PCD刀具超聲振動輔助切削TiCp/TC4材料表面缺陷

宦海祥　羅韜　徐文強　朱池磊

關鍵詞 鈦基復合材料；超聲振動；PCD 刀具；有限元仿真

中圖分類號 TG71；TG58 文獻標志碼 A

文章編號 1006-852X（2023）06-0672-12

DOI 碼 10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0154

收稿日期 2023-07-03 修回日期 2023-08-25

顆粒增強鈦基復合材料（ particulate reinforced titaniummatrix composites，PTMCs）具有高比強度、高比剛度、高比模量、高耐蝕性、高耐磨性、低密度，極佳的抗疲勞性能和高溫抗蠕變性能等，是如今結構材料研究的重要方向[1-6]。由于在相對較軟的TC4 基體中彌散了很多高脆硬性陶瓷顆粒，兩相材料屬性差異較大，在切削時的去除模式不同，因而在實際加工過程中存在加工表面質量差、刀具磨損嚴重等問題。

超聲振動輔助切削是通過對刀具或工件施加高頻振動，并控制振動的方向、頻率和振幅，改變了刀具與工件、刀具與切屑的作用方式[7-10]。相關研究顯示，超聲振動輔助切削可有效降低切削力，切削溫度，提高工件表面加工質量以及減少刀具磨損[11-13]。

國內研究者將超聲振動輔助切削加工技術應用于難加工材料加工中。牛秋林等[14] 對SiCp/Al 復合材料開展了超聲振動輔助銑削試驗，研究了切削速度對加工表面粗糙度和微觀形貌的影響。結果發現：表面粗糙度隨切削速度的增加呈先增加后降低的趨勢，且加工表面缺陷形式主要為凹坑、劃傷等。馬超等[15] 對鈦合金開展超聲振動輔助銑削加工，探究超聲振動對表面摩擦磨損性能的影響。研究表明：施加超聲振動后，材料表面被加工出對抗磨減阻性能起到一定作用的微織構形貌。高澤等[16] 將高速超聲橢圓振動銑削工藝應用于鈦合金腹板加工中，探究該工藝對加工的影響。研究表明：與傳統銑削加工相比，該工藝改善了材料已加工表面的表面粗糙度值。

目前，關于超聲振動輔助切削的研究大多集中在鈦合金和鋁基復材等材料的研究上，在超聲振動條件下對PTMCs 表面缺陷的研究尚未明確，且對其加工參數優化缺乏理論指導。因工件材料的可靠性與耐用性在很大程度上取決于其表面層的質量，從微觀角度來看，增強顆粒的去除形式會對已加工表面的微觀形貌造成影響，進而影響零件整體的機械性能。為此，以TiC_p/TC4 材料為研究對象，采用PCD 刀具對其開展多顆粒超聲振動輔助銑削仿真，探究其表面缺陷的表現形式等。

1 仿真與實驗

1.1 二維切削仿真模型建立

對于仿真模型的建立，首先從金屬基體材料的本構模型、斷裂模型、摩擦模型等方面進行分析，確立可用于TiC_p/TC4 中的基體模型及其參數選取方法。TC4基體采用Johnson-Cook 塑性本構模型，并采用Johnson-Cook 斷裂準則作為基體材料的斷裂準則[17-20]。雖然Johnson-Cook 塑性本構模型無法全面捕捉復合材料的非均勻性和界面行為，但對本研究的顆粒增強鈦基復合材料，Johnson-Cook 塑性本構模型可以提供一個簡單且有效的方法對其整體性和塑性變形進行描述，并結合Johnson-Cook 斷裂準則預測材料的塑性行為和斷裂行為。針對TiC 顆粒設置材料屬性，并對基體和顆粒進行兩相建模， 通過綁定約束裝配在一起。大部分TiC_p/TC4 復合材料切削仿真研究中將顆粒和基體材料通過綁定約束裝配在一起，顆粒和基體材料之間的剝離通過TiC 顆粒之間基體材料的失效來實現，省略了界面材料的單獨建模[21]。TiC_p/TC4 工件材料的性能參數如表1 所示，仿真中材料屬性設置情況與此相同。

