丁文鋒，奚欣欣，占京華，徐九華，傅玉燦，蘇宏華

南京航空航天大學(xué)直升機(jī)傳動(dòng)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016

航空發(fā)動(dòng)機(jī)被認(rèn)為是當(dāng)今世界上最復(fù)雜的工程機(jī)械系統(tǒng)之一，擁有“現(xiàn)代工業(yè)皇冠上的明珠”的美譽(yù)。先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的制造能力是一個(gè)國(guó)家綜合國(guó)力的重要體現(xiàn)。據(jù)估計(jì)，未來(lái)20年，僅商用客機(jī)的全球市場(chǎng)需求便高達(dá)30 000架［1］。這也為航空發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)業(yè)的蓬勃發(fā)展注入了強(qiáng)勁動(dòng)力。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)在推重比和燃油經(jīng)濟(jì)性方面的極端追求以及核心零部件惡劣的工作環(huán)境（溫度高、應(yīng)力條件復(fù)雜），對(duì)其所用材料提出了嚴(yán)苛的要求。鈦材料具有重量輕、強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，已大規(guī)模應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)核心零部件制造?，F(xiàn)階段，在航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域具有廣闊應(yīng)用前景的鈦材料包括鈦合金、鈦鋁金屬間化合物和鈦基復(fù)合材料（Titanium Matrix Composites，TMCs）3種。

盡管針對(duì)葉片榫頭等航空發(fā)動(dòng)機(jī)重要零件的電火 花 線 切 割 加 工 （Wire Cut Electrical Dis-charge Machining，WEDM）等非傳統(tǒng)加工方法的研究取得了重大進(jìn)步，但對(duì)上述零件加工精度和表面質(zhì)量方面的高要求（例如部分型面面輪廓度＜25μm、表面粗糙度＜0.4μm）決定了磨削加工在以難加工材料為主的航空發(fā)動(dòng)機(jī)零部件制造中占有重要地位［1］。此外，以緩進(jìn)深切磨削、高速／超高速磨削和高效深切磨削為代表的高效磨削技術(shù)極大提高了磨削加工的材料去除效率，改變了“粗切精磨”的傳統(tǒng)機(jī)械加工模式，甚至可將零件由毛坯一次精密加工成形。然而，鈦材料強(qiáng)度高、導(dǎo)熱性差，是典型的難加工材料［1－4］。相比切削加工，磨削加工中去除單位體積材料所需能量（多數(shù)轉(zhuǎn)化為熱量）大幅提高，因此更易產(chǎn)生表面燒傷等加工質(zhì)量問(wèn)題。另一方面，航空發(fā)動(dòng)機(jī)材料的推陳出新（例如從鈦合金到鈦鋁金屬間化合物和TMCs的發(fā)展）也要求研究人員在現(xiàn)有工藝基礎(chǔ)上基于不同材料特性提出針對(duì)性的先進(jìn)磨削工藝。

本文旨在對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦材料的磨削加工現(xiàn)狀進(jìn)行全面總結(jié)，并在此基礎(chǔ)上對(duì)未來(lái)研究重點(diǎn)進(jìn)行展望，以期為該類材料的高效精密低成本磨削加工提供參考。文章內(nèi)容按以下結(jié)構(gòu)組織：第1部分概述了航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦材料的應(yīng)用和磨削技術(shù)研究狀況；第2、3、4、5部分分別從磨削力與磨削溫度、砂輪磨損、材料去除機(jī)理和表面完整性方面闡述了鈦材料磨削技術(shù)研究現(xiàn)狀；第6部分介紹了針對(duì)鈦材料磨削加工存在問(wèn)題提出的新工藝、新方法；第7部分進(jìn)一步總結(jié)了鈦材料磨削加工技術(shù)研究進(jìn)展，并在此基礎(chǔ)上對(duì)后續(xù)研究進(jìn)行了展望。

1 航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦材料應(yīng)用與磨削技術(shù)研究概況

鈦合金具有密度低（4.5g／cm3，約為鎳基合金的1／2）、強(qiáng)度高、抗腐蝕性好等優(yōu)異材料特性，可以長(zhǎng)時(shí)間工作于350℃的高溫環(huán)境，已普遍用于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)的風(fēng)扇葉片和低壓壓氣機(jī)／部分高壓壓氣機(jī)的葉片、葉輪、葉盤和機(jī)匣等重要零部件（見圖1）［1，5］?，F(xiàn)階段，民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)中鈦合金的重量比高達(dá)33%［1］。目前最常用的鈦合金是綜合性能良好的α和β兩相合金，如TC4（Ti-6Al-4V）。在超過(guò)350℃的溫度環(huán)境下（如后幾級(jí)高壓壓氣機(jī)），為防止“鈦火”現(xiàn)象，可采用阻燃鈦合金（長(zhǎng)期工作溫度＞500℃）代替普通鈦合金。

鈦鋁金屬間化合物有4種形態(tài)：α2－Ti3Al、γ－TiAl、TiAl3和 Ti2AlNb。γ-TiAl的密度僅約為4g／cm3，且服役溫度高達(dá)700℃，可代替阻燃鈦合金用于制造后幾級(jí)高壓壓氣機(jī)葉片，或代替鎳基高溫合金GH4169制造低壓渦輪葉片（見圖2）［6－10］。然而，γ-TiAl室溫塑性（延伸率≤2%）顯著低于普通鈦合金（延伸率＞10%），成型和機(jī)械加工難度較大。為此，研究人員往材料中加入更多Nb元素，開發(fā)出了室溫塑性顯著提高的Ti2AlNb。但目前公開報(bào)道的鈦鋁金屬間化合物在航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造領(lǐng)域的應(yīng)用實(shí)例仍較少，圖2為比較經(jīng)典的案例［10］。大尺寸坯件組織一致性差、材料成分—制備工藝—顯微組織—力學(xué)性能之間的關(guān)系研究不系統(tǒng)以及機(jī)械加工特性研究的不深入是主要原因［11］。

Fig.1 Cross section of a turbofan engine［5］

Fig.2 Low-pressure turbine blades made of γ-TiAl in a GEnXTMengine［10］

TMCs一般指在鈦合金中加入（或原位生成）硬質(zhì)增強(qiáng)相而形成的金屬基復(fù)合材料。一般而言，增強(qiáng)相的添加可使TMCs的抗拉強(qiáng)度、蠕變強(qiáng)度和剛度高于鈦合金基體材料［12］，從而在未來(lái)取代鈦合金用于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)的靜葉／動(dòng)葉和殼類／盤類零件［1］。TMCs分為連續(xù)（或纖維）增強(qiáng)和非連續(xù)（或顆粒）增強(qiáng)兩種，其中采用原位生成法制備的顆粒增強(qiáng)鈦基復(fù)合材料（Particulate-reinforced Titanium Matrix Composites，PTMCs）因各向同性好、界面結(jié)合強(qiáng)度高而備受研究者和發(fā)動(dòng)機(jī)制造商青睞。迄今為止，TMCs尚存在制備工藝復(fù)雜、成型困難、機(jī)械加工研究不足的問(wèn)題。上述問(wèn)題也是阻礙其工程化應(yīng)用的主要因素。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片等零件工作環(huán)境惡劣，良好的機(jī)械加工表面完整性是保證航空飛行器安全服役的基本前提。一般來(lái)講，葉片等零件的磨削加工表面需避免裂紋、白層、重鑄層、表面污染和殘余拉應(yīng)力等。在此基礎(chǔ)上，還應(yīng)保證加工效率、減小工具磨損等以降低生產(chǎn)成本?；谏鲜鲆?，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鈦合金、鈦鋁金屬間化合物和TMCs的磨削加工工藝特性開展了研究，內(nèi)容主要涉及材料特性、砂輪選擇、磨削用量和冷卻條件等輸入條件對(duì)磨削力、磨削溫度、磨削功率、工具磨損和表面完整性等輸出結(jié)果的影響（見圖3）。其中，鈦合金磨削的研究始于20世紀(jì)50、60年代，研究?jī)?nèi)容已基本覆蓋磨削加工工藝特性的各個(gè)方面；20世紀(jì)90年代末，隨著材料制備技術(shù)的成熟與完善，開始涉足γ-TiAl的磨削加工研究，至今已有超過(guò)20篇公開文獻(xiàn)；關(guān)于Ti2AlNb磨削加工的研究較少，公開發(fā)表的文獻(xiàn)不超過(guò)5篇；針對(duì)TMCs磨削加工的研究起步更晚，相關(guān)文獻(xiàn)僅約10篇。表1總結(jié)了航空發(fā)動(dòng)機(jī)用鈦材料及其磨削工藝現(xiàn)狀［3－4，12－98］。

Fig.3 Various aspects and influencing factors of process characteristics of grinding

表1 航空發(fā)動(dòng)機(jī)用鈦材料磨削技術(shù)研究現(xiàn)狀Table 1 Reserach status of grinding technology of titanium materials for aero-engines

