宦海祥　徐九華　蘇宏華　傅玉燦　梁星慧　葛英飛

1.南京航空航天大學，南京，210016　　2.鹽城工學院，鹽城，2240513.上海航天精密機械研究所，上海，201600　　4.南京工程學院，南京，211167

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PCD和硬質(zhì)合金刀具車削鈦基復合材料時刀具磨損特征研究

宦海祥1,2徐九華1蘇宏華1傅玉燦1梁星慧3葛英飛4

1.南京航空航天大學，南京，2100162.鹽城工學院，鹽城，2240513.上海航天精密機械研究所，上海，2016004.南京工程學院，南京，211167

摘要：以原位生成晶須和顆?；旌显鰪娾伝鶑秃喜牧蠟檐囅鲗ο?，在切削速度為60～120 m/min的條件下，對聚晶金剛石(PCD)和硬質(zhì)合金刀具開展了車削性能試驗研究。研究表明，PCD刀具的切削力為硬質(zhì)合金刀具的77%～88%，其切削溫度為硬質(zhì)合金刀具的65%～82%。無論是高速切削，還是低速切削，PCD刀具都經(jīng)歷初期劇烈磨損而后穩(wěn)定磨損的過程，而硬質(zhì)合金刀具僅有急劇磨損的過程。刀具磨損特征方面，PCD刀具主要發(fā)生磨粒磨損和黏結(jié)磨損，硬質(zhì)合金刀具主要發(fā)生月牙洼磨損、黏結(jié)磨損和擴散磨損。

關(guān)鍵詞：鈦基復合材料；切削力；切削溫度；刀具磨損特征

0引言

鈦基復合材料兼具鈦合金與非金屬增強體的綜合性能，與基體鈦合金相比，鈦基復合材料具有更高的比強度、比剛度，優(yōu)異的抗蠕變、耐高溫等極佳的物理性能和力學性能，在航空航天、電子信息、半導體照明和交通運輸?shù)阮I(lǐng)域有著迫切的戰(zhàn)略需求[1-6]。

鈦基復合材料的切削加工性能比鈦合金更差。這是因為鈦基復合材料不但具有鈦合金切削加工時切削變形小、切削溫度高、單位面積切削力大、刀具黏附嚴重且壽命短等特點，而且材料中彌散著隨機分布的高模量、高強度、高硬度以及良好高溫性能的增強相，在切削過程中容易對切削刀具產(chǎn)生刻劃和耕犁，造成刀具的劇烈磨損和較差的加工表面質(zhì)量[7-12]。

研究人員采用多種不同材料的刀具切削加工鈦基復合材料。Hayes等[13]在干切削條件下，采用高速鋼刀具和硬質(zhì)合金刀具對SiC纖維連續(xù)增強鈦基復合材料進行了切削和鉆削試驗，其研究結(jié)果表明，刀具磨損劇烈、刀具壽命短是該類材料切削加工的主要問題。文獻[14-15]使用PCD刀具對增強相質(zhì)量分數(shù)為10%～12%的TiC顆粒增強鈦基復合材料進行了車削和激光輔助車削加工試驗，其研究結(jié)果表明：在170～230 m/min的切削速度范圍內(nèi)，最優(yōu)的切削參數(shù)為切削速度v=180 m/min，進給量f=0.1 mm/r，背吃刀量ap=0.15 mm，但該條件下刀具達到磨鈍標準時的有效切削長度僅為140 m，同樣存在刀具磨損劇烈及刀具壽命短的問題。Huan等[12]率先在國內(nèi)開展了鈦基復合材料的切削加工研究工作，但與Bejjani等[14]的研究一樣，其研究也僅限于PCD刀具，并未涉及不同材料體系刀具間的比較。

PCD刀具在切削加工鋁基復合材料時，比TiN、TiC/N和Al2O3等涂層刀具表現(xiàn)出更優(yōu)秀的抗磨粒磨損性能[15]，但刀具脆性高、韌性不足是其主要缺陷。硬質(zhì)合金刀具在韌性及硬度方面的良好綜合性能，使其在切削加工鈦合金時具有良好的切削性能[16-17]。因此，為了進一步明確適合車削加工鈦基復合材料的刀具，筆者選用切削鈦合金性能較好的硬質(zhì)合金刀具和切削金屬基復合材料性能優(yōu)越的PCD刀具對原位生成TiB晶須和TiC顆?；旌显鰪娾伝鶑秃喜牧祥_展車削試驗研究。

