王明海，姜慶杰，劉大響，徐穎翔

（1.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100191；2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)航空制造工藝數(shù)字化國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136）

超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削C/SiC復(fù)合材料表面粗糙度研究*

王明海1，2，姜慶杰2，劉大響1，徐穎翔2

（1.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100191；2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)航空制造工藝數(shù)字化國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136）

為了改善C/SiC復(fù)合材料銑削表面質(zhì)量，研究了超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削對(duì)表面粗糙度的影響。通過(guò)對(duì)C/SiC復(fù)合材料進(jìn)行超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)及傳統(tǒng)銑槽加工試驗(yàn)，結(jié)合Box-Behnken響應(yīng)曲面試驗(yàn)分析，得到了超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削條件下各切削要素（主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、切削深度）對(duì)表面粗糙度的顯著性，并建立了表面粗糙度預(yù)測(cè)模型。研究表明：與傳統(tǒng)銑削相比超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削可有效降低銑削表面粗糙度；各加工要素對(duì)表面粗糙度影響重要程度依次為切削深度，主軸轉(zhuǎn)速，進(jìn)給速度；在試驗(yàn)工藝范圍內(nèi)表面粗糙度預(yù)測(cè)模型準(zhǔn)確可為切削參數(shù)優(yōu)選和表面粗糙度控制提供依據(jù)。

C/SiC復(fù)合材料；超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削；表面粗糙度；響應(yīng)曲面法

0 引言

碳纖維增強(qiáng)碳化硅（C/SiC）復(fù)合材料因其具有良好的耐高溫、耐磨化學(xué)腐蝕、熱膨脹系數(shù)低等特性［1-2］，已經(jīng)成為航空航天工業(yè)不可缺少的高溫結(jié)構(gòu)材料［3］，而且在汽車(chē)制造工業(yè)［4］、核電能源工業(yè)［5］等高新技術(shù)領(lǐng)域也得到了廣泛的應(yīng)用。隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展，對(duì)零件的表面質(zhì)量的要求也越來(lái)越高，而表面粗糙度對(duì)零件的可靠性和使用壽命有著重要的作用。但因C/ SiC復(fù)合材料具有高硬度、高脆性且力學(xué)性能各向異性的特點(diǎn)，導(dǎo)致傳統(tǒng)切削加工的表面質(zhì)量無(wú)法得到保證，加工表面粗糙度較差。

超聲振動(dòng)切削是通過(guò)對(duì)刀具或工件施加超聲頻率外激振動(dòng)，使刀具與工件發(fā)生周期性分離的脈沖式切削方法。目前，越來(lái)越多的研究證明超聲振動(dòng)切削可降低加工過(guò)程中的切削力，改善加工過(guò)程的穩(wěn)定性，獲得較好的加工表面質(zhì)量。沈?qū)W會(huì)［6-7］討論了超聲振動(dòng)輔助銑削時(shí)實(shí)現(xiàn)刀具-工件分離的必要參數(shù)條件，利用小徑立銑刀對(duì)鋁合金進(jìn)行進(jìn)給方向超聲振動(dòng)銑削實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，超聲振動(dòng)銑削可有效提高槽側(cè)壁表面質(zhì)量。趙云峰［8］通過(guò)小徑立銑刀對(duì)鋁合金進(jìn)行超聲振動(dòng)的銑削實(shí)驗(yàn)，分析了超聲振幅與每齒進(jìn)給量對(duì)工件槽底表面粗糙度的影響，給出較小的每齒進(jìn)給量可獲得更好的槽底表面粗糙度。Z.W.Zhong［9］對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料進(jìn)行超聲振動(dòng)車(chē)削試驗(yàn)，施加超聲振動(dòng)后加工表面可觀察到光色散現(xiàn)象，與傳統(tǒng)車(chē)削相比加工表面粗糙度明顯降低。Abootorabi［10］提出新的超聲振動(dòng)銑削的切削速度與切削厚度關(guān)系，通過(guò)超聲振動(dòng)側(cè)銑420合金結(jié)構(gòu)鋼試驗(yàn)，結(jié)果表明超聲振動(dòng)銑削可有效降低加工表面粗糙度，且在高切削速度逆銑方式下表面粗糙度降低最為顯著。

本文針對(duì)C/SiC復(fù)合材料銑削加工質(zhì)量差的問(wèn)題，提出超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削的加工方式以改善加工表面粗糙度。通過(guò)單因素試驗(yàn)對(duì)比了有無(wú)超聲振動(dòng)對(duì)表面粗糙度的影響，并通過(guò)響應(yīng)曲面試驗(yàn)對(duì)超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)狀態(tài)下各銑削要素對(duì)表面粗糙度的影響進(jìn)行驗(yàn)證分析。

