2.5D Cf/SiC剎車材料浮動磨削工藝試驗研究

王 明 董 海 王柏何 王 崢 王加威

大連理工大學(xué)高性能精密制造全國重點實驗室,大連,116081

0 引言

碳纖維增強陶瓷基復(fù)合剎車材料(carbon fiber reinforced ceramic matrix composite brake material,Cf/SiC)具有輕質(zhì)、耐磨、耐高溫和穩(wěn)定的摩擦性能等優(yōu)點,在汽車、高鐵和飛機等交通工具的剎車制動領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。Cf/SiC構(gòu)件在制備成形后,需進行二次加工以滿足表面質(zhì)量和形位精度要求,其精加工通常采用磨削方式。但是由于Cf/SiC構(gòu)件易產(chǎn)生微裂紋和界面脫粘等加工缺陷,影響表面質(zhì)量和使用壽命,限制了Cf/SiC的推廣應(yīng)用[2]。

相較于傳統(tǒng)的1D和2D結(jié)構(gòu),2.5D針刺結(jié)構(gòu)Cf/SiC性能更優(yōu)異,應(yīng)用前景更廣闊,但其加工難度也更高[3]。目前,國內(nèi)外研究人員對復(fù)合材料的磨削加工性能進行了一定的研究。張立峰等[4]對單向Cf/SiC進行磨削加工,發(fā)現(xiàn)材料以脆性斷裂方式去除。QU等[5]研究了單向Cf/SiC的磨削機理,觀察到加工表面損傷形式主要是基體裂紋、纖維露出、纖維斷裂和界面脫粘。DU等[6]對2D Cf/SiC進行外圓磨削,發(fā)現(xiàn)纖維方向影響磨削力和表面質(zhì)量。LIU等[7]對2D Cf/SiC進行外圓磨削,考察了磨削參數(shù)對磨削力及表面質(zhì)量的影響規(guī)律。TAWAKOLI等[8]開發(fā)了一種分段式砂輪,減小了磨削過程所需要的磨削力和比磨削能。常巖軍等[9]對2.5D Cf/SiC進行了面內(nèi)拉伸損傷研究,將損傷演化過程分為初始損傷、損傷加速及損傷減緩三個重要階段。屈碩碩等[10]對2.5D Cf/SiC進行了外圓磨削,研究了磨削參數(shù)對表面粗糙度和表面形貌的影響。

總體而言,上述研究大多采用金剛石砂輪對2.5D Cf/SiC進行外圓磨削加工,但該加工方式表面質(zhì)量不穩(wěn)定,加工效率偏低。而浮動磨削對解決加工效率低、加工質(zhì)量不穩(wěn)定等問題是一種有效的措施,但目前國內(nèi)外關(guān)于該領(lǐng)域的研究報道很少。因此,研究2.5D Cf/SiC的浮動磨削工藝,對提高Cf/SiC構(gòu)件加工質(zhì)量和加工效率具有重要意義。

針對2.5D Cf/SiC在剎車制動領(lǐng)域的應(yīng)用需求,本文采用單因素試驗法對2.5D Cf/SiC進行浮動磨削加工,考察磨削參數(shù)(砂輪轉(zhuǎn)速、工作臺調(diào)定壓力和磨削深度)對磨削力、表面粗糙度和表面形貌的影響規(guī)律,并根據(jù)試驗結(jié)果,深入分析材料的磨削加工機理。

1 試驗條件

試驗采用浮動磨削方式進行加工。浮動磨削加工原理如圖1所示,其中A是壓力控制裝置,B是工作臺與機床基座間的阻尼裝置。通過裝置A使試件與砂輪充分接觸,并通過裝置B來降低磨粒對工件的沖擊。其目的是使工件在磨削過程中隨著砂輪的振動而左右浮動,從而使材料能夠平穩(wěn)去除,實現(xiàn)精密加工。

圖1 浮動磨削加工原理

本試驗選取的材料為2.5D針刺結(jié)構(gòu)Cf/SiC剎車材料,其微觀結(jié)構(gòu)模型見圖2,材料物理和機械性能見表1。工件尺寸為25 mm×25 mm×10 mm,試件層間微觀形貌及其實物圖見圖3。

表1 2.5D Cf/SiC的性能參數(shù)

