HIPSN陶瓷磨削力與溫度的實驗研究

吳玉厚，王 浩，李頌華,，王 賀，孫 健，王定文

(1.沈陽建筑大學，高檔石材數(shù)控加工裝備與技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室，沈陽 110168； 2.沈陽建筑大學機械工程學院，沈陽 110168)

1 引 言

工程陶瓷因為硬度高、強度高、耐磨損和耐腐蝕等良好性能被廣泛應(yīng)用于各類行業(yè)中[1]。磨削目前是其主要的加工方式，而在磨削加工中，磨削力與溫度是衡量陶瓷材料加工性的主要過程參量。由于陶瓷材料自身的硬脆特性，磨削力比大，是金屬的5～10倍[2]。磨削加工中法向磨削力對材料的表面與亞表面損傷存在很大影響，切向磨削力則對磨削區(qū)能量的消耗與磨削熱特性起決定性作用，是分析磨削溫度的主要參數(shù)。此外，磨削力還對電主軸系統(tǒng)的耦合特性、金剛石砂輪的磨損以及工藝系統(tǒng)的穩(wěn)定性等產(chǎn)生影響[3]，進而影響加工后零件的質(zhì)量與性能。在磨削區(qū)中，磨削功率大且絕大多數(shù)都以熱的形成進行轉(zhuǎn)化，一方面溫度過高會對陶瓷的表面質(zhì)量、加工精度、加工效率、殘余應(yīng)力以及砂輪性能(磨損、碳化)等產(chǎn)生很大影響；另一方面適當?shù)臏囟葧偈固沾刹牧系乃苄宰冃?，提高加工后表面質(zhì)量(粗糙度值小)[4]。此外，陶瓷因為導熱率較低，其抗熱沖擊性能差，嚴重時會在磨削表面形成燒傷和熱裂紋，極大影響其使用壽命與強度。所以研究磨削力與溫度對陶瓷磨削機理、加工性能和表面完整性有重要意義。

在過去幾年里，國內(nèi)外學者對陶瓷的磨削力與磨削溫度進行了研究。韓濤等[5]采用正交實驗法探究干/濕磨下磨削參數(shù)對HIPSN陶瓷磨削力的影響。楊緒啟等[6]采用正交實驗法探究了在切槽-推磨復合式加工下磨削碳化硅時磨削參數(shù)對單顆磨粒平均磨削力的影響。Dai等[7]設(shè)計了具有固定速度比vs/vw的單顆磨粒磨削實驗，探究隨著磨削速度的增加，磨削力與比磨削能對陶瓷材料去除機制的影響。張珂等[8]對氧化鋯陶瓷進行平面磨削溫度的研究，采用熱電偶測溫法通過ABAQUS仿真與實驗得出磨削參數(shù)對磨削溫度和磨削熱分配比的影響。Wu等[9]采用NI-DAQ可磨熱電偶技術(shù)來測量碳化硅陶瓷的高速磨削溫度特性，得出一個新的溫度分配模型，后通過分子動力學仿真來驗證其模型對機械加工時的影響。尹國強等[10]采用紅外熱成像技術(shù)對新型點磨砂輪進行探究，研究磨削參數(shù)對磨削溫度的影響，得出點磨削偏角和粗磨削區(qū)傾角對磨削溫度和表面質(zhì)量的影響。以上眾多研究表明研究陶瓷磨削力與溫度對陶瓷去除機理和加工特性有重要意義，但以往只是從單方面對力或者溫度進行研究，因此本文在以往研究的基礎(chǔ)上將磨削力與溫度有效地結(jié)合起來，探究磨削參數(shù)對磨削力與溫度的影響以及力與溫度對表面成形的影響。

2 實 驗

2.1 設(shè)備與方案

實驗試件為先將兩塊尺寸為20 mm×20 mm ×10 mm的熱等靜壓氮化硅陶瓷塊的20 mm×20 mm面研磨拋光后，再將特制的超薄K型熱電偶夾片放入兩個拋光面之間，用耐高溫和導熱性好的云石膠固定24 h后裝夾，平面力與溫度的測量采用Kistler9257B三向平面測力儀和K型熱電偶多通路測溫儀，如圖1所示，實驗在由德國柯爾柏斯來福臨生產(chǎn)制造的BLOHM Orbit 36精密平面磨床上進行，采用樹脂結(jié)合劑砂輪(D91)進行磨削，磨床與砂輪的性能指標如表1和表2所示，檢測磨削表面形貌為S-4800冷場發(fā)射電子掃描顯微鏡(SEM)。在實驗中通過調(diào)整磨削參數(shù)的大小來研究其對磨削力與磨削溫度的影響，為提高效率，使用三因素四水平的正交實驗，實驗參數(shù)如表3所示。本實驗在濕磨下進行，采用逆磨的方式。

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Diagram of experimental device

