雙端面磨削砂輪直線修整中最佳修整參數(shù)的研究

周志雄 謝 沈 舒 陽(yáng) 許世雄 彭關(guān)清 唐湘平

1.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙，4100822.宇環(huán)數(shù)控機(jī)床股份有限公司，長(zhǎng)沙，410323

雙端面磨削砂輪直線修整中最佳修整參數(shù)的研究

周志雄1謝 沈1舒 陽(yáng)1許世雄2彭關(guān)清2唐湘平2

1.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙，4100822.宇環(huán)數(shù)控機(jī)床股份有限公司，長(zhǎng)沙，410323

根據(jù)雙端面磨削原理,分析并確定砂輪直線修整相關(guān)的設(shè)計(jì)參數(shù)。以磨削區(qū)域內(nèi)上下砂輪端面形狀為研究對(duì)象，建立磨削區(qū)域的幾何方程并進(jìn)行分析計(jì)算，得到上下砂輪端面高度在工件幾何中心運(yùn)動(dòng)軌跡上的變化曲線。分別確定固定式修整及插補(bǔ)式修整的最佳修整參數(shù)，獲得磨削區(qū)域中理想的砂輪端面幾何形狀，提高工件的加工精度和精度穩(wěn)定性,降低工件表面粗糙度。

雙端面磨削；磨削區(qū)域；修整參數(shù)；幾何形狀

0 引言

隨著汽車行業(yè)、軸承行業(yè)和IT業(yè)的蓬勃發(fā)展，雙端面磨床因其高效率、高精度及高自動(dòng)化程度等特點(diǎn)得到了快速的發(fā)展。特別是近年來(lái),隨著智能手機(jī)行業(yè)的興起，雙端面磨床被應(yīng)用于磨削手機(jī)玻璃片，拓展了雙端面磨床的應(yīng)用領(lǐng)域，同時(shí)也對(duì)機(jī)床的加工精度、效率、穩(wěn)定性提出了更高的要求。市場(chǎng)需要能夠一次完成粗磨、半精磨、精磨、光磨工序的高效、高精度雙端面磨床，由此減少設(shè)備投入成本、加工時(shí)間、勞動(dòng)力成本及設(shè)備維護(hù)費(fèi)用。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者為提高雙端面磨床的加工精度及效率進(jìn)行了深入分析研究。文獻(xiàn)[1-3]對(duì)雙端面磨床的總體設(shè)計(jì)進(jìn)行了理論分析研究。文獻(xiàn)[4]根據(jù)恒磨除率原理，提出了一種送料盤變速控制方法。文獻(xiàn)[5]研究了工件自旋轉(zhuǎn)磨削原理，獲得了很好的工件表面磨削紋理。文獻(xiàn)[6]對(duì)雙端面磨削砂輪的端面形貌進(jìn)行了數(shù)學(xué)建模分析。文獻(xiàn)[7-9]對(duì)雙端面磨削區(qū)域特性及材料去除率的變化進(jìn)行了分析研究。文獻(xiàn)[10]利用矩陣變換法計(jì)算雙端面砂輪任意點(diǎn)的坐標(biāo)。以上文獻(xiàn)沒有針對(duì)雙端面砂輪修整進(jìn)行系統(tǒng)的研究。為此，本文從雙端面磨削原理出發(fā)，建立幾何方程并進(jìn)行計(jì)算分析，確定最佳修整參數(shù)，獲得理想的砂輪磨削區(qū)域的幾何形狀，使工件在磨削過(guò)程中完成粗磨、半精磨、精磨、光磨工序。

1 雙端面磨削及直線修整方式

雙端面磨削方式如圖1所示，即在上下砂輪間形成傾角，工件通過(guò)送料盤旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)，從兩砂輪端面開口的高點(diǎn)處開始進(jìn)料，從最低點(diǎn)出料，從而達(dá)到去除工件余量的目的。上下砂輪繞自身軸線旋轉(zhuǎn)(兩砂輪一般轉(zhuǎn)速相同，轉(zhuǎn)向相反)，送料盤4順時(shí)針回轉(zhuǎn)，工件5從上料位處上料并裝夾到送料盤4的裝載孔內(nèi)，在送料盤4的帶動(dòng)下進(jìn)入磨削區(qū)，到下料位處脫離送料盤下料，完成磨削加工。

1.下砂輪 2.直線修整機(jī)構(gòu) 3.上砂輪 4.送料盤 5.工件圖1 雙端面磨削運(yùn)動(dòng)原理圖Fig.1 Diagram of double disc grinding

砂輪工作一段時(shí)間后，砂輪端面磨粒變鈍，需要修整機(jī)構(gòu)對(duì)砂輪進(jìn)行修銳。通過(guò)直線修整機(jī)構(gòu)上安裝的兩個(gè)金剛筆對(duì)上下砂輪端面同時(shí)進(jìn)行修整[11]。直線修整機(jī)構(gòu)在與下砂輪端面平行的平面上進(jìn)行直線往復(fù)修整運(yùn)動(dòng)。由于金剛筆修整平面與下砂輪端面平行，修整完成后下砂輪端面仍為平面。而上砂輪傾斜一定角度，修整金剛筆在直線方向上修整的同時(shí)，上砂輪繞自身軸線進(jìn)行回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。因此上砂輪端面為一繞自身軸線回轉(zhuǎn)的曲面，同時(shí)回轉(zhuǎn)軸在豎直方向上傾斜一定角度，故相對(duì)于下砂輪端面來(lái)說(shuō)為一空間復(fù)雜曲面。砂輪修整后上下砂輪間形成了一個(gè)復(fù)雜的磨削區(qū)域，如圖2所示。

