倪 敬 孫靜波 何利華 崔 智 薛 飛

1.杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，杭州，310018 2.浙江啟爾機(jī)電技術(shù)有限公司，杭州，310018

0 引言

聚四氟乙烯(polytetrafluoroethylene，PTFE)材料因優(yōu)秀的自潤(rùn)滑性能和耐化學(xué)腐蝕性能而在半導(dǎo)體領(lǐng)域廣泛應(yīng)用[1]。結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單的PTFE材料元件(如管道、棒材等)大都采用推壓、模壓、擠出等成形方法設(shè)計(jì)制造[2]，但結(jié)構(gòu)復(fù)雜的PTFE材料元件(如泵和閥)則需要在上述成形方法的基礎(chǔ)上進(jìn)行二次切削加工。然而，王春震等[3]、王平等[4]、朱富軍等[5]進(jìn)行PTFE材料車削加工時(shí)發(fā)現(xiàn)，PTFE材料導(dǎo)熱性差，彈性模量低，剛性較差卻又有高彈性，這使機(jī)加零件難以保證較高的尺寸精度，材料去除并不均勻，而切屑的微觀形貌可以反映材料去除過程中復(fù)雜的塑性變形和力學(xué)變化，所以研究不同切削參數(shù)條件下材料的切屑成形特性對(duì)理解和評(píng)估材料切削加工機(jī)理與切削加工性能有重要作用。

PTFE等聚合物材料在切削過程中的材料去除行為與金屬不同,干式切削中，在切削力作用下，切屑斷裂表面有“撕裂”現(xiàn)象出現(xiàn)[6]。AZMI[7]利用高速相機(jī)觀察了纖維增強(qiáng)聚合物端銑過程中切屑沿著纖維取向的斷裂過程。LI等[8]描述了正交切削UD-CFRP過程中的切屑形成特征，并揭示了切削深度對(duì)切屑形態(tài)的影響。ERENKOV[9]研究了熱塑性塑料在切削過程中切削區(qū)的不均勻壓縮變形和局部剪切變形，以及關(guān)節(jié)狀切屑的形成原因。苑偉政等[10]觀察非晶態(tài)聚合物動(dòng)態(tài)切屑形成過程后指出，裂紋的擴(kuò)展導(dǎo)致切屑的初始剝離。CARR等[11]對(duì)幾種聚合物進(jìn)行了單點(diǎn)金剛石加工，指出當(dāng)剪切應(yīng)力超過聚合物的剪切模式斷裂時(shí)，裂紋形成并沿力矢量方向擴(kuò)展。

在切屑成形機(jī)理的研究方法方面，WANG等[12]研究了塑性聚合物的切削機(jī)理，發(fā)現(xiàn)工-屑間是通過斷裂分離的，之后又根據(jù)剪切平面理論，闡述了兩種不同固化物固化后環(huán)氧樹脂的切屑斷裂與連續(xù)現(xiàn)象[13]。很多研究人員都認(rèn)為斷裂是材料去除的主導(dǎo)機(jī)制，認(rèn)為切削過程中看不到明顯的裂紋，是因?yàn)榱鸭y聚集于刀具刀尖處，裂紋的擴(kuò)展與刀具進(jìn)給方向保持一致[14-16]。LU等[17]基于未在刀具切削刃前發(fā)現(xiàn)可見裂紋這一觀察結(jié)果，利用塑性流動(dòng)理論來解釋刀具切削刃周圍的材料去除過程。

李強(qiáng)等[18]基于絕熱剪切理論研究了DD5鎳基單晶高溫合金在高速銑削狀態(tài)下切屑毛邊的形成機(jī)理，并利用毛邊定量結(jié)構(gòu)評(píng)價(jià)方法探究了切屑毛邊隨著切削速度的形態(tài)變化。寧福達(dá)[19]、肖茂華[20]針對(duì)鎳基高溫合金高速銑削狀態(tài)下的切屑毛邊進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)切屑毛邊高度和間距隨著切削參數(shù)的變化有一定變化趨勢(shì)，而且對(duì)切削力波動(dòng)也有一定影響。周俊[21]對(duì)高速切削GH4169的切屑形態(tài)進(jìn)行了機(jī)理分析，發(fā)現(xiàn)絕熱剪切面上的應(yīng)力分布和作用時(shí)間決定了裂紋擴(kuò)展形態(tài)，從而形成切屑毛邊。鄒中妃[22]認(rèn)為在切削GH4169時(shí)，刀具形狀、切削速度對(duì)切屑毛邊的形態(tài)都有一定影響。