表1 BLOHM Orbit 36平面磨床指標Table 1 BLOHM Orbit 36 surface grinder index

Spindle power/kWMaximum rotating speed/(r·min-1)Wheel maximum speed/(m·s-1)Minimum resolution/mm8.55000500.001

表2 金剛石砂輪指標Table 2 Diamond wheel index

表3 正交實驗表Table 3 Orthogonal experimental table

2.2 實驗結(jié)果

通過16組正交實驗得出不同磨削參數(shù)下磨削溫度與磨削力的實驗結(jié)果，如表4與表5所示。由表5的正交回應(yīng)表可知：磨削深度對磨削溫度的影響最大，砂輪線速度次之，工件進給速度最??；磨削深度對磨削力的影響最大，工件進給速度次之，砂輪線速度最小。此外，比磨削能也是磨削理論中一個重要概念，是評價磨削過程中能量損耗的一個重要指標，是指磨削過程中單位體積材料所消耗的能量[11]，如式(1)所示，式中e為比磨削能，F(xiàn)t為切向磨削力，vs為砂輪線速度，b為砂輪寬度，取20 mm，ap為磨削深度，vw為工件進給速度。而比磨削能與磨削力、磨削參數(shù)、磨削時所產(chǎn)生的熱量和砂輪屬性都存在關(guān)系，因此在正交實驗的基礎(chǔ)上通過計算得出不同參數(shù)下比磨削能的實驗結(jié)果，同樣展示在表4與表5中。由表5可知：工件進給速度對比磨削能影響最大，磨削深度次之，砂輪線速度最小。

(1)

表4 正交實驗結(jié)果Table 4 Orthogonal experiment results

表5 正交實驗回應(yīng)表Table 5 Orthogonal experiment response table

3 結(jié)果與討論

3.1 磨削參數(shù)對磨削溫度影響

將正交實驗表4～5中的數(shù)據(jù)繪制成曲線，如圖2～4所示。由圖2(a)可知，當砂輪線速度由30 m/s增加到45 m/s，磨削溫度由268 ℃增加到370.5 ℃。這是因為砂輪線速度的提高使得在單位時間內(nèi)參與磨削的磨粒數(shù)增加，磨削功率增加。另外當砂輪線速度增加到一定程度后會在磨削區(qū)周圍形成空氣氣障，阻礙磨削液的進入，進而導致磨削區(qū)溫度升高[12]。由圖2(b)可知，磨削深度由5 μm增加到35 μm，磨削溫度由77.75 ℃增加到593 ℃，這是因為磨削深度增加后接觸弧長增大，砂輪與工件作用路徑增長，磨削區(qū)的熱流密度也隨之增加。由圖2(c)可知，當工件進給速度由1000 mm/min增加到7000 mm/min，磨削溫度先由352.25 ℃降低到308 ℃，后增加到325.75 ℃。這是因為工件進給速度增大，單位面積上參與磨削的有效磨粒數(shù)增加，并且金剛石砂輪的導熱性要優(yōu)于陶瓷，在較小的熱源作用時間下大部分熱被傳入砂輪中，因此磨削溫度降低，而后隨著進給速度繼續(xù)增加，單位面積上單顆金剛石磨粒的磨削厚度繼續(xù)增大，使磨削能和熱量分配比增加明顯，大量的熱量來不及傳入砂輪并且聚集在磨削表面，導致磨削溫度急劇升高，因此溫度先降低后增加。

圖2 磨削參數(shù)與磨削溫度曲線Fig.2 Curves of grinding parameters and grinding temperatures

3.2 磨削參數(shù)對磨削力的影響

由圖3(a)可知，當砂輪速度由30 m/s增加到45 m/s，法向磨削力由241.4 N減小到185.3 N、切向磨削力由83.5 N減小到58 N，主要原因是磨削速度增加，砂輪上磨粒的實際切削厚度減小，降低了每個磨粒的切削力，所以整體磨削力都降低。另外，由于磨削速度增大，磨削溫度升高，進而提高了氮化硅材料的斷裂韌性，增加的塑性變形，磨削力降低。由圖3(b)可知，當磨削深度由5 μm增加到35 μm，法向磨削力由178.15 N增加到274.6 N、切向磨削力由40.88 N增加到115 N，出現(xiàn)此現(xiàn)象是因為當磨削深度較小時，最大未變形切削厚度小于陶瓷材料發(fā)生延脆性去除轉(zhuǎn)變的臨界切深，氮化硅陶瓷實現(xiàn)以塑性變形為主的磨削過程，法向磨削力與切向磨削力均很小，當增大磨削深度，磨削過程中參與磨削的有效磨粒數(shù)增多，同時接觸弧長增大，磨削力增大，且變化幅度較大。由圖3(c)可知，隨著工件進給速度由1000 mm/min增加到7000 mm/min，法向磨削力由185.13 N增加到256 N、切向磨削力由47.48 N增加到91.08 N。主要原因是當工件進給速度較小時，磨削時主要以塑性變形的去除方式為主，隨著進給速度的繼續(xù)增加，磨粒的實際磨削深度增加，磨削過程由塑性變形的去除方式轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔训娜コ绞剑虼四ハ髁υ龃蟆?/p>

