為了保證精密零部件在特殊條件下的正常使用，航空航天、國防科技和生物醫(yī)療等重要領(lǐng)域?qū)τ诓牧闲阅芴岢隽藰O為苛刻的要求。鈦合金材料同時兼?zhèn)淞松鲜鲱I(lǐng)域所需的材料性能，具有較強的抗腐蝕能力、較高的比強度、較好的材料韌性以及較強的生物兼容性，繼而成為了應(yīng)用于這些重點領(lǐng)域的重要材料［13］。尤其是在航空航天領(lǐng)域中，鈦合金材料被廣泛應(yīng)用于各種結(jié)構(gòu)件、發(fā)動機零部件、燃氣渦輪葉片等重要部件中。隨著航空航天的發(fā)展，各部件肩負的功能日益增多，且結(jié)構(gòu)趨向復(fù)雜化，傳統(tǒng)的材料成型工藝難以快速構(gòu)造出復(fù)雜的結(jié)構(gòu)特征，無法滿足航空航天領(lǐng)域?qū)τ趶?fù)雜產(chǎn)品快速制備的需求［4］。隨著金屬增材制造技術(shù)趨向成熟，其憑借快速性、低成本、生產(chǎn)周期短和適用性強等優(yōu)勢［57］，為生產(chǎn)加工復(fù)雜零部件提供了新的思路和解決方法。增材制造鈦合金與鍛造鈦合金存在一定的材料性能差異［8］，比如硬度、塑性等，這種差別對后處理加工會產(chǎn)生一定的影響，對于推動增材制造鈦合金的應(yīng)用同樣也提出了一定的挑戰(zhàn)。為解決這一問題，許多學(xué)者針對增材制造鈦合金展開了研究。
Khorasani等［9］使用球頭銑刀對激光選區(qū)熔化（Selectivelasermelting，SLM）技術(shù)制造的Ti6Al4V假肢髖臼殼的內(nèi)表面進行銑削加工，通過仿真和試驗分析了銑刀和工件變形的問題。Campos等［10］采用無涂層的硬質(zhì)合金方頭銑刀對SLM技術(shù)制備的Ti6Al4V進行微細銑削，并與普通鈦合金樣品進行了比較，發(fā)現(xiàn)SLM試驗樣品具有更高的強度、硬度，且加工過后其產(chǎn)生的毛刺更少。戰(zhàn)祥鑫等［11］使用YG類硬質(zhì)合金銑刀對增材制造鈦合金進行銑削試驗，從材料性能、加工流程、加工設(shè)備、加工刀具、加工路徑規(guī)劃和切削參數(shù)等方面進行研究，獲得了較好的產(chǎn)品表面質(zhì)量和較優(yōu)的切削參數(shù)。AlRubaie等［12］利用涂有物理氣相沉積(Physicalvapordeposition,PVD)TiAlN涂層的硬質(zhì)合金刀具進行銑削試驗，將常規(guī)鈦合金、SLM鈦合金以及SLM去應(yīng)力鈦合金三者進行對比，試驗結(jié)果表明SLM工藝引起的材料微觀組織變化以及硬度和殘余應(yīng)力的增加并沒有導(dǎo)致材料發(fā)生足夠大的加工行為差異，加工常規(guī)鈦合金的切削參數(shù)同樣適用于SLM制備的鈦合金。雖然金屬增材制造技術(shù)能夠解決復(fù)雜、精密的鈦合金零部件的制備問題，但是現(xiàn)有金屬增材制造技術(shù)制備出的零部件通常無法直接滿足精密產(chǎn)品的應(yīng)用要求，往往需要通過后處理加工使其達到所要求的加工尺寸、精度等［13］。微銑削工藝具有材料適用性廣、加工精度高、生產(chǎn)成本低且生產(chǎn)周期短等多種優(yōu)勢，能夠在三維立體表面進行復(fù)雜特征的加工，該技術(shù)已經(jīng)成為微切削加工中的重點研究對象［1415］。并且，在對鍛造鈦合金進行精細結(jié)構(gòu)加工時，同樣需要微銑削工藝的參與，因此研究不同制造工藝的鈦合金材料的微銑削加工性能對于推動鈦合金材料的進一步應(yīng)用具有重要意義。