工程陶瓷車削刀具磨損機(jī)理及理論模型的研究

馬廉潔， 王 馨， 陳景強(qiáng)， 周云光

(1. 東北大學(xué)秦皇島分校 控制工程學(xué)院， 河北 秦皇島 066004; 2.東北大學(xué) 機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng) 110819)

工程陶瓷因其優(yōu)異的性能而廣泛應(yīng)用于工業(yè)零件[1-2].例如，工程陶瓷可應(yīng)用于軸承、渦輪葉片、熱機(jī)部件[3-4]和刀具[5-6].然而，陶瓷的生產(chǎn)因其低韌性和高硬度而存在困難，加工損傷大且成本較高，從而使其應(yīng)用潛質(zhì)受到了很大限制.基于此，研究人員通過微觀結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、制備條件控制等方法來改善陶瓷材料的可加工性[7]，作為脆性材料，其切削行為仍表現(xiàn)為微觀裂紋擴(kuò)展方式，而與塑性材料不同的是其切屑為粉末狀[8]，在易造成加工環(huán)境和加工設(shè)備污染的同時(shí)也易造成嚴(yán)重的刀具磨損.對(duì)于任何加工系統(tǒng)，加工過程中最重要的信息之一是刀具失效，因此在脆性材料的現(xiàn)代機(jī)加工制造過程中，預(yù)測(cè)、監(jiān)測(cè)、控制刀具磨損，建立刀具磨損理論模型對(duì)于提高產(chǎn)品加工質(zhì)量和提高生產(chǎn)效率具有極為重要的現(xiàn)實(shí)意義.

二硅酸鋰玻璃陶瓷優(yōu)良的生物相容性、耐腐蝕性和耐磨損性被廣泛應(yīng)用于機(jī)械工程和工業(yè)加工等領(lǐng)域，二硅酸鋰玻璃陶瓷材料車削加工過程中刀具磨損的機(jī)理建模研究對(duì)提高工程陶瓷加工效率、降低加工成本是有重要的現(xiàn)實(shí)意義.

本文基于摩擦學(xué)、幾何學(xué)及運(yùn)動(dòng)學(xué)，提出脆性材料切削過程中刀具磨損的磨損機(jī)理，建立脆性材料車削刀具磨損理論模型，通過YG6刀具車削二硅酸鋰玻璃陶瓷實(shí)驗(yàn)對(duì)模型加以精度驗(yàn)證.

1 脆性材料車削刀具犁溝效應(yīng)磨損機(jī)理

Ma等[9]認(rèn)為在工程陶瓷切削過程中的微裂紋擴(kuò)展最終導(dǎo)致材料去除，由于晶體相的隨機(jī)、多向分布容易造成晶體間互鎖，如圖1a中表現(xiàn)為微裂紋局部隨機(jī)擴(kuò)展，宏觀裂紋大、小規(guī)模交替擴(kuò)展.因此，陶瓷已加工表面普遍存在加工損傷，形成凹坑和凸起硬峰，如圖1b所示，這種尖銳粗糙峰在與刀具錯(cuò)位擠壓的過程中難以被去除，而是嵌入相對(duì)其較軟的刀具磨損表面并造成微觀反切削，對(duì)刀具形成直接磨損，此即犁溝效應(yīng).

在YG6刀具車削二硅酸鋰玻璃陶瓷過程中，對(duì)車削產(chǎn)生的陶瓷切屑在金相顯微鏡下觀察，如圖2所示，可見切屑是由形態(tài)均勻的微小短棒狀或球狀的二硅酸鋰玻璃陶瓷晶體集聚而成，其尺寸大多介于2～4 μm，為方便計(jì)算，下文中將晶體形態(tài)簡(jiǎn)化為半徑固定的球體.