1 試驗(yàn)裝置與設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)裝置

超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削試驗(yàn)系統(tǒng)建立在數(shù)控萬(wàn)能回轉(zhuǎn)頭銑床（XK6232C）上，如圖1所示。刀具的超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)由含有換能器和變幅桿的超聲扭振刀柄提供。圖2為超聲扭振刀柄和超聲綜合電控柜。工件材料為先驅(qū)體浸漬裂解法（PIP）工藝制備的三維五向整體編織C/SiC復(fù)合材料，纖維直徑為7μm，纖維體積分?jǐn)?shù)55%，基體體積分?jǐn)?shù)35%，孔隙率8.5%。其余主要試驗(yàn)設(shè)備包括：壓電式銑削測(cè)力儀（YDX-Ⅲ9702）、TR240便攜式表面粗糙度儀、OLYMPUS高級(jí)金相系統(tǒng)顯微鏡（GX51）與振幅監(jiān)測(cè)裝置等。

圖1 超聲振動(dòng)銑削加工現(xiàn)場(chǎng)

圖2 超聲扭振刀柄及綜合電控柜

1.2 C/SiC復(fù)合材料試驗(yàn)刀具選擇

C/SiC復(fù)合材料因其難加工特點(diǎn)，使得傳統(tǒng)硬質(zhì)合金銑刀在加工過(guò)程中刀具磨損嚴(yán)重，加工質(zhì)量難以保證。圖3所示為φ6硬質(zhì)合金銑刀（TiAlN涂層，4齒）在主軸轉(zhuǎn)速1000r/min，進(jìn)給速度50mm/min，切深0.5mm切削參數(shù)下銑削15mm槽的槽壁表面質(zhì)量。圖4為φ6電鍍金剛石刀具（基體：45#鋼，磨料粒度：150#，結(jié)合劑：金屬鎳）在相同的切削參數(shù)下銑削槽壁表面質(zhì)量。

圖3 傳統(tǒng)硬質(zhì)合金銑刀銑削槽壁表面質(zhì)量

圖4 電鍍金剛石刀具加銑削槽壁表面質(zhì)量

從圖3、圖4可以看出傳統(tǒng)硬質(zhì)銑刀銑削C/SiC復(fù)合材料加工質(zhì)量表面質(zhì)量較差，存在明顯的崩邊現(xiàn)象。電鍍金剛石刀具切削效果理想無(wú)明顯加工缺陷。這是因?yàn)閭鹘y(tǒng)硬質(zhì)合金銑刀在銑削C/SiC復(fù)合材料的過(guò)程中刀具磨損嚴(yán)重，產(chǎn)生的切削力較大，使材料局部產(chǎn)生破碎和剝離，而電鍍金剛石刀具由于切削刃為表面的微小的磨粒，切削量較小，加工所產(chǎn)生的切削力相對(duì)較小，加工表面質(zhì)量良好。所以本文選用加工質(zhì)量較好的電鍍金剛石刀具作為實(shí)驗(yàn)刀具。

1.3 單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)

單變量改變主軸轉(zhuǎn)速（n）、進(jìn)給速度（Vf）、切削深度（ap），研究銑削三要素在超聲振動(dòng)作用與傳統(tǒng)銑削加工條件下對(duì)加工表面粗糙Ra影響，超聲振動(dòng)頻率為25kHz，振幅為10μm。試驗(yàn)加工參數(shù)見(jiàn)表1。通過(guò)TR240表面粗糙度儀對(duì)已加工的槽底面進(jìn)行測(cè)量。測(cè)量中為保證測(cè)量數(shù)據(jù)的可靠性每個(gè)底面測(cè)量7次，去除掉其中最大值與最小值，剩余5次測(cè)量值取平均值。

表1 單因素試驗(yàn)加工參數(shù)

