楊萬(wàn)鵬 劉運(yùn)鳳 荊君濤 魏士亮

0 引言

透波性Si3N4具有耐磨、耐高溫、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)具有良好的綜合力學(xué)性能和較低的介電損耗系數(shù)，可以透過(guò)電磁波且?guī)缀醪桓淖冸姶挪ǖ男再|(zhì)（包括能量），因此常被制造成天線窗、天線罩等零部件，應(yīng)用于彈體結(jié)構(gòu)和雷達(dá)系統(tǒng)［1－3］。透波性Si3N4陶瓷硬度較低，只有210 MPa，采用銑削就可實(shí)現(xiàn)復(fù)雜結(jié)構(gòu)加工，提高加工效率，但其斷裂韌性低，銑削過(guò)程中加工表面非常容易產(chǎn)生邊緣破損，不僅影響陶瓷零部件加工效率和幾何精度以及工作可靠性。

邊緣破損按照產(chǎn)生位置一般可分為劃分為入口、內(nèi)部和出口三種邊緣破損類(lèi)型［4］。為了分析陶瓷材料加工過(guò)程中邊緣破損產(chǎn)生機(jī)理和演化過(guò)程，許多學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)研究工作，研究方法主要為壓頭加載實(shí)驗(yàn)［5］。 MCCORMICK 等［6］采用洛氏壓頭的壓痕斷裂試驗(yàn)，研究陶瓷材料產(chǎn)生邊緣破損與載荷、壓痕中心位置、材料斷裂韌性等因素間關(guān)系，建立了邊緣破損模型。 R.MORREL 等［7－9］學(xué)者分別采用硬質(zhì)合金和玻璃材料壓頭，研究了加載過(guò)程中壓頭下方裂紋形成及擴(kuò)展過(guò)程，當(dāng)外加載荷超出某一臨界值時(shí)材料內(nèi)部會(huì)形成裂紋并擴(kuò)展，且這一變化是邊緣破損產(chǎn)生主要機(jī)理。唐修檢等［10］則應(yīng)用微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)施加載荷，建立了基于聲發(fā)射信號(hào)參數(shù)的灰色－尖點(diǎn)突變理論模型，從損傷演化過(guò)程的角度揭示氧化鋁陶瓷邊緣碎裂的損傷規(guī)律。以上研究主要基于靜載荷作用研究了邊緣破損破損機(jī)理及其影響因素之間的關(guān)系。但是工程陶瓷材料實(shí)際加工過(guò)程中由于切向力作用，刀具對(duì)工件邊緣作用還存在滑動(dòng)載荷［11］。為此PETI等［12］開(kāi)展了工程陶瓷劃痕實(shí)驗(yàn)，考慮了動(dòng)載荷作用對(duì)邊緣碎裂的影響，建立了工程陶瓷的邊緣破損劃痕模型，進(jìn)一步確立了斷裂韌性、邊緣距離及極限載荷之間的定量關(guān)系。

隨著航天飛行器飛行馬赫數(shù)增高，透波性Si3N4陶瓷結(jié)構(gòu)件技術(shù)要求也越來(lái)越苛刻。加工過(guò)程中出現(xiàn)的表面邊緣問(wèn)題受到廣泛的關(guān)注，銑削過(guò)程中邊緣破損產(chǎn)生位置、演化規(guī)律等需要更加深入研究，同時(shí)如何實(shí)現(xiàn)邊緣破損控制還需要更多研究支撐。本文將對(duì)透波性Si3N4陶瓷加工表面邊緣破損展開(kāi)研究，分析銑削過(guò)程中邊緣破損類(lèi)型和產(chǎn)生位置，研究不同類(lèi)型邊緣破損演變規(guī)律，并提出合理邊緣破損控制方法，為提高透波性Si3N4陶瓷零件加工質(zhì)量和加工效率提供技術(shù)支撐。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了研究銑削加工過(guò)程邊緣破損類(lèi)型、產(chǎn)生過(guò)程及其變化規(guī)律等，設(shè)計(jì)了不同銑削深度條件下透波性Si3N4陶瓷銑削加工實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)所用的透波性Si3N4陶瓷由哈爾濱工業(yè)大學(xué)特種陶瓷研究所制備，尺寸為40 mm′40 mm，主要材料參數(shù)如表1所示。

實(shí)驗(yàn)方法為單因素實(shí)驗(yàn)，只改變銑削深度，總實(shí)驗(yàn)次數(shù)為8，實(shí)驗(yàn)參數(shù)安排如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)方案Tab.2 Experimental program

