尹遜雨 高 奇 陳 野 崔天陽 張 科

（遼寧工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，遼寧 錦州 121001）

隨著航空航天、軍工和機(jī)械行業(yè)的發(fā)展，人們對復(fù)合材料的性能要求越來越高，低體分SiCp/Al材料因其具有低密度、高比模量、低膨脹、高導(dǎo)熱以及低成本等特點(diǎn)而備受關(guān)注[1]。為深入研究磨削過程的磨削機(jī)理和磨削參數(shù)對表面質(zhì)量的影響程度，國內(nèi)外學(xué)者對SiCp/Al復(fù)合材料進(jìn)行了大量的探究。

早在20世紀(jì)80年代，以美國為代表的國家率先投入大量科研力量，致力于SiCp/Al材料的研究，在航空航天領(lǐng)域取得了重大突破[2]。Yin G Q等[3]對SiCp/Al復(fù)合材料的去除機(jī)理進(jìn)行了研究，建立單磨粒磨削的有限元仿真模型，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。Wei X等[4]對SiCp/6061Al復(fù)合材料的磨削性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)磨削后復(fù)合材料表面存在孔洞、微裂紋等缺陷。Chen Z R等[5]對SiCp/Al復(fù)合材料磨削后的表面形貌進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)磨削后表面出現(xiàn)了SiC顆粒的劃痕和脫落凹坑。Du J G等[6]研究了金剛石刀具磨削SiC/Al復(fù)合材料時(shí)的顆粒去除機(jī)理。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，SiC顆粒的去除方法有破碎、微裂紋、剪切和拉拔等多種形式。不同的磨削參數(shù)將會(huì)形成不同的粗糙表面，谷倩微等[7]指出經(jīng)驗(yàn)建模法、理論建模法和有限元分析法都是建立磨削表面形貌模型的重要方法。付鈺等[8]設(shè)計(jì)了三因素三水平的正交試驗(yàn)，并通過極差分析得出加工參數(shù)對粗糙度的影響程度。

綜合上述研究，本文建立了單磨粒磨削的有限元模型對復(fù)合材料的磨削機(jī)理進(jìn)行探究，并通過磨削試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。對試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，探究了磨削參數(shù)對表面粗糙度的影響程度。根據(jù)激光掃描共聚焦熒光顯微鏡的測量結(jié)果，討論了磨削后的表面缺陷及形貌特征。

1 有限元仿真

1.1 材料參數(shù)

研究對象為體分比20%的SiCp/2009Al材料，增強(qiáng)體SiC顆粒平均粒徑為7 μm。采用電火花線切割的方法取得 39 mm×25.5 mm×10 mm 的矩形材料為本次試驗(yàn)的樣品，其材料參數(shù)如表1所示。

表1 有限元仿真中的力學(xué)參數(shù)

1.2 有限元幾何模型

圖1為采用掃描電子顯微鏡獲得的SiCp/Al材料的真實(shí)微觀結(jié)構(gòu)。SiC顆粒隨機(jī)分布在Al基體中，顆粒之間不互相接觸。采用Python語言對ABAQUS軟件進(jìn)行二次開發(fā)，建立復(fù)合材料的二維幾何模型。如圖2所示，將SiC顆粒簡化為不同直徑的圓形，圓形占比為20%，其平均直徑d=7 μm。刀具簡化為直角梯形，刀具模型的負(fù)前角為10°[9]。

圖1 SiCp/Al復(fù)合材料微觀結(jié)構(gòu)

圖2 SiCp/Al復(fù)合材料磨削模型

然后對SiC顆粒和Al基體分別賦予材料屬性，兩者的網(wǎng)格都設(shè)置為四邊形為主的自由進(jìn)階算法，網(wǎng)格單元的類型為溫度-位移耦合。刀具的材料類型設(shè)置為解析剛體，在整個(gè)仿真過程中，刀具不發(fā)生變形，刀具與工件的接觸定義為面與面的接觸，選用運(yùn)動(dòng)接觸法的力學(xué)約束公式化。仿真過程中工件的底部固定，限制其在X、Y軸的移動(dòng)來防止仿真中斷。其網(wǎng)格劃分情況和約束情況如圖3所示。

圖3 基體和 SiC 顆粒的網(wǎng)格

1.3 本構(gòu)模型

考慮磨削過程中大應(yīng)變下產(chǎn)生的彈性變形和塑性變形，采用Johnson-Cook損傷模型描述磨削過程中的應(yīng)變、應(yīng)力之間的關(guān)系[10-11]，其具體形式如下。

式中： σ為材料的等效應(yīng)力； ε為材料的等效塑性應(yīng)變； ε˙為材料的塑性應(yīng)變率； ε˙0為材料的參考應(yīng)變率；A為準(zhǔn)靜態(tài)下材料的原始屈服應(yīng)力；B為材料硬化模量；C為與材料應(yīng)變率相關(guān)的系數(shù)；T0為初始溫度；Tm為材料的熔化溫度；a為材料的硬化指數(shù)；b為熱軟化系數(shù)。J-C本構(gòu)模型的參數(shù)定義如表2所示。

