PTFE材料正交切削切屑成形特性研究

倪 敬 孫靜波 何利華 崔 智 薛 飛

1.杭州電子科技大學(xué)機械工程學(xué)院，杭州，310018 2.浙江啟爾機電技術(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)上進行二次切削加工。然而，王春震等[3]、王平等[4]、朱富軍等[5]進行PTFE材料車削加工時發(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理解和評估材料切削加工機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]利用高速相機觀察了纖維增強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)聚合物動態(tài)切屑形成過程后指出，裂紋的擴展導(dǎo)致切屑的初始剝離。CARR等[11]對幾種聚合物進行了單點金剛石加工，指出當剪切應(yīng)力超過聚合物的剪切模式斷裂時，裂紋形成并沿力矢量方向擴展。

在切屑成形機理的研究方法方面，WANG等[12]研究了塑性聚合物的切削機理，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]。很多研究人員都認為斷裂是材料去除的主導(dǎo)機制，認為切削過程中看不到明顯的裂紋，是因為裂紋聚集于刀具刀尖處，裂紋的擴展與刀具進給方向保持一致[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，利用塑性流動理論來解釋刀具切削刃周圍的材料去除過程。

李強等[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理，并利用毛邊定量結(jié)構(gòu)評價方法探究了切屑毛邊隨著切削速度的形態(tài)變化。寧福達[19]、肖茂華[20]針對鎳基高溫合金高速銑削狀態(tài)下的切屑毛邊進行分析，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，而且對切削力波動也有一定影響。周俊[21]對高速切削GH4169的切屑形態(tài)進行了機理分析，發(fā)現(xiàn)絕熱剪切面上的應(yīng)力分布和作用時間決定了裂紋擴展形態(tài)，從而形成切屑毛邊。鄒中妃[22]認為在切削GH4169時，刀具形狀、切削速度對切屑毛邊的形態(tài)都有一定影響。

以往研究多集中于金屬以及纖維增強聚合物的成屑特性，但金屬材料、纖維增強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道。本文通過單因素正交切削實驗和準靜態(tài)力學(xué)實驗，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和切屑毛邊數(shù)量和出現(xiàn)頻率的關(guān)系。

1 實驗條件和方法

本實驗在晶研4060數(shù)控雕刻機上進行，采用型號為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測得并采集，采樣頻率為1 kHz，如圖1所示。

圖1 實驗裝置

正交切削采用單因素實驗方法，實驗參數(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)顯卡尺進行測量，取3次測量的平均值。

表1 實驗參數(shù)

PTFE材料力學(xué)性能見表2。準靜態(tài)力學(xué)實驗按照GB/T16421—1996《塑料拉伸性能小試樣實驗方法》、GB/T 1039—1992《塑料力學(xué)性能試驗方法總則》在WDW-100微機控制電子萬能實驗機上進行，拉伸實驗所用試樣為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，進行了兩次測試，如圖2所示。

表2 PTFE材料力學(xué)性能

圖2 實驗試樣與萬能實驗機

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 連續(xù)切屑形成機理

PTFE連續(xù)切屑形成過程如圖3所示，實驗過程中，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角度為φ的剪切平面，當材料去除時，切屑沿著前刀面向上流動，產(chǎn)生的剪切應(yīng)變γ可表示為

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材料準靜態(tài)壓縮過程中的真實應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，三種不同切削厚度下的真實應(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 切屑毛邊形成機理

針對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)，需要對其形成機理進行探究。如圖7a所示，在刀具進給過程中，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，材料到達其拉伸強度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動迅速經(jīng)歷彈性變形階段，在名義屈服點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，達到拉伸強度σm后發(fā)生斷裂。