1.4 響應(yīng)曲面試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了進(jìn)一步研究超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)條件下（超聲振動(dòng)頻率為25kHz，振幅為10μm）各切削參數(shù)對(duì)槽底面表面粗糙度的影響，設(shè)計(jì)Box-Behnken Design響應(yīng)曲面試驗(yàn)分析各切削要素間交互影響并分析銑削參數(shù)最佳水平范圍。響應(yīng)曲面法可以評(píng)價(jià)指標(biāo)和因素間的非線性關(guān)系建立連續(xù)變量曲面模型，通過(guò)較少的試驗(yàn)組數(shù)對(duì)影響因子及其交互作用進(jìn)行評(píng)價(jià)［11-12］。試驗(yàn)選取加工效果較好的電鍍金剛石刀具在超聲振動(dòng)條件下進(jìn)行，選取槽底面表面粗糙度為響應(yīng)值，設(shè)計(jì)3因素3水平響應(yīng)曲面法試驗(yàn)，共有15個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)，其中12個(gè)析因點(diǎn)，3個(gè)零點(diǎn)以估算誤差。因素水平表見(jiàn)表2。

表2 因素水平表

2 表面粗糙度試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 單因素試驗(yàn)結(jié)果

圖5 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)表面粗糙度的影響

從圖5中可以看出，超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削槽底表面粗糙度要明顯小于傳統(tǒng)銑削加工，且表面粗糙度隨主軸轉(zhuǎn)速的增加而降低。施加超聲振動(dòng)后槽底表面粗糙度明顯降低的原因是：①施加超聲振動(dòng)后因刀具振動(dòng)方向與切削速度方向相同，改變了刀具的切入方式，刀具的瞬時(shí)切入速度大幅度提高，瞬時(shí)切入速度可表示為：

通過(guò)（1）、（2）兩式可得本試驗(yàn)中主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min時(shí)，超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)銑削切入速度為113 m/min，而傳統(tǒng)銑削切削速度僅為19m/min。切入速度的提高可有效降低切削過(guò)程中的切削應(yīng)力，材料的去除方式以塑性變形為主，加工表面質(zhì)量較好。②超聲振動(dòng)切削在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的每個(gè)磨粒的切削時(shí)間極短（10-5s數(shù)量級(jí)），可有效縮短前刀面與切屑的摩擦?xí)r間，刀具與切屑之間的摩擦系數(shù)僅為傳統(tǒng)切削的1/10［13］。③刀具和工件周期性分離可使得切屑及時(shí)排除，保持了磨粒的鋒利程度，有效抑制加工過(guò)程中毛刺等加工缺陷的產(chǎn)生，降低槽底表面粗糙。如圖6所示。

而隨著主軸轉(zhuǎn)速的不斷提高，電鍍金剛石刀具表面單顆磨粒最大切深變小，從而降低了銑削過(guò)程中的切削力，減少了裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展，因此表面粗糙度成下降趨勢(shì)。

圖6 電鍍金剛石刀具表面

圖7 進(jìn)給速度對(duì)表面粗糙度的影響

圖7為進(jìn)給速度對(duì)表面粗糙度的影響圖，隨著進(jìn)給速度的增加表面粗糙度也隨之增加，當(dāng)進(jìn)給速度大于50mm/min后表面粗糙度增大趨勢(shì)明顯。這是因?yàn)殡婂兘饎偸毒卟牧系娜コ饕磕チ?duì)工件表面拋磨和劃擦，當(dāng)進(jìn)給速度達(dá)到80mm/min時(shí)，較大的進(jìn)給速度減少了磨粒與工件接觸數(shù)，使單顆磨粒切削厚度增大，從而增加了材料的崩碎去除比例，導(dǎo)致加工表面粗糙度增加。施加超聲振動(dòng)后表面粗糙度也隨進(jìn)給速度增加但增幅較小，從20mm/min增大到80mm/min表面粗糙度增加了0.2，所以適當(dāng)?shù)脑龃筮M(jìn)給速度既可以提高加工效率同時(shí)又保證了加工表面質(zhì)量。

圖8 切削深度對(duì)表面粗糙度的影響

從圖8中可以看出，傳統(tǒng)切削加工時(shí)切削深度從0.2mm增大到0.8mm，表面粗糙度呈增大趨勢(shì)，而當(dāng)切削深度大于0.5mm時(shí)，表面粗糙快速增加。這是因?yàn)殡S著切削深度的增加刀具的切削厚度及單個(gè)磨粒切削弧長(zhǎng)也隨之增加，磨粒在銑削過(guò)程中的最大切削厚度變大，增大了銑削過(guò)程中的切削力，使材料容易產(chǎn)生較大裂紋和破碎，導(dǎo)致表面粗糙度增加。施加超聲振動(dòng)后表面粗糙度增大趨勢(shì)與傳統(tǒng)銑削趨勢(shì)基本相同，當(dāng)切削深度達(dá)到80mm時(shí)表面粗糙度增加同樣明顯，這表明切削深度對(duì)兩種加工方式影響同樣顯著，C/SiC復(fù)合材料銑削加工不易選擇較大的切削深度。

