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作者简介:

林洁琼,女,1969年生,教授,博士研究生导师。主要研究方向为精密加工。E-mail:linjieqiong@ccut.edu.cn

通讯作者:

谷岩,男,1980年生,博士,副教授,博士研究生导师。主要研究方向为微纳制造与精密加工。E-mail:guyan@ccut.edu.cn

中图分类号:TG51

DOI:10.11933/j.issn.1007-9289.20230417001

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目录contents

    摘要

    切削加工过程中材料损伤形式对加工表面质量会产生较大影响,现有仿真分析难以模拟真实颗粒失效行为,通过建立二维微观多相有限元模型能够深入了解材料损伤与表面质量的关系。基于常规切削(Conventional cutting,CC)与超声振动辅助切削(Ultrasonic vibration-assisted cutting,UVAC)两种加工方式,通过有限元仿真软件 Abaqus 对 20%SiCp / Al 复合材料的切削过程进行仿真模拟,阐释加工过程中刀具与工件的相互作用机理,并在同一参数下验证有限元仿真的准确性。通过设计单因素试验,对比两种加工方式及不同加工参数对切削力和表面粗糙度的影响规律,得出最佳加工参数组合,并对最佳加工参数下表面形貌进行分析。模拟和试验结果表明,SiC 颗粒断裂、颗粒耕犁、颗粒拔出以及 Al 基体撕裂是影响 SiCp / Al 复合材料加工质量的主要原因,刀具与颗粒不同的相对作用位置会产生不同的损伤形式。与常规切削相比,施加超声振动后可以有效抑制颗粒失效和基体损伤,使加工中的平均切削力(主切削力)降低 33%,工件已加工表面粗糙度值最大减小量为 531 nm,显著提高了表面质量。所建立的二维微观多相有限元模型,能够有效模拟铝基复合材料的加工缺陷和裂纹损伤问题,对提高难加工材料的高质量表面制备有重要借鉴意义。

    Abstract

    SiCp / Al composites contain high hardness SiC particles and are unevenly distributed in the Al matrix, causing the two-phase material to exhibit non-cooperative deformation during processing, thus resulting in problems in conventional cutting force mutation, such as severe tool wear, low processing efficiency, and poor machining surface quality. The introduction of ultrasonic vibration-assisted cutting (UVAC) is an effective way of improving machining quality. The study of the form of particle damage and the material removal mechanism in UVAC is important. To reveal the machining mechanism underlying a 20%SiCp / Al composite material under UVAC conditions and to study the influence law of different process parameters on the cutting force and machining surface quality, a simulation model based on two-dimensional polygon random distribution particles was established using the finite element simulation software Abaqus. The microstructure, deformation, and failure of the SiCp / Al composites were simulated by considering the cohesive elements of particle fracture, matrix deformation, and tensile force between the particles and matrix. The dynamic cutting process of SiCp / Al composites was simulated for conventional cutting (CC) and UVAC, and the influence of different relative positions between the tool and particles on the particle removal behavior was analyzed. The experimental and simulated cutting forces obtained using CC and UVAC were compared using the same parameters, and the accuracy of the finite element simulation was verified. Through the design of a single-factor experiment, the effects of the two machining methods and different machining parameters on the cutting force and surface roughness were compared, the optimal combination of machining parameters was obtained, and the surface topography under the optimal machining parameters was analyzed. The simulation and experimental results show that SiC particle fracture, particle plowing, particle pulling out, and Al matrix tearing are the main factors affecting the processing quality of SiCp / Al composites. Under both CC and UVAC processing conditions, the cutting force initially decreases and then increases as workpiece speed increases; the cutting force gradually increases with increasing feed rate, and then increases with increasing cutting depth. Different relative positions of the tool and particles produce different forms of damage. When the tool path passes through the middle of the SiC particle, the SiC particle is mainly removed in the form of particle fracture. When the tool path passes through the upper part of the SiC particles, the SiC particles are partially unstuck and deflected, and the particles are more easily pressed into the Al matrix. When the tool path passes through the lower half of the SiC particle, the SiC particle integrates with the tool, thereby changing its front angle. The application of ultrasonic vibrations can effectively inhibit the failure of SiC particles and matrix damage, reduce the fracture damage of particles during cutting, reduce the desticking phenomenon of particles, and stabilize the fractured particles in the matrix. Compared to CC, the average cutting force (main cutting force) in machining was reduced by 33%, and the maximum reduction in the machined surface roughness was 531 nm, which significantly improved the quality of the machined surface. The established two-dimensional microscopic multiphase finite element model can effectively simulate the processing defects and crack damage of aluminum matrix composites, reflect the real particle failure behavior during processing, and identify the mechanism underlying the effect of different relative positions between the tool and the particle on the particle removal behavior. The removal mechanism, surface morphology, and cutting force of the UVAC SiCp / Al composites were investigated by combining experiments and simulations. These results provide significant reference for improving the high-quality surface preparation of difficult-to-machine materials.

