陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助加工技術(shù)*

丁 凱，蘇宏華，傅玉燦，崔方方，李奇林，雷衛(wèi)寧

（1.江蘇理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，常州 213001；2.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 210016）

陶瓷基復(fù)合材料（Ceramic Matrix Composites, CMC）是在陶瓷基體中引入第二相材料，使之增韌、增強(qiáng)的多相材料。與未增強(qiáng)陶瓷基體相比，陶瓷基復(fù)合材料具有更高的硬度、斷裂韌性以及更優(yōu)良的耐磨、耐熱、抗蠕變、尺寸穩(wěn)定性、抗燒蝕等性能特點(diǎn)，在航空航天、國(guó)防領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1-4]。

陶瓷基復(fù)合材料基體主要包括氧化鋁（Al2O3）、碳化硅（SiC）、氧化鋯（ZrO2）、氮化硅（Si3N4）等；增強(qiáng)體主要包括連續(xù)纖維、晶須、顆粒。研究表明，與晶須、顆粒增韌方式相比，連續(xù)纖維增韌具有最顯著的效果[2,5-6]。其中，碳纖維增強(qiáng)碳化硅基復(fù)合材料（Cf/SiC）[7-8]、碳化硅纖維增強(qiáng)碳化硅基復(fù)合材料（SiCf/SiC）[9-10]是目前研究較多、應(yīng)用較為成熟的陶瓷基復(fù)合材料。按照結(jié)構(gòu)特征，連續(xù)纖維增強(qiáng)陶瓷基復(fù)合材料包括二維編織結(jié)構(gòu)和三維編織結(jié)構(gòu)[1-3]。相比較而言，三維編織復(fù)合材料具有更優(yōu)良的綜合性能指標(biāo)，但制備工藝繁瑣，纖維變形嚴(yán)重，性能具有較大的分散性。Cf/SiC復(fù)合材料使用溫度可達(dá)到1650℃以上；密度為 1.7～2.5g/cm3，僅為高溫金屬結(jié)構(gòu)材料的1/7～1/3，該種材料的應(yīng)用可極大減輕飛行器結(jié)構(gòu)重量、提高飛行器搭載能力[5]。目前國(guó)外已研制出Cf/SiC復(fù)合材料的飛行器熱防護(hù)部件、噴管和喉襯材料等，如NASA已將Cf/SiC復(fù)合材料制作的襟翼、熱防護(hù)部件成功應(yīng)用于其X系列（X-37、X-38）航天試驗(yàn)機(jī)上[11]。

雖然Cf/SiC等陶瓷基復(fù)合材料多數(shù)采用了如熔體浸滲法、化學(xué)氣相滲透法等[1-4]近凈成形的制備方法，但為了滿足裝配及使用要求，其構(gòu)件一般需經(jīng)過(guò)機(jī)械加工，以達(dá)到零部件的尺寸形狀精度和表面質(zhì)量要求[12]。根據(jù)應(yīng)用場(chǎng)合不同，陶瓷基復(fù)合材料主要加工形式包括孔加工[13]（如飛行器襟翼、剎車(chē)片等）及型面加工[14-15]（如望遠(yuǎn)鏡的反射鏡基面）。雖然陶瓷基復(fù)合材料脆性低于陶瓷材料，但由于其高硬度及纖維編織結(jié)構(gòu)特征[11-12]，仍然屬于典型的難加工材料。目前陶瓷基復(fù)合材料構(gòu)件制備時(shí)一般采用金剛石工具進(jìn)行磨削/鉆削或超聲輔助磨削/鉆削加工[1,16]。根據(jù)Tawakoli[16]的報(bào)導(dǎo)，采用金剛石砂輪磨削加工陶瓷基復(fù)合材料構(gòu)件時(shí)，其加工成本可占到陶瓷基復(fù)合材料構(gòu)件總生產(chǎn)成本的60%～80%，甚至高達(dá)90%。其他相關(guān)研究表明，Cf/SiC等復(fù)合材料在磨削/鉆削加工時(shí)極易產(chǎn)生纖維脆性斷裂、拔出、加工孔出入口撕裂等缺陷[17-20]，加工質(zhì)量較差。因此，對(duì)于陶瓷基復(fù)合材料而言，如何改善其加工質(zhì)量仍是該類(lèi)材料所面臨的關(guān)鍵問(wèn)題之一。

超聲輔助加工是在傳統(tǒng)機(jī)械加工中工具與工件相對(duì)運(yùn)動(dòng)的基礎(chǔ)上，通過(guò)超聲振動(dòng)裝置在工具或者工件上施加超聲振動(dòng)，以改善材料加工性能的一種高性能復(fù)合加工技術(shù)[21-24]。由于超聲振動(dòng)作用的引入，工具與工件之間的接觸狀態(tài)和作用機(jī)理均發(fā)生變化，材料去除機(jī)理也得以改變。根據(jù)加工形式的不同，超聲輔助加工包括超聲輔助鉆削、超聲輔助磨削等[25-29]。諸多研究表明，對(duì)于陶瓷及其復(fù)合材料等脆性材料而言，超聲輔助加工可降低切削力并改善加工質(zhì)量，是一種非常適合的先進(jìn)技術(shù)。因此，采用超聲輔助鉆削/磨削技術(shù)以實(shí)現(xiàn)陶瓷基復(fù)合材料的高質(zhì)量加工一直是研究的熱點(diǎn)問(wèn)題。

陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助鉆削技術(shù)

