超高速加工材料去除机制

刘昊 ,  张建秋 ,  江庆红 ,  张璧

工程（英文） ›› 2025, Vol. 55 ›› Issue (12) : 51 -70.

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工程（英文） ›› 2025, Vol. 55 ›› Issue (12) : 51 -70. DOI: 10.1016/j.eng.2024.12.033
研究论文

超高速加工材料去除机制

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Material Removal Mechanisms in Ultra-High-Speed Machining

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摘要

高性能工程材料的加工面临诸多挑战，包括加工效率低、工件表面完整性差以及刀具磨损快等问题，这些因素限制了高质高效加工的实现。超高速加工被认为是有望解决上述问题的有效途径。然而，超高速加工过程中涉及的材料去除机制仍不明确，有待进一步深入研究。本文回顾了在加工条件下高性能材料塑性行为与脆性行为的评价判据，以及加工诱导材料塑脆转变的发展历程，并提出了塑脆属性相对化的概念。此外，系统总结了三种典型的材料去除机制：基于剪切应力的塑性域去除、基于拉应力的脆性域去除以及基于压应力的推挤去除，并阐明了脆性域去除机制的普遍性。在此基础上，本文重点讨论了超高速加工中的材料去除机制，包括高应变率诱导的材料脆化、超高速加工诱导的损伤趋肤以及超高速加工中的热效应。同时，对高应变率条件下塑脆转变过渡区中典型的切屑形貌特征进行了详细描述，并首次从微观位错结构角度阐释了塑脆转变过渡区中的材料去除机制，从而丰富了超高速加工的基础理论。在讨论部分，本文对超高速加工的定义进行了规范，并探讨了高应变率条件下的位错运动以及超高速加工中的裂纹扩展行为。最后，结合当前超高速加工技术的发展现状，总结了相关研究热点。本文首次提出了超高速条件下的脆性域去除机制，为推动超高速加工技术的工业应用提供了理论参考。

Abstract

Machining high-performance engineering materials, faces challenges including low machining efficiency, poor workpiece surface integrity, and rapid tool wear, which restrict high quality and efficient machining. Ultra-high-speed machining (UHSM) has been expected to address these issues. However, the material removal mechanisms involved in UHSM remain unclear and need further exploration. This paper reviews the criteria for evaluating the ductile and brittle behaviors of high-performance materials subjected to machining, as well as the developmental history of the material’s ductile-brittle transition induced by machining, proposing the concept of relativization of ductile-brittle property. Additionally, it further summarizes three typical material removal mechanisms: ductile-mode removal based on shear stress, brittle-mode removal based on tensile stress, and extrusion removal based on compressive stress, clarifying the universality of the brittle-mode removal. On this basis, this paper focuses on the discussion of the material removal mechanisms in UHSM, including high strain-rate-induced material embrittlement, UHSM-induced skin effect of damage, and the thermal effect in UHSM. Furthermore, it provides a detailed description of the typical characteristics of chip morphology in the ductile-brittle transition region (DBTR) under the high strain rate condition and, for the first time, elucidates the material removal mechanisms in the DBTR from a microstructural dislocation perspective, enriching the basic theory of UHSM. In the discussion section, it standardizes the definition for the UHSM, and explores the dislocation movement at high strain rates and the crack propagation in the UHSM. Finally, based on the current status of the UHSM technology, it summarizes the relevant research hotspots. For the first time, this paper brings up the brittle-mode removal mechanism under ultra-high-speed conditions, which is helpful to promote the UHSM for industrial applications.

关键词

超高速加工 / 去除机制 / 塑性域去除 / 脆性域去除 / 塑脆转变 / 损伤趋肤

Key words

Ultra-high-speed machining / Removal mechanisms / Ductile-mode removal / Brittle-mode removal / Ductile-brittle transition / Skin effect of machining damage

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刘昊,张建秋,江庆红,张璧. 超高速加工材料去除机制[J]. 工程（英文）, 2025, 55(12): 51-70 DOI:10.1016/j.eng.2024.12.033

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1 引言

自机械加工技术诞生以来，为满足蒸汽时代、电气时代以及信息时代社会发展的多样化需求，逐步形成了车削、铣削、磨削和钻削等多种传统机械加工方法，并进一步发展出多种非传统加工方法，如超声辅助加工、电化学加工和激光加工等。随着极端服役环境需求的不断增加，高性能材料应运而生，这也对机械加工提出了更高要求。目前，高性能材料的主要加工方法包括激光辅助加工[1‒2]、超声辅助加工[3‒4]、低温加工[5‒7]、电化学加工[8]以及超高速加工[9‒10]等。其中，激光辅助加工通过在加工区引入能量使材料软化，从而降低材料硬度并提高可加工性。然而，由此产生的热效应可能导致材料发生烧蚀、熔化与再凝固，进而产生热应力，甚至在材料中形成裂纹。超声辅助加工通过高频振动在工件表面产生局部高应力和高应变率，从而加速材料变形与去除，降低切削力并延长刀具寿命。然而，随着刀具-工件接触面积的增大，系统阻尼增加，超声辅助效应逐渐减弱，这在一定程度上限制了加工深度并降低了加工效率。另外，低温加工和电化学加工往往会增加加工成本，并且电化学加工中的电解液可能造成环境污染。因此，在保证加工效率的同时，减少甚至避免额外的加工损伤具有重要意义。基于材料脆化效应[11]以及加工损伤的趋肤效应[12]等因素的考虑，超高速加工逐渐成为满足上述需求的重要选择。

本文将加工速度超过工件材料塑脆转变临界速度的加工方式定义为超高速加工[13‒14]，而加工速度介于超高速加工与常规加工之间的加工方式则称为高速加工。超高速加工是先进制造领域中的关键技术之一。近几十年来，电主轴技术的应用显著提高了机床的加工速度，使超高速加工逐渐成为现实。目前，超高速加工已广泛应用于航空航天、汽车制造以及工业模具制造等领域，并逐渐成为制造领域的研究热点。超高速加工是在高速加工基础上发展起来的新一代加工技术，是一种高度非线性的热-力耦合过程。在该过程中，材料变形具有高应变率特征，同时刀具与工件之间的接触时间极短，材料去除过程中应力释放迅速，从而使其材料去除机制与常规加工存在显著差异。

超高速加工的概念起源于德国科学家 Salomon 提出的切削温度随切削速度变化的假设曲线。他推测，当切削速度超过某一临界值时，切削温度将出现下降，从而在高速加工/超高速加工范围内表现出较低的切削温度[15]。随后，大量学者围绕超高速加工中的材料去除机制开展了研究，研究内容包括切削力[16]、热效应[17]、切屑形貌[18]、比切削能[19]、刀具磨损[20]以及表面完整性[21]等。然而，上述研究主要集中于宏观现象层面。要更加深入地理解超高速加工中的材料去除机制，仍需要从物理学的微观层面以及热力学的宏观层面进行系统而全面的分析。