2 脆性材料車削刀具體積磨損量理論模型

2.1 刀具體積磨損量

以后刀面磨損寬度VB為刀具磨鈍標(biāo)準(zhǔn)的不足之處在于其僅對(duì)刀具磨損進(jìn)行了局部的二維描述.在實(shí)際加工過程中，存在如刃緣壓潰而產(chǎn)生的刀具失效，此時(shí)后刀面磨損寬度還未達(dá)到磨鈍標(biāo)準(zhǔn)，因而產(chǎn)生誤判造成經(jīng)濟(jì)損失.為彌補(bǔ)該缺陷，本文將二維過渡到三維，將局部上升至近全局，引入刀具體積磨損量VV.刀具體積磨損量能夠從材料強(qiáng)度出發(fā)反映刀具的磨損過程，更好地揭示刀具磨損材料遷移的本質(zhì)，科學(xué)地考察刀具強(qiáng)度與磨損的關(guān)系，簡(jiǎn)潔直觀，易于測(cè)量.

2.2 刀尖磨損面面積

脆性材料干車削中，由于庫(kù)倫摩擦等原因會(huì)產(chǎn)生刀尖磨損，導(dǎo)致刀尖圓弧變直，不斷形成的新切削刃向刀體移動(dòng)，主后刀面與副后刀面的交線長(zhǎng)度h變短(如圖3所示)，使得刀尖與工件進(jìn)行面接觸.Ma[10]認(rèn)為由于刀尖圓弧及主后刀面與副后刀面相交處圓弧的存在，當(dāng)?shù)都猱a(chǎn)生垂直磨損時(shí)(刀具前角為零)，其磨損面可近似為半橢圓面，設(shè)該半橢圓長(zhǎng)半軸長(zhǎng)為n，短半軸長(zhǎng)為m，根據(jù)幾何關(guān)系得

(1)

n=VB

(2)

式中：hr為刀尖磨損深度；VB為刀具后刀面磨損寬度；rε為刀尖圓弧半徑.

刀尖磨損面積Aw為

(3)

由圖4可看出，VB與hr存在如下關(guān)系：

hr=VBtanα0

(4)

式中α0為刀具后角.

故刀尖磨損面積Aw為

(5)

當(dāng)hr<

(6)

2.3 刀尖體積磨損量

Ma[10]指出由于刀尖圓弧半徑r的存在，且主后刀面與副后刀面相交圓弧半徑會(huì)逐漸縮小，刀尖磨損體可近似看成圖4中圓錐被垂直于底面且不過圓錐頂點(diǎn)的平面所切下來的體積較小的那一部分三維體.

初期磨損階段，新刀片在參與車削時(shí)，其鋒利的刀刃抗沖擊、抗剪力能力較差，刀具磨損并不以犁溝效應(yīng)為主，而是在劇烈的沖擊及高頻率的交變應(yīng)力作用下表現(xiàn)為塊狀剝落、磨損速率快、持續(xù)時(shí)間短，此種現(xiàn)象在加工脆性材料時(shí)表現(xiàn)得尤為明顯.在穩(wěn)定磨損階段，刀具后刀面磨損機(jī)理主要為犁溝效應(yīng)，即庫(kù)倫摩擦[11].當(dāng)?shù)都馀c工件擠壓時(shí)，其剪切力主要來源于磨損面與工件表面之間的摩擦力和主切削力.設(shè)刀具初期磨損階段的磨損深度為hr0，則此磨損體體積為

(7)

式中：VV為刀尖磨損體積；VV0為初期磨損階段磨損體積；VV1為穩(wěn)定磨損階段磨損體積；hr.max為刀尖最大磨損深度.

故刀尖總體積磨損量為

VV=VV0+VV1

(8)

初期磨損階段，由于刀具前角為零，因此該磨損的主要作用力來源于主切削力，當(dāng)磨損面較小，且造成的剪應(yīng)力達(dá)到或超過刀尖的屈服極限時(shí)，刀尖發(fā)生塊狀剝落，根據(jù)強(qiáng)度理論,

(9)

可求得初期磨損階段磨損深度為

(10)

式中：Fc為主切削力；σs為刀具屈服極限.