2 鈦材料磨削力與磨削溫度的研究現(xiàn)狀

2.1 磨削力

磨削力與砂輪磨損速率、磨削表面質(zhì)量和磨削能耗等直接相關(guān)。此外，磨削力易于測(cè)量與控制，因此常作為中間參數(shù)，用于磨削狀態(tài)監(jiān)測(cè)和磨削過(guò)程建模等。磨削力來(lái)源于兩方面：① 磨料（或結(jié)合劑）與磨屑和工件材料之間的摩擦（Ff1和Ff2），即材料去除過(guò)程中的“滑擦”階段；② 材料的變形抗力（Fc），對(duì)應(yīng)于材料去除過(guò)程中的“耕犁”和“切削”兩個(gè)階段（見圖4，1～4分別表示工件材料剪切變形區(qū)、磨屑與磨粒接觸摩擦區(qū)、磨粒切削刃與工件材料接觸區(qū)和磨粒磨損平面與工件材料接觸摩擦區(qū)，F(xiàn)tf、和Fnf分別為砂輪與工件之間的摩擦力在水平和豎直方向的分量、Ftc、和Fnc分別為工件材料變形抗力在水平和豎直方向的分量）［99－100］。

Fig.4 Source of grinding force［100］

磨削力大是鈦材料磨削加工過(guò)程的顯著特點(diǎn)之一。Guo等［15］在普通磨削條件下加工TC4合金測(cè)得的法向力和切向力分別為5～21N／mm和3～14N／mm（見圖5），約為45鋼的1.5～2倍［101］。鈦合金強(qiáng)度高引起的材料變形抗力大是造成上述現(xiàn)象的主要原因之一。另一個(gè)重要原因是鈦合金彈性模量低（約為鋼的1／2），切削過(guò)程中材料變形大，使磨粒與工件材料之間的實(shí)際接觸面積增大，摩擦力上升。鑒于改變材料力學(xué)性能的成本較高，通過(guò)采用改性切削液等手段提高砂輪與工件之間的潤(rùn)滑是現(xiàn)階段降低磨削力的常用方法［102－103］。

采用SiC砂輪在普通磨削（vs＝30m／s，vw＝24m／min，ap＝0.01、0.025mm）條件下加工γ－TiAl金屬間化合物 Ti-45Al-2Mn-2Nb＋0.8%TiB2時(shí)，單位寬度砂輪承受的法向磨削力約為20～50N，切向磨削力約為5～15N，和TC4合金磨削力測(cè)量結(jié)果處于同一水平。磨削加工Ti-48Al-2Mn-2Nb（vs＝19、38m／s，vw＝8、14、20m／min，ap＝0.01、0.02、0.03mm）獲得的磨削力結(jié)果也顯示出相似規(guī)律［14，82］。相同磨削條件下，緩進(jìn)深切磨削 Ti-45Al-8Nb-0.2C的法向磨削力低于阻燃鈦合金 Ti-25V-15Cr-2Al-0.2C［84］（見圖6（a）和6（b））。此外，采用電鍍金剛石砂輪 D252和D126磨削 Ti-45Al-2Mn-2Nb＋0.8%TiB2的法向力和切向力分別約為37.5N／mm和12.5N N／mm（見圖6（c）和6（d），ae表示切深），顯著高于采用SiC砂輪在相同磨削用量條件下加工Ti-45Al-8Nb-0.2C獲得的磨削力［10］。

Fig.5 Grinding force of TC4alloy［15］

Fig.6 Grinding force ofγ-TiAl intermetallics and burn resistant titanium alloys

Ti2AlNb的強(qiáng)度高于鈦合金，且在600℃的溫度條件下強(qiáng)度并無(wú)顯著降低，因此其磨削力高于鈦合金。Xi等［87］對(duì)比了相同磨削條件下SiC砂輪磨削Ti2AlNb、TC4和Inconel718的磨削力，發(fā)現(xiàn)磨削Ti2AlNb產(chǎn)生的力約為TC4合金的2倍，而切向力和法向力分別約為Inconel718的1／2和1／3（見圖7）。

一般而言，由于硬質(zhì)增強(qiáng)相的添加，磨削TMCs的切向力和法向力均略高于鈦合金（見圖8（a））［90］，其差值與增強(qiáng)相體積分?jǐn)?shù)有關(guān)。相對(duì)于普通磨削，高速磨削TMCs的切向力和法向力均顯著降低（見圖8（b））［95］。原因在于：高速磨削溫度較高，基體材料軟化現(xiàn)象明顯；磨削速度提高導(dǎo)致單顆磨粒切厚減小。Li等［98］分別采用WA、PA和SG砂輪進(jìn)行了（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V緩進(jìn)深切磨削研究，發(fā)現(xiàn)采用WA砂輪磨削時(shí)產(chǎn)生的磨削力較大，PA砂輪次之，SG砂輪最?。ㄒ妶D8（c））。這是因?yàn)椴捎肳A和PA砂輪磨削時(shí)砂輪黏附現(xiàn)象嚴(yán)重，而采用SG砂輪磨削時(shí)砂輪表面幾乎無(wú)材料黏附。

Fig.7 Comparison of grinding forces of Ti2AlNb，TC4and Inconel718［87］

Fig .8 Grinding force of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V

2.2 磨削溫度

磨削中，絕大部分能耗將轉(zhuǎn)化為熱量（磨削熱），使磨削弧區(qū)溫度上升，從而影響砂輪壽命和被加工零件表層的幾何（表面粗糙度等）、物理（硬度、殘余應(yīng)力等）和力學(xué)（韌性等）特性。磨削熱主要通過(guò)4條途徑轉(zhuǎn)移至磨削弧區(qū)外：砂輪、工件、切削液、磨屑（分別表示為qs、qw、qf、qch，見圖9）［100］。其中傳入工件的磨削熱對(duì)被加工零件的表面完整性存在顯著影響。

磨削溫度高是鈦材料磨削過(guò)程的另一顯著特征。主要原因如下：① 鈦材料強(qiáng)度（尤其是高溫強(qiáng)度）高，因此磨削過(guò)程能耗大、產(chǎn)熱多；② 鈦材料導(dǎo)熱性差（鈦合金導(dǎo)熱系數(shù)僅約為鋁合金的1／30，見表2），磨削過(guò)程中磨削熱很難向材料內(nèi)部傳導(dǎo)。一般而言，磨削鈦合金的溫度比45鋼高約20%～30%［101］。在普通磨削（vs＝23m／s，vw＝12m／min，ap＝0.005mm）條件下，即使采用導(dǎo)熱性好的CBN磨料，磨削溫度亦高達(dá)400℃以上（見圖10）。目前研究涉及的TMCs增強(qiáng)相體積分?jǐn)?shù)一般小于10%，因此其磨削溫度與鈦合金基體材料磨削溫度相差不大。

Fig.9 Heat transfer paths during grinding［100］

表2 幾種常見材料的導(dǎo)熱系數(shù)水平對(duì)比［1］Table 2 Thermal conductivity level for some common engineering materials［1］

Fig.10 Grinding temperature of titanium materials

若采用緩進(jìn)深切工藝磨削鈦材料，砂輪與工件接觸面積大，切削液難以對(duì)磨削弧區(qū)進(jìn)行充分冷卻，因此應(yīng)格外注意磨削溫度控制，例如改善冷卻液供給。此外，相比普通磨削，高速磨削的單顆磨粒切厚小，滑擦和耕犁在材料去除過(guò)程中的占比上升，導(dǎo)致磨削比能大、磨削溫度高［99］。關(guān)于鈦鋁金屬間化合物的磨削溫度則鮮有報(bào)道。

2）砂輪黏附的影響

3 鈦材料磨削砂輪磨損的研究現(xiàn)狀

3.1 普通磨料砂輪磨損

相比CBN與金剛石超硬磨料砂輪，剛玉與碳化硅普通磨料砂輪雖然導(dǎo)熱性差、磨粒出露低，但其自銳性突出、易于修整和經(jīng)濟(jì)性好的優(yōu)勢(shì)仍使其成為當(dāng)前航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造商磨削鈦材料的首選。然而，由于磨削過(guò)程產(chǎn)熱較多，且工件材料對(duì)含碳、氮、氧和鹵族元素的化合物均存在較強(qiáng)親和性［1，44，74］，采用普通磨料砂輪磨削加工鈦材料的另一個(gè)突出特點(diǎn)是工件材料極易黏附在砂輪表面。由此引發(fā)的黏附磨損和破碎磨損是砂輪的主要磨損形式。此外，相比SiC磨料，采用Al2O3磨料磨削鈦材料砂輪表面材料黏附更嚴(yán)重（見圖11，q′w表示單位砂輪寬度的材料去除量）。

