單顆金剛石磨粒劃擦2D SiCf/SiC復(fù)合材料實驗

摘要" 為了揭示2D SiCf/SiC復(fù)合材料的磨削去除機理，根據(jù)2D SiCf/SiC復(fù)合材料的編織結(jié)構(gòu)特點，分別在2D SiCf/SiC纖維的編織表面（woven surface， WS）和疊加表面（stacking surface， SS）沿0°、45°和90°方向開展單顆金剛石磨粒劃擦實驗，測量其劃擦力和劃痕深度，并觀察劃痕表面形貌。結(jié)果表明：在WS0（纖維編織表面的0°方向）上SiCf/SiC材料的去除方式主要為縱向纖維（纖維軸向與進(jìn)給速度方向一致）的剪切、拉伸、彎曲斷裂和橫向纖維（纖維軸向與進(jìn)給速度方向垂直）的剪切、彎曲斷裂；在WS45（纖維編織表面的45°方向）上主要為纖維的剪切、彎曲、拉伸斷裂；在SS0（纖維疊加表面的0°方向）上主要為法向纖維（纖維軸向垂直于劃擦表面）的延性去除、剪切、彎曲斷裂，縱向纖維的剪切、拉伸、彎曲斷裂；在SS90（纖維疊加表面的90°方向）上主要為法向纖維的延性去除、剪切、彎曲斷裂和橫向纖維的剪切、彎曲、拉伸斷裂。由于SiC纖維的各向異性，不同方向、不同斷裂形式有不同的力學(xué)性能，剪切斷裂所需要的力最小，拉伸斷裂所需要的力最大。在相同劃擦深度下，因WS0、WS45、SS0、SS90方向上斷裂形式的不同和剪切、彎曲、拉伸斷裂所占的比例不同，其劃擦力大小依次為FSS0gt;FWS45gt;FSS90gt;FWS0。且磨粒切入復(fù)合材料后隨著裂紋的擴展和相互貫通，SiC基體會一起被剝離去除，部分基體受到擠壓去除后再次被磨粒劃擦去除形成延性劃痕。2D SiCf/SiC復(fù)合材料切削時宜選擇WS0方向，而盡量避開SS0方向。

關(guān)鍵詞" 單顆金剛石磨粒劃擦；SiCf/SiC復(fù)合材料；纖維取向；劃擦力；表面形貌

SiCf/SiC復(fù)合材料因其力學(xué)性能優(yōu)異、質(zhì)量輕、比強度高等特性成為應(yīng)用最廣泛的材料之一。SiCf/SiC復(fù)合材料可以在1 500 ℃的高溫環(huán)境下正常工作[1]，被用于航空發(fā)動機的高溫燃燒室[2]。如GE公司已將SiCf/SiC復(fù)合材料制成航天發(fā)動機的高溫區(qū)零部件，由于這些零部件性能提升，發(fā)動機能產(chǎn)生更大的推力且能耗減少[3-6]。同時，SiCf/SiC復(fù)合材料也廣泛應(yīng)用于核反應(yīng)堆[7]、高速飛行器[8]等領(lǐng)域。

但SiCf/SiC的高強度和高硬度使其加工十分困難。SiCf/SiC復(fù)合材料工件通常在制成預(yù)制件后再進(jìn)行精加工，從而獲得所需的形狀和尺寸精度，機械磨削加工是其最常見的加工方式之一[9]。而SiCf/SiC復(fù)合材料的脆硬特性使其在磨削加工過程中經(jīng)常出現(xiàn)裂紋的萌生和擴展[10]，造成材料表面損傷[11]，削弱了材料的強度并縮短了其疲勞壽命。因此，有必要對SiC

f/SiC復(fù)合材料的磨削加工去除機理進(jìn)行研究，以提高其磨削加工質(zhì)量。

SiCf/SiC復(fù)合材料的磨削加工工藝近幾年迅速發(fā)展。YIN等[12-14]開展實驗驗證了磨削速度對復(fù)合材料去除和崩邊的影響，發(fā)現(xiàn)較高的磨削速度不會擴大崩邊，從而提高了SiCf/SiC復(fù)合材料的材料去除率和表面加工質(zhì)量。LUNA等[15]研究了磨粒形狀和纖維取向?qū)?-Harness Satin編織結(jié)構(gòu)的SiCf/SiC復(fù)合材料去除機理的影響，發(fā)現(xiàn)裂紋的起始位置受到磨粒形狀的影響，不同形狀的磨粒在工件上引起的內(nèi)應(yīng)力場各不相同，使得最大拉伸應(yīng)力的位置（即裂紋的起始位置）各不相同，但裂紋的傳播方向都是沿纖維取向的。LIU等[16]采用單顆磨粒對2.5D SiCf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行劃擦，發(fā)現(xiàn)在相同劃擦深度和橫截面下，材料切入點和切出點主要的去除模式分別為剪切斷裂和彎曲斷裂，同時尖銳磨粒比扁平磨粒的磨損更大、劃擦力更小。LI等[17]對2.5D SiCf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行單顆磨粒劃擦SPH模擬仿真，對比了力的實驗值與仿真值以準(zhǔn)確預(yù)測金剛石磨粒的劃擦力。ZAN等[18]采用單顆磨粒對3D SiCf/SiC復(fù)合材料進(jìn)行劃擦，發(fā)現(xiàn)3D SiCf/SiC復(fù)合材料的去除方式以脆性斷裂為主，其損傷特征主要包括纖維斷裂、基體破碎、纖維拔出、纖維裸露等。DONG等[19]采用超聲振動螺旋磨削SiC

