涂层刀具表面强化技术研究现状及发展趋势

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涂层刀具表面强化技术研究现状及发展趋势
查旭明1， 袭琳清1， 郭运武1， 李嘉晟1， 陈潇1， 张涛2

【作者机构】        1集美大学海洋装备与机械工程学院； 2厦门理工学院机械与汽车工程学院
【来    源】        《表面技术》 2026年第7期 pp.81-109
更高强度的新材料及更高效、精密、低损伤的新工艺不断出现，对高性能切削刀具制造提出了全新挑战。涂层刀具在恶劣热力耦合工况下面临着力学性能衰退、界面失效以及涂层剥落等问题，这些问题是导致涂层刀具磨损加剧的关键因素，而对涂层刀具进行表面强化处理可以调控涂层/基体界面结合性能、提升刀具材料力学性能，对实现涂层刀具强韧化具有重要意义。首先，综述了涂层刀具的相变强化、应变强化、高能表层强化3种表面强化处理技术的工艺原理与研究进展；其次，深入探讨了相变强化中的热处理及深冷处理工艺、应变强化中的喷丸处理工艺、高能表层强化中的脉冲磁场处理、脉冲电子束处理及激光处理工艺对涂层刀具表面力学性能、膜基界面结合强度以及切削性能的影响机制，结果表明，强化工艺参数的优选对提升涂层刀具硬度及膜基结合力等指标具有重要影响。热处理与深冷处理通过调节涂层内部应力水平和改善微观组织结构，对涂层/基体界面结合强度起到强化效果；喷丸处理可以促使受冲击的涂层表面发生弹塑性变形，产生应变硬化，提高涂层硬度；脉冲磁场处理降低了涂层内部的缺陷密度，改善了残余应力状态，提高了涂层刀具的抗剥落性能及切削性能。最后，总结了现阶段涂层刀具强化技术所面临的关键挑战，并提出了高性能涂层刀具强化领域未来的研究方向与发展路径。

关键词：涂层刀具；性能强化；工艺参数；力学性能；切削性能

伴随着航空航天、高端装备制造等需求的牵引，面向新型材料的先进切削刀具设计制造成为十分重要的前沿技术，新材料与新产品也大大促进了对国产高性能切削刀具的需求。涂层刀具因在极端切削工况下具备优越的热稳定性、力学性能与可靠性等优势，成为切削刀具表面改性与提升寿命的主流方法[1]。优越的刀具体系意味着基体材料与涂层材料的最优组合，而高性能涂层对切削刀具整体性能的提升起到了重要作用。虽然目前针对涂层刀具的研究与使用日趋广泛，但如何进一步提高涂层本征性能以及强化涂层与刀具基体的界面性能是亟待突破的关键技术。

涂层元素材料的发展是伴随着其性能的提升而逐渐演变的，TiN二元涂层具备较好的润滑性能，但其耐热性能较差，在温度达到约500 ℃时会发生严重氧化，生成疏松的TiO2，使得涂层在高温高应力环境中抵抗塑性变形的能力大大降低[2]。因此，在此基础上发展三元涂层TiAlN，所添加的Al元素在高温下形成的Al2O3有助于涂层发挥较好的隔热效果，且适当提高Al的质量分数可以获得更优的塑韧性和膜基结合力。研究发现，多种微量元素掺杂而产生的“高熵效应”使得涂层具有更优良的性能，例如添加Si可以促进生成纳米晶状体结构以及生成Si3N4非晶相，由于涂层中的纳米晶体与Si3N4非晶相之间具备优异的内聚力，从而可以使涂层具有超高硬度[3-4]；添加Cr可以在高温下形成Cr2O3晶体结构，促进涂层表面生成高密度α-Al2O3保护层，从而具备更好的高温抗氧化性能[5]。因此，在TiAlN三元涂层中加入Si、Cr、Y、Nb等元素，可获得TiAlSiN、TiAlCrN等四元涂层以及高熵涂层，如图1所示。

涂层结构在初期阶段以单层结构涂层为主，但存在因膜基界面性能不匹配而导致的分层、剥落失效问题，而多层涂层的结合性能、抵抗裂纹扩展能力以及使用寿命都要优于单层涂层[6]。多层涂层是由两种或更多的较薄涂层材料经过交替沉积制备，从而获得具备周期性重复结构体系，其优势表现在：①可通过其内含的不同基础涂层实现性能互补，从而获得总体的最佳物理性能；②减少涂层与基体之间在界面处力学性能和化学特性的失配，增强界面结合力[7]。此外，通过将每一层涂层的厚度控制在纳米尺度，研究发现纳米涂层的力学性能和摩擦学性能取决于晶界效应和纳米晶体尺寸效应的相互协同作用，该类涂层具备高硬度、高韧性、优异的耐磨性和高温热稳定性等优势[8]，因此涂层结构逐渐从“微米尺度”多层向“纳米尺度”多层发展，如图2所示。纳米涂层可以调节涂层在热力载荷作用下的应力分布，降低涂层的摩擦系数，调控涂层内的残余应力水平，从而提高涂层刀具的切削性能[9-10]。

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图1 二元涂层到高熵涂层的发展演变
Fig.1 Evolution from binary coatings to high-entropy coatings

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图2 涂层结构体系的发展演变
Fig.2 Evolution of coating structural systems

涂层刀具在切削难加工材料时面临复杂加工工况，例如：①超高速切削过程中涂层刀具表面处于高温、高应变率及交变载荷等多场耦合的极端工况，导致涂层刀具发生显著的氧化磨损、材料黏结及冲击破坏等失效行为[11-12]；②工件材料发生绝热剪切变形及塑脆性能转变而产生的高温锯齿状切屑会对涂层刀具产生超高频疲劳冲击作用，导致涂层刀具内部萌生微裂纹，并沿晶界或缺陷处扩展，最终发生涂层剥落失效[13-14]。伴随着高端装备关键构件的加工质量要求不断提高，为了进一步改善涂层刀具的性能与使用寿命，学者通过热处理改性技术、喷丸强化技术、脉冲磁场强化技术与高能束强化技术等后处理工艺降低涂层表面粗糙度、提高涂层的力学性能、调节涂层残余应力水平、增强涂层/基体结合力以及改善涂层微观组织结构。目前，通过后处理强化技术提高涂层刀具的服役性能已逐渐成为研究热点。

1 涂层刀具强化改性处理技术
1.1 相变强化技术
热处理改性是一种通过将材料置于特定介质中，在控制温度和时间条件下进行加热、保温和冷却的工艺过程。热处理可以优化材料相的组成和分布，最终提高材料的物理、化学和力学性能，属于相变强化[15]。涂层刀具的相变强化技术主要包括热处理和深冷处理。其中，热处理通过高温环境为涂层中的粒子提供能量，提高原子的迁移能力，促进晶粒细化。深冷处理作为热处理的延伸技术，利用低温使材料发生收缩，使其更加致密，从而进一步优化材料的综合性能。Cui等[16]使用马弗炉在350 ℃高温环境下对TiAlN涂层刀具进行90 min热处理强化，研究表明，强化后的刀具涂层硬度与残余压应力显著提高，其表面残余压应力可达1 916.9 MPa，较未处理提升59.4%，但是热处理的高温环境会使涂层表面发生局部氧化，提高涂层表面粗糙度。骆传跃等[17]在零下190 ℃环境下对TiAlN涂层硬质合金刀具进行24 h的深冷处理，如图3所示，研究发现，深冷处理的刀具表面维氏硬度达22.11 GPa，较未处理刀具提升约14%，进而增强耐磨性，显著提升了刀具的切削性能。

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图3 深冷处理强化示意图[17]
Fig.3 Schematic illustration of cryogenic treatment strengthening[17]

1.2 应变强化技术
喷丸强化是一种利用微小丸粒冲击材料表面，使其产生塑性变形，从而改善材料表面性能的加工工艺，属于应变强化。由于该方法改善了材料表层微观组织结构与应力状态等特征，从而抑制了裂纹的萌生和扩展，提高其服役性能[18]。Cui等[16]采用喷砂机对TiAlN涂层刀具进行湿喷砂处理，如图4所示，磨料通过喷嘴高压射流喷出，撞击涂层表面并使其产生塑性变形及材料微量去除。结果发现，TiAlN涂层表面存在的“液滴”等缺陷被有效去除，涂层的表面粗糙度显著降低，同时涂层内部的应力状态由拉应力转变为压应力。Wang等[19-20]对WC-10Co硬质合金进行了喷丸处理。结果表明，硬质合金的表层发生了晶粒细化，形成了90 μm厚的纳米晶层，位错密度显著提高，处理后的材料在高温环境下表现出更好的热稳定性。

1.3 高能表层强化技术
脉冲磁场强化是一种在接近室温下的物理场处理技术，如图5所示。磁性线圈通电产生电流感应磁场，从而对样品进行磁性处理。材料经过磁性处理后，其内部微观结构发生变化，使材料力学性能提高，属于高能表层强化。Yang等[21]发现经过脉冲磁场处理后的WC-12Co硬质合金刀具性能得到提高，其原因为刀具加工过程中黏着磨损的减少，同时磁化后的刀具可以吸附细小的碎屑提高其铣削性能。此外，脉冲磁场处理可以为材料内部的位错运动提供动力，促进内部高密度位错的形成，提高材料的硬度与耐磨性[22]。Zhang等[23]采用脉冲电磁耦合处理WC-8Co硬质合金刀具并进行了干车削TC4钛合金试验。结果表明，脉冲电磁耦合处理提高了WC-8Co硬质合金的导热性并降低内部缺陷，使其抗氧化性能得到提高，降低了刀具在切削加工中的黏着磨损、扩散磨损和氧化磨损，从而提高刀具的耐磨性和使用寿命。

高能束强化处理是利用大电流脉冲电子束、脉冲激光等高能量密度光束照射材料表面，从而增强其力学性能，属于高能表层强化。针对脉冲电子束处理方法，其原理为基于电子束辐照下材料表面发生闪熔与快速凝固，从而改善其微观组织结构，使其发生晶粒细化，表面缺陷得到去除，表面粗糙度降低[24]。Ge等[25]对TiN/TiCN/Al2O3/TiN涂层硬质合金刀具进行大电流脉冲电子束辐照处理，如图6所示，电子束在电容放电过程中被激活并受螺线管约束，最终轰击样品表面。结果表明，经过大电流脉冲电子束辐照处理后，涂层表面的团簇、微裂纹等固有缺陷被去除，表面粗糙度显著降低，材料结构更加致密，有效提升了涂层的力学性能。