鈦合金材料的導(dǎo)熱率差、切削溫度高且容易使硬質(zhì)合金刀具發(fā)生粘結(jié)磨損，是典型的難加工材料［1618］。現(xiàn)有的研究發(fā)現(xiàn)，傳統(tǒng)的硬質(zhì)合金刀具在加工鈦合金時存在加工精度較差、刀具壽命過短以及刀具磨損大等問題［1921］。選用超硬材料刀具對鈦合金進行加工是獲取高精度、高質(zhì)量的加工表面的重要手段［22］。聚晶金剛石（Polycrystallinediamond，PCD）刀具依靠耐磨性好、刀具散熱好等優(yōu)勢，成為難加工材料獲取高質(zhì)量加工表面的關(guān)鍵工具［23］。Hao等［24］通過微銑削試驗，從表面粗糙度、銑削力和刀具磨損等方面驗證了PCD超硬材料微細銑刀的加工性能優(yōu)于傳統(tǒng)硬質(zhì)合金微細銑刀。馮素玲等［25］通過高速銑削鈦合金試驗，發(fā)現(xiàn)了PCD刀具壽命比硬質(zhì)合金刀具增加了4倍左右，并且能夠獲得更小的表面粗糙度。Wu等［26］對純鎢進行微銑削試驗，提出PCD刀具可以在更寬的范圍中選擇加工參數(shù)進行加工，且PCD刀具的加工質(zhì)量和刀具壽命均要優(yōu)于商用碳化鎢螺旋銑刀。上述的研究都表明，PCD刀具比硬質(zhì)合金刀具更適用于難加工材料的加工。雖然目前已有學(xué)者將增材制造鈦合金與鍛造鈦合金進行對比研究，但多是選用傳統(tǒng)硬質(zhì)合金作為對比試驗的加工刀具。采用超硬材料刀具對增材制造鈦合金及鍛造鈦合金進行加工性能對比的研究還相對較少。本文選用PCD微銑刀開展了微銑削試驗，從銑削力、頂端毛刺和表面粗糙度等方面入手，對比了鍛造鈦合金、SLM鈦合金以及SLM熱處理鈦合金的微銑削加工性能。根據(jù)本研究的試驗結(jié)果能夠有針對性地對不同制造工藝的鈦合金材料進行加工參數(shù)的優(yōu)化，以便獲得更好的加工質(zhì)量。
1、試驗設(shè)置
本文選用直徑為1mm的單刃PCD微銑刀作為開展微銑削試驗的刀具，刀刃長度為5.5mm，刀具前角為0°，后角為7°，底刃傾角λ為3°，如圖1所示。
試驗前使用基恩士超景深顯微鏡VHX1000檢測確認刀具刃口保持完好，并測得刀尖圓弧半徑rε為6.9μm，刃口圓弧半徑rβ為7.1μm。本文選用的3種試驗材料包括：鍛造的標準鈦合金材料、激光選區(qū)熔化技術(shù)制備的未經(jīng)過熱處理和經(jīng)過熱處理的鈦合金材料，本文在后續(xù)將3種不同制造工藝的鈦合金材料分別簡寫為：鍛造、SLM以及SLM熱處理。3種不同制造工藝的鈦合金材料的牌號均為TC4，其對應(yīng)的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。
增材制造鈦合金由飛而康快速制造科技有限責任公司制備，選用的激光功率為360kW，掃描速度為1700mm/s，粉末粒度直徑為15~53μm。對增材制造鈦合金的熱處理溫度為800℃，采用室溫冷卻。本試驗利用電火花線切割技術(shù)將3種鈦合金材料都切割成尺寸為4mm×10mm×35mm的試驗工件，并從左到右按照SLM熱處理鈦合金、SLM鈦合金、鍛造鈦合金的順序?qū)⑵渑挪荚谵D(zhuǎn)接板上，如圖2（a）所示。擺放工件時，根據(jù)打印方向，將兩種增材制造鈦合金材料按照相同的方向進行擺放，消除各向異性對試驗結(jié)果的影響。微銑削試驗設(shè)置如圖2（b）所示，試驗在北京精雕JDGR200T五軸高速加工中心上進行，采用Kistler9257B測力儀對銑削力進行收集，Kistler9257B測力儀的Fx、Fy、Fz的分辨率均為0.01N。分析銑削力時，首先對測得的原始數(shù)據(jù)采用低通濾波，獲得較為穩(wěn)定的力信號，然后在每組銑削力信號上選取4個不同的穩(wěn)定切削時的位置測量最大值，取平均值作為銑削力的最終測量結(jié)果。