本文的逻辑框架基于上述考虑构建，如图1所示。第1部分概述了用于评价材料塑性/脆性特性的判据，并介绍了加工诱导的塑脆转变现象，提出自然界中不存在绝对塑性材料或绝对脆性材料的观点，从而引入塑脆性能相对化的概念。第2部分对三种典型的材料去除机制进行了分析：从绝热剪切带的角度讨论塑性域去除机制；从裂纹的萌生与扩展角度分析脆性域去除机制；并从原子或近原子尺度层面探讨推挤去除机制。在分析材料去除机制适用范围时，综合考虑了尺寸效应、应变率效应以及温度效应等因素，并强调了脆性域去除机制的普遍性。在前两部分研究的基础上，第3部分进一步深入探讨了超高速加工中的材料去除机制研究进展，包括高应变率诱导的材料脆化、加工损伤的趋肤效应以及热效应分析等内容，涉及物理学与力学等多个学科视角。此外，基于作者开展的超高速加工实验，本文提出了一种新的材料去除机制，即塑脆混合去除机制，用于描述高应变率条件下塑脆转变过渡区（DBTR）中的材料去除行为，从而对超高速加工理论体系进行了补充和完善。在讨论部分，进一步对超高速加工的定义进行了规范，重点探讨了高应变率条件下位错运动状态的转变以及超高速加工对裂纹扩展行为的影响。最后，对超高速加工领域的研究热点与未来发展方向进行了展望。

2 材料属性的转变

塑性/脆性是材料的固有属性，并与其工程应用密切相关。例如，低温脆性断裂曾导致船舶失事[22]，而焊接过程中金属脆化会引起焊缝的过早失效[23]。这些现象均表明塑脆转变在工程材料中具有普遍存在性。在讨论加工诱导的材料属性转变之前，有必要首先明确用于判断材料表现为塑性行为还是脆性行为的评价判据。

2.1 塑/脆属性判据

迄今为止，人们普遍认为，剪切带的形成是材料发生塑性变形的典型特征；而当材料处于脆性状态时，则主要表现为裂纹的萌生与扩展。早期研究认为，材料表现出塑性行为或脆性行为主要取决于晶体解理能Gcleav与位错形核能Gdisl的相对大小[24]。当材料满足Gdisl<Gcleav时，表现为塑性；反之，则表现为脆性[25]。然而，在实际应用中难以获得Gcleav与Gdisl，因此在工程应用中较难直接使用该判据。近年来，Christensen [26‒27]通过理论推导提出了一种新的材料状态评价理论，使得塑性行为与脆性行为之间的区分更加简便且直观。他指出，材料的塑/脆属性与其弹性常数之间存在内在联系，其中宏观判据可由公式（1）和公式（2）表示，而微观判据则由公式（3）给出。

v>27Ductilev<27Brittle 
μk<12Ductileμk>12Brittle  
0≤kBkA<17Ductile17<kBkA≤1Brittle

式中，v为泊松比；μ表示剪切模量；k表示体积模量；kA和kB分别表示原子间键伸长以及键弯曲/剪切所对应的有效刚度系数。上述判据已在纯金属[28]和金属玻璃[29]等材料中得到了广泛验证。从原子键的角度分析材料的塑性与脆性为研究材料行为提供了新的视角。然而，仅依靠单一参数难以全面描述材料的塑性与脆性特征。上述判据主要适用于均匀材料或各向同性材料，并且仅考虑单轴拉伸状态，因此其适用条件较为理想化。相比之下，Lawn和Marshall [30]提出了脆性指数，综合考虑了显微硬度与断裂韧性的双重影响。该脆性指数的量纲为长度的幂次方。然而，仅以长度量纲来评价材料的塑性/脆性属性，其相对合理性仍然不足。综上所述，在加工过程中复杂应力状态条件下，针对不同类型材料的塑性/脆性评价体系仍有必要进一步完善。

2.2 加工条件诱导的塑脆转变

世界上不存在绝对的塑性材料或绝对的脆性材料，所谓材料的塑性或脆性都是相对而言的。在材料制备领域，研究人员通常致力于降低材料的塑脆转变温度，以确保材料在较宽的温度范围内仍能保持良好的强度与韧性，从而避免失效发生。同时，还需要提升材料的高温抗性，以保证其在高温服役环境中仍能够保持优良性能。此外，核能应用材料的发展同样面临诸多挑战，如中子辐照引起的构件脆化失效[31‒32]以及高温氦脆化[33]等问题，这些问题都亟待解决。

塑脆转变机制对刀具磨损、加工表面完整性[34‒35]、材料去除机制以及能量消耗[36]等方面均具有重要影响，并进一步影响零件质量、制造成本和生产效率。在机械加工领域，被加工材料表现为塑性行为还是脆性行为，与加工环境和加工参数密切相关。通过改变加工环境，可以诱导材料发生塑脆转变。例如，Rao等[37]通过激光辅助变深度加工对RB-SiC陶瓷开展实验研究，发现随着温度升高，材料发生塑性变形的划痕长度明显增加。Korte等[38]在单晶Si微柱压缩实验中发现，在室温条件下材料主要表现为脆性断裂，而在500 ℃时则完全转变为塑性变形。Ding等[39]通过冷却切削区使切屑温度降低至材料的脆化温度，从而提高了低碳钢AISI1008在加工过程中的断屑能力。Kang等[40]通过离子注入改善了SiC工件表面的材料属性，从而扩展了塑性域去除的适用范围。

同时，通过改变加工参数也可以实现塑脆转变。Bifano等[41]对工程陶瓷和光学玻璃开展了小切深磨削实验，获得了无裂纹的塑性加工表面，并提出了适用于硬脆材料的“塑性域磨削”概念。然而，该概念主要基于加工表面形貌提出，并未揭示硬脆材料塑性域去除的本质。随后，Zhang等[42‒43]发现，在看似光滑的磨削表面之下仍然存在大量微裂纹，这一发现对“塑性域磨削”概念提出了挑战。此后，Maas [44]、Li [45]、Kumar [46]等的研究表明，在塑性域去除条件下，硬脆材料的亚表面变形结构通常由三部分组成：塑性流动区、微裂纹区以及中位裂纹，其中，塑性流动区内不会产生裂纹。因此，塑性域去除应从表面形貌与亚表面结构两个方面进行综合判定。

在塑性材料的脆性域去除研究方面，Eda等[47]首先提出，当切削速度超过材料的静态塑性波传播速度时，材料的塑性应变将受到显著抑制。随后，Zhou等[48]发现，当切削速度超过静态应力波传播速度后，在金属亚表面几乎观察不到明显的塑性流动。Liu等[49]的研究表明，随着切削速度的提高，工件材料（AerMet100 钢）逐渐表现出脆化特征；当切削速度达到116.67 m·s-1时，产生了尺寸极小的非延性颗粒状切屑。此外，防弹装甲装备的发展以及超声辅助加工条件[50]的应用，也均与材料的塑脆转变密切相关。