f/SiC復(fù)合材料制孔，發(fā)現(xiàn)纖維切割角度的周期性變化會形成不同的材料斷裂機制，其表面形貌有規(guī)律地變化，較小的螺距、較小的螺旋進(jìn)給速率和適當(dāng)?shù)某曊穹梢垣@得更好的成孔質(zhì)量。RAN等[20-21]采用超聲波輔助磨削SiCf/SiC復(fù)合材料，發(fā)現(xiàn)超聲輔助磨削可以促進(jìn)SiC纖維斷裂，使纖維以短纖維的形式被去除，可在一定范圍內(nèi)提高其加工質(zhì)量，但過大的超聲波振幅會加劇損傷，導(dǎo)致其表面加工質(zhì)量下降。XIONG等[22]研究了SiCf/SiC的超聲振動輔助磨削，并提出評估纖維增強復(fù)合材料表面質(zhì)量應(yīng)采用非接觸式測量方法，測量區(qū)域應(yīng)是覆蓋多根纖維和基體的區(qū)域，經(jīng)實驗驗證SiCf/SiC復(fù)合材料適合的測量區(qū)域為13 mm× 13 mm，且應(yīng)采用三維表面粗糙度代替二維表面粗糙度來表征其加工表面形貌和質(zhì)量。ZHANG等[23]開展了不同潤滑方式下的單顆磨粒劃擦SiCf/SiC復(fù)合材料實驗，發(fā)現(xiàn)劃擦?xí)r添加植物油可以得到較小的劃擦力。然而針對SiCf/SiC復(fù)合材料在不同編織表面和不同纖維方向上的材料去除過程和機理的研究尚未見報道。

為此，開展單顆金剛石磨粒劃擦2D SiCf/SiC實驗，研究復(fù)合材料不同表面和纖維取向?qū)Σ牧先コ砻嫘蚊埠蛣澆亮Φ挠绊?，從而揭?D SiCf/SiC復(fù)合材料的去除機理和損傷機制。

1" 實驗材料與方法

1.1" 實驗原料

實驗使用的2D SiCf/SiC復(fù)合材料由中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動機有限責(zé)任公司制造，其編織結(jié)構(gòu)如圖1所示。SiCf纖維束（每束約含有500根纖維）在XOY面進(jìn)行編織并形成層狀材料，然后多個編織層在Z軸方向上疊加，形成整個編織結(jié)構(gòu)，最后采用化學(xué)氣相沉積 （chemical vapor deposition， CVD）或者物理氣相沉積 （physical vapor deposition， PVD）工藝將整個編織結(jié)構(gòu)包裹上SiC基體即可獲得2D SiCf/SiC復(fù)合材料[24]。2D SiCf/SiC的6個表面根據(jù)編織結(jié)構(gòu)的差異可分為纖維編織面（woven surface， WS）和纖維疊加面（stacking surface， SS），如圖1中的XOY面和XOZ面。纖維編織面XOY具備90°的旋轉(zhuǎn)對稱性，因此選取與X軸成0°和45°方向開展劃擦實驗，分別表示為WS0和WS45。纖維疊加面XOZ為非對稱結(jié)構(gòu)，因此選取與X軸成0°和90°的方向開展劃擦實驗，分別表示為SS0和SS90。

1.2" 實驗方案

圖2給出了單顆磨粒劃擦實驗裝置及劃擦實驗示意圖，實驗在平面磨床（M7132H，杭州機床有限公司）上開展。砂輪基體由鋁合金加工而成，砂輪直徑為305 mm，厚度為32 mm。砂輪基體沿圓周均布有4個直徑為10 mm的螺紋孔，用于連接單顆磨粒的固定柄。固定柄采用45#鋼機加工而成，固定柄頂端有一小平面用于電鍍單顆金剛石磨粒。選用的金剛石磨粒粒度代號為35/40（磨粒粒徑為425～500 μm），金剛石磨粒與鋼制固定柄通過電鍍鎳相結(jié)合。實驗過程中砂輪以vs的速度轉(zhuǎn)動，以vw的速度軸向進(jìn)給，從而使劃痕沿砂輪軸向方向分離，在單次實驗過程中可獲得多個劃擦結(jié)果。

2D SiCf/SiC材料是厚度為10 mm的板材，采用劃片切割機（SYJ-400，沈陽科晶自動化設(shè)備有限公司）將其分割成30 mm × 30 mm的小塊工件；隨后將其放置在氣浮精密磨床（ZCS-QGM3050，洛陽傳順機械設(shè)備有限公司）上進(jìn)行粗磨，粗磨時磨削深度為1.0 μm；之后以0.1 μm的磨削深度對其表面進(jìn)行精磨，以獲得平整的表面；最后用含1 μm金剛石微粉的懸浮液對工件表面拋光10 min，去除其表面損傷層。

