SiC陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲振動套磨制孔有限元仿真及實(shí)驗(yàn)研究

董香龍 鄭 雷 宋春陽 呂冬明 徐蘇柏 韋文東 秦 鵬

1.鹽城工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，鹽城，224051 2.機(jī)械工業(yè)教育發(fā)展中心，北京，100055

0 引言

工程陶瓷具有低密度、高比強(qiáng)度、高彈性模量等諸多優(yōu)點(diǎn)，在輕量化與高防護(hù)性方面展現(xiàn)出明顯優(yōu)勢，被廣泛用作特種車輛防護(hù)裝甲[1-3]。當(dāng)構(gòu)件制作成形后，仍需對其進(jìn)行大量孔加工以滿足連接裝配要求，但陶瓷高脆性和低斷裂韌性的特性使加工時(shí)易產(chǎn)生表面凹坑、崩邊和亞表面裂紋等缺陷，嚴(yán)重影響到防護(hù)裝甲的總體性能和連接強(qiáng)度，制約了工程陶瓷在裝甲防護(hù)領(lǐng)域的大規(guī)模應(yīng)用[4-7]。

GAO等[2]和吳國榮等[8]采用燒結(jié)和電鍍金剛石套料鉆，以恒壓和手動斷續(xù)進(jìn)給的工藝方式對SiC陶瓷進(jìn)行磨削鉆孔實(shí)驗(yàn)，分析了工藝參數(shù)對鉆削效率和表面質(zhì)量的影響，并通過上下墊板施加預(yù)緊力以減小出口崩豁和裂紋。ZHENG等[9-10]采用燒結(jié)金剛石套料鉆對Al2O3陶瓷進(jìn)行恒壓進(jìn)給孔加工技術(shù)研究，分析了鉆削參數(shù)對磨損速度、加工效率以及加工質(zhì)量的影響?？偨Y(jié)可知，工程陶瓷采用傳統(tǒng)套磨加工工藝時(shí)，可以改善孔口質(zhì)量、提高加工效率，但依然存在單孔加工時(shí)間不確定、柱狀料芯堵塞鉆頭內(nèi)壁等問題。

旋轉(zhuǎn)超聲加工(RUM)是專門為了加工硬脆材料而發(fā)明的一種復(fù)合加工技術(shù)，在提高硬脆材料去除效率、促進(jìn)斷屑排屑、減小切削力、提高加工精度和表面完整性方面有顯著優(yōu)勢[11-13]。TANG等[14]采用硬質(zhì)合金套料鉆頭對大理石進(jìn)行縱彎復(fù)合旋轉(zhuǎn)超聲定壓力套孔加工技術(shù)研究，結(jié)合有限元分析和振動參數(shù)檢測，分析了工具動態(tài)特性、材料去除機(jī)理和斷屑排屑特性。WANG等[15]使用電鍍金剛石套料鉆對石英玻璃進(jìn)行對比實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，縱扭復(fù)合超聲可以減小55%的切削力，平均減小45%的孔出口崩邊尺寸，表面粗糙度也顯著降低。總結(jié)可知，相比于傳統(tǒng)套磨工藝，旋轉(zhuǎn)超聲套磨加工在加工硬脆材料方面具有更加突出的工藝優(yōu)勢。

加工實(shí)驗(yàn)需要大量的重復(fù)性實(shí)驗(yàn)，因?qū)嶒?yàn)條件及成本的限制而難以實(shí)現(xiàn)。采用有限元方法可以獲得實(shí)驗(yàn)難以測得的數(shù)據(jù)，并且具有實(shí)時(shí)性，在考慮多因素時(shí)其優(yōu)勢尤其顯著[16-17]。米召陽等[18]利用光滑粒子流體動力學(xué)，對單顆金剛石磨粒磨削SiC陶瓷進(jìn)行了仿真，分析軸向超聲振動振幅對軸向力的影響。馬廉潔等[19]設(shè)計(jì)單因素仿真實(shí)驗(yàn)，利用ABAQUS對單顆磨粒磨削過程進(jìn)行仿真，分析結(jié)果表明，采用ABAQUS有限元仿真對磨削過程研究較準(zhǔn)確?？偨Y(jié)可知，有限元仿真對研究加工過程具有重要意義，但運(yùn)用仿真對SiC陶瓷加工過程的研究都停留在簡單的單顆磨粒二維仿真，對加工過程進(jìn)行三維仿真的鮮有報(bào)道。