1試驗材料及方法

1.1試驗材料及刀具

試驗工件材料選用增強相體積分數(shù)為10%的TiB晶須和TiC顆粒混合增強(TiB和TiC的物質(zhì)的量之比為1∶1)Ti-6Al-4V的鈦基復合材料。材料金相組織和增強分布如圖1所示，主要化學成分和物理力學性能分別見表1、表2，車削試驗中選用φ60 mm×200 mm棒料。

(a)金相組織圖

(b)增強相分布圖圖1　鈦基復合材料的金相組織和增強相分布圖

表1　鈦基復合材料主要化學成分的質(zhì)量分數(shù)　%

表2　室溫下鈦基復合材料的物理力學性能參數(shù)

試驗刀具分別選用PCD方形機夾刀片(PCD復合片焊接在硬質(zhì)合金基體上)和WC-Co類硬質(zhì)合金(K313)方形機夾刀片。刀片材質(zhì)和主要成分見表3，匹配刀桿ISO代碼PSSNR2525MS。為了便于對比，兩種刀具采用相同的幾何參數(shù)(主偏角為45°，副偏角為45°，前角為5°，后角為8°，刀尖圓弧半徑為0.8mm)。K313硬質(zhì)合金刀片抗變形能力強，耐磨性好，工具有很好的切削性能[16]。

表3　刀具材質(zhì)及主要成分

1.2試驗方法

圖2　測力測溫系統(tǒng)原理示意圖

2結(jié)果與討論

2.1切削力和切削溫度

2.1.1切削力

PCD和硬質(zhì)合金刀具在切削速度v為60～120 m/min時，車削鈦基復合材料的三向切削力如圖3所示。由圖3可以看出，隨著切削速度的增大，PCD刀具的軸向力、切削力和切向力都緩慢上升，但上升幅度不大；硬質(zhì)合金刀具的軸向力和切向力緩慢上升，而切向力先增大后減小。兩種刀具車削鈦基復合材料時，都是切深抗力Fy最大，且無論是在低速還是高速條件下，硬質(zhì)合金刀具的三向切削力都大于PCD刀具。在切削速度v=60 m/min時，PCD刀具的切削合力最小，約為同等條件下硬質(zhì)合金的77%。

圖3　不同刀具材料的三向切削力(后刀面平均磨損量VB=0.1 mm)

2.1.2切削溫度

鈦基復合材料的熱導率低(5.96 W/(m·K))，切削過程中產(chǎn)生的熱量不易傳導出去，容易產(chǎn)生較高的切削溫度，直接影響刀具的磨損和耐用度，以及工件的加工精度和已加工表面質(zhì)量。圖4所示為PCD刀具和硬質(zhì)合金刀具在切削速度v為60～120 m/min時，車削鈦基復合材料的切削溫度對比曲線。由圖4可以看出，隨著切削速度的提高， PCD刀具和硬質(zhì)合金刀具的切削溫度都呈現(xiàn)上升趨勢，PCD刀具的切削溫度從327 ℃上升到531 ℃，硬質(zhì)合金刀具的切削溫度從501 ℃上升到680 ℃。4種切削速度下，PCD刀具的切削溫度都低于硬質(zhì)合金刀具的切削溫度。切削速度為60 m/min時，PCD的切削溫度最低，約為同樣條件下硬質(zhì)合金的65%。

圖4　不同刀具材料的切削溫度(后刀面平均磨損量VB=0.1 mm)