圖3為2D SiCf/SiC復(fù)合材料表面形貌及粗糙度測量。如圖3所示：通過共聚焦顯微鏡對復(fù)合材料表面上9個點的粗糙度進(jìn)行測量，其表面粗糙度平均值Sa為4.7 μm。表面拋光后的2D SiCf/SiC復(fù)合材料工件通過AB粘合劑粘到夾具上，并將夾具固定在測力儀（ATI-Gamma，美國）上，測力儀和底座吸附在工作臺的電磁吸盤上。

劃擦深度對劃擦力和材料去除機理影響較大，實驗過程中需要對其精確控制。M7132H磨床在Z方向的精度較差，且存在較大的反向間隙誤差。為確保每次劃擦深度準(zhǔn)確，采用劃擦后直接測量劃痕深度的方法確認(rèn)劃擦深度。首先將砂輪低速旋轉(zhuǎn)使磨粒接觸工件表面，并設(shè)置此時的位置為零點；隨后將砂輪上抬并移出工件后向下進(jìn)給至劃擦深度為50 μm，以確保即使存在反向間隙誤差，磨粒也能切入工件。實驗中工件表面并未特意調(diào)平，致使砂輪軸線不同位置處的劃擦深度不同，可以實現(xiàn)單次劃擦獲得多個劃擦數(shù)據(jù)，減小實驗的工作量[16]。

實驗過程中砂輪轉(zhuǎn)速設(shè)置為20 m/s（對應(yīng)的主軸變頻器頻率為40 Hz），主軸橫向移動速度為0.67 m/s。在實驗中不使用冷卻潤滑劑消除液體沖洗及沖擊噪聲對劃擦力信號的影響。實驗過程中采用超景深顯微鏡（VHX-600，KEYENCE）觀察劃擦前后的磨粒表面形貌，確定磨粒的磨損和破壞程度。

劃擦結(jié)束后，采用共聚焦顯微鏡（LEXT OLS5000，日本）掃描2D SiCf/SiC復(fù)合材料表面及其劃槽，測量其表面的劃痕深度，如圖4所示。在2D SiCf/SiC復(fù)合材料表面上畫一條橫截面輪廓線，以獲得劃槽的橫截面輪廓，劃擦深度定義為工件表面和劃槽尖端之間的高度差?；谏鲜龇椒ㄊ謩诱{(diào)整橫截面曲線的位置以獲得最大劃痕深度，該深度即為磨粒的劃擦深度，圖4中測得的劃擦深度為42.770 μm。

實驗中測量的法向劃擦力數(shù)據(jù)帶有部分儀器和環(huán)境的噪聲，劃擦力數(shù)據(jù)經(jīng)40 Hz低通濾波器去除噪聲后使用。

2" 實驗結(jié)果與討論

2.1" 磨粒形貌

表1給出了劃擦實驗前后金剛石磨粒的表面形貌。圖1中的整個磨粒劃擦后的表面有明顯的磨損，磨粒表面的棱角明顯磨損而變得光滑，且磨粒表面原有的一些細(xì)微紋路和結(jié)構(gòu)也由于磨損而消失。但磨粒整體基本保持完整，未出現(xiàn)磨粒脫落或破損現(xiàn)象。

2.2" 在WS0方向上2D SiCf/SiC的表面形貌及去除機理

圖5a給出了單顆磨粒在WS0方向上的劃痕形貌，在此時的放大倍數(shù)下觀察的表面形貌較為模糊，因此對圖中的區(qū)域1、區(qū)域2、區(qū)域3、區(qū)域4共 4個區(qū)域放大觀察，結(jié)果如圖5b、圖5c、圖5d、圖5e所示。圖5b給出了圖5a中區(qū)域1的縱向纖維（纖維軸向與進(jìn)給速度方向一致）在切入口的表面形貌，靠近磨粒邊緣的纖維斷口較為平整，表現(xiàn)出剪切斷裂特性；同時，圖5b中可以發(fā)現(xiàn)少量從邊緣沿著內(nèi)部斷裂的尖端狀斷口，表現(xiàn)出拉伸斷裂特性。由于金剛石磨粒切入纖維的角度不同，形成不同角度的斷裂面；隨著裂紋的拓展，部分基體與纖維之間結(jié)合力減弱而分離，出現(xiàn)纖維脫粘。且裂紋沿著纖維徑向拓展，因而可以在纖維上觀察到明顯的徑向纖維裂紋。

圖5d給出了圖5a中區(qū)域3的縱向纖維切出時的表面形貌。圖5d中切出口處的斷口大部分較為平整，表現(xiàn)出剪切斷裂特性；且部分?jǐn)嗝嫔峡梢钥吹讲灰?guī)則的徑向斷面，這是纖維彎曲斷裂留下的斷口。另外，發(fā)現(xiàn)少量從邊緣沿著內(nèi)部斷裂的尖端狀斷面，表現(xiàn)出拉伸斷裂特性；且部分基體大塊脫落，顯露出底下的纖維，這是纖維露出的狀態(tài)。同時，從圖5d中也可以觀察到纖維脫黏和纖維裂紋。

圖5c和圖5e分別是圖5a中區(qū)域2和區(qū)域4的橫向纖維（纖維軸向與進(jìn)給速度方向垂直）的斷裂表面形貌。橫向SiC纖維的斷裂表面出現(xiàn)較為平整的斷面，表明橫向纖維以剪切斷裂的形式去除；同時存在著大量不規(guī)則的徑向斷面，這是纖維彎曲斷裂留下的斷口，在劃擦過程中也包含彎曲斷裂；且磨粒切斷纖維后的切屑擠壓后方的纖維形成尖端狀斷口，為彎曲斷裂，部分切屑粉末遺留在表面。在劃擦縱向纖維時，也可以觀察到徑向的纖維裂紋和纖維脫黏。