微銑削試驗參數(shù)如表2所示，分別選擇4種不同水平的主軸轉(zhuǎn)速、銑削深度和每齒進給量對3種不同制造工藝的鈦合金進行單因素微銑削試驗。
試驗全程采用水基切削液進行冷卻。每次試驗都一次性以相同的銑削參數(shù)對3種不同制造工藝的鈦合金材料進行銑削。為了保證工件擁有良好的平面度，以便精確進行試驗，微銑削試驗開始前對所有工件表面進行面銑削，確保所有試驗工件的高度一致。試驗結(jié)束后，將試驗工件從工作臺上拆下，利用基恩士超景深顯微鏡VHX1000對銑槽頂端毛刺寬度進行檢測。如圖3所示，利用基恩士超景深顯微鏡VH1000測量頂端毛刺寬度，在銑槽頂端毛刺均勻生成的區(qū)域進行檢測，分別選取5個不同位置測量，并取平均值作為頂端毛刺寬度測量的最終結(jié)果。檢測完頂端毛刺后，將工件超聲清洗干凈，用非接觸式白光干涉光學(xué)輪廓儀ZygoNV7300對表面粗糙度進行測量。在每條微銑削槽的4個不同位置，沿刀具進給方向進行表面粗糙度測量，測量時選取的取樣長度為0.25mm，取平均值作為表面粗糙度的最終檢測結(jié)果。
2、試驗結(jié)果與討論
2.1 3種不同制造工藝的鈦合金材料的銑削力分析
3種鈦合金材料在不同每齒進給量條件下銑削力的變化情況如圖4所示。通過圖4（a）可以直觀看出，隨著每齒進給量的增加，3種材料的銑削力均隨之增大，因為單位時間內(nèi)微銑刀去除的材料量增加，銑削力隨之上漲。其中鍛造鈦合金銑削合力的變化最大，隨著每齒進給量從1μm/z增加到4μm/z，鍛造鈦合金的銑削合力從1.19N上漲至4.35N。而SLM鈦合金、SLM熱處理鈦合金的銑削合力分別從1.18、1.74N上升至3.56、3.95N。從圖4（b）可以看出，主銑削力Fy的顯著增大是造成銑削合力快速上漲的主要原因。不難發(fā)現(xiàn)，SLM熱處理鈦合金在加工時的銑削分力在大多數(shù)情況下都要高于其余兩種材料。圖5展示了3種鈦合金材料在不同銑削深度下銑削力的變化情況。從圖5（a）可以看出，軸向力Fz最小，且Fz受到銑削深度的影響最小。隨著銑削深度的加深，鍛造鈦合金、SLM鈦合金以及SLM熱處理鈦合金的Fz分別從1.16、1.14、1.35N上漲至1.51、1.51、1.75N。由于PCD微立銑刀底部存在底刃傾角（λ=3°），該角度是用于減小刀具與已加工表面上發(fā)生彈性回復(fù)的材料的接觸，增強銑削加工的穩(wěn)定性，優(yōu)化加工表面質(zhì)量。當?shù)毒吣p較小時，底刃傾角的變化較小，銑削深度的增大并不會顯著造成與微銑刀底面接觸的工件材料面積增大。因此，在主軸轉(zhuǎn)速和每齒進給量不變的條件下，由于銑削深度變化造成Fz的變化幅度較小。銑削合力的變化主要受到主銑削力Fy和進給抗力Fx的影響。這是因為，微銑削加工主要是在XY平面上去除材料的過程，F(xiàn)x、Fy是去除材料時主要的力。圖5（b）能夠直觀地看出，SLM熱處理鈦合金在加工過程中產(chǎn)生的銑削力明顯大于其余兩種材料。這可能是由于SLM熱處理鈦合金材料的硬度較高，去除材料時所需的力較大。圖6反映了在不同主軸轉(zhuǎn)速下3種不同制造工藝的鈦材料的銑削力變化情況。