Ti-6Al-4V雙相鈦合金因其具有比強度高、耐腐蝕、耐高溫等優點被廣泛應用于航空航天、化工、汽車船舶以及醫療等領域[1-2]。但與此同時，Ti-6Al-4V合金因其低導熱性、高化學活性、高強度與低彈性模量和較高的切屑粘附傾向等特點，相較其他合金加工要求更高，是一種難加工的合金材料。通過熱處理工藝，在β相轉變溫度之上進行固溶處理則會得到片層狀微觀組織。其典型特征為原始β晶粒內部析出平行排列的α片層，片層間由殘留β相作為分隔。相較于其他微觀組織，基于α/β相界面強化作用，全片層組織具有優異的斷裂韌性和抗裂紋擴展能力[3-5]。隨著科技發展，以全片層Ti-6Al-4V為代表的雙相鈦合金應用場景愈加廣泛，傳統加工的精度、成本和表面質量難以滿足新的要求[6]。電火花線切割工藝以電火花放電原理對金屬進行切割，加工過程不存在宏觀力，可以避免金屬過硬對工具的損傷，降低加工成本[7]。電火花線切割過程中，由于放電產生的高溫使切割表面熔融，又在工作液的沖刷下迅速凝固，形成一層表面凹凸不平，含有裂紋、孔隙的重鑄層（recastlayer）[8]。重鑄層呈硬脆性，其會聚集腐蝕性物質，降低工件耐腐蝕性，最終成為裂紋的形核位點，導致工件的性能變差，降低服役壽命。基于金屬材料的導熱性，重鑄層積聚的熱量不能快速散發，形成一層相對于基體（bulkTi-6Al-4V）組織輕微回火的熱影響區（heat-affectedzone,HAZ）[9]。

重鑄層無法消除，只能通過加工參數合理改善。王澤涵等[10]發現重鑄層厚度隨脈沖寬度和峰值電流的增加而增加，Pramanik等[11]發現隨著峰值電流的減小，重鑄層表面粗糙度更低。為了深入研究電火花線切割的參數對加工質量和加工速度的影響，孫倫業等[12]通過單因素試驗法分別改變脈沖寬度、脈沖間隙、功放管數和變頻值對TC4鈦合金表面粗糙度和切割速度的影響規律，發現隨著脈沖寬度、功放管數、變頻值的增大，切割速度隨之增大，表面粗糙度亦隨之增加。但單因素試驗法的實驗周期及數據統計冗長繁瑣，無法得到影響各指標的因素主次順序，也無法給出最優因素組合。正交實驗法通過正交表設計實驗方案和分析實驗結果，能從多組實驗方案中選出少數代表性強的實驗方案，并通過少數實驗方案得到的實驗數據得到多組實驗方案中最優的實驗方案組合[13]。李曉舟等[14]通過三因素三水平正交表研究脈沖寬度、脈沖間隙和峰值電流對304不銹鋼表面質量和性能的影響規律，其中加工表面粗糙度的影響因素依次為脈沖寬度＞脈沖電流＞脈沖間隙，重鑄層的硬度（hardness,H）隨脈沖能量的變化呈線性趨勢。王蕾等[15]對GH4169合金進行四因素兩指標的正交實驗設計和極差分析，最終得到脈沖寬度是影響切割速度和表面粗糙度的最主要影響因素。但對于加工指標而言，表面粗糙度并不是唯一標準，在日常加工條件下，既要考慮加工質量，也不能忽略加工效率，在保證加工質量的同時又能保證加工效率的參數組合應是最優方案。

加工過程中產生的高溫會融化和汽化工件材料。由于鈦的導熱性較低，重鑄層的表面溫度顯著高于熱影響區，導致在加工區域薄層邊緣存在明顯的溫度梯度，力學性能也會受到顯著影響。Hasçalık等[16]通過探究不同電極材料等工藝參數對Ti-6Al-4V合金表面完整性的影響，發現重鑄層表面存在Ti24C15碳化物，電火花將工作液中分解為碳和氫元素，因此不可避免地形成碳化物，Ti24C15的形成導致重鑄層具有比基體組織更高的硬度。Basak等[17]分別對TC4鈦合金的重鑄層、熱影響區和基體組織進行微柱壓縮，其中重鑄層具有更高的屈服強度和硬度以及較低的彈塑性比，而延伸率僅有2%，即重鑄層表現出硬而脆的特征。但目前仍缺乏不同電火花線切割加工參數對Ti-6Al-4V合金的重鑄層及熱影響區力學性能的影響。傳統力學性能測試方法無法達到幾個微米的尺度，納米壓痕試驗方法通過高精度連續控制及記錄樣品上壓頭加載和卸載時的載荷和位移數據，因此能快速實現多組納米級別的力學表征[18]，因此成為微納尺度下力學性能測試以及梯度性能表征的首選工具。