1 超聲輔助鉆削加工機(jī)理

典型超聲輔助鉆削裝置如圖1所示。超聲輔助鉆削時(shí)，金剛石套料鉆沿軸向以一定頻率進(jìn)行超聲振動(dòng)的同時(shí)以一定轉(zhuǎn)速做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，并通過(guò)軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)孔加工。在這一過(guò)程中，套料鉆端面及側(cè)面上單顆金剛石磨粒的運(yùn)動(dòng)軌跡均為空間正弦曲線。在常用超聲振動(dòng)速度（v=3～4m/s）及鉆削進(jìn)給速度（vf=10～100 mm/min）條件下，套料鉆端面磨粒與工件之間呈高頻“接觸-分離”狀態(tài)，即套料鉆端面上的金剛石磨粒通過(guò)對(duì)工件材料的高頻撞擊及正常磨削的復(fù)合作用實(shí)現(xiàn)材料去除[20]。同時(shí)，套料鉆側(cè)面磨粒起到一定程度的輔助磨削作用，在表面微細(xì)溝槽自成機(jī)理[25]作用下，相鄰磨粒在孔內(nèi)壁表面刻劃出的溝槽相互交錯(cuò)重疊，有利于改善其表面質(zhì)量。

圖1 超聲輔助鉆削加工示意圖Fig.1 Illustration of ultrasonic assisted drilling

2 鉆削力和扭矩

Li等[30]在超聲振動(dòng)頻率f=20kHz，振幅為35%功率值，主軸轉(zhuǎn)速n=3000r/min，鉆削進(jìn)給速度vf=0.09mm/s條件下，采用金剛石套料鉆對(duì)兩種不同規(guī)格的二維編織結(jié)構(gòu)SiCf/SiC復(fù)合材料板進(jìn)行了普通鉆削（Conventional Drilling, CD）與超聲輔助鉆削（Ultrasonic Assisted Drilling, UAD）對(duì)比試驗(yàn)。觀察SiCf/SiC復(fù)合材料的鉆削力信號(hào)可知，在鉆削過(guò)程中，由于這種材料顯著的各向異性，鉆削力出現(xiàn)了明顯的波動(dòng)。同時(shí)可看出，在相同條件下超聲輔助鉆削過(guò)程中的鉆削力始終低于普通鉆削時(shí)，最大降低幅度約為50%。

Ding等[20]在振動(dòng)頻率f=24.3 kHz，振 幅 為A=3.5μm，主 軸 轉(zhuǎn)速n=1000～10000r/min，進(jìn) 給 速 度vf=10～40mm/min條件下對(duì)二維編織Cf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了超聲輔助鉆削與普通鉆削對(duì)比試驗(yàn)。鉆削力及扭矩信號(hào)同樣表明：由于Cf/SiC復(fù)合材料顯著的各向異性，鉆削過(guò)程中其鉆削力及扭矩也出現(xiàn)了較明顯的波動(dòng)，如圖2、圖3所示[20]。同時(shí)可以看出，相同條件下超聲輔助鉆削時(shí)的鉆削力小于普通鉆削時(shí)。在試驗(yàn)條件下，與普通鉆削相比，超聲輔助鉆削可降低鉆削力約7.4%～23%，降低扭矩約8.5%～47.6%。綜上所述，金剛石磨粒對(duì)材料的錘擊作用及二者“分離”時(shí)磨削液對(duì)加工區(qū)域充分的沖刷作用是超聲輔助鉆削可降低鉆削力的關(guān)鍵原因。

Liu等[27]采用橢圓超聲振動(dòng)鉆削技術(shù)（即兩維超聲振動(dòng)）對(duì)與二維編織Cf/SiC復(fù)合材料具有類(lèi)似結(jié)構(gòu)的CFRP進(jìn)行了超聲輔助鉆削、普通鉆削對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明與普通鉆削相比，超聲輔助鉆削最大可降低鉆削力、扭矩分別約為60%、45%，并指出超聲輔助鉆削的斷續(xù)切削過(guò)程及良好的排屑能力是其可降低鉆削力及扭矩的原因。

3 加工孔出口質(zhì)量

Cf/SiC復(fù)合材料的編織結(jié)構(gòu)特點(diǎn)使其在鉆削加工時(shí)出口處易出現(xiàn)撕裂缺陷。Ho等[19]采用以SiC、B4C游離磨料為介質(zhì)的超聲加工方法對(duì)二維編織Cf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了孔加工試驗(yàn)，結(jié)果表明加工孔出口處的撕裂程度隨工具靜載荷增大而增大。Liu等[27]的研究結(jié)果表明，與普通鉆削相比，一定參數(shù)條件下超聲輔助鉆削可改善孔出口質(zhì)量。

Ding等[20]對(duì)Cf/SiC復(fù)合材料超聲輔助鉆削過(guò)程中的鉆削力、扭矩與孔出口撕裂程度之間的關(guān)系進(jìn)行了分析。結(jié)果表明，相同條件下由于超聲輔助鉆削時(shí)鉆削力與扭矩均小于普通鉆削時(shí)，相應(yīng)地超聲輔助鉆削所獲得的孔出口撕裂尺寸小于普通鉆削時(shí)；所采用的鉆削工藝參數(shù)產(chǎn)生的鉆削力越小，則產(chǎn)生的孔出口撕裂尺寸越?。ㄈ鐖D4所示）[20]，并結(jié)合Cf/SiC復(fù)合材料在受力狀態(tài)下微裂紋形成、擴(kuò)展直至材料斷裂的變化過(guò)程對(duì)上述現(xiàn)象進(jìn)行了解釋。這一規(guī)律同樣也存在于CFRP材料[27]的超聲輔助鉆削過(guò)程中。