綜上所述，本文采用鉆頭壁厚0.4 mm、直徑8 mm的薄壁金剛石套料鉆結(jié)合旋轉(zhuǎn)超聲加工方法，并采取仿真與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式對SiC陶瓷進(jìn)行套磨制孔研究。仿真方面，依據(jù)實(shí)驗(yàn)刀具與實(shí)驗(yàn)材料(厚6 mm)建立三維制孔有限元模型，利用ABAQUS根據(jù)實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)(進(jìn)給速度vf=9，12，15 mm/min，主軸轉(zhuǎn)速n=2000，3000，5000 r/min)進(jìn)行全因素的制孔仿真，分析超聲振動對軸向力的影響；實(shí)驗(yàn)方面，依據(jù)工藝參數(shù)設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，分析超聲振動對軸向力與孔壁微觀形貌的影響，并驗(yàn)證有限元模型的正確性。

1 SiC旋轉(zhuǎn)超聲振動加工仿真分析

1.1 材料加工模型建立

刀具模型形狀為筒狀，高10 mm，壁厚0.4 mm，外直徑8 mm，金剛石磨粒為六棱柱形狀，底面邊長為0.01 mm，高0.001 mm，不規(guī)則地分布在刀具的底部和刀具的外圍。SiC陶瓷的尺寸為50 mm×50 mm×6 mm，其有限元模型如圖1所示。

工件單元網(wǎng)格類型選用C3D6(六節(jié)點(diǎn)線性三棱柱單元)。刀具網(wǎng)格類型選用R3D4(四節(jié)點(diǎn)三維雙線性剛性四邊形單元)。工件劃分的單元網(wǎng)格數(shù)目為116 254，刀具單元網(wǎng)格數(shù)目為9687。工件與刀具的相互作用類型為表面與表面接觸，力學(xué)約束公式為罰接觸方法，摩擦因數(shù)取值0.3。

1.2 SiC本構(gòu)模型與失效模型

SiC陶瓷是一種典型的硬脆材料，它的物理和力學(xué)特性與一般彈塑性材料有很大差異，其主要去除方式為脆性去除，表現(xiàn)為受到磨粒的沖擊載荷時(shí)，材料的應(yīng)力應(yīng)變成非線性關(guān)系。

目前JH-2本構(gòu)模型在硬脆陶瓷材料的仿真中應(yīng)用廣泛，該本構(gòu)模型可用于模擬脆性材料在大應(yīng)變、高應(yīng)變率和較大壓力下的力學(xué)響應(yīng)和破壞行為等[20]。

JH-2模型主要包括強(qiáng)度模型、材料從完好狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閿嗔褷顟B(tài)的損傷模型及靜水壓力-密度關(guān)系的狀態(tài)方程，強(qiáng)度模型表示為

(1)

材料當(dāng)前等效應(yīng)力σ*一般有

σ*=σ/σHEL

(2)

式中，σ為Mises等效應(yīng)力；σHEL為Hugoniot彈性極限下的等效應(yīng)力。

材料初始狀態(tài)(D=0)及材料斷裂后(D=1)的強(qiáng)度模型可以表示為

(3)

表1 SiC陶瓷JH-2本構(gòu)模型參數(shù)[21]Tab.1 SiC ceramic JH-2 constitutive model parameters[21]

1.3 有限元仿真結(jié)果分析

圖2和圖3分別為超聲制孔仿真與常規(guī)制孔仿真的應(yīng)力云圖，可以看出，超聲制孔軸向力最大為671.4 N，常規(guī)制孔軸向力為994.2 N，超聲軸向力小于常規(guī)制孔軸向力。這是由于相對于常規(guī)制孔，超聲制孔從加工方式上發(fā)生本質(zhì)的變化，在正常制孔的基礎(chǔ)上添加了沖擊力，使得材料的亞表面裂紋更易拓展，材料更易斷裂，從而使軸向力減小。

