田欣利， 雷　蕾， 王　龍， 楊緒啟， 楊理鈞

(裝甲兵工程學(xué)院裝備再制造技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100072)

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陶瓷切槽-推磨復(fù)合加工技術(shù)的軸向力測量與機(jī)理分析

田欣利， 雷蕾， 王龍， 楊緒啟， 楊理鈞

(裝甲兵工程學(xué)院裝備再制造技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100072)

通過與切槽-推擠復(fù)合加工技術(shù)進(jìn)行對比，對切槽-推磨復(fù)合加工技術(shù)開展了試驗(yàn)研究。通過測試不同凸緣厚度、凹槽深度、進(jìn)給速度、砂輪轉(zhuǎn)速及工件轉(zhuǎn)速下的軸向力，得到了軸向力的變化規(guī)律。利用掃描電子顯微鏡(Sca-nning Electron Microscopy，SEM)觀察了氮化硅陶瓷試件切槽表面的微裂紋形貌。對2種技術(shù)的已加工表面形貌進(jìn)行了對比觀察，結(jié)果表明：切槽-推磨復(fù)合加工機(jī)理以外力促使凸緣脆性斷裂為主，同時(shí)伴隨砂輪磨削殘余材料，且該方法要優(yōu)于切槽-推擠復(fù)合加工技術(shù)。

工程陶瓷； 裂紋擴(kuò)展； 軸向力

在氮化硅陶瓷加工過程中，傳統(tǒng)磨削技術(shù)應(yīng)用較多且理論成熟，但仍然存在成本高、效率低等問題[1-2]。王望龍等[3]提出的切割-推擠式加工技術(shù)采用砂輪切槽，硬質(zhì)合金刀具對切槽后產(chǎn)生的凸緣進(jìn)行推擠，最后進(jìn)行表面磨光。該方法材料去除率較高，對加工所需外界能量輸入要求較低，工具損耗較小。在上述研究基礎(chǔ)上，以推磨加工代替推擠和表面磨光2個(gè)步驟，形成了陶瓷切槽-推磨復(fù)合加工技術(shù)。

筆者通過對比切槽-推擠復(fù)合加工技術(shù)，對陶瓷切槽-推磨復(fù)合加工技術(shù)開展了系統(tǒng)研究。對2種加工方法的軸向力進(jìn)行對比測量，對切槽后工件表面的微裂紋特征進(jìn)行顯微觀察，對2種加工技術(shù)的加工后工件表面形貌進(jìn)行對比。

1　實(shí)驗(yàn)部分

1.1實(shí)驗(yàn)原理和設(shè)備

采用BV-75立式加工中心作為測力實(shí)驗(yàn)平臺。將氮化硅陶瓷試件裝夾在和調(diào)速電機(jī)輸出軸固定的三爪卡盤上；調(diào)速電機(jī)通過定制的輔助固定支架和測力儀連接。機(jī)床主軸可無級調(diào)速，有效轉(zhuǎn)速可達(dá)到10 000 r/min以上。

采用KISTLER公司的9272型測力儀實(shí)時(shí)測量軸向力信號。測量范圍設(shè)定為0～1 000 N，采樣頻率設(shè)定為10 kHz。軸向力測量系統(tǒng)如圖1所示。應(yīng)用Quanta 200型掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscopy,SEM)觀察氧化硅陶瓷試件切槽表面的微裂紋形貌。

圖1　軸向力測量系統(tǒng)

1.2正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在軸向推擠過程中，設(shè)計(jì)了L25(54)正交試驗(yàn)表，推擠實(shí)驗(yàn)過程正交試驗(yàn)的因素水平表如表1所示。在軸向推磨過程中，為了更好地與推擠加工結(jié)果進(jìn)行對比，設(shè)計(jì)了L25(55)正交試驗(yàn)表，推磨實(shí)驗(yàn)過程正交試驗(yàn)的因素水平表如表2所示。