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图4 喷丸强化处理[16]
Fig.4 Shot peening treatment[16]

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图5 脉冲磁场强化设备及其强化原理[21]
Fig.5 Pulsed magnetic field treatment system and strengthening mechanism[21]

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图6 大电流脉冲电子束强化处理示意图[25]
Fig.6 Schematic illustration of strengthening by high-current pulsed electron beam processing[25]

脉冲激光强化处理包含激光重熔技术与激光表面微织构技术，具有高能量密度、超短脉宽等优点，该技术已被广泛应用于材料的表面改性[26]。激光重熔技术是利用激光的热效应，使材料表面迅速熔化和凝固，如图7所示。Ohkawara等[27]采用激光气体辅助熔钨进行硬质合金表面处理。经过激光处理后，硬质合金更加致密，同时形成了WC-W2C复合材料，提高了材料的硬度与残余压应力。赵远涛等[28]对Mo2NiB2基金属陶瓷涂层进行激光重熔处理，处理后涂层的表面缺陷显著降低，涂层结构更加致密，涂层与基体界面处的弱机械结合转变为更好的冶金结合，使其不易发生剥落。针对激光表面微织构处理技术，其原理为利用激光对材料的烧蚀作用以及能量精确、参数高度可控等优点，在材料表面刻蚀出规律的织构[29]。这种微织构结构可以容纳材料磨损产生的碎屑，从而避免大量磨损碎片积累而导致的黏着磨损与磨粒磨损。因此，表面微织构可以在一定程度上起到减少摩擦和抗磨损的作用[30]。

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图7 激光强化处理[31]
Fig.7 Laser surface strengthening process[31]

2 涂层刀具相变强化机理及其对切削性能的影响研究
2.1 热处理
2.1.1 热处理对涂层力学性能的作用机制

张正权等[32]研究了不同热处理温度对TiSiAlN涂层结合力与纳米硬度的影响，如图8所示，结果表明在500～600 ℃时，纳米硬度和结合力随着热处理温度的升高而升高；当热处理温度升高到800 ℃时，涂层的纳米硬度和结合力都达到最大值，分别为35.01 GPa和54.45 N；但在900 ℃时，两者均出现显著下降趋势。涂层硬度和膜基结合力升高的原因为热处理温度促进了涂层内原子扩散，尤其是原子半径较小的N、Si等原子容易填充空位等缺陷，增加了涂层致密度；但过高热处理温度则促进了涂层晶粒长大，并导致涂层和基体之间的界面失稳，从而降低纳米硬度和结合力。

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图8 热处理温度对TiSiAlN涂层纳米硬度与膜基结合力的影响[32]
Fig.8 Effect of heat treatment temperature on nanomechanical properties and adhesion strength of TiSiAlN coatings[32]

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图9 热处理工艺对涂层硬度的影响：a）热处理温度；b）热处理时间[33]
Fig.9 Effect of thermal process parameters on coating hardness:a) heat treatment temperature; b) holding time[33]

刘洋[33]研究了热处理工艺参数对含In元素刀具涂层硬度的影响，如图9所示，结果表明，随着热处理温度从250 ℃逐渐增加到450 ℃，涂层的硬度呈现出先升高后降低的变化趋势，并在350 ℃时涂层硬度达到最高，为3 248HV。同时，热处理时间也对涂层的硬度产生明显影响。随热处理时间从1 h延长到5 h，涂层的硬度表现为先升高后基本不变的变化趋势。因此，为了使含In元素刀具涂层获得最高硬度，热处理温度优选为350 ℃、热处理时间优选为4 h。热处理过程中，在最佳温度范围处，过饱和的固溶体可能发生析出极其细小的金属间化合物，这些纳米级的析出相能有效地钉扎位错，阻碍其运动，从而产生显著的析出强化效应，这是硬度达到峰值的主要原因。

李海涛等[34]对Ti/TiN/TiCN复合涂层进行了不同保温时间的热处理并计算涂层的残余应力。图10为不同热处理保温时间下涂层的XRD检测结果，表明随着保温时间的增加衍射峰逐渐变窄并更加尖锐，这是由于热处理过程中晶粒长大和结晶度增加所导致。涂层残余应力计算结果如表1所示，原始涂层内的应力状态为残余压应力，其值为391.2 MPa，随着热处理时间增加至60 min，涂层的残余压应力为245.5 MPa，下降了37.2%。

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图10 不同热处理保温时间下Ti/TiN/TiCN复合涂层的XRD衍射图[34]
Fig.10 XRD analysis of Ti/TiN/TiCN multilayer coatings for various holding time under heat treatment[34]

表1 不同热处理保温时间下涂层残余压应力[34]
Tab.1 Holding time-dependent residual compressive stresses of coatings under heat treatment[34]

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由于热处理作用诱导的原子迁移使得涂层/基体间界面处形成一定厚度的元素过渡区，增强了涂层/基体界面结合强度[35]。Ahmed[36]通过压痕试验后涂层的损伤评估涂层/基体界面结合强度，如图11所示，未处理样品在压痕边缘出现严重的涂层分层现象，表明涂层/基体界面结合强度不足。而经600 ℃热处理后，涂层/基体界面结合强度提高，压痕边缘未出现涂层分层现象。但是在400 ℃和900 ℃热处理样品表现出较差的界面结合强度，压痕的边缘出现涂层分层。

2.1.2 热处理涂层刀具的切削性能研究

张正权等[32]通过划痕试验测试涂层的耐磨性，结果表明热处理后的涂层划痕宽度为0.475 mm，相比于未处理涂层划痕宽度0.92 mm发生了明显降低，如图12所示，未处理涂层划痕表面有裂纹产生，而热处理后涂层的划痕内部更加致密，涂层没有产生破损。这是由于未处理涂层内部存在缺陷，裂纹容易在涂层与基体界面处产生并扩展，最终导致涂层与基体结合不牢固。而热处理可以降低涂层的应力，改善内部缺陷，最终提高涂层的摩擦磨损性能。Skordaris等[37]在400 ℃高温环境中对TiCN涂层进行了不同时间的热处理并进行切削试验，如图13所示，涂层刀具的耐磨性随着热处理时间的增加而逐渐提高，但是当热处理时间为180 min时，刀具的切削性能下降。这是由于过长的保温时间引起刀具基体力学性能的降低[38]，最终导致涂层刀具切削性能下降。

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图11 纳米复合TiSiN涂层的压痕失效模式：a）未处理；b）400 ℃；c）600 ℃；d）800 ℃；e）900 ℃[36]
Fig.11 Indentation failure modes of nano-composite TiSiN coatings: a) untreated; b) 400 ℃; c) 600 ℃; d) 800 ℃; e) 900 ℃[36]

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图12 热处理对TiSiAlN涂层摩擦磨损形貌的影响：a）未处理试样低倍数图像；b）未处理试样高倍数图像；c）热处理样品低倍数图像；d）热处理样品高倍数图像[32]
Fig.12 Effect of heat treatment on tribological wear morphology of TiSiAlN coatings: a) low-magnification image of as-deposited sample; b) high-magnification image of as-deposited sample; c) low-magnification image of heat-treated sample; d) high-magnification image of heat-treated sample[32]

2.1.3 小结

表2 为统计不同热处理工艺参数对刀具涂层的力学性能的影响规律。适当的热处理温度能够增强涂层内原子的扩散能力，使涂层内部的元素更易迁移至空位等缺陷处，从而提升涂层的致密性，提高涂层的硬度。热处理还有利于材料中的元素发生一定扩散，使涂层与基体的界面结合处形成一定的过渡区，从而提高涂层/基体结合力。随着热处理温度的增加，涂层的硬度与涂层/基体结合力逐渐增大，但存在最优热处理温度，即热处理温度提升至过高程度后，涂层力学性能反而会降低。同时热处理还可以改善涂层内部应力水平，降低涂层的残余应力，涂层内部残余压应力随着处理温度与时间的增加逐渐降低。但是，当热处理温度与时间过高时，涂层的晶粒会由于高温发生粗化，同时涂层与基体间的界面稳定性下降，进而造成涂层硬度与膜基界面结合强度的衰退。因此，未来可重点研究基于相变强化机制的涂层刀具热处理工艺参数调控优化。通过有限元模拟与实验验证相结合的方法，精确分析不同工艺参数对材料微观结构和力学性能的影响规律，从而精准调控涂层的强化效果，最终提升涂层刀具的综合性能。

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图13 不同热处理TiCN涂层刀具切削时间与后刀面磨损的关系[37]
Fig.13 Relationship between cutting time and flank wear of different heat-treated TiCN coated tools[37]

HW/K05, TiCN, t≈3 μm, GG30, Turning, vc=200 m/min,fu=0.12 mm/r, ap=2 mm, D=149 mm, dry

表2 传统热处理工艺参数对刀具涂层力学性能的影响
Tab.2 Effect of traditional heat treatment parameters on mechanical characteristics of tool coatings

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2.2 深冷处理
2.2.1 深冷处理对涂层力学性能的作用机制

邓娅等[40]对TiN涂层进行了零下196 ℃的深冷处理并保温30 min。研究发现，深冷处理对TiN涂层硬质合金的硬度影响非常明显，深冷处理后的TiN涂层硬度由2 344.4HV提升至2 612.4HV。为研究硬度提升的原因，对TiN进行X射线衍射检测，如图14所示，结果表明，深冷处理后TiN(111)晶面发生择优取向，该晶面是 TiN晶体的原子密排面，其择优取向的加强会导致涂层硬度增大。同时深冷条件下体积的收缩还能使晶体内微孔、凹坑和微裂纹等缺陷弥合，提升涂层致密度，从而提高涂层硬度[41]。但是当深冷时间过高时，涂层体积收缩严重，容易产生微裂纹等缺陷，涂层的显微维氏硬度会降低[42]，如图15所示。

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图14 TiN涂层深冷前后X射线衍射谱[40]Fig.14 XRD patterns of TiN coatings before and after cryogenic treatment[40]