表2 J-C本構(gòu)模型參數(shù)

采用J-C損傷定律對切削分離準(zhǔn)則進(jìn)行定義，每個(gè)元素的損害被定義為

式中： η =P/σ，P為壓力，d1、d2、d3、d4和d5為失效系數(shù)，參數(shù)如表3所示。

表3 J-C模型損傷參數(shù)

2 磨削試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)條件

進(jìn)行磨削試驗(yàn)的現(xiàn)場示意圖如圖4所示，加工設(shè)備為睿雕Carver400GA精雕CNC雕刻機(jī)。加工刀具為磨頭直徑2 mm的PCD磨棒，磨削方式為干磨削。試驗(yàn)開始前先用磨頭直徑10 mm的磨棒對材料進(jìn)行了預(yù)加工，獲得水平表面后換刀進(jìn)行磨削試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)束后，將加工好的工件經(jīng)超聲波清洗器去除表面碎屑等雜質(zhì)，在激光掃描共聚焦熒光顯微鏡下測量表面粗糙度并觀測表面形貌特征。

圖4 磨削試驗(yàn)系統(tǒng)及檢測設(shè)備

2.2 試驗(yàn)方案

為探究磨削參數(shù)對表面粗糙度的影響程度，設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)和單因素試驗(yàn)。以3個(gè)磨削參數(shù)為影響因素，表面粗糙度為試驗(yàn)指標(biāo)，根據(jù)磨削經(jīng)驗(yàn)選擇磨削參數(shù)水平，設(shè)計(jì)了三因素三水平的正交試驗(yàn)，正交試驗(yàn)的因素水平如表4所示。

表4 因素水平表

3 結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果處理

經(jīng)試驗(yàn)獲得的粗糙度測量結(jié)果如表5所示，對9組正交試驗(yàn)進(jìn)行極差分析，其結(jié)果如表6。

表5 試驗(yàn)參數(shù)和測量結(jié)果

表6 極差分析結(jié)果

其中，Ki表示各因素在i水平下表面粗糙度的總和，ki為Ki在i水平下的綜合平均，極差為Kimax-Kimin。由數(shù)據(jù)分析處理結(jié)果可知，影響表面粗糙度的因素中磨削深度對表面粗糙度的影響最顯著，主軸轉(zhuǎn)速次之，進(jìn)給速度的影響相對較小。

3.2 建立回歸方程

依賴于經(jīng)驗(yàn)參數(shù)建模，采用多元回歸方法[12]建立表面粗糙度與加工參數(shù)之間的定量關(guān)系，表達(dá)式的一般式為

式中：xi為第i個(gè)自變量；y為因變量；b0為常數(shù)項(xiàng)；bi、bij、bii為待定系數(shù)；k為自變量的個(gè)數(shù)，對于本次試驗(yàn)，加工參數(shù)為3個(gè)自變量，表面粗糙度為1個(gè)因變量。

為消除測量誤差對試驗(yàn)結(jié)果的影響，將獲得的數(shù)據(jù)篩選后進(jìn)行函數(shù)擬合，可得到主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、磨削深度和表面粗糙度之間的定量關(guān)系如下式。

繪制擬合后的殘差和殘差置信區(qū)間分布圖，如圖5所示，殘差在直線r=0上下隨機(jī)分布，且殘差的置信區(qū)間始終包含直線r=0，所以滿足檢驗(yàn)要求。繪制原始粗糙度和預(yù)測粗糙度對比柱狀圖，如圖6所示。預(yù)測值與測量值十分接近，相對誤差最大為3%。

圖5 殘差和殘差置信區(qū)間分布圖

圖6 粗糙度對比直方圖

3.3 仿真結(jié)果分析

仿真磨削過程中基體與顆粒的去除情況如圖7所示。隨著Al基體的塑性去除，如圖7a所示，切削顆粒中間部分時(shí)，顆粒靠近刀具部分受力急劇上升，為1 934.7 GPa，顆粒受力向偏離刀具的斜上方滑移，發(fā)生擠壓斷裂。磨削過后表面未見明顯凹坑，一部分Al基體填補(bǔ)了空隙，如圖7b所示，刀具對Al基體進(jìn)行了切割，此時(shí)受力較小，為750 GPa，基體發(fā)生塑性變形并產(chǎn)生了切屑。整個(gè)磨削過程中，SiC顆粒受力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于Al基體的受力。圖7c所示的顆粒發(fā)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象，并在此作用下發(fā)生破碎，在磨削表面上形成凹坑和孔隙。