2.2刀具磨損

PCD和硬質(zhì)合金刀具在切削速度v為60～120 m/min條件下，切削路程L隨刀具后刀面磨損量的變化曲線如圖5所示。由圖5可以看出，硬質(zhì)合金刀具車削鈦基復合材料時，無論是在低速還是高速條件下，刀具都急劇磨損且沒有出現(xiàn)穩(wěn)定切削區(qū)域，刀具迅速達到磨鈍標準；隨著切削速度的提高，切削路程總體呈下降趨勢，切削速度v=60 m/min時的切削路程約為120 m/min的5倍。PCD刀具車削鈦基復合材料時，無論是在低速還是高速條件下，刀具都經(jīng)歷了初期磨損階段(VB=0.05 mm)、磨損趨緩的正常磨損階段以及達到刀具磨鈍標準的失效階段，且4種速度下的切削路程隨后刀面磨損量的變化曲線相差不大，切削路程接近。由圖5還可以看出，切削速度v=60，80，100，120 m/min時，PCD刀具的切削路程分別是硬質(zhì)合金的4.5、3.2、6.6和19倍。

圖5　PCD和硬質(zhì)合金刀具的刀具磨損曲線

2.3刀具磨損形式及機理

圖6、圖7所示分別為PCD刀具和硬質(zhì)合金刀具在切削速度v=60 m/min時，達到磨鈍標準時刀具前后刀面磨損形貌。由圖6、圖7可以看出，無論是PCD刀具還是硬質(zhì)合金刀具，刀具前后刀面都被層疊狀的黏結(jié)物覆蓋，且硬質(zhì)合金的黏結(jié)更為嚴重。為了辨認兩種刀具前后刀面上黏結(jié)物的種類，以PCD刀具為研究對象，采用EDS能譜掃描的方法，沿圖8a、圖8c所示掃描方向?qū)︷そY(jié)物進行元素掃描。從圖8b、圖8d的元素掃描分析結(jié)果看，參與切削的PCD刀具前后刀面表面主要為Ti、Al、V、C等元素，其中，C元素是PCD刀具的主要成分，Ti、Al、V等元素為基體鈦合金材料的主要成分，這表明PCD刀具前后刀面上的黏結(jié)物為鈦基復合材料。通過同樣的方法對硬質(zhì)合金刀具的前后刀面黏結(jié)情況進行分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)硬質(zhì)合金刀具前后刀面上的黏結(jié)物也都是鈦基復合材料。

(a)前刀面　　　　　　　(b)A區(qū)放大

(c)后刀面　　　　　　　(d)B區(qū)放大圖6　PCD刀具前后刀面磨損形貌(v=60 m/min，L=635 m，VB=0.2 mm)

(a)前刀面　　　　　　　(b)C區(qū)放大

(c)后刀面　　　　　　　(d)D區(qū)放大圖7　硬質(zhì)合金刀具前后刀面磨損形貌(v=60 m/min，L=150 m，VB=0.2 mm)

(a)前刀面的線掃描方向

(b)前刀面能譜分析

(c)后刀面的線掃描方向

(d)后刀面能譜分析圖8　PCD刀具前后刀面的黏結(jié)能譜分析

從以上的分析結(jié)果看， PCD刀具和硬質(zhì)合金的刀具都發(fā)生了明顯的黏結(jié)。這主要是因為車削過程中產(chǎn)生較大的機械壓應(yīng)力和較高的切削溫度。在較高的切削溫度下，基體鈦合金的塑性增強，易延展，加上切屑在靠近刀尖處的流動速度較低，就形成了在鈦合金加工過程中常見的具有絕熱剪切明顯特征的滯留層[17]。滯留層在刀具刃口受到進一步擠壓變形，發(fā)生黏結(jié)的原因是：①黏結(jié)層與刀具界面處的高溫和已加工表面的低溫的共同作用下，后刀面的黏結(jié)層與已加工表面發(fā)生黏結(jié)，部分黏結(jié)物殘留在已加工表面。隨著切削的進行，工件材料帶走部分刀具材料，導致后刀面的黏結(jié)磨損。②黏結(jié)層與刀具界面處的高溫和刀具前刀面低溫的共同作用下，部分黏結(jié)物被流動的切屑帶走，同時帶走部分刀具材料，導致前刀面的黏結(jié)磨損。