  • 0 前言

  • SiCp / Al 复合材料凭借其优良的耐磨、耐腐蚀性和导电导热性以及高比强度、高比模量和低的热膨胀系数等特点,广泛应用在航空航天、汽车工业、电子封装及国防军事等领域[1-3]。由于 SiCp / Al 复合材料中含有高硬度的 SiC 颗粒,并且以不均匀的形式分布在 Al 基体中,使得两相材料在加工中出现非协同变形的现象,从而导致在常规切削中存在切削力突变、刀具磨损严重、加工效率低以及加工表面质量差等一系列问题[4-5]

  • 为满足 SiCp / Al 复合材料加工的需要,超声振动辅助切削(Ultrasonic vibration-assisted cutting, UVAC)作为难加工材料的一种有效加工方法被引入。UVAC 是指在切削刀具或工件上施加微米级的周期性高频振动,使刀具和工件产生周期性接触和分离的加工方法,其原理主要是基于减少刀具和工件的接触时间,从而减少切削力和切削温度[6]。对于工程陶瓷、碳化硅、玻璃等硬脆材料来说,UVAC 加工方法的优势更加显著[7]。与 CC 相比,UVAC 可以改善加工后的表面形貌,有效降低切削力,延长刀具寿命[8]。LI 等[9]进行了 SiCp / Al 复合材料的超声纵扭铣削研究,结果表明超声振动纵扭铣削减少了加工后表面孔洞和裂纹等缺陷的深度和数量,降低了表面粗糙度。许幸新等[10]采用超声振动钻削的方法对 SiCp / Al 复合材料进行孔加工,发现超声振动钻削能够有效地减小孔的表面粗糙度,改善孔的出口崩碎现象。XIANG 等[11]发现,高频超声振动辅助铣削能软化 SiCp / Al 复合材料,保持增强颗粒的结构完整性,进而降低颗粒的破碎概率,提高复合材料的表面质量。ZHA 等[12]分析了超声振动对加工 SiCp / Al 过程的影响,发现超声振动能够改变刀具和工件之间的相互作用,降低了切削过程中的加工力,改善了加工表面的质量。王俊磊等[13]通过 SiCp / Al 复合材料的超声振动辅助车削来探究加工中的力热特性,发现该方法可有效降低 SiCp / Al 车削中的切削力和切削温度,切削力降低幅度达到 33.17%,刀具磨损也显著降低。FENG 等[14]利用超声振动辅助刻划实验验证了超声振动辅助加工可以提高材料去除效率,降低平均载荷和摩擦。LIU 等[15]从切屑形成力、SiC 颗粒破碎力、刀具与 Al 基体摩擦力和滚动摩擦力四个方面考虑,建立了超声振动辅助划擦力模型,利用自制的超声划擦装置对模型进行了试验验证,结果表明,在相同的试验条件下,超声振动辅助划擦的力要小于普通划擦力。

  • 有限元方法(FEM)是一种效率高、经济成本低的一种分析方法,在进行切削加工分析中能够详细分析加工区域和刀具-工件的相互作用,具有实时预测不同参数下切削力、切削温度以及加工表面质量的优点。LI 等[16]建立了一个两相有限元模型,其中圆形颗粒均匀分布在铝基体中,用来模拟颗粒的去除机制和表面完整性。ZHOU 等[17]使用有限元法分别建立了随机分布的圆形增强颗粒和多边形颗粒增强的 SiCp / Al 二维模型,探究颗粒的不同几何形状对去除机理的影响,结果表明不规则多边形颗粒模型比圆形颗粒模型更能准确地反映 SiCp / Al 实际切削中切削力的变化。ZHOU 等[18]通过应变仿真与试验相结合的方法研究了 SiCp / Al 在正交切削过程中的加工性能,发现加工表面的形成包括基体的韧性去除和颗粒的脆性断裂,颗粒的损伤模式包括破碎、断裂和拔出。HU 等[19]采用有限元仿真模型研究了超声振动对钛合金超精密车削过程中切屑形貌、切削力、残余应力和切削温度的影响。仿真结果表明,与常规加工相比,超声振动辅助加工可以降低切削力、残余应力和温度。

  • 超声振动辅助切削是一种断续切削方法,对超声振动辅助切削和常规切削加工过程中切削机理差异的研究,是探究超声振动辅助切削加工优势的关键。 CHEN 等[20] 建立了 SiCp / Al 复合材料的微观各向异性力学模型,研究了 SiCp / Al 的超声椭圆振动切削与普通切削加工机理的差异,模拟结果表明, SiCp / Al 在超声椭圆振动切削上的切削机理不同于常规切削,具有多种良好的切削性能。XU 等[21]对超声振动辅助加工原理进行了详细的说明,并通过研究超声振动辅助切削多种类型的工件材料,证明了超声振动辅助切削具有切削力小、刀具寿命长、表面完整性高和切削精度高等优点。

  • 综合上述研究,尽管目前对 SiCp / Al 切削过程的仿真模拟研究较多,但很多情况下是将复合材料等效为均质模型,无法模拟颗粒与基体,颗粒与刀具的作用过程;或者为了简化计算,将颗粒视为圆形,忽略 SiC 和 Al 之间的界面相,使模拟结果与实验结果存在较大的误差。因此,利用有限元软件 Abaqus 建立了一个二维微观多相有限元模型,考虑了颗粒断裂和基体变形破坏以及模拟了颗粒与基体间牵引力的内聚单元,该模型能够体现加工过程中更真实的颗粒失效行为。通过模拟 SiCp / Al 复合材料的常规切削和超声振动辅助切削过程,比较两种加工方式下 SiCp / Al 复合材料的切削性能,分析了刀具和颗粒之间不同的相对位置对颗粒去除行为的影响。研究了超声振动辅助切削 SiCp / Al 复合材料的去除机理、表面形貌和切削力,并与 CC 进行对比,揭示了 UVAC 方法的优越性。