圖2 材料微觀結(jié)構(gòu)模型

(a)層間微觀形貌 (b)實物圖

本試驗選用瑞士EWAG公司RS12磨床對試件端(A面)進行浮動磨削加工,磨床如圖4所示。圖5為工件磨削示意圖,浮動磨削方式為平面磨削,其中Fa為工作臺調(diào)定壓力,Fn為法向磨削力,Ft為切向磨削力,Fr為徑向磨削力,①為砂輪進給方向,②為砂輪旋轉(zhuǎn)方向。試驗選用樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪,砂輪直徑150 mm,粒度600,濃度120%,寬度15 mm,厚度5 mm,采用TSM-1磨削液進行冷卻。

圖4 RS12磨床

圖5 磨削示意圖

采用單因素試驗法進行試驗,具體磨削參數(shù)分別設(shè)置為:砂輪轉(zhuǎn)速分別為1500,1800,2100,2400,2700 r/min;工作臺調(diào)定壓力分別為83.5,138.5,181.0,231.1,284.5 N;磨削深度分別為10,20,30,40,50 μm。

試驗選取磨削力、表面粗糙度和表面形貌作為磨削加工性能評價參數(shù)。采用YDGB-Ⅲ05壓電三相測力儀采集磨削過程中的磨削力,并將獲得的數(shù)據(jù)通過Coinv DASP V10軟件進行處理。試驗完成后,通過3D表面光學(xué)輪廓儀(Zygo 9000)測量磨削表面粗糙度,對磨削表面4個不同位置進行測量,結(jié)果取平均值。通過場發(fā)射掃描電鏡7610 Plus觀察磨削表面微觀形貌。其中表面粗糙度為面粗糙度Sa。與線粗糙度Ra相比,面粗糙度Sa掃描檢測區(qū)域由線擴展成面,檢測結(jié)果更具有代表性。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 磨削參數(shù)對磨削力的影響

2.1.1砂輪轉(zhuǎn)速對磨削力的影響

圖6所示為砂輪轉(zhuǎn)速對磨削力的影響規(guī)律(工作臺調(diào)定壓力為181.0 N,磨削深度為30 μm)。結(jié)果表明,當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速從1500 r/min升高到2100 r/min時,法向磨削力Fn和切向磨削力Ft都呈下降趨勢,Fn和Ft下降幅度分別為70.5%和89.2%。這是因為在加工同等體積材料時,砂輪轉(zhuǎn)速的增大使得參與磨削的磨粒數(shù)量顯著增多,材料未變形切屑厚度減小,即單顆磨粒的磨削深度和切削面積減小,導(dǎo)致Fn和Ft明顯減小。

圖6 砂輪轉(zhuǎn)速對磨削力的影響

當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速由2100 r/min增至2400 r/min時,Fn和Ft都呈增大趨勢,其中Fn和Ft增加幅度分別為77.6%和414.5%。這是因為此時材料的應(yīng)變率強化效應(yīng)起主導(dǎo)作用,導(dǎo)致Fn和Ft增大。

當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速由2400 r/min增至2700 r/min時,Fn和Ft都呈減小趨勢,Fn和Ft降低幅度分別為65.5%和90.9%。這是因為隨著砂輪轉(zhuǎn)速的提高,磨削溫度升高,材料溫度效應(yīng)增強,導(dǎo)致Fn和Ft減小。

2.1.2工作臺調(diào)定壓力對磨削力的影響

圖7所示為工作臺調(diào)定壓力對磨削力的影響規(guī)律(砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min,磨削深度為30 μm)。結(jié)果表明,隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,法向磨削力Fn增大,但趨勢先慢后快;切向磨削力Ft基本保持不變(在0.3 N以內(nèi))。這是因為隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,砂輪與材料實際接觸面積增大,即磨粒實際切入深度增大,導(dǎo)致Fn增大。另一方面材料的溫度效應(yīng)會一定程度上減小磨削力,而隨工作臺調(diào)定壓力增大,材料的溫度效應(yīng)先逐漸增強,后受限制。兩方面綜合作用使得Fn增長趨勢先慢后快。由于工作臺調(diào)定壓力方向垂直于切向且材料與砂輪間的摩擦作用較弱,導(dǎo)致Ft基本保持不變。

