董香龙 郑 雷 宋春阳 吕冬明 徐苏柏 韦文东 秦 鹏

1.盐城工学院机械工程学院，盐城，224051 2.机械工业教育发展中心，北京，100055

0 引言

工程陶瓷具有低密度、高比强度、高弹性模量等诸多优点，在轻量化与高防护性方面展现出明显优势，被广泛用作特种车辆防护装甲[1-3]。当构件制作成形后，仍需对其进行大量孔加工以满足连接装配要求，但陶瓷高脆性和低断裂韧性的特性使加工时易产生表面凹坑、崩边和亚表面裂纹等缺陷，严重影响到防护装甲的总体性能和连接强度，制约了工程陶瓷在装甲防护领域的大规模应用[4-7]。

GAO等[2]和吴国荣等[8]采用烧结和电镀金刚石套料钻，以恒压和手动断续进给的工艺方式对SiC陶瓷进行磨削钻孔实验，分析了工艺参数对钻削效率和表面质量的影响，并通过上下垫板施加预紧力以减小出口崩豁和裂纹。ZHENG等[9-10]采用烧结金刚石套料钻对Al2O3陶瓷进行恒压进给孔加工技术研究，分析了钻削参数对磨损速度、加工效率以及加工质量的影响。总结可知，工程陶瓷采用传统套磨加工工艺时，可以改善孔口质量、提高加工效率，但依然存在单孔加工时间不确定、柱状料芯堵塞钻头内壁等问题。

旋转超声加工(RUM)是专门为了加工硬脆材料而发明的一种复合加工技术，在提高硬脆材料去除效率、促进断屑排屑、减小切削力、提高加工精度和表面完整性方面有显著优势[11-13]。TANG等[14]采用硬质合金套料钻头对大理石进行纵弯复合旋转超声定压力套孔加工技术研究，结合有限元分析和振动参数检测，分析了工具动态特性、材料去除机理和断屑排屑特性。WANG等[15]使用电镀金刚石套料钻对石英玻璃进行对比实验，结果表明，纵扭复合超声可以减小55%的切削力，平均减小45%的孔出口崩边尺寸，表面粗糙度也显著降低。总结可知，相比于传统套磨工艺，旋转超声套磨加工在加工硬脆材料方面具有更加突出的工艺优势。

加工实验需要大量的重复性实验，因实验条件及成本的限制而难以实现。采用有限元方法可以获得实验难以测得的数据，并且具有实时性，在考虑多因素时其优势尤其显著[16-17]。米召阳等[18]利用光滑粒子流体动力学，对单颗金刚石磨粒磨削SiC陶瓷进行了仿真，分析轴向超声振动振幅对轴向力的影响。马廉洁等[19]设计单因素仿真实验，利用ABAQUS对单颗磨粒磨削过程进行仿真，分析结果表明，采用ABAQUS有限元仿真对磨削过程研究较准确。总结可知，有限元仿真对研究加工过程具有重要意义，但运用仿真对SiC陶瓷加工过程的研究都停留在简单的单颗磨粒二维仿真，对加工过程进行三维仿真的鲜有报道。

综上所述，本文采用钻头壁厚0.4 mm、直径8 mm的薄壁金刚石套料钻结合旋转超声加工方法，并采取仿真与实验相结合的方式对SiC陶瓷进行套磨制孔研究。仿真方面，依据实验刀具与实验材料(厚6 mm)建立三维制孔有限元模型，利用ABAQUS根据实验工艺参数(进给速度vf=9，12，15 mm/min，主轴转速n=2000，3000，5000 r/min)进行全因素的制孔仿真，分析超声振动对轴向力的影响；实验方面，依据工艺参数设计正交试验，分析超声振动对轴向力与孔壁微观形貌的影响，并验证有限元模型的正确性。

1 SiC旋转超声振动加工仿真分析

1.1 材料加工模型建立

刀具模型形状为筒状，高10 mm，壁厚0.4 mm，外直径8 mm，金刚石磨粒为六棱柱形状，底面边长为0.01 mm，高0.001 mm，不规则地分布在刀具的底部和刀具的外围。SiC陶瓷的尺寸为50 mm×50 mm×6 mm，其有限元模型如图1所示。