PCD刀具在切削速度120 m/min下車削鈦基復合材料的前后刀面磨損形貌(腐蝕后)如圖9所示。由圖9可以看出，PCD刀具的前后刀面都有梳狀犁溝，且后刀面較前刀面更為明顯，屬于典型的磨粒磨損形貌。這主要是因為車削過程中產(chǎn)生的高溫高壓引起部分TiC和TiB硬脆增強相的出露、拔出或切斷。這些存在于前刀面-切屑或后刀面-已加工表面之間的增強相，構(gòu)成了刀具磨粒磨損中工件-硬質(zhì)點-刀具的基本條件。隨著切削的不斷進行，增強顆粒在高應(yīng)力和高溫的作用下對刀具的前后刀面不斷產(chǎn)生刻劃，引起刀具前后刀面的犁溝狀磨粒磨損。另一方面，車削過程中，在切削區(qū)域產(chǎn)生的高溫使得PCD刀具中的粘結(jié)劑Co發(fā)生熱軟化，進而引起PCD刀具對金剛石顆粒把持力的降低。在切削過程中，PCD刀具在高應(yīng)力作用下，引起金剛石顆粒的出露或者脫落(圖9b所示)，構(gòu)成了磨粒磨損的基本條件，從而進一步加劇了刀具的犁溝狀磨粒磨損。

(a)前刀面　　　　　　　(b)E區(qū)放大

(c)后刀面　　　　　　　(d)F區(qū)放大圖9　PCD刀具腐蝕后前后刀面磨損形貌(v=120 m/min，L=660 m)

由圖3、圖4、圖6和圖9可以看出，PCD刀具在切削速度60～120 m/min范圍內(nèi)，切削力和切削溫度相差不大，且刀具的磨損形貌無明顯差別，磨損機理基本相同，這是此速度范圍內(nèi)刀具切削路程相差不大的主要原因。

切削速度為120 m/min時，車削鈦基復合材料的硬質(zhì)合金刀具的前后刀面磨損形貌(腐蝕后)如圖10所示。由圖10可以看出，硬質(zhì)合金刀具磨損主要表現(xiàn)為月牙洼磨損。這是因為一方面，切削區(qū)域的切削溫度并不均勻，切削刃口處的切削溫度要遠高于自然熱電偶法所測得的平均溫度(v=120 m/min時，實測平均溫度為680 ℃)。文獻[11，17]指出，黏結(jié)在硬質(zhì)合金上的切屑滯留層在切削溫度較高時，易與硬質(zhì)合金中的WC顆粒反應(yīng)生成TiC界面層，黏附于整個切削刃口表面。由文獻[11，17]可知，黏附的TiC界面層理論上可以起到保護刀具減緩磨損的作用。但是工件材料本身含有原位生成的TiC和TiB硬質(zhì)相，跟與刀具表面反應(yīng)生成的TiC界面層相比，TiC和TiB硬質(zhì)相與基體的結(jié)合強度更高。硬質(zhì)增強相對界面層形成沖擊與摩擦，造成界面層的脫落，進而引起切削刃口快速磨損，最終形成帶有明顯負倒棱特征的過渡磨損區(qū)(圖11所示)。負倒棱的存在使得刀具對工件的擠壓作用更加嚴重，溫度更高，切削力更大，進而縮小了切屑和前刀面的接觸長度，前刀面磨損區(qū)域變小。同時，隨著負倒棱的快速磨損，負倒棱和后刀面磨損逐漸趨于重合，加劇了后刀面磨損，最終形成刀具月牙洼狀的典型磨損形貌。另一方面，與PCD刀具類似，車削過程中產(chǎn)生的高溫使黏結(jié)劑Co發(fā)生熱軟化，引起硬質(zhì)合金刀具對WC顆粒的把持力降低，進而引起超細WC顆粒的脫落。隨著刀具的持續(xù)切削運動，從刀具上脫落下來的微細WC顆粒在高溫高壓下不斷刻劃刀具的后刀面，產(chǎn)生寬度和深度都不太明顯的劃痕，產(chǎn)生輕微的磨粒磨損。同時，在此高溫條件下，工件材料的熱軟化效應(yīng)明顯，刀具刃口負倒棱擠壓材料產(chǎn)生的壓應(yīng)力很高，增強顆粒很容易被壓入工件材料，從而減少了增強顆粒直接劃擦刀具形成磨粒磨損的機會，弱化了磨粒磨損，最終形成了硬質(zhì)合金刀具前后刀面都比較微弱的劃痕，如圖10所示。

(a)前刀面

(b)后刀面圖10　硬質(zhì)合金刀具腐蝕后前后刀面磨損形貌(v=120 m/min，L=32 m，VB=0.2 mm)