基于此，在本研究中提出四因素三水平三指標正交實驗，研究脈沖寬度、脈沖間隙、功放管數及運絲速度對切割時間、切口平整度及重鑄層厚度的影響規律，通過極差分析各指標的因素影響主次順序，得到最優因素組合方案，并通過實驗數據驗證最優方案的可行性。對最優方案利用納米壓痕測試，探究重鑄層、熱影響區與基體間的硬度變化規律以及不同切割參數下表層加工性能變化趨勢，為電火花線切割的生產實踐提供必要的理論基礎與實驗依據。

1、實驗材料與方法

1.1實驗材料

本文采用的實驗材料為Ti-6Al-4V（wt.%）合金，其化學成分如表1所示。這種合金是通過三次真空自耗熔煉的方法得到，之后依次歷經β單相區鑄錠開胚鍛造、α+β兩相區鍛造以及β單相區熱處理得到全片層組織。圖1為兩相的微觀形貌，原始β相晶粒內存在排列規則的α相集束，層間為β相。統計測量α集束尺寸為（829±40）μm，α相和β相片層的厚度分別為（1.53±0.4）μm和（0.39±0.01）μm。

1.2實驗設備與方法

本實驗采用電火花切割型號為DK7715電火花數控線切割機床。首先將樣品切割制備為22×12×2mm3的塊狀試樣，依照正交表切割參數，將試樣分為9組進行切割，切口間距均為2mm，對每組均切割7mm并計時，用以衡量不同參數下的切割效率。使用TESCANGAIA3型SEM-FIB雙束電鏡記錄切割后形貌，測量切口寬度，其中每組切口等距離選取50個位置測量寬度后，對切口寬度計算標準差，用以表征不同切割參數下的切口平整度；用相同方法測量重鑄層的厚度并取平均值。為研究電加工對Ti-6Al-4V合金表層性能的變化趨勢，對篩選后的最優參數組合使用HysitronTI990TriboIndenter納米壓痕測試系統分別在重鑄層、熱影響區及基體區進行納米壓痕硬度測試，對其熱影響區和基體區進行等距離打點。納米壓痕測試具有高空間分辨率和全面的材料性能分析能力，在實驗樣品中電火花切割造成的熱影響區、重鑄層的尺寸都很小，本研究中選用納米壓痕測試可以快速準確獲得微區的性能指標，便于對切口質量的評價。考慮到納米壓痕測試的最大深度有限，本實驗選取試樣切割的切口截面進行硬度測試，以反映整個重鑄層厚度方向的硬度情況。此外在測試過程中，由于重鑄層測試面易存在高度不一情況，從而影響測試結果，因此需要保證重鑄層處于和熱影響區以及基體處于同一集束的前提下，盡量對處于同一高度的位置進行硬度測試。依照《儀器化納米壓入實驗方法》通則（GB/T22458-2008）[19]，采用載荷控制方法，設定最大載荷為5000μN，保載時間為1.5秒。

1.3實驗方案設計

本研究旨在探究電火花線切割參數包括脈沖寬度、脈沖間隔、功放管數、運絲速度4項不同因素水平選擇對切割時間、重鑄層厚度，切口平整度3項指標的影響規律，因此本實驗選用L9(34)正交表，如表2所示。通過正交表選擇9組參數組合進行電火花線切割加工Ti-6Al-4V試樣，對三種試驗指標進行檢測，所有測量數據均被記入到表3中。使用因素位級對應實驗結果平均極差計算各因素對各指標的影響情況[20]，極差值越大表明該因素影響效果越明顯。測試后對所有檢測數據進行分析，可得到最優參數組合方案。最后根據最優組合重新進行切割實驗并記錄指標值，驗證其可行性。