工件单元网格类型选用C3D6(六节点线性三棱柱单元)。刀具网格类型选用R3D4(四节点三维双线性刚性四边形单元)。工件划分的单元网格数目为116 254，刀具单元网格数目为9687。工件与刀具的相互作用类型为表面与表面接触，力学约束公式为罚接触方法，摩擦因数取值0.3。

1.2 SiC本构模型与失效模型

SiC陶瓷是一种典型的硬脆材料，它的物理和力学特性与一般弹塑性材料有很大差异，其主要去除方式为脆性去除，表现为受到磨粒的冲击载荷时，材料的应力应变成非线性关系。

目前JH-2本构模型在硬脆陶瓷材料的仿真中应用广泛，该本构模型可用于模拟脆性材料在大应变、高应变率和较大压力下的力学响应和破坏行为等[20]。

JH-2模型主要包括强度模型、材料从完好状态转变为断裂状态的损伤模型及静水压力-密度关系的状态方程，强度模型表示为

(1)

材料当前等效应力σ*一般有

σ*=σ/σHEL

(2)

式中，σ为Mises等效应力；σHEL为Hugoniot弹性极限下的等效应力。

材料初始状态(D=0)及材料断裂后(D=1)的强度模型可以表示为

(3)

表1 SiC陶瓷JH-2本构模型参数[21]Tab.1 SiC ceramic JH-2 constitutive model parameters[21]

1.3 有限元仿真结果分析

图2和图3分别为超声制孔仿真与常规制孔仿真的应力云图，可以看出，超声制孔轴向力最大为671.4 N，常规制孔轴向力为994.2 N，超声轴向力小于常规制孔轴向力。这是由于相对于常规制孔，超声制孔从加工方式上发生本质的变化，在正常制孔的基础上添加了冲击力，使得材料的亚表面裂纹更易拓展，材料更易断裂，从而使轴向力减小。

图2 超声制孔应力云图Fig.2 Simulation drilling stress cloud diagram

图3 常规钻制孔应力云图Fig.3 Ordinary drilling stress cloud diagram

图4为不同工况下超声加工与常规加工的平均轴向力仿真结果对比图。图4的前三组是在2000 r/min转速下不同进给速度的对比，进给速度分别为9，12，15 mm/min，可以看出，无论是超声制孔或是常规制孔，轴向力都是在9 mm/min时最小，在15 mm/min时最大，轴向力随着进给速度的增加不断增大。超声制孔的轴向力从428.3 N增大到493.3 N与551.4 N，即超声制孔的轴向力分别增大了15.2%和11.8%，常规制孔的轴向力从537.2 N增大到579.6 N与618.3 N，分别增大了7.9%和6.7%，常规与超声的轴向力变化规律相同。图中1、4、7组对比实验是在相同进给速度9 mm/min，不同的主轴转速2000，3000，5000 r/min下进行的，可以看出，在2000 r/min时轴向力最大，在5000 r/min时轴向力最小。轴向力在超声条件下分别减小了13.2%和4.4%，在常规制孔条件下，轴向力分别小了12.7%和12.7%，此时常规与超声的轴向力变化规律相同。从图4中可以看出常规制孔的轴向力比超声制孔的轴向力大，这与实验所得结果一致，表明旋转超声加工相对于常规加工，在SiC陶瓷的制孔加工上是有很大优势的。在相同的工艺条件下，超声振动与常规制孔轴向力相差最大的是第4组实验，轴向力减小26.1%。相差最小的是第3组，轴向力减小了12.1%。

图4 超声与常规制孔仿真轴向力对比图Fig.4 Comparison of axial force between ultrasonic and ordinary drilling simulation

2 制孔实验

实验所用加工设备为VMC-C30五轴联动数控加工中心，整体工装如图5所示。实验过程中，利用Kistler 9272型测力仪对制孔的轴向力进行实时测量，在实验结束后通过DynoWare分析测试软件对其进行滤波处理。用Nova NanoSEM 450型扫描电子显微镜观察孔壁微观形貌。

