TA15鈦合金是在俄羅斯 BT20 鈦合金基礎(chǔ)上研制的高 Al 當量近 α 型鈦合金。由于 α 穩(wěn)定元素 Al 的固溶強化機制，再增加 β 穩(wěn)定元素 Mo、V 和中性元素 Zr，可以得到 α 型鈦合金良好的熱強性和可焊性，以及近似于 α+β 型鈦合金的塑性。TA15鈦合金可在 500 ℃的溫度下工作 3000 h，但在 800 ℃的溫度下工作不超過 5 min。因其高比強度、優(yōu)異的抗蠕變和抗腐蝕性能、良好的高溫力學(xué)性能和可焊性等優(yōu)點，應(yīng)用于 500 ℃以下長時間工作的飛機零部件和焊接承力零部件制造 [1–3]。

TA15鈦合金切削過程切削力大、切削溫度高、導(dǎo)熱性能和彈性模量低，這些特點導(dǎo)致鈦合金加工性能差，在切削過程中難以控制工件加工表面完整性，從而對零部件的疲勞性能產(chǎn)生不利影響 [4–5]。表面完整性是指金屬切削后工件表面幾何特征、表面變質(zhì)層微觀力學(xué)、微觀結(jié)構(gòu)特征的綜合指標，主要包含表面粗糙度、表面形貌、殘余應(yīng)力、顯微硬度和微觀組織等 [6]。表面完整性的優(yōu)劣顯著影響零部件的疲勞性能 [7]，因此在加工過程中需要控制表面完整性，以期獲得良好的疲勞性能。高速切削具有切削力小、加工效率高、加工成本低等特點，常用于鈦合金和鎳基合金等難切削材料，且在合適工藝參數(shù)下，可提高加工表面完整性 [8]。

王曉明等 [9]針對 TC4 鈦合金試件開展了 6000~ 12000 r/min 高速切削工藝試驗，采用極差分析和線性回歸分析，獲得了切削參數(shù)對表面粗糙度的影響規(guī)律，結(jié)果表明，每齒進給量、切削深度、主軸轉(zhuǎn)速、切削寬度對表面粗糙度的影響依次減小。王明海等 [10]研究了TA15鈦合金高速銑削后表面粗糙度及表面形貌的變化，結(jié)果表明軸向切深對兩者都影響顯著；主軸轉(zhuǎn)速在4500~12000 r/min 范圍內(nèi)，表面粗糙度隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加而減小，并在 9500 r/min 時表面質(zhì)量和表面形貌達到最優(yōu)，之后隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加而增大。Raghavendra等 [11]采用響應(yīng)曲面法研究了高速銑削工藝參數(shù)對Ti–6Al–4V 鈦合金表面質(zhì)量的影響，研究顯示表面粗糙度對進給速度和主軸轉(zhuǎn)速更為敏感，并且構(gòu)建了表面粗糙度的預(yù)測模型，獲得了較好的銑削工藝參數(shù)：主軸轉(zhuǎn)速 4800 r/min、進給速度 921 mm/min、切削深度 1.36 mm。Abbas 等 [12]通過 BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和 TOPSIS-Fuzzy方法建立了 Ti–6Al–4V 鈦合金高速車削表面粗糙度模型，在切削速度 300 m/min、進給量 0.15 mm/r 的工藝參數(shù)下，可獲得最好的表面加工質(zhì)量，并與試驗結(jié)果有良好的一致性。在表面完整性對疲勞性能影響研究方面，Dinh 等 [13]建立了考慮表面粗糙度的 Ti–6Al–4V 鈦合金中等循環(huán)疲勞狀態(tài)下裂紋萌生壽命預(yù)測模型，基于該模型可預(yù)測構(gòu)件的疲勞壽命。Pegues 等 [14]研究了表面粗糙度對 Ti–6Al–4V 鈦合金疲勞壽命的影響，在高周疲勞狀態(tài)下，所有裂紋都萌生于高粗糙度的表面，裂紋萌生對表面粗糙度具有高敏感性。Yang 等 [15]分析了Ti–6Al–4V 銑削加工表面完整性對疲勞壽命的影響，研究發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力松弛時應(yīng)力集中決定了鈦合金低周疲勞壽命，無殘余應(yīng)力松弛時顯微硬度是疲勞壽命的主要影響因素。