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图15 涂层显微维氏硬度与深冷时间的关系图[42]Fig.15 Micro-Vickers hardness evolution of coatings with cryogenic treatment time[42]

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图16 TiAlN涂层显微硬度与深冷时间关系图[43]
Fig.16 Microhardness evolution of TiAlN coatings with cryogenic treatment time[43]

谢小豪[43]对TiAlN涂层进行了不同保温时间的深冷处理并评价其力学性能，如图16所示，TiAlN涂层显微维氏硬度随深冷时间呈先升高后降低趋势。经过36 h深冷处理后硬度达峰值3 611.1HV，较未处理样品提升29.1%，而经过48 h深冷处理的样品硬度则降至3 425.03HV，降幅5.15%。适度深冷通过体积收缩弥合晶界缺陷、抑制原子动能、增强结合力，同时AlN(111)晶面择优取向协同提升其致密性，但过度深冷处理因材料体积过度收缩引发微裂纹，导致硬度回退。如图17所示，TiAlN涂层结合力与深冷处理时间呈非线性关系。经36 h深冷处理后涂层结合力达到峰值69.7 N，较未处理样品提升7.7%，但是经过48 h深冷处理样品的结合力出现1.7%回落。适度深冷处理促使涂层/基体界面因协同收缩而致密化，但过度深冷处理会因两者热膨胀系数差异引发界面应力累积，从而降低其膜基界面结合力。

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图17 TiAlN涂层结合力随深冷时间变化图[43]
Fig.17 Adhesion strength evolution of TiAlN coatings with
cryogenic treatment time[43]

Hsiung等[44]对TiAlN涂层刀具进行不同保温时间的深冷处理并测量其残余应力，残余压应力结果如表3所示。与未经处理涂层刀具相比，深冷处理6 h和 10 h的涂层刀具残余压应力分别降低了 3%和9%。降低残余应力可提高刀具稳定性，提高其加工性能。

表3 TiAlN 涂层经不同深冷处理工艺的残余压应力[44]
Tab.3 Residual compressive stresses in TiAlN coatings after different cryogenic treatment[44]

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冷可等[45]对TiAlN涂层刀具进行不同温度深冷处理并进行划痕试验，如图18和图19所示。结果表明，没有进行深冷处理的涂层在划痕试验中被完全划破，基体发生连续暴露，其涂层结合力为66.7 N，经过-110 ℃和-150 ℃深冷处理的涂层被挤压变形，在划痕末端暴露出部分硬质合金基体，涂层/基体界面结合强度相比于未处理的涂层刀具提升明显，结合力分别为90 N与97.6 N，经-190 ℃深冷处理的刀具涂层在划痕过程中未被划破，这表明涂层/基体界面结合强度得到了显著提升，其结合力为110.5 N。

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图18 不同温度深冷处理下涂层的划痕形貌图：a）未处理；b）-110 ℃；c）-150 ℃；d）-190 ℃[45]
Fig.18 Scratch morphology images of coatings under different cryogenic treatment temperatures: a) untreated; b) -110 ℃; c) -150 ℃; d) -190 ℃[45]

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图19 深冷处理对涂层/基体结合力的影响[45]
Fig.19 Effect of cryogenic treatment on coating/substrate adhesion[45]

2.2.2 深冷处理涂层刀具的切削性能研究

为了评价深冷处理对Ti(N,C)-Al2O3涂层硬质合金刀具加工性能的影响，Li等[46]对AlSi H1钢进行了相同材料体积去除的干铣削试验。如图20所示，未处理刀具的后刀面磨损宽度为226.6 μm，同时还存在涂层的剥落与刀具刃口的崩刃。经过深冷处理后，涂层刀具的后刀面磨损宽度均有所减少，刀具崩刃程度降低，这归因于深冷处理提高了涂层的硬度与耐磨性并增强了涂层/基体界面结合强度。

2.2.3 小结

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图20 不同深冷工艺参数处理刀具铣削AlSi H1钢的后刀面磨损形貌：a) 未处理；b) 深冷温度-100 ℃，冷却速率6.5 ℃/min，冷却时间180 min，回火温度60 ℃；c) 深冷温度-130 ℃，冷却速率8 ℃/min，冷却时间90 min，回火温度140 ℃：d) 深冷温度-190 ℃，冷却速率8 ℃/min，冷却时间150 min，回火温度100 ℃[46]
Fig.20 Flank wear morphology of cryo-treated tools during milling of AlSi H1 steel: a) untreated;b) -100 ℃ at 6.5 ℃/min for 180 min under 60 ℃ tempering; c) -130 ℃ at 8 ℃/min for 90 min under 140 ℃ tempering; d) -190 ℃ at 8 ℃/min for 150 min under100 ℃ tempering[46]

表4 深冷处理对刀具涂层力学性能的影响
Tab.4 Effect of cryogenic treatment on mechanical properties of tool coatings

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表4 为统计不同深冷处理工艺参数对刀具涂层力学性能的影响规律，综上分析可知，降低深冷处理温度与增加深冷处理时间均能提升涂层硬度与膜基界面结合力，调节残余压应力水平。但是对于强化处理后涂层硬度与结合力而言，存在最优工艺参数，超过其临界值将导致涂层发生体积过度收缩，产生微裂纹，硬度降低。当深冷处理温度过低与深冷时间过长时，涂层与基体的界面处会产生应力集中，进而降低膜基界面的结合强度。后续研究应重点优化深冷处理工艺参数，通过正交试验以及微观组织表征手段，准确优选最佳工艺参数，探究深冷强化处理对涂层硬度、结合力、残余应力的调控机制，从而进一步提升涂层刀具的综合性能。

3 涂层刀具应变强化机制及切削性能研究
3.1 喷丸强化对涂层力学性能的调控机制
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图21 未处理和喷丸涂层刀具的显微图像[48]
Fig.21 Micrographs of untreated and shot-peened coated tools[48]

Zhuang等[48]采用一种新型的弹性磨料射流对TiAlN涂层刀具进行后处理强化，图21为250 kPa喷丸压力与不同喷丸时间下的涂层表面形貌，结果表明，未处理涂层表面存在凹坑与颗粒等缺陷，颗粒在刀具切削过程中会发生脱落，作为硬质颗粒划伤涂层表面与加工材料表面。经过30 s喷丸处理后，大部分颗粒被去除，表面变得更光滑，但是仍有部分颗粒残留在涂层表面，残留颗粒与涂层之间存在一定缝隙，在刀具切削过程中可能会导致颗粒的脱落，造成材料表面划伤。喷丸60 s后，涂层表面状况进一步改善，颗粒被有效去除，这表明喷丸可以消除表面缺陷，提高涂层表面质量，降低表面粗糙度，如图22所示。

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图22 弹性磨料射流处理后涂层表面粗糙度的变化[48]
Fig.22 Surface roughness evolution of coatings after elastic abrasive jet treatment[48]

但是当丸粒在压强过大时，在局部压应力和剪切应力的作用下，会导致涂层表面裂纹的产生与扩展[49]，如图23所示。同时当喷砂处理对刀具表面材料去除过多时，涂层刀具表面会产生新缺陷，如裂纹、凹坑与破损等，导致涂层表面形貌恶化，涂层表面粗糙度值升高[50]。

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图23 喷砂后的涂层表面形貌与裂纹产生示意图[49]
Fig.23 Surface morphology and crack formation of coatings after abrasive blasting[49]

同时Zhang等[48]采用纳米压痕试验评估经不同工艺参数弹性磨料射流处理后涂层硬度和弹性模量，如图24所示。结果表明，当喷丸时间为30 s时，涂层硬度随着喷丸压力的增加而增加。未处理涂层硬度约为23 GPa，而在350 kPa压力与30 s参数下其硬度可以提高至35 GPa左右。当喷丸压力固定为300 kPa时，随着喷丸时间从0增加到90 s，硬度呈现先增加后降低的趋势。经过喷丸处理后的涂层弹性模量没有明显变化，这表明弹性磨料射流对改善刀具涂层弹性模量的局限性。在喷丸压力为300 kPa与喷丸时间为90 s时涂层的硬度发生降低，这可能是由于丸粒的过度抛光作用导致涂层力学性能的下降。

Ghorbani等[51]通过在2、4和6 bar（1 bar=0.1 MPa）3种不同的压力下对CrN/CrAlN纳米涂层进行微爆破处理并通过纳米压痕测试涂层的力学特性，试验结果如表5所示。与未处理样品相比，经过微爆破处理后涂层的硬度提高，处理后的涂层晶粒尺寸也有所减小，如图25所示，硬度随晶粒尺寸的减小而增大。同时，受冲击涂层表面出现应变硬化现象，导致晶格变形、晶粒剪切滑移。通过微爆破处理，微爆破压力为2、4、6 bar处理的涂层硬度分别提高了14%、20%和17%。

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图24 弹性磨料射流参数对TiAlN涂层硬度与弹性模量的影响：a) 喷丸压力；b) 喷丸时间[48]
Fig.24 Effect of elastic abrasive jet parameters on hardness and elastic modulus of TiAlN coatings: a) jetting pressure; b) jetting time[48]

表5 不同微爆破压力下CrN/CrAlN 涂层的力学性能[51]
Tab.5 Mechanical properties of CrN/CrAlN coatings under different micro-blasting pressures[51]

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图25 不同微爆破压力下CrN/CrAlN涂层的晶粒尺寸[51]
Fig.25 Grain size evolution of CrN/CrAlN coatings under different micro-blasting pressures[51]

喷丸处理倾向于将表面应力状态转化为压应力状态。残余压应力会导致位错的积累，可以使涂层的硬度增加。Hou等[52]对TiAlN涂层刀具进行0.14 MPa喷丸压力处理，并采用拉曼光谱法对残余应力进行测量，未处理试样与经过喷丸处理试样涂层内部残余应力分布如图26所示。喷丸会使涂层发生塑性变形，但是由于涂层与基体之间的约束作用会导致涂层在靠近基体处出现压应力和拉应力的集中[53]。从涂层/基体界面结合处到涂层表面的残余应力分布如图27所示，未处理的涂层表面残余应力水平趋近于0 MPa，而经过喷丸处理的涂层表面残余压应力为1 100 MPa，这表明喷丸处理可以转变涂层的应力状态，以达到强化的效果。