圖2 上下砂輪形成的磨削區(qū)域Fig.2 Grinding area formed by upper and lower grinding wheels

上砂輪修整后的端面形狀將直接影響磨削區(qū)域中工件余量在磨削運(yùn)動(dòng)軌跡上的變化曲線，從而影響工件的加工精度。工件余量在磨削過(guò)程中的去除方式大致分為三類，如圖3所示。

(a)磨削速率恒定 (b)磨削速率由慢至快 (c)磨削速率由快至慢圖3 磨削過(guò)程中工件磨削余量的變化曲線Fig.3 Curve of grinding allowance

圖3a中，工件余量在磨削過(guò)程中以近似恒定的速率被去除；圖3b中，工件余量在磨削過(guò)程中的前半段比較平緩地被去除，后半段則被快速地去除；圖3c中，工件進(jìn)入磨削區(qū)域的初期被快速去除，實(shí)現(xiàn)粗磨，然后去除速率逐漸下降，最終在脫離磨削區(qū)域時(shí)工件的余量去除率接近零，從而達(dá)到光磨的目的，降低工件的表面粗糙度。此外，工件最終的尺寸公差、平行度、粗糙度都是由出口點(diǎn)處決定的。圖3a和圖3b中工件離開磨削區(qū)域時(shí)還在進(jìn)行余量的去除，砂輪邊緣處容易損耗，因此工件的加工精度低，精度穩(wěn)定性差；圖3c中工件離開磨削區(qū)域時(shí)基本不進(jìn)行余量去除，處于光磨階段，砂輪邊緣處損耗小，不會(huì)對(duì)工件加工精度產(chǎn)生很大影響，有利于工件加工精度的穩(wěn)定性。

綜上所述，有必要對(duì)磨削區(qū)域修整后的形狀進(jìn)行分析研究，確定最佳修整參數(shù)，使磨削余量按照?qǐng)D3c所示的曲線變化。

2 砂輪直線修整的相關(guān)參數(shù)分析

圖4中,O1為下砂輪回轉(zhuǎn)中心、O0為送料盤回轉(zhuǎn)中心，砂輪外徑為D，孔徑為D1，直線修整路徑為過(guò)O1點(diǎn)、角度為ω的直線(ω以逆時(shí)針?lè)较驗(yàn)檎?，順時(shí)針?lè)较驗(yàn)樨?fù))，上砂輪的傾斜平面在水平方向上的角度為β，O1O0的距離為L(zhǎng)，工件幾何中心繞O0點(diǎn)作圓弧運(yùn)動(dòng)的直徑為d1，工件的外切圓直徑為d2,內(nèi)切圓直徑為d0，送料盤的外徑為d3，α0為工件幾何中心出口點(diǎn)處與O0點(diǎn)連線相對(duì)于O1O0所成角度，α1為工件在任一磨削位置處工件中心與O0點(diǎn)連線相對(duì)于O1O0所成的角度。在圖5中，E-E截面上砂輪的軸線在垂直方向上相對(duì)于下砂輪軸線的傾斜角度為θ，上砂輪圍繞球心O擺動(dòng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)傾斜角度θ的調(diào)節(jié)，其中球心O與上砂輪金剛筆修整平面的垂直距離為H，上砂輪開口量為h(上砂輪端面最高點(diǎn)與最低點(diǎn)的差值)，上砂輪最低點(diǎn)距下砂輪修整端面的距離為A。

圖4 砂輪直線修整幾何參數(shù)關(guān)系Fig.4 Geometric parameters of wheel linear dressing

圖5 上下砂輪位置關(guān)系Fig.5 The upper and lower grinding wheel

上砂輪傾斜角度θ的計(jì)算公式為

(1)

為使上下砂輪磨削端面全部被修銳，工件外切圓d2須超出砂輪內(nèi)孔D1一定距離，一般取3 mm，即

(2)

以圓形工件為研究對(duì)象，工件直徑為d，則

d1=d2-d=2L-D1-d+6(mm)

(3)

d0=d2-2d=2L-D1-2d+6(mm)

(4)

工件的理論平行度就是工件在出口點(diǎn)處上砂輪端面邊緣(在豎直方向上為一拋物線)對(duì)工件磨削成形后產(chǎn)生的高度差ΔH,即

(5)