以上研究主要集中在 Ti–6Al–4V 鈦合金，本文以TA15鈦合金為研究對象，開展銑削工藝參數(shù)對表面完整性及疲勞壽命的影響研究，為 TA15鈦合金構(gòu)件的銑削加工工藝參數(shù)選擇提供參考依據(jù)。

1、試驗方法

1.1 材料性能

TA15鈦合金是一種高 Al 當量近 α 型鈦合金，其化學(xué)成分見表 1[16]。熱處理工藝為 700~850 ℃保溫1~4 h，600~650 ℃保溫 0.5~8 h，空冷。室溫物理力學(xué)性能見表 2[16]。

試驗選用昊科D16R5四刃整體式硬質(zhì)合金立銑刀，總長 100 mm，TiN 納米涂層，螺旋角為 45°，刀具懸長設(shè)置為 40 mm。

1.2 試驗參數(shù)和裝置

在 VMC – 850 型三坐標立式數(shù)控機床上進行銑削試驗，主軸轉(zhuǎn)速在 0~8000 r/min 之間，主軸功率為 11 kW，進給速率最大為 5 m/min。銑削時采用乳化液冷卻，銑削方式為固定銑削，順銑。

軸向加載標準疲勞試樣（ 結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中系數(shù) Kt=1）幾何形狀和尺寸見圖 1。疲勞試樣側(cè)面采用固定的銑削工藝參數(shù)：軸向銑削深度 ap=4 mm，徑向銑削深度 ae =1mm，銑 削 速 度 vc =30 m/min，每 齒 進 給 量 fz = 0.05 mm/z。疲勞試樣端面銑削方案是在工廠現(xiàn)有加工參數(shù)的基礎(chǔ)上，采用單因素試驗設(shè)計方案制定的。固定軸向銑削深度 ap=1 mm，徑向銑削寬度 ae=8 mm，以銑削速度 vc 和每齒進給量 fz 為自變量，設(shè)計單因素工藝試驗方案。當銑削速度 vc=30 m/min 時，每齒進給量 fz 分別為 0.03 mm/z、0.05 mm/z 和 0.07 mm/z ；當每齒進給量fz=0.03 mm/z 時，銑削速度 vc 分別為 20 m/min、30 m/min 和 40 m/min。具體加工參數(shù)見表 3。每組工藝參數(shù)加工 5 件疲勞試樣，1 件用于表面完整性測試，4 件用于疲勞試驗（ 圖 2）。

1.3 表面完整性測試

采用 MarSurf XT 20 輪廓儀（ 德國馬爾）沿進給方向?qū)υ嚇颖砻娲植诙冗M行測試，取樣長度為 0.8 mm，評定長度為 5.6 mm，在加工表面測量 3 個不同位置。表面形貌使用全自動刀具測量儀 Alicona IF-Edge Master（奧 地 利）觀 察，放 大 倍 數(shù) 100 倍，觀 察 面 積 2.8458 mm×2.1589 mm。殘余應(yīng)力采用加拿大殘余應(yīng)力測試分析系統(tǒng) PROTO LXRD MG2000 測試，測試設(shè)置參數(shù)為布拉格角 142°、靶電流 30 mA、銅靶 K-α 波段、靶電壓25 kV、曝光次數(shù) 10 次、曝光時間 1 s、光斑大小 Φ2 mm；表層殘余應(yīng)力測試時采用電解腐蝕剝層，電解液由體積比 384∶180∶36 的甲醇、正丁醇、高氯酸構(gòu)成。測試材料微觀組織和表層顯微硬度前，要通過線切割從銑削樣品上切一塊小試樣，再對其進行鑲樣、磨樣和拋光來制備金相試樣。通過 FUTURE – TECH FM 800 型自動顯微硬度計測試表層顯微硬度，選取 25 gf 的加載力，保載10 s。配置氫氟酸（ 5 mL）、硝酸（ 25 mL）和水（ 70 mL）的腐蝕溶液，用棉簽蘸取腐蝕液擦拭金相試樣 20~30 s后迅速用清水沖洗 2~3 min，再用吹風(fēng)機吹干試樣，腐蝕完成后使用 VEGA3 TESCAN 鎢燈絲掃描電子顯微鏡觀察試樣表層微觀組織。疲勞試樣表面粗糙度和表面殘余應(yīng)力測試結(jié)果見表 3。

