難加工材料綠色切削：液氮冷卻對TC18鈦合金表面質量提升機制，及微量潤滑/液氮/液態CO?/低溫冷風四種策略在TC4/TC6/TC17/Inconel718上的效果對比與工藝數據庫構建

鈦合金因高比強度(強度/密度比高達22~26MPa·cm3·g?1)、強耐蝕性、良好的耐高溫低溫性能(使用溫度范圍-253℃~600℃)等特點，被廣泛應用于航空發動機關鍵構件、飛機結構件以及石油測井裝備等高端制造領域，已成為極端服役環境下不可替代的關鍵結構材料[1-3]。但鈦合金具有低彈性模量(約為113GPa)和低熱導率(約為7.5W m?1·K?1)的特性，導致其在常規切削加工中存在切削熱積聚嚴重，切削區域溫度可達1000℃，加工表面易產生微觀裂紋、塑性變形加劇等質量問題[46];同時，切削過程中熱一力耦合作用會加劇刀具與加工表面的摩擦磨損，使表面粗糙度增大、微觀組織塑性變形程度加重，從而直接影響工件的服役性能與使用壽命[7-8]。

為改善難加工材料的切削性能并提升加工表面質量，國內外學者圍繞冷卻介質與切削參數對表面質量的影響開展了系統研究[9-11]。在TC4鈦合金微量潤滑銑削研究中發現，與干切削相比，微量潤滑可使表面粗糙度降低10%[12]。在液氮冷卻條件下切削鎂合金和Inconel718鎳基合金的結果表明，相較于切削液冷卻，液氮冷卻(-196℃)不僅使表層晶粒發生細化，還能減少表面微觀缺陷，使兩種材料的表面粗糙度分別降低17%和2.27%[13-14]。而采用液態二氧化碳冷卻(-79.5℃)、澆注式冷卻與微量潤滑等不同條件切削鎳鉻合金時，表面粗糙度分別降低42%~47%、24%~27%和16%~21%[15]。此外，與常規切削相比，使用低溫冷風(-27℃)微量潤滑切削TC6鈦合金時，可顯著減少表面缺陷，表面粗糙度降低19%[16]。同時，切削參數對表面質量也有一定的影響，在TC4鈦合金車削試驗中發現，進給量對表面質量的影響最為顯著，表面粗糙度與表層微觀組織塑性變形程度均隨進給量增大而加劇[17]。而高速銑削TC4鈦合金時，隨著切削速度的增大，切削溫度不斷升高，在熱一力耦合作用下工件表層微觀組織的塑性變形深度增大[18]。同樣在高速銑削TC17鈦合金的研究中也發現，加工后材料表層微觀組織出現晶體破碎與彎折現象，塑性變形層厚度約為10μm[19]。

然而，綜合國內外研究現狀可以發現:一方面，現有液氮冷卻切削研究多集中于α+β型鈦合金(如TC4、TC6)，針對高強度β型TC18鈦合金在液氮超低溫冷卻條件下的系統研究仍較為缺乏;另一方面，現有研究對表面完整性的表征多局限于表面粗糙度單一指標，對于亞表層微觀組織變形深度的關聯分析尚不充分。為此，本文以力學性能優異但熱導性更差的TC18鈦合金為研究對象，采用單因素切削試驗，系統研究液氮冷卻條件下切削參數對TC18鈦合金加工表面完整性的影響規律。通過對比液氮冷卻與乳化液冷卻兩種工況下的加工效果差異，闡明液氮冷卻在降低表面粗糙度、減少表面微觀缺陷及調控表層微觀組織方面的工藝優勢與作用機制，彌補液氮冷卻技術在β型鈦合金加工領域的應用研究空白。研究結果為TC18鈦合金的液氮冷卻輔助切削從幾何精度控制向表層組織性能主動調控的深化提供工藝優化依據。