1）砂輪黏附機(jī)理

Turley等［18－19，101］的研究表明，磨削區(qū)高溫觸發(fā)的磨料與工件材料之間的化學(xué)反應(yīng)是引起砂輪表面材料黏附的主要原因。在500℃時(shí)，鈦元素即可與空氣中的O元素發(fā)生式（1）所示的化學(xué)反應(yīng)。其產(chǎn)物TiO2可進(jìn)一步與Al2O3反應(yīng)生成固熔體Al2O3·TiO2（鈦酸鋁）（式（2））。采用剛玉磨料砂輪磨削鈦合金需將磨削速度控制在15m／s以內(nèi)方可避免大規(guī)模砂輪表面材料黏附現(xiàn)象［101］。這也是剛玉磨料被認(rèn)為不適合磨削鈦材料的主要原因。碳化硅磨料砂輪磨削鈦合金時(shí)砂輪黏附現(xiàn)象的觸發(fā)溫度約為800℃。在該溫度條件下，SiC可被空氣中的O氧化（式（3）），生成的C再與Ti元素反應(yīng)生成TiC（式（4））。

然而，Xu等［19］認(rèn)為化學(xué)反應(yīng)并非砂輪黏附現(xiàn)象的唯一誘因：由于砂輪的高速旋轉(zhuǎn)，磨粒僅在切削工件材料的瞬間與工件材料接觸，此時(shí)磨粒與工件材料之間并不足以產(chǎn)生充分的化學(xué)反應(yīng)。因此，他們認(rèn)為磨削高溫引起的材料塑性增強(qiáng)是引發(fā)砂輪黏附現(xiàn)象的重要原因：此時(shí)磨粒與工件材料之間易形成“冷焊”（物理連接），使部分材料從工件表面剝離，黏附于砂輪表面。

Fig.11 Adhesion characteristics of conventional abrasive wheels when grinding titanium materials

黏附于砂輪表面的工件材料可在一定程度上改變磨粒切削刃微觀幾何形態(tài)，及其與工件之間的接觸狀態(tài)，進(jìn)而對(duì)磨削力、砂輪磨損和磨削表面質(zhì)量等產(chǎn)生影響。

① 磨削力：如前所述，磨削力來(lái)源于磨粒切削過(guò)程中的摩擦力和材料的變形抗力。Li等［104］在經(jīng)典磨削力模型的基礎(chǔ)上，對(duì)磨削力的2個(gè)分量進(jìn)行了區(qū)分，結(jié)果如式（5）所示：

式中：K為單位磨削面積的磨削力；δ為單顆磨粒平均磨鈍頂面積；p為磨粒與工件之間的平均接觸壓強(qiáng)；AN為磨削截面積；i為表征磨刃在砂輪圓周上分布狀態(tài)的指數(shù)；j為表征磨粒在砂輪表面分布狀態(tài)的指數(shù)；c1為與砂輪磨刃密度有關(guān)的系數(shù)；γ為磨粒半頂角；μ為磨粒與工件之間的滑動(dòng)摩擦系數(shù)；de為砂輪當(dāng)量直徑。

任敬心等［43］在采用SiC砂輪磨削TC4鈦合金的研究中發(fā)現(xiàn)，磨削力隨黏附率（參見3.1節(jié)第3）部分）的增大呈現(xiàn)線性增大的趨勢(shì)。他們?cè)谑剑?）的基礎(chǔ)上考慮了黏附率αa及黏附區(qū)域與鈦合金工件之間的摩擦系數(shù)μm和平均接觸壓強(qiáng)pm定量分析了砂輪黏附對(duì)磨削力的影響，結(jié)果如式（6）所示。

②磨削比：在普通磨料磨削鈦材料的過(guò)程中，砂輪表面黏附的工件材料脫落時(shí)會(huì)帶走少量磨粒材料；另外，如前所述，黏附引發(fā)的磨削力上升可使磨粒破碎或脫落增多［101］。眾多研究表明，采用較軟的SiC砂輪磨削鈦合金時(shí)磨削比僅為1左右［1］，這意味著去除一定體積的工件材料要消耗相同體積的砂輪材料。文獻(xiàn)記載的磨削比結(jié)果表明，磨削γ-TiAl的砂輪磨損速率遠(yuǎn)低于鈦合金［13，84－86］：采用SiC砂輪緩進(jìn)深切磨削γ-TiAl的磨削比約為TC4合金的10倍（見圖12（a））。這一差異可能源于前者較低的塑性，在其磨削過(guò)程中工件材料不易黏附于砂輪表面［19］，砂輪不易產(chǎn)生黏附磨損。然而目前公開發(fā)表的文獻(xiàn)尚無(wú)針對(duì)SiC磨料磨削γ-TiAl后砂輪工作面形貌的分析。相同磨削條件下，雖然Ti2AlNb對(duì)應(yīng)的磨削力顯著低于GH4169，但由于一定程度的砂輪黏附磨損，磨削前者的砂輪磨損速度比后者略快（見圖12（b））。

③ 成屑機(jī)理和表面質(zhì)量：近年來(lái)，各種精密檢測(cè)技術(shù)的發(fā)展將磨削機(jī)理的相關(guān)研究推向新的高度。Klocke等［105］采用高速攝像機(jī)在線觀察了金屬材料磨削過(guò)程的滑擦、耕犁和成屑特征，發(fā)現(xiàn)磨粒切削刃沿磨削速度方向的楔角β和垂直于該方向的頂角γ（見圖13）對(duì)磨屑形成過(guò)程存在重要影響：楔角和頂角越大，滑擦過(guò)程持續(xù)的時(shí)間越長(zhǎng)。而Xi等［3］的研究表明，砂輪表面材料黏附現(xiàn)象可使β值增大約20%～40%。這意味著切削過(guò)程中磨粒切削刃與工件材料之間的接觸面積增大，更易“抹平”磨削表面因塑性變形隆起的材料。然而，砂輪黏附現(xiàn)象引起的磨削力上升將使工件表層材料金相組織等方面的變化更加明顯。

3）砂輪黏附現(xiàn)象的定量表征與控制

Fig.12 Grinding ratio of TiAl intermetallics

Fig.13 Illustration of characteristic angles on abrasive grit［3］

現(xiàn)階段定量描述砂輪黏附嚴(yán)重程度采用的主要方法是計(jì)算黏附率，即砂輪表面材料黏附區(qū)域面積在統(tǒng)計(jì)區(qū)域的占比。材料黏附區(qū)域面積統(tǒng)計(jì)可通過(guò)兩種方法完成：① 顯微觀察法，即采用附帶面積統(tǒng)計(jì)功能軟件模塊的光學(xué)顯微鏡直接統(tǒng)計(jì)黏附區(qū)域面積（見圖14（a））［3］；② 二值化法，即首先采用光學(xué)顯微鏡拍攝砂輪工作面形貌，再通過(guò)圖像二值化法確定黏附區(qū)域，最后通過(guò)Matlab等軟件計(jì)算出黏附區(qū)域面積（見圖14（b））［106］。

Fig.14 Statistical method for material adhesion area on abrasive wheel surface

磨料種類和工件材料特性對(duì)砂輪黏附過(guò)程存在重要影響。采用SiC磨料磨削鈦合金的初期由于磨粒微破碎較多黏附率先升高再降低；此后，磨粒切削刃上黏附的材料聚少成多，黏附率隨磨削距離增長(zhǎng)而逐漸上升；當(dāng)磨粒破碎或脫落與新增黏附達(dá)到平衡狀態(tài)時(shí)，黏附率維持穩(wěn)定［101］。然而，Dyakonov等［3，106－107］在剛玉砂輪磨削45＃ 鋼等研究中發(fā)現(xiàn)，砂輪表面材料黏附過(guò)程僅存在黏附率逐步增長(zhǎng)和趨于穩(wěn)定兩個(gè)階段。磨削用量對(duì)穩(wěn)定階段的黏附率具有一定影響。一般而言，黏附率隨磨削速度、工件進(jìn)給速度和切深的增大而上升，因此可通過(guò)磨削用量?jī)?yōu)化降低砂輪黏附度。

由于采用先觀測(cè)后統(tǒng)計(jì)的方法計(jì)算黏附率涉及的工作量巨大，通過(guò)綜合考慮材料性能、砂輪參數(shù)和磨削用量等因素的影響建立砂輪黏附現(xiàn)象學(xué)模型是獲得黏附率的重要途徑［107］。然而目前尚未查詢到關(guān)于鈦材料磨削砂輪表面材料黏附率建模的專門報(bào)道。

3.2 超硬磨料砂輪磨損

相對(duì)于普通磨料，超硬磨料具有耐磨性好、導(dǎo)熱能力強(qiáng)、化學(xué)穩(wěn)定性高等優(yōu)異特性，理論上尤其適用于磨削高強(qiáng)度和低導(dǎo)熱系數(shù)的鈦材料［68，101］。因此，若能有效降低超硬磨料砂輪制備成本，并有效解決砂輪修整困難的問(wèn)題，則有望將其廣泛用于鈦材料的磨削加工中。此外，相比金剛石（800℃即開始氧化磨耗），CBN磨料熱穩(wěn)定性更好，且對(duì)鐵族元素的化學(xué)惰性強(qiáng)，因此被更多應(yīng)用于鈦材料磨削［101］。

