SiC陶瓷旋轉超聲振動套磨制孔有限元仿真及實驗研究

董香龍 鄭 雷 宋春陽 呂冬明 徐蘇柏 韋文東 秦 鵬

1.鹽城工學院機械工程學院，鹽城，224051 2.機械工業教育發展中心，北京，100055

0 引言

工程陶瓷具有低密度、高比強度、高彈性模量等諸多優點，在輕量化與高防護性方面展現出明顯優勢，被廣泛用作特種車輛防護裝甲[1-3]。當構件制作成形后，仍需對其進行大量孔加工以滿足連接裝配要求，但陶瓷高脆性和低斷裂韌性的特性使加工時易產生表面凹坑、崩邊和亞表面裂紋等缺陷，嚴重影響到防護裝甲的總體性能和連接強度，制約了工程陶瓷在裝甲防護領域的大規模應用[4-7]。

GAO等[2]和吳國榮等[8]采用燒結和電鍍金剛石套料鉆，以恒壓和手動斷續進給的工藝方式對SiC陶瓷進行磨削鉆孔實驗，分析了工藝參數對鉆削效率和表面質量的影響，并通過上下墊板施加預緊力以減小出口崩豁和裂紋。ZHENG等[9-10]采用燒結金剛石套料鉆對Al2O3陶瓷進行恒壓進給孔加工技術研究，分析了鉆削參數對磨損速度、加工效率以及加工質量的影響。總結可知，工程陶瓷采用傳統套磨加工工藝時，可以改善孔口質量、提高加工效率，但依然存在單孔加工時間不確定、柱狀料芯堵塞鉆頭內壁等問題。

旋轉超聲加工(RUM)是專門為了加工硬脆材料而發明的一種復合加工技術，在提高硬脆材料去除效率、促進斷屑排屑、減小切削力、提高加工精度和表面完整性方面有顯著優勢[11-13]。TANG等[14]采用硬質合金套料鉆頭對大理石進行縱彎復合旋轉超聲定壓力套孔加工技術研究，結合有限元分析和振動參數檢測，分析了工具動態特性、材料去除機理和斷屑排屑特性。WANG等[15]使用電鍍金剛石套料鉆對石英玻璃進行對比實驗，結果表明，縱扭復合超聲可以減小55%的切削力，平均減小45%的孔出口崩邊尺寸，表面粗糙度也顯著降低。總結可知，相比于傳統套磨工藝，旋轉超聲套磨加工在加工硬脆材料方面具有更加突出的工藝優勢。

加工實驗需要大量的重復性實驗，因實驗條件及成本的限制而難以實現。采用有限元方法可以獲得實驗難以測得的數據，并且具有實時性，在考慮多因素時其優勢尤其顯著[16-17]。米召陽等[18]利用光滑粒子流體動力學，對單顆金剛石磨粒磨削SiC陶瓷進行了仿真，分析軸向超聲振動振幅對軸向力的影響。馬廉潔等[19]設計單因素仿真實驗，利用ABAQUS對單顆磨粒磨削過程進行仿真，分析結果表明，采用ABAQUS有限元仿真對磨削過程研究較準確。總結可知，有限元仿真對研究加工過程具有重要意義，但運用仿真對SiC陶瓷加工過程的研究都停留在簡單的單顆磨粒二維仿真，對加工過程進行三維仿真的鮮有報道。

綜上所述，本文采用鉆頭壁厚0.4 mm、直徑8 mm的薄壁金剛石套料鉆結合旋轉超聲加工方法，并采取仿真與實驗相結合的方式對SiC陶瓷進行套磨制孔研究。仿真方面，依據實驗刀具與實驗材料(厚6 mm)建立三維制孔有限元模型，利用ABAQUS根據實驗工藝參數(進給速度vf=9，12，15 mm/min，主軸轉速n=2000，3000，5000 r/min)進行全因素的制孔仿真，分析超聲振動對軸向力的影響；實驗方面，依據工藝參數設計正交試驗，分析超聲振動對軸向力與孔壁微觀形貌的影響，并驗證有限元模型的正確性。

1 SiC旋轉超聲振動加工仿真分析

1.1 材料加工模型建立

刀具模型形狀為筒狀，高10 mm，壁厚0.4 mm，外直徑8 mm，金剛石磨粒為六棱柱形狀，底面邊長為0.01 mm，高0.001 mm，不規則地分布在刀具的底部和刀具的外圍。SiC陶瓷的尺寸為50 mm×50 mm×6 mm，其有限元模型如圖1所示。