3 典型材料去除机制及其适用范围

根据材料去除过程中主导应力的不同，现有的材料去除机制可分为三种类型：塑性域去除（以剪切应力为主导）、脆性域去除（以拉应力为主导）以及推挤去除（以压应力为主导）。

3.1 塑性域去除机制

在塑性域去除过程中，磨粒/刀具切入工件，在材料内部形成塑性变形区。随着内部应力不断积累，当其达到材料的屈服强度时，材料开始发生塑性流动并形成连续型切屑。目前，关于塑性域去除的理论主要集中于剪切去除机制。在这一过程中，剪切应力占主导作用，材料沿特定的剪切面发生去除。绝热剪切现象最早由Zener和Hollomon [51]在钢的塑性流动研究中发现。随后，关于绝热剪切带的研究主要基于微观尺度的位错理论以及介观尺度的孔洞理论。材料发生塑性变形的本质原因在于位错的演化。在常规加工范围内，随着加工速度的提高，位错滑移速度也随之增加。为了适应较高的滑移速度，原子随机振动增强，但能量在短时间内难以传递到较远区域，从而导致局部区域出现明显升温现象。此时，绝热效应开始发挥作用，并且绝热剪切的发生频率会随着加工速度的增加而提高[52‒53]。此外，除了位错运动之外，孪晶变形[54‒55]以及相变[56]等机制在塑性域去除过程中也发挥着重要作用。

在塑性变形过程中，当剪切应力超过材料的屈服强度时，材料将发生韧性断裂[57‒58]。目前普遍认为，微孔洞是导致绝热剪切带失效的主要原因。Gurson [59]首次在描述材料行为时考虑了微孔洞体积分数的影响。随后，许多学者对微孔洞的形核与生长开展了大量研究[60‒62]。微孔洞的形核主要发生在两个方面：对于单晶材料，微孔洞通常在位错网络和空位团簇处形成；而对于合金和多晶材料，杂质、第二相以及晶界则是微孔洞产生的主要位置[63]。绝热剪切带演化为裂纹的过程如图2 [64‒65]所示。在应力作用下，微孔洞首先在剪切带内部发生形核，并随着应力的增加而逐渐长大（AB段）。当应力达到B点（材料屈服强度）时，相邻微孔洞之间开始发生颈缩。随着微孔洞的持续生长，微孔洞体积分数不断增加，并最终发生聚合连接（BC段）。当其体积分数达到某一临界阈值时，塑性材料通过裂纹形式释放能量（CD段），从而发生韧性断裂。其中，韧窝结构是韧性断裂的典型形貌特征。

3.2 脆性域去除机制

脆性域去除的前提是微裂纹能够发生形核并扩展，其中穿晶裂纹或沿晶裂纹是其典型特征。因此，脆性裂纹的形核与扩展机制构成了研究脆性域去除机制的基础。在加工过程中，材料受到磨粒尖端的冲击作用，使其表面附近的应力迅速升高。与塑性材料相比，硬脆材料在大多数情况下主要通过裂纹的产生与扩展来释放应力，只有极小一部分应力通过塑性变形来承担。因此，其应力在空间中的再分布效率相对较低。对于多晶材料而言，应力集中通常发生在晶界交汇处；而对于单晶材料，由于显著的微观变形，位错塞积处往往会产生应力集中。当应力达到材料的断裂强度时，最初的原子键开始断裂，而原子键断裂后释放的应力会传递至相邻原子。在这种类似“多米诺效应”的作用下，一系列原子键断裂相继发生，从而形成微裂纹[66‒67]。随后，这些微裂纹进一步扩展并贯通形成宏观裂纹，裂纹尖端则通过位错扭结机制继续向前扩展[68‒69]。

脆性域去除机制源于硬脆材料的压痕断裂力学理论。理想裂纹的分布如图3 [11]所示。在高压应力作用下，磨粒附近首先形成弹塑性变形区。当拉应力达到工件材料的断裂强度时，产生中位裂纹，并向亚表面深处扩展。非弹性变形区与周围弹性变形区之间的应变不匹配会形成复杂的残余应力场，从而决定裂纹扩展的最终长度[70]。在卸载阶段，中位裂纹发生回缩，而周围区域会阻碍这一过程，从而产生剪切应力。该剪切应力沿非弹性变形区边缘进行积分，并在弧形中部附近达到最大值，在此处裂纹开始形核并进一步扩展，形成侧向裂纹[71]。根据能量平衡原理以及晶界对裂纹扩展的显著阻碍作用，侧向裂纹会向能量更低的自由表面扩展，并最终形成切屑[72]。与塑性域去除相比，脆性域去除通常需要更低的切削力。这部分原因在于：一方面，硬脆材料的抗冲击能力远低于塑性材料；另一方面，脆性材料与刀具之间的摩擦系数通常较低[73]。因此，脆性域去除往往能量消耗更低，符合低能耗工业生产的发展理念[74]。

3.3 推挤去除机制

在宏观尺度下，材料去除通常以剪切应力或拉应力为主导；而在微观尺度上，压应力则发挥着关键作用[75‒76]。在纳米切削过程中，切削深度tuc与刀具刃圆半径Rt相当，甚至更小，从而导致有效前角γE为负值。此时，切屑形成主要由推挤作用引起[77‒78]。如图4（a）[79]所示，推挤去除具有两个典型特征。首先，在刀具刃圆前端存在高压应力集中区，其中，静水压力能够有效抑制微孔洞形核，当压力超过某一阈值时还可能诱发相变[80]。其次，在刀具前方存在一个相对于刀具静止的驻点区，该区域将形成切屑的原子与被压入工件内部的原子分隔开来[79]。在这种机制下，可以实现如图4（b）[81]所示的单原子层去除。

刀具与工件之间形成的有效前角γE如图4（c）[77]所示，其计算可由公式（4）推导得到，式中，rw表示工件原子的原子半径。然而，在原子尺度切削中，由于切削深度更小，还需要考虑刀具最底部原子与工件原子之间形成的另一有效前角γe，如图4（d）~（f）[77]所示。当切削深度tuc小于刀具原子半径与工件原子半径之和时，γe为负前角；否则为正前角[77]。根据公式（5），γe对原子尺度切削的影响主要通过tuc实现。当tuc较小时，工件仅发生弹性变形，难以实现有效的原子去除[82]；或者仅产生部分原子去除，残余原子可能形成片状缺陷，从而显著恶化表面形貌[81,83]。而当tuc较大时，则会发生剧烈的塑性变形，并引入亚表面损伤。

γE=arcsin Rt-tuc-rwRt+rw=arcsin1-tucRt+rw
γe=-arcsin C OˉtOw Oˉt=-arcsin1-tucrw+rt