1.4 疲勞壽命測試

軸向加載疲勞試驗在 QBG – 50 型（ 仟邦）高頻疲勞試驗機上進行。室溫條件，加載頻率 90~92 Hz，加載波形正弦波，循環(huán)應(yīng)力比 R=0.1，最大名義應(yīng)力 750 MPa，疲勞試驗現(xiàn)場如圖 2（b）所示。對每組參數(shù)下 4 件疲勞試樣求取中值疲勞壽命，根據(jù)實際經(jīng)驗，應(yīng)力水平相同時，如果各疲勞壽命大部分在 106 循環(huán)以內(nèi)，則疲勞壽命對數(shù)可以被認為遵循正態(tài)分布，中值疲勞壽命 N50可按式（ 1）計算。疲勞試樣中值疲勞壽命見表 3。疲勞斷口采用 VEGA3 TESCAN 鎢燈絲掃描電鏡進行觀察。

式中，N50 為中值疲勞壽命；n 為疲勞試樣件數(shù)；Ni 為第i 件疲勞試樣的疲勞壽命。

2、試驗結(jié)果和討論

2.1 銑削參數(shù)對表面完整性的影響

2.1.1 表面形貌和粗糙度

圖 3 為銑削速度、每齒進給量對表面粗糙度的影響點線圖。可以看出，不同銑削參數(shù)下，表面粗糙度 Ra 在 0.084~0.325 μm 范圍內(nèi)變化，變化范圍較小。從圖 3（a）可以看出，銑削速度在 20~40 m/min 范圍變化時，隨著銑削速度的增大，表面粗糙度逐漸減小。切削速度較低時易形成積屑瘤和鱗刺；切削速度越高，表面塑性變形越不充分，可獲得較小的表面粗糙度。從圖 3（b）可以看出，隨著每齒進給量增大，表面粗糙度也增大，當每齒進給量從 0.03 mm/z 增加到 0.07 mm/z 時，30 m/min 下表面粗糙度Ra 由 0.194 μm 增大到 0.231 μm。這是由于每齒進給量增大，進給方向殘留高度增加，進而導(dǎo)致表面粗糙度增大。

選取 1#、3# 和 6# 銑削參數(shù)下的試樣，對三維表面形貌、殘余應(yīng)力和顯微硬度梯度分布、表層微觀組織進行測試。圖 4 為 1#、3# 和 6# 銑削參數(shù)下的三維表面形貌。銑削加工表面存在沿著銑削加工方向的表面紋理，呈現(xiàn)出一高一低的波峰和波谷，清晰地展現(xiàn)了刀具切削刃的運動軌跡 [17]。波峰和波谷有規(guī)律地出現(xiàn)在試樣表面，這是由于銑削加工是斷續(xù)加工，4 個刀齒依次參與切削，導(dǎo)致部分工件材料不能被有效切除。從圖 4 中可以看出，殘留高度的波峰呈周期性分布，每齒進給量的大小與進給方向殘留高度周期性出現(xiàn)的距離相等，隨著每齒進給量的增大，表面紋理變得稀疏。

2.1.2 表面和表層殘余應(yīng)力

圖 5 為銑削速度和每齒進給量對 TA15鈦合金表面殘余應(yīng)力的影響曲線。TA15鈦合金銑削加工后試樣表面均為殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，表面殘余應(yīng)力的范圍為 – 481~ – 584 MPa，這主要是由于切削過程中塑性變形產(chǎn)生的剪切應(yīng)力、摩擦應(yīng)力以及后刀面的擠光壓應(yīng)力占主導(dǎo)作用，因此在銑削加工表面呈現(xiàn)出殘余壓應(yīng)力狀態(tài) [18]。表面殘余壓應(yīng)力隨著銑削速度的增大而增大，隨著每齒進給量的增大而有所減小。譚靚等 [19]在研究7055 鋁合金高速銑削表面完整性時也發(fā)現(xiàn)了類似的規(guī)律。這是切削速度增大，刀具切觸點下區(qū)域的擠光作用增強所致。