以往研究多集中于金屬以及纖維增強(qiáng)聚合物的成屑特性，但金屬材料、纖維增強(qiáng)聚合物材料與高純聚合物材料的去除過程有很大差異，關(guān)于高純PTFE材料的成屑特性更是鮮有報(bào)道。本文通過單因素正交切削實(shí)驗(yàn)和準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)實(shí)驗(yàn)，探究了PTFE材料的切屑成形特性,結(jié)合材料斷裂理論分析了切削參數(shù)對(duì)PTFE切屑毛邊演化規(guī)律的影響,利用分形理論研究了切削力的波動(dòng)和切屑毛邊數(shù)量和出現(xiàn)頻率的關(guān)系。

1 實(shí)驗(yàn)條件和方法

本實(shí)驗(yàn)在晶研4060數(shù)控雕刻機(jī)上進(jìn)行，采用型號(hào)為BAP300R C10-10-100-1T的數(shù)控銑刀桿，前角γ0=30°、后角β=11°的陶瓷銑刀片。工件材料為聚四氟乙烯(PTFE)，型號(hào)為大金M111，密度為2.17 g/mm3,規(guī)格為30 mm×20 mm×20 mm矩形棒料，生產(chǎn)廠家為華爾卡(上海)貿(mào)易有限公司。切削力由Kistler三向力傳感器、電荷放大器5080A、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)5697A1測(cè)得并采集，采樣頻率為1 kHz，如圖1所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置

正交切削采用單因素實(shí)驗(yàn)方法，實(shí)驗(yàn)參數(shù)見表1。將收集到的切屑置于VHX-700F超景深顯微鏡和掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)下觀察，并記錄其數(shù)量和形態(tài)。切屑厚度通過電子數(shù)顯卡尺進(jìn)行測(cè)量，取3次測(cè)量的平均值。

表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

PTFE材料力學(xué)性能見表2。準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)實(shí)驗(yàn)按照GB/T16421—1996《塑料拉伸性能小試樣實(shí)驗(yàn)方法》、GB/T 1039—1992《塑料力學(xué)性能試驗(yàn)方法總則》在WDW-100微機(jī)控制電子萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸實(shí)驗(yàn)所用試樣為Ⅱ型試樣，拉伸速度為10 mm/min；壓縮所用圓柱形材料試樣尺寸為φ15 mm×10 mm，名義應(yīng)變率為1×10-3s-1，壓縮速率為0.605 mm/min，進(jìn)行了兩次測(cè)試，如圖2所示。

表2 PTFE材料力學(xué)性能

圖2 實(shí)驗(yàn)試樣與萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 連續(xù)切屑形成機(jī)理

PTFE連續(xù)切屑形成過程如圖3所示，實(shí)驗(yàn)過程中，PTFE材料切屑一直保持連續(xù)狀態(tài)，此外，SAITO[23]在研究PTFE的切屑變形時(shí)發(fā)現(xiàn)，刀具前刀面上的工件材料經(jīng)歷了很大的壓縮變形，這表明切屑是由刀具前刀面上的壓縮變形撕裂而形成的。因此，可利用MERCHANT[24]提出的剪切面理論來分析切屑形成過程，該理論假設(shè)工件材料是理想的塑性材料，并在臨界剪切應(yīng)力σs下屈服。如圖4所示，切屑經(jīng)歷剪切變形，在刀尖和工件未加工表面之間形成一個(gè)角度為φ的剪切平面，當(dāng)材料去除時(shí)，切屑沿著前刀面向上流動(dòng)，產(chǎn)生的剪切應(yīng)變?chǔ)每杀硎緸?/p>

圖3 PTFE連續(xù)切屑形成過程

圖4 剪切平面模型

(1)

(2)

式中，hc為切屑厚度；h為切削厚度；γ0為刀具前角；φ為剪切角。

(3)

利用上述理論計(jì)算每種切深的等效應(yīng)變，見表3。PTFE是塑性材料，具有很大的屈服應(yīng)變，圖5所示為PTFE材料準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過程中的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，三種不同切削厚度下的真實(shí)應(yīng)力均未超過材料的壓縮斷裂應(yīng)力，這表明PTFE正交切削時(shí)切屑連續(xù)，并未出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象。