1、液氮冷卻車削試驗方案

加工及溫度調試現場如圖1所示。TC18鈦合金試件為?45 mm×275 mm棒料，其主要元素成分和物理性能分別見表1和表2[20]。在通風良好的實驗室中，采用液氮冷卻系統，在CW6163B臥式車床上以0.16MPa的壓力向工件加工區持續噴射氣化液氮，流量為3L·min?1，通過低溫測控儀和液氮壓力閥調控射流溫度約-196℃，液氮噴嘴距刀具切削刃約5cm。采用WNMG080404-HL硬質合金涂層(AlTiN復合涂層)刀具，其槽型為HL，刀尖半徑為0.4mm,前角為負值，后角為0°。通過單因素試驗法逐次對鈦合金試件進行外圓車削，每段切削長度為10mm，為建立液氮冷卻與乳化液冷卻兩種工況的對比基準，在乳化液冷卻條件下開展3組與液氮冷卻切削參數相同的對比試驗，選用DRK-5011半合成切削液作為冷卻潤滑介質。試驗方案見表3，切削參數的選擇基于機床能力與工件尺寸，采用半精加工參數進行加工。

試驗結束后，采用HYBRID+激光顯微鏡對各組加工表面進行微觀形貌分析，在每條車削帶中部沿軸線方向等間距選取3個點測量表面粗糙度，取平均值作為該加工參數下的表面粗糙度值。為開展試件表面微觀組織特性分析，將每組加工表面沿橫截面切割為10mm×10mm×5mm的樣塊,依次進行鑲嵌、研磨、拋光和腐蝕(2%HF、4%HNO?、94%蒸餾水)處理，采用奧斯微M230-3M180金相顯微鏡分析樣件加工表層至基體的微觀晶粒組織及塑性變形層深度。

表1 TC18鈦合金主要元素成分(wt%)

表2 TC18鈦合金主要物理性能

表3 試驗方案

2、試驗結果分析

2.1 液氮冷卻條件下切削參數對二維表面粗糙度的影響

材料表面粗糙度直接影響工件的裝配精度、疲勞特性、耐磨性及耐腐蝕性等使用性能，鈦合金材料在切削過程中，其表層微觀組織的塑性變形會顯著影響表面粗糙度，進而對加工質量和使用壽命產生重要影響。表面粗糙度包含二維表面粗糙度和三維表面粗糙度。其中，二維表面粗糙度Ra是表面輪廓算術平均偏差，即線粗糙度;三維形貌粗糙度Sa、Sq是表面輪廓高度算術平均偏差和均方根高度，即面粗糙度。相較于線粗糙度Ra僅反映沿單一取樣方向的輪廓特征，面粗糙度Sa可表征加工表面區域整體的三維微觀形貌特征，對加工表面質量的表征更為準確和全面[21]。

圖2展示了不同切削參數下的二維表面粗糙度Ra。總體而言，在相同切削參數下，與乳化液冷卻切削相比，液氮冷卻切削在改善TC18鈦合金加工表面質量方面展現出顯著優勢。從冷卻機制角度分析，乳化液冷卻主要依靠對流換熱降低切削區溫度，其冷卻效率受限于液體的膜態沸騰效應;而液氮冷卻(-196℃)利用超低溫介質的強制對流與相變換熱，不僅冷卻強度遠高于乳化液，還能使切削區材料產生顯著的低溫脆化效應，從根本上改變材料在切削過程中的熱力學響應行為。具體而言，在切削速度、進給量和切削深度3個參數條件下，液氮冷卻使二維表面粗糙度Ra分別平均降低了20.25%、11.51%和23.18%。分析表明，在液氮冷卻條件下，各參數對二維表面粗糙度Ra影響的主次順序為進給量>切削速度>切削深度。

從圖2所示變化趨勢分析，二維表面粗糙度隨切削速度增大而減小，隨進給量和切削深度增大而增大，其中進給量是影響二維表面粗糙度最顯著的幾何因素。這一現象可歸因于:液氮的強冷卻作用能有效降低材料加工表面的塑性變形程度，使材料的塑性降低，即工件表層材料塑性流動程度減小，從而降低已加工二維表面粗糙度。同時，切削速度增大有利于提高切削區材料的應變率，在低溫條件下進一步增強材料的脆性斷裂傾向，使切屑更易于以脆性斷裂方式剝離，減少黏附與撕裂對表面質量的不利影響。因此，在較高切削速度下，液氮的冷卻效果更為明顯，有利于獲得更優的表面質量。

