车削Si3N4陶瓷的表面质量形成机理研究

2023-02-21王明海李雅楠孔宪俊

工具技术 2023年12期

王明海,李雅楠,孔宪俊

1沈阳航空航天大学机电工程学院;2沈阳航空航天大学航空制造工艺数字化国防重点学科实验室

1 引言

难加工材料在航空航天、汽车、核能、医疗以及军事等领域得到越来越广泛的应用,同时对复杂耐磨成型工具的需求日益增加,需要高效的制造工艺[1]。由于新制造技术的发展,材料的种类仍在扩大,目前来说,难加工材料主要包括不锈钢、钛合金、钴合金、镍合金、复合材料和陶瓷等[2]。Zhao G.等[3]建立了车削难加工材料的能耗预测模型,与基于材料去除率的机床能耗预测模型相比,基于刀具磨损、主轴转速和材料去除率的机床能耗预测模型具有更高的预测精度。Dehghan S.等[4]研究了难加工材料钻孔时的微观组织变化和刀具磨损情况,提供了一个增强的工件微观结构表征和工具条件。周知进等[5]对难加工材料钛合金的工艺参数优化、加工表面完整性研究、超低温切削技术和刀具冷却等方面进行了总结与展望。黄逊彬等[6]讨论了难加工材料氧化锆陶瓷的超硬金刚石微铣削加工的可行性,并对其加工工艺参数进行了优化。

近几年随着工程陶瓷高速发展,其在航空航天、国防军事、电子通信和新能源等领域具有很大的发展前景[7]。氮化硅陶瓷(Si3N4)是由N原子和Si原子组成的共价键化合物,其共价键程度达到70%,基本的结构单位是四面体[SiN4]4-,Si原子的位置位于正中心,N原子分布在四周[8],被广泛用作超高温结构材料、散热功能材料和耐磨耐腐蚀材料[9]。目前,工程陶瓷的主要加工方式为磨削加工,去除过程主要为脆性去除和粉末化去除[10]。谢桂芝等[11]对工程陶瓷材料进行了高效深磨的试验研究发现,在加工陶瓷材料时,除了受到加工条件的影响还会受材料本身的显微结构和相关力学条件的影响。硬脆性材料在进行脆性去除和粉末性去除后,材料表面容易产生细小裂纹。Ou Z.C.等[12]建立了准脆性材料的泛形裂纹的扩展模型,利用ABAQUS软件进行了相关数值分析。含有裂纹的脆性固体应用在工程中被认为极其危险,裂纹的扩展加剧了脆性固体的破坏,增加了破坏预测的复杂性[13]。脆性材料中裂纹的扩展方向均不同,一旦达到起裂的临界条件,就会开始高速裂纹扩展[14]。

本文采用正交试验的方法对航空材料硬脆特性的工程陶瓷Si3N4陶瓷进行传统车削加工,对加工后的材料表面形貌进行观测,观察表面裂纹的分布情况,同时对切削温度、切削力、刀具损伤情况及切屑状态进行观察,得到参数的影响规律,为车削Si3N4陶瓷提供试验基础。

2 试验条件和方案

试验材料选取硬脆工程陶瓷Si3N4,这是一种理想的高温结构超硬材料,其发生相变的温度点为1900℃,相关物理参数见表1。加工相关超硬材料需要使用超硬材料的刀具,本次试验选取CBN材料作为刀具材料,表2为CBN刀具的相关参数。

表1 Si3N4陶瓷的物理参数

表2 CBN刀具相关参数

采用直径为30mm、长为150mm的Si3N4陶瓷棒进行试验研究,选用CAK4085n数控机床进行相关的车削加工,最高主轴转速为2000r/min,同时利用瑞士Kistler测力仪及DynoWare测力软件测量切削过程中的切削力,使用FLIR T630sc热成像仪及FLIR ResearchIR Max软件记录和测量加工过程中产生的切削热,采用VHX-J250超景深显微镜观测加工后材料的表面形貌,图1为车削加工试验原理。

图1 车削原理

选取正交试验的方式,如表3所示,根据材料本身的特性和实际的工程应用原则选择三水平三因素的正交试验,具体试验的切削参数如表4所示。

表3 正交因素水平

表4 车削正交试验切削用量

3 试验结果分析

3.1 表面形貌及Si3N4表面裂纹扩展机理

通过超景深显微镜观测车削后陶瓷材料表面的裂纹生成及内部扩展情况,结果如图2所示。从图2a中可以看到,陶瓷材料表面布满细小裂纹,由于陶瓷材料硬脆的特点,在车削力的作用下陶瓷表面的裂纹会出现裂纹断裂层,这会使材料本身表面的裂纹两侧产生高度不一致的情况。与此同时,在进行相关车削加工试验时,由于材料本身硬度大,与刀具接触时车床—陶瓷棒料—刀具系统容易发生颤振反应,导致加工过程中在材料表面产生振纹,从而影响加工后的表面质量(见图2b)。观测发现,车削加工后的表面主要以横向裂纹(平行于车削表面的方向)为主,并逐渐向四周及内部蔓延扩展,产生表面损伤和亚表面损伤,这些细小裂纹的存在与扩展严重影响了加工后的表面质量,使材料存在断裂的风险。加工后的Si3N4陶瓷材料表面不仅有横向裂纹,同时也有纵向裂纹,纵向裂纹在扩展过程中通常会出现裂纹中断的现象,在残余热应力的作用下,中断处产生与原裂纹方向相同或是相近的新裂纹(见图2c)。在陶瓷表面裂纹的扩展过程中,由于力的作用会改变裂纹本身扩展的方向,从而出现横纵裂纹相交蔓延的现象(见图2d)。如图2e所示,无法预测裂纹运动的方向,裂纹的扩展是无方向性无规则性且非单一方向扩展,在裂纹扩展过程中其方向一定会存在明显的变化。横向裂纹和纵向裂纹均会在扩展路径上的某点生出沿着其他方向扩展的裂纹,甚至会改变原来裂纹的扩展方向,在车削过程中,由于对陶瓷材料进行脆性去除,产生的横纵向裂纹交互扩展会造成材料的脆性剥落形成片状切屑(见图2f),从而在表面形成大小不一的凹坑。在车削过程中,刀具切削陶瓷材料时由于摩擦和切削力的共同作用,部分刀具材料在车削加工之后会残留于加工材料表面(见图2g),可以看出,在加工后的Si3N4陶瓷材料表面存在CBN刀具的黄色刀具残留。