1.2 設(shè)備和實(shí)驗(yàn)過(guò)程

實(shí)驗(yàn)所用機(jī)床為JDGR200＿A10H CNC銑床，所用刀具材料為YL10.2硬質(zhì)合金，刃數(shù)為4，后刀面寬度為 1.5 mm，前角為 8°， 后角為10°，螺旋角為 30°。切削液中雜質(zhì)較多，易污染透波陶瓷表面，因此加工過(guò)程為干切削。透波性Si3N4陶瓷固定在測(cè)力儀上，銑削寬度為1 mm，銑削加工過(guò)程如圖1所示，刀路軌跡為單向走刀，入刀點(diǎn)為右下角，刀具旋轉(zhuǎn)方向?yàn)檎D(zhuǎn)。加工過(guò)程中采用KISTLER 9257A測(cè)力儀和KIS?TLER 5070電荷放大器進(jìn)行切削力采集；采用VHX－1000超景深顯微鏡對(duì)銑削后陶瓷表面邊緣進(jìn)行觀察。

圖1 實(shí)驗(yàn)過(guò)程Fig.1 Experiment procedure

2 結(jié)果及其分析

2.1 邊緣破損類(lèi)型和產(chǎn)生位置分析

銑削實(shí)驗(yàn)后對(duì)不同銑削深度下透波性Si3N4陶瓷試驗(yàn)塊進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)當(dāng)切深為 0.1、0.2 和 0.3 mm時(shí)，工件表面任何位置都未有顯著邊緣破損現(xiàn)象；而當(dāng)切削深度大于0.4 mm時(shí)，工件表面出現(xiàn)顯著邊緣破損，如圖2所示。

圖2 不同位置邊緣破損Fig.2 Edge chipping of differernt position

通過(guò)對(duì)出現(xiàn)邊緣破損工件進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)無(wú)論切深如何變化，入刀棱邊和出刀側(cè)邊都未出現(xiàn)邊緣破損，但是出口棱邊和入刀側(cè)邊都出現(xiàn)顯著邊緣破損。邊緣破損產(chǎn)生位置與刀路方向和刀具旋轉(zhuǎn)方向是緊密聯(lián)系的。實(shí)驗(yàn)采用單向走刀，方向沿y軸正方向，且刀具旋轉(zhuǎn)方法為正轉(zhuǎn)，通過(guò)切削力數(shù)據(jù)得出加工過(guò)程中x、y軸切削力方向沿坐標(biāo)正方向，z軸切削力方向沿坐標(biāo)正方向，總切削力與加工表面關(guān)系表于圖3，其中α為切削力方向與加工表面夾角。

圖3 邊緣破損示意圖Fig.3 Edge chipping illustration

對(duì)于出刀棱邊和入刀側(cè)邊邊緣，在法向切削力和切向切削力共同作用下，總切削力方向與加工表面夾角α＜90°，與邊緣夾角為鈍角。在總切削力p作用下，在O1OO2坐標(biāo)內(nèi)，材料內(nèi)部應(yīng)力可模擬為各向同性彈性半無(wú)限體表面受法向集中力作用下材料內(nèi)部應(yīng)力分布，即為布西內(nèi)斯克場(chǎng)。在球形極坐標(biāo)內(nèi)，材料內(nèi)部應(yīng)力可表示為：

式中為材料泊松比。

根據(jù)式（1）可以得到材料內(nèi)部任意點(diǎn)總應(yīng)力。圖4為坐標(biāo)中心距離和轉(zhuǎn)動(dòng)角度變化時(shí)總應(yīng)力等高線圖。可以看出，應(yīng)力主要集中于坐標(biāo)原點(diǎn)，即刀具與工件接觸下方，且距離越小，應(yīng)力越大。

圖4 應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution

式中，m為修正因子。

透波性Si3N4陶瓷銑削過(guò)程中，刀具與邊緣距離l不斷變化。當(dāng)?shù)毒咴娇拷吘墪r(shí)，即l越小時(shí)，自由表面點(diǎn)B處所受拉應(yīng)力增大。當(dāng)拉應(yīng)力增加到一定值，尖端應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度大于斷裂韌性值，在法向力和切向力作用下，形成Ⅰ型和Ⅱ型復(fù)合裂紋，并發(fā)生擴(kuò)展，從而產(chǎn)生邊緣破損。

但是對(duì)于入刀棱邊和出刀側(cè)邊邊緣，總切削力方向與邊緣夾角為銳角，銑削過(guò)程中邊緣為壓應(yīng)力，當(dāng)切削力小時(shí)，難以發(fā)生微觀裂紋擴(kuò)展，故不會(huì)出現(xiàn)邊緣破損。

