SiCp/Al復(fù)合材料超精密車削切屑形成機(jī)制及形成過程模型

葛英飛，徐九華，楊輝

（1.南京工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京211167；2.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，江蘇南京210016；3.北京航空精密機(jī)械研究所，北京100076）

SiCp/Al復(fù)合材料超精密車削切屑形成機(jī)制及形成過程模型

葛英飛1，徐九華2，楊輝3

（1.南京工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京211167；2.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，江蘇南京210016；3.北京航空精密機(jī)械研究所，北京100076）

通過觀察切屑根部和切屑的形態(tài)及金相微觀組織，采用細(xì)觀分析法和金屬切削理論分析法相結(jié)合，研究、分析了天然單晶金剛石（SCD）和聚晶金剛石（PCD）刀具超精密車削SiCp/ 2024Al和SiCp/ZL101A復(fù)合材料時(shí)的切屑形成機(jī)制，并建立了這兩種材料的切屑形成過程模型。結(jié)果表明：切屑呈厚度準(zhǔn)周期性變化的鋸齒狀；切削變形時(shí)工件材料中微裂紋的動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展、剪切角周期變化是形成這種切屑形態(tài)的兩種主要機(jī)制；該材料微觀上的不均勻性、材料本身的各種缺陷以及大量不可變形增強(qiáng)顆粒的存在，使得切削時(shí)剪切區(qū)材料產(chǎn)生大量的微裂紋和微空洞，而其微觀組織特性、力學(xué)性能特性以及切削時(shí)周期性的滑-?，F(xiàn)象決定了剪切角周期變化；增強(qiáng)顆粒體分比、切削速度、進(jìn)給量、刀具刃口半徑是影響切屑形成的主要因素。

機(jī)械制造工藝與設(shè)備；顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料；超精密車削；切屑形成機(jī)制；形成過程模型；微裂紋動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展；剪切角

0 引言

雖然關(guān)于碳化硅顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料（SiCp/Al）加工性的研究非常之多，但絕大多數(shù)的研究都是在常規(guī)方式、常規(guī)精度下進(jìn)行的，研究?jī)?nèi)容一般僅限于刀具磨損、加工表面質(zhì)量和切屑形態(tài)等，而關(guān)于切屑形成機(jī)制及其對(duì)加工表面質(zhì)量影響的研究很少，取得的成果非常有限［1-3］。近年來，隨著SiCp/Al復(fù)合材料在衛(wèi)星天線和軸承、激光反射鏡及慣性導(dǎo)航系統(tǒng)等方面的應(yīng)用越來越多，其超精密加工技術(shù)也得到了越來越多的重視，但總體來說，針對(duì)該材料的超精密加工的研究還處于初步階段［4-10］。目前對(duì)于這種材料超精密車削時(shí)的切削機(jī)理、材料變形行為以及它們與表面形成的關(guān)系還很有限。關(guān)于復(fù)合材料切削加工切屑形成機(jī)制方面的研究，目前大多采用爆炸落刀和有限元仿真方法［11-13］，且研究?jī)?nèi)容大多采用基于常規(guī)金屬切削原理的方法來分析切屑形態(tài)及形成機(jī)制，而從微觀上研究增強(qiáng)相對(duì)切屑形成過程的影響則鮮有涉及。

本文通過觀察切屑及其根部的微觀組織形態(tài)，深入分析SiCp/Al復(fù)合材料超精密車削時(shí)的切屑形成機(jī)制，并將超精密切削過程、切屑形成機(jī)制與加工表面質(zhì)量聯(lián)系起來，從而為選擇和設(shè)計(jì)適合超精密場(chǎng)合應(yīng)用的該類復(fù)合材料提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)條件及方案

1.1 試驗(yàn)條件

使用天然單晶金剛石（SCD）和聚晶金剛石（PCD）刀具對(duì)體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al（粉末冶金制備，平均顆粒尺寸為3 μm）和質(zhì)量分?jǐn)?shù)0～20%的SiCp/ZL101A（攪拌鑄造法制備，平均顆粒尺寸為12 μm）復(fù)合材料進(jìn)行外圓車削。工件材料尺寸為φ25 mm×15 mm，鋁合金基體的主要化學(xué)成分及刀具幾何參數(shù)分別如表1和表2所示。機(jī)床轉(zhuǎn)速n、每轉(zhuǎn)進(jìn)給量f和切削深度ap分別為400～1 500 r/min， 3～10 μm/r和5～20 μm，在干切條件下收集切屑。

表1 鋁合金基體化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Main chemical compositions of 2024Al and ZL101A matrix materials（weight fraction）%