4 孔內(nèi)壁表面形貌

采用套料鉆進(jìn)行孔加工時(shí)，在套料鉆內(nèi)部將獲得被加工對(duì)象材料去除而形成的芯棒。該芯棒材料的表面形貌可近似地反映加工孔內(nèi)壁的表面形貌。Ding等[20]借助于Cf/SiC復(fù)合材料超聲輔助鉆削及普通鉆削過(guò)程中產(chǎn)生的芯棒對(duì)孔內(nèi)壁的表面形貌近似度進(jìn)行了研究，圖5[20]為f=24.3kHz，A=3.5μm，n=8000r/min，vf=10mm/min條件下所獲得的芯棒的表面形貌。從圖5中可以看出，Cf/SiC復(fù)合材料鉆削加工時(shí)所產(chǎn)生的芯棒表面形貌特征主要包括材料內(nèi)部固有的孔隙、碳纖維層狀脆斷、碳纖維拔出后形成的凹坑3部分。對(duì)比普通鉆削與超聲輔助鉆削，可看出相同條件下普通鉆削將比超聲輔助鉆削引起更大的碳纖維層狀脆斷尺寸及凹坑尺寸，從而導(dǎo)致孔內(nèi)壁質(zhì)量較差。圖 6（a）、（b）分別為相同條件下的普通鉆削及超聲輔助鉆削孔內(nèi)壁的表面輪廓曲線。可以看出，與普通鉆削相比較，超聲輔助鉆削可獲得相對(duì)平滑的孔內(nèi)壁表面輪廓曲線，這與圖5中所顯示的規(guī)律相吻合。Liu等[27]采用同樣的方法對(duì)CFRP材料超聲輔助鉆削、普通鉆削時(shí)產(chǎn)生的芯棒表面形貌進(jìn)行了分析，如圖7所示。可以看出，與普通鉆削相比，超聲輔助鉆削所獲得芯棒表面幾乎沒(méi)有明顯的分層現(xiàn)象，且表面無(wú)明顯切屑?xì)埩襞cCf/SiC復(fù)合材料超聲輔助鉆削加工特點(diǎn)一致?？偨Y(jié)超聲輔助鉆削可獲得優(yōu)于普通鉆削的孔內(nèi)壁質(zhì)量的原因，主要包括如下方面：較低的鉆削力與扭矩、工具側(cè)壁上的金剛石磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡之間的交錯(cuò)重疊作用及良好的排屑能力。

圖2 Cf/SiC復(fù)合材料鉆削力信號(hào)Fig.2 Drilling force signals of Cf/SiC composites

圖3 Cf/SiC復(fù)合材料扭矩信號(hào)Fig.3 Torque signals of Cf/SiC composites

圖4 普通鉆削及超聲輔助鉆削時(shí)孔出口質(zhì)量對(duì)比Fig.4 Comparison of hole exit quality between CD and UAD

陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助磨削技術(shù)

1 超聲輔助磨削加工機(jī)理

超聲輔助磨削時(shí)，超聲振動(dòng)可施加于砂輪上，亦可施加于工件上。按照振動(dòng)維數(shù)的不同，超聲輔助磨削（Ultrasonic Assisted Grinding, UAG）的振動(dòng)形式包括一維振動(dòng)及二維振動(dòng)兩種[29-31]。一維振動(dòng)即超聲振動(dòng)系統(tǒng)只沿一個(gè)方向產(chǎn)生振動(dòng)，振動(dòng)方向平行或者垂直于磨削加工表面；二維振動(dòng)指超聲振動(dòng)系統(tǒng)沿兩個(gè)方向同時(shí)產(chǎn)生振動(dòng)，也稱(chēng)為橢圓振動(dòng)。圖8為一維振動(dòng)超聲輔助磨削中的砂輪振動(dòng)模態(tài)及與工件加工表面的位置關(guān)系。其中軸向振動(dòng)時(shí)，振動(dòng)方向可能平行或者垂直于磨削表面；徑向振動(dòng)時(shí)，振動(dòng)方向一般垂直于磨削表面；切向振動(dòng)時(shí)，振動(dòng)方向平行于磨削表面。

不同的振動(dòng)維數(shù)、振動(dòng)方向與磨削加工表面的相對(duì)位置關(guān)系條件下，超聲輔助磨削的加工機(jī)理各有差異。20世紀(jì)60年代，日本學(xué)者隈部淳一郎[25]對(duì)超聲輔助磨削進(jìn)行了研究，首先提出了超聲輔助磨削表面微細(xì)溝槽自成機(jī)理。他認(rèn)為在振動(dòng)方向平行于加工表面（軸向振動(dòng)）的加工過(guò)程中，在一定的振幅A下，每顆磨粒的運(yùn)動(dòng)軌跡與附近磨粒的運(yùn)動(dòng)軌跡之間出現(xiàn)軌跡重疊，使得切屑被截短、體積變小，最終使得加工表面質(zhì)量得以改善、磨削力減小。而在振動(dòng)方向垂直于加工表面時(shí)，諸多研究表明材料去除過(guò)程源于磨粒對(duì)材料的錘擊及正常磨削的復(fù)合作用。切向振動(dòng)時(shí)，振動(dòng)方向同樣近似平行于加工表面，此時(shí)超聲輔助磨削的特征在于斷續(xù)磨削。而二維振動(dòng)時(shí)，超聲輔助磨削機(jī)理一般為兩種一維振動(dòng)分量對(duì)應(yīng)的加工機(jī)理的復(fù)合作用。