圖7 工作臺調(diào)定壓力對磨削力的影響

2.1.3磨削深度對磨削力的影響

圖8所示為磨削深度對磨削力的影響規(guī)律(砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min,工作臺調(diào)定壓力為181.0 N)。結(jié)果表明,當(dāng)磨削深度由10 μm增至30 μm時,法向磨削力Fn和切向磨削力Ft都呈下降趨勢,Fn和Ft下降幅度分別為48.8%和39.7%。這是因為隨著磨削深度的增大,磨粒切削厚度增大,且磨削區(qū)散熱條件變差,導(dǎo)致磨削溫度升高,材料的溫度效應(yīng)增強;另一方面,由于砂輪轉(zhuǎn)速和工作臺調(diào)定壓力不變,磨削過程中材料應(yīng)變率基本保持不變,從而使得Fn和Ft減小。

圖8 磨削深度對磨削力的影響

當(dāng)磨削深度從30 μm增至50 μm時,Fn增大,增幅為29.6%,Ft變化很小。這是因為隨著磨削深度的進一步增加,砂輪與試件的磨削接觸弧長增長,材料未變形切屑厚度增大,即材料去除所需磨削力增大,而此時材料的溫度效應(yīng)受限制,從而導(dǎo)致Fn增大。

2.2 磨削參數(shù)對表面粗糙度的影響

2.2.1砂輪轉(zhuǎn)速對表面粗糙度的影響

圖9所示為磨削表面粗糙度Sa隨砂輪轉(zhuǎn)速變化的特征曲線(工作臺調(diào)定壓力為181.0 N,磨削深度為30 μm)。結(jié)果表明,當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速由1500 r/min增至2100 r/min時,Sa呈減小趨勢,減小幅度為34.4%。這是由于砂輪轉(zhuǎn)速的增大會使參與磨削的有效磨粒數(shù)量大幅增加,減小單顆磨粒與工件的接觸弧長,使材料應(yīng)變率強化作用的影響降低,導(dǎo)致Sa逐漸減小。

圖9 砂輪轉(zhuǎn)速對表面粗糙度Sa的影響

當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速由2100 r/min增至2700 r/min時,Sa呈增大趨勢,增幅增至89.9%。這是由于隨著砂輪轉(zhuǎn)速的增大,材料的應(yīng)變率強化效應(yīng)持續(xù)增強,使得纖維層狀斷裂和纖維剝離等缺陷增多,導(dǎo)致表面損傷加劇,從而使得Sa增大。

2.2.2工作臺調(diào)定壓力對表面粗糙度的影響

圖10所示為磨削表面粗糙度Sa隨工作臺調(diào)定壓力變化的特征曲線(砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min,磨削深度為30 μm)。結(jié)果表明,當(dāng)工作臺調(diào)定壓力由81.5 N增至181.0 N時,Sa呈減小趨勢,下降幅度為60.0%。這是由于在實際端面磨削中,磨具與試件接觸剛度小,兩者間的實際接觸面積比理論接觸面積小很多。當(dāng)工作臺調(diào)定壓力增大時,磨具與試件間實際接觸面積增大,即參與切削的磨粒數(shù)量增多,單磨粒平均切削厚度減小,使得Sa減小。

圖10 工作臺調(diào)定壓力對表面粗糙度Sa的影響

當(dāng)工作臺調(diào)定壓力從181.0 N增至284.5 N時,Sa增大,增幅為106.8%。這是因為工作臺調(diào)定壓力過大會使得加工表面微裂紋增多,導(dǎo)致纖維破碎、基體破碎和界面脫粘等加工缺陷增多,從而使得Sa增大。

2.2.3磨削深度對表面粗糙度的影響

圖11所示為磨削表面粗糙度Sa隨磨削深度變化的特征曲線(砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min,工作臺調(diào)定壓力為181.0 N)。結(jié)果表明,當(dāng)磨削深度由10 μm增至30 μm時,Sa緩慢減小,減小幅度為17.6%。這是因為隨磨削深度的增大,磨削溫度升高,材料的溫度效應(yīng)逐漸增強,導(dǎo)致Sa緩慢減小。