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图26 TiAlN涂层深度方向残余应力分布图[52]
Fig.26 Residual stress distribution along the TiAlN coating depth[52]

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图27 TiAlN涂层内部的残余应力分布[52]
Fig.27 Residual stress distribution within the TiAlN coating[52]

Zhong等[54]对TiN/MT-TiCN/α-Al2O3/TiN涂层进行涂刷、抛光和湿喷砂后处理并进行界面结合强度的比较。图28为不同后处理工艺的涂层划痕试验结果，未处理涂层开始产生裂纹的临界载荷为67 N，开始发生剥落的临界载荷为85 N。涂层经过抛光处理后，其分别增加至70 N与87 N。而单独湿喷砂与湿喷砂+抛光涂层开始产生裂纹的临界载荷均大于100 N。这表明湿喷砂处理对涂层应力状态的转变、微裂纹的愈合存在改善作用，与涂层/基体界面结合强度的大幅提高存在着很强的内在联系。

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图28 不同后处理状态涂层划痕试验结果[54]
Fig.28 Scratch test results of coatings under different post-treatment conditions[54]

3.2 喷丸强化涂层刀具的切削性能研究
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图29 在快速磨损阶段不同表面残余应力的涂层刀具切屑形貌：a）(332±10) MPa；b）(414±16) MPa；c）(519±20) MPa；d）(631±18) MPa[55]
Fig.29 Chip morphology of coated tools with different surface residual stresses during rapid wear stage:a) (332±10) MPa; b) (414±16) MPa; c) (519±20) MPa; d) (631±18) MPa[55]

Wu等[55]对TiSiAlN涂层进行微喷砂处理以获得(332±10)、(414±16)、(519±20)、(631±18) MPa 4种不同残余压应力水平的涂层刀具并进行切削试验。图29为切屑的形貌，残余压应力水平的增加，有效降低了切削过程中的温度，故切屑锯齿产生的频率降低。同时，靠近前刀面的切屑的表面更加光滑，表面粗糙度更低。图30为后刀面的磨损形貌，随着刀具残余压应力的增加，刀具后刀面切屑黏结降低，磨粒产生的划痕数量减少，后刀面的磨损宽度降低。但是，对于残余压应力值为(631±18) MPa的涂层刀具，其硬质颗粒产生的划痕更加明显，后刀面磨损严重，这表明过大的表面残余压应力会加剧涂层磨损和剥落的发生。

3.3 小结
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图30 不同表面残余应力下TiSiAlN涂层刀具的后刀面磨损形貌：a）(332±10) MPa；b）(414±16) MPa；c）(519±20) MPa；d）(631±18) MPa[55]
Fig.30 Flank wear morphology of TiSiAlN coated tools under different surface residual stresses:a) (332±10) MPa; b) (414±16) MPa; c) (519±20) MPa; d) (631±18) MPa[55]

表6 喷丸强化工艺参数对刀具涂层表面完整性的影响
Tab.6 Effect of shot peening parameters on surface integrity of tool coatings

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表6 为统计不同喷丸强化工艺参数对刀具涂层的影响，综上分析可以发现，增加喷丸压力与喷丸时间都能使刀具涂层表面粗糙度降低，涂层的硬度、残余压应力与膜基结合力提升。涂层表面完整性的改善是由于喷丸丸粒去除了表面缺陷，使表面发生塑性变形，产生应变强化。对于喷丸强化后涂层粗糙度、硬度、残余压应力与膜基界面结合力而言，存在最优喷丸强化工艺参数，当喷丸压力与喷丸时间过高时，会导致涂层破碎，产生新的缺陷，降低涂层表面质量及力学性能。未来研究可基于丸粒粒径、喷丸压力与喷丸时间等关键工艺参数的交互影响，结合表面形貌表征与力学性能测试，构建工艺参数-涂层表面粗糙度-涂层力学性能的映射关系，最终实现涂层表面质量与力学性能的协同优化。

4 高能表层强化对涂层刀具力学及切削性能的影响研究
4.1 脉冲磁场强化处理
4.1.1 脉冲磁场强化对涂层刀具力学性能的影响

经过脉冲磁场处理后，涂层内部位错增加，涂层的显微硬度随之增加。Zhang等[57]研究了脉冲磁场处理对涂层硬质合金刀具力学性能的改善作用。通过纳米压痕试验对磁通密度为1 T的脉冲磁场处理的涂层刀具力学性能进行评价，结果表明，经过脉冲磁场处理后的涂层硬度为19.06 GPa，相比于未处理的涂层提升了23%。同时载荷-位移曲线表明，处理后涂层的弹性变形深度明显小于处理前，这反映了材料弹性模量的增加，如图31所示。

脉冲磁场处理可以改善涂层内部残余应力分布。吴俊杰等人[58]介绍了脉冲磁场处理对涂层硬质合金刀具残余应力的影响，如图32所示。不同脉冲磁场工艺参数处理的刀具涂层内部残余压应力相比于未处理刀具均有所降低。表7所示，经过脉冲磁场处理后，涂层残余应力的标准差也有所降低，这证明了脉冲磁场处理有助于残余应力的均匀化。残余压应力有利于涂层内部组织更加致密，抑制裂纹的产生与扩展。但是残余压应力过大时，会减少裂纹扩展所需的外界做功，导致涂层与基体界面处裂纹更容易萌生与扩展，降低涂层/基体界面结合强度[59]。

脉冲磁场处理通过调节刀具的残余应力分布，改善涂层/基体界面结合强度。Qu等[60]研究了脉冲磁场处理对TiAlSiN涂层刀具结合性能的改善作用，如图33所示。处理前涂层开始剥落的临界载荷为83.24 N，经过脉冲磁场处理后，涂层开始剥落的临界载荷为92.02 N。这表明随着脉冲磁场的引入，涂层与基体之间的结合力提高了10.55%，从而可以延长刀具使用寿命。

4.1.2 脉冲磁场强化对涂层刀具切削性能的影响

为了验证脉冲磁场处理可提升刀具切削性能，周爱国等[61]通过对比强化前后涂层刀具切削合金钢的刃口磨损形貌发现，相同切削参数情况下，未处理刀具的前刀面存在裂纹，后刀面磨损宽度更大，而经过脉冲磁场强化处理后的刀具刀尖更加光滑完整，如图34所示。这表明脉冲磁场处理提升了刀具的抗热力冲击能力，从而起到延长刀具切削寿命的作用。

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图31 脉冲磁场对TiCN-Al2O3-TiN涂层硬度与弹性模量的影响：a）涂层硬度；b）纳米压痕的载荷-位移曲线[57]
Fig.31 Effect of pulsed magnetic field on hardness and elastic modulus of TiCN-Al2O3-TiN coatings:a) coating hardness; b) load-displacement curves from nanoindentation[57]

表7 磁处理前后刀具残余压应力的平均值[58]
Tab.7 Average residual compressive stresses in tools before and after magnetic treatment[58]

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图32 涂层硬质合金刀具磁处理前后残余应力变化[58]
Fig.32 Residual stress variation in coated carbide tools before and after magnetic treatment[58]

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图33 脉冲磁场处理前后TiAlSiN涂层的划伤形貌：a）脉冲磁场处理前；b）0.5 T脉冲磁场处理后[60]
Fig.33 Magnetic-field enhanced scratch resistance in TiAlSiN coatings: a) untreated; b) after treatment with 0.5 T pulsed magnetic field[60]

同时不同脉冲磁场处理工艺参数会使刀具表现出不同的服役性能。Fei等[62]对不同脉冲磁场工艺参数处理的涂层刀具进行切削试验，如图35所示，结果表明，大多数刀具经过脉冲磁场处理后的后刀面磨损宽度都小于未处理刀具的磨损宽度。与未处理的刀具相比，磁通密度为0.5 T和2 T的磁场处理刀具后刀面磨损宽度分别降低了38.14%和15.35%。

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图34 刀具切削加工后的刀尖磨损形貌：a）未处理刀具前刀面；b）未处理刀具后刀面；c）脉冲磁场处理刀具前刀面；d) 脉冲磁场处理刀具后刀面[61]
Fig.34 Tool tip wear morphology after machining: a)untreated rake face; b) untreated flank face; c) pulsed magnetic field treated rake face; d) pulsed magnetic field treated flank face[61]

4.1.3 小结

表8 为统计不同脉冲磁场处理工艺参数对涂层刀具性能的影响，综上分析可知，提高脉冲磁场处理的磁通密度可以有效调控涂层内部的残余压应力水平，改善涂层内部残余压应力的分布，提升涂层/基体界面结合强度以及涂层硬度。此外，如何进一步探究脉冲磁场对涂层刀具性能特征的作用机制，揭示脉冲磁场处理的各工艺参数调控与材料内部组织变化之间的关联性，对研究涂层刀具脉冲磁场强化机理具有重要意义。

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图35 不同脉冲磁场处理后刀具侧面的光学图像：a～e）磨损结果；f）磨损量统计[62]
Fig.35 Optical characterization of flank wear under different pulsed magnetic treatments:a-e) wear morphologies; f) quantitative wear volume analysis[62]

表8 脉冲磁场强化工艺参数对涂层刀具力学性能的影响
Tab.8 Effect of pulsed magnetic strengthening parameters on mechanical properties of coated tools

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4.2 脉冲电子束强化处理
4.2.1 脉冲电子束强化对涂层刀具表面完整性的影响

Guan等[63]对TiAlN涂层进行了不同脉冲次数的大电流脉冲电子束辐照处理，涂层表面形貌如图36所示。涂层的原始形貌存在液滴等缺陷，经过5次大电流脉冲电子束辐照处理后，涂层表面发生熔化，表面形貌更加恶劣。经过10次处理后，涂层表面产生裂纹与微坑。最终在经过15次脉冲电子束处理后TiAlN涂层的表面状态得到了很大程度的改善，大部分微裂纹和凹坑消失。图37为不同脉冲次数处理下涂层表面的三维形貌图与表面粗糙度。原始涂层由于存在液滴等缺陷导致表面凹凸不平，表面粗糙度Ra为0.275 μm。经过5次脉冲电子束处理后，涂层表面发生熔化并形成网格结构，其表面粗糙度Ra值达到0.508 μm。之后随着脉冲数的进一步增加，TiAlN涂层的表面形貌逐渐改善，经过15次脉冲辐照后，其表面粗糙度Ra值最小为0.266 μm。

