陶瓷材料磨削加工過程的壓痕斷裂力學(xué)分析

陶瓷材料磨削加工過程的壓痕斷裂力學(xué)分析

1陶瓷壓痕斷裂力學(xué)脆硬體的壓痕斷裂現(xiàn)象一直是材料科學(xué)家的研究內(nèi)容之一。經(jīng)歷了從早期的準(zhǔn)靜態(tài)壓痕斷裂到移動壓頭作用下的裂紋擴(kuò)展,從疲勞壓痕斷裂到動態(tài)壓痕等研究過程。磨削加工作為燒結(jié)后陶瓷制品的常用機(jī)械加工手段之一,是砂輪上鋒利的金剛石磨粒與陶瓷表面相互作用,與脆性固體的壓痕斷裂過程有著共同之處。因此,脆性固體的壓痕斷裂力學(xué)為陶瓷材料的磨削加工提供了豐富的理論基礎(chǔ)。本文在研究磨削裂紋形成基礎(chǔ)上,進(jìn)一步分析材料參數(shù)和磨削方式對陶瓷磨削加工的影響。2與陶瓷材料的接觸陶瓷材料受到金剛石磨粒的法向磨削分力P和切向磨削分力F的共同作用,如圖1。陶瓷材料內(nèi)任一點(diǎn)處的應(yīng)力狀態(tài)可表示為:其中,R為磨削應(yīng)力場中任一點(diǎn)與磨粒間的距離;θ為R在oxy平面的投影r與x軸之間的夾角;φ為R與z軸之間的夾角;λ為切向磨削分力與法向磨削分力之比,即λ=F/P;μ為陶瓷材料的泊松比(Poisson′sratio)。磨粒在陶瓷材料表面接觸點(diǎn)附近產(chǎn)生局部塑性變形區(qū)域,以特征尺寸a表示,則塑性變形區(qū)與彈性區(qū)域的平均接觸壓力P0為:P0=P/(απα2)(2)其中,α是與磨粒幾何形狀有關(guān)的無量綱常數(shù),分析中假定各個(gè)磨粒與陶瓷材料接觸部分形狀參數(shù)α和a相同。根據(jù)圣維南(St.Venant)原理,在R?a區(qū)域,上述彈性解有效。將式(2)代入式(1),得到磨削彈性應(yīng)力場中任一點(diǎn)處的應(yīng)力狀態(tài):其中,gij(φ,θ)λ,μ是磨削應(yīng)力角度坐標(biāo)變量函數(shù),可據(jù)式(1)、(3)求得。如令λ=0,則式(1)、(3)表示陶瓷材料的壓痕應(yīng)力狀態(tài)。陶瓷材料一般產(chǎn)生2類壓痕裂紋,中位/徑向裂紋(Median/Radialcracks),降低材料強(qiáng)度,應(yīng)避免在精密加工中產(chǎn)生。側(cè)向裂紋(Lateralcracks)向表面擴(kuò)展導(dǎo)致材料的去除,機(jī)械粗加工中可利用側(cè)向裂紋獲得高的材料去除率。3分析與討論3.1不同材料的磨削力陶瓷材料壓痕微開裂過程中,中位裂紋和徑向裂紋的初始形成都需要一個(gè)壓痕載荷臨界值P*(Crack-initiationThreshold),如下式:其中,λ0為無量綱常數(shù);KIC為陶瓷材料的斷裂韌性;Hv為材料硬度;Hv/KIC為材料的脆性指數(shù)(IndexofBrittleness)。式(4)表明:對于某種陶瓷材料,法向磨削力超過某一臨界值后,陶瓷材料內(nèi)會產(chǎn)生中位裂紋和徑向裂紋以及側(cè)向裂紋。取λ0=1.6×104,選擇幾種陶瓷材料室溫下Hv和KIC典型性能,據(jù)式(4)算出材料的壓痕載荷臨界值,見表1。Hv/ΚIC反映材料裂紋產(chǎn)生的難易程度,壓痕載荷的臨界值隨其比值降低而提高。機(jī)械粗加工時(shí),可選擇適當(dāng)?shù)哪ハ鲄?shù),使磨削力的法向分力大于被加工材料的壓痕開裂臨界載荷值,以增加材料去除,實(shí)現(xiàn)高效加工;而精加工時(shí),需控制磨削力,減少中位/徑向裂紋的產(chǎn)生,以塑性去除方式加工,保證材料性能。另一方面,可應(yīng)用并設(shè)計(jì)在材料制備中考慮其磨削加工性。如材料應(yīng)用以耐磨性能為主時(shí),可在增加硬度的同時(shí),控制其斷裂韌性,以獲得較高的材料的脆性指數(shù)Hv/KIC,這樣材料在滿足功能的同時(shí)易于加工。根據(jù)式(1)～(3),給定磨粒形狀,影響磨削應(yīng)力狀態(tài)的有彈性常數(shù)μ,磨削分力比λ值和坐標(biāo)位置。此時(shí),磨削應(yīng)力角度坐標(biāo)變量函數(shù)gij(φ,θ)λ,μ直接反映磨削應(yīng)力狀態(tài)。為便于計(jì)算與比較,取無量綱磨削主應(yīng)力變量σ表示磨削應(yīng)力狀況,計(jì)算式為:σ=σii/[αΡ0(a/R)2](i=1,2,3)(5)當(dāng)磨削主應(yīng)力大于臨界應(yīng)力σc時(shí),裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子KI大于材料的斷裂韌性KIC,裂紋開始快速擴(kuò)展,以至斷裂。