為便于分析顆粒的破碎過程，在放大模型尺寸的同時將顆粒網格細化，并將網格進行分區劃分以節約分析時間。對于不同顆粒體積分數建模時，設置顆粒尺寸為6 μm、8 μm、10 μm，并運用Python 語言編制了基于ABAQUS/Explicit 軟件的二次開發程序，實現顆粒的隨機分布，構建如圖1貼合實際的微觀形貌模型，以提高建模效率。圖1 中工件側面及底部表面的所有自由度已約束為0，并只施加對刀具沿x 方向的進給速度和軸向振動，且其余自由度約束為0。圖1b和圖1c 所示模型用于研究分析已加工表面情況與靠近工作面的顆粒應力傳遞形式，故未對靠近工件底部區域的網格進行加密，使其在不影響精度的情況下，提高仿真的計算效率。仿真中初始溫度場選擇整個工件并設置為20 ℃，網格單元類型設置為“溫度?位移耦合” ，分析步類型選擇“動力，溫度?位移，顯式”。采用的切削參數如表2 所示。

1.2 實驗條件和方法

銑削實驗用工件是以TiC 顆粒為增強相，增強相顆粒的直徑為1.5～20.0 μm，TC4 為基體，顆粒體積分數5% 的顆粒增強鈦基復合材料TiC_p/TC4。實驗所用刀具為PCD 雙刃立銑刀，并以VMC850B 立式加工中心作為實驗機床（如圖2 所示），組裝搭建后的實驗平臺如圖3 所示，超聲振動系統由超聲電源、全環頻發射器和BT40 超聲刀柄組成，溫度信號通過NI USB-9220數據采集卡采集；使用DAQ-Express 軟件對溫度信號進行分析處理，熱電偶預埋在工件的表面層附近，測溫節點如圖3 所示。為了進一步探究TiC_p/TC4 的表面缺陷形式，使用如圖2 所示的場發射掃描電鏡觀測其銑削后的微觀表面圖。同時，切削實驗參數與仿真切削參數相同以進行對比。

2 結果分析與驗證

2.1 切削溫度仿真與實驗對比

2.1.1 切削溫度仿真分析

在ABAQUS 軟件中選擇刀尖的前刀面一點作為切削溫度的輸出點，對傳統切削與超聲振動切削進行瞬態模擬， 并對切削所輸出的切削溫度進行對比研究。圖4 為切削速度100 m/min 時仿真切削溫度的信號曲線，由于不同參數時切削溫度變化趨勢較為類似，只舉出具有代表性的切削速度為100 m/min 時的信號曲線。

超聲振動切削產生的切削溫度（圖4 中的紅色曲線）具有明顯的周期性，整體呈波浪式上升。這是超聲振動切削特性導致的，刀具的切削路徑為上下往復式切削，刀具上升與下降時的運動方向相反，導致前刀面與切削區的摩擦力不停反轉，利于切屑的排出。刀具在超聲振動周期內的接觸?分離式間斷切削減少了切屑在刀尖上的堆積，利于切削熱的散失和刀屑間摩擦減少，且刀具在高頻振動時能促使空氣流動，利于緩解切削過程中刀尖切削熱集聚現象。反觀傳統切削（圖4 中的藍色曲線），刀具的前刀面始終與切屑接觸摩擦，刀尖的溫度不斷累積升高無法散出。因此，超聲振動切削可以顯著降低平均切削溫度。

2.1.2 切削溫度實驗分析

2 種切削方式下的切削溫度與切削速度的影響如圖5 所示，其切削溫度都隨切削速度提高而急劇上升，傳統切削溫度從371 ℃ 上升到632 ℃， 增加了70.4%，超聲振動切削溫度從318 ℃ 上升到607 ℃， 增加了90.9%。可見隨著切削速度提升，超聲振動效果受到了一定抑制，使超聲振動切削溫度上升幅度更大。這是因為切削速度提升時，增強顆粒對刀具的沖擊作用增大，且在單位時間內刀具后刀面與已加工表面及前刀面與切屑間產生的摩擦熱累積增加，切削動能增大，加劇了刀具對工件的切割作用，切削熱增加，因此切削溫度上升。但總體上，超聲振動切削溫度始終低于傳統切削，溫度降低幅度約4.2%～14.3%。

