结构陶瓷电火花可加工性的模型化预测

梁果

1　引言
# N- d- s3 g8 W7 ]- D% |9 A: ~: E　　电火花加工技术应用于结构陶瓷材料加工，在近20年来得到较快的发展。结构陶瓷材料的固有特性，使其在电火花加工过程中所表现出来的工艺特性完全不同于金属。自80年代以来，许多学者在致力于结构陶瓷电火花加工外特性的研究，不同学者采用不同材料，在不同的条件下得到了不同的工艺数据，分析总结了或相同或相似的工艺规律，但是工艺规律的离散性较大，难以预测对某种结构陶瓷使用电火花加工的可行性。本文围绕这一问题进行实验研究和理论分析，得到了一种较为科学的预测结构陶瓷电火花可加工性的分析方法。
- ~9 h# _, c4 r* Q2　实验设计中的材料选择
; d0 L9 }/ S% ]　　在结构陶瓷中，氧化物、氮化物、碳化物是三大主要系列。氧化铝是可熔化结构陶瓷材料的典型代表，是氧化物系列的结构陶瓷中研究最成熟的一种。它在地壳中的贮藏量丰富，约占地壳总重量的25%，价格低廉，性能优良。据资料记载，仅在山东省淄博市博山区，就蕴藏着上亿吨的优质铝矾土矿。价格便宜和相当成熟的开发研究，使氧化铝基的复合陶瓷材料的应用十分广泛，涉及到冶金、化工、机电、船舶、宇航、轻工等各个领域。可用来制造车刀、铣刀、卡规、各种密封件、拉丝模、拉丝塔轮、滑板、化工设备的阀、泵、宇航器的轴承、火箭鼻锥等。
9 g# K  x( r$ J　　氮化硅是较低温度分解升化、导热性能(常温)较差、晶界玻璃相较多的一类结构陶瓷材料的典型代表，是氮化物系列的结构陶瓷中研究最活跃、进展最大的一种。具有优越的抗热震性能，摩擦系数小，自润滑能力强，其应用范围超过了氧化铝，在美国的陶瓷燃气轮机计划中，采用氮化硅制作转子、定子和涡形管。无水冷陶瓷发动机中，采用热压氮化硅做活塞顶。在联邦德国的燃气轮机中，用热压Si3N4做转子、定子，用反应烧结的Si3N4做燃烧器。在日本，用无压烧结的Si3N4制作单缸柴油发动机中的活塞罩、汽缸套、副燃烧室等。日本的五十铃汽车公司的全陶瓷发动机也主要采用Si3N4基结构陶瓷材料。我国研制的高温气门、轴瓦、滚动轴承等陶瓷零件，也是Si3N4基材料的性能最好。
　　碳化硅(俗称“金刚砂”)是没有熔点、导热性能好、晶界玻璃相少的一类结构陶瓷材料的典型代表，是碳化物系列的结构陶瓷中应用最广泛的一类。碳化硅的硬度仅次于氧化铝，导热性能很好，理论导热系数为400Wm*℃，远大于氧化铝和氮化硅。其在工具业中的应用早为人们所熟知。近几年来，广泛用来制造高温零部件(火箭发动机喷嘴、磁流体发电机的电极等)、耐磨损件(各种机械密封环、拉丝模等)、耐腐蚀件(化工用的泵、阀、喷嘴等)，是最有前途的高温材料，其常温强度可维持到1200℃没有明显降低。
3　可加工性的预测分析
4 `8 X; v. c2 T' W( M% i$ F% i　　满足表面完整性的加工效率和电极损耗是衡量某种结构陶瓷材料电火花加工可行性的决定性指标，对结构陶瓷材料来说，峰值电流的持续时间是影响加工效率和电极损耗的关键因素〔1～3〕。
. h: {( l( Q5 A+ d$ ~3.1　最优脉宽的确定
　　某种结构陶瓷材料能否在特定电火花加工设备上加工，关键在于能否得到最优脉宽。综合分析各种材料的熔化体积随峰值电流持续时间ts的变化曲线，就可预测高效、低损耗所对应的最优ts值。如以黄铜作为工具电极，模型化计算黄铜为阳极时，最大熔化体积随ts的变化曲线见下图。
* q, I6 J) n0 x* n# Q( ~" C" p
　　由上图可看出，在ts＜40ns时最大熔化体积达到峰值，到200ns时熔化体积已很小。与被加工材料的Vm-ts曲线对比分析，使被加工材料接近而工具材料远离最大熔化体积极值的ts值为最佳值。
0 q( B( F& @3 k+ H　　如将Al2O3、SiC、Si3N4的Vm-ts曲线［3］和上图对比分析，三种材料的优化脉宽在0.5～2μs范围内。Al2O3最优脉宽0.5μs，SiC、Si3N4最优脉宽1μs。
0 ^* @+ w& }, G3.2　工具电极损耗的预测
　　利用最大熔化体积随ts的变化曲线可预测工具电极损耗，如表1、表2所示的实验与分析结果。表1的研究参数如表3，表2的研究参数如表4。
表1　不同脉宽时电极损耗的变化(%)
- k$ I9 X" J6 D  D9 {3 z& x  F7 j工件材料
/ W( l- W4 Y2 [6 K+ z6 T7 T- u7 S0.3μs
$ S% Q! e! V9 R. N- h: @0.5μs
1μs
) q8 N8 J3 e: Y# d$ l" T  H$ h2μs