圖 6 為銑削加工后 TA15鈦合金表層殘余應(yīng)力梯度分布曲線。可以看出，殘余壓應(yīng)力影響層深度約為 30 μm，隨著表面下深度的增加，3 組銑削參數(shù)下的表層殘余應(yīng)力值逐漸趨于穩(wěn)定，在 0 ~ 70 MPa 范圍內(nèi)波動。在本文中，由于銑削速度不大，并且銑削深度數(shù)值遠大于每齒進給量，因此在銑削深度不變的情況下，每齒進給量的變化對銑削力影響不大，導(dǎo)致 3 種銑削參數(shù)組合下表層殘余應(yīng)力梯度分布曲線差異性不大，并且殘余應(yīng)力影響層較淺且差別較小 [20]。唐克巖 [21]建立了 TA15鈦合金銑削力 F 與銑削速度 vc、每齒進給量 fz、銑削深度 ap、銑削寬度 ae 的關(guān)系模型：F=96vc–0.06 fz0.86 ap1.15 ae0.79，可知銑削深度對銑削力影響最大，銑削速度影響最小。

2.1.3 表層顯微硬度

鈦合金銑削過程中加工硬化形成的機制：一是材料高的應(yīng)變速率會帶來流動應(yīng)力的增高，導(dǎo)致變形抗力增大；二是金屬材料在銑削過程中析出硬質(zhì)點，暴露在空氣中與 N、O 元素結(jié)合從而形成硬化層 [22]。圖 7 為不同銑削參數(shù)下表面和表層顯微硬度測試結(jié)果。從圖 7（a）可以看出，TA15鈦合金銑削加工后表面顯微硬度在355HV0.1 ~ 366HV0.1 范圍內(nèi)，變化較小。銑削速度和每齒進給量的變化不會明顯改變表面顯微硬度。從圖 7（b）可以看出，在表面下深度 70 μm，TA15鈦合金基體顯微硬度在 307HV0.025 ~ 323HV0.025 之間，銑削加工表面硬化程度約為 14.3%，并且 3 組銑削參數(shù)下的表層顯微硬度沿深度方向變化的差異不大，顯微硬度都是隨著表面下深度的增加逐漸降低，最后趨于穩(wěn)定值。

2.1.4 表層微觀組織

圖 8 為掃描電鏡下的 3 種銑削參數(shù)下 TA15鈦合金表層微觀組織照片。可以看出，TA15鈦合金基體為典型的等軸組織，由初生的等軸 α 相（ 灰色部分）、次生的片層狀 α 相（灰色部分）和 β 相（ 白色部分）組成，β 相中析出次生的片層狀 α 相，平均晶粒尺寸約為 20 μm。銑削加工后，試樣表層晶粒出現(xiàn)了破碎、拉長和輕微的扭曲變形，塑性變形層深度在 5 μm 以內(nèi)。微觀組織的變化主要表現(xiàn)為塑性變形，切削過程應(yīng)力越大，表層塑性變形越明顯，晶粒變形程度越高。切削速度和每齒進給量的改變，對塑性變形的影響不顯著。

2.2 表面完整性對疲勞壽命的影響

2.2.1 表面粗糙度對疲勞壽命的影響

圖 9（a）表明了表面粗糙度和疲勞壽命之間的關(guān)系，即隨著表面粗糙度的增大，TA15鈦合金軸向加載疲勞壽命呈降低趨勢。當表面粗糙度 Ra 為 0.148 μm 時，中值疲勞壽命最高，為 4.044×105 次；當表面粗糙度 Ra為 0.245 μm 時，中值疲勞壽命最低，為 1.936×10⁵ 次。

通過線性回歸擬合，構(gòu)建了表面粗糙度與材料疲勞壽命的關(guān)系模型，如式（ 2）所示，模型中回歸項的 P 值為0.003<0.01，模型是極顯著的；決定系數(shù) R2 為 0.907，模型預(yù)測精度較高。

一般認為表面粗糙度越大，構(gòu)件疲勞性能越低。高粗糙度的表面包含很多微小裂紋，增大了表面應(yīng)力，從而使疲勞壽命下降；低粗糙度的表面（ 光滑表面），應(yīng)力集中較小，會延遲初始裂紋的產(chǎn)生。初始裂紋的產(chǎn)生主要取決于表面粗糙度。