工件單元網格類型選用C3D6(六節點線性三棱柱單元)。刀具網格類型選用R3D4(四節點三維雙線性剛性四邊形單元)。工件劃分的單元網格數目為116 254，刀具單元網格數目為9687。工件與刀具的相互作用類型為表面與表面接觸，力學約束公式為罰接觸方法，摩擦因數取值0.3。

1.2 SiC本構模型與失效模型

SiC陶瓷是一種典型的硬脆材料，它的物理和力學特性與一般彈塑性材料有很大差異，其主要去除方式為脆性去除，表現為受到磨粒的沖擊載荷時，材料的應力應變成非線性關系。

目前JH-2本構模型在硬脆陶瓷材料的仿真中應用廣泛，該本構模型可用于模擬脆性材料在大應變、高應變率和較大壓力下的力學響應和破壞行為等[20]。

JH-2模型主要包括強度模型、材料從完好狀態轉變為斷裂狀態的損傷模型及靜水壓力-密度關系的狀態方程，強度模型表示為

(1)

材料當前等效應力σ*一般有

σ*=σ/σHEL

(2)

式中，σ為Mises等效應力；σHEL為Hugoniot彈性極限下的等效應力。

材料初始狀態(D=0)及材料斷裂后(D=1)的強度模型可以表示為

(3)

表1 SiC陶瓷JH-2本構模型參數[21]Tab.1 SiC ceramic JH-2 constitutive model parameters[21]

1.3 有限元仿真結果分析

圖2和圖3分別為超聲制孔仿真與常規制孔仿真的應力云圖，可以看出，超聲制孔軸向力最大為671.4 N，常規制孔軸向力為994.2 N，超聲軸向力小于常規制孔軸向力。這是由于相對于常規制孔，超聲制孔從加工方式上發生本質的變化，在正常制孔的基礎上添加了沖擊力，使得材料的亞表面裂紋更易拓展，材料更易斷裂，從而使軸向力減小。

圖2 超聲制孔應力云圖Fig.2 Simulation drilling stress cloud diagram

圖3 常規鉆制孔應力云圖Fig.3 Ordinary drilling stress cloud diagram

圖4為不同工況下超聲加工與常規加工的平均軸向力仿真結果對比圖。圖4的前三組是在2000 r/min轉速下不同進給速度的對比，進給速度分別為9，12，15 mm/min，可以看出，無論是超聲制孔或是常規制孔，軸向力都是在9 mm/min時最小，在15 mm/min時最大，軸向力隨著進給速度的增加不斷增大。超聲制孔的軸向力從428.3 N增大到493.3 N與551.4 N，即超聲制孔的軸向力分別增大了15.2%和11.8%，常規制孔的軸向力從537.2 N增大到579.6 N與618.3 N，分別增大了7.9%和6.7%，常規與超聲的軸向力變化規律相同。圖中1、4、7組對比實驗是在相同進給速度9 mm/min，不同的主軸轉速2000，3000，5000 r/min下進行的，可以看出，在2000 r/min時軸向力最大，在5000 r/min時軸向力最小。軸向力在超聲條件下分別減小了13.2%和4.4%，在常規制孔條件下，軸向力分別小了12.7%和12.7%，此時常規與超聲的軸向力變化規律相同。從圖4中可以看出常規制孔的軸向力比超聲制孔的軸向力大，這與實驗所得結果一致，表明旋轉超聲加工相對于常規加工，在SiC陶瓷的制孔加工上是有很大優勢的。在相同的工藝條件下，超聲振動與常規制孔軸向力相差最大的是第4組實驗，軸向力減小26.1%。相差最小的是第3組，軸向力減小了12.1%。

圖4 超聲與常規制孔仿真軸向力對比圖Fig.4 Comparison of axial force between ultrasonic and ordinary drilling simulation

2 制孔實驗

實驗所用加工設備為VMC-C30五軸聯動數控加工中心，整體工裝如圖5所示。實驗過程中，利用Kistler 9272型測力儀對制孔的軸向力進行實時測量，在實驗結束后通過DynoWare分析測試軟件對其進行濾波處理。用Nova NanoSEM 450型掃描電子顯微鏡觀察孔壁微觀形貌。