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图36 TiAlN涂层在不同脉冲辐照下的扫描电镜图像：a）原始涂层，c）5次脉冲，e）10次脉冲，g）15次脉冲；b、d、f和h）分别为白色矩形标记区域的高倍率SEM图像[63]
Fig.36 SEM characterization of TiAlN coatings under progressive pulsed irradiation: a) as-deposited; c) 5 pulses;e) 10 pulses; g) 15 pulses; b, d, f, h) corresponding high-magnification images of marked regions[63]

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图37 不同脉冲电子束处理TiAlN涂层的三维形貌图像：a）原始涂层；b）5次脉冲；c）10次脉冲；d）15次脉冲[63]
Fig.37 3D surface morphology of TiAlN coatings under different pulsed electron beam treatments:a) as-deposited; b) 5 pulses; c) 10 pulses; d) 15 pulses[63]

芦馨等[64]采用小载荷压痕法对经过不同冲击次数脉冲电子束处理的TiAlN涂层刀具进行显微硬度测试，如图38所示，经过20次电子束的轰击，涂层的显微硬度由2 941.81HV提高至3 114.61HV，提升了7.8%。硬度的提高归因于材料内部结构的变化，如晶粒细化、残余应力的改变等。涂层物相分析结果如图39所示，经过电子束辐照后，涂层的衍射峰发生一定的宽化，同时衍射峰的位置有向高角度位置偏移的趋势。衍射峰的宽化说明涂层内部晶粒发生细化，而衍射峰向高角度偏移说明涂层内部应力发生改变，产生残余压应力。但是随着电子束轰击次数的继续增加，涂层的硬度发生下降。这可能是由于电子束轰击会使涂层表面发生一定的熔化与冷却凝固，从而产生一定的塑性变形与裂纹，导致残余应力释放，造成了刀具的显微硬度和刀具强度下降[65]。因此，适当的脉冲电子束工艺处理可以有效提高涂层的硬度，而过度处理会使涂层硬度降低，甚至低于未处理涂层，严重影响涂层刀具的使用寿命。

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图38 不同脉冲电子束轰击次数条件下TiAIN涂层显微硬度的变化[64]
Fig.38 Evolution of microhardness in TiAlN coatings with varying pulsed electron beam bombardment counts[64]

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图39 不同轰击次数条件下TiAIN涂层XRD图谱[64]
Fig.39 XRD patterns of TiAlN coatings under different bombardment counts[64]

张垒等[66]对TiAlN涂层进行不同工艺参数的强流脉冲电子束处理，并对涂层内部残余应力进行检测，如图40所示，涂层未处理时的残余压应力为242.767 9 MPa，随着强流脉冲电子束的施加，涂层内部的残余压应力整体呈现增加的趋势。在低能量密度情况下，涂层的残余压应力比未处理试样高，随着能量密度的增加，涂层内部残余压应力降低。而在高能量密度情况下，涂层的残余压应力再次增加，可能是由于能量密度高，涂层表面裂纹等缺陷被再次熔化去除，使得涂层更加致密光滑，故涂层的残余压应力增大。因此，对脉冲电子束工艺参数的选择应从多方面进行考虑，过度的处理会导致涂层性能的恶化，降低其服役性能。

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图40 不同脉冲电子束强化工艺参数下涂层的残余应力[66]
Fig.40 Residual stresses in coatings under different pulsed electron beam strengthening parameters[66]

芦馨等[67]采用不同能量密度的电子束对TiAlN涂层硬质合金刀具进行轰击处理，并观察涂层与基体界面结合处的形貌特征与元素分布，如图41所示。经脉冲电子束轰击过后，涂层中的Al、Ti元素发生一定的扩散，导致涂层与基体界面结合处形成了更为宽厚的过渡层。过渡层的存在可以缓解涂层与基体之间的不匹配，改善两者界面处的应力集中，提高涂层/基体界面结合强度[68]。脉冲电子束轰击过程中存在热效应，对涂层与基体中元素的相互扩散与迁移起到了一定的固溶强化[69]，从而使得过渡层厚度增加，提高涂层/基体界面结合强度。

经过不同次数的大电流脉冲电子束处理后，TiAlN涂层的划痕形貌和声发射信号如图42所示[59]。原始涂层开始剥落时的临界载荷为64 N，经过电子束处理后涂层的结合力提高，并随着脉冲次数的增加而增加，说明大电流脉冲电子束可以有效提高涂层/基体界面结合强度。

4.2.2 脉冲电子束强化对涂层刀具耐磨性的影响

Tian等[70]对TiN/TiCN/Al2O3涂层进行了不同脉冲次数的大电流脉冲电子束辐照处理并进行涂层刀具切削试验。图43为不同工艺参数下刀具的后刀面磨损曲线图，与未处理涂层相比，大电流脉冲电子束辐照改性过的涂层耐磨性显著提升，经过5次脉冲电子束处理后的涂层刀具切削寿命最长，比未处理的涂层刀具提高了33.3%。刀具前后刀面的磨损形貌如图44所示，未处理刀具刃口处出现崩刃，主要是由于切削过程中刀具边缘的应力集中所导致。经过3次脉冲电子束处理的刀具刃口处显示积屑瘤特征，经过5次和8次脉冲电子束处理刀具显示出后刀面磨损特征。然而过度的处理会导致涂层表面出现多孔的形貌特征，使涂层/基体界面结合强度下降。因此，合适的电子束脉冲次数可以使涂层获得低表面粗糙度与高硬度，提高了涂层的耐磨性，有效提高刀具切削性能。

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图41 TiAlN涂层截面形貌及从涂层表面向内的元素分布：a）未处理；b）脉冲电子束辐照处理[67]
Fig.41 Cross-sectional morphology and elemental depth profiles of TiAlN coatings:a) as-deposited; b) pulsed electron beam irradiation[67]

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图42 TiAlN涂层的划痕形貌和相应的声发射信号：a）原始；b）5次脉冲；c）10次脉冲；d）15次脉冲[63]
Fig.42 Scratch morphology and corresponding acoustic emission signals of TiAlN coatings:a) as-deposited; b) 5 pulses; c) 10 pulses; d) 15 pulses[63]

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图43 脉冲电子束辐照前后TiN/TiCN/Al2O3涂层硬质合金刀具后刀面磨损曲线图[70]
Fig.43 Flank wear progression of TiN/TiCN/Al2O3-coated carbide tools before and after pulsed electron beam irradiation[70]

4.2.3 小结

表9 为不同脉冲电子束辐照工艺参数对刀具涂层表面完整性的影响，随着脉冲电子束次数与能量密度的增加，涂层表面质量得到改善，涂层力学性能提升。同时，大电流脉冲电子束的热效应会使涂层与基体的元素发生迁移，提高涂层与基体间过渡层厚度，改善涂层/基体界面结合强度。但是对于涂层表面粗糙度与硬度而言，存在最优脉冲电子束强化工艺参数，超过其工艺参数临界值会使得涂层表面产生大面积的熔化，涂层形貌更加恶劣，表面粗糙度提升，硬度值下降。因此，可通过开发原位在线监测技术，实时调控脉冲电子束参数以避免涂层表面过熔，同时研究元素迁移机制，实现涂层表面质量与界面结合性能的协同提升。

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图44 TiN/TiCN/Al2O3涂层硬质合金刀具的前后刀面磨损宽形貌：a）原始涂层；b）3次脉冲；c）5次脉冲；d）8次脉冲；e）15次脉冲[70]
Fig.44 Wear morphology of TiN/TiCN/Al2O3-coated carbide tool flanks under varying pulse counts:a) untreated; b) 3 pulses; c) 5 pulses; d) 8 pulses; e) 15 pulses[70]

表9 脉冲电子束强化工艺对刀具涂层表面完整性的影响
Tab.9 Effect of pulsed electron beam strengthening parameters on surface integrity of tool coatings

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4.3 激光强化处理
4.3.1 激光强化处理对涂层表面形貌及力学性能的影响

Zhang等[72]采用纳秒激光器对TiAlN涂层进行不同扫描速度的激光处理，涂层的表面形貌如图45所示。原始涂层存在一定缺陷，这些缺陷是由基体表面不规则引起的。经20 mm/s激光扫描处理后，TiAlN涂层表面质量更高，涂层的微观组织从柱状晶转变为致密组织结构。元素能谱分析表明，激光扫描速度为5 mm/s时，TiAlN涂层在激光烧蚀作用下被去除。图46为涂层的三维形貌与粗糙度检测结果，随着激光扫描速度的降低，涂层的表面粗糙度提高，这是由于扫描速度越低，激光在相同位置停留的时间越长，激光烧蚀的凹坑越明显，表面不平整，最终导致表面粗糙度升高。

Kupczyk等[73]对不同元素及结构的涂层采用不同激光功率密度进行处理，激光处理后的涂层剥落临界载荷如表10所示。随着激光功率密度的增加，单层TiN涂层与双层TiCN/TiN涂层的剥落临界载荷呈现先增加后下降的趋势，而TiN/(TiAlSi)N/TiN涂层剥落临界载荷随着激光功率密度的增加呈现下降的趋势。这可能是由于在快速加热过程中，抗热震性较差的(TiAlSi)N中间层对多层涂层膜基界面结合性能产生不利影响。

Zhang等[31]在液体环境中对TiAlN涂层进行不同扫描速度的激光处理并测试其硬度、弹性模量与结合力，如图47与图48所示。结果表明，在液体环境中不同激光扫描速度处理的TiAlN涂层硬度均高于未处理的涂层。同时，激光处理提高了TiAlN涂层的结合力并随着激光扫描速度的增加结合力呈现上升趋势，相比于未处理试样提升了34.65%。激光处理可以去除涂层表面上的“液滴”缺陷，并由于激光冲击施加在涂层上的残余压应力，在涂层表面形成激光改性区。改性层细化了晶粒尺寸，使TiAlN涂层表面发生硬化。

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图45 不同激光扫描速度下TiAlN涂层表面形貌：a）未处理；b）20 mm/s；c）10 mm/s；d）5 mm/s[72]
Fig.45 Surface morphology of TiAlN coatings under different laser scanning speeds:a) untreated; b) 20 mm/s; c) 10 mm/s; d) 5 mm/s[72]