2.2 液氮冷卻條件對表面微觀形貌的影響

冷卻條件及切削參數對已加工表面微觀形貌的影響如圖3所示，左側為二維形貌圖，右側為三維形貌圖。三維形貌圖中不同顏色代表不同的殘留高度值，殘留值越高且占比越大，表明表面三維形貌越差，紅色區域表示殘留高度較高(波峰)，藍色區域則表示較低(波谷)。對比圖3a和圖3b可知，液氮冷卻切削能夠有效減少二維形貌中的黏屑與劃痕等表面缺陷。其主要原因在于:一方面，液氮的超低溫特性顯著降低了切削區域產生的切削熱，使剪切滑移剝離區域的表層材料迅速冷脆，加快了切屑分離，改善了切屑與刀具前刀面的黏附狀態，減小了刀具磨損，從而抑制了劃痕、黏屑等表面缺陷的產生;另一方面，鈦合金導熱性較差，乳化液冷卻切削時加工區域刀具與工件的熱一力耦合作用較強，不僅導致表層材料發生熱軟化(塑性變形)，還加速了刀具磨損，最終使表面缺陷不斷增加[22-24]。此外，乳化液冷卻條件下，冷卻液在高溫切削區的滲透能力有限，難以有效進入刀一屑界面的緊密接觸區，冷卻與潤滑效果受限;而液氮以射流形式噴射，氣化后的氮氣可滲透至切削區的微細間隙，形成更均勻的低溫環境，對減少黏屑和劃痕更為有效。

與乳化液冷卻切削相比，液氮冷卻切削下的表面三維形貌整體起伏幅度較小，面粗糙度Sa降低了38.77%，表征表面整體起伏程度的均方根粗糙度Sq降低了50.33%，這是因為液氮冷卻切削能夠減小刀具對工件的摩擦作用，抑制表面組織的塑性流動，改善加工表面的犁溝效應，從而獲得更優的表面微觀形貌。從表面完整性對服役性能的影響角度，表面形貌的改善直接關系到工件的疲勞性能:較低的Sa值和較小的表面起伏幅意味著應力集中系數降低，這對于承受交變載荷的TC18鈦合金結構件至關重要。

對比圖3b~圖3d可知，當進給量從0.15mm·r?1增大至0.2mm·r?1時，表面三維形貌起伏明顯加劇，表征波峰和波谷的紅藍區域較為顯著，三維表面粗糙度Sa從0.308μm增大至0.407μm(增幅為32.47%)，Sq從0.378μm增大至0.598μm(增幅為58.2%)。這是因為進給量直接影響微觀形貌的塑性變形，其增大會使切削間距增大，導致加工表面整體起伏程度上升，同時進給量增大會引起切削力上升，在熱一力耦合作用下更易誘發材料的塑性流動，從而形成更顯著的波峰與波谷。

當切削深度從0.6mm增大至0.8mm時，表面三維形貌的整體起伏程度相對緩和，紅藍區域雖有增加但不顯著，三維表面粗糙度Sa從0.308μm增大至0.348μm(增幅為13%)，Sq從0.378μm增大至0.434μm(增幅為14.82%)，表明切削深度變化對三維表面粗糙度的影響程度小于進給量。這是由于切削深度增大主要影響切削力和切削熱，對加工表面的微觀形貌影響較小。

綜上所述，相較于乳化液冷卻切削，液氮冷卻可顯著減小表面缺陷與表面微觀形貌的變形程度，并在切削速度v=19.1m·min?1、f=0.15mm·r?1、ap=0.6mm時，可獲得更優的三維表面粗糙度，各參數對表面三維形貌影響依次是進給量>切削深度，這與二維表面粗糙度Ra的變化趨勢一致，表明進給量是影響表面微觀形貌的首要因素。