表1　推擠實(shí)驗(yàn)過程正交試驗(yàn)的因素水平表

2　結(jié)果與分析

2.1正交試驗(yàn)結(jié)果

由于是斷續(xù)加工，每加工一個(gè)凸緣時(shí)，將測得的最大波峰值視為該組試驗(yàn)取值。

為減小誤差，在軸向推擠、推磨實(shí)驗(yàn)過程中測得每3次試驗(yàn)的平均值，分別記為F1、F2。直觀分析表如表3所示。

表4為方差分析表，其中：因素1代表推擠軸向力的數(shù)據(jù)分析結(jié)果；因素2代表推磨軸向力的數(shù)據(jù)分析結(jié)果。通過對2類實(shí)驗(yàn)方差比F進(jìn)行分析可知：軸向推擠實(shí)驗(yàn)中凸緣厚度L、工件轉(zhuǎn)速M(fèi)、進(jìn)給速度V和凹槽深度D的影響依次減弱；軸向推磨實(shí)驗(yàn)中凸緣厚度L、工件轉(zhuǎn)速M(fèi)、進(jìn)給速度V、砂輪轉(zhuǎn)速S和凹槽深度D的影響依次減弱。

表2　推磨實(shí)驗(yàn)過程正交試驗(yàn)的因素水平表

表3　直觀分析表

表4　方差分析表

2.2正交試驗(yàn)結(jié)果分析

圖2為各參數(shù)組推擠和推磨加工測量值的比較。從圖2(a)可知：2類加工的軸向力均隨凸緣厚度的增加而增大。其原因?yàn)椋寒?dāng)凸緣厚度較小時(shí)，啟裂區(qū)占凸緣截面的比例較大[4]，啟裂能較小，隨著凸緣厚度的增加，凸緣強(qiáng)度變大，抵抗砂輪沖擊的能力相應(yīng)變強(qiáng)。

由圖2(b)可知：2類加工的軸向力均隨槽深的增加而減小,然而變化幅度較小。其原因?yàn)椋弘S著槽深的增加，凸緣表面所含預(yù)制裂紋的數(shù)量增多，缺陷對強(qiáng)度的影響相應(yīng)增大，更易發(fā)生裂紋擴(kuò)展[5]；由于砂輪在加工過程中始終靠近凹槽根部，因而力臂作用不明顯。

由圖2(c)可知：推磨軸向力隨著砂輪轉(zhuǎn)速的增加而減小。這是由于推磨加工是在無冷卻液作用條件下進(jìn)行的，隨著砂輪轉(zhuǎn)速的增大，工件和砂輪接觸區(qū)溫度升高，在磨削熱的作用下，磨削表面的陶瓷材料開始變軟甚至局部熔化，此時(shí)只需很小的作用力就可產(chǎn)生很大的應(yīng)力[6]。

從圖2(d)可知：推擠軸向力和推磨軸向力均隨工件轉(zhuǎn)速的增加而增大。其原因?yàn)椋弘S著工件轉(zhuǎn)速的增大，單位時(shí)間內(nèi)的材料去除量增加，軸向力也隨之增大[7]。

由圖2(e)可知：2類加工的軸向力均隨進(jìn)給速度的增加先快速增大，而后基本不變。其原因?yàn)椋哼M(jìn)給速度的增大促進(jìn)了凸緣裂紋擴(kuò)展，但當(dāng)進(jìn)給速度增大到臨界值時(shí)，凸緣裂紋來不及擴(kuò)展就已斷開，故軸向力基本保持不變[8]。

圖2　各參數(shù)組推擠和推磨加工測量值的比較

由上述對比可知：在同等參數(shù)條件下，推磨軸向力要小于推擠軸向力。其原因?yàn)椋涸谕颇ゼ庸r(shí)，一方面，磨粒磨削陶瓷材料不斷在工件表面制造出新的裂紋；另一方面，工件和砂輪接觸區(qū)溫度升高，在磨削熱的作用下，磨削表面的氮化硅陶瓷材料開始變軟甚至局部熔化，此時(shí)只需很小的作用力就可產(chǎn)生很大的應(yīng)力。