切削速度對切削溫度影響的仿真與實驗結果對比如圖6 所示。從圖6 可見：仿真與實驗結果對比，兩者趨勢較吻合，整體誤差在12.4% 左右，仿真誤差均在可接受范圍內，表明仿真具有一定的準確性和參考性。

2.2 不同顆粒體積分數切削仿真與實驗對比

2.2.1 顆粒體積分數為8% 時的對比

顆粒體積分數為8% 時，超聲振動切削與傳統切削顆粒破碎情況對比如圖7 所示。圖7a 和圖7b 的顯示已加工表面均較平整，只是刀具切削后顆粒的表面缺陷有所差異，且已加工表面都存在應力層，在刀具未接觸到顆粒的區域中，超聲振動切削的應力更小更均勻。可見超聲振動切削具有提高材料已加工表面應力均勻性的特點[22]。

圖8 和圖9 所示為相同時刻2 種方式下顆粒破碎去除過程，圖中A、B、C、D 為對應區域顆粒的被切削時刻。由圖8 和圖9 可知：A 時刻，顆粒在傳統切削方式下已出現裂紋并破碎，碎片被切屑帶走，殘余部分在表面形成毛刺，嚴重影響了已加工表面質量。而顆粒在超聲振動切削方式下則是被刀具向下擠壓而完整保留在基體上，在擠壓過程中顆粒?基體的兩相界面在一定程度上被破壞，但顆粒仍存在強化作用。B 時刻切削的顆粒位置相對靠下，此時2 種方式的切削情況較為類似，顆粒在刀具的推進下存在一定角度的旋轉導致顆粒?基體的兩相界面被破壞，而顆粒又因存在小距離的位移，形成了較小的空隙，降低了顆粒的強化作用；但傳統切削方式中顆粒頂部有較小的破損，而超聲振動切削方式中為完整顆粒，可見超聲振動切削靠下位置顆粒時可改善其破損情況。C 時刻切削的顆粒位置相對靠上且其尺寸較小不易破碎，顆粒在2 種方式下的表現形式相同，均在刀具切削方向以切屑形式去除；由于顆粒質地較硬，顆粒在前刀面代替刀具擠壓切削基體材料。在D 時刻，顆粒在傳統切削方式下表現為破碎，顆粒的上半部分破碎解理為切屑，剩余部分與基體的兩相界面未被破壞，顆粒的強化作用仍保持但表面質量較差。在超聲振動切削方式下，顆粒頂部出現了一定的破損，且顆粒存在小角度的旋轉，兩相界面被破壞，同時顆粒在刀具的熨壓作用下緊實的鑲嵌在基體中，形成的突起缺陷相對于傳統切削較好。

2.2.2 顆粒體積分數為15% 時的對比

當顆粒體積分數15% 時，超聲振動切削與傳統切削顆粒破碎情況對比如圖10 所示。相對于顆粒體積分數為8% 時的材料，由于增強顆粒數量增多，材料性能有一定的提升；但從微觀上來看，刀具切削路徑上的增強顆粒更多，缺陷也更多。與傳統缺陷相比，超聲振動切削的已加工表面整體更平整。

顆粒增強鈦基復合材料加工主要表現的缺陷包括顆粒拔出、顆粒壓入、顆粒壓潰破碎以及顆粒切斷等。在不同切削速度下，增強相與基體材料去除和切削變形不同。圖11 為不同切削速度下，傳統切削和超聲振動切削的TiC_p/TC4 表面形貌。由圖11a～圖11d 可知：切削速度較低時， 2 種方式下的切削表面都出現了大量的凹坑和劃痕缺陷。這是因為在較低切削速度下加工時，基體會發生較大的塑性流動使刀具前刀面易形成積屑瘤代替刀具切削，且因產生的切屑黏性較高，導致超聲振動抑制積屑瘤的效果較差，使得多數顆粒以拔出形式去除，留下大量的凹坑；同時剝離的顆粒在后刀面的作用下與基體間產生刻劃現象，造成大量劃痕。隨著切削速度不斷提高， 2 種方式下的材料已加工表面缺陷都呈現出減少的趨勢，大凹坑逐漸減少，取而代之的是基體的涂覆和微坑（圖14b）。可見隨著切削速度的提高，已加工表面越來越光整。