通過圖6（a）能夠看出，隨著主軸轉(zhuǎn)速的加快，不同鈦合金材料的三向銑削力均呈現(xiàn)減小的趨勢。隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，單位時間內(nèi)微銑刀去除材料的量減小，進而使得銑削力下降。從圖6（b）可以發(fā)現(xiàn)，SLM熱處理鈦合金對于主軸轉(zhuǎn)速的變化最為敏感，隨著主軸轉(zhuǎn)速的加快，銑削力下降幅度最為明顯。當主軸轉(zhuǎn)速從12000r/min加速至21000r/min時，鍛造鈦合金、SLM鈦合金以及SLM熱處理鈦合金的銑削合力分別從2.18、2.38、3.09N下降至1.56、1.88、2.04N。此外，從圖6中能夠明顯觀察到，鍛造鈦合金的銑削力要明顯小于另外兩種增材制造鈦合金材料。通過分析不同銑削參數(shù)對3種鈦合金材料銑削力的影響，能夠發(fā)現(xiàn)：總體來看微銑削加工時SLM熱處理鈦合金材料的銑削力比鍛造鈦合金和SLM鈦合金的銑削力都要大，且鍛造鈦合金材料的銑削力最小，材料硬度的差異是造成這種情況的重要原因。此外，受到SLM工藝自身缺陷的影響，通過SLM工藝打印的鈦合金材料未經(jīng)過熱處理時會存在較大的孔隙度，導(dǎo)致材料性能較差［27］，而這種情況在材料經(jīng)過熱處理后會被改善。有研究表明較大的孔隙度會引起銑削力的減小［28］，SLM熱處理鈦合金要比SLM鈦合金更為致密，材料孔隙度更小，因此其銑削過程產(chǎn)生的銑削力更大。
2.2 3種不同制造工藝的鈦合金材料的頂端毛刺分析
毛刺的寬度和高度是評價毛刺的參數(shù)，由于微銑削毛刺較小，對測量工作會造成一定的困難，為了便于定量分析毛刺規(guī)律，本文選用光學(xué)顯微鏡對頂端毛刺的寬度進行檢測。圖7為3種鈦合金材料在不同銑削參數(shù)下的頂端毛刺寬度。對比順銑側(cè)和逆銑側(cè)的頂端毛刺寬度，能夠發(fā)現(xiàn)，在不同銑削條件下3種鈦合金材料逆銑側(cè)毛刺尺寸均大于順銑側(cè)毛刺尺寸［10］。
圖8所示為鈦合金材料順逆銑側(cè)頂端毛刺形成機理差異的示意圖。由于鈦合金材料的塑性較好，在去除材料過程中工件材料會發(fā)生較大的塑性變形，在逆銑側(cè)，受到未加工表面的阻礙，這部分發(fā)生塑性變形的材料會產(chǎn)生較大的塑性側(cè)流，本該形成切屑脫落的變形材料演變成較大的毛刺留在了工件頂端。因此在逆銑側(cè)，多會沿著刀具切削刃的旋轉(zhuǎn)和進給方向形成尺寸較大的頂端毛刺。而在順銑側(cè)，發(fā)生塑性變形的材料會形成較大的材料堆積，這部分堆積的材料會隨著刀具切出工件表面時，借助刀具的推動作用從工件表面脫落，少數(shù)材料形成尺寸較小的頂端毛刺。觀察圖7（a，b）能夠發(fā)現(xiàn)，當每齒進給量很小時，加工過程生成的頂端毛刺尺寸較大，這是由于此條件下刀具的瞬時切削厚度小于材料的最小切削厚度，銑削加工處于負前角切削狀態(tài)，去除材料過程刀具對材料的擠壓、犁耕作用嚴重，增加了材料塑性變形，進而促進了毛刺的生長。當每齒進給量增大，刀具開始正常進行切割作用，毛刺尺寸先下降，在fz=2μm/z獲得最小值。此處鍛造鈦合金、SLM鈦合金和SLM熱處理鈦合金獲得的逆銑側(cè)最小毛刺寬度分別為184.78、152.3、173.03μm，順銑側(cè)最小毛刺寬度分別為152.89、125.39、139.50μm。隨著進給速度的進一步加快，刀具單次去除材料量增多，材料變形量增大，毛刺尺寸隨之增長。