  • 1 超声振动辅助切削原理

  • 在普通切削基础上,对刀具施加微小振动,使得刀具与工件产生周期性分离,从而实现超声振动辅助切削。图1 为超声振动辅助切削示意图,XYZ 分别为进给方向、切削深度方向和切削方向,刀具固定在超声装置上,由换能器驱动刀具产生高频振动,施加的超声振动轨迹为二维椭圆振动,刀具沿着振动轨迹进行切削。本文重点研究超声振动辅助切削对材料去除机理以及加工表面质量的影响规律,在仿真与试验中均考虑工件端面切削,切削过程中二维超声振动轨迹平面始终垂直于工件端面。

  • 图1 超声振动辅助切削示意图

  • Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic vibration-assisted cutting

  • 在切削过程中,工件转速保持不变,YZ 正方向如图1 所示,刀具相对于工件的轨迹位移方程可以表示为:

  • Z(t)=-bsin2πfpt-VtY(t)=-asin2πfpt+φ
    (1)
  • 则刀具相对于工件的轨迹速度方程可以表示为:

  • vz(t)=-2πfpbcos2πfpt-VvY(t)=-2πfpacos2πfpt+φ
    (2)
  • 因为超声振动类型为椭圆振动,取相位角 φ= π / 2,则式(2)可以表示为:

  • vz(t)=-2πfpbcos2πfpt-VvY(t)=2πfpasin2πfpt
    (3)
  • 式中,ab 分别为切削深度方向和切削方向的振幅半长轴,a=10 μm,b=4 μm;fp 为超声装置振动频率;V 为工件在切削方向的切削速度。

  • 2 有限元模型

  • 2.1 几何模型的建立

  • 为了观察体积分数为20%的SiCp / Al 复合材料的微观形貌,首先利用金相抛光机对工件表面进行打磨处理,然后使用抛光液对表面进行抛光。最后,用金相显微镜(LYMPUS BX35M,日本)对抛光表面进行拍摄,如图2 所示, SiC 颗粒随机分布在 Al 基体中,颗粒形状呈不规则多边形,颗粒的平均粒径约为 10 μm。

  • 图2 SiCp / Al 复合材料的微观形貌

  • Fig.2 Microstructure of SiCp / Al composites

  • 根据所观察颗粒的实际形态,建立了二维有限元模型,如图3 所示。SiC 颗粒的形状为不规则多边形且随机分布在 Al 基体中。该模型中工件的长度为 0.2 mm,高度为 0.1 mm,颗粒的平均粒径为 10 μm,体积分数为 20%。在 SiCp / Al 复合材料有限元建模过程中,为了和材料的实际微观结构一致,将模型划分为铝基体相、碳化硅颗粒增强相和基体-颗粒界面相(内聚力单元)三个不同的相。由于在 SiCp / Al 的微观形貌中没有观察到明显的界面相,所以本模型中假设界面相的厚度为零[22]。 SiCp / Al 复合材料左端和底端的所有自由度受到约束。

  • 图3 SiCp / Al 复合材料二维微观有限元模型

  • Fig.3 Two-dimensional microscopic finite element model of SiCp / Al composite

  • 2.2 铝基体的本构模型

  • 在加工过程中,铝基体在高应变条件下发生弹塑性变形,因此采用 J-C 本构方程来模拟基体的流动行为。J-C 本构方程可以表示为[23]

  • σεp,ε,T=A+Bεpn1+Clnε˙ε˙01-T-TrTm-Trm
    (4)
  • 式中,A 为初始屈服应力;B 为材料应变强化参数; ε 为等效塑性应变;n 为硬化指数;C 为材料的应变率强化系数;ε˙ 为等效塑性应变率;ε˙0为材料的参考应变率;Tr 为常温系数,通常取 25℃;Tm 为材料的熔化温度;m 为材料热软化指数。

  • 本文采用 J-C 失效准则来定义基体的初始损伤:

  • ef=D1+D2expD3Pσ1+D4lnε˙ε˙01+D5T-TrTm-Tr
    (5)
  • 式中,e f 是临界等效塑性应变,P 是静水压力,D1-D5 为失效参数。

  • 仿真模拟中6005Al 的材料参数和J-C 本构方程塑性参数见表1 [24]

  • 表1 6005Al 的材料特性

  • Table1 Material characteristics of 6005Al

  • 2.3 碳化硅的本构模型

  • 采用线性 Drucker-Prager 本构模型定义 SiC 颗粒的特性。通过 Abaqus 用户手册可知,DP 模型的表达式如式(6)所示:

  • fI1,J2=αI1+J2-d
    (6)
  • 式中,I1J2为应力张量的不变量,αd 分别为压力敏感系数和材料内聚力。

  • 考虑到静水压力,线性 DP 本构模型也可以用式(7)表示:

  • f=t-ptanβ-d=0
    (7)
  • 式中,p 是静水压力,tanβ 是线性 DP 模型 tp 的比值,tp 的关系如图4 所示。

  • 图4 线性 DP 模型的 t-p 关系

  • Fig.4 t-p relationship of DP model

  • 有效应力 t 可以用等效应力 q 表示[25]

  • t=121+1k-1-1krq3
    (8)
  • 式中,r 是偏应力,q 是 Mises 等效应力,k 是拉伸应力与压缩应力的比值。

  • 参数 d 与压缩应力 σ0 成正比,可以表示为:

  • d=1-13tanβσ0
    (9)
  • 膨胀系数 δ 可由式(10)表示为:

  • δ=tanΨ=trDP2DP':DP'1/2
    (10)
  • 式中,DP代表塑性变形率,DPDP的偏差截面, Ψ 是膨胀角。

  • 内摩擦角 φ 可由式(11)计算:

  • ϕ=arctanσc-σtσc+σt
    (11)
  • 式中 σcσt分别为拉伸屈服应力和压缩屈服应力。

  • 将线性 DP 模型在 Mohr-Coulomb 模型的基础上进行改进。上述公式中的 tan β 和参数 k 可分别由式(12)、(13)表示:

  • tanβ=6sinϕ3-sinϕ
    (12)
  • k=3-sinϕ3+sinϕ
    (13)
  • SiC 颗粒的材料参数及其本构模型参数见表2。

  • 表2 碳化硅的材料特性

  • Table2 Material characteristics of SiC

  • 2.4 颗粒-基体界面属性

  • 为了模拟铝基体与碳化硅颗粒之间的粘结作用,采用内聚力单元对界面进行建模。内聚力单元的本构关系由式(14)定义:

  • (14)
  • 式中,Knn 为法向刚度,KssKtt为两个切向刚度。

  • 内聚单元的初始损伤采用二次名义应力准则进行判定,如式(15)所示[26]

  • tntn02+tnts02+tntt02=1
    (15)
  • 式中,tn0ts0tt0分别为三个方向的界面应力最大值。

  • 2.5 接触

  • 在有限元模型中,刀具与工件之间的相互作用通过设置罚接触来实现,刀具与切屑接触的摩擦模型采用库仑摩擦模型,如式(16)[27]所示:

  • τ=minμp,τth
    (16)
  • 式中,p 为刀-屑接触界面处的法向力;μ 为界面摩擦因数 μ=0.2;τth 为库仑摩擦应力值。

  • 3 试验设备

  • 为了探究加工参数对切削力和表面质量的影响规律并评估仿真模型的准确性,在 CNC 机床 (TSUGAMI C300-IV)上进行了相应的试验。采用 PCD刀具对体积分数为20%的SiCp / Al复合材料进行切削,加工参数与模拟参数一致。加工系统安装在数控机床上,包括超声振动辅助加工装置和切削力测量装置(测力计-Kistler 9109),如图5 所示。 SiCp / Al 工件被夹持在三爪卡盘上,采用测力计对切削力进行实时监测。

  • 图5 SiCp / Al 复合材料正交切削实验装置

  • Fig.5 Experimental device of SiCp / Al composite orthogonal cutting

  • 4 仿真结果和讨论

  • 4.1 材料去除机理

  • 常规切削中,刀具切削不同颗粒时的 Mises 应力分布情况如图6 所示。当刀具切入工件时,铝基体受前刀面挤压,在切削刃附近产生塑性变形,如图6a1 所示。随着刀具的前进,在颗粒 1 的棱角处产生了显著的应力集中,并且基体内部沿着颗粒的边缘出现了微裂纹,如图6a2 所示。基体内部的微小裂纹沿着剪切带扩展连接并延伸到自由表面,导致前刀面的接触区域与工件主体发生分离,形成切屑,如图6a3 所示。当刀具切削图6 中的颗粒 2 时,由于刀具的推力大于颗粒与基体界面的结合强度,使得颗粒率先发生脱粘失效,同时颗粒 2 在刀具的推动下在基体内部发生滑移,如图6b2 所示。由于颗粒 2 处于颗粒团簇区域,因此发生滑移后颗粒 2 与颗粒 3 发生碰撞,导致裂纹在颗粒 2 的内部形成和扩展。在此过程中,颗粒沿应力集中方向断裂并向另一侧延伸,如图6b3 所示。当刀具切削颗粒 3 时,刀具切削路径在颗粒中心线的位置上方,使得颗粒 3 在发生偏转的情况下部分与基体脱粘,如图6c3 所示。随着切削的进行,刀具将与颗粒 4 发生相互作用。当刀具未直接接触到颗粒 4 时,由于基体严重的塑性变形,导致颗粒-基体界面发生破坏,如图6d1 所示。另外,尽管在刀具和颗粒 4 直接接触后发生了严重的应力集中,但颗粒上的应力并未达到断裂标准,此时的刀具路径位于颗粒 4 的中心线以下,因此颗粒 4 在刀具的推动下被整体拔出,如图6d3 所示。随着刀具深入工件,由于颗粒 5 固有的颗粒形态和偏转角度,颗粒 5 将沿着切削方向对工件进行耕犁,如图6e3 所示。因此,根据仿真分析可知,切削过程中刀具穿过颗粒的位置会影响 SiC 增强颗粒的去除形式,进而影响工件的表面质量。