綜上所述，對于縱向纖維，磨粒以剪切和拉伸的方式使纖維一端開裂，隨著磨粒的移動而彎曲斷裂；而橫向纖維發(fā)生了大量的剪切和彎曲斷裂。同時，裂紋的傳播使2個方向上的纖維沿徑向而斷裂。

圖6為WS0方向上的纖維斷裂機理示意圖。如圖6a所示：當(dāng)磨粒切入縱向SiC纖維時，剪切和拉伸共同作用在纖維上，纖維頂部產(chǎn)生裂紋，且剪切和拉伸作用導(dǎo)致裂紋在纖維上擴展，形成一個平整的剪切斷裂面或尖端狀的拉伸都斷面。同時，磨粒與纖維接觸后，裂紋沿著界面層在基體內(nèi)部迅速擴展，使纖維部分與基體剝離導(dǎo)致界面脫黏，形成一個底部有支撐約束的懸臂梁結(jié)構(gòu)。隨著磨粒移動，纖維在磨粒的推動下繼續(xù)與基體脫黏，在力矩作用下開始彎曲。由于切入和切出時，力施加的方向存在差異，因此也存著不同的纖維彎曲方向。隨著纖維脫黏部分長度增加，磨粒對纖維進(jìn)一步壓縮，當(dāng)磨粒施加的力超過纖維所能承受的彎曲失穩(wěn)載荷時，纖維彎曲斷裂。由此可知，當(dāng)磨粒切入時縱向SiC纖維的去除以拉伸和剪切破壞為主，切出時以彎曲斷裂為主。

如圖6b所示：當(dāng)磨粒切入時，SiC橫向纖維受到剪切應(yīng)力作用，以及自身徑向方向的力矩。由于纖維自身的抗剪強度低，隨著界面脫黏程度增加，當(dāng)磨粒與SiC纖維接觸所產(chǎn)生的剪切應(yīng)力超過SiC纖維自身的抗剪強度時，纖維開始出現(xiàn)裂紋，并沿著纖維徑向方向延伸。隨著剪切應(yīng)力進(jìn)一步增加，裂紋在應(yīng)力集中點處擴展并沿纖維徑向貫通，形成剪切面，導(dǎo)致材料發(fā)生剪切斷裂，形成較為平整的斷口。因此，在WS0方向上橫向纖維以剪切破壞為主。同時剪切斷裂后的磨屑未被及時排除，堆積后擠壓后方纖維，使后方纖維彎曲。當(dāng)后方的空間不足時，磨屑向兩邊堆積，纖維受到兩側(cè)的拉伸力作用，最終拉伸斷裂。在纖維被磨粒前端拉伸或剪切切斷后，剩余的纖維形成一個底部有支撐約束的懸臂梁結(jié)構(gòu)。隨著磨粒后端的進(jìn)給，纖維受到彎曲力作用，當(dāng)磨粒施加的力超過纖維所能承受的彎曲載荷時，纖維彎曲斷裂，且由于裂紋的擴展形成了各種不規(guī)則的斷口。由此可知，當(dāng)磨粒去除橫向纖維時，剪切、彎曲、拉伸共同存在。

綜上可知，剪切斷裂、拉伸斷裂和彎曲斷裂是SiCf/SiC復(fù)合材料在WS0方向上的主要斷裂形式。

2.3" 在WS45方向上2D SiCf/SiC的表面形貌及去除機理

圖7a給出了單顆磨粒在頂面45°方向上劃擦后放大200倍的表面形貌，同樣可以發(fā)現(xiàn)剪切斷裂形成的光滑斷面斷面，拉伸斷裂形成的尖端狀斷面以及彎曲斷裂所造成的不規(guī)則斷面。這說明在WS45方向上，纖維的斷裂形式同樣是剪切、彎曲、拉伸斷裂。裂紋在劃擦過程中擴展形成纖維裂紋。隨著裂紋的拓展，部分基體與纖維之間結(jié)合力減弱而分離，出現(xiàn)纖維脫粘。在圖7a中可以觀察到延性劃痕區(qū)域1，其放大圖如圖7b所示，可以觀察到延性劃痕，說明部分基體備延性去除。同時，部分基體被剝離，形成剝離斷面；部分被去除后的基體和纖維被壓碎形成切屑，留在劃痕表面。

圖8為WS45方向上橫向纖維的去除機理示意圖。如圖8所示：磨粒以剪切的方式切入，此時纖維受到沿磨粒運動方向的力矩。同時剪切斷裂后的磨屑未被及時排除，堆積后擠壓后方纖維，使后方纖維彎曲。當(dāng)后方的空間不足時，磨屑向兩邊堆積，纖維受到兩側(cè)的拉伸力作用，最終拉伸斷裂。在纖維被磨粒前端拉伸或剪切切斷后，剩余的纖維形成一個底部有支撐約束的懸臂梁結(jié)構(gòu)。隨著磨粒后端的進(jìn)給，纖維受到彎曲力作用，當(dāng)磨粒施加的載荷大于纖維的抗彎強度時纖維斷裂，形成不規(guī)則斷口。因此在WS45方向上纖維的斷裂形式與WS0的類似。