通過比較相同切削速度時2 種切削方式影響下TiC_p/TC4 的表面形貌，可以發現在超聲振動輔助切削方式下材料表面的凹坑缺陷數量明顯更少，已加工表面的表面質量得到了有效提升。上述實驗結果的觀測和分析與有限元仿真結果一致。

圖12 和圖13 所示為相同時刻2 種方式下的顆粒破碎去除過程，圖12 和圖13 中的A、B、C、D 為對應區域顆粒的被切削時刻。A 時刻，在傳統切削方式下，刀具率先將切削力施加在直徑為10 μm 顆粒上，應力由直徑為10 μm 顆粒傳遞到其左下方的直徑為8 μm 的顆粒上，導致8 μm 顆粒達到屈服極限而產生破碎。而超聲振動切削過程中刀具存在向上的移動過程，進而減緩了8 μm 顆粒的壓應力，其相對于傳統切削僅產生了裂紋和輕微破損，顆粒完整度較高。此結論與上文中顆粒體積分數為8% 時B 時刻切削結果一致。

B時刻顆粒在傳統切削過程中，在刀具的擠壓作用下隨著前刀面前進使基體產生塑性形變，以切屑形式被去除，最終在表面形成較大的凹坑，嚴重影響了已加工表面質量。反觀超聲振動切削方式，由于刀具的變速沖擊，刀具遇到顆粒時處于下行的路徑，顆粒無法承受刀具的擠壓而產生裂紋，裂紋貫穿整個顆粒使其被切斷，剩余部分顆粒與基體的界面完好，且在刀具后刀面的二次熨壓作用下仍保持強化作用；同時顆粒的斷面與切削表面平行，相對于傳統切削留下的凹坑，顯著提升了已加工表面質量。

在傳統切削方式下， C 時刻顆粒的去除形式與B時刻的相同。而在超聲振動切削方式下，顆粒被切碎，只留下極少部分在基體上，防止了凹坑的出現，顯著改善了表面質量。

D 時刻切削的顆粒在傳統切削方式下與C 時刻的顆粒一起由基體包裹形成切屑而帶走；而超聲振動切削在結束C 時刻顆粒的切削過程后繼續對D 時刻顆粒進行切削，顆粒在刀具向下的擠壓作用下被壓潰，顆粒碎片在刀具后刀面的二次擠壓作用下鑲嵌在基體中，保持了較完整的已加工表面，相對于傳統切削明顯改善了已加工表面質量，因此超聲振動切削可大幅提升已加工表面質量。

圖14 為典型表面缺陷微觀形貌圖。圖14a 即為圖10d 中放大3 000 倍后刻劃缺陷的微觀形貌。圖14c反映了顆粒以拔出形式去除，留下較大凹坑的情況。從圖14d 可見：顆粒切斷后被壓入基體中，斷面與基體表面大致平行，且斷面相對平整，破碎程度較小。圖14e即為顆粒壓潰破碎缺陷的微觀形貌，可見顆粒破碎后，殘留的顆粒碎片受壓而沒入基體，這與二維有限元切削仿真結果大致相符。

2.3 顆粒間相互作用對顆粒破碎的影響

TiC_p/TC4 是由基體傳遞應力，顆粒承載應力進而起到材料的強化作用。圖15 為仿真中顆粒應力傳遞形式及顆粒團簇SEM 圖片。對于2 種顆粒體積分數的TiC_p/TC4 切削仿真，刀具提供的切削力在材料中表現為顆粒與顆粒間的應力傳遞，其表現形式如圖15a和圖15b 所示。然而，在TiC_p/TC4 的增強顆粒在實際中并非如仿真中以均勻分布的形式存在，也常以多顆粒團簇形式存在于基體內，如圖15c 所示。因此，對顆粒與顆粒間的應力傳遞以及顆粒間應力對顆粒破碎的影響的研究具有重要意義。