表2 刀具材料及其幾何參數(shù)Tab.2 Cutting tools and their specifications

超精密車削試驗(yàn)在Nanosys-300型兩軸超精密車床上進(jìn)行，機(jī)床主軸轉(zhuǎn)速為10～3 000 r/min，機(jī)床系統(tǒng)的測(cè)量、控制系統(tǒng)分辨率為1.25～5 nm.切屑經(jīng)環(huán)氧樹脂冷鑲嵌、拋光，并用2.5 mL HNO3+ 1.0 mL HCl+1.5 mL HF+95 mL H2O溶液腐蝕10～15 s.使用Quanta 200型掃描電鏡（SEM）對(duì)切屑形態(tài)和切屑根部金相組織進(jìn)行觀察和拍攝，顯微硬度的測(cè)試在HXS-1000A數(shù)顯顯微硬度計(jì)上進(jìn)行。

1.2 試驗(yàn)方案

為研究SiCp/Al復(fù)合材料超精密切削的切屑形成機(jī)制，需對(duì)切屑根部進(jìn)行研究。由于超精密切削的特殊性，本文采用文獻(xiàn)［14］的方法獲取切屑根部試樣。先在精密機(jī)床上精車圓柱形（φ15 mm× 20 mm）試件材料的兩端面和外圓，然后在精車后的圓柱面上鉆一直徑為3 mm的通孔，并在精密線切割機(jī)床上沿試件的軸對(duì)稱面將其切割成對(duì)等的兩半。分別將這兩半材料研磨、拋光，然后用螺栓將這兩半材料擰緊。將做好試樣安裝在超精密機(jī)床上，使用金剛石刀具沿結(jié)合面做正交切削，此時(shí)機(jī)床主軸靜止，只是刀具沿結(jié)合縫處做刨削運(yùn)動(dòng)。當(dāng)形成一定長(zhǎng)度的切屑時(shí)，突然停車并后縮刀具，此時(shí)切屑一般會(huì)連在試件上，最后將這兩半材料用環(huán)氧樹脂冷鑲嵌、研磨、拋光和腐蝕。試樣外形和切屑根部獲取示意圖如圖1所示。

圖1 切屑根部獲取示意圖Fig.1 Schematic diagram of chip root

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 切屑形態(tài)

試驗(yàn)表明，在本文所用的切削條件和切削用量下，超精密車削SiCp/Al時(shí)切屑一般呈不均勻的鋸齒狀，準(zhǔn)周期的剪切裂紋從切屑自由表面一直延伸至靠近切屑底部的滯流層處，如圖2所示，切屑厚度的變化可達(dá)80%～100%.

圖2 SiCp/Al復(fù)合材料典型的切屑形態(tài)（ac，max為最大切屑厚度，ac，min為最小切屑厚度）Fig.2 Chip form during ultra-precision turning of SiCp/Al composites（acmax-maximum chip thicknes，acminminimum chip thickness）

2.2 切屑形成機(jī)制

2.2.1 微裂紋動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展的作用

2.2.1.1 裂紋源及其擴(kuò)展機(jī)制

由圖3（a）可看出，在剪切區(qū)和切屑中存在大量的微孔洞和微裂紋（如圖3（a）中箭頭所指），仔細(xì)觀察這些微裂紋可發(fā)現(xiàn)，它們大多在SiC顆粒周圍或其附近產(chǎn)生（見圖3（c））。對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料，基體本身的晶界、空洞、內(nèi)部微裂紋、位錯(cuò)，增強(qiáng)顆粒棱角處的應(yīng)力集中，以及基體和增強(qiáng)顆粒在熱應(yīng)力下由于膨脹系數(shù)不同而引起的位錯(cuò)失配應(yīng)力、界面處的脆性相和雜質(zhì)、空洞、結(jié)合不善等都是裂紋源［12］。由于SiCp/Al復(fù)合材料的固有缺陷和其固有特性，造成切削變形過程中不可避免地產(chǎn)生大量微空洞和微裂紋。這些微裂紋隨著材料的變形傾向于沿剪切面線性排列，它們的擴(kuò)展和匯聚導(dǎo)致在切屑自由表面處突發(fā)剪切斷裂的發(fā)生，所以裂紋的動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展對(duì)該材料的去除和切屑的形成有著重要的影響。