綜上所述，剪切、彎曲和拉伸斷裂是SiCf/SiC復(fù)合材料在WS45方向上的主要斷裂形式，在斷裂后纖維和碎屑被去除。與WS0方向上的劃擦不同，可以觀察到WS45方向上的纖維斷口大多為不規(guī)則的徑向斷裂斷口。另外，在WS0方向上磨粒劃擦橫向纖維時，剪切斷裂的纖維占比較多。因此，隨著纖維取向角度增大，在劃擦?xí)r剪切斷裂的纖維減少，彎曲斷裂與拉伸斷裂逐漸成為其主要斷裂形式。

2.4" 在SS90方向上2D SiCf/SiC的表面形貌及去除機理

圖9a給出了單顆磨粒在SS90方向上劃擦后放大150倍的表面形貌，對圖9a中區(qū)域1和區(qū)域2兩個區(qū)域再進(jìn)行進(jìn)一步放大，得到圖9b和圖9c。從圖9b可以看到剪切斷裂形成的光滑斷面、彎曲斷裂形成的不規(guī)則斷面以及拉伸斷裂形成的尖端狀斷口，且還可以發(fā)現(xiàn)較為明顯的纖維裂紋。而其縱向纖維的去除形式與WS0方向上縱向纖維的去除形式相同，其示意圖如圖6a圖所示。

圖9c是延性去除所形成的光滑斷面形貌，其部分?jǐn)嗫诘谋砻嬉草^為光滑，但是存在剪切裂紋。這是在延性去除過程中，去除形式轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袛嗔研纬傻臄嗝?，是由于纖維剪切斷裂形成的。同時，部分?jǐn)嗫诔什灰?guī)則形狀，這是彎曲斷裂形成的斷面。因此，法向纖維的去除形式為延性去除、剪切斷裂和彎曲斷裂。且在圖9b和圖9c中可以明顯觀察到延性劃痕區(qū)域3和區(qū)域4，其放大圖如圖9d和圖9e所示，圖中的法向纖維表面可以發(fā)現(xiàn)局部的延性劃痕。

圖10為SS90方向上SiCf/SiC復(fù)合材料法向纖維的去除機理示意圖。磨粒切入法向纖維時，在運動方向磨粒擠壓纖維并形成力矩，此時纖維被延性去除。隨著磨粒進(jìn)給，纖維斷裂形式從延性去除轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袛嗔?，形成了剪切裂紋，同時前方纖維和磨屑會使后方的纖維彎曲；最終當(dāng)磨粒施加的載荷大于纖維的彎曲強度時，使纖維斷裂，形成剪切斷裂與彎曲斷裂交錯的徑向斷口。延性去除、剪切和彎曲斷裂是SiCf/SiC復(fù)合材料在SS90方向上的主要斷裂形式。

2.5" 在SS0方向上2D SiCf/SiC的表面形貌及去除機理

圖11給出了SS0方向上劃擦后的表面形貌。對圖11a中的區(qū)域1、區(qū)域2、區(qū)域3、區(qū)域4再進(jìn)一步放大，得到圖11b、圖11c、圖11d、圖11e。如圖11b所示：在縱向纖維的切入和切出口，發(fā)現(xiàn)了橫向纖維從邊緣部分沿徑向的斷裂，形成了一個尖端狀纖維斷口，有明顯的拉伸斷裂痕跡，可以得出當(dāng)基體與纖維結(jié)合穩(wěn)固時，切入時以拉伸斷裂為主，而形成尖端狀的斷裂面。在圖11e中可以看到和WS0方向上縱向纖維相似的平整斷面，這也是性質(zhì)相同的剪切斷裂面。且可以觀察到在剪切斷裂纖維的旁邊存在一簇纖維向外彎曲，其斷口呈不規(guī)則狀，這是彎曲斷裂的痕跡。同理，切出時也存在彎曲斷裂。另外，部分基體與纖維之間結(jié)合力減弱而分離，出現(xiàn)纖維脫粘。同時，還可觀察到圖中存在兩端斷裂的纖維，這是因為裂紋的拓展使得纖維兩端斷裂；但這部分纖維與周圍基體的結(jié)合力較強，因此還留在基體表面。在圖11d和圖11e中觀察到延性劃痕區(qū)域5和區(qū)域6，其放大圖如圖11f和圖11g所示，是其法向纖維表面局部的延性劃痕。

因此剪切、彎曲、拉伸和彎曲斷裂是SiCf/SiC復(fù)合材料在SS0方向上的主要斷裂形式，在斷裂后纖維和碎屑被去除，裂紋沿著纖維徑向拓展。

在SS0方向上SiCf/SiC復(fù)合材料縱向纖維的去除機理與圖6a所示的WS0方向的縱向纖維相似。當(dāng)磨粒切入時，纖維受到磨粒拉伸或剪切；隨著磨粒的移動纖維斷，SiC纖維被磨粒擠壓，產(chǎn)生裂紋，裂紋擴展引起SiC纖維的脆性斷裂。同時，縱向裂紋沿著界面層在基體內(nèi)部迅速擴展，使纖維部分與基體剝離并與界面脫黏，形成一個底部有支撐約束的懸臂梁，在力矩作用下開始彎曲。隨著纖維脫黏部分延長，磨粒對纖維進(jìn)一步擠壓，當(dāng)超過纖維所能承受的彎曲載荷時，纖維彎曲斷裂。