為進一步探究TiC_p/TC4 傳統切削與超聲振動切削顆粒破碎過程，圖16 展示了2 種切削方式下顆粒破碎與最大主應力及應力流方向之間的關系，圖16a 和圖16b中的A、B、C 為順應時間順序的3 個被切削時刻。在ABAQUS 應力符號云圖中，紅色向外箭頭表示最大拉應力，藍色向內箭頭表示最大壓應力，其余中間顏色為過渡應力。由圖16 可知：刀具提供的切削力優先以顆粒與顆粒間的應力流形式傳遞。圖16a 中的TiC 顆粒產生應力集中時，顆粒間應力值更大，導致下方較小的TiC 顆粒在下一階段優先破碎（如圖16a 中的C 時刻）。值得注意的是，在切削過程中部分顆粒碎片保留在前刀面會對切削過程產生影響。同時可見圖16a中大顆粒在被切削的3 個時刻其最大主應力方向都指向水平偏下方，而圖16b 中的顆粒在被切削的3 個時刻其最大主應力方向是水平偏上，這有利于切削路徑上顆粒的去除也降低了相鄰顆粒的應力集中。在超聲振動切削時，刀具在簡諧運動周期中向上的運動使得切削力方向改變，顆粒也相應地產生向上的位移，顆粒間對基體的擠壓更緩和，圖16b 中可見TiC 顆粒下方的紅色拉應力較傳統切削更密集。

刀具在切削過程中第二次遇到多顆粒時的應力演化情形如圖17所示，圖17a 和圖17b 中的A、B、C、D為順應時間順序的4 個被切削時刻。由圖17 可知：顆粒間存在明顯的應力傳遞，在傳統切削A 時刻10 μm顆粒應力集中向8 μm顆粒傳遞，界面的拉應力逐漸集中，達到極限后顆粒?基體的兩相界面被破壞，導致顆粒脫黏如圖17a中的B 時刻。隨著切削進行，兩顆粒的底部逐漸脫黏，無法繼續傳遞應力使得切削力主要分布在第一變形區（剪切滑移區）如圖17a 中的C 時刻，最終切削區基體材料產生劇烈的塑性變形（圖17 黃色符號區域）并達到屈服極限斷裂，被切削顆粒被基體裹挾成為大塊切屑，使表面形成大凹坑。

與傳統切削相比，超聲振動切削顆粒發生破碎且表面質量較好。在超聲振動切削過程中由于10 μm 顆粒處于刀具下行期，在刀具的沖擊作用下出現破損現象如圖17b 中的A 時刻，在顆粒破碎缺口處刀具開始向上位移，此時主應力方向趨于水平使得顆粒沿著缺口被撕開切斷，最終大部分隨著切屑去除只有較少部分殘留在基體上。當刀具切削8 μm 顆粒時，最大壓應力由刀尖向下傳遞如圖17b 中的C 時刻， 8 μm 顆粒與下方10 μm 顆粒存在明顯的應力場， 8 μm 顆粒在產生一定角度旋轉后無法承受后刀面的擠壓被壓潰，此時刀具處于下行期，后刀面將壓潰的顆粒二次擠壓入基體中，形成較平整的表面。

3 結論

利用有限元仿真的方法研究PCD 刀具在2 種方式下對顆粒增強鈦基復合材料TiC_p/TC4 的切削過程，得到以下結論：

（1）通過銑削實驗證實了仿真中切削速度對切削溫度的影響規律，即2 種加工方式的切削溫度與切削速度呈正相關，且超聲振動切削中刀具的周期性高頻振動利于刀具散失切削熱，并減少了切削熱在刀尖上的集中積聚，切削溫度相對較低。

（2） 仿真結果顯示， 應力優先在顆粒間傳遞。在傳統切削時，應力傳遞使金屬基體易產生凹坑；而超聲振動切削能有效切斷應力傳遞， 使已加工表面更平整。

（3）對仿真與實驗結果進行對比分析，表明傳統切削缺陷多以顆粒破碎而形成毛刺及顆粒脫黏拔出形式出現，超聲振動切削多以顆粒切斷及顆粒突起為缺陷形式。

作者簡介

宦海祥，男，1981 年生，博士、副教授、碩士生導師。主要研究方向：先進制造技術、高效精密加工技術。

E-mail：hhxjs@126.com

（編輯：李利娟）