2 磨削力及其比值

Tawakoli等[16]采用金屬結(jié)合劑金剛石砂輪對(duì)兩種不同組分比例（不同含量及規(guī)格的碳纖維、不同含量的SiC及Si）的Cf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了普通磨削試驗(yàn)（即無(wú)超聲輔助作用的磨削，Conventional Grinding, CG）。結(jié)果表明，Cf/SiC復(fù)合材料的硬度越大、斷裂韌性越小，其磨削力越大。丁凱等[17]采用樹(shù)脂結(jié)合劑金剛石砂輪對(duì)二維編織Cf/SiC復(fù)合材料及SiC陶瓷進(jìn)行了普通磨削對(duì)比試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)Cf/SiC復(fù)合材料磨削力明顯小于SiC陶瓷的磨削力。上述研究均表明，Cf/SiC復(fù)合材料的各組分含量及編織結(jié)構(gòu)均對(duì)磨削力有著顯著的影響。

圖5 普通鉆削及超聲輔助鉆削Cf/SiC所獲得芯棒表面形貌比較Fig.5 Comparison of rod surface topographies of Cf/SiC by CD and UAD

圖6 Cf/SiC復(fù)合材料加工孔內(nèi)壁表面輪廓曲線Fig.6 Profile curve of the drilled hole inner surface in Cf/SiC

圖7 普通鉆削及超聲輔助鉆削CFRP所獲得芯棒的表面形貌Fig.7 Rod surface topographies of CFRP by CD and UAD

Azarhoushang等[32]采用金屬結(jié)合劑金剛石砂輪對(duì)與文獻(xiàn)[16]中相同的兩種Cf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了超聲輔助磨削與普通磨削對(duì)比試驗(yàn)。超聲輔助磨削時(shí)，超聲振動(dòng)方向平行于磨削加工表面，所采用的工藝參數(shù)范圍為f=20kHz，A=8μm，vw=0.5～3m/min，vs=30～120m/s，ap=0.05～0.6mm。研究發(fā)現(xiàn)，與普通磨削對(duì)比，超聲輔助磨削最大可降低磨削力約20%。此外，超聲輔助磨削過(guò)程中磨削力比（法向力Fn/切向力Ft）隨振幅的增大而略有降低。

本文作者采用金屬結(jié)合劑砂輪在DMG Ultrasonic 20 Linear立式高速超聲加工中心上對(duì)二維編織Cf/SiC復(fù)合材料開(kāi)展了超聲輔助磨削與普通磨削對(duì)比試驗(yàn)，對(duì)磨削力及力比進(jìn)行了研究。超聲輔助磨削時(shí)，超聲振動(dòng)方向垂直于磨削加工表面，所采用的工藝參數(shù)范圍為f=21.5kHz，A=4μm，vw=0.05～0.5m/min，vs=1.26～12.6m/s，ap=5～20μm。典型磨削力信號(hào)及力比結(jié)果分別如圖9、圖10所示。由圖9可以看出，Cf/SiC復(fù)合材料磨削加工時(shí)法向力波動(dòng)較大，尤其是普通磨削時(shí)。相同條件下，超聲輔助磨削時(shí)的磨削力小于普通磨削時(shí)的磨削力。在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，與普通磨削相比，超聲輔助磨削最大可降低法向磨削力約45%，切向磨削力約39%。由圖10可以看出，在所有條件下，超聲輔助磨削時(shí)磨削力比值均小于普通磨削時(shí)。在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，超聲輔助磨削力比值在9.1～10.5之間，而普通磨削力比值在10.3～11.9之間。磨削力比值的大小取決于材料硬度大小及砂輪的鋒利程度，因此與普通磨削相比，超聲輔助磨削更容易實(shí)現(xiàn)材料去除。

Bertsche等[33]在f=21.6kHz，A=1～5μm，vw=0.5m/min，vs=3.14m/s，ap=50μm條件下，采用金剛石銑磨頭對(duì)二維編織SiCf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了銑槽加工試驗(yàn)。研究表明，與普通銑磨相比，超聲輔助銑磨可降低切向力約20%，法向力約9%。

綜上所述可知，Cf/SiC復(fù)合材料的成分及結(jié)構(gòu)對(duì)其超聲輔助磨削力有顯著的影響；與普通磨削相比，超聲輔助磨削可顯著降低磨削力。當(dāng)超聲振動(dòng)方向垂直于磨削表面時(shí)，超聲輔助磨削亦可顯著降低磨削力比，從而明顯改善了Cf/SiC復(fù)合材料的磨削加工性。

3 磨削表面形貌與加工損傷形成機(jī)制

Ding等[34]在超聲振動(dòng)方向垂直于加工表面，f=21.5kHz，A=4μm，vw=0.05～0.5m/min，vs=1.26～12.6m/s，ap=5～20μm條件下對(duì)二維編織結(jié)構(gòu)Cf/SiC復(fù)合材料（原始微觀形貌如圖11所示）進(jìn)行了超聲輔助磨削與普通磨削試驗(yàn)，并對(duì)Cf/SiC復(fù)合材料磨削表面形貌進(jìn)行了對(duì)比分析。典型普通磨削及超聲輔助磨削加工表面微觀形貌如圖12所示。由圖12中可以看出，Cf/SiC復(fù)合材料磨削加工表面材料去除方式主要為孔隙周?chē)ň幙椊翘帲├w維束脆性斷裂、碳纖維區(qū)域階梯狀脆斷，且斷口形貌呈不規(guī)則曲線狀。經(jīng)對(duì)比可知，在兩種方法所獲得的加工表面中，纖維編織角處的斷裂尺寸、碳纖維階梯狀斷裂尺寸均沒(méi)有明顯差異。其中碳纖維階梯狀斷裂尺寸約為40～60μm（如圖12（b）所示）。而在SiC區(qū)域，與普通磨削表面以光滑區(qū)域?yàn)橹飨啾?，超聲輔助磨削表面產(chǎn)生了由錘擊作用所致的較大面積的脆性斷裂。