2.3 液氮冷卻條件下切削參數對表層微觀組織的影響

2.3.1 切削速度對表層微觀組織變化的影響

圖4所示為在固定進給量(f=0.15mm·r?1)與切削深度(ap=0.6mm)條件下,不同切削速度(10.6m·min?1、14.1m·min?1、19.1m·min?1)對應的液氮冷卻切削試件表層微觀組織特征。通過對比變形層與未變形基體的組織分界，可確定塑性變形層深度δ。判斷準則主要依據以下微觀組織特征變化:靠近加工表面的材料組織沿切削方向發生明顯的晶粒扭曲、拉長等塑性變形形貌，與保持完整、均勻等軸晶組織的基體形成鮮明對比，二者之間的界面即為塑性變形層的邊界。

分析結果表明，在切削速度為10.6m·min?1時，塑性變形層深度δ最大，約為9.3μm;當切削速度提高至14.1m·min?1和19.1m·min?1時，δ分別為8.5μm和8.2μm，降低幅度分別為8.6%和11.8%，整體變化范圍在9μm以內，在切削速度為19.1m·min?1時可獲得較小的塑性變形層深度。這表明在液氮冷卻條件下，僅改變切削速度對塑性變形層深度的影響并不顯著。該現象主要歸因于液氮的強冷卻效應，使加工區域材料產生顯著的冷脆效應，有效抑制了由切削熱引發的熱塑性變形趨勢。同時，在10.6~19.1m·min?1的切削速度范圍內，產生的切削熱量有限，液氮的冷卻能力足以有效抑制該熱量，使得切削速度提升帶來的熱增量被充分抵消。

與乳化液冷卻切削進行對比，液氮冷卻表現出明顯優勢。對比圖4c與圖4d可得出，在相同切削參數下(v=19.1m·min?1、f=0.15mm·r?1、ap=0.6mm)，液氮冷卻使表層微觀組織的塑性變形深度降低15.46%。這是因為乳化液冷卻切削時會產生大量切削熱，而較高的切削熱會引起表層出現熱軟化效應并占據主導作用，抑制了表層材料塑性變形向內部擴展，所以加工表層材料塑性變形層深度范圍有限;而液氮冷卻切削時，表層熱軟化效應被抑制，應變強化作用占據主導，表層材料塑性降低，變形被限制在較窄區域，造成表層材料塑性變形特征更加顯著，塑性變形層深度減小。這進一步驗證了液氮冷卻切削能夠有效抑制表層材料塑性變形程度。

2.3.2 進給量對表層微觀組織變化的影響

圖5和圖4c展示了在固定切削速度(v=19.1m·min?1)與切削深度(ap=0.6mm)條件下，進給量從0.1mm·r?1增大至0.2mm·r?1時，液氮冷卻切削與乳化液冷卻切削兩種工況下材料表層的微觀組織演變?？梢园l現，進給量f=0.1mm·r?1時可獲得較小的塑性變形層深度，而隨著進給量的增大，表層塑性變形顯著加劇，表現為表層微觀組織沿切削方向拉長、扭曲的程度加劇，塑性變形層深度δ從約6μm增大至10.7μm。該變化趨勢表明，進給量是影響塑性變形深度的主導因素，根據切削力學原理，進給量增大直接導致切削截面積(Ac=ap×f)增大，進而使切削力(Fc≈Kc×ap×f)近似呈線性上升[17]。盡管液氮冷卻能有效抑制切削區域的熱積累，但其對由幾何與力學因素直接決定的切削力增強趨勢影響有限。因此，在較大進給量下，即使處于低溫環境，顯著增大的切削力仍對表層材料施加更強烈的剪切與擠壓作用，從而引發更深的塑性變形層。