2.2 Box-Behnken響應(yīng)曲面法試驗(yàn)結(jié)果及分析

通過(guò)15次超聲振動(dòng)銑削C/SiC復(fù)合材料試驗(yàn)并測(cè)量每次加工后的槽底表面粗糙度，結(jié)果如表3所示。利用Eesign Expert軟件進(jìn)行多元回歸擬合，得到表面粗糙度Y對(duì)主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、切削深度的二次多項(xiàng)回歸方程：

其中Y為表面粗糙度預(yù)測(cè)值，A、B、C分別表示主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、切削深度。

表3 Box-Behnken設(shè)計(jì)方案及響應(yīng)值結(jié)果

對(duì)得到的二次多項(xiàng)回歸模型進(jìn)行方差分析，結(jié)果如表4所示。

表4 回歸模型的方差分析

由表4可知，響應(yīng)回歸模型P值為0.0003小于0.001，表面響應(yīng)回歸模型到達(dá)了極顯著水平，失擬項(xiàng)不顯（P=0.0750＞0.05），其模型校正決定系數(shù)為 0.9651，表明此模型能解釋96.51%響應(yīng)值變化，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)有較好的精確度和可靠性，模型響應(yīng)值的變異系數(shù)CV值僅為6.80%，表明實(shí)驗(yàn)操作可信。經(jīng)F值檢驗(yàn)得到各切削要素對(duì)表面粗糙度影響依次為：切削深度（F=208.94）＞主軸轉(zhuǎn)速（F=100.75）＞進(jìn)給速度（F=49.44）。為了驗(yàn)證回歸方程的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。表5所示試驗(yàn)加工參數(shù)與加工誤差?？芍砻娲植诙鹊念A(yù)測(cè)粗糙度誤差較小。因此在試驗(yàn)工藝參數(shù)范圍內(nèi)可以用本試驗(yàn)回歸模型對(duì)超聲振動(dòng)C/SiC復(fù)合材料加工表面粗糙度進(jìn)行分析和預(yù)測(cè)。

表5 回歸方程驗(yàn)證試驗(yàn)

通過(guò)方程（3）對(duì)表3試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)進(jìn)行二次多元回歸擬合做表面粗糙度Ra的響應(yīng)曲面及等高線圖，如圖9、10、11所示。并通過(guò)Eesign Expert軟件得到43組各切削要素最優(yōu)組合，經(jīng)統(tǒng)計(jì)分析得到各切削參數(shù)最優(yōu)范圍。

圖9 主軸轉(zhuǎn)速與進(jìn)給速度對(duì)表面粗糙度的影響

圖9為當(dāng)切削深度為0.5mm時(shí)，即0水平切削條件下，主軸轉(zhuǎn)速與進(jìn)給速度的響應(yīng)曲面與等高線圖。響應(yīng)曲面緩慢上升，等高線曲率半徑較大，表明主軸轉(zhuǎn)速與進(jìn)給速度之間交互作用較明顯。在較高的主軸轉(zhuǎn)（1300～1500r/min）及較低的進(jìn)給速度（20～34 mm/min）下可獲得較好的加工表面質(zhì)量。

圖10 主軸轉(zhuǎn)速與切削深度對(duì)表面粗糙度的影響

圖10為在進(jìn)給速度為50mm/min時(shí)，即進(jìn)給速度為0水平切削條件下，主軸轉(zhuǎn)速與切削深度對(duì)表面粗糙度的響應(yīng)曲面及等高線。響應(yīng)曲面上升非常明顯，等高線曲率很大，主軸轉(zhuǎn)速與切削深度交互作用非常明顯。在低主軸轉(zhuǎn)速n=500r/min，高切削深度ap= 0.8mm切削條件下表面粗糙度到達(dá)最大。這是因?yàn)楦咔邢魃疃仁沟毒弑砻鎲文チＧ邢骱穸仍龃?，較低的主軸轉(zhuǎn)速會(huì)減少刀具與工件的接觸次數(shù)，在這兩種條件下會(huì)產(chǎn)生的切削力較大，導(dǎo)致切削過(guò)程不穩(wěn)定，甚至產(chǎn)生崩邊等加工缺陷，導(dǎo)致表面粗糙度升高。

