tool flank wear on surface integrity duringorthogonal dry cutting of Ti-6Al-4V[J]. The InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology，2017，93（5）：1617-1626.
［98］LIANG X L， LIU Z Q， CHEN L X， et al. Tool wearinduced modifications of plastic flow and deformedmaterial depth in new generated surfaces during turningTi-6Al-4V[J]. Journal of Materials Research and Technology，2020，9（5）：10782-10795.
［99］NOUARI M，MAKICH H. On the physics of machiningtitanium alloys： interactions between cutting parameters，microstructure and tool wear[J]. Metals， 2014， 4（ 3） ：335-358.