圖11c中纖維斷裂的斷口皆為徑向斷口，部分?jǐn)嗫诘谋砻孑^為平滑，是延性去除的結(jié)果。部分光滑表面存在剪切裂紋，是劃擦過程中斷裂形式轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袛嗔研纬傻摹Ｍ瑫r，前方纖維使后方的纖維彎曲最終彎曲斷裂，且隨著裂紋擴展最終形成不規(guī)則斷口，其法向纖維的去除機理與沿SS90方向上SiCf/SiC 材料的去除機理相同。擠壓與彎曲斷裂是SiCfSiC復(fù)合材料在SS0方向上的主要斷裂形式，在斷裂后纖維和碎屑被去除。

2.6" 基體去除機理

圖5d給出了纖維露出的痕跡，且周圍基體被去除，纖維表面粘連著一些基體碎片。裂紋在基體中萌生和擴展，使基體斷裂和剝離導(dǎo)致纖維外露。而且縱向纖維和橫向纖維的表面都有裂紋痕跡，裂紋沿纖維徑向方向擴展，直接導(dǎo)致纖維斷裂。

磨粒切入材料后隨著裂紋的擴展和貫通，SiC基體材料會一起被去除，形成如圖7a所示的剝離斷面。在纖維去除的過程中，裂紋在基體中萌生和擴展，基體碎裂后形成切屑散落在工件表面。如圖9a、圖11d和圖11e所示，SS0和SS90基體的去除方式和WS45的相似，可觀察到基體剝離形成的斷面，且隨著裂紋的擴展和相互連接，SiC基體材料被剝離，留下斷裂面。

如圖7c、圖9d、圖9e、圖11f和圖11g所示，在基體上可存在延性去除區(qū)域，這些區(qū)域內(nèi)有著明顯的延性劃痕。。

綜上所述，由于基體中的裂紋擴展和貫通，SiC基體材料被剝離去除。裂紋在基體中萌生和擴展而產(chǎn)生基體斷裂和碎片，導(dǎo)致纖維外露。由于SiC纖維與基體結(jié)合緊密以及SiC纖維與磨粒接觸，其與基體一起被去除與拔出，形成脫黏現(xiàn)象；纖維上的裂紋沿纖維徑向擴展，直接導(dǎo)致纖維斷裂，也有部分基體被延性去除。

2.7" 劃擦深度對法向劃擦力的影響

圖12a給出了低通濾波器去除噪聲后的法向劃擦力，其中3條震蕩的劃擦力曲線分別對應(yīng)3條不同劃痕的法向劃擦力。當(dāng)磨粒接觸工件時劃擦力迅速上升，然后下降形成周期性的阻尼震蕩曲線，劃擦力隨時間延長逐漸減小并趨于0。在單次劃擦過程中，砂輪旋轉(zhuǎn)1圈，磨粒與工件接觸形成斷續(xù)切削，產(chǎn)生劃擦力，且切削時間非常短，磨粒與工件接觸時會對工件產(chǎn)生沖擊，使得切削過程中的劃擦力迅速上升；在磨粒離開工件后，劃擦力引起的沖擊造成整個測力系統(tǒng)振動，由于測力系統(tǒng)自身的阻尼特性，震蕩的劃擦力逐漸變小并趨于0。

圖12a中的放大圖所示：當(dāng)法向劃擦力第一次從0到最大值又回到0時所用的時間約為3.2 ms（也稱為劃擦力震蕩的半周期）。此時工件表面的劃痕長度約為10 mm，結(jié)合砂輪的劃擦速度，計算出金剛石磨粒與SiCf/SiC復(fù)合材料的接觸時間lt;0.5 ms，遠(yuǎn)小于劃擦力震蕩的半周期。另外，還可以看出：整個法向劃擦力曲線上只在第1個震蕩的半周期內(nèi)磨粒與工件有接觸，而在該半周期內(nèi)法向劃擦力增加也是由于磨粒劃擦工件導(dǎo)致的，因而可認(rèn)為該半周期內(nèi)的法向劃擦力最大值即為該條劃痕下的法向劃擦力[16]。圖12a中3條劃痕對應(yīng)的法向劃擦力分別為4.9、12.7和23.6 N。圖12b給出了不同劃擦方向上法向劃擦力隨劃擦深度變化的曲線，不同纖維取向下的劃擦力有著顯著差異，劃擦力的大小順序依次為FSS0gt;FWS45gt;FSS90gt;FWS0。