注：脈沖寬度表示放電的持續時間；脈沖間隙指兩個相鄰脈沖之間的間隔時間；功放管數指放電系統中功率放大器中用于輸出的功率管的數量，增加功放管的數量可以提高功率輸出，從而增加輸出電流和功率；運絲速度代表加工時可被允許的最大運行速度[21]

2、結果與分析

2.1正交實驗結果分析

利用正交表參數通過電火花切割樣品后的形貌如圖2所示，根據表3所記錄的切割時間直觀分析，第一組用時最長，第七組用時最短；此外還發現功放管數為1的組別用時相對較長，功放管數為9的組別用時相對較短；功率管數情況相同時，脈沖寬度越大，用時越短。對于切口平整度而言，第七組切口寬度的標準差最大，第一組切口寬度的標準差最小，與脈沖寬度和功放管數相對應，即脈沖寬度和功放管數越大，切口寬度起伏越大。對于重鑄層厚度而言，第五組重鑄層平均厚度最大，第一組重鑄層平均厚度最小，與功放管數相對應。因此推斷功放管數與脈沖寬度為主要影響因素，脈沖間隔和運絲速度為次要影響因素。

使用9組不同水平參數組合進行電火花切割后的切口形貌和重鑄層形貌分別如圖3和圖4所示。之所以選取切口平整度和重鑄層厚度作為表面損傷情況的指標，是因為切口平整度是反映切割質量的關鍵，重鑄層往往還伴隨著空隙、裂紋、電蝕坑等缺陷，嚴重降低材料耐蝕性和力學性能。這些缺陷也是圖4劃分重鑄層和熱影響區的依據，熱影響區和基體的區域則根據硬度分布而劃分。從圖4發現，基于各組切割參數不同，重鑄層厚度存在顯著變化。若工作液難以對脈沖能量產生的高溫快速進行冷卻，熔融等溫線將進一步滲透至材料內部，將會導致更厚的重鑄層。各組切割后產生的重鑄層厚度存在不均勻現象，工作液沖刷位置以及熱量散發地不均勻都是導致形成該現象的原因。除脈沖寬度和功放管數均為最小值的第一組外，其余重鑄層內均有發現電蝕坑、裂紋、凸起等特征。這是因為電火花放電過程中，材料表面受到強烈的電蝕作用，會導致表面發生不均勻的熔融和固化，從而產生電蝕坑。在加熱過程中發生塑性變形的區域不可逆，因此產生了平行于表面的平面拉應力，從而形成與表面垂直的微裂紋[22]。此外，在部分功放管數較大的重鑄層內，如第5、7組，還觀察到具有高縱橫比的針狀組織，結合EDS元素分析，推測在電火花線切割過程中極端加熱和快速冷卻的加工條件會使重鑄層形成明顯的馬氏體[16-17,27]。

2.2極差分析

極差分析法是正交試驗結果分析的最常用方法，通過極差分析能分清各因素及其交互作用的主次順序。極差值越大，意味著該因素的不同水平對指標的影響越大。極差分析需要首先確定試驗指標在單一因素下的實驗結果平均值K_ni（n=a,b,c;i=1,2,3），其中n代表指標，i代表水平。極差計算公式為：

式中，R_j為極差，K_imax為K_ni的最大值，K_imin為K_ni的最小值。

對三個指標分別計算各個因素下的水平平均值，根據均值計算三指標的各因素極差，并統計入表4。從表4中可以看到，對于切割時間，功放管數的極差值遠大于其余三個因素的極差值，影響因素依次為R_C（功放管數）>R_A（脈沖寬度）>R_B（脈沖間隙）>R_D（運絲速度），因此在本次實驗中功放管數對于切割時間的影響是最大的，脈沖寬度的影響次之，脈沖間隙的影響再次之，運絲速度的影響最小。對于切口平整度，功放管數和脈沖寬度的極差值較脈沖間隙和運絲速度更大，影響因素依次為R_C（功放管數）>R_A（脈沖寬度）>R_B（脈沖間隙）>R_D（運絲速度），即說明在本次實驗中功放管數對于切口平整度的影響是最大的，脈沖寬度的影響程度次之，脈沖間隙再次之，運絲速度的影響最小。對于重鑄層厚度，脈沖寬度和功放管數的極差值較運絲速度和脈沖間隙更大，影響因素依次為R_A（脈沖寬度）>R_C（功放管數）>R_D（運絲速度）>R_B（脈沖間隙），說明脈沖寬度對于重鑄層厚度的影響是最大的，功放管數的影響次之，運絲速度再次之，脈沖間隙的影響最小。根據極差分析的結果可知，三指標的主要影響因素為脈沖寬度和功放管數，次要影響因素為脈沖間隙和運絲速度。