超硬磨料磨削鈦材料的砂輪形式如圖15所示?？傮w而言，采用陶瓷結(jié)合劑或電鍍超硬磨料砂輪磨削鈦材料時(shí)，砂輪磨損的主要形式為磨耗磨損，同時(shí)伴有少量磨粒破碎與脫落（見圖15（a）和15（b））。在重負(fù)荷磨削條件下，磨粒脫落現(xiàn)象更為常見。而單層釬焊CBN砂輪可憑借磨粒與結(jié)合劑之間的化學(xué)結(jié)合，提供牢固把持力，避免磨粒脫落現(xiàn)象。然而，在砂輪制備的釬焊環(huán)節(jié)，釬料合金由于熱膨脹系數(shù)高而變形明顯，導(dǎo)致在磨粒內(nèi)部（尤其是靠近磨?！F料結(jié)合界面處）形成一定水平的殘余拉應(yīng)力，降低了磨粒耐磨性。Ding和Xi［97］在采用單層釬焊CBN砂輪磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V時(shí)發(fā)現(xiàn)，由于磨削過(guò)程中CBN磨粒與硬質(zhì)增強(qiáng)相的相互碰撞，磨粒比磨削TC4合金時(shí)更易發(fā)生大塊破碎（見圖15（c）和15（d））。因此，如何提高砂輪壽命是其中需要解決的重要課題。

4 鈦材料磨削材料去除機(jī)理的研究現(xiàn)狀

宏觀上講，磨削過(guò)程的各方面工藝特性均伴隨材料去除而產(chǎn)生。因此，深刻理解材料去除機(jī)理對(duì)提高表面質(zhì)量、減緩工具磨損和降低磨削能耗具有重要意義。研究材料去除機(jī)理的常用方法有：

①單顆磨粒磨削法。采用該方法可以獲得單個(gè)磨粒磨削工件材料產(chǎn)生的完整刻劃痕跡，但是難以反映磨削弧區(qū)溫度對(duì)材料去除行為的影響。

②磨削表面形貌觀察法。通過(guò)磨削表面形貌反推材料去除機(jī)理簡(jiǎn)單易行，然而多顆磨粒切削痕跡的重疊對(duì)材料去除行為分析存在嚴(yán)重干擾。

圖15 超硬磨料砂輪磨削鈦材料的磨損形式Fig.15 Wear patterns of superabrasive wheels when grinding titanium materials

③ 有限元仿真法。采用該方法可以直接表征材料去除過(guò)程的各個(gè)階段內(nèi)應(yīng)力應(yīng)變等細(xì)節(jié)變化，對(duì)于分析材料去除機(jī)理具有重要意義。在現(xiàn)階段，受限于計(jì)算速度，采用有限元仿真法分析材料去除機(jī)理時(shí)切削工具仍舊僅采用單顆或少數(shù)幾顆磨粒。

Ding等［61］采用如圖16（a）所示的有限元仿真模型模擬了磨粒切削過(guò)程中的實(shí)際切削深度變化，使磨粒切削厚度演變更貼近于實(shí)際磨削過(guò)程，以研究TC4鈦合金磨削過(guò)程中的材料去除行為。他們發(fā)現(xiàn)，磨削速度vs對(duì)臨界成屑切厚存在顯著影響，且在vs＝60m／s處出現(xiàn)“拐點(diǎn)”（見圖16（b））。當(dāng)vs＜60m／s時(shí)，臨界成屑切厚隨磨削速度增大而略微減小；當(dāng)vs＞60m／s時(shí)，臨界成屑切厚隨磨削速度增大而增大，vs＞100m／s時(shí)該現(xiàn)象更為明顯。他們將可能的原因歸于應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和熱軟化效應(yīng)對(duì)材料塑性的影響：盡管隨著磨削速度的提高，磨粒施加于工件材料的應(yīng)變率（見圖16（c））和接觸區(qū)域的溫度（見圖16（d））均不斷上升，然而速度較低時(shí)接觸區(qū)域的溫度不足以對(duì)材料塑性產(chǎn)生顯著變化，即此時(shí)二者當(dāng)中應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)占主導(dǎo)地位，材料塑性逐漸降低，從而更易于被去除；當(dāng)溫度上升到一定程度，則熱軟化效應(yīng)占主導(dǎo)地位，材料塑性逐漸上升，更難被去除。相對(duì)于切削作用，磨粒耕犁單位體積工件材料所消耗的能量大幅提高。此外，耕犁階段在材料成屑過(guò)程中的占比越大，加工表面塑性變形越嚴(yán)重，表面粗糙度等也越差。因此，上述研究結(jié)果亦表明，抑制磨削溫升對(duì)于充分發(fā)揮高速磨削的優(yōu)勢(shì)與潛力具有重要意義。

根據(jù)文獻(xiàn)記載，γ-TiAl室溫塑性和斷裂韌性低的性能特點(diǎn)可引起磨削表面裂紋和局部材料剝離現(xiàn)象［10，108］。然而，目前尚無(wú)針對(duì)該材料磨削加工材料去除機(jī)理的專門研究。Sim等［88］采用掃描電子顯微鏡（SEM）在較高的放大倍數(shù)下觀察Ti2AlNb磨削表面時(shí)發(fā)現(xiàn)，在磨削過(guò)程中，材料內(nèi)部具有一定硬脆特性的α2相部分以脆性方式去除，因此在磨削表面留下若干微細(xì)裂紋和微小孔洞（見圖17）。

Liu等［94］采用有限元仿真的方法研究了高速磨削（vs＝140m／s）PTMCs的材料去除機(jī)理。他們發(fā)現(xiàn)，磨削過(guò)程中材料去除可分為4個(gè)階段：鈦合金基體材料的塑性去除、裂紋在增強(qiáng)顆粒中的產(chǎn)生、裂紋擴(kuò)展、顆粒材料脆性脫落（見圖18）。此外，單顆磨粒切厚agmax對(duì)增強(qiáng)顆粒的破碎程度存在重要影響：agmax＝0.3μm時(shí)，僅小部分增強(qiáng)顆粒材料脫落；當(dāng)agmax增大到0.9μm時(shí)，約顆粒體積一半的材料產(chǎn)生脆性脫落（見圖19）。在80～140m／s的區(qū)間內(nèi)，磨削速度對(duì)材料去除行為并無(wú)顯著影響。

圖16 考慮實(shí)際切削深度變化的TC4鈦合金單顆磨粒切削有限元仿真（agmax＝0.7μm）［61］Fig.16 Finite simulation on single grit cutting of TC4titanium alloy considering actual cutting-depth variation（agmax＝0.7μm）［61］

Fig.17 Material removal behavior during grinding of Ti2AlNb［88］

圖18 高速磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V材料去除過(guò)程（agmax＝0.3μm）［94］Fig.18 Material removal process of high speed grinding（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4Vwith undeformed chip thickness of 0.3μm［94］

圖19 單顆磨粒切厚對(duì)高速磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V增強(qiáng)相破碎狀況的影響［94］Fig.19 Undeformed chip thickness effects on reinforcement fracture in high speed grinding of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V［94］

5 鈦材料磨削表面完整性的研究現(xiàn)狀

表面完整性的概念由 Field和 Kahles［109－110］在1964年提出，當(dāng)時(shí)其含義僅為“無(wú)損或強(qiáng)化的表面狀態(tài)”。目前，它已發(fā)展成包括加工表面紋理和表層狀態(tài)在內(nèi)的、需采用多指標(biāo)進(jìn)行評(píng)判的綜合性概念（見圖20［111］）。一般認(rèn)為，金屬材料切／磨削加工表面完整性包含表面粗糙度、表面缺陷、顯微硬度、金相組織和殘余應(yīng)力等要素。它對(duì)零件使用性能存在重要影響（見表3）［111－112］，是磨削加工研究的重要內(nèi)容。

圖20 表面完整性概念的演變［111］Fig.20 Evolution of the meaning of surface integrity［111］

5.1 表面粗糙度

在表面完整性眾要素中，以表面粗糙度最為重要，研究也最為廣泛。磨削條件主要通過(guò)3條途徑影響表面粗糙度：① 單顆磨粒切厚［51，58－59］，單顆磨粒切厚越大，磨粒切削材料后殘留的磨痕以及兩側(cè)的材料堆砌越明顯，表面粗糙度值越大；② 磨削力［101］，磨削力越大，工件材料變形越嚴(yán)重，表面越粗糙；③ 磨削溫度［15，101］，磨削溫度升高時(shí)，材料塑性提高，變形更嚴(yán)重。因此，所有影響上述3個(gè)方面的因素均對(duì)表面粗糙度存在一定影響，如磨削用量、冷卻潤(rùn)滑條件、砂輪特性（磨粒粒徑和氣孔率等）和磨損等。需要注意的是，某些因素可能通過(guò)不止一條途徑對(duì)表面粗糙度產(chǎn)生影響，在分析表面粗糙度變化時(shí)應(yīng)全面考慮。此外，同一因素對(duì)不同材料的磨削力和磨削溫度影響規(guī)律亦存在差異，因此對(duì)表面粗糙度的影響也不盡相同。