SiC纖維的各向異性和不同的去除形式導(dǎo)致法向劃擦力存在差異，纖維剪切斷裂所需要的力最小，擠壓斷裂所需要的力最大，且剪切斷裂占比大的纖維方向必然有最小的劃擦力。對于在WS0方向上的SiC纖維，纖維剪切斷裂的痕跡是最多的，且以剪切斷裂為主；隨著纖維取向的角度逐漸增大至45°，劃擦過程中剪切斷裂的占比減少，彎曲與擠壓斷裂逐漸成為主要斷裂形式，剪切斷裂占比少的材料去除時所需要的劃擦力增大。同時，由于纖維在XOY平面內(nèi)的對稱性，當(dāng)纖維取向的角度由45°增大至90°時，劃擦過程中剪切斷裂的占比增大，剪切斷裂是主要的斷裂形式。對于YOZ平面的法向纖維，法向纖維都以延性去除、剪切和彎曲斷裂的形式被去除。但在SS90方向上的橫向纖維則出現(xiàn)明顯的剪切斷面以及不規(guī)則的彎曲斷面，以剪切和彎曲斷裂為主；在SS0方向上的縱向纖維在切入時出現(xiàn)拉伸斷裂的痕跡，隨著磨粒的移動纖維開始彎曲并最終彎曲斷裂，因而縱向纖維以拉伸和彎曲斷裂為主。

擠壓斷裂是將材料粉碎成粉末而形成的斷裂，而剪切、彎曲、拉伸斷裂是將材料從中間分成2個面而形成的斷裂。剪切、彎曲、拉伸的斷裂形式對材料的形變不同，所需要的能量也不同，拉伸過程中材料的形變最大，彎曲時的次之，剪切過程中材料的形變最小。因此，纖維材料單向纖維的剪切強度最小，拉伸強度最大[25]。在WS0方向上，剪切斷裂為主要的斷裂形式，而其他3個纖維取向上拉伸斷裂為主要斷裂形式，因而在WS0方向上的劃擦力最小。其他3個纖維取向的去除形式雖然以拉伸、彎曲斷裂為主，但3個纖維取向的去除機理存在差異，即存在橫向纖維、縱向纖維、45°纖維的剪切、彎曲、拉伸斷裂的差異。當(dāng)磨粒與纖維的夾角從0°增大至90°時，纖維從不產(chǎn)生軸向的剪切力，向前拉伸、彎曲推進(jìn)到逐漸完全變成剪切、彎曲斷裂[26]?？v向纖維去除所需要的力大于45°纖維去除所需要的力，且大于橫向纖維去除所需要的力。因此，去除縱向纖維的SS0方向上的力大于去除45°纖維的WS45方向上的力，同時大于去除橫向纖維的SS90方向上的力。

根據(jù)以上4個方向上不同的纖維取向和斷裂形式，得出其法向劃擦力大小順序為FSS0gt;FWS45gt;FSS90gt;FWS0，該結(jié)果與圖11b的實驗結(jié)果一致。

3" 結(jié)論

對SiCf/SiC復(fù)合材料4個不同纖維取向開展單顆磨粒劃擦實驗，研究不同劃擦方向下材料的去除機理，探討劃擦?xí)r法向劃擦力的變化情況，得出如下結(jié)論：

在復(fù)合材料不同的纖維取向上，由于SiC纖維的各向異性，材料自身在各個纖維取向的性能參數(shù)不同，有不同的材料去除模式，去除所需要的能量不同。在WS0方向上，主要為縱向纖維的剪切、拉伸、彎曲斷裂和橫向纖維的剪切、彎曲、拉伸斷裂；在WS45方向上主要為橫向纖維和縱向纖維的剪切、彎曲和拉伸斷裂，剪切斷裂的占比大幅度減少；在SS0方向上主要為法向纖維的延性去除、剪切、彎曲斷裂和縱向纖維的剪切、拉伸、彎曲斷裂；在SS90方向上，主要為法向纖維的延性去除、剪切、彎曲斷裂和橫向纖維的剪切、彎曲、拉伸斷裂。由于不同方向上，各個斷裂形式的占比不同，法向劃擦力有著明顯的差別。WS0、WS45、SS0和SS90 4個方向上法向劃擦力的大小順序為FSS0gt;FWS45gt;FSS90gt;FWS0，因此磨削時選擇WS0方向更有利，且盡量避開SS0方向。

參考文獻(xiàn)：

[1]WANG P， LIU F， WANG H， et al. A review of third generation SiC fibers and SiCf/SiC composites [J]. Journal of Materials Science amp; Technology，2019，35（12）：2743-2750.

[2]WANG X， DING W， ZHAO B. A review on machining technology of aero-engine casings [J]. Journal of Advanced Manufacturing Science and Technology，2022，2（3）：2022011.

[3]BRENNAN J J. Interfacial characterization of a slurry-cast melt-infiltrated SiC/SiC ceramic-matrix composite [J]. Acta Materialia，2000，48（18）：4619-4628.

[4]CHAMBERLAIN A， LANE J. SiC/SiC ceramic matric composites： A turbine engine perspective： Proceedings of engineering conferences international in ultra-high temperature ceramics： Materials for extreme environmental application II [C]. Hernstein： ECI Digital Archives， 2014.

[5]MURTHY P L N， NEMETH N N， BREWER D N， et al. Probabilistic analysis of a SiC/SiC ceramic matrix composite turbine vane [J]. Composites Part B： Engineering，2008，39（4）：694-703.

[6]SCHMIDT S， BEYER S， KNABE H， et al. Advanced ceramic matrix composite materials for current and future propulsion technology applications [J]. Acta Astronautica，2004，55（3/4/5/6/7/8/9）：409-420.

[7]KATOH Y， KOYANAGI T， MCDUFFEE J L， et al. Dimensional stability and anisotropy of SiC and SiC-based composites in transition swelling regime [J]. Journal of Nuclear Materials，2018，499：471-479.