式中，C、Oˉt和Ow为图4中的点。

在原子尺度切削中，切屑的形成基于位错滑移机制，这与常规加工中主要基于剪切作用形成切屑的机制存在本质差异[84‒85]。此外，在推挤去除过程中虽然也存在剪切应力，但其并不直接参与切屑形成[86]。在原子尺度切削条件下，当德布罗意波长大于系统尺度以及粒子间距时，加工过程呈现出离散特征。因此，其中涉及的机制已不能仅用经典牛顿力学进行解释。要实现单原子层去除，还需要考虑量子理论的影响，而这也正是制造范式III所面临的重要挑战之一[87‒88]。

3.4 各材料去除机制的适用范围

材料去除过程受到应变率效应、尺寸效应和温度效应的耦合作用影响。图5 [89]展示了这三种效应对材料变形行为的协同关系。首先，尺寸效应主要体现在切削载荷上，较小的切削深度会导致工件承受更高的应变率；同时，较小的切削深度会加剧工件的剪切变形，从而增强温度梯度效应。此外，应变率的提高会改变加工区内的材料属性，进而强化或削弱温度效应。这三种效应相互作用、相互制约，共同影响位错运动行为。其中，尺度越小，材料内部缺陷数量越少，位错更容易跨越障碍；温度越高，位错越容易通过攀移机制跨越能垒。上述规律表明，尺寸效应和温度效应均有利于促进位错运动，从而增强塑性变形，表现为塑性域去除。而较高的应变率则更容易导致位错塞积，诱发裂纹的萌生与扩展，从而表现为脆性域去除。

可以从应变率效应、尺寸效应和温度效应三个方面来分析不同材料去除机制的适用性[89]。图6展示了这三种效应对材料去除机制的影响关系：由三种效应任意状态点连线形成的三角形，其几何中心对应于具体的材料去除机制。在传统切削过程中，塑性材料通常表现为塑性域去除，而硬脆材料则对应脆性域去除。因此，需要在不同加工条件下对这两种去除机制的适用性进行对比分析。应变率效应主要体现在加工速度上，当加工速度超过某一临界值时，塑性材料也可能转变为脆性域去除。在尺寸效应方面，硬脆材料通常通过减小加工尺度（如减小切削深度）来实现塑性域去除。此外，温度效应主要体现在辅助加工手段上，例如，硬脆材料的塑性域去除通常需要热辅助（在相变温度以下对工件进行预热），而塑性材料的脆性域去除则常通过低温冷却实现。基于对应变率效应的分析，脆性域去除具有更广的适用范围。需要指出的是，脆性域与塑性域去除的划分基于材料的不可恢复变形行为，而挤压去除过程中主要发生的是可恢复变形，这在本质上不同于前两种去除机制。因此，当前关于挤压去除的研究主要集中在尺寸效应上，当切削深度达到原子尺度或接近原子尺度时，挤压去除占主导地位。

与塑性域去除相比，脆性域去除具有高效率且高质量的加工特征，同时其适用范围更广。原子尺度切削具备实现无损去除的高精度加工能力，在高端精密制造领域具有重要意义。然而，目前刀具刃口半径通常仍处于微米量级，实现从微米尺度向纳米甚至埃米尺度的跨越仍需较长时间，这使其在实际工业应用中仍存在显著差距。

4 超高速加工中的材料去除机制

4.1 高应变率诱导的材料脆化

在冲击工程领域，Dummer等[90]发现，随着应变率的提高，多晶钨的变形机制由位错滑移逐渐转变为孪生，最终演变为沿晶断裂。Klepaczko [91]指出，当加载应变率超过104 s-1时，C-Cr-Mo热轧钢的最大剪切应变迅速降低；同时，当冲击速度超过100 m·s-1时，VAR 4340钢的断裂能显著下降。这些力学性能的突变表明材料发生了塑脆转变。Escobedo和Tang [92‒93]（附录A中的图S1）进一步观察到，在较低冲击速度下，金属玻璃表现为塑性断裂，其断口较为粗糙并具有明显的韧窝特征；而在较高冲击速度下，断口趋于光滑，并呈现杯锥状结构。在切削加工领域，随着加工速度的提高，切屑形态由连续切屑逐渐转变为锯齿状切屑，最终演变为碎裂切屑，这一过程同样表明塑性金属材料发生了脆化现象[49,94‒95]（附录A中的图S2）。

4.1.1 力学角度分析

基于解理裂纹处位错的自发发射机制，Rice和Thomson [96]建立了晶体材料发生脆性断裂的判据：

Gbγs⩾7.5-10

式中，G表示剪切模量；b表示柏氏矢量。式（6）从定量角度区分了脆性断裂与塑性断裂。然而，由于材料表面能γs难以精确获取，上述判据在实际应用中存在一定困难。

对于塑性材料，不同应变率下的应力-应变曲线如图7所示。随着应变率的提高，材料的抗拉强度和屈服强度显著增加，而塑性断裂应变明显降低。此外，随着应变率的进一步增大，材料的变形行为由塑性区逐渐向弹性区转变，表明当应变率足够高时，材料将发生塑脆转变[9]。

材料表现为塑性还是脆性，取决于其理论剪切强度与理论拉伸强度之比。这一关系可进一步用不同应变率下材料抗拉强度σb与屈服强度σs之间的差值来表示[97]（附录A中的图S3）。Yang和Zhang [11]（附录A中的图S4）对不同材料在不同应变率下的强度差∆σ进行了总结，其对应关系可表示为式（7）。

∆σ=σb-σs=k0-ksln ε˙ 

式中，k0为由具体材料决定的常数；ks表示材料脆化对应的应变率敏感系数； ε˙为应变率。

应变率对硬脆材料的影响也遵循相同趋势。Lawn和Marshall [30]提出采用硬度与断裂韧性之比来评价材料的脆性程度（Bm），如公式（8）所示。

Bm=HKC

式中，H表示显微硬度；KC表示断裂韧性。

显微硬度与应变率之间的关系可由公式（9）[98]描述。随着应变率的增加，材料中的位错密度相对提高，由于应变率强化效应的作用，显微硬度随之增大。

H∝dεdtm

式中，m表示应变率指数。

断裂韧性表征了材料抵抗裂纹扩展的能力，通常可用材料在断裂前所吸收的能量来量化。因此，如公式（10）所示，断裂韧性（KC）可以表示为应力对应变的积分，其中应力受到应变（ε）、应变率（ε˙）和温度（T）的共同影响，可写为σ=f(ε,ε˙,T)。

KC=∫0εff(ε,ε˙,T)dε 

式中，εf表示断裂应变。一般而言，随着应变率的增加，材料的强度会提高；然而，材料的断裂应变会显著降低，从而导致断裂韧性下降，如图7所示。对于大多数材料而言，硬度与断裂韧性通常呈反向关系，因此材料的脆性程度会随着应变率的增大而提高。

4.1.2 应力波分析

应力波理论为全面理解超高速加工提供了有效途径。Von Karman和Duwez [99]最早考虑了应力波的作用，并提出当拉伸冲击速度超过某一临界速度时，塑性材料将发生脆性断裂，且其塑性应变可以忽略不计。为研究塑脆转变的临界条件，Eda等[47]、Zhou等[48]和Wang等[97]对金属材料开展了超高速加工实验。他们得出结论：通过提高加工速度，应力波的传播速度最终可能超过塑性波的传播速度[式（11）]，从而导致塑性变形滞后，并削弱材料的加工硬化倾向，使材料表现出脆性特征。