圖7（c，d）反映的是銑削深度對頂端毛刺寬度的影響，隨著銑削深度的增大，3種材料逆銑側(cè)的毛刺寬度也隨之增大，這是由于銑削深度加深，材料去除量增大，切屑的排出受到限制，刀具與工件材料的摩擦、擠壓嚴重，材料塑性側(cè)流增加，形成較大毛刺。然而，順銑側(cè)毛刺隨著銑削深度的增加先增大，當銑削深度ap>10μm，毛刺寬度又開始減小。這一現(xiàn)象可能是因為銑削深度超過了一定的界限切削深度，順銑側(cè)的頂端毛刺形成了尺寸較小的二次毛刺（Ⅱ型毛刺）［2930］。從圖7（e，f）中可以看出，頂端毛刺隨著主軸轉(zhuǎn)速的加快呈現(xiàn)下降的趨勢，說明轉(zhuǎn)速的提高有利于減少刀具與材料間擠壓的時間，有利于減少材料的變形和塑性側(cè)流，抑制頂端毛刺的增長。觀察圖7可知，在不同銑削條件下SLM鈦合金的頂端毛刺尺寸不論是在順銑側(cè)還是逆銑側(cè)都要小于SLM熱處理鈦合金以及鍛造鈦合金。這可能是因為SLM鈦合金的塑性較差，切削時材料發(fā)生塑性變形的程度較小，且更容易從工件表面脫落，生成的頂端毛刺較小。
2.3 3種不同制造工藝的鈦合金材料的表面粗糙度分析
不同銑削參數(shù)對3種鈦合金材料表面粗糙度的影響如圖9所示。如圖9（a）所示，隨著每齒進給量的增大，3種鈦合金材料的表面粗糙度均先下降后上升，并在fz=2μm/z獲得最小的表面粗糙度。鍛造鈦合金、SLM鈦合金以及SLM熱處理鈦合金的最小表面粗糙度分別為47.84、65.33、45.69nm。這是由于當每齒進給量很小時，刀具的瞬時切削厚度小于最小切削厚度，受到尺寸效應(yīng)的影響，加工過程的不穩(wěn)定現(xiàn)象增多，此時的銑刀以滑擦、犁耕去除材料為主，并非正常的切割作用，因此會導(dǎo)致表面粗糙度較大，獲得的表面質(zhì)量較差。隨著每齒進給量的增加，去除材料的作用由最初的擠壓、犁耕轉(zhuǎn)向正常的切割作用，表面粗糙度出現(xiàn)下降趨勢。隨著進給速度的進一步加快，瞬時切削厚度增大，導(dǎo)致銑削力增大，切削過程不穩(wěn)定現(xiàn)象增加，刀具產(chǎn)生振動，容易導(dǎo)致表面質(zhì)量變差。
圖9（b）是表面粗糙度受銑削深度影響的變化曲線。可以看出，隨著銑削深度的逐漸增加，微銑槽的表面粗糙度呈上升趨勢。銑削深度的增加會導(dǎo)致單位時間去除的材料量增多，容易導(dǎo)致較大的切削力。以較大銑削深度加工時刀具容易發(fā)生振動，導(dǎo)致加工過程不穩(wěn)定，進而影響表面質(zhì)量。圖9（c）是主軸轉(zhuǎn)速對表面粗糙度的影響，能夠發(fā)現(xiàn)主軸轉(zhuǎn)速加快，表面粗糙度略有下降，但是當主軸轉(zhuǎn)速達到18000r/min時，表面粗糙度又有所上升，這可能是由于較快的轉(zhuǎn)速使得刀具產(chǎn)生振動，表面粗糙度出現(xiàn)波動。通過對3種鈦合金材料在不同銑削參數(shù)下表面粗糙度的定量分析，能夠發(fā)現(xiàn)，SLM熱處理鈦合金在微銑削加工時獲得的表面粗糙度要小于鍛造鈦合金和SLM鈦合金。SLM鈦合金在變每齒進給量和變主軸轉(zhuǎn)速條件下獲得的表面粗糙度要明顯大于其余兩種材料。鍛造鈦合金在不同銑削參數(shù)下獲得的表面質(zhì)量均處于中等的水平。較高的材料硬度和較低的材料塑性能夠降低加工時的材料流動，進而獲得更好的表面質(zhì)量［31］，因此SLM熱處理鈦合金的表面粗糙度要低于鍛造鈦合金。雖然SLM鈦合金的材料硬度高于鍛造鈦合金，且材料塑性低于鍛造鈦合金，但是由于其孔隙度較大，容易惡化加工后的表面質(zhì)量［32］，導(dǎo)致其加工后的表面粗糙度要高于其余兩種鈦合金材料。