图5 实验装置总图Fig.5 Overall diagram of experimental devices

实验所用工件材料为厚6 mm的SiC装甲陶瓷，如图6所示，其主要性能参数见表2。

图6 SiC陶瓷材料Fig.6 SiC ceramic material

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

实验所用薄壁金刚石套料钻如图7a所示，由工作部、基体颈部和基体柄部组成。钻头直径为8 mm，壁厚仅有(0.4±0.1)mm。工作部设计为波浪齿形，如图7b所示。基体颈部和柄部材料选用40Cr，钻头工作部则由胎体材料和金刚石磨粒混合组成。

(a)薄壁金刚石套料钻整体

(b)套料钻钻头图7 薄壁金刚石套料钻结构Fig.7 Structure of thin-wall diamond trepanning bit

本文采用正交试验，实验参数设计结合有限元仿真参数，具体如表3所示。

表3 实验与仿真参数设计Tab.3 Experiment and simulation parameter design

3 结果分析

3.1 实验轴向力分析

图8为SiC陶瓷制孔轴向力的时程变化曲线。从图8中可以看出，超声加工与常规加工的轴向力变化规律基本一致，均在第Ⅰ阶段内达到最大，随后持续下降直至加工结束，但两者在变化幅度上存在些许差异。

(a)常规加工

(b)振动加工图8 SiC陶瓷制孔力时程曲线Fig.8 Drilling force curve of SiC ceramics

当进给速度为12 mm/min时，单孔加工时间应为30 s。常规加工第Ⅰ阶段时长为18 s，轴向力在制孔至工件中段时达到最大；超声加工第Ⅰ阶段时长仅为9 s，并且轴向力的上升趋势更陡。SiC陶瓷制孔损伤主要发生在出孔处，由此可见，第Ⅱ阶段的加工过程对制孔质量的影响程度更大。

两种加工方式下的轴向力对比如图9所示，当工艺参数相同时，超声振动减小制孔轴向力的效果显著。其原因可归结为以下几点：①与传统套孔加工方式相比，超声振动使材料去除机理(锤击、磨蚀和磨抛)发生改变，在此加工方式下，工件加工部位所受应力远超材料的断裂极限，致使工件表层产生微细裂纹，在磨抛作用下裂纹又进一步扩展[22]，同时超声振动内应力引起材料硬度下降，从而减小轴向力；②套料钻在超声高频振动的激励下，套料钻刀体、套料钻钻头上的金刚石磨粒材料与切削材料三者声阻参数的差异性，使套料钻表面形成超声弹射效应(即套料钻表面存在反射的超声能量而产生较大的瞬态分离力)，这使切屑与套料钻表面分离并被弹射排开。同时超声振动产生的动态合加速度是常规加工恒定合加速度的百倍(具体数值由具体参数而定)，形成超声冲击切削效应[23]，避免了大量切屑黏结在刀具内壁上，减小刀具的磨损，保证了钻头的锋利，提高了刀具耐用度。

图9 制孔轴向力对比示意图Fig.9 Comparison diagram of drilling axial force

3.2 仿真与实验轴向力对比

图10和图11分别为超声振动制孔与常规制孔条件下仿真与实验的轴向力对比图，可以看出，仿真所得的轴向力比实验所得的大，超声条件下仿真与实验的轴向力相差最大是在9 mm/min、2000 r/min工艺参数下发生的，仿真所得的轴向力为428.3 N，实验所得的轴向力是398.4 N，两者相差7.5%，常规条件下仿真与实验轴向力相差最大也是在相同工艺参数下发生的，两者相差14%。造成误差的主要原因是仿真中的刀具模型比实验的简单，实验中的金刚石磨粒是无规则排列，大小约为5μm，而模型中是规则排列的，大小为10 μm；其次，模型中当材料的应力状态满足JH-2本构模型的失效准则时，网格单元会直接删除，这导致制孔的轴向力增大。但两者的误差最大不超过15%，从而证明了有限元模型的正确性。

图10 超声制孔下仿真与实验轴向力对比图Fig.10 Comparison of simulation and experimental axial force under ultrasonic drilling

图11 常规制孔下仿真与实验轴向力Fig.11 Simulation and experimental axial force under conventional drilling