(a)準靜態(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，因為切削速度的增大，切屑毛邊的形成過程很不穩(wěn)定，出現(xiàn)一個并未完全“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的相對作用力，而處于裂紋尖端的材料則會出現(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)的強弱。當a=b時，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；對于一個形狀尖銳的裂紋，可知a?b，材料裂紋尖端會產(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，材料的斷裂強度σb和a-1/2之間存在比例關(guān)系，裂紋越長，材料的斷裂強度就越低。因此，裂紋前沿足夠大區(qū)域的應(yīng)力σ都達到斷裂強度的值，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，這是因為在拉伸斷裂之后，由材料的塑性而產(chǎn)生的塑性回彈。

2.3 切削參數(shù)對切屑毛邊形態(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)定量評價采用切屑毛邊間距Pc和高度Hc兩個因素。切屑毛邊間距Pc是通過測量6個連續(xù)毛邊的相鄰毛邊最高點間距l(xiāng)′并取平均值得出的;切屑毛邊高度Hc則是選擇5個形態(tài)完整的毛邊，測量毛邊最高點與最低點高度差h′并計算其平均值得出的。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，這一現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于當切削速度增大時，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)形核并擴展斷裂，毛邊高度減小，毛邊形成的周期也因為斷裂過程的加快而加快，使得毛邊間距變小，切屑邊緣更為粗糙。

(a)切削參數(shù)對毛邊高度的影響

進給速度一定時，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]對聚合物斷裂韌性的研究結(jié)果，切削厚度減小時，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)邊擴展?？梢钥闯?，切削厚度對毛邊間距的影響規(guī)律不夠明顯。

在PTFE材料切屑毛邊形成與擴展的過程中，涉及了大量力學(xué)變化，具有強烈的非線性特征，引起切削力在其均值上下兩端波動，因此可用切削力的穩(wěn)定性來側(cè)面表征。分形理論對描述復(fù)雜的非線性信號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)則和精細程度，具有細分輪廓結(jié)構(gòu)的能力，而盒維數(shù)法的計算方法簡單、高效，故本文通過盒維數(shù)法來計算分形維數(shù)，對一維切削力信號穩(wěn)定性進行定量評價。當切削力相對穩(wěn)定時，切削力波動小，圖形細節(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，將分形曲線用一個邊長為r的方盒子覆蓋起來，統(tǒng)計不是空盒子的個數(shù)，記為N(r)，然后將盒子尺寸進行迭代縮小，當r→0時，分形維數(shù)為

(7)

具體計算流程如圖12所示。

圖12 盒維數(shù)計算流程圖

毛邊的形成過程微觀上伴隨著各個方向力的變化，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節(jié)。切削合力F的計算公式為

(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個采樣點進行分析，初始方格子邊長r需大于數(shù)據(jù)長度且應(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，計算每組切削參數(shù)下對應(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應(yīng)的分形維數(shù)進行對比，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；在同一進給速度下，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，當切削厚度一定時，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，波動越大。產(chǎn)生這一趨勢的原因是，切削速度的增大使裂紋快速形核與擴展，單個毛邊產(chǎn)生的周期縮短，宏觀上毛邊的數(shù)量增加，切削力的波動變大，分形維數(shù)變大。當切削速度一定時，隨著切削厚度的增大，分形維數(shù)表現(xiàn)出遞減的趨勢，這是因為在切削厚度增大時，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，分形維數(shù)最大，切削力波動最嚴重，毛邊數(shù)量最多；切削速度為100 mm/min、切削厚度為0.3 mm時，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，對切削力的穩(wěn)定性產(chǎn)生了影響。

圖14 切削參數(shù)對切削合力和分形維數(shù)的影響

3 結(jié)論

(1)基于剪切面理論對三種不同切削厚度對應(yīng)切屑的等效應(yīng)變進行計算，發(fā)現(xiàn)其對應(yīng)的真實應(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PTFE材料切屑邊緣的SEM圖像進行分析，由于刀具前刀面對PTFE材料的擠壓堆疊，使得材料向切屑邊緣流動，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)邊進行擴展，最終形成了切屑毛邊。

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

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