3　裂紋源形貌

圖3為磨削后的表面形貌觀察。由于氮化硅陶瓷存在雜質(zhì)和氣孔等固有缺陷，在拉應(yīng)力作用下，這些固有缺陷繼續(xù)擴(kuò)張形成裂紋源(如圖3(a)所示)，并以此為中心向四周發(fā)散形成裂紋。其裂紋的主要形式有：1)表面尺寸較小、向次表面延伸的徑向裂紋；2)尺寸較大、沿晶粒擴(kuò)展的晶界間隙裂紋。表面的晶界間隙裂紋在擴(kuò)展的過程中會出現(xiàn)潛藏?cái)U(kuò)展的現(xiàn)象[9](如圖3(b)所示)，即裂紋擴(kuò)展過程中突然中斷，接著在后方又有裂紋繼續(xù)出現(xiàn)。這種現(xiàn)象并不是形成了新裂紋，而是原裂紋在表面?zhèn)鬟f時(shí)遇到細(xì)小顆粒的強(qiáng)化區(qū)，轉(zhuǎn)而從強(qiáng)化作用較弱的表面下方繞過后，重新回到原表面上繼續(xù)擴(kuò)展[10]。

圖3　磨削后的表面形貌觀察

4　表面加工質(zhì)量

圖4為已加工表面形貌對比。由圖4(a)可知：推擠加工表面形貌非常粗糙，凸緣加工破碎后表面殘留的溝坑凸起分布不均勻，無法直接應(yīng)用，需二次磨削加工。由圖4(b)可知：推磨加工表面形貌較光整，通過對其進(jìn)行表面粗糙度測量，得到其變化范圍為0.6～1.3，達(dá)到了普通磨削的水平。

圖4　已加工表面形貌對比

5　結(jié)論

1)氮化硅陶瓷內(nèi)部的雜質(zhì)和氣孔等在切槽加工中產(chǎn)生裂紋源，以裂紋源為中心向四周擴(kuò)展形成徑向裂紋和晶界間隙裂紋等共同構(gòu)成了陶瓷凸緣的預(yù)制缺陷，這些預(yù)制缺陷將在小砂輪推磨的外力作用下快速擴(kuò)展實(shí)現(xiàn)材料去除。

2)推擠加工參數(shù)中凸緣厚度、工件轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度和凹槽深度對軸向力的影響依次減弱；推磨加工參數(shù)中凸緣厚度、工件轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、砂輪轉(zhuǎn)速和凹槽深度對軸向力的影響依次減弱。

3)通過對軸向力和已加工表面形貌進(jìn)行對比分析，證明了切槽-推磨加工技術(shù)要明顯優(yōu)于切槽-推擠加工技術(shù)，且切槽-推磨加工機(jī)理為外力實(shí)現(xiàn)凸緣裂紋擴(kuò)展和砂輪磨削去除殘余部分同時(shí)進(jìn)行的過程。

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(責(zé)任編輯: 尚菲菲)

Axial Force Measurement and Mechanism Analysis of CompositeProcess Technology for Ceramic Grooving-grinding

TIAN Xin-li, LEI Lei, WANG Long, YANG Xu-qi, YANG Li-jun

(National Defense Key Laboratory for Remanufacturing Technology, Academy of Armored Forces Engineering, Beijing 100072, China)

Through comparing with the grooving-extruding process technology, an experimental scheme about grooving-grinding process technology is designed. By measuring axial force under different flange thickness, groove depth, feed rate, speed of grinding wheel and workpiece speed, the variation laws of axial force are found. The morphology of surface microcrack after grooving is observed by Scanning Electron Microscopy (SEM). The processed surface topography of both technologies is comparatively observed. The results show that the material is removed mainly as brittle fracture mode followed with grinding residual material. Grooving-grinding process technology is better than grooving-extruding process technology.

engineering ceramics; crack growth; axial force

1672-1497(2016)04-0083-05

2016-03-22

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51475474)

田欣利(1956-)，男，教授，博士。

TH145.1+1; TG580.699

A

10.3969/j.issn.1672-1497.2016.04.016