3.3 制孔质量分析

常规方式加工后的孔壁表面形貌如图12a所示，可以看出，孔壁表面有大量裂纹，并有凹坑出现，说明在该加工方式下材料主要以脆性断裂为主。SiC晶粒在切削力作用下被打碎形成更细小的微晶粒，并发生重结晶现象，因此在表面形成光滑致密的晶粒层。超声振动加工表面形貌基本与常规加工一致，存在不连续的划痕沟槽，如图12b所示，但其表面并没有出现晶粒拉拔去除后所形成的凹坑，同时脆性断裂程度也要小于常规制孔，整体微观形貌更加平整，表明超声振动可有效减小单颗磨粒的法向载荷，提高制孔质量。

(a)常规加工表面形貌

(b)超声加工表面形貌图12 不同加工方式表面形貌Fig.12 Surface topography of different processing methods

常规加工表面经过进一步放大后可得到图13所示的SEM微观图像，可以将其分为塑性变形区A、破碎塌陷区B、晶粒涂覆区C三个区域。虽然陶瓷材料去除以脆性断裂为主，但也存在一定的塑性流动特征，如图13b中所示的划痕沟槽。由于磨削表面是多磨粒共同作用的结果，因此划痕大多是间断的，沟槽底部和侧面都光平整齐，仅在两侧出现不完整的破碎边缘。从图13c中可以看到，陶瓷晶粒以整体拔出的形式从工件表面脱落，晶界区域出现了较为明显的脆性压陷坑，晶粒的断裂方式为沿晶断裂，并且残留晶粒尺寸较大。图13d显示了晶粒挤压涂覆的微观形貌，颗粒状的晶粒在磨削表面形成轻微的涂覆层，并分布有不规则微细裂纹，说明该区域陶瓷晶粒破碎方式多为穿晶断裂[6]。

(a)已加工表面

(b)区域A

(c)区域B

(d)区域C图13 常规加工表面电镜图Fig.13 SEM of conventional machining surface

相比于常规加工，旋转超声振动套磨后的孔壁残留沟槽连续且密集，脆性断裂去除方式形成了类似鱼鳞状微小凹坑缺陷，如图14a、图14b所示，由此推断高频振动加工增大了材料的临界切削深度，塑性去除比例增大。另外，材料粉末化是SiC陶瓷超声钻削加工的另一种主要表面损伤形式，如图14c、图14d所示，粉末化去除区域呈片状随机分布于磨削表面，且在形态和分布特征上存在显著差异。

(a)脆性断裂表面

(b)区域A

(c)粉末化表面

(d)区域B图14 超声振动辅助加工表面电镜图Fig.14 SEM of ultrasonic vibration assisted machining surface

当切削深度在亚微米级时，磨粒和材料之间将会产生较大的静水流压力，晶粒发生穿晶断裂，进而形成更微细的碎片，最终演变成粉末化区域。对粉末化区域和脆性断裂区域进行长度对比分析，发现粉末化区域要大于脆性区，其原因为磨粒的高速冲击作用导致，这种损伤形式必定会对加工质量造成较大影响。总体看来，引入旋转超声振动可以改变塑性去除和脆性去除比例，实现陶瓷材料精密加工。

4 结论

(1)与实验相比，有限元模型可以较准确地计算出各种工艺参数下的轴向力。在超声制孔条件与常规制孔条件下，仿真与实验的轴向力最大相差分别为7.5%与14%，证明了有限元模型的正确性。

(2)SiC陶瓷磨削制孔过程可分为两阶段，其中第Ⅰ阶段时长较短，轴向力总体呈现急速上升趋势；而第Ⅱ阶段轴向力逐渐减小且占比时间长，此阶段对最终制孔质量影响较大。

(3)相比于常规加工，旋转超声振动加工可显著减小制孔轴向力，仿真中最大降幅可达26.1%，实验最大降幅可达32.9%。两种加工方式下，工艺参数对轴向力的影响变化规律一致，均为随着主轴转速的增大和进给速度的减小而减小。

(4)SiC陶瓷材料磨削去除方式有脆性断裂、塑性变形以及粉末化重结晶等，其中脆性去除占比较大；常规加工时陶瓷晶粒会出现整体拔出，导致孔壁表面存在凹坑，并且材料内部发生塌陷；超声加工脆性断裂程度小于常规加工，陶瓷晶粒未整体拔出，整体微观形貌更加完整，提高了制孔质量。