[8]程功， 肖軍. 高超音速飛行器熱防護(hù)材料技術(shù)分析 [J]. 航空制造技術(shù)，2015，58（S2）：43-45.

CHENG Gong， XIAO Jun. Technical analysis of thermal protection materials for hypersonic aircraft [J]. Aviation Manufacturing Technology，2015，58（S2）：43-45.

[9]AN Q， CHEN J， MING W， et al. Machining of SiC ceramic matrix composites： A review [J]. Chinese Journal of Aeronautics，2021，34（4）：540-567.

[10]GAVALDA DIAZ O， GARCIA LUNA G， LIAO Z， et al. The new challenges of machining ceramic matrix composites （CMCs）： Review of surface integrity [J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2019，139：24-36.

[11]GAVALDA DIAZ O， AXINTE D A， BUTLER-SMITH P， et al. On understanding the microstructure of SiC/SiC ceramic matrix composites （CMCs） after a material removal process [J]. Materials Science and Engineering A，2019，743：1-11.

[12]YIN J， LI M， XU J， et al. Edge chipping characteristics in grinding SiCf/SiC composite [J]. Ceramics International，2022，48（5）：7126-7135.

[13]YIN J， XU J， DING W， et al. Effects of grinding speed on the material removal mechanism in single grain grinding of SiCf/SiC ceramic matrix composite [J]. Ceramics International，2021，47（9）：12795-12802.

[14]殷景飛， 徐九華， 丁文鋒， 等. SiCf/SiC 陶瓷基復(fù)合材料單顆磨粒磨削試驗研究 [J]. 中國機械工程， 2022， 33 （15）： 1765-1771.

YIN Jingfei， XU Jiuhua， DING Wenfeng， et al. Experimental study on single abrasive grinding of SiCf/SiC ceramic matrix composites [J] China Mechanical Engineering， 2022， 33 （15）： 1765-1771.

[15]GARCIA L G， DRAGOS A， DONKA N. Influence of grit geometry and fibre orientation on the abrasive material removal mechanisms of SiC/SiC ceramic matrix composites （CMCs） [J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2020，157：103580.

[16]LIU Y， QUAN Y， WU C， et al. Single diamond scribing of SiCf/SiC composite： Force and material removal mechanism study [J]. Ceramics International，2021，47（19）：27702-27709.

[17]LI H， PRINZ S， LIU Y， et al. Experiment and smooth particle hydrodynamic modeling of single-grain diamond scribing of silicon carbide fiber reinforced silicon carbide （SiCf/SiC） [J]. CIRP Annals， 2023.

[18]ZAN Z， GUO K， SUN J， et al. Investigation on scratching force and material removal mechanism of 3D SiCf/C–SiC composites during single grain scratching [J]. Journal of the European Ceramic Society，2022，42（13）：5366-5379.

[19]DONG Z， ZHANG H， KANG R， et al. Mechanical modeling of ultrasonic vibration helical grinding of SiCf/SiC composites [J]. International Journal of Mechanical Sciences，2022，234：107701.

[20]RAN Y， KANG R， DONG Z， et al. Ultrasonic assisted grinding force model considering anisotropy of SiCf/SiC composites [J]. International Journal of Mechanical Sciences，2023，250：108311.

[21]康仁科， 趙凡， 鮑巖， 等. 超聲輔助磨削SiCf/SiC 陶瓷基復(fù)合材料 [J]. 金剛石與磨料磨具工程， 2019， 39 （4）： 85-91.

KANG Renke， ZHAO Fan， BAO Yan， et al. Ultrasonic assisted grinding of SiCf/SiC ceramic matrix composites [J] Diamond amp;amp; Abrasives Engineering， 2019， 39 （4）： 85-91.

[22]XIONG Y F， LIU C， WANG W H， et al. Assessment of machined surface for SiCf/SiC ceramic matrix composite during ultrasonic vibration-assisted milling-grinding [J]. Ceramics International，2023，49（3）：5345-5356.

[23]ZHANG Q， WANG B， SONG C， et al. Processing strategy of SiCf/SiC composites during single grain scratching under minimum quantity lubrication [J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2023，131（5/6）：2477-2495.

[24]袁欽， 宋永才. 連續(xù) SiC 纖維和 SiCf/SiC 復(fù)合材料的研究進(jìn)展 [J]. 無機材料學(xué)報， 2016， 31 （11）： 1157-1165.

YUAN Qin， SONG Yongcai. Research progress on continuous SiC fibers and SiCf/SiC composites [J] Journal of Inorganic Materials， 2016， 31 （11）： 1157-1165.

[25]HINOKI T， LARA-CURZIO E， SNEAD L L. Mechanical properties of high purity SiC fiber-reinforced CVI-SiC matrix composites [J]. Fusion Science and Technology，2003，44（1）：211-218.

[26]李文鵬， 沈興全， 鄶紅藝， 等. 纖維角度和切削深度對碳纖維復(fù)合材料切削性能的影響仿真 [J]. 工具技術(shù)，2017，51（8）：64-67.

LI Wenpeng， SHEN Xingquan， KUAI Hongyi， et al. Simulation of the influence of fiber angle and cutting depth on the cutting performance of carbon fiber composite materials [J]. Tool Technology，2017，51（8）：64-67.