切削時(shí)，剪切區(qū)的鋁合金基體發(fā)生彈塑性變形，而SiC增強(qiáng)顆粒阻礙這個(gè)變形，當(dāng)位錯(cuò)攀越SiC顆粒的速度小于切削速度時(shí)，就會(huì)在顆粒周圍形成位錯(cuò)塞積群，當(dāng)這種位錯(cuò)應(yīng)力達(dá)到一定程度時(shí)，在顆粒周圍的界面或基體中產(chǎn)生空洞。同時(shí)，在切削熱的作用下，由于增強(qiáng)顆粒與基體熱膨脹系數(shù)的差異，在界面處產(chǎn)生位錯(cuò)失配應(yīng)力［15］，從而容易在此處形成微孔洞和微裂紋。此外，切削刃頻繁和SiC相互碰撞，使SiC發(fā)生斷裂破碎或被拔出，這個(gè)過程也伴隨著微裂紋和微空洞的產(chǎn)生。各種原因產(chǎn)生的上述裂紋在基體中傳播，并和基體中原有的裂紋源匯聚、長(zhǎng)大。由于微裂紋的存在，剪切區(qū)的實(shí)際承載面積大大減小，應(yīng)變?cè)诖颂幖?，?dāng)包含大量微裂紋的剪切區(qū)材料的剪切應(yīng)變大于材料的斷裂應(yīng)變時(shí)，切屑發(fā)生突發(fā)剪切并產(chǎn)生部分?jǐn)嗔眩▓D3（b）中箭頭所示）。由圖4可看出（v為切削速度），正是由于大量SiC周圍產(chǎn)生了空洞，它們匯聚、擴(kuò)展，導(dǎo)致切屑在此處的突發(fā)剪切斷裂。

圖3 SiCp/2024Al切屑根部（腐蝕后）Fig.3 Chip root of SiCp/2024Al composite（etched）

值得注意的是，在本文的條件下，在裂紋處基本沒有發(fā)現(xiàn)顆粒的斷裂，這一方面是因?yàn)樵囼?yàn)材料15%SiCp/2024Al的顆粒尺寸較?。ㄆ骄w粒尺寸為3 μm），另一方面是因?yàn)樵摬牧辖缑娴慕Y(jié)合強(qiáng)度小于基體材料和顆粒的斷裂強(qiáng)度（基體的斷裂強(qiáng)度約為500 MPa，SiC的斷裂強(qiáng)度約為2 000 MPa，而界面的剪切強(qiáng)度約為基體的斷裂強(qiáng)度的［16］.

圖4 微裂紋和微空洞對(duì)切屑形成的作用（v=8.6 m/min，f=10 μm/r，ap=20 μm，SCD刀具）Fig.4 The influences of microcracks and micropits on the chip formation（v=8.6 m/min，f=10 μm/r，ap= 20 μm，SCD tool）

2.2.1.2 微裂紋動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展對(duì)切屑形態(tài)的影響

由圖5可看出，SiCp/Al復(fù)合材料超精密切削時(shí)除了切屑厚度準(zhǔn)周期變化外，還發(fā)生了劇烈的剪切斷裂現(xiàn)象。準(zhǔn)周期性的剪切裂紋從切屑自由表面向切削刃方向擴(kuò)展，并一直延伸到切屑內(nèi)部深處，從而導(dǎo)致材料在該處的部分?jǐn)嗔眩纬梢粋€(gè)個(gè)近似鋸齒的節(jié)狀切屑。由圖5（b）可看出，增強(qiáng)顆粒沿剪切變形方向線性排列，剪切裂紋大多在顆粒聚集處產(chǎn)生，可見顆粒的分布情況對(duì)裂紋的形成和擴(kuò)展有顯著的影響。

圖5 SiCp/2024Al切屑SEM圖片（v=39.2 m/min，f=10 mm/r，ap=20 mm，SCD刀具）Fig.5 The SEM chip images of SiCp/2024Al（v=39.2 m/min，f=10 mm/r，ap=20 mm，SCD tool）

值得注意的是，由于材料本身的不均勻性和各種微觀缺陷，材料各部分的力學(xué)性能相差較大，所以微裂紋和微空洞在切屑材料不同區(qū)域產(chǎn)生的數(shù)量不一，其形核地點(diǎn)和擴(kuò)展路徑也具有很大的隨機(jī)性。這就造成在切屑自由表面突發(fā)剪切的時(shí)間間隔不一致，如圖5（b）所示，各個(gè)鋸齒的尺寸和形狀大小相差較大，這說明微裂紋的形成、匯聚和擴(kuò)展，干擾了鋸齒狀切屑正常的周期形成過程，在切屑自由表面造成了準(zhǔn)周期的突發(fā)剪切斷裂，從而使得該材料的鋸齒形態(tài)不像鈦合金和鎳基合金這些單一金屬合金的切屑那樣均勻?qū)ΨQ（因?yàn)檫@些材料的切屑形成過程中周期性的絕熱剪切是主要的機(jī)制，而微裂紋的影響可忽略）?？梢酝茢啵谇邢鞲唧w分比的該復(fù)合材料時(shí)，由于SiC顆粒更多，材料更脆，剪切區(qū)形成的微裂紋和微空洞會(huì)更多，從而斷裂裂紋會(huì)從切屑自由表面一直延伸到前刀面，形成節(jié)狀不連續(xù)切屑。