圖10是3種鈦合金材料在不同每齒進給量條件下的表面形貌。當fz=1μm/z時，由于刀具對工件的犁耕作用嚴重，3種鈦合金材料經(jīng)過銑削后獲得的表面形貌均較差，表面輪廓曲線變化劇烈。隨著每齒進給量增加，在fz=2μm/z時，3種鈦合金材料的表面質(zhì)量有所改善，材料凸起高度變小，表面輪廓曲線變化較為均勻。隨著每齒進給量進一步增大，3種鈦合金材料的表面形貌又開始惡化。通過整體分析能夠得到，SLM熱處理鈦合金的銑削表面在3種鈦合金材料中優(yōu)良。相較于鍛造鈦合金和SLM熱處理鈦合金，加工后的SLM鈦合金的表面輪廓曲線變化最為劇烈，獲得的表面質(zhì)量最差。
3、結(jié)論
本文以PCD微銑刀作為試驗刀具，開展了微銑削試驗。通過對銑削力、頂端毛刺寬度以及表面粗糙度進行分析，研究了在不同銑削參數(shù)條件下鍛造鈦合金、SLM鈦合金以及SLM熱處理鈦合金的微銑削加工性能。得到的相關(guān)結(jié)論如下：
（1）微銑削加工時3種不同制造工藝的鈦合金材料的銑削力變化趨勢均符合變化規(guī)律。
SLM熱處理鈦合金材料加工產(chǎn)生的銑削力比鍛造鈦合金和SLM鈦合金的銑削力都要大，且鍛造鈦合金材料的銑削力最小。材料硬度的差異是造成這種情況的重要原因。除此之外，SLM鈦合金較大的孔隙度也導(dǎo)致了其銑削力小于SLM熱處理鈦合金。
（2）由于鈦合金材料順逆銑側(cè)頂端毛刺形成機理的差異，微銑削加工產(chǎn)生的逆銑側(cè)毛刺尺寸均要大于順銑側(cè)毛刺尺寸。在不同銑削條件下SLM鈦合金的頂端毛刺尺寸不論是在順銑側(cè)還是逆銑側(cè)都要小于SLM熱處理鈦合金以及鍛造鈦合金。這是由于SLM鈦合金的塑性較差，切削時材料發(fā)生塑性變形的程度較小，生成的頂端毛刺較小。
（3）3種不同制造工藝的鈦合金材料的表面粗糙度隨每齒進給量增大，呈現(xiàn)先下降后上升的變化規(guī)律，并在fz=2μm/z獲得最小的表面粗糙度。這種現(xiàn)象是受到尺寸效應(yīng)影響的典型結(jié)果。較高的材料硬度和較低的材料塑性能夠降低加工時的材料流動，進而獲得更好的表面質(zhì)量，因此SLM熱處理鈦合金的表面粗糙度要低于鍛造鈦合金。由于孔隙度較大，容易惡化加工后的表面質(zhì)量，即使SLM鈦合金的硬度高于鍛造鈦合金，且塑性小于鍛造鈦合金，但其加工后的表面粗糙度仍舊較高。
參考文獻：
[1] HAO Y， LI S， YANG R. Biomedical titanium alloys and their additive manufacturing[J]. Rare Metals， 2016， 35： 661671.
[2] SINGH P， PUNGOTRA H， KALSI N S. On the characteristics of titanium alloys for the aircraft applica tions[J]. Materials Today： Proceedings， 2017， 4（8）： 89718982.
[3] 李梁， 孫健科， 孟祥軍 . 鈦合金的應(yīng)用現(xiàn)狀及發(fā)展前 景[J]. 鈦工業(yè)進展， 2004（5）： 1924.
LI Liang， SUN Jianke， MENG Xiangjun. Application state and prospects for titanium alloys[J]. Titanium In dustry Progress， 2004（5）： 1924.