2.2 邊緣破損變化規(guī)律

邊緣破損斷面為三維復(fù)雜曲面，不易準(zhǔn)確觀察和測(cè)量，但是通過(guò)超景深顯微鏡可以得到破損斷面在xOy平面和yOz平面輪廓圖像。本文實(shí)驗(yàn)條件下工件表面只有出口棱邊和入刀側(cè)邊出現(xiàn)顯著邊緣破損，因此只針對(duì)這兩位置處邊緣破損變化規(guī)律進(jìn)行研究。

通過(guò)像素提取，可以得到邊緣觀察圖像中邊緣破損輪廓和基準(zhǔn)輪廓各點(diǎn)的橫軸和縱軸像素值，進(jìn)而得

將材料內(nèi)部微小孔假設(shè)為預(yù)置單邊直通微裂紋，此時(shí)系統(tǒng)為非均勻承載裂紋系統(tǒng)，則切裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度可表示為：到邊緣破損輪廓幅度像素值。同時(shí)根據(jù)圖像中比例尺值與像素值大小關(guān)系，進(jìn)而可以得到邊緣破損輪廓具體幅值大小，從而得到不同實(shí)驗(yàn)條件下出口棱邊、入刀側(cè)邊的正面和側(cè)面邊緣破損輪廓幅值曲線圖，如圖5所示。通過(guò)對(duì)破損輪廓進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)其規(guī)律性較差，形狀、峰值大小、間距都具有很強(qiáng)隨機(jī)性。

圖5 不同位置邊緣破損輪廓曲線Fig.5 Edge chipping profile of different position

這種幅值變化曲線與粗糙度輪廓曲線幾何特征非常類(lèi)似，都表現(xiàn)出高度峰谷不平度，因此粗糙度表征參數(shù)也可用于評(píng)價(jià)邊緣破損。粗糙度參數(shù)中，輪廓算術(shù)平均偏差Ra是最重要的幅度參數(shù)，可以描述曲線波動(dòng)幅度高度分布的統(tǒng)計(jì)特性，而輪廓微觀不平度平均間距Sm描述曲線峰值的細(xì)密度，這兩個(gè)參數(shù)可以實(shí)現(xiàn)輪廓曲線的二維控制。為了利于邊緣破損變化規(guī)律研究，采用輪廓算術(shù)平均偏差Ra和輪廓微觀不平度平均間距Sm表征邊緣破損程度。

圖6為不同切深條件下，邊緣破損輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距變化規(guī)律。

圖6 切深對(duì)邊緣破損影響Fig.6 Effect of cutting depth on edge chipping

切深較小時(shí)銑削過(guò)程中切削力也較小，材料內(nèi)部應(yīng)力無(wú)法實(shí)現(xiàn)微觀裂紋擴(kuò)展，因此當(dāng)切深為0.1、0.2和0.3 mm時(shí)，工件各處邊緣破損輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距都為0。當(dāng)切深增到0.4 mm時(shí)，工件出口棱邊和入刀側(cè)邊邊緣破損出現(xiàn)，且隨著切深的增加，輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距都呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。但是穩(wěn)定性并不相同，對(duì)于出刀棱邊，其正面和側(cè)面輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距基本呈現(xiàn)線性遞增；而對(duì)于入刀側(cè)邊，其正面和側(cè)面則呈現(xiàn)波動(dòng)性增加趨勢(shì)。

通過(guò)圖6得出出刀棱邊正面和側(cè)面輪廓算術(shù)平均偏差平均值分別為0.626 4和0.626 6 mm，輪廓微觀不平度平均間距平均值分別為0.647 2和1.240 6 mm，即側(cè)面邊緣破損程度大于正面。正面為刀具與材料接觸表面，其輪廓幅值曲線為邊緣破損中心點(diǎn)，而側(cè)面為自由表面，從圖4可以看出離中心點(diǎn)距離越遠(yuǎn)，應(yīng)力等高線范圍越大，故微觀裂紋擴(kuò)展范圍也越大，造成自由面邊緣破損程度大于接觸平面邊緣。同時(shí)，通過(guò)圖6得出入刀側(cè)邊正面和側(cè)面輪廓算術(shù)平均偏差平均值分別為0.303 4和0.494 3 mm，輪廓微觀不平度平均間距平均值分別為 0.861 1和 1.621 7 mm，也得出了相同的結(jié)論。