圖5還顯示，雖然剪切裂紋一直延伸到切屑內(nèi)部深處，但切屑并沒有從剪切裂紋處完全斷裂成節(jié)狀。這有3個(gè)方面的原因：1）剪切區(qū)內(nèi)存在的較高的壓應(yīng)力抑制了裂紋的擴(kuò)展［17］；2）切屑和刀具在第二變形區(qū)（前刀面處）發(fā)生了劇烈的摩擦，切屑底部材料經(jīng)歷了相當(dāng)大的二次塑性變形并產(chǎn)生了相當(dāng)高的溫度，使得一些裂紋發(fā)生機(jī)械閉合或焊合（圖3（b）中C部分所示）；3）一旦材料在切屑自由表面發(fā)生剪切斷裂，剪切角在很短的時(shí)間從最小值轉(zhuǎn)變到最大值［18］，從而剪切區(qū)的剪切應(yīng)力和剪應(yīng)變迅速降低，使得裂紋的擴(kuò)展被終止。

2.2.1.3 SiCp/Al復(fù)合材料超精密切削時(shí)材料內(nèi)部的變形特征

仔細(xì)觀察圖3中材料變形前后SiC顆粒的排列情況可知，未變形材料中SiC的排列呈不規(guī)則多邊形（如圖3（a）中方框A所示），而處于剪切裂紋之間部分的鋸齒材料，其上SiC的排列形狀僅發(fā)生了很小的變化（如圖3（b）中方框B所示），由此可知該部分材料在變成切屑的過程中發(fā)生了較小和較均勻的變形。而處于剪切裂紋下方與刀具前刀面上方的那部分切屑材料（如圖3（b）中方框C所示），其上SiC的排列形狀發(fā)生了很明顯的變化，沿基體材料塑性流動(dòng)方向線性排列，這說明該部分的切屑材料發(fā)生了明顯劇烈的塑性變形。通過對(duì)切屑中不同部分的硬度測(cè)量和分析也證實(shí)了這一點(diǎn)，如圖6、圖7所示，沿切屑厚度AB方向，鋸齒內(nèi)的顯微硬度值僅比未變形材料硬度稍高，卻比切屑底部硬度小得多；由圖7中的曲線CD、EF可知，切屑底部的硬度（A、C點(diǎn)）明顯大于第一剪切區(qū)中的材料（E點(diǎn)）。由σ=HV/C（其中σ為材料中某點(diǎn)的流動(dòng)應(yīng)力，HV為該點(diǎn)的顯微硬度值，C為常數(shù)）［19］可以推知：切屑底部經(jīng)歷的變形＞第一剪切區(qū)材料的變形＞切屑頂部鋸齒部分的經(jīng)歷變形。由此也可推斷，切屑在流經(jīng)前刀面時(shí)，在第二變形區(qū)經(jīng)歷了劇烈的塑性變形。前期研究表明，超精密切削時(shí)在第二變形區(qū)的二次塑性變形產(chǎn)生的溫度可達(dá)505℃［10］.

圖6 SiCp/2024Al切屑根部各部分材料的顯微硬度測(cè)試示意圖（ap=30 μm，v=4.8 m/min，切削寬度為50 μm）Fig.6 Schematic diagram of micro hardness measurement on the chip of the SiCp/2024Al（ap=30 μm，v= 4.8 m/min，cut width is 50 μm）

圖7 切屑根部各部分材料的顯微硬度測(cè)試結(jié)果Fig.7 The test results of the micro hardness on the chip root

此外，由圖6還可看出，由于顆粒的阻礙，基體材料在剪切區(qū)的變形不均勻，從而其流線不明顯，剪切角也是變化的。

2.2.2 剪切角周期變化及其對(duì)切屑形態(tài)的影響

2.2.1 節(jié)研究表明，微裂紋的動(dòng)態(tài)形成對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料切屑形成過程及切屑形態(tài)有著顯著的影響。但僅僅微裂紋動(dòng)態(tài)行為的影響還不能完全解釋切屑厚度準(zhǔn)周期變化的現(xiàn)象，各種原因?qū)е碌那邢鬟^程中剪切角周期變化是形成這種切屑形態(tài)的另一重要機(jī)制。