圖5 實驗裝置總圖Fig.5 Overall diagram of experimental devices

實驗所用工件材料為厚6 mm的SiC裝甲陶瓷，如圖6所示，其主要性能參數見表2。

圖6 SiC陶瓷材料Fig.6 SiC ceramic material

表2 SiC陶瓷性能指標Tab.2 Performance index of SiC ceramics

實驗所用薄壁金剛石套料鉆如圖7a所示，由工作部、基體頸部和基體柄部組成。鉆頭直徑為8 mm，壁厚僅有(0.4±0.1)mm。工作部設計為波浪齒形，如圖7b所示。基體頸部和柄部材料選用40Cr，鉆頭工作部則由胎體材料和金剛石磨粒混合組成。

(a)薄壁金剛石套料鉆整體

(b)套料鉆鉆頭圖7 薄壁金剛石套料鉆結構Fig.7 Structure of thin-wall diamond trepanning bit

本文采用正交試驗，實驗參數設計結合有限元仿真參數，具體如表3所示。

表3 實驗與仿真參數設計Tab.3 Experiment and simulation parameter design

3 結果分析

3.1 實驗軸向力分析

圖8為SiC陶瓷制孔軸向力的時程變化曲線。從圖8中可以看出，超聲加工與常規加工的軸向力變化規律基本一致，均在第Ⅰ階段內達到最大，隨后持續下降直至加工結束，但兩者在變化幅度上存在些許差異。

(a)常規加工

(b)振動加工圖8 SiC陶瓷制孔力時程曲線Fig.8 Drilling force curve of SiC ceramics

當進給速度為12 mm/min時，單孔加工時間應為30 s。常規加工第Ⅰ階段時長為18 s，軸向力在制孔至工件中段時達到最大；超聲加工第Ⅰ階段時長僅為9 s，并且軸向力的上升趨勢更陡。SiC陶瓷制孔損傷主要發生在出孔處，由此可見，第Ⅱ階段的加工過程對制孔質量的影響程度更大。

兩種加工方式下的軸向力對比如圖9所示，當工藝參數相同時，超聲振動減小制孔軸向力的效果顯著。其原因可歸結為以下幾點：①與傳統套孔加工方式相比，超聲振動使材料去除機理(錘擊、磨蝕和磨拋)發生改變，在此加工方式下，工件加工部位所受應力遠超材料的斷裂極限，致使工件表層產生微細裂紋，在磨拋作用下裂紋又進一步擴展[22]，同時超聲振動內應力引起材料硬度下降，從而減小軸向力；②套料鉆在超聲高頻振動的激勵下，套料鉆刀體、套料鉆鉆頭上的金剛石磨粒材料與切削材料三者聲阻參數的差異性，使套料鉆表面形成超聲彈射效應(即套料鉆表面存在反射的超聲能量而產生較大的瞬態分離力)，這使切屑與套料鉆表面分離并被彈射排開。同時超聲振動產生的動態合加速度是常規加工恒定合加速度的百倍(具體數值由具體參數而定)，形成超聲沖擊切削效應[23]，避免了大量切屑黏結在刀具內壁上，減小刀具的磨損，保證了鉆頭的鋒利，提高了刀具耐用度。

圖9 制孔軸向力對比示意圖Fig.9 Comparison diagram of drilling axial force

3.2 仿真與實驗軸向力對比

圖10和圖11分別為超聲振動制孔與常規制孔條件下仿真與實驗的軸向力對比圖，可以看出，仿真所得的軸向力比實驗所得的大，超聲條件下仿真與實驗的軸向力相差最大是在9 mm/min、2000 r/min工藝參數下發生的，仿真所得的軸向力為428.3 N，實驗所得的軸向力是398.4 N，兩者相差7.5%，常規條件下仿真與實驗軸向力相差最大也是在相同工藝參數下發生的，兩者相差14%。造成誤差的主要原因是仿真中的刀具模型比實驗的簡單，實驗中的金剛石磨粒是無規則排列，大小約為5μm，而模型中是規則排列的，大小為10 μm；其次，模型中當材料的應力狀態滿足JH-2本構模型的失效準則時，網格單元會直接刪除，這導致制孔的軸向力增大。但兩者的誤差最大不超過15%，從而證明了有限元模型的正確性。

圖10 超聲制孔下仿真與實驗軸向力對比圖Fig.10 Comparison of simulation and experimental axial force under ultrasonic drilling

圖11 常規制孔下仿真與實驗軸向力Fig.11 Simulation and experimental axial force under conventional drilling