Yin等［56］在采用陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪和樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪高效深切磨削TC4合金的研究中發(fā)現(xiàn)，前者對(duì)表面粗糙度的影響更為顯著（見圖21（a））。采用陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪在ap＝0.1mm和vw＝2m／min的用量條件下磨削TC4合金時(shí)，若磨削速度vs從60m／s提高到150m／s，表面粗糙度從1.6μm下降至0.6μm。然而，曾治［45］在采用陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪高速磨削TC4合金時(shí)發(fā)現(xiàn)，vs從90m／s經(jīng)120m／s提高到150m／s時(shí)，表面粗糙度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。原因可能在于不同運(yùn)行速度條件下機(jī)床振動(dòng)特征存在差異。

一般而言，在保證砂輪表面磨粒數(shù)時(shí)，適當(dāng)提高砂輪氣孔率有利于切削液進(jìn)入磨削區(qū)，降低表面粗糙度值（見圖21（b））［75］；采用細(xì)粒度的砂輪可提高參加切削的磨粒數(shù)量，獲得光滑的磨削表面；周期性地修整砂輪可以降低磨削熱，但由于磨粒切削過(guò)程中滑擦階段較短，耕犁和成屑階段占比較高，因此磨削初期工件表面輪廓峰谷值較高，表面粗糙度值較大（見圖21（c））［51］。

表3 表面完整性各要素對(duì)零件使用性能的影響［111－112］Table 3 Effects of various aspects of surface integrity on serving performance of a machined component［111－112］

圖21 鈦合金磨削表面粗糙度Fig.21 Ground surface roughness of titanium alloys

采用新修整的SiC砂輪在普通磨削條件下加工 TC4合金和 Ti-48Al-2Mn-2Nb的表面粗糙度均約為1.5μm。然而，隨著磨削過(guò)程進(jìn)行，前者的表面粗糙度值上升至2μm，后者則下降為0.6μm［14］。同樣采用SiC砂輪在普通磨削條件下加工 Ti-45Al-2Mn-2Nb＋0.8%TiB2，表面粗糙度多集中于1～2μm（見圖22（a））［82］，優(yōu)于緩進(jìn)深切磨削 Ti-45Al-8Nb-0.2C的表面粗糙度（平均為2.3μm，見圖22（b））［84］。值得一提的是，采用細(xì)粒度電鍍金剛石砂輪以小切深磨削Ti-45Al-2Mn-2Nb＋0.8%TiB2可獲得較為光滑的磨削表面（見圖22（c））［10］。

Xi等［87］對(duì)比了普通磨削條件下加工Ti2AlNb和TC4的表面粗糙度，在vs＝20m／s，vw＝3～12m／min，ap＝0.005～0.02mm的磨削用量范圍內(nèi)，二者的磨削表面粗糙度均為0.3～0.6μm（評(píng)定長(zhǎng)度0.65mm）。Sim 等［88］通過(guò)采用超硬磨料磨削獲得了更加光滑的磨削表面（見圖23）。對(duì)TMCs而言，由于磨削表面存在增強(qiáng)顆粒破碎殘留的孔洞，相同磨削條件下其磨削表面粗糙度值略高于鈦合金（見圖24）［4，90，98］。

Fig.22 Ground surface roughness of γ-TiAl intermetallics

Fig.23 Ground surface roughness of Ti2AlNb using superabrasive wheels（vs＝30m／s，vw＝10m／min）［88］

圖24 不同砂輪磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V的表面粗糙度Fig.24 Ground surface roughness of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4Vwith the different abrasive wheels

5.2 表面形貌

除磨痕外，文獻(xiàn)記載的金屬材料切／磨削加工表面形貌細(xì)節(jié)主要包括材料涂覆、材料黏附、表面裂紋、表面孔洞、材料剝離、切屑黏附、和表面撕裂等［1，5］。磨削表面形貌受單顆磨粒切厚和磨削溫度影響顯著。單顆磨粒切厚較大時(shí)工件材料在磨粒兩側(cè)的堆積明顯，該部分材料在后續(xù)磨粒的切削作用下易涂覆在已加工表面。磨削高溫可提高材料塑性，這一方面可加重材料涂覆，另一方面可使砂輪表面材料黏附增多，導(dǎo)致更多材料從砂輪表面脫落并黏附于砂輪表面。此外，磨削高溫是引發(fā)磨削表面裂紋的最主要因素。因此，磨削用量、砂輪種類和冷卻／潤(rùn)滑條件均可影響鈦材料磨削表面形貌。

在普通磨削范疇內(nèi)加工鈦合金即可產(chǎn)生一定程度的材料涂覆和黏附（見圖25（a）［15］和25（b）［76］）；若砂輪選擇不當(dāng)（如氣孔率太低），甚至?xí)a(chǎn)生表面裂紋（見圖25（c））［76］。提高磨削速度可通過(guò)降低單顆磨粒切厚減輕材料涂覆程度（見圖25（d）和25（e））［60］。然而，若同時(shí)提高磨削速度和切深以至高效深切磨削范疇，則極易產(chǎn)生表面裂紋［71－72］。一般而言，采用普通磨料砂輪磨削鈦合金時(shí)因砂輪黏附現(xiàn)象而磨削表面材料黏附較嚴(yán)重。采用CBN砂輪磨削鈦合金則可有效降低磨削表面材料黏附數(shù)量，同時(shí)其優(yōu)異的導(dǎo)熱性可提高不產(chǎn)生表面裂紋的材料去除率。相對(duì)于濕磨和微量潤(rùn) 滑 （Minimum Quantity Lubrication，MQL）而言，干磨鈦合金時(shí)磨削溫度較高，因此磨削表面材料涂覆和黏附現(xiàn)象均較為嚴(yán)重［30］。

γ-TiAl材料塑性低，因此磨削表面的材料涂覆和黏附程度低于鈦合金（見圖26（a）［10］和26（b））［85］。然而，這一材料特點(diǎn)連同較低的斷裂韌性使其緩進(jìn)深切磨削表面易出現(xiàn)材料剝離和裂紋，即便是未發(fā)生磨削燒傷（見圖26（c）［10］和圖26（d）［85］）。Hood［85］認(rèn)為磨削高溫引起的殘余拉應(yīng)力可能是裂紋產(chǎn)生的主要原因。定期修整砂輪保持其鋒利程度以及選用適配切削液可以抑制裂紋產(chǎn)生。磨削表面裂紋已成為制約γ-TiAl磨削加工材料去除效率提升的重要因素。然而，目前欠缺關(guān)于裂紋形成機(jī)制的深入研究。

Fig.25 Ground surface morphology of titanium alloys

Fig.26 Main ground surface defects of γ-TiAl intermetallics

Ti2AlNb和TMCs磨削過(guò)程的材料去除機(jī)理相似程度高，因此微觀意義上二者磨削表面形貌細(xì)節(jié)組成也較為相近，均為微孔洞和工件材料的涂覆與黏附（見圖 27 和圖 28）［87－90，98］。其中，微孔洞的尺寸由材料內(nèi)部硬脆相的大小決定。若磨削條件選擇不當(dāng)，Ti2AlNb的基體相（B2相）和TMCs的鈦合金基體也易在磨削力、熱載荷的作用下產(chǎn)生開裂，在磨削表面形成微細(xì)裂紋。值得一提的是，Ti2AlNb的室溫塑性與TC4基本處于同一水平，因此理論上磨削表面不會(huì)產(chǎn)生非燒傷裂紋。目前尚未發(fā)現(xiàn)此方面的針對(duì)性報(bào)道。

5.3 顯微硬度

磨削過(guò)程中，工件表層材料在磨削力和磨削熱等載荷的共同作用下將產(chǎn)生一定程度的硬度變化。具體而言，磨削熱和切削液形成的熱冷循環(huán)對(duì)工件表層材料的淬火效應(yīng)以及磨粒的滑擦、耕犁、切削作用導(dǎo)致的塑性變形可提高材料硬度（加工硬化），其中前者被認(rèn)為是其中的主要因素［12，113］；若磨削熱引發(fā)的溫度高于工件材料的再結(jié)晶溫度，已變形的工件材料內(nèi)部發(fā)生重新形核和晶核長(zhǎng)大，使材料顯微硬度低于原始顯微硬度（熱軟化）［114］。