圖2 超聲制孔應(yīng)力云圖Fig.2 Simulation drilling stress cloud diagram

圖3 常規(guī)鉆制孔應(yīng)力云圖Fig.3 Ordinary drilling stress cloud diagram

圖4為不同工況下超聲加工與常規(guī)加工的平均軸向力仿真結(jié)果對比圖。圖4的前三組是在2000 r/min轉(zhuǎn)速下不同進(jìn)給速度的對比，進(jìn)給速度分別為9，12，15 mm/min，可以看出，無論是超聲制孔或是常規(guī)制孔，軸向力都是在9 mm/min時(shí)最小，在15 mm/min時(shí)最大，軸向力隨著進(jìn)給速度的增加不斷增大。超聲制孔的軸向力從428.3 N增大到493.3 N與551.4 N，即超聲制孔的軸向力分別增大了15.2%和11.8%，常規(guī)制孔的軸向力從537.2 N增大到579.6 N與618.3 N，分別增大了7.9%和6.7%，常規(guī)與超聲的軸向力變化規(guī)律相同。圖中1、4、7組對比實(shí)驗(yàn)是在相同進(jìn)給速度9 mm/min，不同的主軸轉(zhuǎn)速2000，3000，5000 r/min下進(jìn)行的，可以看出，在2000 r/min時(shí)軸向力最大，在5000 r/min時(shí)軸向力最小。軸向力在超聲條件下分別減小了13.2%和4.4%，在常規(guī)制孔條件下，軸向力分別小了12.7%和12.7%，此時(shí)常規(guī)與超聲的軸向力變化規(guī)律相同。從圖4中可以看出常規(guī)制孔的軸向力比超聲制孔的軸向力大，這與實(shí)驗(yàn)所得結(jié)果一致，表明旋轉(zhuǎn)超聲加工相對于常規(guī)加工，在SiC陶瓷的制孔加工上是有很大優(yōu)勢的。在相同的工藝條件下，超聲振動與常規(guī)制孔軸向力相差最大的是第4組實(shí)驗(yàn)，軸向力減小26.1%。相差最小的是第3組，軸向力減小了12.1%。

圖4 超聲與常規(guī)制孔仿真軸向力對比圖Fig.4 Comparison of axial force between ultrasonic and ordinary drilling simulation

2 制孔實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)所用加工設(shè)備為VMC-C30五軸聯(lián)動數(shù)控加工中心，整體工裝如圖5所示。實(shí)驗(yàn)過程中，利用Kistler 9272型測力儀對制孔的軸向力進(jìn)行實(shí)時(shí)測量，在實(shí)驗(yàn)結(jié)束后通過DynoWare分析測試軟件對其進(jìn)行濾波處理。用Nova NanoSEM 450型掃描電子顯微鏡觀察孔壁微觀形貌。

圖5 實(shí)驗(yàn)裝置總圖Fig.5 Overall diagram of experimental devices

實(shí)驗(yàn)所用工件材料為厚6 mm的SiC裝甲陶瓷，如圖6所示，其主要性能參數(shù)見表2。

圖6 SiC陶瓷材料Fig.6 SiC ceramic material

表2 SiC陶瓷性能指標(biāo)Tab.2 Performance index of SiC ceramics

實(shí)驗(yàn)所用薄壁金剛石套料鉆如圖7a所示，由工作部、基體頸部和基體柄部組成。鉆頭直徑為8 mm，壁厚僅有(0.4±0.1)mm。工作部設(shè)計(jì)為波浪齒形，如圖7b所示?；w頸部和柄部材料選用40Cr，鉆頭工作部則由胎體材料和金剛石磨粒混合組成。

(a)薄壁金剛石套料鉆整體

(b)套料鉆鉆頭圖7 薄壁金剛石套料鉆結(jié)構(gòu)Fig.7 Structure of thin-wall diamond trepanning bit

本文采用正交試驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)結(jié)合有限元仿真參數(shù)，具體如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)與仿真參數(shù)設(shè)計(jì)Tab.3 Experiment and simulation parameter design

3 結(jié)果分析

3.1 實(shí)驗(yàn)軸向力分析

圖8為SiC陶瓷制孔軸向力的時(shí)程變化曲線。從圖8中可以看出，超聲加工與常規(guī)加工的軸向力變化規(guī)律基本一致，均在第Ⅰ階段內(nèi)達(dá)到最大，隨后持續(xù)下降直至加工結(jié)束，但兩者在變化幅度上存在些許差異。

(a)常規(guī)加工

(b)振動加工圖8 SiC陶瓷制孔力時(shí)程曲線Fig.8 Drilling force curve of SiC ceramics

當(dāng)進(jìn)給速度為12 mm/min時(shí)，單孔加工時(shí)間應(yīng)為30 s。常規(guī)加工第Ⅰ階段時(shí)長為18 s，軸向力在制孔至工件中段時(shí)達(dá)到最大；超聲加工第Ⅰ階段時(shí)長僅為9 s，并且軸向力的上升趨勢更陡。SiC陶瓷制孔損傷主要發(fā)生在出孔處，由此可見，第Ⅱ階段的加工過程對制孔質(zhì)量的影響程度更大。