圖3 磨削參數(shù)與磨削力曲線Fig.3 Curves of grinding parameters and grinding force

3.3 磨削參數(shù)對比磨削能影響

在氮化硅等工程陶瓷的磨削過程中，比磨削能主要由三部分構(gòu)成：裂紋擴展形成新表面的能量；工件顯微塑性變形所產(chǎn)生的剪切能量；磨屑形成過程中磨粒和切屑之間的摩擦功[13]。由圖4可知：分別在砂輪線速度減小，磨削深度增大，工件進給速度增大的三種情況下，磨削時的比磨削能減小。為進一步探究比磨削能變化原因，對磨削后的表面進行微觀形貌檢測，分別對六組參數(shù)下的加工后表面進行檢測，如圖5至圖7所示。由圖5至圖7可知：當分別在砂輪速度較低，磨削深度較大，工件進給速度較大的三種情況下，表面脆性剝落痕跡較多，主要是以脆性斷裂的去除為主，此時比磨削能較小。當分別在砂輪速度較大，磨削深度較小，工件進給速度較小時，表面塑性溝槽與塑性變形痕跡較多，以塑性變形的方式去除，此時比磨削能較大。此外，由陶瓷材料的去除機理可知，當磨削時最大未變形切削厚度(公式(2))小于產(chǎn)生裂紋的臨界切深，即陶瓷材料實現(xiàn)延性和脆性去除轉(zhuǎn)變的臨界切深(公式(3))時，陶瓷材料將實現(xiàn)延性域磨削[14]。

圖4 磨削參數(shù)與比磨削能曲線Fig.4 Curves of grinding parameters and specific grinding energy

(2)

(3)

公式(2)中，Ns為單位面積有效磨粒數(shù)，α為未變形切屑橫斷面半角，一般取值68°，ds為砂輪直徑。公式(3)中，β為砂輪常數(shù)，E為材料彈性模量，H為材料硬度，KIC為材料斷裂韌性。由公式(2)可知，當工件進給速度減小，砂輪線速度增大，磨削深度減小時，最大未變形厚度hmax減小，未超過發(fā)生轉(zhuǎn)變的臨界切深hc，磨削表面以塑性變形的去除方式為主，此時比磨削能較大；反之hmax增大，當超過臨界切深hc時，材料以脆性斷裂的去除方式為主，此時比磨削能較小。因此，陶瓷材料在以塑性變形的去除方式為主時，比磨削能較大、磨削力較低；以脆性斷裂的去除方式為主時，比磨削能較小、磨削力較大，而磨削溫度過高導致了表面燒傷與微裂紋的產(chǎn)生，還加劇了砂輪的磨損，但是在一定的溫度范圍內(nèi)表面塑性變形增加，表面質(zhì)量得以提升。

圖5 不同砂輪速度下SEM圖(ap=15 μm, vw=3000 mm/min)Fig.5 SEM images of different wheel speed (ap=15 μm, vw=3000 mm/min)

圖6 不同磨削深度下SEM圖(vs=35 m/s, vw=3000 mm/min)Fig.6 SEM images of different grinding depth (vs=35 m/s, vw=3000 mm/min)

圖7 不同工件進給速度下SEM圖(vs=35 m/s, ap=15 μm)Fig.7 SEM images of different workpiece feed rate (vs=35 m/s, ap=15 μm)

4 結(jié) 論

通過對磨削實驗中的磨削力、磨削溫度、比磨削能以及表面形貌的分析，得出以下結(jié)論：

(1)磨削力與磨削深度和工件進給速度呈正相關(guān)、與砂輪線速度成負相關(guān)。且磨削深度對磨削力影響最大，工件進給速度次之，砂輪線速度最小。過大的磨削力會導致比磨削能變小，表面質(zhì)量變差。

(2)磨削溫度與磨削深度和砂輪線速度呈正相關(guān)，與工件進給速度先呈負相關(guān)，到3000 mm/min后呈正相關(guān)。且磨削深度對磨削溫度影響最大，砂輪線速度次之，工件進給速度最小。

(3)比磨削能與磨削深度和工件進給速度呈負相關(guān)，與砂輪線速度成正相關(guān)。且工件進給速度對比磨削能影響最大，磨削深度次之，砂輪線速度最小。當材料以塑性變形的方式去除時，比磨削能較大，當以脆性斷裂的方式去除時，比磨削能較小。

(4)為增加表面塑性變形、提高表面質(zhì)量與加工效率、適當控制磨削力與溫度，在加工時盡可能選擇小切深(5～15 μm)和較緩的工件進給速度(2000～3000 mm/min)，并且可以適當?shù)奶岣呱拜喚€速度(35～45 m/s)。