2.3參數優化

根據極差分析的結果，可通過改變主要影響因素、固定次要影響因素達到參數優化的目的。主要影響因素存在三種選擇，分別為A1C3、A2C2、A3C1。對于次要影響因素，選擇B2D3可以同時兼顧切割效率和加工表面質量，因此最后確定三種水平組合優化，如表5所示。

表中第8組為正交表3中的參數組合，不必再進行實驗，第10組和第11組為L9(34)正交表之外的參數組合。對優化后的水平組合進行電火花切割，切割后試樣形貌見圖5。

對比參數優化前后切口和重鑄層形貌，其中第10組切口存在較多碎屑殘留，見圖6a，重鑄層表面存在較高密度裂紋及隨機分布的微孔，見圖6c，高壓時會形成較大的電場，容易產生火花，致使表面粗糙。在切割過程中，材料局部溫度迅速升高至發生熔融，然后迅速冷卻，這種劇烈的局部溫度梯度導致熱應力積累，進而形成裂紋。微孔是由放電過程中產生的氣體造成的。產生的氣體首先溶解在熔融材料內，然后大部分氣泡會隨著熔融材料的飛濺而排出，未排出的氣體被困在重新凝固的材料中，進而形成微孔[23]。根據極差分析的結果可知，第11組脈沖寬度最小，其切口處重鑄層厚度更小，如圖6d所示。

計算第10組和第11組的切口平整度和重鑄層平均厚度，并記錄在表中，并與表3中第4組和第3組參數組合相似參數組合進行比較，如表6所示。

分析表中數據可知，與優化之前相似水平組合參數對比，優化后第8組、第10組、第11組的切割時間分別是426、78和98s。可以看出在優化了脈沖間隙和運絲速度后，第10組相比第4組改善了切口平整度、降低了重鑄層厚度，第11組相比第3組大幅提高了切割效率。其中第8組在三組優化數據中具有最優的切口平整度，第10組則具有最短的切割時間，第11組具有最小的重鑄層厚度。通過正交實驗設計分析及參數優化，得到了可獲得最快切割效率及最佳加工表面質量分別對應的切割條件，實驗者可根據需求選擇最適合的加工參數，對于電火花線切割實驗參數的選擇具有很好的參考意義。

2.4表層納米尺寸力學性能研究

重鑄層是由線切割利用放電產生的高溫和工作液沖刷后迅速冷卻導致的，并且重鑄層通常會出現硬度增高，這可能導致材料變脆、降低韌性。且有部分樣品的重鑄層中出現大量針狀組織，可能發生馬氏體相變，從而影響材料的力學性能和疲勞強度。熱影響區則根據不同金屬的導熱性，熱擴散能力也會存在差異，且大量文獻表明，熱影響區與基體區難以直觀區分形貌[16,24,25]。不同參數組合下，熱影響區的力學性能也會存在顯著的差異。本文中分別對三組優化參數進行納米壓痕性能測試，目的是為探究在不同電火花線切割參數對重鑄層、熱影響區的硬度以及熱影響區厚度影響的變化規律。由于密排六方結構的α相存在各向異性，不同取向的集束力學性能存在明顯差異，因此每組樣品的測試位置均選在各組的同一個集束中。不同層選取2~3個代表性載荷-位移曲線如圖7所示，硬度值與達到最大載荷的位移量以及卸載初期的曲線斜率有關，因此在卸載曲線斜率幾乎相近的情況下，通過觀察納米壓痕到最大載荷的位移量能直觀反應硬度分布趨勢，最終各組的納米硬度結果見表7。