表3 等效應(yīng)變

圖5 PTFE壓縮應(yīng)變-應(yīng)力關(guān)系

2.2 切屑毛邊形成機(jī)理

針對(duì)PTFE材料在正交切削過程中出現(xiàn)的切屑邊緣毛邊現(xiàn)象(圖6)，需要對(duì)其形成機(jī)理進(jìn)行探究。如圖7a所示，在刀具進(jìn)給過程中，由于PTFE材料的塑性，切屑中部的材料隨著刀尖的移動(dòng)被前刀面擠壓，滑移并堆疊在切屑邊緣，出現(xiàn)厚度不均勻、不規(guī)則的片層狀結(jié)構(gòu)(圖7b)，并且出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)和形狀不規(guī)則的側(cè)邊。

圖6 SEM下的切屑毛邊

(a)片層狀結(jié)構(gòu)

如圖8所示，材料所受應(yīng)力未超過名義屈服點(diǎn)σs，應(yīng)力釋放后發(fā)生回彈；而在應(yīng)變硬化階段，材料在應(yīng)力作用下發(fā)生了不可逆轉(zhuǎn)的塑性變形；之后應(yīng)力繼續(xù)增大，材料到達(dá)其拉伸強(qiáng)度σm后發(fā)生斷裂。在正交切削PTFE材料的過程中，PTFE切屑邊緣由于刀具剪切應(yīng)力的作用，在形成片層狀結(jié)構(gòu)之后會(huì)發(fā)生和單軸拉伸相似的拉伸斷裂過程，應(yīng)力集中區(qū)的材料隨著刀尖的運(yùn)動(dòng)迅速經(jīng)歷彈性變形階段，在名義屈服點(diǎn)σs處發(fā)生屈服，并迅速經(jīng)歷應(yīng)變硬化階段，在此過程中，單位面積內(nèi)材料都發(fā)生了不可逆轉(zhuǎn)的拉伸變形，在局部材料的厚度較小位置無法承受刀具的剪切力作用，達(dá)到拉伸強(qiáng)度σm后發(fā)生斷裂。

(a)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸曲線

圖9是切削厚度0.3 mm、切削速度300 mm/min條件下切屑毛邊的SEM圖像，因?yàn)榍邢魉俣鹊脑龃?，切屑毛邊的形成過程很不穩(wěn)定，出現(xiàn)一個(gè)并未完全“撕裂”為切屑毛邊的橢圓形裂紋，這更有助于探究切屑邊緣材料的斷裂機(jī)理。

圖9 裂紋尖端的應(yīng)力集中情況

圖9中，撕開型裂紋的兩側(cè)受到一組大小為σ0的相對(duì)作用力，而處于裂紋尖端的材料則會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，受到高應(yīng)力σm作用，裂紋尖端處的應(yīng)力可由以下方程表征[25]：

σm=σ0(1+2a/b)

(4)

σm與σ0的比值可用來衡量裂紋尖端應(yīng)力集中效應(yīng)的強(qiáng)弱。當(dāng)a=b時(shí)，微裂紋的形狀為圓形，裂紋尖端的應(yīng)力σm是材料所受平均應(yīng)力σ0的3倍；對(duì)于一個(gè)形狀尖銳的裂紋，可知a?b，材料裂紋尖端會(huì)產(chǎn)生非常大的應(yīng)力集中效應(yīng)。毛邊形成的瞬間可視為平面應(yīng)變狀態(tài)，由Griffith理論可知，材料的斷裂強(qiáng)度σb和a-1/2之間存在比例關(guān)系，裂紋越長(zhǎng)，材料的斷裂強(qiáng)度就越低。因此，裂紋前沿足夠大區(qū)域的應(yīng)力σ都達(dá)到斷裂強(qiáng)度的值，導(dǎo)致裂紋在主切削力的作用下沿著材料堆積的側(cè)邊失穩(wěn)擴(kuò)展和“撕扯”斷裂，最終形成大小形狀不一的毛邊；而毛邊多數(shù)都是向上卷曲的，這是因?yàn)樵诶鞌嗔阎?，由材料的塑性而產(chǎn)生的塑性回彈。

2.3 切削參數(shù)對(duì)切屑毛邊形態(tài)的影響規(guī)律

在正交切削的過程中，隨著切削厚度和進(jìn)給速度的改變及PTFE材料本身塑性的影響，在第一變形區(qū)產(chǎn)生應(yīng)力集中，影響了裂紋的形核，并改變材料去除過程中裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的模式，產(chǎn)生了尺寸和形態(tài)不同的毛邊。