加工硬化是鈦材料磨削顯微硬度變化的主要形式（見圖29～圖32，圖30（b）中d和f表示切深和工件進(jìn)給速度），具體表現(xiàn)為：磨削表面處顯微硬度值最大，沿深度方向向工件內(nèi)部逐漸降低，直至材料原始顯微硬度。此外，γ-TiAl塑性差的材料特點(diǎn)以及TMCs中所含的增強(qiáng)相并未對(duì)上述顯微硬度變化趨勢(shì)產(chǎn)生顯著影響。加工硬化程度可通過(guò)表層最大顯微硬度和硬化層厚度進(jìn)行表征?？偟膩?lái)講，鈦材料磨削件硬化層厚度小于100μm，且隨材料去除率增大而加厚［59，69］。然而，材料最大顯微硬度值隨磨削條件變化而差異顯著。例如，選用陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪高速磨削TC4合金時(shí)工件表層最大顯微硬度值比原始顯微硬度高約23%，選用釬焊CBN砂輪時(shí)該值僅為10%（見圖29（a）［59］）；采用樹脂結(jié)合劑 CBN砂輪高效深切磨削（vs＝150m／s，vw＝2m／min，ap＝0.4mm）該材料時(shí)工件表層最大顯微硬度值比材料原始顯微硬度高兩倍以上（見圖29（b）［72］）。需要注意的是，在檢測(cè)TMCs顯微硬度時(shí)，應(yīng)避免金剛石壓頭與硬質(zhì)增強(qiáng)顆粒接觸。

熱軟化現(xiàn)象僅發(fā)生于磨削條件選擇不當(dāng)引發(fā)的高溫條件下，如材料去除率過(guò)高［88，98］、砂輪氣孔率低［77］、干磨削［52］等。需要注意的是，如圖29（c）和圖32（b）所示，熱軟化一般發(fā)生于磨削表面一定深度下［52］。

Fig.27 Ground surface defects of Ti2AlNb

圖28 （TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V磨削表面缺陷Fig.28 Ground surface defects of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V

Fig.29 Grinding induced subsurface microhardness of TC4

圖30 γ-TiAl磨削件表層材料顯微硬度Fig.30 Grinding induced subsurface microhardness ofγ-TiAl

5.4 金相組織

類似于顯微硬度，磨削過(guò)程中，工件表層材料的金相組織在磨削力、磨削熱等載荷的綜合作用下也往往產(chǎn)生一定程度的變化，其中以塑性變形和白層最為常見。前者是加工硬化的重要來(lái)源，后者則因其硬脆特性易成為疲勞裂紋的發(fā)源地［5，113］。因此，抑制／減小金相組織的上述變化是鈦材料磨削表面完整性研究的重要內(nèi)容。

圖31 超硬磨料砂輪磨削Ti2AlNb時(shí)不同ap條件下的工件表層顯微硬度變化（vs＝30m／s，vw＝10m／min）［88］Fig.31 Variation of subsurface microhardness for Ti2AlNb ground by superabrasive wheels under different ap shown at the upper-right corner of the image（vs＝30m／s，vw＝10m／min）［88］

塑性變形是磨削鈦材料最常見的金相組織變化（見圖33～圖36），具體表現(xiàn)為晶粒在磨削載荷作用下的細(xì)化、拉長(zhǎng)。越靠近磨削表面，變形越嚴(yán)重。磨削用量、砂輪特性和工件材料性能均可影響塑性變形程度。胥軍等［41］對(duì)比了普通磨削與高速磨削TC4-DT鈦合金的金相組織變化特征，發(fā)現(xiàn)普通磨削條件下工件表層塑性變形層厚度小于5μm（見圖33（b））。高速磨削條件下，塑性變形層厚度高達(dá)20μm，且部分材料因塑性變形程度嚴(yán)重而晶界模糊（見圖33（c）），雖然此時(shí)工件進(jìn)給速度僅為普通磨削的1／8。這一結(jié)果說(shuō)明應(yīng)變率可能是影響塑性變形程度的重要因素。曹克［77］在采用剛玉砂輪磨削TC17的研究中發(fā)現(xiàn)，相同磨削用量條件下（vs＝27m／s，vw＝12m／min，ap＝0.01mm），選用微晶剛玉砂輪進(jìn)行磨削由于砂輪自銳性好而塑性變形程度較輕（見圖33（d））。相比鈦合金，γ-TiAl抵抗磨削塑性變形的能力較強(qiáng)。緩進(jìn)深切磨削 Ti-45Al-8Nb-0.2C的 研究表明，在材料去除率高達(dá)12.5mm3／（mm·s）時(shí)工件表層金相組織并無(wú)明顯變化（見圖34（a））；材料去除率提高到25mm3／（mm·s）時(shí)出現(xiàn)晶粒變形，變 形 層 厚 度 約 為 20 μm （見 圖 34（b））［84］。Ti2AlNb磨削表層材料塑性變形程度較輕，需采用高放大倍數(shù)進(jìn)行觀察（見圖35）［87－88］。TMCs材料內(nèi)部存在增強(qiáng)相，相比鈦合金延伸率有所降低，但在磨削速度或材料去除率較高時(shí)仍可產(chǎn)生明顯塑性變形（見圖36）［4，98］。

圖32 （TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V磨削件表層顯微硬度變化Fig.32 Grinding induced subsurface microhardness of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V

白層是磨削鈦材料可能遇到的另一種金相組織變化，厚度約為1～2μm（見圖33和圖35）。目前關(guān)于白層的形成機(jī)制有兩種觀點(diǎn)［5，113］：① 白層是由材料嚴(yán)重塑性變形引發(fā)的晶粒細(xì)化所致；②磨削高溫和工件材料有限的傳熱能力是白層形成的主要原因。此外，材料晶粒尺寸越小，越易產(chǎn)生白層。Xi等［87］的研究表明，在vs＝20m／s，vw＝3m／min，ap＝0.01mm 的磨削用量條件下磨削Ti2AlNb即可在工件表層形成非連續(xù)的白層（見圖35（a））。通過(guò)定期修整砂輪等手段可以降低磨削力熱水平，從而抑制白層的形成。

除塑性變形和白層外，若磨削溫度超過(guò)材料相變溫度，工件表層材料也可能產(chǎn)生相變。例如，采用金剛石砂輪在vs＝30m／s，vw＝10m／min，ap＝0.03mm的條件下磨削Ti2AlNb，磨削溫度高于1 020℃，在工件表層約1μm的厚度范圍內(nèi)產(chǎn)生了 O→α2→B2的相變過(guò)程（見圖35（d））［88］。

圖33 TC4鈦合金磨削表層材料金相組織Fig.33 Grinding-induced surface material metallurgical structure of TC4alloys

圖34 Ti-45Al-8Nb-0.2C磨削表層材料金相組織［84］Fig.34 Grinding-induced surface material metallurgical structure of Ti-45Al-8Nb-0.2C［84］

圖35 Ti2AlNb磨削表層材料金相組織Fig.35 Grinding-induced surface material metallurgical structure of Ti2AlNb

Fig.36 Grinding-induced surface material metallurgical structure of（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V

由于制樣簡(jiǎn)單、可靠度高等優(yōu)點(diǎn)，采用光學(xué)顯微鏡或SEM進(jìn)行觀察仍是目前金相組織檢測(cè)最常用的手段。隨著各項(xiàng)檢測(cè)技術(shù)的發(fā)展，X射線衍射（XRD）、電子背散射衍射（EBSD）、透射電子顯微鏡（TEM）等先進(jìn)檢測(cè)技術(shù)與設(shè)備也已逐漸應(yīng)用于金相組織分析［113］。

5.5 殘余應(yīng)力

殘余應(yīng)力是指消除外力或不均勻的溫度場(chǎng)等作用后仍留在物體內(nèi)部的自平衡的應(yīng)力。磨削殘余應(yīng)力的產(chǎn)生原因主要有以下3個(gè)方面［115］：① 熱載荷（磨削熱）導(dǎo)致的局部材料膨脹或收縮；② 力載荷（磨粒的耕犁和切削作用）引起的材料非均勻變形；③ 工件局部發(fā)生相變引起的材料比容積變化。其中力、熱載荷誘發(fā)的殘余應(yīng)力最為常見，前者往往導(dǎo)致產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，后者易引發(fā)殘余拉應(yīng)力。殘余應(yīng)力的影響因素主要包括砂輪特性、磨削用量、冷卻狀況、修整條件和工件材料性能［5，49，113，115］。

康仁科和任敬心［49］分析了SiC砂輪磨削TC4合金的殘余應(yīng)力分布特征，發(fā)現(xiàn)在不同磨削用量條件下工件表層材料殘余應(yīng)力分布具有相似規(guī)律：磨削表面存在較大殘余拉應(yīng)力，隨著檢測(cè)深度增加，殘余拉應(yīng)力值以較大梯度減?。怀^(guò)一定檢測(cè)深度時(shí)殘余拉應(yīng)力值開始回升，隨后又逐漸減小，并在距表面20～50μm的范圍內(nèi)形成一個(gè)應(yīng)力高峰（見圖37）。他們還發(fā)現(xiàn)，磨削表面與亞表面的殘余應(yīng)力水平均與磨削溫度存在明顯正相關(guān)，且磨削溫度對(duì)磨削表面殘余應(yīng)力的影響程度高于亞表面（見圖38（a）和38（b））。此外，選用改性切削液以及采用超硬磨料進(jìn)行磨削均可顯著改善工件表層材料殘余應(yīng)力狀態(tài)（見圖38（c）和38（d），fa表示軸向進(jìn)給量）。Li等［98］研究了SG砂輪磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V 的工件表層殘余應(yīng)力狀態(tài)。結(jié)果表明，由于SG砂輪自銳性良好，磨削溫度處于較低水平，工件表層主要為殘余壓應(yīng)力，且切深對(duì)殘余應(yīng)力的影響程度高于磨削速度和工件進(jìn)給速度（見圖39）。