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图46 不同激光扫描速度下TiAlN涂层表面三维表面形貌：a）未处理；b）20 mm/s；c）10 mm/s；d）5 mm/s[72]
Fig.46 Three-dimensional surface morphology of TiAlN coatings under different laser scanning speeds: a) as-deposited; b) 20 mm/s; c) 10 mm/s; d) 5 mm/s[72]

表10 不同激光功率密度处理前后单层、双层与多层涂层/硬质合金的膜基界面结合力[73]
Tab.10 Coating/substrate adhesion of monolayer, bilayer and multilayer systems before and after laser power density treatment[73]

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图47 不同激光扫描速度下TiAlN涂层硬度与弹性模量[31]
Fig.47 Hardness and elastic modulus of TiAlN coatings under different laser scanning speeds[31]

4.3.2 激光强化处理对涂层耐磨性的影响

Zhang等[72]对未处理TiAlN涂层试样与激光处理试样进行了摩擦磨损试验，结果如图49与图50所示。未处理试样经过60 min摩擦磨损试验后，表面涂层完全剥落，基体暴露。XRD分析表明，试样表面形成氧化膜为FeO相。而经过激光处理后的试样表面出现了轻微的黏结磨损，试样在滑动60 min后无涂层过度剥落，这是由于涂层经过激光强化处理后具有较高的抗黏结磨损能力。

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图48 不同激光扫描速度下TiAlN涂层的结合力[31]
Fig.48 Adhesion strength of TiAlN coatings under different laser scanning speeds[31]

4.3.3 小结

表11 为激光强化处理工艺参数对刀具涂层力学性能的影响，随着激光能量密度的增加，涂层/基体的结合力呈现先增加后降低的趋势，随着激光扫描速度的降低，涂层/基体的结合力下降。激光能量密度过大会使涂层发生蒸发，激光扫描速度过低会使激光在同一位置停留时间过长，导致该处的涂层发生烧蚀。因此，进一步揭示激光与涂层材料相互作用机理至关重要，在保证强界面结合性能的同时也要避免涂层受到辐照损伤。

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图49 未处理试样的磨损轨迹及相应的SEM/EDS/XRD分析：a）宏观形貌；b）微观形貌；c）元素分析；d）物相分析[72]
Fig.49 Wear tracks of untreated samples and corresponding SEM/EDS/XRD analysis: a) macroscopic morphology;b) microscopic morphology; c) EDS elemental mapping; d) XRD phase analysis[72]

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图50 激光强化处理试样的磨损轨迹及相应的SEM/EDS/XRD分析：a）宏观形貌；b）微观形貌；c）元素分析；d）物相分析[72]
Fig.50 Wear tracks of laser-strengthened samples and corresponding SEM/EDS/XRD analysis:a) macroscopic morphology; b) microscopic morphology; c) EDS elemental mapping; d) XRD phase analysis[72]

5 结论与展望
表11 激光强化工艺参数对刀具涂层力学性能的影响
Tab.11 Effect of laser strengthening parameters on mechanical properties of coated tools

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本文以涂层刀具为研究对象，总结了不同强化工艺对涂层刀具力学性能、耐磨性、涂层/基体界面结合强度以及切削性能的影响。结果表明，热处理与深冷处理通过调节涂层内部应力水平和改变微观组织结构等，对涂层自身的内聚力及涂层/基体界面结合强度起到了强化效果，该工艺对涂层表面的粗糙度影响较小。喷丸处理通过丸粒的作用可以有效降低涂层表面粗糙度，同时受冲击的涂层表面发生弹塑性变形，产生应变硬化，提高涂层硬度，调节残余应力。脉冲磁场处理降低了涂层内部的缺陷密度，增强了Co的相变和磁致伸缩效应，降低了刀具内部的残余应力，减少了涂层的剥落现象，提高了涂层刀具的切削性能。高能束强化处理可以对涂层刀具需要改性的位置进行精准定位，降低涂层表面粗糙度，高能束中的热效应会促进涂层与基体间的元素扩散，提高涂层刀具的膜基结合强度。

虽然上述表面强化技术可以改善涂层刀具的服役性能，但伴随着新型难加工材料、复合材料的广泛使用，涂层刀具加工过程中面临着复杂工况及损伤失效，因此面向实际工况下的涂层强化工艺和涂层性能之间的关联性还需深入研究。借助超声、激光、磁场辅助等高能复合表层改性技术也可进一步强化涂层刀具的服役性能，但如何实现在多能场处理下涂层刀具表界面精细调控是关键技术瓶颈。未来将复杂的强化处理工艺与AI技术深度结合，有助于提升高性能涂层材料的主动设计与制备水平，从后处理强化技术领域实现高性能涂层刀具的进一步发展。

参考文献：

[1]WANG B, LIU Z Q, CAI Y K, et al. Advancements in Material Removal Mechanism and Surface Integrity of High Speed Metal Cutting: A Review[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2021, 166:103744.

[2]邵丽娟. 非平衡磁控溅射离子镀TiN、TiAlN 涂层抗高温氧化行为的研究[J]. 热加工工艺, 2009, 38(8): 93-95.SHAO L J. Study on Oxidation Resistant Behavior at High-Temperature of TiN, TiAlN Coatings Prepared by Unbalanced Magnetron Sputtering[J]. Hot Working Technology, 2009, 38(8): 93-95.

[3]CAI F, GAO Y, ZHANG S H, et al. Gradient Architecture of Si Containing Layer and Improved Cutting Performance of AlCrSiN Coated Tools[J]. Wear, 2019, 424:193-202.

[4]WANG Q M, KIM K H. Microstructural Control of Cr-Si-N Films by a Hybrid Arc Ion Plating and Magnetron Sputtering Process[J]. Acta Materialia, 2009,57(17): 4974-4987.

[5]FOX-RABINOVICH G S, YAMOMOTO K, VELDHUIS S C, et al. Tribological Adaptability of TiAlCrN PVD Coatings under High Performance Dry Machining Conditions[J]. Surface and Coatings Technology, 2005, 200(5/6):1804-1813.

[6]LI J Z, ZHENG H, SINKOVITS T, et al. Mono- and Multiple TiN(/Ti) Coating Adhesion Mechanism on a Ti–13Nb–13Zr Alloy[J]. Applied Surface Science, 2015,355: 502-508.

[7]FAGA M G, GAUTIER G, CARTASEGNA F, et al.AlSiTiN and AlSiCrN Multilayer Coatings: Effects of Structure and Surface Composition on Tribological Behavior under Dry and Lubricated Conditions[J]. Applied Surface Science, 2016, 365: 218-226.

[8]ZHANG S, WANG H L, ONG S E, et al. Hard yet Tough Nanocomposite Coatings – Present Status and Future Trends[J]. Plasma Processes and Polymers, 2007, 4(3):219-228.

[9]COTO B, HALLANDER P, MENDIZABAL L, et al.Particle and Rain Erosion Mechanisms on Ti/TiN Multilayer PVD Coatings for Carbon Fibre Reinforced Polymer Substrates Protection[J]. Wear, 2021, 466:203575.

[10]WARCHOLINSKI B, GILEWICZ A. Mechanical Properties of Multilayer TiAlN/CrN Coatings Deposited by Cathodic Arc Evaporation[J]. Surface Engineering, 2011,27(7): 491-497.

[11]YANG Z, WANG Z H, LI J J, et al. Tribological and Machining Performance of Novel DE@Mo2CTx MXene Bio-Microcapsule Nanofluids in Machining of Magnesium Alloys[J]. Tribology International, 2025, 211: 110828.

[12]YANG Z, YI S, LI J J, et al. Thermal and Force Simulation Modelling of Graphene Oxide Nanosheets as Cutting Fluid Additives during Ti-6Al-4V Drilling Process[J]. International Journal of Thermal Sciences,2025, 210: 109608.

[13]YI S, LI G X, DING S L, et al. Performance and Mechanisms of Graphene Oxide Suspended Cutting Fluid in the Drilling of Titanium Alloy Ti-6Al-4V[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 29: 182-193.

[14]YI S, LI J J, ZHU J H, et al. Investigation of Machining Ti-6Al-4V with Graphene Oxide Nanofluids: Tool Wear,Cutting Forces and Cutting Vibration[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2020, 49: 35-49.

[15]PRONICHEV D, GUREVICH L M, SLAUTIN O V, et al.Study of the Influence of Heat Treatment on the Structure and Properties of Aluminum-Copper Multilayer Systems[J]. Solid State Phenomena, 2020, 299: 66-71.

[16]CUI Y X, ZHENG G M, ZHANG J F, et al. Life Cycle Comprehensive Performance Assessment of the TiAlN Coated Tool Based on Surface Treatment[J]. Journal of Cleaner Production, 2024, 434: 139811.

[17]骆传跃, 郑光明, 盖少磊, 等. 深冷处理对Al2O3-SiCw陶瓷刀具表面完整性及切削性能的影响[J]. 材料导报,2023, 37(14): 24-31.LUO C Y, ZHENG G M, GAI S L, et al. Effect of Cryogenic Treatment on Surface Integrity and Cutting Performance of Al2O3-SiCw Ceramic Tools[J]. Materials Reports, 2023, 37(14): 24-31.

[18]CHAN W L, CHENG H K F. Hammer Peening Technology—The Past, Present, and Future[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2022, 118(3): 683-701.

[19]WANG C X, JIANG C H, JI V. Thermal Stability of Residual Stresses and Work Hardening of Shot Peened Tungsten Cemented Carbide[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2017, 240: 98-103.

[20]FAKSA L, DAVES W, KLÜNSNER T, et al. Shot Peening-Induced Plastic Deformation of Individual Phases within a Coated WC-Co Hard Metal Composite Material Including Stress-Strain Curves for WC as a Function of Temperature[J]. Surface and Coatings Technology, 2019, 380: 125026.

[21]YANG Y F, YANG Y, LI Q Q, et al. An Eco-Friendly Pulsed Magnetic Field Treatment on Cemented Carbide(WC–12Co) for Enhanced Milling Performance[J].Journal of Cleaner Production, 2022, 340: 130748.