圖11 磨削深度對表面粗糙度Sa的影響

當(dāng)磨削深度由30 μm增至50 μm時,Sa快速增大,增幅為36.8%。這是因為隨著磨削深度的增大,單顆磨粒的切削厚度增大,且切削路徑延長,使得產(chǎn)生的正壓力也增大,加劇裂紋擴展,導(dǎo)致裂紋增多,從而使Sa增大。

2.3 磨削參數(shù)對磨削表面微觀形貌的影響

試驗采用纖維斷裂尺寸ΔL表示纖維斷裂時相鄰的兩個斷層之間的距離。其中,ΔL越小,纖維層狀斷裂越密集,表面加工質(zhì)量越差。

2.3.1砂輪轉(zhuǎn)速對表面形貌的影響

圖12所示為固定磨削深度為30 μm、工作臺調(diào)定壓力為181.0 N時,砂輪轉(zhuǎn)速的改變對磨削表面微觀形貌的影響。隨砂輪轉(zhuǎn)速的增大,加工表面纖維斷裂尺度ΔL均值分別為92.15,135.59,90.59 μm。

(a)砂輪轉(zhuǎn)速1500 r/min

如圖12a所示,當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速為1500 r/min時,ΔL均值為92.15 μm。磨削表面纖維斷裂較密集,纖維層狀斷裂明顯。此時表面缺陷以纖維層狀斷裂主,伴隨著明顯的纖維剝離、纖維和基體破碎。這是由于材料的應(yīng)變率強化效應(yīng)隨轉(zhuǎn)速的提高而增強,導(dǎo)致纖維在壓應(yīng)力下發(fā)生纖維剝離和破碎。

如圖12b所示,當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min時,ΔL均值增大,為135.59 μm,即磨削表面纖維斷裂密集程度降低。此時纖維層狀斷裂區(qū)域明顯減小,伴隨著少量的基體和纖維破碎。這是由于隨著轉(zhuǎn)速提高,切削有效磨粒數(shù)量大幅增加,降低單顆磨粒與工件的接觸弧長,使材料應(yīng)變率強化作用的影響降低,導(dǎo)致磨削加工質(zhì)量顯著提高。

如圖12c所示,當(dāng)砂輪轉(zhuǎn)速為2700 r/min時,ΔL均值減小,為90.59 μm,即磨削表面纖維斷裂密集程度增加。此時纖維層狀斷裂加劇,缺陷區(qū)域明顯增多,存在著纖維與基體破碎、界面脫粘和纖維分層等缺陷。這是由于隨著砂輪轉(zhuǎn)速的增大,材料的應(yīng)變率強化效應(yīng)繼續(xù)增強,纖維層狀脆斷和纖維破碎等加工缺陷增多,導(dǎo)致?lián)p傷加劇。

2.3.2工作臺調(diào)定壓力對表面形貌的影響

圖13所示為固定砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min、磨削深度為30 μm時,工作臺調(diào)定壓力改變對試件加工表面微觀形貌的影響。隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,磨削表面纖維斷裂尺度ΔL均值分別為112.27,135.59,113.15 μm。

(a)工作臺調(diào)定壓力138.5 N

如圖13a所示,當(dāng)工作臺調(diào)定壓力為138.5 N時,ΔL均值為112.27 μm。此時纖維層狀斷裂明顯,存在著明顯的基體破碎和纖維分層缺陷,伴隨著纖維剝離現(xiàn)象。

如圖13b所示,當(dāng)調(diào)定壓力為181.0N時,ΔL均值增大,為135.59 μm。即磨削表面纖維斷裂密集程度降低,纖維層狀斷裂區(qū)域減少,伴隨著程度較輕的基體破碎。當(dāng)工作臺調(diào)定壓力小于181.0 N時,ΔL持續(xù)增大,即磨削表面纖維斷裂密集程度持續(xù)下降。這是由于隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,磨具與工件間實際接觸面積增大,即同時參與磨削的磨粒數(shù)量增多,每個磨粒平均切削厚度減小,使得材料應(yīng)變率強化作用減小。此外隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,磨削溫度升高,材料的溫度效應(yīng)增強。兩方面綜合作用會導(dǎo)致磨削表面加工缺陷減少,加工質(zhì)量提高。