對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料，由于微裂紋的存在，材料具有負(fù)應(yīng)變硬化現(xiàn)象，壓縮試驗(yàn)下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線表明應(yīng)變硬化指數(shù)隨應(yīng)變的增大而迅速降低，最后趨近一個(gè)飽和值［20］。對(duì)于具有這種力學(xué)性能的材料，對(duì)同一個(gè)剪切應(yīng)力值就存在著兩個(gè)不同的應(yīng)變與之對(duì)應(yīng)［21-22］，從而容易形成厚度周期變化的切屑形態(tài)。而且，由于具有一定三維尺寸的SiC增強(qiáng)顆粒的存在，及復(fù)合材料的不均勻性，切削時(shí)材料的剪切變形是在一定厚度的剪切區(qū)內(nèi)完成的。因此，由于SiCp/Al復(fù)合材料本身的不均勻性和各種微觀缺陷，以及剪切區(qū)大量微裂紋的存在使得瞬時(shí)的剪切應(yīng)力和剪切面積不斷發(fā)生變化，使得剪切面的朝向更加不穩(wěn)定，剪切角不為定值，切削時(shí)也更容易形成鋸齒狀的切屑。超精密切削時(shí)，進(jìn)給量與增強(qiáng)顆粒SiC的平均尺寸在同一個(gè)數(shù)量級(jí)，切削厚度很小，切屑厚度很薄。在這種情況下，SiC周圍形成的裂紋和空洞，會(huì)很容易擴(kuò)展至切屑內(nèi)部深處。此外，在很小的進(jìn)給量下，切屑厚度對(duì)剪切角的變化也越敏感，所以切屑的鋸齒狀也越明顯。

除材料本身特性外，切屑在前刀面上的滑動(dòng)-粘滯摩擦現(xiàn)象也是促使剪切角周期變化的另一重要原因。在體分比較?。?%～25%）的情況下，SiCp/Al復(fù)合材料的塑性較好，切屑與刀具之間存在著緊密型摩擦和峰點(diǎn)型摩擦而以前者為主［23］，在前刀面存在的高溫、高壓下，鋁合金基體和刀具很容易發(fā)生粘結(jié)。此外，SiC顆粒對(duì)刀具會(huì)造成強(qiáng)烈的磨粒磨損，因此基體材料也很容易鑲嵌在磨損形成的溝槽中，這又進(jìn)一步加劇了彼此粘結(jié)的程度，如圖8（a）所示。在鋸齒形成的初始階段，切屑以新生的表面抹拭前刀面，造成刀-屑之間的接觸面積增大，此時(shí)刀-屑開始產(chǎn)生粘結(jié)，隨著粘結(jié)面積的增大，刀-屑摩擦力也增大，當(dāng)摩擦力增大到足以抵抗前刀面的切向分力時(shí)，切屑便不再滑動(dòng)而層積在前刀面上。在這個(gè)過程中，由于摩擦力增大，剪切角不斷減小，切削力增大，當(dāng)沿前刀面的切削力分量增達(dá)到能克服刀-屑間的粘結(jié)力時(shí)，切屑便又開始沿前刀面滑動(dòng)，此后剪切角又恢復(fù)到原來值，如圖8（b）和圖8（c）所示。

圖8 PCD刀具前刀面發(fā)生的粘結(jié)和切屑的滑動(dòng)-停留現(xiàn)象（v=78.5 m/min，f=10 μm/r，ap=20 μm，SiCp/2024Al）Fig.8 The build-up edge on the tool rake face and the trace of stick-slip behavior（v=78.5 m/min，f=10 μm/r，ap=20 μm，SiCp/2024Al）

對(duì)增強(qiáng)顆粒含量較小的質(zhì)量分?jǐn)?shù)10%的SiCp/ZL101A復(fù)合材料，材料的塑性較好，切削時(shí)剪切區(qū)形成的微裂紋和微空洞較少，微裂紋對(duì)切屑形成的影響較小，從而剪切角變化的兩個(gè)階段（Φmax→Φmin，Φmin→Φmax）［24］在所用時(shí)間上近似相等，所以其鋸齒近似呈對(duì)稱的拋物線狀，如圖2（a）所示。而對(duì)體分比較高的體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al復(fù)合材料，在它的剪切變形過程中伴隨著大量的微裂紋和微空洞，這些微裂紋和微空洞在剪切面沿剪切方向線性排列，它們的擴(kuò)展和匯聚導(dǎo)致在切屑自由表面產(chǎn)生突發(fā)部分?jǐn)嗔眩纬梢粋€(gè)突出的剪切臺(tái)階，因此對(duì)該材料，上述剪切角周期變化的后半周期（Φmin→Φmax）是在很短的時(shí)間內(nèi)發(fā)生的，從而鋸齒上端呈不等腰的三角形，如圖2（b）所示。