兩種加工方式下的軸向力對比如圖9所示，當(dāng)工藝參數(shù)相同時(shí)，超聲振動減小制孔軸向力的效果顯著。其原因可歸結(jié)為以下幾點(diǎn)：①與傳統(tǒng)套孔加工方式相比，超聲振動使材料去除機(jī)理(錘擊、磨蝕和磨拋)發(fā)生改變，在此加工方式下，工件加工部位所受應(yīng)力遠(yuǎn)超材料的斷裂極限，致使工件表層產(chǎn)生微細(xì)裂紋，在磨拋?zhàn)饔孟铝鸭y又進(jìn)一步擴(kuò)展[22]，同時(shí)超聲振動內(nèi)應(yīng)力引起材料硬度下降，從而減小軸向力；②套料鉆在超聲高頻振動的激勵下，套料鉆刀體、套料鉆鉆頭上的金剛石磨粒材料與切削材料三者聲阻參數(shù)的差異性，使套料鉆表面形成超聲彈射效應(yīng)(即套料鉆表面存在反射的超聲能量而產(chǎn)生較大的瞬態(tài)分離力)，這使切屑與套料鉆表面分離并被彈射排開。同時(shí)超聲振動產(chǎn)生的動態(tài)合加速度是常規(guī)加工恒定合加速度的百倍(具體數(shù)值由具體參數(shù)而定)，形成超聲沖擊切削效應(yīng)[23]，避免了大量切屑黏結(jié)在刀具內(nèi)壁上，減小刀具的磨損，保證了鉆頭的鋒利，提高了刀具耐用度。

圖9 制孔軸向力對比示意圖Fig.9 Comparison diagram of drilling axial force

3.2 仿真與實(shí)驗(yàn)軸向力對比

圖10和圖11分別為超聲振動制孔與常規(guī)制孔條件下仿真與實(shí)驗(yàn)的軸向力對比圖，可以看出，仿真所得的軸向力比實(shí)驗(yàn)所得的大，超聲條件下仿真與實(shí)驗(yàn)的軸向力相差最大是在9 mm/min、2000 r/min工藝參數(shù)下發(fā)生的，仿真所得的軸向力為428.3 N，實(shí)驗(yàn)所得的軸向力是398.4 N，兩者相差7.5%，常規(guī)條件下仿真與實(shí)驗(yàn)軸向力相差最大也是在相同工藝參數(shù)下發(fā)生的，兩者相差14%。造成誤差的主要原因是仿真中的刀具模型比實(shí)驗(yàn)的簡單，實(shí)驗(yàn)中的金剛石磨粒是無規(guī)則排列，大小約為5μm，而模型中是規(guī)則排列的，大小為10 μm；其次，模型中當(dāng)材料的應(yīng)力狀態(tài)滿足JH-2本構(gòu)模型的失效準(zhǔn)則時(shí)，網(wǎng)格單元會直接刪除，這導(dǎo)致制孔的軸向力增大。但兩者的誤差最大不超過15%，從而證明了有限元模型的正確性。

圖10 超聲制孔下仿真與實(shí)驗(yàn)軸向力對比圖Fig.10 Comparison of simulation and experimental axial force under ultrasonic drilling

圖11 常規(guī)制孔下仿真與實(shí)驗(yàn)軸向力Fig.11 Simulation and experimental axial force under conventional drilling

3.3 制孔質(zhì)量分析

常規(guī)方式加工后的孔壁表面形貌如圖12a所示，可以看出，孔壁表面有大量裂紋，并有凹坑出現(xiàn)，說明在該加工方式下材料主要以脆性斷裂為主。SiC晶粒在切削力作用下被打碎形成更細(xì)小的微晶粒，并發(fā)生重結(jié)晶現(xiàn)象，因此在表面形成光滑致密的晶粒層。超聲振動加工表面形貌基本與常規(guī)加工一致，存在不連續(xù)的劃痕溝槽，如圖12b所示，但其表面并沒有出現(xiàn)晶粒拉拔去除后所形成的凹坑，同時(shí)脆性斷裂程度也要小于常規(guī)制孔，整體微觀形貌更加平整，表明超聲振動可有效減小單顆磨粒的法向載荷，提高制孔質(zhì)量。

(a)常規(guī)加工表面形貌

(b)超聲加工表面形貌圖12 不同加工方式表面形貌Fig.12 Surface topography of different processing methods