实验值
) h( J" `# `; |. t6 h: l: l# i计算值
实验值
# F0 d2 p: G& |" c/ |. I+ ~计算值
0 R. S/ B" G& Z2 u$ p  w1 I" s( W实验值
2 M3 r) Z5 X$ d9 c  S计算值
实验值
计算值
SiC
165
% Z; K% X9 p# f; t- J. W0 }186
98
, ?) R' _, P* E& e6 m: W8 I+ C& m120
+ h6 [. u6 Z) X# H$ i; H36
40
% P1 L2 \% d% T! `$ q$ T3 O15
6 J' ]1 D. Z3 {* V0 `: D40
Si3N4
78
( @6 }* u( t2 q91
8 e' w, K- o& [% j7 E; b52
" b- d" l( f  W- X/ O71
17
20
" V/ {/ d  {: g% [/ C11
# l2 J9 c2 S2 j2 b  f3 X20
Al2O3
5 [/ A4 o1 @; s- ~5 U, N& V170
165
76
30
" f- [$ t7 K0 H  [  s! E23
25
19
22
: g* l' w2 S8 F8 ~" H: g表2　不同峰值电流时电极损耗的变化(%)
工件材料
0 `+ J& |7 \9 ^6 ^- _15A
9 X% n( N7 j0 H! ^2 M35A
70A
115A
: s  h; X, w4 B' w! N# l+ d3 Z  M实验值
9 E( A6 T$ a4 }" i) R8 W0 p计算值
实验值
. ?9 M$ }/ c" P4 \; H4 g% n7 l计算值
2 K( O$ O# l' t% q) `实验值
计算值
2 a5 f2 M( Y2 ^- b2 c$ m: i" Q实验值
1 ^3 L( [0 u) Z3 I计算值
0 ?  E  u/ I1 j( p" u, _SiC
; [3 w  w. M* ?; v18
/ s( J( x' K8 z1 `5 Y. T37
36
; i' `# U6 A7 O9 }40
83
! j  X' B( V0 W( h/ q+ n' S0 V110
1 X( a& U' ^5 \8 U  R155
193
0 q# f% B! T6 A5 JSi3N4
: ]* L) v  k. B10
19
. w' U. p4 N2 F! H# @17
20
7 s$ R. [5 l/ I3 X# t3 ^% [47
84
99
  r; y4 g8 t/ P) v124
( z' m% a4 v5 g* |) p( a# CAl2O3
22
28
26
30
4 h& _# d/ i$ W90
101
161
2 x: _! L9 X0 B( h" o157
表3　表1的研究参数
工件材料
4 m3 P- {" E% [Up(V)
IP(A)
5 J+ q* `- t  S4 q2 T2 mton:toff
FA
+ V" l! C5 _  B工具电极
- Y& X4 z) V# X. ]: B7 LSiC、Si3N4
200
35
/ X' q: h, ~* ^' h2 Y1:10
5 H; N% r0 q  X3 r6 J3 z2 @0.17
# ~* |2 `4 h9 s! G- x) [' E?4mm中孔=?1.5mm黄铜棒
, d3 e  {2 x% S/ _' HAl2O3
: m5 X% ?; X/ y1 z( s& _2 k160
! [* O" v# M4 z$ u$ B5 d35
% b& g. U$ B0 M: K9 _1:8
0.12
* g' i' h& I, |" g2 A' u: d- t3 }　
( u' o, x; A1 I$ N" r1 {表4　表2的研究参数
* V) t' ]. a% W# |* L$ Q" }% n- F# b工件材料
* d/ d& _9 z* w) J( `Up(V)
Ton(μs)
ton:toff
# T, l6 K$ N( J) j" j8 HFA
) b/ z! n  s' K4 @3 x- ~& F工具电极
3 }$ W" E1 S$ Y5 m  d' r3 nSiC、Si3N4
200
+ d4 w  M0 ^" K8 U0 u1
1:8
# R1 e+ u* s7 ^( z1 J- x0.17
) V) \2 H- c: \% u5 B?4mm中孔
4 }- G) W0 r) B+ p/ t- D' H* w?1.5mm黄铜棒