V>vp=1ρ0dσdε1/2

式中，V表示加工速度；vp表示塑性波传播速度；ρ0表示材料密度。

目前，研究应力波传播主要有两种实验方法：一种是利用光弹成像技术进行直接观测，但该方法要求被测构件具有较高的透明性；另一种是通过分析裂纹分布来间接推断应力波的传播规律。此外，也有部分学者采用数值模拟方法来分析应力波传播过程。模拟方法最显著的特点在于其能够表征应力波瞬态动态传播的过程。Liu等[100]（附录A中的图S5）采用位错密度模型更新材料的本构行为，并引入应变率效应项对高速加工（HSM）进行模拟。通过对比常规加工（CM）与HSM条件，他们发现材料的主变形方向由沿45°方向的剪切变形逐渐转变为几乎垂直于刀具运动方向的变形。这一结果表明，随着加工速度的提高，材料的剪切变形受到抑制。Jiang等[101]利用时间分辨光弹成像技术观察了聚碳酸酯工件中弹性应力波的传播过程，并通过建立晶格模型开展了模拟研究。图8（a）、（b）分别给出了实验与模拟得到的应力传播结果，两者具有良好的一致性。通过比较不同速度下S1~S3位置的应力变化[图8（c）]可以看出，当切削速度提高至75 m·s－1时，各测点的应力均出现显著波动。值得注意的是，在75 m·s－1的切削速度下，由于不同应力波的叠加，应力场出现了明显的畸变。在应力波传播前后，S1和S2位置的应力状态都经历了由压应力向拉应力的转折，这有利于裂纹的产生。此外，应力波分布主要集中在刀具-工件接触表面以及工件自由表面附近，因此，有必要进一步探究工件自由表面对应力波传播的影响机制。

根据Hopkinson的研究，压应力波在自由表面反射时可以转化为拉应力波[102]。Wang [103]对杆端压应力波反射后的应力分布进行了详细阐述，发现表面反射能够改变应力波的传播路径，从而改变工件内部的应力状态（附录A中的图S6）。Zhang等[104]通过离散元方法模拟了不同切削速度下HT250铸铁内部的裂纹扩展路径，从而验证了这一观点（附录A中的图S7）。研究表明，随着切削速度的增加，裂纹起始位置由刀具刃区向工件自由表面附近移动，同时裂纹数量显著增加。在花岗岩Hopkinson杆实验中也观察到了类似现象，即裂纹集中在自由表面附近[105]。表面反射对应力状态的改变作用，同样适用于高能冲击情形，如爆炸和激光冲击[63]。此外，在超高速加工过程中，载荷的施加与释放更为剧烈且集中，因此仍需进一步深入研究其对应力波传播的影响。

4.2 超高速加工诱发损伤趋肤效应

机械加工中损伤趋肤效应有许多实际例证。Zhang和Yin [12]总结了不同硬脆材料在不同切削速度下的亚表面损伤（SSD）深度。他们提出了SSD深度与应变率幂次之间的线性关系，如公式（12）所示，表明随着应变率的增加，SSD深度总体呈线性下降趋势。

δ=kh⋅dεdt-0.34

式中，kh为常数。

这一规律同样适用于韧性材料。随着磨削速度的增加，Al6061T6合金的动态再结晶区深度明显下降[106]（附录A中的图S8）。复合材料中也观察到了相同的现象[107]（附录A中的图S9）。

在超高速加工中，损伤的一个显著特征是“范围小、梯度大”，即状态变量集中于较小区域但变化幅度较大。应力波的传播也呈现相同规律。图9显示了工件在不同切削速度下的内部应力分布[101]。在常规切削条件（25 m·s-1）下，刀具前方会产生高强度应力，并沿主变形区传播。随着切削速度的增加，应力波呈现非线性变化。应力波的能量更加集中，导致变形更加剧烈，但作用范围减小。此外，传播路径趋向与切削方向一致，法向应力逐渐取代剪应力。然而，上述分析主要针对韧性去除模式中应变率效应引起的应力波行为。在更高应变率下，工件表面变脆并最终发生断裂。大量微小裂纹分布在工件表面附近，与工件内部的连续介质形成明显界面，进一步阻碍了应力波向工件内部的传播。

4.3 超高速加工中的热影响分析

材料去除过程中的能量消耗包括多种形式：外部摩擦、塑性变形、新表面形成以及动量传递。其中，外部摩擦和塑性变形占主导，并最终转化为热能。本节从脆性去除模式的新视角讨论热量的产生与传递，为超高速加工中的热效应提供更清晰的理解。

4.3.1 切削热的产生和传递

为了区分脆性去除与韧性去除模式下热量产生的异同，首先需要理解韧性去除机制下加工系统中热量的产生与传递。当材料发生弹性变形时，变形所需能量以应变能的形式储存；而当材料发生塑性变形时，变形所需能量则以热能的形式耗散。如图10（a）[108]所示，在韧性去除模式中，切削热的主要来源包括主剪切区（PDZ）的塑性变形、第二变形区（SDZ）刀具与切屑之间的摩擦，以及第三变形区（TDZ）刀具与工件之间的摩擦。其中，PDZ中的塑性变形会产生内部摩擦热Qps，该热量与位错运动密切相关，占总热量的约75%。假设所有机械功均转化为热量，则Qps的计算公式如式（13）所示。SDZ中的外部摩擦热Qsd约占总热量的25%，其计算公式见公式（14）。TDZ中的热量Qtd极少，通常可忽略不计。部分热量随切屑带走Qc，部分传递至工件Qw和刀具Qt，满足公式（15）。

Qps=Wc=FV⋅V
Qsd=Ffr⋅Vλh
Qps+Qsd+Qtd=Qc+Qw+Qt

式中，FV表示沿切削速度方向的切向切削力；λh表示切屑厚度比；Ffr表示作用在刀具前刀面上的总剪切力。

在塑性去除的初期阶段，随着切削速度的增加，材料的塑性变形加剧，导致PDZ和SDZ的热量增加，从而使整体热量上升。然而，热量不可能无限增加，因此在达到最大值后，进一步提高切削速度对热量产生的影响较小。但切屑与刀具的接触时间仍会继续缩短。在加工过程中，约70%~90%的热量被切屑吸收[109‒110]。从能量平衡的角度来看，热量通过导热和对流从高温切屑区传递至工件和刀具。因此，随着切削速度的提高，大部分热量被切屑带走，使切削区域的整体热量减少[111]。因此，提高切削速度有助于减少进入刀具和工件的热量。Ueda等[112]（附录A中的图S10）进行的高速滚齿实验有效验证了上述观点。