2.3 切屑形成過程模型

綜合上述分析，對(duì)體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al復(fù)合材料超精密切削，可以建立如下的切屑形成過程模型，示意圖如圖9所示：

1）鋸齒形成的初始階段：在材料本身特性和微觀組織性能的作用下，剪切面向前方轉(zhuǎn)動(dòng)（背離前刀面方向），剪切角開始從最大值逐漸減小，從而剪切應(yīng)力增大、正應(yīng)力減?。ㄔ谄矫鎽?yīng)變狀態(tài)下，Mises屈服準(zhǔn)則［25］為σ2+3τ2=C2），此時(shí)在第一變形區(qū)開始形成大量微裂紋和微空洞。同時(shí)，由于材料具有一定的粘性，切屑和刀具之間開始從滑動(dòng)轉(zhuǎn)為粘結(jié)。在粘滯的過程中，刀具和切屑間的摩擦屬于內(nèi)摩擦，從而摩擦系數(shù)增大，這也使得剪切角逐漸減小。

圖9 體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al復(fù)合材料切屑形成過程模型（Φmax＞Φi＞Φmin）Fig.9 The model of chip formation for the 15%vol.SiCp/2024Al

2）剪切角逐漸減小階段：隨著剪切應(yīng)變和應(yīng)力的進(jìn)一步增大，當(dāng)剪切角減小到一定值，剪切應(yīng)力足以克服切屑-刀具之間的粘結(jié)力時(shí)，切屑又開始沿前刀面流動(dòng)。此時(shí)剪切面處的正應(yīng)力較小，微裂紋和微空洞進(jìn)一步增多，從而微裂紋開始擴(kuò)展和匯聚。

3）突發(fā)剪切階段：在微裂紋的影響下，剪切面實(shí)際承載面積大大減小，應(yīng)變?cè)诖颂幖校?dāng)剪切應(yīng)力增大到接近材料的斷裂強(qiáng)度時(shí)，由于在剪切面和工件表面交匯處的切屑自由表面的正應(yīng)力為0，裂紋在該處很快向切削刃處擴(kuò)展，從而發(fā)生突發(fā)性的剪切斷裂，在切屑自由表面形成一個(gè)突出的剪切臺(tái)階。但此時(shí)剪切面內(nèi)部仍存在著一定強(qiáng)度的正壓應(yīng)力，使得這種斷裂裂紋在延伸一定距離后被中斷；另外，發(fā)生部分?jǐn)嗔训耐瑫r(shí)剪切角很快從最小值增大到最大值，剪切應(yīng)力和應(yīng)變迅速降低，這也使得裂紋的擴(kuò)展不能充分進(jìn)行。一旦切屑發(fā)生部分?jǐn)嗔?，在多余的切屑形成能的?qū)動(dòng)下剪切面迅速向前刀面轉(zhuǎn)動(dòng)，剪切角在很短的時(shí)間內(nèi)又達(dá)到最大值，從而開始下一個(gè)鋸齒形成的循環(huán)。

對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)10%的SiCp/ZL101A，由于材料延性較好，能夠在高應(yīng)變率下達(dá)到較大的應(yīng)變。當(dāng)剪切角從最大值轉(zhuǎn)變到最小值時(shí)，材料流動(dòng)應(yīng)力達(dá)到飽和值［21］。此時(shí)剪切區(qū)雖然也產(chǎn)生一些微裂紋，但由于它們的尺寸較小、數(shù)量較少，不會(huì)造成材料的突發(fā)剪切斷裂；而是主要在最小能量原理的作用下［22］，系統(tǒng)自發(fā)地通過減小剪切面積來減小切屑形成能，從而剪切面又向相反方向轉(zhuǎn)動(dòng)，剪切角逐漸增大，形成形狀比較對(duì)稱的鋸齒型切屑。

3 討論

3.1 微裂紋動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展對(duì)加工表面質(zhì)量的影響