[4] 李懷學(xué)， 鞏水利， 孫帆， 等 . 金屬零件激光增材制造 技 術(shù) 的 發(fā) 展 及 應(yīng) 用[J]. 航 空 制 造 技 術(shù) ， 2012， 416（20）： 2631.
LI Huaixue， GONG Shuili， SUN Fan， et al. Devel opment and application of laser additive manufacturing for metal component[J]. Aeronautical Manufacturing Technology， 2012， 416（20）： 2631.
[5] AHN D. Direct metal additive manufacturing process es and their sustainable applications for green technolo gy： A review[J]. International Journal of Precision Engineering and ManufacturingGreen Technology， 2016， 3： 381395.
[6] TSHEPHE T， AKINWAMIDE S， OLEVSKY E， et al. Additive manufacturing of titaniumbased alloys— A review of methods， properties， challenges， and prospects[J]. Heliyon， 2022， 8（3）： e09041.
[7] 朱敏 . 激光增材制造技術(shù)在金屬加工中的應(yīng)用研究 [J]. 世界有色金屬， 2022， 608（20）： 232234.
ZHU Min. Application of laser additive manufacturing technology in metal processing[J]. World Nonferrous Metals， 2022， 608（20）： 232234.
[8] 梁朝陽， 張安峰， 梁少端， 等 . 高性能鈦合金激光增 材 制 造 技 術(shù) 的 研 究 進 展[J]. 應(yīng) 用 激 光 ， 2017， 37（3）： 452458.
LIANG Zhaoyang， ZHANG Anfeng， LIANG Shaod uan， et al. Research developments of high-perfor mance titanium alloy by laser additive manufacturing technology[J]. Applied Laser， 2017， 37（3）： 452458.
[9] KHORASANI A， GIBSON I， GODARZVAND C， et al. An improved static model for tool deflection in machining of Ti6Al4V acetabular shell produced by selective laser melting[J]. Measurement， 2016， 92： 534544.
[10] CAMPOS F， ARAUJO A， MUNHOZ A， et al. The influence of additive manufacturing on the micromilling machinability of Ti6Al4V： A comparison of SLM and commercial workpieces[J]. Journal of Manufacturing Processes， 2020， 60： 299307.
[11] 戰(zhàn)祥鑫， 熊良釗， 馮晨， 等 . 3D 打印鈦合金結(jié)構(gòu)件銑 削加工技術(shù)[J]. 工具技術(shù)， 2020， 54（8）： 3840.
ZHAN Xiangxin， XIONG Liangzhao， FENG Chen， et al. Milling technology of 3D printed titanium alloy structure[J]. Tool Engineering， 2020， 54（8）： 3840.
[12] ALRUBAIE K， MELOTTI S， RABELO A， et al. Machinability of SLMproduced Ti6Al4V titanium al loy parts[J]. Journal of Manufacturing Processes， 2020， 57： 768786.
[13] MALAKIZADI A， MALLIPEDDI D， DAD BAKHSH S， et al. Postprocessing of additively man ufactured metallic alloys—A review[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture， 2022， 179： 103908.
[14] 張浩， 劉玉德， 石文天， 等 . 微細切削加工表面質(zhì)量 的研究綜述[J]. 表面技術(shù)， 2017， 46（7）： 219232.
ZHANG Hao， LIU Yude， SHI Wentian， et al. Quali ty of micro machined surface[J]. Surface Technology， 2017， 46（7）： 219232.
[15] ADAMS D P， VASILE M J， BENAVIDES G， et al. Micromilling of metal alloys with focused ion beam-fab ricated tools[J]. Precision Engineering， 2001， 25（2）： 107113.
[16] 陳五一， 袁躍峰 . 鈦合金切削加工技術(shù)研究進展[J].航空制造技術(shù)， 2010， 363（15）： 2630.
CHEN Wuyi， YUAN Yuefeng. Research development of cutting technology for titanium alloy[J]. Aeronauti cal Manufacturing Technology， 2010， 363（15）： 2630.
[17] 陳爽， 張葆青， 閆石 . 鈦合金加工特性分析及刀具選 擇[J]. 工具技術(shù)， 2011， 45（4）： 5862.
CHEN Shuang， ZHANG Baoqing， YAN Shi. Analy sis of machining process for titanium alloy and tool selec tion[J]. Tool Engineering， 2011， 45（4）： 5862.