  • 图6 CC 中 SiCp / Al 复合材料的 Mises 应力分布

  • Fig.6 Mises stress distribution of SiCp / Al composites in CC

  • 超声振动辅助切削中,刀具穿过不同 SiC 颗粒时的 Mises 应力分布如图7 所示。与常规加工铝基碳化硅相似,当刀具刚接触工件时,在颗粒的尖角处出现了显著的应力集中现象,如图7a1 所示。随着切削的进行,基体内部产生微裂纹,铝基体变形撕裂形成切屑。最后,由于刀具和切屑之间的摩擦,切屑从工件表面分离,如图7a2 和 a3 所示。与常规加工相比,当刀具切削颗粒 2 时,SiC 颗粒在 UVAC 的作用下旋转并被拉出工件表面,避免了颗粒 2 与颗粒 3 之间的碰撞,如图7b1~7b3 所示。随着刀具的继续切削,当刀具穿过颗粒 3 时,颗粒 3 没有明显的脱粘现象,如图7c3 所示,这是因为 UVAC 能够对一个较大的颗粒进行多次切削,使其逐渐破碎并转化为小碎屑[28],从而避免较大的颗粒与刀具直接接触后产生的脱粘现象。另外,当刀具即将与颗粒 4 发生相互作用时,相较于常规加工,颗粒 4 周围的基体并未发生显著的塑性变形,如图7d1 所示。随着刀具的进一步切削,颗粒 4 发生偏转,然后被拉出工件表面。SiC 颗粒的快速分离避免了颗粒随着刀具运动对工件的二次损伤。类似地,当刀具穿过颗粒 5 时,颗粒 5 发生断裂并被拉出工件表面如图7e1~7e3 所示,避免了颗粒 5 对加工表面的耕犁。这些现象主要是 UVAC 对工件表面的间歇性往复冲击造成的,使得刀具与切屑的摩擦力在前刀面出现反转,从而使碳化硅颗粒受到向上的拔出力,可以在保证表面损伤小的同时容易地除去较大的碳化硅颗粒。因此,UVAC 更容易实现颗粒的剪切和拔出,减少颗粒对铝基体的损伤。

  • 图7 UVAC 中 SiCp / Al 复合材料的 Mises 应力分布

  • Fig.7 Mises stress distribution of SiCp / Al composites in UVAC

  • SiC 颗粒在 CC 和 UVAC 下的主应力分布和状态变化如图8、9 所示。刀具与颗粒主要存在三种相对位置关系:

  • (1)刀具通过 SiC 颗粒的中间部分;

  • (2)刀具通过 SiC 颗粒的上半部分;

  • (3)刀具通过 SiC 颗粒的下半部分。

  • 三种位置关系如图3 中的颗粒 1、2 和 4。在 CC 中,当刀具穿过 SiC 颗粒中部时,未观察到明显的颗粒偏转,断口主要在刀具切削路径上形成,如图8a1~8a4 所示。当刀具穿过碳化硅颗粒的上半部分时,颗粒受到与切削方向相同的旋转应力。因为在颗粒 2 的上部和下部存在压缩应力和拉伸应力[29],从而导致颗粒 2 发生旋转。进一步的切削作用导致粘结单元在拉伸应力下失效,使得颗粒 2 从周围的铝基体中部分脱离,如图8b1~8b4 所示。当刀具穿过碳化硅颗粒的下半部分时,颗粒受到与切削方向相反的旋转应力。另外,颗粒旋转过程中只有尖角处发生变形,颗粒整体不会发生破碎。此时,在刀具的切削作用下,碳化硅颗粒与刀具结合,使刀具具有一定的负前角并继续切削工件,如图8c1~8c4 所示。三种切削条件下的主应力也不同。当刀具通过颗粒中段、颗粒上半部分和颗粒下半部分后,主应力分别达到 428.795、584.518 和 455.087 MPa,如图8a2、8b2、8c2 所示。这也表明,SiC 颗粒的破碎力明显高于 Al 基体的剪切应力。SiC 颗粒的破碎和去除也是瞬时切削力波动的原因。

  • 图8 CC 中 SiC 颗粒在不同切削路径中的主应力和状态变化(a1)~(a4)颗粒 1(b1)~b(4)颗粒 2(c1)~(c4)颗粒 4

  • Fig.8 Principal stress and state changes of SiC particles in different cutting paths during CC: (a1) - (a4) particle1; (b1) - (b4) particle2; (c1) - (c4) particle4.

  • 在 UVAC 过程中,SiC 颗粒的损伤行为是不同的。由于 UVAC 是一种刀具与工件间歇性分离的切削方法,因此主应力呈现周期性波动状态。当刀具通过 SiC 颗粒的中间部分时,颗粒发生断裂,但 SiC 颗粒的损伤程度低于 CC,如图9a1~9a4 所示。当刀具通过 SiC 颗粒的上半部分时,由于刀具的往复振动,颗粒没有发生显著的旋转,如图9b1~9b4 所示。此外,由于刀具振动,SiC 颗粒被逐渐去除,断裂的颗粒碎屑随后向上移动,并从工件上移出。当刀具穿过 SiC 颗粒的下半部时,颗粒在刀具的振动作用下沿切削方向以微小的角度旋转并发生断裂。断裂后的颗粒随刀具的振动被带离加工表面,减少了对工件表面二次加工的可能,提高了表面完整性,如图9c1~9c4 所示。

  • 图9 UVAC 中 SiC 颗粒在不同切削路径中的主应力和状态变化(a1)~(a4)颗粒 1(b1)~b(4)颗粒 2(c1)~(c4)颗粒 4

  • Fig.9 Principal stress and state changes of SiC particles in different cutting paths during UVAC: (a1) - (a4) particle1; (b1) - (b4) particle2; (c1) - (c4) particle4.