如圖10所示，毛邊結(jié)構(gòu)定量評(píng)價(jià)采用切屑毛邊間距Pc和高度Hc兩個(gè)因素。切屑毛邊間距Pc是通過測(cè)量6個(gè)連續(xù)毛邊的相鄰毛邊最高點(diǎn)間距l(xiāng)′并取平均值得出的;切屑毛邊高度Hc則是選擇5個(gè)形態(tài)完整的毛邊，測(cè)量毛邊最高點(diǎn)與最低點(diǎn)高度差h′并計(jì)算其平均值得出的。即

(a)v=100 mm/min

Pc=(l′1+l′2+l′3+l′4+l′5)/5

(5)

Hc=(h′1+h′2+h′3+h′4+h′5)/5

(6)

如圖11所示，在相同切削厚度的工況下，毛邊間距Pc和高度Hc均隨著切削速度的增大呈下降趨勢(shì)，這一現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于當(dāng)切削速度增大時(shí)，切屑邊緣應(yīng)力集中速度較快，刀尖處材料的擠壓堆疊效應(yīng)減輕，裂紋迅速在片層狀結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中區(qū)形核并擴(kuò)展斷裂，毛邊高度減小，毛邊形成的周期也因?yàn)閿嗔堰^程的加快而加快，使得毛邊間距變小，切屑邊緣更為粗糙。

(a)切削參數(shù)對(duì)毛邊高度的影響

進(jìn)給速度一定時(shí)，毛邊高度Hc隨著切削厚度的減小而減小。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是，小切削厚度有利于切削力的減小，使材料去除更為容易；切屑和前刀面的摩擦力變小，切屑在前刀面上的流動(dòng)阻力變小，刀尖處的材料塑性擠壓堆積減少，減小了第一切削區(qū)的應(yīng)力集中。根據(jù)WANG等[13]對(duì)聚合物斷裂韌性的研究結(jié)果，切削厚度減小時(shí)，材料的斷裂韌性也變小。因此，應(yīng)力集中區(qū)的材料更容易產(chǎn)生裂紋并撕裂為斷口，斷口在主切削力的作用下沿著材料堆積的側(cè)邊擴(kuò)展。可以看出，切削厚度對(duì)毛邊間距的影響規(guī)律不夠明顯。

在PTFE材料切屑毛邊形成與擴(kuò)展的過程中，涉及了大量力學(xué)變化，具有強(qiáng)烈的非線性特征，引起切削力在其均值上下兩端波動(dòng)，因此可用切削力的穩(wěn)定性來側(cè)面表征。分形理論對(duì)描述復(fù)雜的非線性信號(hào)和混沌特征有很好的效果[26]，其中，分形維數(shù)D是理論中最重要的參數(shù)，它反映了圖形輪廓的復(fù)雜、不規(guī)則和精細(xì)程度，具有細(xì)分輪廓結(jié)構(gòu)的能力，而盒維數(shù)法的計(jì)算方法簡(jiǎn)單、高效，故本文通過盒維數(shù)法來計(jì)算分形維數(shù)，對(duì)一維切削力信號(hào)穩(wěn)定性進(jìn)行定量評(píng)價(jià)。當(dāng)切削力相對(duì)穩(wěn)定時(shí)，切削力波動(dòng)小，圖形細(xì)節(jié)少，分形維數(shù)小[27]。

盒維數(shù)法是基于正方形覆蓋的思想，將分形曲線用一個(gè)邊長(zhǎng)為r的方盒子覆蓋起來，統(tǒng)計(jì)不是空盒子的個(gè)數(shù)，記為N(r)，然后將盒子尺寸進(jìn)行迭代縮小，當(dāng)r→0時(shí)，分形維數(shù)為

(7)

具體計(jì)算流程如圖12所示。

圖12 盒維數(shù)計(jì)算流程圖

毛邊的形成過程微觀上伴隨著各個(gè)方向力的變化，因此，分析三向力的合力F有助于全面考慮切削過程中的切削力細(xì)節(jié)。切削合力F的計(jì)算公式為

(8)