(a)后刀面　　　　　　　(b)G區(qū)放大圖11　硬質(zhì)合金刀具腐蝕后刃口負倒棱形貌(v=100 m/min，L=89 m)

切削速度為60～120 m/min時，硬質(zhì)合金刀具測得的平均切削溫度都接近文獻[11，17]提到的擴散磨損溫度，且隨切削速度的提高和刀具磨損量的增加，切削溫度迅速上升，造成硬質(zhì)合金刀具擴散磨損更為明顯，前刀面產(chǎn)生更為劇烈的月牙洼磨損，這也是隨著切削速度的提高，切削路程劇烈下降的主要原因。

3結(jié)論

(1)在相同的切削參數(shù)下，PCD刀具的三向分力都比硬質(zhì)合金刀具小。切削速度為60 m/min時，PCD刀具的切削合力最小，約為硬質(zhì)合金的77%。PCD刀具的切削溫度都比硬質(zhì)合金刀具的低。切削速度為60 m/min時，PCD刀具的切削溫度最低，約為硬質(zhì)合金刀具的65%。

(2)PCD刀具和硬質(zhì)合金刀具在相同切削參數(shù)下車削加工鈦基復合材料時，PCD刀具較硬質(zhì)合金刀具具有更長的切削路程。同等車削條件下，切削速度為60、80、100和120 m/min時，PCD刀具的刀具切削路程分別約為硬質(zhì)合金刀具的4.5倍、3.2倍、6.6倍和19倍。

(3)切削速度為60～120 m/min時，PCD刀具前刀面未出現(xiàn)月牙洼形貌，磨粒磨損是主要磨損機制，同時兼有黏結(jié)磨損；硬質(zhì)合金刀具前刀面出現(xiàn)月牙洼形貌，黏結(jié)磨損是主要磨損機制，兼有擴散磨損和微弱的磨粒磨損。

(4)在切削速度60～120 m/min條件下，采用PCD刀具與硬質(zhì)合金刀具車削TiB/TiC混合增強鈦基復合材料時，PCD刀具較硬質(zhì)合金刀具在切削力、切削溫度和切削路程等方面具有明顯的優(yōu)越性，適合用于車削鈦基復合材料。

參考文獻：

[1]呂維潔，張荻，張小農(nóng)，等.原位合成TiC/Ti復合材料的微結(jié)構(gòu)和力學性能[J].上海交通大學學報，2010，35(5)：643-646.

Lü Weijie，Zhang Di，Zhang Xiaonong，et al. Microstructure and Mechanical Properties of in Situ Synthesized TiC/Ti Composites[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2010, 35(5):643-646.

[2]Abkowitz S, Abkowitz S M, Fisher H, et al. Cerme Ti?Discontinuously Reinforced Ti-matrix Composites: Manufacturing, Properties and Applications[J]. JOM, 2004, 56(5): 37-41.

[3]Saito T. Automotive Application of Discontinuously Reinforced TiB-Ti Composites[J]. JOM, 2004, 56(5): 33-36.

[4]呂維潔. 原位自生鈦基復合材料研究綜述[J]. 中國材料進展, 2010, 29(4): 41-48.

Lü Weijie. An Overview on the Research of In-situ Titanium Matrix Composites[J]. Materials China, 2010, 29(4): 41-48.

[5]耿 林, 倪丁瑞, 鄭鎮(zhèn)洙. 原位自生非連續(xù)增強鈦基復合材料的研究現(xiàn)狀與展望[J]. 復合材料學報, 2006, 23(1): 1-11.

Geng Lin, Ni Dingrui, Zheng Zhenzhu. Current Status and Outlook of in Situ Discontinuously Reinforced Ttitanium Matrix Composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2006, 23(1): 1-11.

[6]黃陸軍. 增強體準連續(xù)網(wǎng)狀分布鈦基復合材料研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學, 2010.

[7]譚靚，張定華，姚倡鋒，等. 刀具幾何參數(shù)對鈦合金銑削力和表面完整性的影響[J]. 中國機械工程, 2015, 26(6): 737-742.