已有的研究結(jié)果表明:在磨粒前下方,第二主應(yīng)力(σ22)極值大于第一主應(yīng)力(σ11)極值,導(dǎo)致沿磨削方向的加工裂紋;第一主應(yīng)力(σ11)在磨粒后方(θ=00,φ=-900處)取得另一極值,即第一主應(yīng)力最大值,產(chǎn)生垂直磨削方向的表面裂紋。泊松比μ是材料的彈性常數(shù),磨削應(yīng)力隨材料μ值而變。取λ=1/8,根據(jù)式(3)算得表1中4種材料的主應(yīng)力變量極值σmax,如圖2所示。在相同加工條件下,陶瓷材料磨削裂紋的位置均相同,第一主應(yīng)力最大值位置為θ=00,φ=-900;第二主應(yīng)力極值位置為θ=00,φ=4.250。但隨著μ值的減小,材料的脆性增加,主應(yīng)力極值相應(yīng)增加。SSC材料具有較高的主應(yīng)力極值,據(jù)表1的計(jì)算結(jié)果,SSC陶瓷材料中位/徑向裂紋的臨界壓痕載荷最小,因此,SSC陶瓷材料更易產(chǎn)生磨削裂紋,材料容易去除。泊松比在一定程度上反映了材料的磨削加工性。回歸分析圖2結(jié)果,便得到磨削主應(yīng)力極值與泊松比的簡單函數(shù)關(guān)系:σ11max=η(0.616-0.8436μ);r=0.9988(6a)σ22max=η(0.2518-0.5035μ);r=1(6b)其中,常數(shù)η=αP0(a/R)2,r為相關(guān)系數(shù)。3.2值的計(jì)算分析磨削方式可影響磨削分力的比值,切向磨削分力對磨削應(yīng)力有顯著影響,令μ=0.2,選擇5種磨削分力比值λ,由式(1)～(3)計(jì)算主應(yīng)力極值,結(jié)果如圖3。增大切向磨削分力,各個(gè)主應(yīng)力極值均呈增大趨勢,特別是磨粒后方的第一主應(yīng)力最大值增加的更快。當(dāng)λ=0.4時(shí),第一主應(yīng)力最大值是λ=0.1時(shí)的1.86倍。同理,得到磨削主應(yīng)力極值與磨削分力比關(guān)系:σ11max=η(1.2+0.3λ);r=1(7a)σ22max=η(0.0635λ2+0.0008λ+0.15);r=1(7b)磨削第一主應(yīng)力最大值位置不隨λ值而變;而第二主應(yīng)力極值位置角度φ與磨削分力比λ呈線性關(guān)系,見圖3折線圖,回歸分析得到關(guān)系式:φ=32.875λ+0.075;r=0.9998(8)據(jù)式(8),磨粒前下方的磨削裂紋位置角度φ隨磨削分力比λ增大,易形成表面裂紋,便于材料的去除。改進(jìn)加工方式,可增大磨削分力比λ值,實(shí)現(xiàn)陶瓷材料的高效加工,如果λ=2.735,角度φ達(dá)到900,完全形成表面裂紋。例如,普通往復(fù)式平面磨削方式的λ值僅在0.1～0.2之間;而緩進(jìn)給磨削加工方式磨削深度比普通磨削大100～1000倍,可提高磨削力的切向分力,應(yīng)用于陶瓷材料的高效加工。4陶瓷磨削力的測試機(jī)床選用HZ-63型精密臥軸矩臺平面磨床,砂輪型號1Al/T2300×20×127×5RVD120/140B100,水基冷卻液,磨削參數(shù):磨削速度Vc,磨削寬度b,磨削深度ap和工件速度vw。測試設(shè)備采用QB-09型萬能測力儀,DY-15型動態(tài)電阻應(yīng)變儀,LZ-204型X-Y函數(shù)記錄儀和Taylor-Hobson-6型粗糙度儀。測試陶瓷磨削表面輪廓形貌粗糙度參數(shù)Ra,在一定程度上反映陶瓷磨削表面裂紋;測試比磨削剛度kg,即在單位寬度內(nèi)磨削單位深度陶瓷所需的法向磨削力,反映陶瓷的磨削加工性。圖4和圖5結(jié)果與表1和圖2基本一致,以SSC為例,其壓痕載荷最小,僅需較小的磨削力便可產(chǎn)生磨削裂紋,磨削剛度最小;SSC的磨削主應(yīng)力最大,易產(chǎn)生較多的表面磨削裂紋,粗糙度值增大。5磨削力陶瓷材料的磨削加工應(yīng)根據(jù)材料性能選擇適宜的磨削參數(shù)和磨削方式。陶瓷材料的脆性指數(shù)和泊松比可用來衡量材料的磨削加工性。應(yīng)用陶瓷材料的脆性指數(shù)可確定臨界磨削力,根據(jù)泊松比和磨削分力比λ計(jì)算磨削主應(yīng)力極值,根據(jù)臨