圖8 一維振動(dòng)模態(tài)及與加工表面的位置關(guān)系Fig.8 One dimensional vibration mode and its relation with ground surface

圖9 典型Cf/SiC復(fù)合材料磨削力信號(hào)Fig.9 Typical grinding force signals of Cf/SiC composites

圖10 Cf/SiC超聲輔助磨削與普通磨削力比Fig.10 Grinding force ratio of CG and UAG Cf/SiC

超聲輔助磨削過(guò)程中，Cf/SiC復(fù)合材料損傷形成可由如下過(guò)程描述：在磨削力作用下，表層材料受到剪應(yīng)力與拉應(yīng)力的綜合作用而產(chǎn)生裂紋。在拉應(yīng)力作用下，SiC基體首先出現(xiàn)裂紋并沿垂直于纖維/基體界面的方向擴(kuò)展，到達(dá)界面時(shí)，裂紋暫時(shí)被阻止；纖維/基體界面結(jié)合較弱處（孔隙等組織缺陷的存在所致）在基體剪切和纖維、基體的非同步橫向收縮作用下，裂紋重新開(kāi)始擴(kuò)展，尺寸增大，部分纖維在弱點(diǎn)處開(kāi)始出現(xiàn)斷裂，最終纖維出現(xiàn)大規(guī)模層狀斷裂。若存在與加工表面垂直的纖維，則這部分纖維在斷裂后部分纖維斷頭將克服界面摩擦阻力從基體中拔出形成凹坑[3,17]。

圖11 二維編織Cf/SiC復(fù)合材料微觀形貌Fig.11 Micro-morphology of 2D braided Cf/SiC composites

圖12 Cf/SiC復(fù)合材料加工表面微觀形貌（vs=12.6m/s,vw=100mm/min,ap=10μm）Fig.12 Micro-morphologies of Cf/SiC ground surface（vs=12.6m/s,vw=100mm/min,ap=10μm）

劉杰等[18]通過(guò)對(duì)Cf/SiC復(fù)合材料高速深磨加工表面微觀形貌的分析，認(rèn)為磨削過(guò)程中，最初基體因磨削作用先開(kāi)裂，同時(shí)纖維也受到剪切作用。隨著磨削的進(jìn)行，基體材料被逐漸去除、纖維出露，這時(shí)纖維同時(shí)受到剪切作用與滑擦作用。隨著摩擦加劇，磨粒壓入SiC基體與碳纖維內(nèi)部。由于基體的連續(xù)性被破壞，纖維還會(huì)受到局部的擠壓作用，這些作用共同使纖維發(fā)生斷裂從而形成脆性斷裂。

4 表面粗糙度

丁凱等[17,35]分別以輪廓算術(shù)平均偏差Ra（取樣長(zhǎng)度為5.6mm）和表面算數(shù)平均偏差Sa（測(cè)量面積為500×500μm2）為指標(biāo)對(duì)兩種二維編織Cf/SiC復(fù)合材料磨削表面粗糙度值進(jìn)行了測(cè)量。在磨削用量分別為vs=24m/s，vw=4～10m/min，ap=10～40μm時(shí)，Cf/SiC復(fù)合材料磨削表面粗糙度無(wú)明顯變化，Ra=0.8～1.0μm。磨削用量分別為vs=24m/s，vw=4～10m/min，ap=20～80μm 時(shí)，0°纖維區(qū)域磨削表面粗糙度Sa變化幅度很??；90°纖維區(qū)域磨削表面粗糙度隨進(jìn)給速度的增大無(wú)明顯變化，但隨磨削深度的增大而明顯增大。試驗(yàn)條件下，90°纖維區(qū)域磨削表面粗糙度最大約為Sa=6.15μm，0°纖維區(qū)域磨削表面粗糙度最大約為Sa=3.5μm，此時(shí)平均值約為Sa=4.8μm。Tawakoli對(duì)文獻(xiàn)[16]中Cf/SiC復(fù)合材料磨削表面粗糙度進(jìn)行了測(cè)量，指標(biāo)為Ra。測(cè)量結(jié)果顯示，Cf/SiC復(fù)合材料中碳纖維含量越大，Ra值越大，但Ra值隨磨削用量的變化而差別較小。

Azarhoushang對(duì)文獻(xiàn)[32]試驗(yàn)條件下的超聲輔助磨削表面（超聲振動(dòng)方向平行于磨削表面）及普通磨削表面粗糙度Ra進(jìn)行了測(cè)量，結(jié)果表明與普通磨削相比，超聲輔助磨削最大可降低Ra約30%。Bertsche對(duì)文獻(xiàn)[33]中超聲輔助銑磨SiCf/SiC復(fù)合材料所獲得的溝槽表面粗糙度Ra進(jìn)行了測(cè)量分析。結(jié)果表明，0°纖維（平行于進(jìn)給速度方向）表面Ra值大于90°纖維表面Ra值。沿兩個(gè)方向測(cè)量的平均值約為Ra=1.5～2.5μm。