殘余應(yīng)力對(duì)磨削件的疲勞強(qiáng)度存在顯著影響。一般而言，適當(dāng)?shù)臍堄鄩簯?yīng)力可大幅提高材料的疲勞強(qiáng)度，殘余拉應(yīng)力則恰恰相反。因此，深刻理解磨削條件對(duì)殘余應(yīng)力分布的影響機(jī)制對(duì)提升磨削件特別是服役于復(fù)雜應(yīng)力環(huán)境的零件（如航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片榫頭）的抗疲勞性能具有重要意義。然而，殘余應(yīng)力難以進(jìn)行精確測(cè)量和建模表征［5，113］。這也是現(xiàn)存文獻(xiàn)中殘余應(yīng)力研究結(jié)果多樣性的主要原因。目前殘余應(yīng)力的測(cè)量方法主要有兩種：物理測(cè)量法（X射線法、磁性法、光學(xué)法和超聲法）和機(jī)械測(cè)量法（通過(guò)測(cè)量應(yīng)變和撓度等間接測(cè)量殘余應(yīng)力），其中X射線法因原理成熟和可靠性高等優(yōu)點(diǎn)在科研和生產(chǎn)中應(yīng)用最廣泛。

Fig.37 Grinding-induced residual stress of TC4alloy［49］

目前采用盲孔法測(cè)量γ-TiAl磨削殘余應(yīng)力可靠性低，采用傳統(tǒng)X射線法則存在譜線變寬的問(wèn)題［85］。曼徹斯特大學(xué)已開發(fā)出針對(duì)殘余應(yīng)力測(cè)量過(guò)程譜線變寬問(wèn)題的X射線衍射裝置可用于此項(xiàng)研究。此外，現(xiàn)階段缺乏關(guān)于Ti2AlNb磨削殘余應(yīng)力的研究。

近年來(lái)，得益于有限元理論與算法的發(fā)展以及計(jì)算速度的提高，有限元分析（Finite Element Analysis，F(xiàn)EA）已被引入磨削加工殘余應(yīng)力研究［50，116-117］。采用該方法可以直觀看到磨粒切削行為和磨削溫度對(duì)殘余應(yīng)力分布的影響（見圖40），大幅減少試驗(yàn)量，未來(lái)有望在磨削殘余應(yīng)力研究中獲得廣泛應(yīng)用。

6 鈦材料磨削技術(shù)新發(fā)展

現(xiàn)階段針對(duì)鈦材料磨削加工工藝特征的研究已取得了眾多成果。然而，該材料磨削過(guò)程中表現(xiàn)出來(lái)的嚴(yán)重砂輪黏附、高磨削力／磨削溫度、磨削燒傷、表面完整性差等問(wèn)題仍未得到徹底解決。針對(duì)這些難題，學(xué)術(shù)界和工程界開展了眾多富有創(chuàng)新性的研究工作。

6.1 磨削熱的產(chǎn)生與疏導(dǎo)控制技術(shù)

磨削溫度居高不下一直是引起鈦材料磨削加工質(zhì)量問(wèn)題的重要原因。當(dāng)前控制磨削溫度的措施包括減少磨削熱的產(chǎn)生以及加強(qiáng)磨削弧區(qū)熱量的疏導(dǎo)［118］。

Fig.38 Influencing factors for grinding-induced residual stress of TC4alloy［49］

減少磨削弧區(qū)熱產(chǎn)生主要通過(guò)對(duì)砂輪進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)。南京航空航天大學(xué)對(duì)CBN磨料釬焊技術(shù)與磨粒有序排布技術(shù)進(jìn)行了深入研究并獲得突破，成功研制出磨粒有序排布單層釬焊CBN砂輪（見圖41（a））［4，119－123］。該砂輪可提供充足的容屑空間，減少磨削（特別是高效磨削）過(guò)程中砂輪與工件之間的摩擦。Xu等［19］分析了開槽CBN砂輪（見圖41（b））斷續(xù)磨削TC4合金的磨削溫度，由于參與磨削的磨粒數(shù)減少且冷卻更為充分，磨削溫度相比普通磨削顯著降低，在大切深的磨削條件下該優(yōu)勢(shì)更為明顯。

加強(qiáng)磨削弧區(qū)熱量疏導(dǎo)主要通過(guò)改進(jìn)冷卻方式（如切削液加注方式）具體實(shí)施，已有研究涉及熱管砂輪技術(shù)［67，124－125］、低溫冷風(fēng)技術(shù)［126］、徑向水射流技術(shù)［127－128］、低溫氣動(dòng)噴霧射流沖擊冷卻技術(shù)［48］、微孔砂輪射流沖擊冷卻技術(shù)［129］等。例如，弧區(qū)徑向定向高壓水射流沖擊強(qiáng)化換熱技術(shù)基于開槽砂輪構(gòu)造，可增大磨削弧區(qū)內(nèi)切削液的流量和壓強(qiáng)，沖破弧區(qū)工件表面汽膜，突破膜沸騰的障礙，大幅提高臨界熱流密度；熱管砂輪（見圖41（c））技術(shù)基于內(nèi)冷卻的角度實(shí)現(xiàn)對(duì)磨削弧區(qū)的強(qiáng)化換熱，弧區(qū)熱量經(jīng)熱管迅速疏導(dǎo)，以達(dá)到少用／不用切削液或提高材料去除率的目的。

圖39 SG砂輪磨削（TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4V的殘余應(yīng)力［98］Fig.39 Grinding-induced residual stress of （TiCp＋TiBw）／Ti-6Al-4Vusing SG abrasive wheels［98］

圖40 磨粒切削過(guò)程對(duì)殘余應(yīng)力分布的影響［50］Fig.40 Distribution of residual stress due to grit cutting process［50］

6.2 鈦材料復(fù)合磨削技術(shù)

超聲振動(dòng)輔助磨削［130－133］、電解磨削［134－137］等復(fù)合磨削工藝因其獨(dú)特加工優(yōu)勢(shì)逐漸成為磨削加工鈦材料的新選擇。超聲振動(dòng)輔助磨削主要是依靠在磨削工具或者工件上施加一定頻率的振動(dòng)載荷，實(shí)現(xiàn)材料去除。該工藝盡管在20世紀(jì)50年代就已被提出，然而迄今為止主要應(yīng)用于硬脆材料的磨削加工，并在降低磨削力和亞表面損傷等方面獲得了顯著成效［138－142］。

Bhaduri等［83］嘗試運(yùn)用超聲振動(dòng)輔助磨削的工藝進(jìn)行γ-TiAl（Ti-45Al-2Mn-2Nb＋0.8vol.%TiB2）加工（見圖42），涉及的磨削用量為vs＝30、40m／s，vw＝150、600mm／min，ap＝1mm。他們發(fā)現(xiàn)，相比普通緩進(jìn)深切磨削，增加超聲輔助后磨削力降低35%，磨削比也相應(yīng)提升。此外，超聲輔助更易獲得無(wú)裂紋等缺陷的表面。然而，大切深的運(yùn)用不利于超聲振幅向切削區(qū)傳導(dǎo)，超聲輔助對(duì)磨削結(jié)果的提升作用不如普通磨削顯著，限制了這一工藝在鈦材料高效磨削中的應(yīng)用。

Fig.41 Abrasive wheels for controlling grinding heat

圖42 γ-TiAl超聲輔助磨削［83］Fig.42 Ultrasonic vibration assisted grinding of γ-TiAl intermetallics［83］

為進(jìn)一步提高鈦材料去除率和獲得好的磨削表面質(zhì)量，電解磨削作為一種復(fù)合加工工藝得到研究和開發(fā)。相比普通磨削，電解磨削的磨削力主要用來(lái)去除電解作用形成的疏松、質(zhì)軟的鈍化膜（見圖43），且工件表面基本上不產(chǎn)生因切削力所引起的殘余應(yīng)力和變形，以及磨削高溫所引起的熱應(yīng)力及飛邊毛刺、裂紋和燒傷［134－136］。單曉慧和孫元普［135－136］對(duì)鈦合金的電解磨削加工性展開了基礎(chǔ)試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：相同加工參數(shù)條件下（vw＝6mm／min，ap＝0.06mm），電解磨削（電壓14V，NaNO3溶液）獲得的表面粗糙度值約為普通磨削的50%，法向磨削力約為其1／3，且無(wú)表面殘余拉應(yīng)力。雖然電解磨削設(shè)備前期投入較大，但是電解磨削加工表面良好的表面完整性仍值得對(duì)該工藝進(jìn)行更深入的研究，并推廣到航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦材料的實(shí)際生產(chǎn)中。

圖43 電解磨削加工原理示意圖Fig.43 Illustration showing principle of electrochemical grinding

6.3 鈦材料綠色磨削技術(shù)