[18] 杜敏， 姜增輝， 馮吉路 . 鈦合金切削加工特點及刀具 材料選用[J]. 航空制造技術(shù)， 2011， 386（14）： 5557.
DU Min， JIANG Zenghui， FENG Jilu. Characteris tics of machining titanium alloys and the choice of tool material[J]. Aeronautical Manufacturing Technology， 2011， 386（14）： 5557.
[19] LINDVALL R， LENRICK F， M’SAOUBI R， et al. Performance and wear mechanisms of uncoated ce mented carbide cutting tools in Ti6Al4V machining[J]. Wear， 2021， 477： 203824.
[20] MISHRA S， TALWAR D， SINGH K， et al. Micro mechanical characterization and dynamic wear study of DCArc coated cemented carbide cutting tools for dry titanium turning[J]. Ceramics International， 2021， 47（12）： 3179831810.
[21] GHANI J， HARON C， HAMDAN S， et al. Failure mode analysis of carbide cutting tools used for machin ing titanium alloy[J]. Ceramics International， 2013， 39（4）： 44494456.
[22] 姜增輝， 董濟超， 孔繁雅， 等 . 鈦合金銑削加工技術(shù) 研究現(xiàn)狀及發(fā)展[J]. 新技術(shù)新工藝， 2021， 405（9）： 5458.
JIANG Zenghui， DONG Jichao， KONG Fanya， et al. Research status and development tendency of titani um alloy milling technology[J]. New Technology & New Process， 2021， 405（9）： 5458.
[23] 趙秀香， 曹唯飛， 郭衛(wèi)華 . 超硬材料刀具的特性及應(yīng) 用[J]. 金剛石與磨料磨具工程， 2005（4）： 6567.
ZHAO Xiuxiang， CAO Weifei， GUO Weihua. The properties and applications of superhard material cut ting tools[J]. Diamond & Abrasives Engineering， 2005（4）： 6567.
[24] HAO X， CHEN M， LIU L， et al. Fabrication of large aspect ratio PCD micromilling tool with pulsed lasers and grinding[J]. Journal of Manufacturing Pro cesses， 2020， 58： 489499.
[25] 馮 素 玲 ， 徐 九 華 ， 劉 鵬 ， 等 . PCD 刀 具 高 速 銑 削TA15 鈦合金的切削性能[J]. 機械工程材料， 2011， 35（3）： 4448
FENG Suling， XU Jiuhua， LIU Peng， et al. Cutting performance of PCD tool during high speed milling of TA15 titanium alloy[J]. Materials for Mechanical En gineering， 2011， 35（3）： 4448.
[26] WU W， LI L， HE N， et al. An experimental study on microcutting machining of pure tungsten[J]. Materi als Science Forum， 2012， 1848（723）： 377382.
[27] STEF J， POULONQUINTIN A， REDJAIMIA A， et al. Mechanism of porosity formation and influence on mechanical properties in selective laser melting of Ti6Al4V parts[J]. Materials & Design， 2018， 156： 480493.
[28] VARGHESE V， MUJUMDAR S. Micromilling-in duced surface integrity of porous additive manufac tured Ti6Al4V alloy[J]. Procedia Manufacturing， 2021（53）： 387394.
[29] 陳鎮(zhèn)宇， 王貴成 . 毛剌的研究現(xiàn)狀及去除技術(shù)[J]. 現(xiàn) 代制造工程， 2004（2）： 126128.
CHEN Zhenyu， WANG Guicheng. Studying status of burr and deburring technology[J]. Modern Manufac turing Engineering， 2004（2）： 126128.
[30] 王貴成 . 切削方向毛刺生成機理及其控制[J]. 應(yīng)用 科學(xué)學(xué)報， 1994（3）： 239245.
WANG Guicheng. Study on the forming principle and control technology of forward burr[J]. Journal of Ap plied Sciences， 1994（3）： 239245.
[31] CHEN W. Cutting forces and surface finish when ma chining medium hardness steel using CBN tools[J]. In ternational Journal of Machine Tools and Manufac ture， 2000（40）： 455466.
[32] LI G， CHANDRA S， RASHID R， et al. Machinabil ity of additively manufactured titanium alloys： A com prehensive review[J]. Journal of Manufacturing Pro cesses， 2022， 75： 7299.
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