5 工具磨損

Bertsche等[33]研究表明，采用超聲輔助銑磨加工SiC/SiC復(fù)合材料時(shí)，與普通磨削相比，工具磨損量顯著降低，其中銑磨頭端面磨損量最大可減少約65%，同時(shí)內(nèi)壁翻邊現(xiàn)象也得到有效緩解。Azarhoushang等[32]的研究同樣表明，超聲輔助磨削C/SiC復(fù)合材料時(shí)砂輪徑向磨損量低于普通磨削時(shí)。整體而言，現(xiàn)有報(bào)道尚缺乏對(duì)陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助磨削過(guò)程中工具磨損機(jī)理、磨損過(guò)程與形式及其對(duì)加工過(guò)程、加工質(zhì)量的深入研究。

陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助加工技術(shù)存在的問(wèn)題及對(duì)策

迄今為止，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)以Cf/SiC復(fù)合材料為代表的陶瓷基復(fù)合材料的超聲輔助加工技術(shù)開(kāi)展了初步的研究。但綜合現(xiàn)有報(bào)道來(lái)看，超聲輔助加工技術(shù)在陶瓷基復(fù)合材料構(gòu)件制備過(guò)程中的應(yīng)用仍存在一些問(wèn)題，這極大地限制了陶瓷基復(fù)合材料的推廣應(yīng)用?，F(xiàn)以超聲輔助磨削/鉆削為例對(duì)主要問(wèn)題進(jìn)行闡述如下。

（1）缺乏準(zhǔn)確的加工表面質(zhì)量評(píng)價(jià)體系。

由于Cf/SiC復(fù)合材料的編織結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及顯著的各向異性，其在加工時(shí)往往會(huì)產(chǎn)生不同于普通陶瓷材料的加工損傷形式，如孔出口撕裂、磨削表面纖維層狀脆斷、纖維拔出等現(xiàn)象，致使表面質(zhì)量較差。此時(shí)傳統(tǒng)的表面質(zhì)量評(píng)價(jià)參數(shù)（如表面粗糙度Ra等）難以準(zhǔn)確反映此類(lèi)材料的加工表面特征，已不再適用。但是現(xiàn)有研究一般仍采用表面粗糙度Ra為指標(biāo)評(píng)定Cf/SiC復(fù)合材料的表面質(zhì)量。這一問(wèn)題使得難以對(duì)不同加工方法所獲得的加工質(zhì)量進(jìn)行對(duì)比并作出評(píng)價(jià)。因此，以Cf/SiC復(fù)合材料為代表的陶瓷基復(fù)合材料加工中首先要解決的問(wèn)題是應(yīng)建立完善的加工質(zhì)量評(píng)價(jià)體系，包括表面/亞表面損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)、表面粗糙度評(píng)價(jià)參數(shù)等。這就要求：首先，建立完善的材料制備標(biāo)準(zhǔn)，確定不同用途時(shí)材料各組成相的比例及規(guī)格；其次，統(tǒng)計(jì)材料加工表面不同組成相、不同方向纖維的損傷形式及尺度，確定一定面積內(nèi)的參數(shù)（如纖維層狀脆斷尺寸、表面算數(shù)平均偏差Sa等）以對(duì)其加工質(zhì)量進(jìn)行評(píng)價(jià)，為準(zhǔn)確評(píng)價(jià)此類(lèi)材料的加工質(zhì)量奠定基礎(chǔ)。

（2）缺乏超聲振動(dòng)參數(shù)與加工參數(shù)匹配性研究。

超聲輔助加工之所以比普通加工具有諸多優(yōu)勢(shì)，關(guān)鍵原因之一在于超聲輔助加工過(guò)程中工具工作層磨粒與加工表面間相對(duì)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的改變。以一維軸向振動(dòng)超聲輔助磨削為例，此時(shí)砂輪工作層磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡為空間正弦曲線。當(dāng)振動(dòng)方向平行于加工表面時(shí)，磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡間交錯(cuò)重疊，單顆磨粒切厚減小，使得磨削力降低，同時(shí)加工表面質(zhì)量得以改善。而這種磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡交錯(cuò)重疊程度取決于由超聲振動(dòng)頻率、振幅與磨削用量所決定的空間正弦曲線及磨削弧區(qū)的形狀與尺寸。雖然Ding等[20,34]已初步討論了磨削用量變化對(duì)超聲輔助效果的影響，但仍然不夠深入。因此，未來(lái)關(guān)于陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助加工技術(shù)的研究中，應(yīng)充分考慮超聲振動(dòng)參數(shù)、加工用量、加工負(fù)載變化可能引起的超聲振動(dòng)參數(shù)的改變之間的耦合關(guān)系，建立上述參數(shù)之間的匹配性模型，才能合理選擇各參數(shù)以強(qiáng)化陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助加工的優(yōu)勢(shì)，實(shí)現(xiàn)其優(yōu)質(zhì)高效加工。

（3）超聲輔助加工工具工作層磨粒排布要求不明確。

除超聲振動(dòng)參數(shù)與加工用量的匹配性之外，工具工作層磨粒排布規(guī)則將影響運(yùn)動(dòng)軌跡間的相互干涉程度，進(jìn)而影響超聲輔助磨削效果。因此，工具工作層磨粒的排布規(guī)則亦將對(duì)超聲輔助磨削效果產(chǎn)生至關(guān)重要的影響。現(xiàn)有文獻(xiàn)尚沒(méi)有這方面的研究報(bào)導(dǎo)。未來(lái)超聲輔助加工工具設(shè)計(jì)制作時(shí)，在保證其良好振動(dòng)性能的同時(shí)，應(yīng)在充分考慮陶瓷基復(fù)合材料合理的加工用量參數(shù)范圍、超聲振動(dòng)參數(shù)與加工用量的匹配性的基礎(chǔ)上，對(duì)其工作層磨粒的排布規(guī)則進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，為強(qiáng)化超聲輔助加工優(yōu)勢(shì)奠定基礎(chǔ)。