如圖13c所示,當(dāng)工作臺調(diào)定壓力為231.1 N時,ΔL均值減小,為113.15 μm,即磨削表面纖維斷裂密集程度增強。此時纖維分層斷裂缺陷區(qū)域明顯增加,纖維微裂紋、基體破碎和纖維破碎等加工損傷增多。這是因為調(diào)定壓力過大會加劇磨削表面微裂紋擴展,導(dǎo)致了微裂紋增多,損傷加劇。

2.3.3磨削深度對表面形貌的影響

圖14所示為固定砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min、工作臺調(diào)定壓力為181.0 N時,磨削深度改變對試件加工表面微觀形貌的影響。隨著磨削深度的增大,磨削表面的纖維斷裂尺度ΔL均值分別為103.02,135.59,93.99 μm。

(a)磨削深度10 μm

如圖14a所示,當(dāng)磨削深度為10 μm時,ΔL均值為114.23 μm。此時纖維層狀斷裂明顯,界面脫粘、纖維分層和纖維破碎現(xiàn)象增多。

如圖14b所示,當(dāng)磨削深度為30 μm時,ΔL均值為135.59 μm。此時纖維分層等缺陷較少,伴隨著程度較輕的基體破碎。當(dāng)磨削深度小于30 μm時,ΔL均值持續(xù)增大,即磨削表面纖維斷裂密集程度持續(xù)降低。這是因為磨削溫度隨著磨削深度的增加逐漸升高,即材料的溫度效應(yīng)逐漸增強,導(dǎo)致加工缺陷逐漸減少。

如圖14c所示,當(dāng)磨削深度為50 μm時,ΔL均值減小,為117.07 μm,即磨削表面纖維斷裂密集程度增強。此時磨削表面纖維分層斷裂、纖維剝離、基體和纖維破碎等加工缺陷增多。這是因為磨削深度的增大使得材料受到的壓力增大,導(dǎo)致試件脆性破壞加劇,表面質(zhì)量惡化,而此時試件的溫度效應(yīng)已不能有效抵消其加工損傷。

試驗結(jié)果表明:在砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min時,工作臺調(diào)定壓力為181.0 N下,磨削深度為30 μm時,加工表面較為平整,缺陷區(qū)域較少。此時,磨削表面纖維斷裂尺度ΔL均值在135.59 μm左右,即纖維階梯狀脆性斷裂加工損傷很小,伴隨較少的纖維剝離現(xiàn)象,幾乎不存在明顯的纖維分層和纖維裂紋。SiC區(qū)域以基體破碎為主,伴隨程度較輕的微裂紋,幾乎不存在基體脫落和界面分層等缺陷?？傮w而言,Cf/SiC構(gòu)件可通過浮動磨削方式進行精加工。

3 2. 5D Cf/SiC磨削過程分析

如圖15所示,材料磨削過程大致分為三個階段:彈性滑擦階段、塑性耕犁階段和脆性切削階段。在彈性滑擦階段,磨粒不起切削作用,僅在工件表面滑擦,此時磨粒剛剛接觸材料表面;在塑性耕犁階段,隨著磨粒的不斷切入,材料發(fā)生微小塑性變形,材料內(nèi)部產(chǎn)生原始微裂紋;在脆性切削階段,隨著磨粒的拉壓作用,材料內(nèi)部微裂紋累積擴展成宏觀裂紋,導(dǎo)致材料脆性去除。

圖15 材料磨削加工過程

采用掃描電鏡觀察加工表面微觀形貌,結(jié)果如圖16所示。由圖16可以看出:試件加工表面主要損傷形式為基體破碎、微裂紋、纖維層狀斷裂、界面脫粘、纖維剝離和破碎等。

(a)纖維法向微觀形貌

圖16a纖維法向微觀形貌表明:當(dāng)磨削方向垂直與纖維時,由于纖維層間結(jié)合力較弱,使得部分纖維/纖維、纖維/基體間發(fā)生界面脫粘,導(dǎo)致微裂紋形成及基體破碎脫落。此外由于纖維抗剪強度弱于基體,導(dǎo)致纖維去除規(guī)模大于基體,因此破碎后基體高于纖維截面。