图10（b）和（c）展示了在常规切削（CM）和超高速加工（UHSM）下的热量分布[108]。在超高速加工下，材料脆化严重，抑制了位错的剪切滑移。这导致能量以原子/分子键断裂的形式消耗，而非通过内部摩擦产生热量。因此，在超高速加工引起的塑性材料脆性去除模式下，PDZ中塑性变形产生的热量可忽略不计。对于SDZ中的外部摩擦热，由于在塑性去除阶段刀具与切屑间存在摩擦，因此会产生较多热量。随着切削速度的提高，材料进入脆性去除模式，形成碎屑或粉末状切屑，而不再沿刀具前刀面滑出。这显著减小了刀具与切屑的接触面积，有效避免了二者间的摩擦，使该区域产生的热量减少。

在脆性去除阶段，随着加工速度的提高，材料碎裂加剧，更多的动能用于切屑破裂，而非通过塑性变形转化为热量，塑性流动进一步受到抑制，导致切屑的变形和尺寸越来越小[113]。此外，加工速度越高，碎屑的扩散速度越快，带走的热量也越多。同时，切屑的大量分离与破碎会减少外部摩擦热的产生，而加工速度的提高还加速了刀具-切屑接触区的气流循环，进一步增强了热量的散逸。

4.3.2 热影响的局部化

当加工速度超过塑脆转变的临界速度时，去除机制由塑性去除转变为脆性去除。需要强调的是，脆性去除仅指切屑以脆性方式离开工件，而新形成的加工表面仍受TDZ外部摩擦热的塑性去除特征影响[108]。脆性去除在某些方面类似于预热处理或激光辅助加工，这些方法均可通过热软化效应有效降低切削力[114]。不同之处在于，超高速加工中刀具与工件的接触时间极短，应变率响应的温度滞后效应限制了热量向工件深处的渗透。此外，高应变率下声子阻力的影响不可忽视，声子阻力会影响材料的热导率，从而阻碍热量传递。这两个因素共同导致热效应层（TEL）的局部化[115]。

热影响层的局部化可以通过相关实验观测得到佐证。Guo等[116]（附录A中的图S11）通过检测氧元素发现，随着加工速度的提高，氧元素的分布趋向于靠近工件表面。此外，磨削速度越高，温度衰减的趋势越明显[106]（附录A中的图S12）。如图11所示，Liu和Su [49]发现，在切削速度为50 m·s-1时，可以观察到大量熔融切屑；随着加工速度的增加，熔融切屑数量逐渐减少。此外，该规律还可以通过切屑颜色变化、刀具氧化[49,115]以及PDZ和SDZ中氧含量的变化[117]得到体现。

4.4 高应变率下的塑脆转变过渡区

作为材料的固有性质，塑性与脆性本身具有二重性，但在外部因素的作用下，必然存在塑脆转变过渡区。在地质领域中，温度变化会导致应变局部化，而再结晶引起的晶粒细化是长石发生塑脆转变的主要原因[118]。在力学领域，可通过应力-应变曲线确认DBTR的存在[119]（附录A中的图S13）。当轴向应变率低于650 s -1时，应力-应变曲线表现出典型的塑性材料特征，可分为三个阶段：轴向应力线性增加、非线性上升至最大值以及非线性下降。当轴向应变率为950 s-1时，压缩过程简化为两个阶段：轴向应力线性增加和非线性下降，呈现明显的脆性特征。而在750 s-1和850 s-1的应变率下，受DBTR影响，应力-应变曲线出现显著波动，可分为四个阶段：轴向应力线性增加至局部最大值、下降至局部最小值、随后再次上升至局部最大值以及非线性下降直至材料破坏。在切削过程中，通过记录声发射信号可间接确认DBTR的发生[36,40]。目前，塑脆转变行为已被广泛观察到，但研究主要集中于DBTR的临界条件，例如，尖锐裂纹尖端形成位错环所需的能量[96,120]，以及裂纹周围形成的位错能否使裂纹钝化以阻止其进一步扩展[24,121‒122]。而DBTR中的材料去除机制几乎没有被研究过。

4.4.1 塑脆转变过渡区的切屑形貌

图12展示了IN718合金在划擦深度为5 μm条件下，从塑性去除（130 m·s-1）到DBTR（160 m·s-1、190 m·s-1）过程中切屑形貌的演化。图12（a）~（c）显示，在划擦速度为130 m·s-1时，切屑呈典型的锯齿状形貌，并具有明显的绝热剪切不稳定特征。然而，在DBTR过程中，出现两个显著特征：切屑尺寸明显减小，以及剪切带与裂纹并存。如图12（d）~（f）所示，在划擦速度为160 m·s-1时，切屑呈规则的扇形，局部产生微小（塑性）裂纹，但剪切带仍为主要特征。因此，该速度可视为塑性去除模式的轻微延伸。在划擦速度为190 m·s-1时，切屑形貌呈现多样性，爪状、扇形和条状切屑共存，切屑内部出现明显的（脆性）裂纹，且无凹坑，如图12（g）~（i）所示。因此，该速度可被视为脆性去除的初始阶段。切屑形貌的多样性本质上源于绝热剪切的不稳定性加剧，这与文献[119]中应力的显著波动一致。根据宏观尺度切屑演化规律及分子动力学模拟结果[49,65,94]，总体切屑尺寸将进一步减小，不规则碎片状切屑是脆性去除的典型特征。图12（j）展示了切削速度变化下的切屑形貌示意图，依次显示了CM条件下的连续型切屑、HSM下的锯齿状切屑、DBTR下的多样化小尺寸切屑、UHSM下的不规则碎片状切屑，以及更高速度下的粉末状切屑。

4.4.2 塑脆转变过渡区的材料去除机制

关于材料失效机制的讨论主要可分为两类：基于位错成核的模型[96]和基于位错运动性的模型[123‒125]。位错成核模型认为，当裂纹扩展前位错无法有效在裂纹尖端成核时，会发生脆性断裂。然而，一些研究证据对该解释提出了否定，表明在略低于脆韧转变温度时，位错仍可在裂纹尖端成核，但启动位错成核所需的应力过小，无法支撑位错的快速运动，因此无法使裂纹钝化，导致脆性断裂[122,124,126]。需要注意的是，上述分析基于预裂纹的存在。预裂纹的存在会显著降低材料失效所需的应力；若无预裂纹，材料失效所需的临界应力显著高于Peierls应力。一旦位错成核，它们会快速移动，导致塑性断裂[127]。因此，位错成核模型对脆性向塑性的转变提供了更有效的解释。相应地，判断材料发生塑性断裂还是脆性断裂的标准是位错和裂纹成核能垒的相对大小[128]。在高应变率诱导的DBTR过程中，材料在塑性阶段已经积累了大量位错，此时基于位错运动性的模型在解释其机理方面占主导地位。