圖11 進(jìn)給速度與切削深度對(duì)表面粗糙度的影響

圖11為主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min時(shí)，即主軸轉(zhuǎn)速為0水平切削條件下，進(jìn)給速度與切削深度對(duì)表面粗糙度的響應(yīng)曲面及等高線圖。從圖中可以看出，隨表面粗糙度隨進(jìn)給速度和切削深度增大而上升，在低切削深度ap=0.2mm時(shí)，隨著進(jìn)給速度增加表面粗糙度變化不顯著，而在低進(jìn)給速Vf=20mm/min時(shí)，隨著切削深度增加表面粗糙度變化顯著，這與單因素試驗(yàn)分析所得到的結(jié)論一致，因此在切削過(guò)程中要盡量控制切削深度在較低的范圍內(nèi)（0.21～0.39mm）。

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)C/SiC復(fù)合材料進(jìn)行超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)及傳統(tǒng)銑槽加工試驗(yàn)，分析兩種加工方式下不同切削要素對(duì)表面粗糙度的影響，結(jié)合Box-Behnken響應(yīng)曲面試驗(yàn)分析超聲扭轉(zhuǎn)振動(dòng)條件下切削要素對(duì)粗糙度的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

（1）與傳統(tǒng)銑削加工相比，施加超聲振動(dòng)后改變了刀具的切入方式，同時(shí)使刀具與工件周期性分離，可有效降低加工表面粗糙度。

（2）兩種加工方式下各切削要素對(duì)表面粗糙度的影響規(guī)律基本相同，經(jīng)響應(yīng)曲面試驗(yàn)分析得到各切削要素對(duì)表面粗糙度影響重要程度依次為：切削深度＞主軸轉(zhuǎn)速＞進(jìn)給速度。

（3）響應(yīng)曲面試驗(yàn)得到了超聲振動(dòng)銑削C/SiC復(fù)合材料表面粗糙度的預(yù)測(cè)模型，并通過(guò)P值及失擬項(xiàng)檢驗(yàn)表面模型擬合較好，經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，在本試驗(yàn)工藝參數(shù)范圍內(nèi)準(zhǔn)確可為切削參數(shù)優(yōu)選和表面粗糙度控制提供依據(jù)。

（4）通過(guò)響應(yīng)曲面圖及等高線圖分析得到各切削參數(shù)對(duì)表面粗糙度之間的交互影響，通過(guò)Eesign Expert得到各切削要素最優(yōu)組合，經(jīng)統(tǒng)計(jì)分析得到各切削參數(shù)最優(yōu)范圍為：主軸轉(zhuǎn)速為1300～1494r/min、進(jìn)給速度為20～34mm/min、切削深度為0.21～0.39mm。

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（編輯 趙蓉）（編輯 趙蓉）

Study on Surface Roughness ByUltrasonic Torsional Vibration Milling C/SiC Composites

WANG Ming-hai1，2，JIANG Qing-jie2，LIU Da-xiang1，XU Ying-xiang2
（1.Energy and Power Engineering Academy Beihang University，Beijing 100191，China；2.Key Laboratory of Fundamental Science for National Defense of Aeronautical Digital Manufacturing Process，Shenyang Aerospace University，Shenyang 110136，China）

In order to improve surface quality of milled surfaces of carbon fiber reinforced silicon carbide（C/SiC）composites，the influence of ultrasonic torsional vibration milling on surface roughnesswas investigated.Based on the tests of ultrasonic torsional vibrationand traditional slotmilling，combined with Box-Behnken response surface test analysis，the significance of each factor of processing parameters（spindle speed，feed rate，depth of cut）on surface roughnesswas studied，and the prediction model of surface roughness was established.The experimental results show that ultrasonic torsional vibration milling can effectively reduce the surface roughness compare with conventional milling；depth of cut is the most significant factor of affecting surface roughness in UTVM with spindle speed，feed rate being the second，the third；surface roughness prediction model can accurately provide the basis for the surface roughness and cutting parameters optimization control within the range of experiment process.

C/SiC composites；ultrasonic torsional vibration milling；surface roughness；response surface methodology

TH142；TG506

A

1001-2265（2015）06-0012-05 DOI：10.13462/j.cnki.mmtamt.2015.06.004

2014-09-12；

2014-10-20

中航航空基金支持項(xiàng)目（2013ZE54002）；裝備重點(diǎn)預(yù)研基金（9140A18020****4052）

王明海（1971—），男，濟(jì)南人，沈陽(yáng)航空航天大學(xué)碩士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，研究方向?yàn)榫芨咝?shù)控加工技術(shù)；通訊作者：姜慶杰（1989—），男，遼寧鞍山人，沈陽(yáng)航空航天大學(xué)碩士研究生，研究方向?yàn)榫?、超精密加工技術(shù)，（E-mail）jiangqjie@126.com。