[22]SHAO Q, KANG J J, XING Z G, et al. Effect of Pulsed Magnetic Field Treatment on the Residual Stress of 20Cr2Ni4A Steel[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2019, 476: 218-224.

[23]ZHANG Q W, HUANG K L, WANG J, et al. Effect of Pulse Electromagnetic Coupling Treatment on Thermal Conductivity of WC-8Co Cemented Carbide[J]. Ceramics International, 2021, 47(16): 22683-22692.

[24]GROSDIDIER T, ZOU J X, BOLLE B, et al. Grain Refinement, Hardening and Metastable Phase Formation by High Current Pulsed Electron Beam (HCPEB) Treatment under Heating and Melting Modes[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2010, 504: S508-S511.

[25]GE F Y, XIA Z T, YUAN H M, et al. Microstructure and Properties of TiN/TiCN/Al2O3/TiN Coating Enhanced by High-Current Pulsed Electron Beam[J]. Coatings, 2024,14(4): 487.

[26]LIU H W, CHENG X Q. Research Progress on Surface Modification of Three-Dimensional Printing Porous Titanium Alloys[J]. Digital Medicine, 2023, 9(1): 1.

[27]OHKAWARA Y, SHINADA T, OHSHIO S, et al. Highly Oriented Graphite Layer Obtained on WC-Co by Laser Modification[J]. Japanese Journal of Applied Physics,2002, 41(Part 2, No. 2A): L158-L160.

[28]赵远涛, 潘正阳, 刘明辉, 等. 等离子喷涂与激光重熔复合制备Mo2NiB2 涂层的组织和性能研究[J]. 航空制造技术, 2024, 67(4): 64-71.ZHAO Y T, PAN Z Y, LIU M H, et al. Study on Microstructure and Properties of Mo2NiB2 Coating Prepared by Plasma Spraying and Laser Remelting[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2024, 67(4):64-71.

[29]杨绪刚, 祝锡晶, 李婧. 激光参数对硬质合金表面微织构几何结构影响规律研究[J]. 工具技术, 2024, 58(5):32-37.YANG X G, ZHU X J, LI J. Research of Effect of Laser Parameters on Geometric Structure of Micro Weaving Grooves on Cemented Carbide Surface[J]. Tool Engineering, 2024, 58(5): 32-37.

[30]HE C S, YANG S C, ZHENG M L. Analysis of Synergistic Friction Reduction Effect on Micro-Textured Cemented Carbide Surface by Laser Processing[J]. Optics& Laser Technology, 2022, 155: 108343.

[31]ZHANG K D, WANG D, JIANG M J, et al. Enhancing the Bonding Strength and Tribological Performance of PVD Coatings by Liquid-Assisted Laser Post-Processing[J]. Materials Today Communications, 2024, 40: 110146.

[32]张正权, 金永中, 陈昌浩, 等. 真空热处理对多弧离子镀TiAlSiN 涂层性能的影响[J]. 中国表面工程, 2017,30(1): 70-76.ZHANG Z Q, JIN Y Z, CHEN C H, et al. Effects of Vacuum Heat Treatment on Properties of TiAlSiN Coatings Prepared by Arc Ion Plating[J]. China Surface Engineering, 2017, 30(1): 70-76.

[33]刘洋. 热处理工艺对数控刀具含铟涂层硬度和耐磨损性能的影响[J]. 热加工工艺, 2018, 47(4): 254-256.LIU Y. Effect of Heat Treatment Process on Hardness and Wear Resistance of Coating Containing Indium for CNC Tools[J]. Hot Working Technology, 2018, 47(4): 254-256.

[34]李海涛, 程东海, 师超, 等. 保温时间对Ti/TiN/TiCN涂层结构、残余应力及耐磨性的影响[J]. 表面技术,2022, 51(7): 141-149.LI H T, CHENG D H, SHI C, et al. Influence of Holding Time on Structure, Residual Stress and Wear Resistance of Ti/TiN/TiCN Composite Coatings[J]. Surface Technology, 2022, 51(7): 141-149.

[35]彭红瑞, 赵程, 石玉龙. PCVD-TiN 涂层及其钢基体的热处理[J]. 青岛化工学院学报(自然科学版), 1999(1):44-47.PENG H R, ZHAO C, SHI Y L. Effects of HeatTreatment on PCVDTiN Coatings[J]. Journal of Qingdao Institute of Chemical Technology (Natural Science Edition), 1999(1):44-47.

[36]AHMED M S. Effect of Thermal Annealing and Carbon Implantation on the Functional Properties of Nanocomposite TiSiN Coatings on Steel[D]. Perth: Edith Cowan University, 2013.

[37]SKORDARIS G, BOUZAKIS K D, STERGIOUDI F,et al. Cutting Performance Improvement of MTCVD Coated Cemented Carbide Inserts via Appropriate Heat Treatment[J]. CIRP Annals, 2020, 69(1): 45-48.

[38]穆永哲, 贺甜甜, 邵若男, 等. 淬火保温时间对GCr15轴承钢组织与摩擦磨损性能的影响[J]. 材料热处理学报, 2021, 42(12): 109-116.MU Y Z, HE T T, SHAO R N, et al. Effect of Quenching Holding Time on Microstructure and Friction and Wear Properties of GCr15 Bearing Steel[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2021, 42(12): 109-116.

[39]VANCOILLE E, CELIS J P, ROOS J R. Mechanical Properties of Heat Treated and Worn PVD TiN, (Ti, Al)N,(Ti, Nb)N and Ti(C, N) Coatings as Measured by Nanoindentation[J]. Thin Solid Films, 1993, 224(2): 168-176.

[40]邓娅, 聂朝胤, 丁颖, 等. 深冷处理对TiN 涂层硬质合金力学性能的影响[J]. 材料热处理学报, 2012, 33(9):106-111.DENG Y, NIE C Y, DING Y, et al. Effect of Cryogenic Treatment on Mechanical Properties of TiN Coated Cemented Carbide[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2012, 33(9): 106-111.

[41]吴振宇, 郑光明, 颜培, 等. 表面处理对TiAlSiN 涂层刀具表面完整性及切削性能的影响研究[J]. 中国机械工程, 2023, 34(1): 75-83.WU Z Y, ZHENG G M, YAN P, et al. Effects of Surface Treatment on Surface Integrity and Cutting Performance of TiAlSiN Coated Cutting Tools[J]. China Mechanical Engineering, 2023, 34(1): 75-83.

[42]连世海, 彭文屹, 程飞, 等. Ti(C, N)-Al2O3 复合涂层深冷处理的微观组织及力学性能[J]. 南昌大学学报(工科版), 2016, 38(2): 108-112.LIAN S H, PENG W Y, CHENG F, et al. Research of Cryogenic Treatment on Microstructures and Properties of Ti(C, N)-Al2O3 Composite Coatings[J]. Journal of Nanchang University (Engineering & Technology), 2016,38(2): 108-112.

[43]谢小豪. 多弧离子镀TiAlN 涂层及其深冷处理研究[D].赣州: 江西理工大学, 2020.XIE X H. Study on TiAlN Coating by Multi-Arc Ion Plating and Its Cryogenic Treatment[D]. Ganzhou:Jiangxi University of Science and Technology, 2020.

[44]HSIUNG J C, WU J H, KUNG H K. Application of Cryogenic Treatment to Extend the Life of the TiAlNCoated Tungsten Carbide Milling Cutter[J]. Science and Technology Reports of Kansai University, 2020, 62:57-65.

[45]冷可. 深冷处理对TiAlN 涂层硬质合金刀具微观组织和切削性能的影响[D]. 济南: 山东大学, 2020.LENG K. Cryogenic Treatment Effects on Microstructure and Performance of TiAlN Coated Cemented Carbide Tools[D]. Jinan: Shandong University, 2020.

[46]LI B X, ZHANG S, ZHANG T, et al. Effect of Deep Cryogenic Treatment on Microstructure, Mechanical Properties and Machining Performances of Coated Carbide Tool[J]. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering, 2018, 41(1): 27.

[47]郭风丽. 复合涂层硬质合金及其深冷处理的研究[D].南昌: 南昌大学, 2015.GUO F L. Research on Composite Coatings of Cemented Carbide and Their Cryogenic Treatments[D]. Nanchang:Nanchang University, 2015.

[48]ZHUANG K J, WAN L Y, WENG J, et al. A New Elastic Abrasive Jet Machining Method for Post-Treatment of Tool Coatings: A Case Study on TiAlN Coated Tools for Titanium Machining[J]. Tribology International, 2023,185: 108533.

[49]刘庆露, 朱丽慧, 刘振宇. 微喷砂处理对 TiN/MTTiCN/Al2O3/TiOCN 多层涂层摩擦磨损性能的影响[J].表面技术, 2019, 48(7): 371-377.LIU Q L, ZHU L H, LIU Z Y. Effect of Micro-Blasting Post-Treatment on the Friction and Wear Properties of TiN/MT-TiCN/Al2O3/TiOCN Multilayer Coatings[J].Surface Technology, 2019, 48(7): 371-377.

[50]常垲硕, 郑光明, 李阳, 等. 湿式微喷砂处理对切削TC4 的涂层刀具表面完整性及切削性能影响[J]. 材料导报, 2021, 35(16): 16086-16092.CHANG K S, ZHENG G M, LI Y, et al. Effects of Wet Micro-Blasting on Surface Integrity and Cutting Performance of Coating Tools for TC4 Cutting[J].Materials Reports, 2021, 35(16): 16086-16092.

[51]GHORBANI A, ELMKHAH H, IMANTALAB O, et al.The Impact of Mechanical Post-Treatment on the Tribological and Corrosion Behavior of CrN/CrAlN Coatings Applied Using the CAE-PVD Technique[J].Applied Surface Science Advances, 2023, 18: 100477.

[52]HOU M D, MOU W P, YAN G H, et al. Effects of Different Distribution of Residual Stresses in the Depth Direction on Cutting Performance of TiAlN Coated WC-10wt%Co Tools in Milling Ti-6Al-4V[J]. Surface and Coatings Technology, 2020, 397: 125972.

[53]KLÜNSNER T, KROBATH M, ECKER W, et al.Influence of Localized Cyclic Substrate Plastification on Residual Stress, Load Stress and Cracking near the Interface between Hard Coating and WC-Co Hard Metal Substrate[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2019, 82: 113-120.