2.2.2 表面殘余應(yīng)力對疲勞壽命的影響

圖 9（b）為表面殘余應(yīng)力與疲勞壽命之間的影響關(guān)系。可以看出，表面殘余壓應(yīng)力對疲勞壽命有著正向的作用。當表面殘余壓應(yīng)力為 – 566.88 MPa 時，中值疲勞壽命最高，為 4.044×105 次（銑削參數(shù) 5#）。構(gòu)建了疲勞壽命與表面殘余應(yīng)力的關(guān)系模型，如式（ 3）所示，模型中回歸項的 P 值為 0.0003<0.01，模型是極顯著的；決定系數(shù) R2 為 0.970，模型預(yù)測精度較高。

一方面，殘余壓應(yīng)力的存在減小了外加工作應(yīng)力產(chǎn)生的拉應(yīng)力，從而提高了構(gòu)件的疲勞強度；另一方面，由Forman 等 [23] 提出的疲勞裂紋擴展速率 da/dN 計算公式（式 （ 4））可知，疲勞裂紋擴展速率與應(yīng)力比 r、應(yīng)力強度因子幅度 ΔK 及材料斷裂韌性 Kc 有關(guān)。當存在殘余壓應(yīng)力時，殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強度因子與外加工作應(yīng)力引起的應(yīng)力強度因子疊加，減小了應(yīng)力比，從而促使裂紋擴展速率降低，減緩或抑制了疲勞裂紋的擴展。

從裂紋閉合角度來講，殘余壓應(yīng)力的存在使裂紋的兩個面壓緊，從而促使裂紋閉合，減小了裂紋張開的可能，使疲勞裂紋擴展速率明顯下降，提高了疲勞壽命。

式中，C、m 為與試驗有關(guān)的材料常數(shù)。

2.2.3 顯微硬度和微觀組織對疲勞壽命的影響

表層硬化的存在可提高材料的屈服強度，進而提升材料的疲勞強度；同時，表面硬化提高了疲勞裂紋擴展應(yīng)力強度因子門檻值，使得初使裂紋萌生將在更高的工作應(yīng)力下出現(xiàn)，從而延遲初始裂紋的產(chǎn)生。由圖 7（b）可知，TA15鈦合金銑削加工后產(chǎn)生了 70 μm 的硬化層，可有效延遲初始裂紋的產(chǎn)生，提高疲勞壽命。

通過觀察分析材料微觀組織中的晶粒細化和位錯強化，可以判斷出其對疲勞性能的影響規(guī)律。晶粒細化能夠提高材料的塑性、韌性和屈服強度，從而改善材料的疲勞性能。位錯強化對疲勞強度的增量大致同晶體中位錯密度的平方根成正比。由圖 8 可知，TA15鈦合金銑削加工后表層微觀組織晶粒細化不明顯，因此晶粒細化對疲勞壽命的影響較小。

2.2.4 表面完整性對疲勞壽命的綜合影響

圖 10 為表面粗糙度和表面殘余應(yīng)力綜合作用對疲勞壽命的影響。粗糙的表面、低的殘余壓應(yīng)力會產(chǎn)生低的疲勞壽命；而好的表面質(zhì)量、高的殘余壓應(yīng)力會帶來高的疲勞壽命。在試驗參數(shù)范圍內(nèi)，5# 試樣的疲勞壽命最高，為 4.044×105 次，該試樣的加工表面粗糙度 Ra為 0.148 μm，表面殘余壓應(yīng)力為 – 566.88 MPa，表面顯微硬度為 361.57HV0.1。

2.2.5 疲勞斷口分析

圖 11 為 1# 和 5# 銑削參數(shù)下疲勞試樣的斷口照片。

從圖 11（a）和（ e）中可以看出，疲勞斷口分為典型的疲勞源區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)。圖 11（b）和（ f）為疲勞源區(qū)形貌照片，1# 銑削參數(shù)下疲勞裂紋源位于疲勞試樣端面和側(cè)面相接的棱邊處，5# 銑削參數(shù)下疲勞裂紋源位于疲勞試樣側(cè)面中部；疲勞裂紋源為一小扇形區(qū)域，可見有明顯的放射線特征，沿疲勞裂紋擴展方向輻射，這說明疲勞裂紋不是簡單的一個宏觀平面，而是沿一系列有高度差的宏觀平面向周圍擴展。圖 11（c）和（ g）為疲勞裂紋擴展區(qū)形貌照片，可見清晰的疲勞條帶，具有略呈彎曲且互相平行的溝槽花樣，是由于斷口受到周期性的拉應(yīng)力卸載作用，裂紋周期性向前擴展而形成的一簇弧形線條。圖 11（d）和（ h）為瞬斷區(qū)形貌照片，可觀察到大量較深的等軸韌窩，表明為韌性斷裂，其在斷裂過程中吸收能量較高。王哲等 [24] 研究也有類似發(fā)現(xiàn)，含有大量球狀初生 α 相的 TA15鈦合金鍛件韌窩較深，而含有較多較細長片層狀 α 相的鍛件韌窩較淺。