  • 4.2 切削力

  • 为了分析加工过程中刀具-工件相互作用对切削力的影响机制,验证仿真模型准确性,在同一加工参数(工件转速 S=1 000 r / min,进给速率 f =0.008 mm / r,切削深度 a =0.04 mm)下对模拟和试验结果进行比较。

  • SiCp / Al 的 CC 和 UVAC 过程中切削力(主切削力)的模拟值和试验值对比分别如图10、11 所示。虚线部分表示颗粒与刀具接触时的切削力。SiC 颗粒的分布对瞬时切削力起着至关重要的作用,如图10a 所示。当刀具逐渐接近颗粒 1 时,切削力随切削距离的增大而增大,最大瞬时切削力可达 12.5 N。这是因为位于主剪切区的 SiC 颗粒阻碍了切屑的剪切滑移,导致切削力增加并在刀具直接切削硬质颗粒时达到峰值。当 SiC 颗粒在刀具的切削作用下发生破碎时,切削力降低,颗粒以切屑的形式从工件表面分离。当刀具移动到颗粒 2 的位置时,颗粒 2 被刀具拉出工件表面,尽管颗粒 2 尺寸较小,但此时的最大切削力仍达到了 10.3 N 左右。原因是该切削区域多个碳化硅颗粒的连接,导致较大的切屑形成力和颗粒挤压力。当刀具与颗粒 3 接触时,颗粒 3 发生了部分脱粘,使得颗粒 3 的瞬时切削力为 12 N 左右,略低于颗粒 1。当刀具切削颗粒 5 时,左侧基体对颗粒的阻碍作用导致颗粒 5 的切削力达到 13.2 N。颗粒 5 失效后,由于铝基体的大面积去除,刀具与工件之间存在一种短暂的非接触状态,导致切削力曲线上出现接近 0 的部分。CC 中切削力的试验测量值如图10b 所示,也可观察到刀具与碳化硅颗粒的相互作用效果。

  • 图10 CC 中切削力的模拟值与试验值

  • Fig.10 Simulation value and experimental value of cutting force in CC

  • 图11 UVAC 中切削力的模拟值与试验值

  • Fig.11 Simulation value and experimental value of cutting force in UVAC

  • 当刀具施加超声振动时,刀具的振动冲击使得瞬时切削力增加到 11 N 左右,但是增加的速率小于 SiCp / Al 复合材料的常规加工,如图11a 所示。此外,UVAC 主要通过高频刀具振动去除材料,具有间歇切削作用,这是切削力出现波动的原因之一。图11b 为 UVAC 中切削力的试验值,可以发现无论在仿真还是试验中切削力都出现了负值部分,这是因为刀具与切屑的摩擦力在前刀面出现反转,这也是 UVAC 过程中切削力较小的主要原因。

  • 对同一参数下模拟与试验得到的切削力(主切削力)平均值进行了比较,如图12 所示。CC 中试验切削力的平均值为 7.7 N,模拟切削力的平均值为6.07 N,UVAC 中试验切削力的平均值为 4.5 N,模拟切削力的平均值为 3.77 N。可以发现,试验过程中超声振动辅助加工的断续切削特性,使得 UVAC 的平均切削力相较于 CC 加工的平均切削力降低了约 38%。另外,模拟的平均切削力值低于试验测量值,原因是在实际加工中刀具磨损对切削力的大小有着至关重要的影响,而在有限元模拟中的刀具设定为刚体,忽略了刀具磨损。模拟值与试验值的最大误差约为 21%,可以认为所建立的有限元模型对铝基碳化硅加工中切削力的预测是可靠的。因此,通过对仿真结果及试验结果的分析可以得出,使用 UVAC 方法可以降低铝基碳化硅复合材料加工过程中的切削力。

  • 图12 平均切削力的模拟值与试验值

  • Fig.12 Simulation and experimental values of average cutting force

  • 5 结果和讨论

  • 为了研究在 UVAC 过程中加工参数对材料去除的影响,进行了单因素试验,通过改变工件转速(S)、进给速率(f)及切削深度(a)来探究不同加工参数下的切削力和表面粗糙度变化规律,通过对比 CC 和 UVAC 条件下切削力的大小及表面质量来说明超声振动辅助加工的可行性。试验切削条件见表3。

  • 表3 试验切削条件

  • Table3 Experimental cutting conditions

  • 5.1 CC 和 UVAC 切削力对比

  • 选择工件端面为加工表面,在加工过程中,使用测力计测量加工过程中力的数据,选择三个方向 (背向力 Fy、主切削力 Fz、进给力 Fx)的力进行研究。在单个切削力数据记录区间取力的平均值,每组试验重复三次,并取平均值为切削力最终值,将三次取得的平均值进行分析获得试验误差。

  • 图13 显示了主轴转速对加工过程中三个方向上力的影响规律,设置进给速率为 0.008 mm / r,切削深度为 0.06 mm,只改变主轴的转动速度。通过图13 可以看出,随着切削速度的增加,加工过程中 CC 和 UVAC 条件下三个方向的切削力都呈现先减小后增大的趋势。主轴转速在 600~1 000 r / min 增加的过程中,三个方向上切削力随着主轴转速的增加而逐渐降低,在 1 000 r / min 时切削力达到了最低值,当主轴转速超过 1 000 r / min 时,切削力开始增大。这一变化趋势主要是因为主轴转速的增大,相当于切削速度增大,较高的切削速度会提高切削过程中的切削温度,材料温度升高发生热软化现象,使得切削力降低。当切削速度超过 1 000 r / min 时,刀具会因为温度过高而发生剧烈磨损,从而使得切削力逐渐增大。另外,在 UVAC 中,主轴转速的增大还会导致切削速度接近于或大于超声振动的临界切削速度,从而使得超声振动辅助作用降低,导致切削力的增大。工件发生热软化增强颗粒更容易被压入和拔出,对加工表面的损伤较弱。另外,颗粒断口会被铝基体包覆,使得加工表面形貌较为平坦。但刀具的快速磨损会对已加工表面产生损伤,使得基体发生撕裂,容易产生微裂纹,加剧已加工表面的损伤。超声振动辅助加工减少了颗粒脱粘和基体撕裂的现象,避免了颗粒对工件表面的犁削,断裂的 SiC 颗粒不会与工件表面分离,有利于改善表面形貌。与其他两个方向的力相比,进给力较小,主要是因为在车削横截面的时候,进给力相切于剪切面,在车削中作用较小。