[54]ZHONG Z Q, ZHANG L, ZHOU L, et al. Cutting Performances and the Related Characteristics of CVD Coated Hardmetal Inserts Changed by Post-Treatments[J].International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2018, 70: 162-168.

[55]WU Z Y, ZHENG G M, YAN J W, et al. Effect of TiAlSiN Coating Residual Stress on Its Sliding Wear and Cutting Wear Performance[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2022, 123(11):3885-3900.

[56]SINGH A, GHOSH S, ARAVINDAN S. Influence of Dry Micro Abrasive Blasting on the Physical and Mechanical Characteristics of Hybrid PVD-AlTiN Coated Tools[J].Journal of Manufacturing Processes, 2019, 37: 446-456.

[57]ZHANG L, CHEN Z, WEN H T, et al. Modification Effects of the Pulsed Magnetic Field on the Coated Cemented Carbides Tool for Enhanced Mechanical and Cutting Performances[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2023, 111: 106093.

[58]吴俊杰, 张天暖, 杨屹, 等. 脉冲磁场对硬质合金涂层刀具切削性能的影响[J]. 工具技术, 2021, 55(1): 31-35.WU J J, ZHANG T N, YANG Y, et al. Effect of Pulsed Magnetic Field on Cutting Performance of Carbide Coated Tool[J]. Tool Engineering, 2021, 55(1): 31-35.

[59]聂璞林, 沈耀, 蔡珣. 残余应力对涂层与基体结合强度的影响[C]. 第七届全国表面工程学术会议暨第二届表面工程青年学术论坛论文集. 上海: 上海交通大学材料科学与工程学院, 2008: 137-140.NIE P L, SHEN Y, CAI X. Effect of Residual Stress on the Adhesion Strength between Coatings and Substrates[C]. The 7th National Conference on Surface Engineering. School of Materials Science and Engineering,Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2008: 137-140.

[60]QU H, ZHANG L, CHEN Z, et al. Pulsed Magnetic Field Treatment of TiAlSiN-Coated Milling Tools for Improved Cutting Performances[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2022, 120(9):6723-6734.

[61]周爱国, 邱联昌, 吴丽萍. 电磁强化处理对硬质合金涂层刀具组织及性能的影响研究[J]. 稀有金属与硬质合金, 2021, 49(5): 87-91.ZHOU A G, QIU L C, WU L P. Research on the Effect of Electromagnetic Enhancement Treatment on Microstructure and Performance of Cemented Carbide Coated Tools[J]. Rare Metals and Cemented Carbides, 2021, 49(5):87-91.

[62]FEI H L, WU H Y, YANG X D, et al. Pulsed Magnetic Field Treatment of cBN Tools for Improved Cutting Performances[J]. Journal of Manufacturing Processes,2021, 69: 21-32.

[63]GUAN Q F, HAN J, ZHOU S Y, et al. Improved Mechanical and Tribological Properties of TiAlN Coatings by High Current Pulsed Electron Beam Irradiation[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2024, 118: 106435.

[64]芦馨. TiAlN 涂层刀具强流脉冲电子束表面处理的工艺研究[D]. 沈阳: 沈阳理工大学, 2015.LU X. Technology Research of Surface Treatment of TiAlN Coated Carbide Tools by High Current Pulsed Electron Beam[D]. Shenyang: Shenyang Ligong University, 2015.

[65]徐建华, 王昕, 马胜利, 等. TiN 纳米薄膜的高硬度及其产生机制[J]. 材料研究学报, 2008, 22(2): 201-204.XU J H, WANG X, MA S L, et al. The Mechanism of Super Hardness of Nanocrystallite TiN Films Deposited by Pulsed D.C. Bias Multi-Arc Ion Plating[J]. Chinese Journal of Materials Research, 2008, 22(2): 201-204.

[66]张垒. TiAlN 涂层强流脉冲电子束表面改性研究[D]. 沈阳: 沈阳理工大学, 2017.ZHANG L. Study on Surface Modification of TiAlN Coating by High Current Pulsed Electron Beam[D].Shenyang: Shenyang Ligong University, 2017.

[67]芦馨, 金光, 高景龙, 等. 强流脉冲电子束能量密度对TiAlN 涂层微观组织和硬度的影响[J]. 稀有金属, 2016,40(5): 453-459.LU X, JIN G, GAO J L, et al. Microstructure and Microhardness of TiAlN Coatings with Different Energy Densities of High Current Pulsed Electron Beam[J].Chinese Journal of Rare Metals, 2016, 40(5): 453-459.

[68]DU H, ZHAO H B, XIONG J, et al. Effect of Interlayers on the Structure and Properties of TiAlN Based Coatings on WC-Co Cemented Carbide Substrate[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2013,37: 60-66.

[69]曹辉, 苑克, 郝仪, 等. 纯镁和镁合金强流脉冲电子束表面合金化性能[J]. 中国表面工程, 2011, 24(1): 25-28.CAO H, YUAN K, HAO Y, et al. Properties of Pure Mg and Mg Alloys after Surface Alloying by High Current Pulsed Electron Beam[J]. China Surface Engineering,2011, 24(1): 25-28.

[70]TIAN N N, ZHOU S Y, ZHANG C L, et al. Effect of High-Current Pulsed Electron Beam Irradiation on the Microstructure and Mechanical Properties of Multilayered TiN/TiCN/Al2O3 Coatings[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2024, 33(20): 10726-10735.

[71]娄长胜, 芦馨, 金光, 等. 强流脉冲电子束表面处理对TiAlN 涂层刀具的组织结构及性能的影响[J]. 材料工程, 2014, 42(8): 15-20.LOU C S, LU X, JIN G, et al. Influences of High Current Pulsed Electron Beam Treatment on Microstructure and Performance of TiAlN Coated Cutting Tools[J]. Journal of Materials Engineering, 2014, 42(8): 15-20.

[72]ZHANG K D, DENG J X, XING Y Q, et al. Influence of post-Laser Processing on the Mechanical and Tribological Properties of PVD TiAlN Coatings[J]. Surface Review and Letters, 2020, 27(4): 1950137.

[73]KUPCZYK M J, JÓZWIK J. Effect of Laser Heating on the Life of Cutting Tools Coated with Single- and Multilayer Coatings Containing a TiN Layer[J]. Materials,2022, 15(11): 4022.

Research Status and Development Trend of Surface Strengthening Technology for Coated Tools

ZHA Xuming1*, XI Linqing1, GUO Yunwu1, LI Jiasheng1, CHEN Xiao1, ZHANG Tao2
(1. College of Marine Equipment and Mechanical Engineering, Jimei University, Fujian Xiamen 361021, China;2. College of Mechanical and Automotive Engineering, Xiamen University of Technology, Fujian Xiamen 361021, China)

ABSTRACT: The manufacture of high-performance tools is facing challenges by the emergence of higher strength materials and more efficient, precise and low-damage machining process. Coated tools could suffer from the degradation of mechanical properties, interfacial failure and coating spalling under the severe thermo-mechanical coupling conditions, which could lead to the acceleration of tool wear significantly. Surface strengthening treatment of the coated tool could achieve the effect of regulating interfacial adhesion properties and enhancing the mechanical performance of tool material. Thus, it is of great significance to attain the strengthening and toughening of coated tool. Firstly, the process principles and recent advances in three surface strengthening technologies for coated tools of the phase transformation strengthening, strain strengthening and high-energy surface layer strengthening were reviewed. Then, the effect mechanisms of specific processes such as the heat treatment and cryogenic treatment (phase transformation strengthening), the shot peening treatment (strain strengthening), the pulsed magnetic field treatment and pulsed electron beam treatment as well as the laser treatment (high-energy surface layer strengthening) were discussed in detail. The surface mechanical properties, interfacial adhesion properties and cutting performance of coated tools under the strengthening treatments were evaluated. It was demonstrated that the optimization of process parameters played a critical role in improving the hardness and interfacial adhesion properties of coated tools. The coating/substrate interfacial adhesion properties could be enhanced by the regulation of internal stress state and the refinement of microstructure of coated tools during the heat treatment and cryogenic treatment. The hardness of coated tools could be improved by the elastic-plastic deformation and strain hardening effect during the shot peening treatment. The defect density within the coating was reduced and the residual stress distribution of coated tools could be modified during the pulsed magnetic field treatment. This could increase the resistance of coating spalling and enhance the cutting performance of coated tools. The elemental diffusion effect at the coating/substrate interface was promoted during the pulsed electron beam treatment. This could increase the thickness of the transition layer at the coating/substrate interface, and improve the bonding strength between the coating and substrate. The laser strengthening treatment could accurately locate the modified position of coated tools and reduce the surface roughness of the coating. The performance enhancement mechanisms of the coating/substrate interface after strengthening treatment could be due to the comprehensive strengthening effect of the dislocation tangle, twinning and grain refinement. The gradient organizational structure generated at the coating/substrate interface after strengthening treatment could improve the cutting performance of coated tools. In addition, it could be noted that the optimization of different process parameters had a significant improvement on the performance strengthening of the coated tool. However, there was a critical value of the different process parameters. Once the critical values were exceeded, continuing to increase, the parameter values would reduce the service performance of the coated tools. Finally, the critical challenges of the performance strengthening technology of coated tools were summarized. The future research direction and the development strategy of the highperformance coated tool strengthening technology were proposed.

KEY WORDS: coated tool; performance strengthening; process parameters; mechanical properties; cutting performance

中图分类号：TG174

文献标志码：A

文章编号：1001-3660(2026)07-0081-29

DOI：10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2026.07.008

收稿日期：2025-09-03；修订日期：2025-10-29

Received：2025-09-03；

Revised：2025-10-29

基金项目：国家自然科学基金（52205466）；福建省科技计划引导性项目（2025H0015）

Fund：National Natural Science Foundation of China (52205466); Science and Technology Planning Project of Fujian Province (2025H0015)

引文格式：查旭明, 袭琳清, 郭运武, 等. 涂层刀具表面强化技术研究现状及发展趋势[J]. 表面技术, 2026, 55(7): 81-109.

ZHA Xuming, XI Linqing, GUO Yunwu, et al. Research Status and Development Trend of Surface Strengthening Technology for Coated Tools[J].Surface Technology, 2026, 55(7): 81-109.