根据Orowan的位错旁路机制[129]，位错滑移过程中成功绕过障碍的概率与障碍尺寸直接相关。随着应变率的增加，位错密度急剧上升。此外，剪切变形受到抑制，推挤变形占主导地位。这导致位错运动从平行的剪切滑移带转变为无序状态，使不同位错更容易发生缠结，形成位错簇或位错胞结构。

如图13所示，当位错簇或位错胞尺寸较小时，位错绕过它们的概率较高，从而发生塑性去除。然而，当尺寸较大或数量较多时，位错簇/胞之间的间距显著减小，只有少数位错线能够成功绕过障碍。大多数位错反而促进位错簇/胞的进一步成核与增长。此时，位错运动所消耗的能量不足以抵消能量损耗，一部分能量被转移以促进微裂纹的产生[121]，切屑整体尺寸显著减小，标志着塑脆转变（DBTR）的开始。随后，随着应变率进一步提高，位错成核和运动受到更强抑制，导致贯穿裂纹的形成，预示着DBTR即将结束。位错运动的抑制使不可动位错比例显著增加，并最终引发位错雪崩，产生大量交错裂纹。切屑以不规则碎片的形式离开工件，进入脆性去除模式。

5 讨论

5.1 超高速加工再定义

超高速加工（UHSM）的定义最初分为两类：一类认为主轴转速超过60 000 r·min－1即为UHSM；另一类则将加工线速度超过150 m·s－1或166.7 m·s－1作为UHSM的判定标准[130‒131]。前者基于主轴转速，适用于评估主轴设备，但不能直接用于加工领域；后者则忽略了工件材料固有性能在加工中的影响，并不适用于所有工件材料。因此，将加工速度超过工件材料塑脆转变临界速度的加工方法定义为UHSM，更具普适性和规范性，但仍需进一步完善。在加工系统中，塑脆转变现象主要体现在切屑和工件上。如图11和图12所示，碎片状切屑是材料脆化的典型表现，可作为UHSM的一个特征。另外，根据UHSM引起的损伤趋肤效应的理论分析，随着加工速度的提高，工件的亚表面损伤深度（SSD）逐渐减小，但不会趋近于零。在塑脆转变发生后，由塑性变形引起的损伤将被显著抑制，能量吸收机制发生根本性变化，从位错转向孪生[132]。因此，SSD趋于稳定，代表UHSM的第二个特征。

5.2 高应变率下的位错运动

位错在协调材料变形中起关键作用。它们在高应变率条件下的运动状态，是材料脆化本质及加工损伤趋肤效应的核心所在。

5.2.1 应变率对应位错运动状态的影响

根据Orowan理论，可得位错运动与应变率之间的关系如下[133]：

dεdt=ρbν

式中，ρ表示位错密度；b表示伯格斯矢量；ν为位错速度[134‒135]。

通过将方程（16）中的应变代入方程（17），上述方程可由瞬态方程转化为连续方程，即方程（18），从而刻画位错的动态行为。

ε=ρbL
dεdt=d(ρbL)dt=dρdtbL+ρbdLdt=dρdtbL+ρbν'

式中，L表示位错的平均位移；ν'为位错的动态速度。经过转化后，应变率对应位错的影响可分解为两部分：右侧第一项表示位错的静态行为；第二项表示位错的动态行为。位错的速度主要由施加的剪应力τ驱动，其表达式可由方程（19）给出[136]：

Crν=bτ

式中，Cr为与晶格黏滞性相关的阻力系数。

图14显示了单晶SiC在纳米划擦下的分子动力学模拟结果[137]。随着划擦速度的增加，完美位错线的长度在100 m·s-1时达到最大值，并且在此之前，位错分布呈现一定规律性。在划擦速度为200 m·s-1时，位错线长度减小，其滑移运动转变为无序状态。类似的演化也出现在不同磨削速度下复合材料中的SiC粒子[116]（附录A中的图S14）。这种变化与前文提到的剪切变形随划擦速度增加而受到抑制有关。值得注意的是，在划擦速度为200 m·s-1时，损伤层深度明显小于150 m·s-1时的深度[图14（e）]。根据方程（19），剪应力的减小导致工件中位错速度下降，从而抑制了位错运动，并将其限制在浅表层，呈现出加工损伤的趋肤效应。

超高速加工对应位错运动的影响不仅体现在剪应力上，还体现在接触时间上。应变率的增加可缩短刀具与工件的接触时间，从而抑制位错的成核与迁移，在一定程度上降低亚表面损伤深度[138]。

5.2.2 静止位错

根据运动状态，位错可分为两类：运动位错和静止位错。运动位错的密度决定了材料的塑性，而静止位错的密度则决定了材料的脆性。目前，描述位错运动的典型理论之一是热激活理论[139]（附录A中的图S15）。在此基础上，Follansbee和Kocks [140]提出了广义方程（20），通过调整参数p和q，可拟合任意障碍势能形状的表示。

ΔGa=ΔG01-ττ0pq

式中，ΔG0表示位错克服障碍所需的总能量；阴影区域ΔG为额外提供的热能；τ0表示0 K温度下的流动应力；τ为不同温度下的流动应力。

在临界温度T下，位错能量超过障碍能量(ΔG0-ΔGa)，其频率为v1，可由方程（21）表示：

v1=v0Aexp -ΔGakT 

式中，A表示与熵变相关的数值；v0为位错的振动频率；v1为成功克服障碍的位错频率；k为玻尔兹曼常量。因此，位错在障碍处的热激活等待时间可表示为tw=ν1-1。

材料内部缺陷主要包括硬质相、孔洞、晶界等。不论这些不确定因素如何，位错在相邻障碍之间的运动速度vf满足方程（22）[141]：

bσf=Dvf

式中，D表示阻力系数；σf为位错滑移的驱动力。假设l为相邻障碍之间的平均距离，则位错从一个障碍滑移到相邻障碍的时间tf可表示为方程（23）：

tf=lvf

位错在相邻障碍之间的迁移经历两种状态：热激活态和位错滑移态。因此，位错的平均速度Vdis可表示为方程（24）[142]：

Vdis=ltw+tf 

在低应变率（< 104 s－1）下，位错的热激活起主要作用[143]，此时tw≫tf，位错阻力可被忽略；在高应变率（104~107 s－1）下，声子阻力占主导[65,140,144‒146]，位错发射需克服显著的能量障碍。此时tw≈tf，位错阻力不可忽略。随着应变率增加，位错阻力增强，进一步限制了位错滑移。此外，由于位错之间的相互作用（缠结、吸引、阻碍等），运动位错受到约束，并逐渐转化为静止位错。位错运动减缓阻碍了后续位错的有效成核，使变形过程中形成的微裂纹无法被有效钝化，从而导致裂纹尖端应力集中并促进裂纹扩展，使材料表现出脆性特征[22,147]。当应变率达到一定程度时，可能发生位错雪崩，导致静止位错密度急剧增加，并最终引发材料脆化。