  • 通过对比切削过程中 CC 和 UVAC 条件下的切削力,可以看出,在不同的主轴转速下,UVAC 过程中主切削力、进给力和背向力分别要比 CC 降低 28%、32%和 18.6%,考虑到切削力的变化趋势,主轴转速为 1 000 r / min 时,加工效果更好。

  • 图14 显示了进给速率对加工过程中切削力的影响规律,设置工件转速为 1 000 r / min,切削深度为 0.04 mm,只改变进给速率。从图14 中可以看出,在 CC 和 UVAC 两个条件下,三个方向上的力都随着进给速率的增加而增大。产生这一趋势的原因主要是,随着进给速率的增大,车削过程中相同时间内材料的去除体积变大,刀具与工件在相对运动过程中的摩擦力也相对增大,从而使得切削过程中切削力逐渐增大。对于已加工表面来说,进给速率的增大会导致在切削的过程中,颗粒更容易发生破碎,颗粒与基体之间的脱粘概率较大,破碎的颗粒会在刀具的作用下对加工表面进行犁削,恶化表面形貌。通过对比 CC 和 UVAC 条件下的切削力可以看出,在不同的进给速率下,UVAC 过程中主切削力、进给力和背向力分别要比 CC 降低 36.2%、33.6%和 12.3%,考虑到材料去除体积,建议选择进给速率为 0.004 mm / r。

  • 图13 进给速率 0.008 mm / r、切削深度 0.06 mm 时不同工件转速下 CC、UVAC 切削力对比

  • Fig.13 Comparison of CC and UVAC cutting forces at different workpiece speeds when the feed rate is 0.08 mm / r and the cutting depth is 0.06 mm

  • 图14 工件转速 1 000 r / min、切削深度 0.04 mm 时不同进给速率下 CC、UVAC 切削力对比

  • Fig.14 Comparison of CC and UVAC cutting forces at different feed rates when the workpiece speed is 1 000 r / min and the cutting depth is 0.04 mm

  • 图15 显示了切削深度对加工过程中切削力的影响规律,设置工件转速为 800 r / min,进给速率为 0.004 mm / r,只改变切削深度。从图15 可以看出,在 CC 条件下,三个方向上的切削力随着切削深度的增加而增大,这是因为在 CC 中,随着切削深度的增大,切屑厚度未变形,切屑形成过程中变形阻力增大,刀具与工件的接触面积也相应地增加,从而导致摩擦力增加。另外,由于切削深度的增加,工件受到剪切作用产生的热量也增加,热量传递到刀具,导致刀具快速磨损,平均切削力逐渐增大。在 UVAC 条件下,切削力随着切削深度的增加,先缓慢增加然后快速增加,与 CC 条件下变化趋势不同的原因主要是,刀具的间歇性切削使得切屑快速排出,并且刀具在未切削时间段内冷却,刀具磨损不明显,切削力增加幅度较小。但随着切削深度的继续增加,刀具与工件摩擦力增大,使得切削力增加幅度变大。刀具与工件之间摩擦的增大会加剧基体内部微裂纹的产生,使得加工后的表面存在小空洞以及表面空腔,增大表面粗糙度。对比 CC 和 UVAC 条件下的切削力可以看出,超声振动辅助加工的分离特性有效的降低了切削力。在不同的切削深度下,UVAC 过程中主切削力、进给力和背向力分别要比 CC 降低 34.8%、16.5%和 13.4%,考虑到刀具磨损问题,建议选择切削深度为 0.06 mm。

  • 图15 工件转速 800 r / min、进给速率 0.004 mm / r 时不同切削深度下 CC、UVAC 切削力对比

  • Fig.15 Comparison of CC and UVAC cutting forces at different cutting depths when the workpiece speed is 800 r / min and the feed rate is 0.004 mm / r

  • 5.2 CC 和 UVAC 加工表面粗糙度对比

  • 选择白光干涉仪(Newview9000,Zygo)测量两个加工条件下已加工工件表面粗糙度。通过对比 CC 和 UVAC 两种加工方式下得到的工件表面粗糙度,探究工件转速、进给速率和切削深度对工件表面粗糙度的影响规律。

  • 图16 为进给速率 0.008 mm / r、切削深度 0.06 mm 时,不同工件转速下 CC、UVAC 表面粗糙度对比图。图16a、16c、16e 为 CC 条件下工件表面粗糙度,图16b、16d、16f 为 UVAC 条件下工件表面粗糙度。通过图16 可以看出,在工件转速为 6 0 0 r / mi n 时,C C 条件下工件表面粗糙度 Sa=1.052 μm,UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.521 μm,UVAC 的表面粗糙度值比 CC 降低 531 nm。此条件下两种加工方式下的表面粗糙度差值较大,主要因为当工件转速较低时,在 CC 中 SiC 颗粒更倾向于拔出和破碎,基体容易发生撕裂,在工件已加工表面留下较大的凹坑,增大了表面粗糙度。而在 UVAC 中,刀具的间歇性切削降低了颗粒脱粘和基体的撕裂,减小了表面粗糙度。随着工件转速的增加,在两种加工方式下都观察到了表面粗糙度降低,在工件转速为 1 000 r / min 时,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 288 nm。此时工件已加工表面粗糙度达到最小。当转速超过 1 000 r / min 时,工件表面粗糙度开始增大。在工件转速为 1 200 r / min 时, CC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.691 μm, UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.476 μm,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 215 nm。通过图16 可以看出表面粗糙度随工件转速的变化规律和切削力随工件转速的变化规律相似,说明加工过程中,切削力对表面粗糙度的影响较大。