切屑的形成過程其實(shí)也就是切削表面形成的過程。微裂紋的動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展對(duì)加工表面完整性和切削力、切屑處理有很大的影響，雖然切屑的處理收集很方便，但加工表面質(zhì)量惡化，如由于顆粒和刀具頻繁和劇烈的碰撞而在加工表面形成空洞，以及在加工表面留下切屑碎片和微裂紋等［9］。裂紋形成時(shí)，切削力減小，從而平均剪切角增大，有效剪切面積減小，切屑-刀具接觸長(zhǎng)度減小，裂紋擴(kuò)展引起應(yīng)力釋放［18］。然而裂紋的擴(kuò)展引起切削力的波動(dòng)，特別對(duì)不連續(xù)切屑（此時(shí)增強(qiáng)顆粒體分比較高），這種變化的幅度有時(shí)較大，嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成切削系統(tǒng)的不穩(wěn)定。從切屑形成過程的穩(wěn)定性及其對(duì)加工表面的影響，以及從微裂紋的形成及其對(duì)加工表面質(zhì)量的影響的角度，超精密切削時(shí)，應(yīng)該選擇增強(qiáng)顆粒尺寸較小、體分比較低、形狀系數(shù)較大的復(fù)合材料。同時(shí)，要選擇界面結(jié)合強(qiáng)度高、界面缺陷少的復(fù)合材料，并且通過選擇合適的工藝參數(shù)，以盡量減少加工表面微裂紋的尺寸和數(shù)量。當(dāng)然因?yàn)榍邢鲿r(shí)增強(qiáng)顆粒不可避免地要和刀具頻繁碰撞，顆粒會(huì)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)、破碎和拔出等現(xiàn)象，在這個(gè)過程中也會(huì)產(chǎn)生微裂紋和微空洞，所以從這個(gè)意義上說，微裂紋在SiCp/Al復(fù)合材料切削過程中的產(chǎn)生是不可避免的，即使界面結(jié)合達(dá)到理想的狀態(tài)。由于目前絕大多數(shù)的SiCp/Al復(fù)合材料制備工藝不盡理想，且會(huì)在材料中引入各種原始缺陷，所以該材料的切削表面往往存留大量的微觀加工缺陷。前期研究表明，要獲得粗糙度Ra小于10 nm的切削表面是非常困難的［9］。

3.2 影響切屑形成和切削形態(tài)的主要因素

通過上述試驗(yàn)結(jié)果和分析可知，由于SiCp/Al復(fù)合材料的固有缺陷和其固有特性，造成切削變形過程中不可避免的產(chǎn)生大量微空洞和微裂紋，且剪切角發(fā)生周期性波動(dòng)，從而容易形成不規(guī)則或準(zhǔn)周期性的鋸齒型切屑。增強(qiáng)顆粒體分比、切削速度、進(jìn)給量、刀具刃口半徑是影響切屑形態(tài)的主要因素。隨增強(qiáng)顆粒含量的增加，切屑中的微空洞和微裂紋的數(shù)量也增加，SiCp/Al復(fù)合材料切屑形態(tài)的不連續(xù)性加劇，如圖10所示。切削速度較低時(shí)，切屑不連續(xù)性增強(qiáng)；速度較高時(shí)，切屑中微裂紋的數(shù)量和擴(kuò)展深度減小，切屑外形更連續(xù)，單個(gè)鋸齒的寬度也較大，如圖11所示。進(jìn)給量越小，SiC周圍形成的裂紋和空洞越容易貫穿整個(gè)切屑厚度，切屑整體外形就越細(xì)碎；且進(jìn)給量越小，切屑厚度對(duì)剪切角的變化越敏感，所以切屑的鋸齒狀也越明顯，如圖12所示。刀具的鈍圓半徑與增強(qiáng)顆粒SiC的平均尺寸及切削厚度相當(dāng)時(shí)（如使用PCD刀具時(shí)），刀具下方的未變形切屑厚度較大，即實(shí)際切削深度比名義切削深度小得多，刀具實(shí)際前角為負(fù)，增強(qiáng)顆粒充當(dāng)著自然斷屑器的作用，刀具大多以擠壓和撕裂的方式在去除材料，因此切屑容易折斷，不連續(xù)性增強(qiáng)，如圖13所示。PCD和SCD刀具超精密切削體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al時(shí)的加工表面及表面粗糙度輪廓如圖14所示。

圖10 不同增強(qiáng)顆粒體分比下的切屑形態(tài)（v= 60 m/min，f=6 μm/r，ap=20 μm，PCD刀具）Fig.10 The effect of volume fraction of reinforcement's on the chip formation（v=60 m/min，f=6 μm/r，ap=20 μm，PCD tool）

圖11 切削速度對(duì)切屑形態(tài)的影響（體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/2024Al，f=10 μm/r，ap=20 μm，SCD刀具）Fig.11 The effect of cutting speed on the chip formation（15%vol.SiCp/2024Al，f=10 μm/r，ap= 20 μm，SCD tool）