圖7 仿真過程的應(yīng)力云圖

刀具磨削過后形成的表面如圖8所示，可見SiC顆粒和Al基體的分布情況。磨削路徑上的SiC顆粒均發(fā)生不同程度的脆性破壞，Al基體產(chǎn)生塑性去除。表面缺陷主要有裂紋、毛刺、空腔和Al基體撕裂在工件表面的涂覆?？锥吹男纬膳cSiC顆粒的拔出有關(guān)，裂紋是由SiC顆粒的破碎、SiC顆粒隨Al基體滑移而產(chǎn)生界面脫粘造成。如圖8放大部分所示，顆粒拔出所形成的孔洞主要由大量破損的SiC碎屑和少許產(chǎn)生塑性變形的Al基體進(jìn)行填充。其中SiC顆粒發(fā)生脆性破壞后，又被刀具碾壓擠入凹坑中形成空腔，而Al基體被磨粒撕裂發(fā)生塑性變形，產(chǎn)生擠壓、滑移后進(jìn)入凹坑。

圖8 Al基體和 SiC 顆粒的分布

3.4 檢測結(jié)果分析

圖9 為主軸轉(zhuǎn)速n=10 000 r/min，進(jìn)給速度f=4 mm/min，磨削深度ap=0.04 mm時(shí)的表面形貌特征，此時(shí)的粗糙度Ra=0.090 μm。由圖9a可以看出，磨削后的表面出現(xiàn)了不均勻分布的劃痕，這是因?yàn)槟グ粼谀ハ鬟^程中發(fā)生磨粒脫落，脫落的磨粒受磨棒擠壓并與磨棒發(fā)生滑擦，最終在磨削表面上造成了劃傷。圖9b為此時(shí)的三維微觀形貌，此時(shí)的加工參數(shù)較小，形成的表面質(zhì)量也較好，無明顯的凸起和凹坑，只形成了少量的毛刺。

隨著加工參數(shù)的進(jìn)一步增大，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速n=10 000 r/min，進(jìn)給速度f=8 mm/min，磨削深度ap=0.06 mm時(shí)，磨削表面可明顯觀測到波浪狀的分層特性，如圖10a所示。這是因?yàn)椋阂环矫嬖谀ハ鬟^程中，殘留的熔融狀態(tài)的殘余物覆蓋在加工表面；另一方面，熔融的Al基體隨磨棒的進(jìn)給在加工表面上形成涂覆，并冷卻在加工表面。如圖10b所示，更大的加工參數(shù)也形成了更多的毛刺，造成了表面質(zhì)量下降，此時(shí)的粗糙度Ra=0.140 μm。

圖11為主軸轉(zhuǎn)速n=12 000 r/min，進(jìn)給速度f=4 mm/min，磨削深度ap=0.05 mm時(shí)的表面形貌特征，此時(shí)的粗糙度Ra=0.127 μm。如圖11所示，在磨削方向上觀測到了溝痕和小凹坑，小凹坑為SiC顆粒發(fā)生脆性破壞并受力拔出造成。對比圖9可得出，在主軸轉(zhuǎn)速和磨削深度增大時(shí)，溝痕的形成更加明顯。這是因?yàn)橹鬏S轉(zhuǎn)速和磨削深度的增大造成單位時(shí)間內(nèi)材料的去除率增大，材料發(fā)生塑性形變也就更加明顯。然而，與圖10所形成的溝痕不同，此時(shí)的進(jìn)給速度f=4 mm/min，刀具進(jìn)給速度降低，單位長度上工件被磨削的次數(shù)增加，因此可見單磨粒磨削的路徑，如圖中箭頭所示。而圖10所形成的溝痕主要與Al基體涂覆在已加工表面上并產(chǎn)生的分層特征有關(guān)，涂覆的Al基體與磨削平面形成高低不平的溝壑，圖10b中溝痕附近的大量毛刺也說明了溝痕的產(chǎn)生與Al基體的涂覆有關(guān)。

圖9 表面特征：n=10 000 r/min, f=4 mm/min, ap=0.04 mm

圖10 表面特征：n=10 000 r/min, f=8 mm/min, ap=0.06 mm

圖11 表面特征：n=12 000 r/min, f=4 mm/min, ap=0.05 mm

4 結(jié)語

（1）根據(jù)極差分析得出結(jié)論，磨削深度對表面粗糙度的影響最顯著，主軸轉(zhuǎn)速次之，進(jìn)給速度的影響相對較小。擬合了回歸方程，方程的預(yù)測值與實(shí)際測量值十分接近，相對誤差最大為3%。

（2）磨削過程中SiC顆粒的受力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于Al基體的受力，SiC顆粒發(fā)生脆性斷裂；磨削過程中的Al基體發(fā)生塑性去除和塑性變形。

（3）磨削表面缺陷有脫落磨粒產(chǎn)生的劃傷、Al基體涂覆形成的分層特征、Al基體塑性去除形成的毛刺、單磨粒磨削形成的溝痕以及SiC顆粒脆性去除產(chǎn)生的凹坑等。

（4）溝痕的產(chǎn)生和復(fù)合材料的去除速度、Al基體的涂覆現(xiàn)象有關(guān)。在主軸轉(zhuǎn)速和磨削深度增大時(shí)，溝痕的形成更加明顯。