結(jié)束語(yǔ)

陶瓷基復(fù)合材料具有優(yōu)良的力學(xué)性能以及突出的耐高溫、耐磨、輕質(zhì)等特性，在航空航天、國(guó)防、核能等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。經(jīng)過(guò)多年的發(fā)展，陶瓷基復(fù)合材料在制備、應(yīng)用基礎(chǔ)研究和工程應(yīng)用研究方面都取得了顯著的成果。與此相比，陶瓷基復(fù)合材料加工技術(shù)的研究相對(duì)滯后，仍處于探索階段。

根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)可知，目前關(guān)于陶瓷基復(fù)合材料超聲輔助加工技術(shù)的研究主要集中在超聲輔助加工與普通加工在加工負(fù)載（鉆削力、扭矩、磨削力等）、加工表面形貌、加工質(zhì)量、工具磨損等內(nèi)容的對(duì)比方面，結(jié)果表明超聲輔助加工技術(shù)相比于普通機(jī)械加工在陶瓷基復(fù)合材料加工領(lǐng)域具有許多優(yōu)勢(shì)，如可降低切削力、降低加工損傷從而改善加工表面質(zhì)量、減輕工具磨損等。但同時(shí)可以看到，目前陶瓷基復(fù)合材料的超聲輔助加工技術(shù)仍存在諸多問(wèn)題，如加工質(zhì)量評(píng)價(jià)體系不完善、超聲輔助加工用量選擇缺乏依據(jù)、超聲輔助加工工具要求不明確、材料結(jié)構(gòu)對(duì)加工損傷形成機(jī)制的影響不明確等。今后應(yīng)加強(qiáng)對(duì)于上述加工技術(shù)內(nèi)容的研究，同時(shí)與陶瓷基復(fù)合材料的制備與構(gòu)件設(shè)計(jì)、構(gòu)件考核、構(gòu)件應(yīng)用研究等技術(shù)環(huán)節(jié)相聯(lián)系，才能真正實(shí)現(xiàn)推動(dòng)這類(lèi)材料在航空航天及其他領(lǐng)域的工程化應(yīng)用。

[1]WEINERT K, JANSEN T.Ceramic matrix composites： fiber reinforced ceramics and their applications[M].Weinheim： Wiley-VCH,2008.

[2]BANSAL N P, LAMON J.Ceramic matrix composites： materials, modelling and technology[M].Cleveland： Wiley-American Ceramic Society, 2014.

[3]李云凱, 周張健.陶瓷及其復(fù)合材料 [M].北京： 北京理工大學(xué)出版社, 2007.

LI Yunkai, ZHOU Zhangjian.Ceramics and ceramic matrix composites[M].Beijing： Beijing Institute of Technology Press, 2007.

[4]王超, 李凱娜, 陳虎, 等.纖維增強(qiáng)陶瓷基復(fù)合材料加工技術(shù)研究進(jìn)展 [J].航空制造技術(shù) , 2016(3)： 55-60.

WANG Chao, LI Kaina, CHEN Hu, et al.Research progress of processing tecnology for fiber reinforced ceramic matrix composites[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2016(3)：55-60.

[5]鄒武.三維編織C/SiC復(fù)合材料的制備及其性能研究[D].西安： 西北工業(yè)大學(xué),2001.

ZOU Wu.Research on preparation and properties of three-dimensional carbon fiber reinforced silicon carbide matrix composites[D].Xi’an： Northwest Polytechnical University, 2001.

[6]BORKOWSKI L, CHATTOPADHYAY A.Multi-scale model of woven ceramic matrix composites considering manufacturing induced damage[J].Composite Structures, 2015, 126： 62-71.

[7]代吉祥, 沙建軍, 王首豪, 等.纖維表面狀態(tài)對(duì)C/C-SiC復(fù)合材料微觀組織和相成分的影響 [J].航空學(xué)報(bào), 2015, 36(5)： 1704-1712.

DAI Jixiang, SHA Jianjun, WANG Shouhao, et al.Influence of fiber surface state on microstructure and phase composition of C/C-SiC composites[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2015, 36(5)： 1704-1712.

[8]KUMAR S, KUMAR A, DEVI G R,et al.Preparation of 3D orthogonal woven C-SiC composite and its characterization for thermomechanical properties[J].Materials Science and Engineering： A, 2011, 528(19)： 6210-6216.

[9]邱海鵬, 陳明偉, 謝魏杰.SiC/SiC陶瓷基復(fù)合材料研究及應(yīng)用[J].航空制造技術(shù) , 2015(14)： 94-97.

QIU Haipeng, CHEN Mingwei, XIE Weijie.Research and application of SiC/SiC ceramic matrix composites[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2015(14)： 94-97.

[10]ZHANG S, GAO X G, CHEN J, et al.Strength model of the matrix element in SiC/SiC composites[J].Materials and Design, 2016,101(5)： 66-71.

[11]KRENKEL W.Handbook of ceramic composites[M].New York： Springer-verlag, 2005.

[12]FUJIHARA K, OHSHIBA K,KOMATSU T, et al.Precision surface grinding characteristics of ceramic matrix composites and structural ceramics with electrolytic in-process dressing[J].Machining Science and Technology,1997, 1(1)： 81-94.