傳統(tǒng)的磨削加工采用供給大量切削液的澆注式方法降低弧區(qū)溫度。然而，澆注式磨削液與高速旋轉(zhuǎn)的砂輪激烈撞擊和高溫蒸發(fā)等過(guò)程中產(chǎn)生大量的油霧和PM 2.5，對(duì)生態(tài)環(huán)境和工人身體健康產(chǎn)生了極大威脅。而且，澆注式磨削液無(wú)法突破砂輪氣障層從而導(dǎo)致磨削液通過(guò)砂輪工件界面的有效流量率降低，巨額的切削液購(gòu)買和回收成本使?jié)沧⑹讲辉倬哂薪?jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)。

綠色磨削技術(shù)是一種基于綠色制造理念，從生態(tài)學(xué)和經(jīng)濟(jì)學(xué)角度充分考慮問(wèn)題的一種現(xiàn)代制造模式?，F(xiàn)階段實(shí)現(xiàn)綠色磨削采用的相關(guān)技術(shù)主要包括干磨削技術(shù)［143－147］、MQL 技術(shù)［148－153］、低溫氣體冷卻技術(shù)［126］、高壓射流冷卻技術(shù)［127］、內(nèi)冷卻［67，154］和固體潤(rùn)滑冷卻技術(shù)［40］。其中以干磨削技術(shù)和MQL技術(shù)應(yīng)用前景最為廣闊。

20世紀(jì)90年代興起的干磨削技術(shù)是在磨削過(guò)程中不使用任何切削液的新工藝，可以完全消除切削液帶來(lái)的負(fù)面影響。然而，由于缺乏切削液對(duì)磨削弧區(qū)的冷卻以及對(duì)砂輪表面的清潔，鈦材料干磨削用磨具一般采用經(jīng)特殊設(shè)計(jì)的砂輪（如頁(yè)輪、磨粒有序排布單層CBN砂輪等），以降低磨削溫度，避免工件材料大規(guī)模黏附于砂輪表面。Chen等［40］將一定質(zhì)量分?jǐn)?shù)的石墨和縮丁醛經(jīng)超聲振蕩混合均勻并涂敷于砂輪表面研制出石墨軟涂層自潤(rùn)滑單層釬焊CBN砂輪（見圖44（a））。采用該砂輪干磨TC4合金的磨削溫度比普通單層釬焊CBN砂輪低42%～47%，且磨粒頂端無(wú)明顯材料黏附（見圖44（b））。Huo等［52］在采用鋯剛玉和SiC頁(yè)輪干磨削TC4合金的研究中發(fā)現(xiàn)，在普通磨削（vs＝13～31m／s，ap＝0.01mm）條件下，合理控制工件進(jìn)給速度（vw＝2～6m／min）可以避免磨削燒傷。

圖44 干磨削用石墨軟涂層自潤(rùn)滑單層釬焊CBN砂輪［40］Fig.44 Monolayer brazed CBN wheels coated with graphite lubricant for dry grinding［40］

MQL技術(shù)是將極微量（30～100mL／h）的切削液與具有一定壓力的壓縮空氣混合并霧化，噴射至磨削區(qū)，從而對(duì)砂輪與磨屑和砂輪與工件的接觸界面進(jìn)行有效冷卻潤(rùn)滑。Guo等［30］針對(duì)MQL磨削TC4合金的加工性能進(jìn)行了驗(yàn)證性研究。結(jié)果表明：相比澆注式磨削，MQL磨削工況下磨削區(qū)的“有效流量率”較高，從而可以獲得更低的磨削表面粗糙度值。盡管如此，MQL技術(shù)仍無(wú)法充分滿足磨削換熱需求。針對(duì)這一問(wèn)題，研究人員提出了更為高效的納米粒子射流微量潤(rùn)滑技 術(shù) （Nanofluid Minimum Quantity Lubrication，NMQL），即在微量潤(rùn)滑液中添加一定比例的納米級(jí)粒子，將二者充分混合制備成納米流體，再通過(guò)壓縮氣體進(jìn)行霧化并輸送至磨削區(qū)［150－151］。

李長(zhǎng)河等學(xué)者對(duì)NMQL磨削技術(shù)進(jìn)行了深入系統(tǒng)的研究工作，取得了突出成果，包括探討了NMQL過(guò)程的減摩抗磨和對(duì)流換熱的機(jī)理（見圖45）［152］，分析了納米流體理化特性（分子結(jié)構(gòu)、黏度、表面張力等）的影響因素（納米粒子特性、納米流體質(zhì)量分?jǐn)?shù)等）與作用機(jī)制［155］，建立了冷卻潤(rùn)滑性能評(píng)價(jià)體系［156］和磨削力預(yù)測(cè)模型［157］。Toil為微量潤(rùn)滑油溫度，Twp為工件溫度。在此基礎(chǔ)上，他們提出了面向難加工材料磨削加工的CNTs／MoS2混合納米粒子 NMQL［150］、混合植物油基NMQL等冷卻潤(rùn)滑方法［158］，并驗(yàn)證了上述方法相對(duì)于普通MQL磨削技術(shù)的優(yōu)勢(shì)。然而，在采用NMQL技術(shù)磨削TC4鈦合金時(shí)仍然存在換熱能力不足導(dǎo)致的磨屑熔附現(xiàn)象。因此，他們?cè)贜MQL的基礎(chǔ)上進(jìn)一步開發(fā)了低溫氣體霧化納米流體微量潤(rùn)滑（Cryogenic air atomizing Nanofluids Minimum Quantity Lubrication，CNMQL）技術(shù)［159－160］，利用高速低溫氣體代替常溫氣體將納米流體進(jìn)行霧化，高速低溫氣體主要起到降溫及清除磨屑的作用，納米流體主要起到優(yōu)良的潤(rùn)滑作用。試驗(yàn)結(jié)果表明，該方法整合了低溫冷風(fēng)良好的強(qiáng)迫換熱效果和納米流體優(yōu)異的減摩抗磨潤(rùn)滑效果，可同時(shí)降低磨削力和磨削溫度，效果顯著。

圖45 NMQL磨削技術(shù)典型加工裝置與磨削過(guò)程減摩抗磨和對(duì)流換熱機(jī)理［152］Fig.45 Typical machining device for NMQL grinding as well as friction reduction，wear resistance，and convective heat transfer mechanisms in the grinding process［152］

7 總結(jié)與展望

本文從磨削力、砂輪磨損和表面完整性等方面闡述了航空發(fā)動(dòng)機(jī)常用鈦材料（包括鈦合金、鈦鋁金屬間化合物和TMCs）的磨削技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀，分析了解決其中關(guān)鍵問(wèn)題的新工具、工藝和方法?，F(xiàn)總結(jié)如下，并對(duì)未來(lái)研究方向進(jìn)行展望：

1）基于現(xiàn)階段鈦合金磨削技術(shù)的研究成果已可以對(duì)其磨削加工特征產(chǎn)生相對(duì)全面和系統(tǒng)的認(rèn)識(shí)。下一步可通過(guò)以下途徑提高鈦合金磨削加工質(zhì)量，降低加工成本：①深化鈦合金磨削新工具、新工藝和新方法的研究，積極推進(jìn)工程化應(yīng)用；② 針對(duì)特定關(guān)鍵零部件的材料屬性和幾何特征等提出磨床—工件—工具—工藝之間的匹配技術(shù)，建立磨削加工數(shù)據(jù)庫(kù)。

2）γ-TiAl塑性與斷裂韌性低的材料特性對(duì)其磨削表面質(zhì)量存在顯著影響。未來(lái)有必要采用磨削試驗(yàn)、單顆磨粒刻劃試驗(yàn)和有限元仿真等方法進(jìn)一步探索材料去除機(jī)理，明確磨削用量等條件對(duì)材料去除行為的影響規(guī)律，在此基礎(chǔ)上提出磨削表面缺陷抑制策略。目前關(guān)于Ti2AlNb磨削加工研究?jī)H涉及普通磨削范疇，缺乏對(duì)其高效磨削加工特征的認(rèn)識(shí)。

3）現(xiàn)有TMCs磨削加工研究已基本表明完全避免增強(qiáng)相破碎現(xiàn)象存在難度。此外，該現(xiàn)象造成的孔洞對(duì)零件疲勞性能的影響尚不明確。因此，未來(lái)可在明確上述影響規(guī)律的基礎(chǔ)上探索合理的孔洞缺陷閾值，以指導(dǎo)TMCs磨削加工工藝制定。

4）近年來(lái)蓬勃發(fā)展的磨削熱產(chǎn)生與疏導(dǎo)控制技術(shù)、復(fù)合磨削技術(shù)、綠色磨削技術(shù)的工藝機(jī)理尚未研究透徹，配套設(shè)備與工具研制技術(shù)亦未完全成熟，各種新技術(shù)在鈦材料磨削加工中的實(shí)際效果也缺乏系統(tǒng)評(píng)估。只有投入精力全面解決上述3個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題，才能促進(jìn)各種新技術(shù)在鈦材料磨削加工中獲得應(yīng)用。