Al2O3
; {( j0 _0 r6 r  s2 f* i160
0.5
# M7 ^6 m1 j/ a' Z! U7 A8 M1:6
0.12
7 V2 }# w5 A" H, X+ ~6 w6 F/ h　
2 h$ t8 C' G% I! T( r& Y　　相对电极损耗的实验值为，打穿工件时电极损耗长度与工件厚度比值。模型计算值为，脉冲结束时铜的熔化体积与工件材料的熔化体积之比。分析表3、表4，从Al2O3的数据可看出，模型化较准确，能反映实际加工状态，可是SiC、Si3N4的实验与计算数据相差悬殊。通道扩胀规律，受电极材料特性的影响较小，通道半径的模型化不会产生如此大的差异，关键在于模型化的计算方法是否合理。从材料特性看，SiC、Si3N4和Al2O3的最大差别在于前两者没有熔点，SiC在2600℃分解，Si3N4在1900℃分解，分解过程是不可逆的，因而这两种材料对熔化体积的概念是不合适的。熔化体积随ts的变化曲线显示，在某个ts以后熔化体积要减小，这表明工件内部的熔化等温线在向热源收缩。也就是随着通道扩胀，能量密度降低，已熔化的材料在液固界面再凝固，对于有熔点的材料，凝固规律可由温度来决定，没有熔点的材料，这一规律要复杂得多，因为结构陶瓷一般都是几个相的复合，相界面的共晶体成分与单相成分共同决定其相变规律。总的来说，无熔点相的存在将阻碍熔化等温线的收缩。故对模型计算方法进行修正，计算值与实验值有较好的相近性。修正计算方法是：相对电极损耗等于脉冲结束时，铜的熔化体积与SiC、Si3N4的1.05倍最大熔化体积的比值，计算结果见表5、表6。可看出修正后的模型化已较准确，能反映实际加工状态。最大熔化体积修正系数的取值与材料的热扩散率有关，热扩散率越大，取值应越大；分解气化相的粒度越大，取值应越大。
0 Q1 Y6 N; q5 b' ~3 h表5　不同脉宽时电极损耗的修正结果(%)
工具电极
0.3μs
0.5μs
1μs
2μs
实验值
' V+ r! \/ K' p1 y计算值
实验值
# ^1 P5 `4 c& z1 K5 }0 R计算值
实验值
+ _/ T/ O# O2 U3 ?! E% T' Z计算值
实验值
计算值
+ j% Z1 ~' j/ r0 i- X* HSiC
7 C: _" T% {" q" @5 B# K165
3 C, d/ t: ]7 p) b: z4 i180
; V3 x/ _! A) `& F98
/ `. b2 U4 A* S9 r99
) Y! [2 t* k0 g: |36
7 M: E$ {3 u: z3 s* R# H+ w: B7 M40
15
13
Si3N4
78
# o/ |2 l+ }1 T86
52
& o* v! Y+ U4 c  {0 u0 X60
4 G5 T9 g3 b# k- _# t' H$ u17
20
11
8
表6　不同峰值电流时电极损耗的修正结果(%)
: O; O( k( d3 C' F' Z' Z工具电极
15A
35A
; |  n1 n6 G% K: n' Z( ~9 a7 p/ v0 ]70A
115A
: I& Q2 E; b* m8 g4 `1 X实验值
. v7 e! M5 ]$ i" B( D8 I计算值
实验值
& H* v% c; a/ E* f* ]) W计算值
' E% K( O) d& t% g5 `; y: g. \实验值
计算值
. I: t. o5 }1 n  B. d实验值
, x4 n7 l3 G+ r" K4 d" e计算值
/ m5 m' s0 @5 G! J% w& c" q# JSiC
- r* ?) t% k# T: h5 y0 D0 E18
7 ^( W( t* W0 F3 _) L$ F# M22
9 O$ m9 _3 X3 D- z7 y' K% G36
. V9 i6 ]( K9 T: e8 l40
6 Z# W: [: k; N: l/ t2 g7 b83
92
155
170
Si3N4
10
15
17
20
! k/ g2 e/ ]1 g  \% |47
59
99
" C5 m, c0 [3 L5 p3 X! i107
+ u+ }. K& o5 S+ u/ B$ E4 J4　小结
　　模型化分析所得最大熔化体积随脉宽的变化曲线，可用来预测某种结构陶瓷材料电火花加工的可能性。应深入而广泛的研究，将各种特定条件下的这种曲线汇集，编制成图册或数据库软件，使电火花加工真正成为结构陶瓷有效的、方便的加工方法。
  H  E' x1 K. v8 w& X文章关键词：