3、 結(jié)論

（1）在一定范圍內(nèi)，TA15鈦合金銑削加工表面粗糙度變化和銑削速度成反比，和每齒進給量成正比；在表層引入了深度約 30 μm 的殘余壓應(yīng)力場，最大殘余壓應(yīng)力位于表面；表層出現(xiàn)了加工硬化，硬化層深度約為70 μm；表層微觀組織發(fā)生了輕微塑性變形。

（2）在一定的加載強度下，軸向加載疲勞壽命變化和表面粗糙度成反比，和表面殘余壓應(yīng)力成正比，銑削速度 vc=40 m/min、每齒進給量 fz=0.03 mm/z 時，表面粗糙度Ra 為 0.148 μm，表面殘余壓應(yīng)力為 –566.88 MPa，表面顯微硬度為 361.57HV0.1，疲勞壽命最高為 4.044×105 次；疲勞壽命的提高是較低的表面粗糙度、高的殘余壓應(yīng)力、應(yīng)變硬化和晶粒細化共同作用的結(jié)果。

（3） TA15 銑削疲勞試樣疲勞斷口包括疲勞源區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)。疲勞源位于試樣棱邊和側(cè)邊中部，裂紋擴展區(qū)可見疲勞條帶，瞬斷區(qū)有明顯較深的韌窩特性，為韌性斷口。

參 考 文 獻

[1] SUN Z C, YANG H, HAN G J, et al. A numerical model based on internal-state-variable method for the microstructure evolution during hot-working process of TA15 titanium alloy[J]. Materials Science and Engineering: A, 2010, 527(15): 3464–3471.

[2] WANG G C, FU M W, DONG H B, et al. Superplasticity deformation of Ti–6Al–2Zr–1Mo–1V induced by the cyclic change of strain-rate and MaxmSPD[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2010, 491(1–2): 213–217.

[3] SUN Z C, YANG H. Microstructure and mechanical properties of TA15 titanium alloy under multi-step local loading forming[J]. Materials Science and Engineering: A, 2009, 523(1–2): 184–192.

[4] 孫鵬程, 許小雷, 張征, 等. 鈦合金TC4高速銑削參數(shù)對銑削力的影響研究[J]. 機床與液壓, 2020, 48(14): 37–40.

SUN Pengcheng, XU Xiaolei, ZHANG Zheng, et al. Effect of high speed milling parameters on cutting force of TC4 titanium alloy[J]. Machine Tool & Hydraulics, 2020, 48(14): 37–40.

[5] ABELE E, FRÖHLICH B. High speed milling of titanium alloys[J]. Advances in Production Engineering & Management, 2008, 3: 131–140.

[6] JAWAHIR I S, BRINKSMEIER E, M’SAOUBI R, et al. Surface integrity in material removal processes: Recent advances[J]. CIRP Annals, 2011, 60(2): 603–626.

[7] LIAO Z, LA MONACA A, MURRAY J, et al. Surface integrity in metal machining—Part I: Fundamentals of surface characteristics and formation mechanisms[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2021, 162: 103687.

[8] WANG B, LIU Z Q, CAI Y K, et al. Advancements in material removal mechanism and surface integrity of high speed metal cutting: A review[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2021, 166: 103744.

[9] 王曉明, 韓江. TC4 鈦合金高速銑削表面粗糙度研究[J]. 機械設(shè)計與制造, 2019(5): 232–236.

WANG Xiaoming, HAN Jiang. Study on surface roughness of high speed milling of TC4 titanium alloy[J]. Machinery Design & Manufacture, 2019(5): 232–236. 

[10] 王明海, 王京剛, 鄭耀輝, 等. 鈦合金TA15 高速銑削表面形貌及組織研究[J]. 機床與液壓, 2014, 42(23): 71–74, 78.