5.3 超高速加工中的裂纹扩展

与常规加工相比，超高速加工中的材料去除机制发生了根本性变化，更大的冲击为裂纹萌生提供了充足能量，导致裂纹萌生密度显著增加。此外，拉应力起主导作用，而以拉应力为主的断裂所消耗的能量明显小于以剪切为主的断裂，更有利于裂纹扩展[148]。尽管裂纹扩展速度随应变率增加而加快，但最终会收敛至瑞丽波速度的0.5~0.7倍。仅依靠单一裂纹扩展无法及时耗散巨大的能量，因此在裂纹尖端前方形成大量分支微裂纹网络[149]。

裂纹扩展路径主要受内部应力状态和材料阻力的影响。应力状态受应变率影响显著。随着应变率增加，刀具与工件的接触时间大幅缩短，导致应力梯度增大且衰减加快[101]。同时，微裂纹网络的形成使载荷能量迅速耗散，从而使整体裂纹扩展集中在工件表面附近。材料阻力大小与内部微观结构密切相关。工件变形消耗的弹性能W可通过方程（25）计算[150]。

W=12E(1-N) (εr)2

式中，E为弹性模量；D表示被激活的微裂纹数量；r表示弹性变形区的半径。

因此，弹性能的累积ΔW与微裂纹的激活ΔD满足方程（26）：

ΔW=12EΔN(εr)2

同时，根据Griffith准则，裂纹的扩展需满足不等式（27）：

ΔW≥ΔI

式中，ΔI表示裂纹扩展所需的表面能。

根据式（25）至式（27），图15（a）[151]展示了裂纹扩展的机制，该机制受晶粒取向关系[152]及内部缺陷等因素影响。工件材料可划分为两类区域：弱区和强区。在弱区，裂纹扩展所需的表面能相对较小；而在强区，该值较大。在低应变率条件下，弹性能累积较慢，难以达到强区裂纹扩展所需的表面能；然而在高应变率条件下，弹性能累积可同时满足弱区和强区的裂纹扩展要求。

图15（b）和（c）进一步总结了不同材料在常规加工和超高速加工条件下的裂纹扩展路径。对于陶瓷基复合材料等硬脆材料，如图15（b）所示，以Al2O3-SiO2陶瓷为例。由于烧结不足，SiO2粒子与Al2O3基体之间的一些界面成为弱区，而Al2O3基体，尤其是SiO2粒子，则作为强区。在常规加工条件下，初始裂纹主要沿解理面形成，然后主要沿SiO2粒子与Al2O3基体的界面扩展，因为该路径消耗能量最少。加工能量集中于有限数量的裂纹上，从而导致裂纹深入工件内部。在超高速加工条件下，由于高应变率的影响，裂纹扩展路径发生根本性变化，更多裂纹会穿过Al2O3基体，甚至延伸到SiO2粒子内部[151]。在高应变率条件下，基体与增强相之间的组成差异减小[116]，降低了裂纹扩展所需表面能的差距，使裂纹路径更为均匀。如图15（c）所示，对于金属和合金等塑性材料，在高应变率条件下会发生塑脆转变，材料缺乏足够的塑性来抑制微裂纹扩展。与此同时，在层错能较低的材料中，孪晶形核速率显著提高。孪晶之间以及孪晶与位错之间的相互作用，会加速孪晶界处裂纹的萌生与扩展[153]。新形成的孪晶界面会成为裂纹扩展的优先路径，从而有利于穿晶断裂的发生[54,154]。大量孪晶界的存在显著增加了裂纹扩展路径[155]。此外，在低应变率条件下，裂纹更容易发生偏转；而在高应变率条件下，惯性效应对断裂能再分配的影响增强，提高了裂纹穿透界面的概率，使裂纹更倾向于沿直线路径扩展[156‒157]。

总体而言，常规加工条件下裂纹分布数量少且延伸较深；而在超高速加工条件下，则表现为裂纹数量多但较浅。与常规加工相比，超高速加工能够对不同材料实现无差别加工，这也说明了脆性去除模式的普适性。

6 总结和展望

本文围绕材料属性转变及三种典型的材料去除机制展开，基于热力学与物理学相关知识重点探讨了超高速加工中的材料去除机制。结论如下。

（1）世界上不存在绝对的塑性或脆性材料，所谓的塑性或脆性是相对的，取决于加载条件或环境因素。

（2）原子尺度切削在典型材料去除机制阵列中增加了推挤去除，在超精密加工中发挥着重要作用。然而，目前刀具的刃圆半径仍处于微米级，实现从微米向纳米甚至埃米级的过渡仍需大量技术积累与突破。

（3）在极端制造领域，脆性去除比塑性去除更具普适性，并将在超高速加工中发挥关键作用。与塑性去除相比，脆性去除能够有效抑制热量产生，并减轻塑性材料的加工硬化。

（4）在高应变率下，位错缠结和塞积的概率增加，运动位错转化为静止位错，从而引发塑性材料的脆化，并加剧硬脆材料的脆化程度。这对于降低切削力以及防止积屑瘤或砂轮堵塞具有重要意义。

（5）在超高速加工中，应力传递发生显著变化，位错运动不再是由剪应力主导的有序运动（位错滑移带形式），而是由法向应力主导的无序运动，这使得位错更易缠结和塞积形成簇，并受限于近表层，从而产生加工损伤的趋肤效应。

（6）由于超高速加工中材料脆化的影响，大部分由内部摩擦及部分外部摩擦产生的热量会被抑制。同时，刀具与工件的接触时间大幅缩短，从而显著减少由温度引起的加工问题。

（7）在塑脆转变过程中，材料力学性能明显波动，切屑形貌呈现多样性，不利于稳定加工。因此，应尽量避免在塑脆转变区进行材料去除。

（8）基于位错运动的模型，经位错旁路机制修正后，可以合理解释高应变率引发的塑脆转变过渡区的材料去除机制。

除了上述讨论的材料脆化机制、加工损伤趋肤效应及热影响层局部化之外，超高速加工中仍有许多方面需要进一步探索。例如，①基于前文提到的塑脆属性相对化的概念，超高速加工能够缩小复合材料中韧性组分与脆性组分的差异，从而提升加工后表面完整性[116]；②在高应变率作用下，超高速加工可改变工件亚表面的微观结构，这一点与常规加工有本质差异；③对于原子尺度切削，在超高速条件下，推挤效应也会转变为以静水应力为主导的等压效应，最终以喷射方式去除原子层，两侧不再形成堆积，从而演化为超高速加工，进一步说明脆性去除的普适性[65]；④目前加工模拟中使用的材料本构模型对温度软化项赋予较大权重，然而在脆性去除过程中，温度效应逐渐减弱。因此，迫切需要建立适用于超高速加工脆性去除机制的材料本构模型。

此外，超高速加工在其他相关领域仍存在许多待解决的前沿问题，例如，实时监测动平衡[158]、超高速加工条件下空气屏障的气动特性研究[159‒160]、高压冷却系统的开发[161‒162]、超高速磨削用砂轮[163‒165]，以及适用于超高速加工的温度测量装置[166]等。

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