圖16b纖維縱向微觀形貌表明:在磨粒的拉壓作用下,纖維發(fā)生層狀脆性斷裂。這是由于纖維/纖維和纖維/基體間界面結(jié)合力不同,使得纖維不能同步去除,導(dǎo)致部分纖維去除后形成了界面脫粘現(xiàn)象,嚴重時產(chǎn)生了纖維分層。此外,部分纖維和基體發(fā)生破碎而去除。

圖16c纖維橫向微觀形貌表明:纖維發(fā)生剝離,并留下條狀痕跡。這是由于纖維徑向強度遠小于軸向強度,當(dāng)磨削方向垂直于纖維軸向時,纖維沿徑向斷裂。在磨粒的拉壓作用下,斷裂纖維發(fā)生界面脫粘而剝離,留下條狀痕跡。故纖維區(qū)域主要以纖維層狀脆斷方式去除,損傷形式主要為界面脫粘、纖維剝離和破碎。

圖16d 基體區(qū)域微觀形貌表明:在磨粒的壓剪應(yīng)力下,基體破碎形成微裂紋,裂紋擴展導(dǎo)致其呈塊狀脫落。故SiC基體主要以脆性斷裂方式去除,其損傷形式主要為基體破碎和微裂紋。

綜上所述,在Cf/SiC剎車材料的磨削過程中,磨粒先接觸SiC基體。由于基體脆性比碳纖維大,且抗拉強度比碳纖維低,故基體在變形前就發(fā)生脆性破壞,產(chǎn)生了裂紋。遵循壓痕斷裂力學(xué)準則,磨粒進一步前進,裂紋會沿著纖維/基體界面的方向擴展。當(dāng)接觸到纖維/基體界面時,裂紋會出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)、暫停或橋連等現(xiàn)象。但由于材料內(nèi)部存在孔隙缺陷,使得部分纖維/基體界面結(jié)合較弱,在磨粒沖擊作用及纖維與基體非同步去除的影響下,裂紋重新產(chǎn)生并進一步擴展。在抗拉強度較低處,部分纖維開始發(fā)生脆性斷裂。纖維在受到剪切與擠壓作用時,會先在界面處發(fā)生脫離,即界面脫粘。隨著磨粒進一步前進,纖維大規(guī)模脆性斷裂或破碎,使得纖維出現(xiàn)層狀斷裂。此外,由于纖維和基體的強度不同,導(dǎo)致了材料不同的損傷程度及材料的不同步去除,故磨削表面纖維與基體很難持平,且存在著較多的纖維剝離和纖維破碎等加工缺陷。綜上分析,磨削表面碳纖維及SiC基體主要以脆性斷裂方式去除,其主要損傷形式為:纖維層狀脆性斷裂、基體破碎及裂紋、界面脫粘、纖維剝離和破碎。

4 結(jié)論

(1)隨著砂輪轉(zhuǎn)速的提高,法向磨削力Fn和切向磨削力Ft呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢;隨著工作臺調(diào)定壓力的增大,Fn持續(xù)增大,趨勢先慢后快,Ft基本保持不變;隨著磨削深度的增大,Fn先減小后增大,Ft變化幅度較小。

(2)隨著砂輪轉(zhuǎn)速、工作臺調(diào)定壓力和磨削深度的增大,表面粗糙度Sa呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,其中工作臺調(diào)定壓力對Sa的影響最為明顯。試驗?zāi)ハ鞅砻娲植诙萐a可達到0.6 μm左右。

(3)隨著砂輪轉(zhuǎn)速、工作臺調(diào)定壓力和磨削深度的逐漸增大,磨削表面纖維斷裂尺度ΔL均值呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,與表面粗糙度Sa的變化趨勢一致;在砂輪轉(zhuǎn)速為2100 r/min,工作臺調(diào)定壓力為181.0 N下,磨削深度為30 μm時,ΔL均值最大,為135.59 μm,此時磨削表面缺陷區(qū)域少。試驗表明Cf/SiC剎車材料可通過浮動磨削方式抑制加工缺陷。

(4)在2.5D Cf/SiC剎車材料的浮動磨削過程中,碳纖維及SiC基體主要以脆性斷裂的方式去除,其主要損傷形式為:纖維層狀脆性斷裂、基體破碎及裂紋、界面脫粘、纖維剝離和破碎。