由于不同集束的力學性能也會存在顯著差異，因此本研究中以下分析著重分析處于同組基體、熱影響區和重鑄層的性能表現，根據同組硬度的差值大小，從側面得到重鑄層和熱影響區受功放管數影響的規律。據表7發現，三組重鑄層的硬度均高于熱影響區和基體硬度，這是因為電極絲與工件之間的脈沖產生的瞬時高溫后又在工作液的沖刷下，加工表面層的水淬效果導致發生無擴散及剪切相變，β相轉變為α′馬氏體相，因此產生了極高的硬度。熱影響區的硬度受功放管數影響，由于受到局部回火作用，三組熱影響區硬度相較重鑄層更低，相較基體則呈先變高后變低趨勢。在切割過程中，熱影響區經過高溫后在冷卻液的沖刷下迅速降溫，導致一定的硬化，但未能達到重鑄層的極高硬度。第11組熱影響區相較基體的硬度更低是因為高硬度需要高冷卻速率，當功放管數越大時熱影響區的溫度也更高，相應地，冷卻時間也更長，因此硬度更低[26]。相較基體而言，重鑄層和熱影響區的硬度值更離散，而基體則相對穩定。根據硬度的變化程度和范圍，推測第8、10、11組的熱影響區厚度分別為~15μm、~18μm和~23μm。金屬的導熱性、熱擴散行為及高溫下的冷卻速率都是使重鑄層、熱影響區硬度起伏強烈的原因。根據實驗結果也可以得到第8組的重鑄層硬度顯著高于其他位置，一方面是受到不同功放管數的影響，另一方面則與選取的集束取向有關。三組重鑄層顯微形貌如圖8所示，第8組與第10、11組的重鑄層形貌有明顯差別。第10、11組均存在針狀組織，而第8組打點位置的形貌特征為存在大量尺度不一的孔洞，其中孔洞越小的區域硬度越高。

為進一步理解重鑄層組織的成分分布對硬度的影響，對第8組的重鑄層進行了能譜（EnergyDispersiveSpectrometer,EDS）表征，如圖9所示，重鑄層發生了C、O、Mo的富集，C和O分別來源于切割過程中電解液的在高溫下的分解和氧化，Mo來源于電極絲的切割殘留。分解后的C和O元素在加工表面可能形成TiC、TiO₂等化合物，提高了重鑄層的硬度[28]。

3、結論

通過正交實驗設計、極差分析和參數優化，得到同時兼顧電火花線切割加工表面質量和加工效率的方案，通過納米壓痕儀研究電參數對切口處硬度的影響規律，結論如下：

（1）對于切割時間、切口平整度和重鑄層厚度三個指標均表明脈沖寬度和功放管數是主要影響因素，脈沖間隙和運絲速度為次要影響因素。通過極差分析得出，對于切割效率，功放管數的影響最大且遠大于其余因素，運絲速度的影響最小；對于切口平整度，功放管數的影響最大，運絲速度的影響最小；對于重鑄層厚度，脈沖寬度的影響最大，脈沖間隙的影響最小。

（2）通過參數優化后，得到一組L9(34)正交表之內（第8組）和兩組正交表之外（第10、11組）的最優方案，按照后者參數進行切割后，將得到的三指標與正交表之內相似方案進行對比，結果發現兩組加工方式各有一個指標在可接受的范圍內稍有下降，但卻大幅改善了剩余兩項指標，實現了切割效率和切口表面質量的最優組合。其中第8組水平組合在三組最優參數中具有最優的切口平整度，第10組具有最短的切割時間，第11組則具有最小的重鑄層厚度，實驗者可根據測試需求在正交表中選擇最佳的加工參數。

（3）相較基體和熱影響區，重鑄層硬度最大，約為基體的1.2~3.9倍；且重鑄層存在兩種形貌，分別具有細小孔洞特征和針狀特征，碳化物和氧化物的形成雖然提供了更高的硬度強化，但由于存在微孔、裂紋等缺陷，以及組織的不均勻性，對試件的后處理中應將重鑄層去除。熱影響區雖然保留了與基體材料相似的微觀結構，但硬度隨功放管數的增大呈先升高后降低趨勢，相較基體其硬度起伏同樣較大也應將其去除。

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