常規(guī)加工表面經(jīng)過進(jìn)一步放大后可得到圖13所示的SEM微觀圖像，可以將其分為塑性變形區(qū)A、破碎塌陷區(qū)B、晶粒涂覆區(qū)C三個區(qū)域。雖然陶瓷材料去除以脆性斷裂為主，但也存在一定的塑性流動特征，如圖13b中所示的劃痕溝槽。由于磨削表面是多磨粒共同作用的結(jié)果，因此劃痕大多是間斷的，溝槽底部和側(cè)面都光平整齊，僅在兩側(cè)出現(xiàn)不完整的破碎邊緣。從圖13c中可以看到，陶瓷晶粒以整體拔出的形式從工件表面脫落，晶界區(qū)域出現(xiàn)了較為明顯的脆性壓陷坑，晶粒的斷裂方式為沿晶斷裂，并且殘留晶粒尺寸較大。圖13d顯示了晶粒擠壓涂覆的微觀形貌，顆粒狀的晶粒在磨削表面形成輕微的涂覆層，并分布有不規(guī)則微細(xì)裂紋，說明該區(qū)域陶瓷晶粒破碎方式多為穿晶斷裂[6]。

(a)已加工表面

(b)區(qū)域A

(c)區(qū)域B

(d)區(qū)域C圖13 常規(guī)加工表面電鏡圖Fig.13 SEM of conventional machining surface

相比于常規(guī)加工，旋轉(zhuǎn)超聲振動套磨后的孔壁殘留溝槽連續(xù)且密集，脆性斷裂去除方式形成了類似魚鱗狀微小凹坑缺陷，如圖14a、圖14b所示，由此推斷高頻振動加工增大了材料的臨界切削深度，塑性去除比例增大。另外，材料粉末化是SiC陶瓷超聲鉆削加工的另一種主要表面損傷形式，如圖14c、圖14d所示，粉末化去除區(qū)域呈片狀隨機(jī)分布于磨削表面，且在形態(tài)和分布特征上存在顯著差異。

(a)脆性斷裂表面

(b)區(qū)域A

(c)粉末化表面

(d)區(qū)域B圖14 超聲振動輔助加工表面電鏡圖Fig.14 SEM of ultrasonic vibration assisted machining surface

當(dāng)切削深度在亞微米級時(shí)，磨粒和材料之間將會產(chǎn)生較大的靜水流壓力，晶粒發(fā)生穿晶斷裂，進(jìn)而形成更微細(xì)的碎片，最終演變成粉末化區(qū)域。對粉末化區(qū)域和脆性斷裂區(qū)域進(jìn)行長度對比分析，發(fā)現(xiàn)粉末化區(qū)域要大于脆性區(qū)，其原因?yàn)槟チ５母咚贈_擊作用導(dǎo)致，這種損傷形式必定會對加工質(zhì)量造成較大影響?？傮w看來，引入旋轉(zhuǎn)超聲振動可以改變塑性去除和脆性去除比例，實(shí)現(xiàn)陶瓷材料精密加工。

4 結(jié)論

(1)與實(shí)驗(yàn)相比，有限元模型可以較準(zhǔn)確地計(jì)算出各種工藝參數(shù)下的軸向力。在超聲制孔條件與常規(guī)制孔條件下，仿真與實(shí)驗(yàn)的軸向力最大相差分別為7.5%與14%，證明了有限元模型的正確性。

(2)SiC陶瓷磨削制孔過程可分為兩階段，其中第Ⅰ階段時(shí)長較短，軸向力總體呈現(xiàn)急速上升趨勢；而第Ⅱ階段軸向力逐漸減小且占比時(shí)間長，此階段對最終制孔質(zhì)量影響較大。

(3)相比于常規(guī)加工，旋轉(zhuǎn)超聲振動加工可顯著減小制孔軸向力，仿真中最大降幅可達(dá)26.1%，實(shí)驗(yàn)最大降幅可達(dá)32.9%。兩種加工方式下，工藝參數(shù)對軸向力的影響變化規(guī)律一致，均為隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大和進(jìn)給速度的減小而減小。

(4)SiC陶瓷材料磨削去除方式有脆性斷裂、塑性變形以及粉末化重結(jié)晶等，其中脆性去除占比較大；常規(guī)加工時(shí)陶瓷晶粒會出現(xiàn)整體拔出，導(dǎo)致孔壁表面存在凹坑，并且材料內(nèi)部發(fā)生塌陷；超聲加工脆性斷裂程度小于常規(guī)加工，陶瓷晶粒未整體拔出，整體微觀形貌更加完整，提高了制孔質(zhì)量。