WANG Minghai, WANG Jinggang, ZHENG Yaohui, et al. Study on surface morphology and microstructure of titanium alloy TA15 under high-speed milling[J]. Machine Tool & Hydraulics, 2014, 42(23): 71–74, 78.

[11] RAGHAVENDRA S, SATHYANARAYANA P S, SELVAKUMAR S, et al. High speed machining of titanium Ti6Al4V alloy components: Study and optimisation of cutting parameters using RSM[J]. Advances in Materials and Processing Technologies, 2022, 8(1): 277–290.

[12] ABBAS A T, SHARMA N, ANWAR S, et al. Multi-response optimization in high-speed machining of Ti–6Al–4V using TOPSIS-fuzzy integrated approach[J]. Materials, 2020, 13(5): 1104.

[13] DINH T D, HAN S, YAGHOUBI V, et al. Modeling detrimental effects of high surface roughness on the fatigue behavior of additively manufactured Ti–6Al–4V alloys[J]. International Journal of Fatigue, 2021, 144: 106034.

[14] PEGUES J, ROACH M, SCOTT WILLIAMSON R, et al. Surface roughness effects on the fatigue strength of additively manufactured Ti–6Al–4V[J]. International Journal of Fatigue, 2018, 116: 543–552.

[15] YANG D, LIU Z. Surface integrity generated with peripheral milling and the effect on low-cycle fatigue performance of aeronautic titanium alloy Ti–6Al–4V[J]. The Aeronautical Journal, 2018, 122(1248): 316–332.

[16] 《中國航空材料手冊》編輯委員會. 中國航空材料手冊: 第4卷[M]. 北京: 中國標準出版社, 2002.

Editorial Committee of China Aeronautical Materials Manual. China Aeronautical Materials Handbook: Volume 4[M]. Beijing: Standards Press of China, 2002

[17] ZHANG S, LI J F. Tool wear criterion, tool life, and surface roughness during high-speed end milling Ti–6Al–4V alloy[J]. Journal of Zhejiang University: Science A, 2010, 11(8): 587–595.

[18] YAO C F, WU D X, TAN L, et al. Effects of cutting parameters on surface residual stress and its mechanism in high-speed milling of TB6[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture, 2013, 227(4): 483–493.

[19] 譚靚, 姚倡鋒, 張定華. 7055鋁合金高速加工表面完整性對疲勞壽命的影響[J]. 機械科學(xué)與技術(shù), 2015, 34(6): 872–876.

TAN Jing, YAO Changfeng, ZHANG Dinghua. Influence of the surface integrity on the fatigue life for high-speed milling of 7055 aluminum alloy[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2015, 34(6): 872–876.

[20] SHEN X H, ZHANG D H, YAO C F, et al. Formation mechanism of surface metamorphic layer and influence rule on milling TC17 titanium alloy[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2021, 112(7): 2259–2276.

[21] 唐克巖. 基于正交試驗TA15鈦合金銑削性能研究[J]. 組合機床與自動化加工技術(shù), 2011(9): 20–23.

TANG Keyan. Investigation of the milling performance about titanium alloy based on orthogonal experiment[J]. Modular Machine Tool & Automatic Manufacturing Technique, 2011(9): 20–23.

[22] 韓步愈. 金屬切削原理與刀具[M]. 第2 版. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2002: 150–152.

HAN Buyu. Metal cutting principle and tool[M]. 2nd ed. Beijing: China Machine Press, 2002: 150–152.

[23] FORMAN R G, KEARNEY V E, ENGLE R M. Numerical analysis of crack propagation in cyclic-loaded structures[J]. Journal of Basic Engineering, 1967, 89(3): 459–463.

[24] 王哲, 冉興, 劉程程, 等. 鍛造溫度對TA15鈦合金顯微組織及抗拉強度各向異性的影響[J]. 機械工程材料, 2022, 46(7): 6–10.

WANG Zhe, RAN Xing, LIU Chengcheng, et al. Influence of forging temperature on microstructure and tensile strength aeolotropy of TA15 titanium alloy[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2022, 46(7): 6–10.

通訊作者：譚靚，副研究員，博士，研究方向為難加工材料關(guān)鍵構(gòu)件精密與抗疲勞機械加工。

---

tag標簽:TA15鈦合金

---