3.3 制孔質量分析

常規方式加工后的孔壁表面形貌如圖12a所示，可以看出，孔壁表面有大量裂紋，并有凹坑出現，說明在該加工方式下材料主要以脆性斷裂為主。SiC晶粒在切削力作用下被打碎形成更細小的微晶粒，并發生重結晶現象，因此在表面形成光滑致密的晶粒層。超聲振動加工表面形貌基本與常規加工一致，存在不連續的劃痕溝槽，如圖12b所示，但其表面并沒有出現晶粒拉拔去除后所形成的凹坑，同時脆性斷裂程度也要小于常規制孔，整體微觀形貌更加平整，表明超聲振動可有效減小單顆磨粒的法向載荷，提高制孔質量。

(a)常規加工表面形貌

(b)超聲加工表面形貌圖12 不同加工方式表面形貌Fig.12 Surface topography of different processing methods

常規加工表面經過進一步放大后可得到圖13所示的SEM微觀圖像，可以將其分為塑性變形區A、破碎塌陷區B、晶粒涂覆區C三個區域。雖然陶瓷材料去除以脆性斷裂為主，但也存在一定的塑性流動特征，如圖13b中所示的劃痕溝槽。由于磨削表面是多磨粒共同作用的結果，因此劃痕大多是間斷的，溝槽底部和側面都光平整齊，僅在兩側出現不完整的破碎邊緣。從圖13c中可以看到，陶瓷晶粒以整體拔出的形式從工件表面脫落，晶界區域出現了較為明顯的脆性壓陷坑，晶粒的斷裂方式為沿晶斷裂，并且殘留晶粒尺寸較大。圖13d顯示了晶粒擠壓涂覆的微觀形貌，顆粒狀的晶粒在磨削表面形成輕微的涂覆層，并分布有不規則微細裂紋，說明該區域陶瓷晶粒破碎方式多為穿晶斷裂[6]。

(a)已加工表面

(b)區域A

(c)區域B

(d)區域C圖13 常規加工表面電鏡圖Fig.13 SEM of conventional machining surface

相比于常規加工，旋轉超聲振動套磨后的孔壁殘留溝槽連續且密集，脆性斷裂去除方式形成了類似魚鱗狀微小凹坑缺陷，如圖14a、圖14b所示，由此推斷高頻振動加工增大了材料的臨界切削深度，塑性去除比例增大。另外，材料粉末化是SiC陶瓷超聲鉆削加工的另一種主要表面損傷形式，如圖14c、圖14d所示，粉末化去除區域呈片狀隨機分布于磨削表面，且在形態和分布特征上存在顯著差異。

(a)脆性斷裂表面

(b)區域A

(c)粉末化表面

(d)區域B圖14 超聲振動輔助加工表面電鏡圖Fig.14 SEM of ultrasonic vibration assisted machining surface

當切削深度在亞微米級時，磨粒和材料之間將會產生較大的靜水流壓力，晶粒發生穿晶斷裂，進而形成更微細的碎片，最終演變成粉末化區域。對粉末化區域和脆性斷裂區域進行長度對比分析，發現粉末化區域要大于脆性區，其原因為磨粒的高速沖擊作用導致，這種損傷形式必定會對加工質量造成較大影響。總體看來，引入旋轉超聲振動可以改變塑性去除和脆性去除比例，實現陶瓷材料精密加工。

4 結論

(1)與實驗相比，有限元模型可以較準確地計算出各種工藝參數下的軸向力。在超聲制孔條件與常規制孔條件下，仿真與實驗的軸向力最大相差分別為7.5%與14%，證明了有限元模型的正確性。

(2)SiC陶瓷磨削制孔過程可分為兩階段，其中第Ⅰ階段時長較短，軸向力總體呈現急速上升趨勢；而第Ⅱ階段軸向力逐漸減小且占比時間長，此階段對最終制孔質量影響較大。

(3)相比于常規加工，旋轉超聲振動加工可顯著減小制孔軸向力，仿真中最大降幅可達26.1%，實驗最大降幅可達32.9%。兩種加工方式下，工藝參數對軸向力的影響變化規律一致，均為隨著主軸轉速的增大和進給速度的減小而減小。

(4)SiC陶瓷材料磨削去除方式有脆性斷裂、塑性變形以及粉末化重結晶等，其中脆性去除占比較大；常規加工時陶瓷晶粒會出現整體拔出，導致孔壁表面存在凹坑，并且材料內部發生塌陷；超聲加工脆性斷裂程度小于常規加工，陶瓷晶粒未整體拔出，整體微觀形貌更加完整，提高了制孔質量。