  • 图16 进给速率 0.008 mm / r、切削深度 0.06 mm 时不同工件转速下 CC、UVAC 表面粗糙度对比

  • Fig.16 Comparison of CC and UVAC surface roughness at different workpiece speeds at a feed rate of 0.008 mm / r and a cutting depth of 0.06 mm

  • 图17 为工件转速 1 000 r / min、切削深度 0.04 mm 时,不同进给速率下 CC、UVAC 表面粗糙度对比图。在进给速率为 0.002 mm / r 时,CC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.442 μm,UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.396 μm,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 46 nm。可以发现,在进给速率较低时,两种加工方式得到的表面粗糙度较小,表面质量较好。当进给速率为 0.008 mm / r 时,CC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.969 μm,UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.496 μm,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 473 nm,CC 条件下表面粗糙度的增长幅度要大于 UVAC。进给速率对 CC 下的表面粗糙度影响更大,主要因为在 CC 下颗粒更容易发生破碎,破碎的颗粒会随着进给速率的增大,更倾向于对工件已加工表面进行犁削,破坏工件表面完整性,增加表面粗糙度。两种加工方式下的表面粗糙度都随着进给速率的增加逐渐增大。

  • 图17 工件转速 1 000 r / min、切削深度 0.04 mm 时不同进给速率下 CC、UVAC 表面粗糙度对比

  • Fig.17 Comparison of CC and UVAC surface roughness at different feed rates at a workpiece speed of 1 000 r / min and a cutting depth of 0.04 mm

  • 图18 为工件转速 800 r / min、进给速率 0.004 mm / r 时,不同切削深度下 CC、UVAC 表面粗糙度对比图。在切削深度为 0.04 mm 时,CC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.567 μm,UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.308 μm,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 259 nm。随着切削深度的增大,工件表面粗糙度逐渐增大,在切削深度为 0.07 mm 时,CC 条件下工件表面粗糙度 Sa=1.031 μm,UVAC 条件下工件表面粗糙度 Sa=0.513 μm,UVAC 的表面粗糙度比 CC 降低 518 nm,切削深度的增大对常规切削表面粗糙度影响更大。主要由于工件在较高的切削深度下,工件已加工表面内部更容易产生小裂纹及空洞,导致工件表面质量变差。

  • 图18 工件转速 800 r / min、进给速率 0.004 mm / r 时不同切削深度下 CC、UVAC 表面粗糙度对比图

  • Fig.18 Comparison of CC and UVAC surface roughness at different cutting depths at workpiece speed of 800 r / min and feed rate of 0.004 mm / r

  • 5.3 CC 和 UVAC 加工表面形貌对比

  • 通过对切削过程中切削力和表面粗糙度的分析,可以发现工件转速为 1 000 r / min、进给速率为 0.004 mm / r、切削深度为 0.06 mm 时,UVAC 可以获得较好的切削力与表面粗糙度。选择此加工参数下 CC 和 UVAC 两种加工方式得到的表面质量进行对比,使用扫描电子显微镜(SEM)观察已加工表面形貌。

  • SiCp / Al 复合材料经 CC 和 UVAC 处理后的表面形貌对比如图19 所示。由图19a 可知,工件表面存在一定的损伤,包括碳化硅颗粒的断裂、铝基体的撕裂、基体内部的微裂纹、碳化硅颗粒与铝基体的界面脱粘、颗粒拔出后基体表面存在的小孔洞,以及颗粒耕犁基体后形成较大的表面空腔等,图19c通过试验测试也观察到了这些典型的损伤特征。 UVAC 后 SiCp / Al 的表面形貌模拟结果如图19b 所示,超声振动辅助加工减少了颗粒脱粘和基体撕裂的现象,避免了颗粒对工件表面的犁削,断裂后嵌在基体的 SiC 颗粒不会与工件表面分离,工件表面只留下一些小孔洞。另外,颗粒的断口表面被铝基体包覆,这也是加工表面形貌相对平坦的原因之一。因此,可以推断,与常规切削相比,超声振动辅助切削有利于改善表面形貌。试验测试也证明,模拟的表面形貌与试验测试的表面形貌结果吻合较好,如图19d 所示,试验在一定程度上验证了有限元仿真模型的正确性。

  • 图19 CC 和 UVAC 处理后的表面形貌对比图

  • Fig.19 Comparison of surface morphology after CC and UVAC treatment

  • 6 结论

  • (1)所建立的 20%SiCp / Al 复合材料二维微观多相有限元模型,能够准确模拟铝基碳化硅复合材料的微观结构、变形和失效,得到加工过程中更真实的颗粒失效行为。

  • (2)通过对比分析 CC 和 UVAC 两种加工条件下的仿真模拟结果,探究刀具与颗粒在不同的相对位置下SiC颗粒的损伤和去除特性,结果表明UVAC 可以有效降低切削加工过程中 SiC 颗粒损伤,提高加工表面质量。将两种加工方法得到的模拟切削力进行对比,得出 UVAC 平均切削力相较于 CC 降低了约 38%。

  • (3)通过试验验证了有限元模型的准确性,并通过调整不同切削加工参数,得出 UVAC 条件下的平均切削力(主切削力)要比 CC 条件下降低,工件已加工表面粗糙度值减小,UVAC 对难加工材料高质量表面制备具有较好的应用前景。

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