而在f=0.2mm·r?1時，對比圖5b和圖5c可以看出，液氮冷卻工況下的塑性變形層深度與乳化液冷卻切削下相近，表明在較大進給量下，大切削力主導了材料的塑性變形行為，液氮冷卻對表層組織塑性變形深度的抑制效果受到力學因素的制衡。但二者表層材料的塑性變形特征有所差異:液氮冷卻切削條件下，塑性變形層的晶粒組織更為細小，變形層與基體的過渡區域更為陡峭;乳化液冷卻條件下，變形層與基體之間存在較寬的過渡區，呈現更明顯的梯度變形特征。造成這種差異的原因在于，液氮冷卻條件下，低溫脆化效應使塑性變形更集中于表層淺區域，變形梯度增大;乳化液冷卻下的熱軟化效應使塑性變形可以沿深度方向更平緩地傳遞。

2.3.3 切削深度對表層微觀組織變化的影響

圖6和圖4c展示了在固定切削速度(v=19.1m·min?1)與進給量(f=0.15mm·r?1)的條件下，切削深度從0.4mm增大至0.8mm時，液氮冷卻切削和乳化液冷卻切削兩種工況對表層微觀組織塑性變形深度的影響。δ值隨切削深度增大呈線性上升趨勢，在切削深度為0.8mm時達到最大值(約為8.5μm)。這是因為在切削深度從0.4mm增大至0.8mm的過程中，切削力與切削熱隨切削截面積的擴大呈近似線性增長，其主導作用暫時超過液氮冷卻的抑制能力，導致塑性變形加劇，δ值相應增大。而當切削深度為0.8mm時，液氮冷卻切削下的塑性變形層深度較乳化液冷卻切削下降約10.53%，由此證實相同切削深度下，液氮冷卻切削能夠顯著抑制材料塑性變形程度。

3、結論

(1)液氮冷卻作為一種主動調控加工區域材料物理狀態與材料去除機理的工藝方法，能夠有效滿足TC18鈦合金對車削表面低粗糙度與良好表層組織完整性的要求。與乳化液冷卻切削相比，液氮冷卻可使二維表面粗糙度Ra降低11.51%~23.18%，三維表面粗糙度Sa降低38.77%，并顯著改善表面三維形貌的均勻性，表層微觀組織的塑性變形層深度δ可減少10.53%~15.46%。其核心作用機理在于:液氮冷卻條件顯著抑制了切削區熱積聚與積屑瘤的形成，使材料局部產生冷脆效應，促進切屑脆性斷裂與剝離，并限制了熱一力耦合效應向材料次表層的傳遞，從而提升了加工表層的微觀組織完整性。

(2)在液氮冷卻條件下，各切削參數對表面質量的影響程度依次為進給量>切削速度>切削深度。進給量直接影響理論微觀形貌高度和切削力大小，是決定表面粗糙度、三維形貌及塑性變形層深度的最主要因素。在本研究設定的切削參數范圍內，以表面粗糙度與表層微觀組織形貌為優化目標時，最優工藝參數組合為:切削速度v=19.1m·min?1、進給量f=0.1mm·r?1、切削深度ap=0.4mm。該最優工藝參數用于TC18鈦合金液氮冷卻車削的半精加工階段能夠獲得優良的表面完整性，將該技術移植到加工中心上具有一定的工程應用價值。

(3)液氮冷卻能有效緩解但無法完全抵消進給量增大對表面質量的負面效應。而切削深度對塑性變形層的影響呈現單調遞增特征:隨著切削深度從0.4mm增大至0.8mm，變形層深度逐漸增大，并在ap=0.8mm時達到最大值(約為8.5μm)，但與乳化液冷卻相比，液氮冷卻在不同切削深度下的變形層抑制率保持穩定，約為10.53%。后續研究可進一步探究更低進給量(f<0.1mm·r?1)與其他冷卻策略(如液氮+微量潤滑復合冷卻)對表面完整性的協同優化效果，并建立面向工程應用的工藝參數數據庫。

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（注，原文標題：切削參數對TC18鈦合金液氮冷卻車削表面完整性的影響研究_張釗源）