Tan Liang, Zhang Dinghua, Yao Changfeng, et al. Influence of Tool Geometrical Parameters on Milling Force and Surface Integrity in Milling Titanium Alloy[J]. China Mechanical Engineering, 2015, 26(6): 737-742.

[8]Ota M, Okida J, Harada T, et al. High Speed Cutting of Titanium Alloy with PCD Tools[J]. Key Engineering Materials, 2009, 389/390: 157-162.

[9]Corduan N, Hirnbart T, Poulachon G, et al. Wear Mechanisms of New Tool Materials for Ti6Al4V High Performance Machining[J]. CIRP Annals - Manufacturing Technology, 2003, 52(1): 73-76.

[10]Paulo Davim J. Machining of Metal Matrix Composites[M]. London: Springer London，2011.

[11]Hurtung P D. Tool Wear in Titanium Machining[D]. Boston: Massachusetts Institute of Technology，1981.

[12]Huan H X，Xu J H，F(xiàn)u Y C，et al. Experimental Study on Turning of Titanium Matrix Composites with PCD Tools[J]. Materials Science Forum, 2013, 723: 20-24.

[13]Hayes S M，Ramulu M，Pedersen W E. Machining Characteristics of a Titanium Metal Matrix Composite[J]. Transaction of NAMRI/SME, 2001,29: 189-196.

[14]Bejjani R, Shi B. Laser Assisted Turning of Titanium Metal Matrix Composite[J]. CIRP Annals Manufacturing Technology, 2011，60(1): 61-64.

[15]Tomac N, Tannessen K, Rasch F O. Machinability of Particulate Aluminum Matrix Composites[J]. CIRP Annals - Manufacturing Technology, 1992, 41(1):55-58.

[16]危衛(wèi)華, 徐九華, 傅玉燦，等. 置氫鈦合金TC4的切削加工性研究[J]. 南京航空航天大學學報，2009，41(5)：633-638.

Wei Weihua, Xu Jiuhua, Fu Yucan，et al. Machinability of Hydrogenating Titanium Alloy TC4[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2009, 41(5): 633-638.

[17]李亮. 鈦合金高速銑削機理及其工藝研究[D].南京:南京航空航天大學, 2005.

(編輯張洋)

收稿日期：2015-09-23

基金項目：國家自然科學基金資助項目(51275227)；上海航天科技創(chuàng)新基金資助項目(SAST201326)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計劃資助項目(CXLX11_0175)

中圖分類號：TG506.1

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.14.007

作者簡介：宦海祥，男，1981年生。南京航空航天大學機電學院講師、博士研究生，鹽城工學院機械工程學院講師。主要研究方向為金屬基復合材料高效精密加工。發(fā)表論文10余篇。徐九華(通信作者)，男，1964年生。南京航空航天大學機電學院教授。蘇宏華，男，1969年生。南京航空航天大學機電學院教授。傅玉燦，男，1972年生。南京航空航天大學機電學院教授。梁星慧，1987年生。上海航天精密機械研究所工程師。葛英飛，1975年生。南京工程學院機械工程學院副教授。

Study on Tool Wear Characteristics during Turning Titanium Matrix Composite Using PCD and Carbide Tools

Huan Haixiang1, 2Xu Jiuhua1Su Honghua1Fu Yucan1Liang Xinghui3Ge Yingfei4

1.Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing,210016 2.Yancheng Institute of Technology,Yancheng,Jiangsu,224051 3.Shanghai Institute of Aerospace Precision Machinery,Shanghai,201600 4.Nanjing Institute of Technology,Nanjing,211167

Abstract：The cutting performance comparison of polycrystalline diamond(PCD) and carbide tools was carried out when turning in-suit TiBw/TiCp reinforced titanium matrix composites at the cutting speed of 60～120 m/min. Research results show that three-dimensional cutting force of PCD tools is of approximate 77% to 88% of carbide tools, cutting temperature of PCD tools is of approximate 65% to 82% of carbide tools. PCD tools experienced initial severe wear and stable wear stage, while carbide tools only experienced severe wear stage. Furthermore, abrasive wear and adhesive wear are the predominant wear forms of PCD tools. However, crater wears obviously arised on the rake face of carbide tools are adhesive wear and diffusive wear are the main wear forms.

Key words：titanium matrix composite; cutting force; cutting temperature; tool wear characteristics