(a) (c)

3.2 切削温度分析

刀具在切削过程中产生切削热是重要的物理现象,对切削过程有多方面的影响,当切削热传递到工件表面上时,可能会造成工件的热变形,从而影响加工质量,降低加工表面精度,进而影响加工效率并增加生产成本,因此,有必要对加工过程中产生的切削热进行分析(见图3)。

(a)各组试验温度柱状图

试验时,将红外线测温系统对准切削区域,同时采集实时温度为正交试验9组的平均温度(见图3a),可以清楚看到第三组的温度最高(达336℃),第5组和第7组的温度稍低(292.7℃和221.3℃),剩下的组别温度<200℃。分析温度较高的三组试验可以看出,共同特点是进给量均为0.3mm/r。图3b为温度对各个切削参数的影响柱状图,从柱状图的高度差可以看出,进给量对切削温度的影响最大,进给量越大,切削温度越高,当切削深度为0.05mm时,产生的切削热最低;当切削深度为0.1mm和0.15mm时,柱状图的高度差相近,温度在200℃左右。同样,当切削速度为100m/min时,系统所产生的切削热量相比于其他两个数据最低。从柱状图的高度差来看,切削深度的高度差要大于切削速度的高度差,所以切削深度对切削温度的影响大于切削速度。图3c极值与切削参数的关系也证明了这一点,极值最高的是进给量,其次是切削深度,最后是切削速度,极值越高,说明其切削参数对切削温度的灵敏度越高,切削参数对切削温度的影响主次顺序为进给量>切削深度>切削速度。

3.3 切削力分析

在切削过程中,作用于工件和刀具且大小相等方向相反的力即为切削力,是重要的研究因素,可以将试验过程中产生的切削力分为三个方向,分别为轴向力Fy、径向力Fx和主切削力Fz,如图4所示。

图4 Si3N4陶瓷棒料受力分析

如图5所示,根据测力系统可以得到9组试验中三向切削力的折线图。可以看出三个力的峰值点一致,第2组、第5组和第7组三个力的变化趋势几乎一致,每组材料所受径向力均最大,所受轴向力相对较小。

图5 切削力折线图

图6a为切削参数对径向力Fx的影响,从柱状图的高度差来看,进给量对径向力的影响最大,当进给量较小时所受的径向力也最小,径向力随着进给量的增大而增大;随着切削深度的增加呈先增大后减小的趋势,且在切削深度为0.15mm时所受的径向力最小;径向力随着切削速度的增加先增大后减小,且柱状图高度相差不大,说明切削速度对径向力的影响很小。

(a)各切削参数对应的径向力

图6b为切削参数对轴向力Fy的影响,可以看出,随着进给量增大,轴向力先增大后减小,当进给量为0.1mm/r时,材料所受的径向力最大,轴向力随着切削深度的增加呈先增大后减小的趋势,轴向力随着切削速度先增大后减小,当切削速度为75m/min时,所受轴向力为最大。

图6c为切削参数对主切削力的影响,可以看出,主切削力随着进给量的增大而增大,随着切削深度的增加呈先增大后减小的趋势,随着切削速度的增加而增加。当进给量为0.1mm/r时,材料所受主切削力最小,当切削深度为0.15mm时主切削力最小,当切削速度为50m/min时,主切削力最小。

由图6d可以看出,切削参数对三向切削力的影响顺序为进给量>切削深度>切削速度,对材料加工时影响较大的是径向力和主切削力,所以在实际加工过程中为提高加工效率应该适当选取小进给量进行加工。

3.4 刀具磨损表面形态和切屑分析

如图7a所示,车削刀具主要是由前刀面、后刀面、主切削刃、副切削刃、刀尖和副后刀面组成,图7b是车削过程中刀具的受力图,与作用在工件上的力大小相等、方向相反。

(a)刀具结构

由于陶瓷硬度大,在加工过程中会对刀具造成不小的伤害,图8为车削加工后刀具的磨损形态。可以看出,刀具的前刀面、副后刀面、刀尖和主副切削刃都存在严重损伤,在刀具与Si3N4陶瓷材料进行切削时,材料由于摩擦受力作用会残留在刀具表面并形成凹坑造成严重磨损。由图8b可以看出,刀具前刀面出现明显裂纹,刀尖有崩刃迹象。不同于金属材料的塑性去除,陶瓷材料的硬脆特性使其在去除时为粉末状去除或者脆性去除,图9为车削加工后的切屑形态。