2.3 邊緣破損控制方法

邊緣破損影響透波性Si3N4陶瓷工件加工表面質(zhì)量和工作性能，銑削過(guò)程中必須對(duì)邊緣破損進(jìn)行控制。通過(guò)前面分析知，切削力大小和切削力方向是影響邊緣破損的重要因素。因此對(duì)透波性Si3N4陶瓷加工表面邊緣破損控制就是對(duì)切削力進(jìn)行控制。

從圖6可以看出，當(dāng)切深為不大于0.3 mm時(shí)，透波性Si3N4陶瓷銑削加工過(guò)程中無(wú)邊緣破損。切深的改變對(duì)切削力具有重要影響，當(dāng)切削深度從0.1 mm增長(zhǎng)到0.8 mm時(shí)，切削力變化曲線如圖7所示。x、y和z方向切削力都呈現(xiàn)先遞增，然后遞減，最后又遞增變化趨勢(shì)。當(dāng)切削深度介于為0.3和0.4 mm時(shí)，切削力發(fā)生了突變。圖8為當(dāng)切削深度分別為0.3和0.4 mm時(shí)透波性Si3N4陶瓷切屑形態(tài)。當(dāng)切削深度為0.3 mm時(shí)，切屑主要為材料粉末，其形態(tài)較為粗糙，材料去除方式為塑性去除。但是當(dāng)切削深度為0.4 mm時(shí)，切屑除材料粉末外，還出現(xiàn)大量碎裂型顆粒，且不同于集簇性粉末，其表面形態(tài)較為光滑，這是由于加工過(guò)程中出現(xiàn)材料剝落去除，即脆性去除。切削力發(fā)生了突變主要原因就是材料去除機(jī)理發(fā)生了變化，由塑性去除轉(zhuǎn)為脆性去除。因此控制邊緣破損的關(guān)鍵是控制切深不大于0.3 mm，實(shí)現(xiàn)透波性Si3N4陶瓷塑性域加工。

圖7 切深對(duì)切削力影響Fig.7 Effect of cutting depth on cutting force

圖8 不同切深下切屑Fig.8 Cutting chip under different cutting depth

降低切深可以控制邊緣破損，但降低了加工效率。當(dāng)切深大于0.4 mm時(shí)，入刀棱邊和出刀側(cè)邊都未出現(xiàn)邊緣破損，而這兩處由于切削力方向與邊緣夾角為銳角，銑削過(guò)程中邊緣為壓應(yīng)力，因此還可以通過(guò)控制切削力方向?qū)崿F(xiàn)邊緣破損控制。切削力方向與刀具旋轉(zhuǎn)方向和進(jìn)給方向相關(guān)。為了實(shí)現(xiàn)切削力方向與邊緣夾角為銳角，入刀處刀尖線速度方向與進(jìn)給方向夾角不小于90°，如圖9所示，走刀方式為跟隨周邊。

圖9 刀路規(guī)劃示意圖Fig.9 Tool path planning illustration

3 結(jié)論

本文通過(guò)不同銑削深度實(shí)驗(yàn)研究了透波性Si3N4陶瓷邊緣破損類(lèi)型、產(chǎn)生位置以及切深對(duì)邊緣破損影響，并分析了邊緣破損產(chǎn)生機(jī)理，最后提出了邊緣破損控制方法，得到的以下結(jié)論。

（1）透波性Si3N4陶瓷銑削邊緣破損主要集中于出口棱邊和入刀側(cè)邊，這是因?yàn)殂娤鬟^(guò)程中切削力方向與邊緣夾角為鈍角，所受應(yīng)力為拉應(yīng)力；而入刀棱邊和出刀側(cè)邊為壓應(yīng)力，故無(wú)顯著邊緣破損。

（2）采用圖像處理實(shí)現(xiàn)了邊緣破損輪廓提取，并根據(jù)邊緣破損輪廓與粗糙度輪廓具有相同幾何特征，采用輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距二維表征邊緣破損程度，并得出脆性域加工過(guò)程中隨著切深的增加，出口棱邊和入刀側(cè)邊的輪廓算術(shù)平均偏差和輪廓微觀不平度平均間距都呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，且側(cè)面邊緣破損程度大于正面。

（3）邊緣破損影響因素可總結(jié)為切削力大小和切削力方向。在此基礎(chǔ)上提出了邊緣破損控制方法，一是控制切深不大于0.3 mm，實(shí)現(xiàn)透波性Si3N4陶瓷塑性域加工；二是采用跟隨周邊走刀方式，且保證入刀處刀尖線速度方向與進(jìn)給方向夾角不小于90°。

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