式中，F(xiàn)x為橫向力；Fy為切向力；Fz為軸向力。

圖13a所示為各個(gè)切削區(qū)的示意位置，圖13b所示為穩(wěn)定切削區(qū)分形維數(shù)的求解過程，本文選取每組切削參數(shù)下穩(wěn)定切削區(qū)的4699個(gè)采樣點(diǎn)進(jìn)行分析，初始方格子邊長(zhǎng)r需大于數(shù)據(jù)長(zhǎng)度且應(yīng)取2的冪次，本文取r=213=8192，采用盒維數(shù)法擬合直線的斜率即為分形維數(shù)D的值，計(jì)算每組切削參數(shù)下對(duì)應(yīng)的分形維數(shù)。

(a)各切削區(qū)示意圖

如圖14所示，將每組切削參數(shù)下切削力合力的均值與其對(duì)應(yīng)的分形維數(shù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明：在同一切削厚度下，隨著切削速度的增大，切削合力也大致呈增大趨勢(shì)；在同一進(jìn)給速度下，切削合力又隨著切削厚度的增大而增大。就分形維數(shù)來說，當(dāng)切削厚度一定時(shí)，分形維數(shù)隨著切削速度的增大而增大，表明切削合力越不穩(wěn)定，波動(dòng)越大。產(chǎn)生這一趨勢(shì)的原因是，切削速度的增大使裂紋快速形核與擴(kuò)展，單個(gè)毛邊產(chǎn)生的周期縮短，宏觀上毛邊的數(shù)量增加，切削力的波動(dòng)變大，分形維數(shù)變大。當(dāng)切削速度一定時(shí)，隨著切削厚度的增大，分形維數(shù)表現(xiàn)出遞減的趨勢(shì)，這是因?yàn)樵谇邢骱穸仍龃髸r(shí)，材料的去除越不容易，裂紋越不容易失穩(wěn)斷裂，從而越不容易產(chǎn)生毛邊，宏觀上表現(xiàn)出毛邊數(shù)量的減少，使得切削力波動(dòng)變小，分形維數(shù)變小。綜上所述，切削速度為300 mm/min、切削厚度為0.1 mm時(shí)，分形維數(shù)最大，切削力波動(dòng)最嚴(yán)重，毛邊數(shù)量最多；切削速度為100 mm/min、切削厚度為0.3 mm時(shí)，分形維數(shù)最小，切削力最穩(wěn)定，切屑邊緣最平整，這與電鏡下觀察到的毛邊現(xiàn)象是一致的，說明毛邊結(jié)構(gòu)隨著切削參數(shù)的改變而改變，對(duì)切削力的穩(wěn)定性產(chǎn)生了影響。

圖14 切削參數(shù)對(duì)切削合力和分形維數(shù)的影響

3 結(jié)論

(1)基于剪切面理論對(duì)三種不同切削厚度對(duì)應(yīng)切屑的等效應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)其對(duì)應(yīng)的真實(shí)應(yīng)力均未超過材料的壓縮斷裂應(yīng)力，故PTFE材料切屑為連續(xù)狀態(tài)。

(2)基于斷裂理論對(duì)PTFE材料切屑邊緣的SEM圖像進(jìn)行分析，由于刀具前刀面對(duì)PTFE材料的擠壓堆疊，使得材料向切屑邊緣流動(dòng)，繼而在切屑邊緣形成片層狀結(jié)構(gòu)，而片層狀結(jié)構(gòu)前端的應(yīng)力集中區(qū)聚集了大量應(yīng)力，超過了其拉伸強(qiáng)度并斷裂，首先出現(xiàn)裂紋，隨后裂紋在主切削力作用下沿著材料堆積的側(cè)邊進(jìn)行擴(kuò)展，最終形成了切屑毛邊。

(3)利用毛邊結(jié)構(gòu)定量評(píng)價(jià)分析了切削參數(shù)對(duì)PTFE材料切屑毛邊形態(tài)的影響規(guī)律，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：當(dāng)切削速度增大時(shí)，切屑毛邊高度和間距均呈減小趨勢(shì)；當(dāng)切削厚度增大時(shí)，切屑毛邊高度增大，而對(duì)切屑毛邊間距的影響不明顯。

(4)運(yùn)用分形理論對(duì)正交切削PTFE材料的切削力穩(wěn)定性進(jìn)行了評(píng)估，發(fā)現(xiàn)切削力的波動(dòng)宏觀上反映出毛邊形成的數(shù)量和出現(xiàn)的頻率；之后對(duì)比了不同切削參數(shù)下切削力的穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)當(dāng)切削厚度為0.3 mm、切削速度為100 mm/min時(shí)，切削力波動(dòng)最小，PTFE材料切屑邊緣最平整。