為了方便探究刀具磨損體積隨時(shí)間的變化規(guī)律，現(xiàn)將刀具磨損體積與時(shí)間的函數(shù)關(guān)系先轉(zhuǎn)換為磨損深度關(guān)于時(shí)間的函數(shù)：VV(t)?hr(t).

圖5為玻璃陶瓷反切削示意圖.由圖可知，在切削時(shí)脫落的陶瓷晶體及切屑合參與到反切削過程中，考慮到三體磨損，引入?yún)?shù)Ka，從輪廓曲線平面與溝壑所占比例計(jì)算得Ka=0.9.

由幾何關(guān)系可表達(dá)出時(shí)間與刀尖磨損面積關(guān)系式：

(11)

式中：nj為實(shí)際作用于刀具磨損表面上的硬峰數(shù)量；Ka為磨料磨損常數(shù)；d為晶體直徑；vc為切削速度.

(12)

式中，Kj為磨損面影響因素，考慮到有效硬峰作用在半橢圓面上，作用長(zhǎng)度不能全部達(dá)到VB，由幾何關(guān)系計(jì)算得0.67.

為了方便計(jì)算，將實(shí)際作用硬峰(即陶瓷晶體)簡(jiǎn)化為半球體，當(dāng)?shù)毒吣p厚度為dhr時(shí)，隨著刀具的運(yùn)動(dòng)軌跡，被加工材料上的有效硬峰的實(shí)際作用面積為一規(guī)則長(zhǎng)方形，長(zhǎng)為vet,寬為m,如圖6所示.

單個(gè)硬峰在刀具上作用面積為

(13)

則

(14)

結(jié)合式(13)，式(14)，可得

(15)

整理積分可得

(16)

(17)

式中：Kδ為結(jié)晶率，由二硅酸鋰玻璃陶瓷屬性可知其結(jié)晶率約為0.7[12]；Kφ為晶體影響系數(shù)，即在反切削過程中晶體由于并非理想半球形，作用寬度小于晶體平均直徑d，在多次實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證中可計(jì)算得0.7.

3 脆性材料車削刀具體積磨損量模型驗(yàn)證

3.1 實(shí) 驗(yàn)

車削實(shí)驗(yàn)后保留切屑，取樣品1和樣品2在體積分?jǐn)?shù)為2%的氫氟酸溶液中腐蝕 50 s后使用金相顯微鏡觀察其微觀形貌.經(jīng)過 2%的氫氟酸腐蝕后，Li2Si2O5晶粒和其聚集體完整保留，在金相顯微鏡下可隨機(jī)選取5個(gè)清晰成像且獨(dú)立的晶粒測(cè)量其直徑(如圖7所示)，樣品1和樣品2的晶粒直徑的平均值d1，d2分別為3.01 μm和4.03 μm，具體實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)值如表1所示.

表1 陶瓷晶粒直徑測(cè)量值Table 1 The measurement data of ceramic grain diameter

3.2 脆性材料車削刀具體積磨損量理論模型驗(yàn)證

將摩擦系數(shù)、刀具參數(shù)、切削路程、車削深度等參數(shù)代入式(8)，所得體積磨損量理論值和實(shí)驗(yàn)值如表2所示.

表2 YG6刀具車削二硅酸鋰玻璃陶瓷刀具體積磨損量實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental results of wear volume of YG6 tool turning on lithium disilicate glass ceramic tool

圖8所示為YG6刀具體積磨損量理論值與實(shí)驗(yàn)值在不同陶瓷晶粒度下隨切削路程的變化關(guān)系.從圖中可知理論值與實(shí)驗(yàn)值趨勢(shì)吻合良好.以樣品1為例，當(dāng)切削路程在80～560 mm時(shí)，刀具體積磨損量呈上升趨勢(shì).此狀況是因?yàn)樵谲囅鬟^程中，刀尖所受交變應(yīng)力頻率相對(duì)較小，故磨損量較小且磨損速度較穩(wěn)定；在560 mm之后繼續(xù)增大切削路程，由于刀具磨損面的逐步擴(kuò)大，刀具體積磨損量隨路程增加而快速增加，出現(xiàn)少量黏結(jié)磨損特征且車床振動(dòng)開始加劇，若持續(xù)增加刀具車削路程則刀具刃緣崩碎明顯，導(dǎo)致刀具失效.