[13]FAN S W, ZHANG L T, XU Y D, et al.Microstructure and properties of 3D needle-punched carbon/silicon carbide brake materials[J].Composites Science and Technology,2007, 67： 2390-2398.

[14]ALFANO D, SCATTEIA L, CANTONI S, et al.Emissivity and catalycity measurements on sic-coated carbon fibre reinforced silicon carbide composite[J].Journal of the European Ceramic Society, 2009, 29： 2045-2051.

[15]ENYA K, YAMADA N, IMAI T, et al.High-precision CTE measurement of hybrid C/SiC composite for cryogenic space telescopes[J].Cryogenics, 2012, 52： 86-89.

[16]TAWAKOLI T, AZARHOUSHANG B.Intermittent grinding of ceramic matrix composites (CMCs) utilizing a developed segmented wheel[J].International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2011, 51(2)： 112-119.

[17]丁凱, 傅玉燦, 蘇宏華, 等.C/SiC復(fù)合材料組織對(duì)磨削力與加工表面質(zhì)量的影響[J].中國(guó)機(jī)械工程, 2013, 24(14)： 1886-1890.

DING Kai, FU Yucan, SU Honghua, et al.Effect of C/SiC composites material structure on grinding forces and machined surface quality[J].China Mechanical Engineering, 2013, 24(14)：1886-1890.

[18]劉杰, 李海濱, 張小彥, 等.2D-C/SiC高速深磨磨削特性及去除機(jī)理[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào) , 2012, 29(4)： 113-118.

LIU Jie, LI Haibin, ZHANG Xiaoyan, et al.Investigation of grinding characteristics and removal mechanisms of 2D-C/SiC in high speed deep grinding[J].Acta Materiae Compositae Sinica, 2012, 29(4)： 113-118.

[19]HO H C, TAI N H, LIU C S.Assessment of ultrasonic drilling of C/SiC composite material[J].Composites Part A：Applied Science and Manufacturing, 2000, 31(2)：133-142.

[20]DING K, FU Y C, Su H H, et al.Experimental studies on drilling tool load and machining quality of C/SiC composites in rotary ultrasonic machining[J].Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(12)： 2900-2907.

[21]OLIVEIRA J F G, SILVA E J, GUO C,et al.Industrial challenges in grinding[J].CIRP Annals-manufacturing Technology, 2009,58(2)：663-680.

[22]THOE T B, ASPINWALL D K,WISE M L H.Review on ultrasonic machining[J].International Journal of Machine Tools &Manufacture, 1998, 38(4)： 239-255.

[23]TABATABAEI S M K, BEHBAHANI S, MIRIAN S M.Analysis of ultrasonic assisted machining (UAM) on regenerative chatter in turning[J].Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(3)： 418-425.

[24]NING F D, CONG W L, PEI Z J,et al.Rotary ultrasonic machining of CFRP： a comparison with grinding[J].Ultrasonics, 2016,66： 125-132.

[25]隈部淳一郎.精密加工振動(dòng)切削（基礎(chǔ)與應(yīng)用）[M].北京： 機(jī)械工業(yè)出版社,1985.

KUMABE J.Precision machining： vibration cutting (Foundation and application)[M].Beijing：China Machine Press, 1985.

[26]NATEGH M J, RAZAVI H,ABDULLAH A.Analytical modeling and experimental investigation of ultrasonic-vibration assisted oblique turning, part I： Kinematics analysis[J].International Journal of Mechanical Sciences, 2012, 63(1)： 1-11.

[27]LIU J, ZHANG D Y, QIN L G, et al.Feasibility study of the rotary ultrasonic elliptical machining of carbon fiber reinforced plastics(CFRP)[J].International Journal of Machine Tools& Manufacture, 2012, 53(1)： 141-150.

[28]WANG Y, LIN B, WANG S L, et al.Study on the system matching of ultrasonic vibration assisted grinding for hard and brittle materials processing[J].International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2014, 77： 66-73.

[29]DING K, FU Y C, SU H H, et al.Wear of diamond grinding wheel in ultrasonic assisted grinding of silicon carbide[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2014, 71(9-12)： 1929-1938.

[30]LI Z C, JIAO Y, DEINES T W, et al.Rotary ultrasonic machining of ceramic matrix composites： feasibility study and designed experiments[J].International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2005, 45(12)：1402-1411.

[31]LIANG Z Q, WU Y B, WANG X B,et al.A new two-dimensional ultrasonic assisted grinding (2D-UAG) method and its fundamental performance in monocrystal silicon machining[J].International Journal of Machine Tools &Manufacture, 2010, 50(8)： 728-736.

[32]AZARHOUSHANG B, TAWAKOLI T.Development of a novel ultrasonic unit for grinding of ceramic matrix composites[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2011, 57(9-12)： 945-955.

[33]BERTSCHE E, EHMANN K,MALUKHIN K.Ultrasonic slot machining of a silicon carbide matrix composite[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2013, 66： 945-955.

[34]DING K, FU Y C, SU H H, et al.Experimental study on ultrasonic assisted grinding of C/SiC composites[J].Key Engineering Materials, 2014, 620： 128-133.

[35]丁凱, 傅玉燦, 蘇宏華, 等.C/SiC復(fù)合材料磨削的表面/亞表面損傷[J].金剛石與磨料磨具工程, 2014, 34(4)： 36-40.

DING Kai, FU Yucan, SU Honghua, et al.Surface/subsurface damage in C/SiC composites grinding[J].Diamond & Abrasive Engineering,2014, 34(4)： 36-40.