圖12 進(jìn)給量對(duì)切屑形態(tài)的影響（體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/ 2024Al，v=60 m/min，ap=10 μm，PCD刀具）Fig.12 The effect of feed rate on the chip formation（15% vol.SiCp/2024Al，v=60 m/min，ap=10 μm，PCD）

圖13 不同刀具獲得的切屑形態(tài)（體積分?jǐn)?shù)15%的SiCp/ 2024Al，v=78.5 m/min，f=10 μm/r，ap=5 μm）Fig.13 The effects of tool materials and the cutting edge radius on the chip formation（15%vol.SiCp/2024Al，v=78.5 m/min，f=10 μm/r，ap=5 μm）

4 結(jié)論

1）超精密切削SiCp/Al復(fù)合材料時(shí)，切屑呈厚度準(zhǔn)周期變化的鋸齒狀，微裂紋的動(dòng)態(tài)形成和擴(kuò)展行為和切削時(shí)的剪切角周期變化是形成這種切屑的兩種主要機(jī)制。

2）由于微裂紋的存在，剪切區(qū)的實(shí)際承載面積大大減小，應(yīng)變?cè)诖颂幖?，?dāng)包含大量微裂紋的剪切區(qū)材料的剪切應(yīng)變大于材料的斷裂應(yīng)變時(shí)，切屑發(fā)生突發(fā)剪切并產(chǎn)生部分?jǐn)嗔选?/p>

圖14 不同刀具獲得的加工表面微觀形貌對(duì)比Fig.14 The effects of tool materials and the cutting edge radius on the machined surface quality

3）SiCp/Al復(fù)合材料切削時(shí)剪切區(qū)具有一定的厚度，并且材料本身特性決定了切削時(shí)剪切面的朝向很不穩(wěn)定。鋸齒形成過程中，剪切角從最大值逐漸減小到最小值，最后在微裂紋的作用下，材料發(fā)生部分?jǐn)嗔?，此后在多余的切屑形成能的?qū)動(dòng)下剪切面迅速向前刀面轉(zhuǎn)動(dòng)，剪切角又達(dá)到最大值，從而開始下一個(gè)鋸齒的形成。

4）由于材料本身的不均勻性和各種微觀缺陷，材料各部分的力學(xué)性能相差較大，所以微裂紋和微空洞在切屑材料不同區(qū)域產(chǎn)生的數(shù)量不一，其形核地點(diǎn)和擴(kuò)展路徑也具有很大的隨機(jī)性，從而造成在切屑自由表面突發(fā)剪切的時(shí)間間隔不一致。

5）由于增強(qiáng)顆粒的阻礙作用，切屑中不同部分經(jīng)歷的塑性變形程度相差較大，基體材料在剪切區(qū)的塑性變形不均勻，從而其變形流線不明顯，剪切角不為定值。

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Chip Formation Mechanisms and the Process Model during Ultra-precision Turning of SiCp/Al Composite

GE Ying-fei1，XU Jiu-hua2，YANG Hui3
（1.School of Mechanical Engineering，Nanjing Institute of Technology，Nanjing 211167，Jiangsu，China；2.College of Mechanical and Electrical Engineering，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，Jiangsu，China；3.Beijing Precision Engineering Institute for Aircraft Industry，Beijing 100076，China）

Single crystal diamond and polycrystalline diamond tools are selected for ultra-precision turning of SiC particulate reinforced aluminum matrix composites（SiCp/2024Al and SiCp/ZL101A）.The appearance and the metallurgical microstructure of chip are observed in order to investigate the formation mechanisms of chip using micromechanics and metal cutting theory analytical methods.The chip formation process models are also established.The results show that a saw-toothed chip with semi-periodic thickness is formed.It is pointed that the dynamic behavior of microcracks and the periodic variation of shear angle are the two main mechanisms for this type of chip.A great number of microcracks and microvoids are produced on this kind of material during machining due to the inherent defects and，non-uni-formity of the materials and the presence of the reinforcement particles.The periodic variation of shear angle is determined by the workpiece microstructure and the mechanical properties and the periodic slipstick phenomenon.Volume fraction of reinforcement，cutting speed，feed rate and tool edge radius are the main factors that affect the chip formation.

manufaturing technology and equipment；particulate reinforced aluminum matrix composite；ultra-precision turning；chip formation mechanism；chip formation process model；dynamic behavior of microcrack；shear angle

TG506.7

A

1000-1093（2015）05-0911-10

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.05.022

2014-07-10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51275227）；江蘇省青藍(lán)工程項(xiàng)目（2014年）

葛英飛（1975—），男，副教授，博士。E-mail：yingfeige@163.com