3.3 晶粒度對(duì)刀具體積磨損量的影響

圖9比較了在不同晶粒度下刀具體積磨損量隨切削路程的變化關(guān)系.由圖可知同樣切削路程內(nèi)晶粒度越大的陶瓷材料對(duì)YG6刀具的反切削效果越明顯，刀具體積磨損量也越大.4 μm直徑尺寸晶粒的陶瓷材料在車削400 mm之后刀具體積磨損速度出現(xiàn)放緩，而3 μm直徑尺寸晶粒的陶瓷材料在車削600 mm時(shí)才出現(xiàn)此現(xiàn)象，這是由于大直徑晶粒擁有更大的犁溝角和犁溝深度，在反切削刀具的過程中不僅加快了刀具體積的磨損，還使刀尖堆積了更多的熱量導(dǎo)致黏結(jié)磨損.

由實(shí)驗(yàn)拍攝刀尖磨損形態(tài)可知，刀具磨損前期如圖10a所示，雖然由于刀尖受到撞擊產(chǎn)生微破碎而導(dǎo)致刀尖磨損面并不規(guī)則，但是磨損面表面依然呈現(xiàn)犁溝形貌，YG6刀具在陶瓷晶粒作用下基本符合模型預(yù)計(jì)的磨損規(guī)律，因此而前期刀具體積磨損量理論值與實(shí)驗(yàn)值擬合度較高.

圖10b展示了實(shí)驗(yàn)后期刀尖磨損形態(tài)，刀尖磨損面較前期更加規(guī)則，基本完全呈現(xiàn)犁溝形貌.觀察磨損面周圍有白色顆粒黏附可知出現(xiàn)了黏結(jié)磨損.這是由于陶瓷導(dǎo)熱性能差，在車削一段路程后刀尖會(huì)產(chǎn)生并堆積大量熱量，在車削陶瓷材料時(shí)，陶瓷基質(zhì)萌生裂紋產(chǎn)生破碎，而高硬度的陶瓷晶粒不僅在高溫高壓作用下對(duì)刀具進(jìn)行了反切削，同時(shí)還使刀尖振動(dòng)加劇，切削和空切交替進(jìn)行，造成熱應(yīng)力疲勞，促使了黏結(jié)效應(yīng)的發(fā)生，所以刀具體積磨損量在后期增量放緩.

4 結(jié) 論

1) 從微觀層面描述了工程陶瓷車削過程中刀-件耦合刀具磨損機(jī)理，通過引入陶瓷晶體相關(guān)參數(shù)對(duì)刀具磨損量進(jìn)行建模預(yù)測(cè)，增強(qiáng)了材料屬性對(duì)刀具磨損量影響的表述以及模型的準(zhǔn)確性.

2) 工程陶瓷車削過程中刀具的主要磨損機(jī)理為犁溝效應(yīng).陶瓷材料中晶粒的形態(tài)結(jié)構(gòu)和排布方式直接決定了犁溝的形成和幾何參數(shù).車削過程中產(chǎn)生的切屑為陶瓷晶體團(tuán)聚物，切屑的產(chǎn)生及破碎使刀具磨損過程由二體磨損轉(zhuǎn)換為三體磨損.

3) 工程陶瓷車削中的刀具體積磨損量隨切削路程的增加而加速增長(zhǎng)，當(dāng)繼續(xù)增加車削路程后，由于陶瓷散熱率低，熱量集聚出現(xiàn)黏結(jié)磨損現(xiàn)象；同時(shí)磨損面過大，刀具體積磨損量較前期急劇增加，當(dāng)車削路程過長(zhǎng)，車床振動(dòng)加劇，刃緣崩碎明顯，最終導(dǎo)致刀具失效.