以YHDM580B雙端面磨床為例，砂輪外徑D=585 mm,精磨時(shí)砂輪開口量h=0.1 mm,工件的理論平行度隨工件直徑d變化曲線如圖6所示。

圖6 工件平行度變化曲線(理論)Fig.6 Curve of workpiece parallelism in theory

由式(5)看出工件的理論平行度與d2和h成正比，與D2成反比，與砂輪直線修整角度ω?zé)o關(guān)。實(shí)際中，工件平行度還受砂輪邊緣損耗的影響。當(dāng)修整角度ω取合適值，使工件磨削余量按照?qǐng)D3c所示的曲線變化，特別是工件在出口點(diǎn)處去除率為零時(shí)，砂輪邊緣的損耗最小，工件平行度的一致性就好。

上砂輪的傾斜平面在水平方向上的角度β為

(6)

工件幾何中心處的最大去除余量Δh為

Δh=h(2L+D+d1)(2L+d1-D)(2L+
D-d1)(D+d1-2L)/(16D2L2)

(7)

上砂輪最小修整量(即上砂輪端面完全被修銳時(shí)，上砂輪主軸進(jìn)給量)ξ為

(8)

以YHDM580B為例，砂輪外徑D=585 mm，孔徑D1=195 mm，送料盤直徑d3=760 mm，砂輪開口量h=0.1 mm，中心距L=449.5 mm，H=300 mm。取工件直徑d=100 mm，可知d1=610 mm，α0=40.17°。上砂輪豎直方向上的傾斜角度θ=0.0098°，上砂輪傾斜平面在水平方向上的角度β=47.73°，工件幾何中心位置最大去除量Δh=0.0452 mm。

3 固定式修整中最佳修整角度的確定

固定式修整就是，當(dāng)修整金剛筆進(jìn)入修整區(qū)域時(shí)上下砂輪只有回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)而沒有進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，砂輪豎直方向的坐標(biāo)為固定值，修整一次完成后金剛石修整筆退出修整區(qū)域，上下砂輪才進(jìn)給一次，通過(guò)多次進(jìn)給實(shí)現(xiàn)對(duì)上下砂輪端面的修整。由于下砂輪端面修整后仍為平面，故只需研究磨削區(qū)域中上砂輪端面修整后的形狀，取上砂輪金剛筆修整平面豎直坐標(biāo)z=0。在金剛筆直線修整運(yùn)動(dòng)軌跡上任意一點(diǎn)P(Rcosω,Rsinω,0)繞上砂輪主軸回轉(zhuǎn)得到點(diǎn)Q((d1/2)sinα1,(d1/2)cosα1-L,z)，點(diǎn)Q投影到z=0平面的投影點(diǎn)落在工件幾何中心運(yùn)動(dòng)軌跡d1圓上，其中α1在[-α0,α0]區(qū)間內(nèi)變化，如圖7所示，圖中ω為修整角度。

圖7 砂輪修整三維關(guān)系圖Fig.7 3D diagram of grinding wheel

3.1 上砂輪端面高度在工件中心運(yùn)動(dòng)軌跡的方程

上砂輪回轉(zhuǎn)中心線的空間直線方程：

(9)

上砂輪回轉(zhuǎn)中心線向量為

S=((d1/2)sinα0,(d1/2)cosα0-L,D2/(2h))

(10)

工件中心運(yùn)動(dòng)軌跡上球心點(diǎn)O(0,0,H)到任一點(diǎn)Q的向量為

OQ=((d1/2)sinα1,(d1/2)cosα1-L,z-H)

(11)

修整軌跡上點(diǎn)O(0,0,H)到任一點(diǎn)P的向量為

OP=(Rcosω,Rsinω, -H)

(12)

由幾何關(guān)系，點(diǎn)Q與點(diǎn)P到回轉(zhuǎn)中心線距離相等得

(13)

修整軌跡上一點(diǎn)與工件運(yùn)動(dòng)軌跡上一點(diǎn)的連線向量QP為

QP=((d1/2)sinα1-Rcosω,(d1/2)cosα1-
L-Rsinω,z)

(14)

由幾何關(guān)系QP與回轉(zhuǎn)中心線垂直得

QP·S=0

(15)

聯(lián)立式(13)和式(15)，便可計(jì)算出z。式中d1、α0、L、D、H、h為已知量，z、α1、ω為未知量。當(dāng)給ω賦值，便可得到自變量為α1、因變量為z的函數(shù)方程，如圖8所示。

圖8 上砂輪端面高度在不同修整角度ω下的變化曲線Fig.8 Curve of the upper grinding wheel height with different ω

(1)當(dāng)ω=-β=-47.73°時(shí)，曲線在出口點(diǎn)處的斜率為-1.17×10-17，由于代入的數(shù)值存在有效位數(shù)，可以認(rèn)為該點(diǎn)處的斜率為零，所得曲線為理想曲線。工件在進(jìn)入砂輪磨削區(qū)域初期以近似恒定的去除率進(jìn)行磨削，然后去除率逐漸減小，最后在出口點(diǎn)處去除率為零。從而使工件在磨削過(guò)程中完成粗磨—半精磨—精磨—光磨工序，同時(shí)又克服了砂輪邊緣磨損對(duì)工件加工成形精度的影響。存在的不足是修整軌跡與送料盤干涉,修整裝置沒有安裝位置。上砂輪最小修整量ξ=33.3 μm。

(2)當(dāng)ω=-30°時(shí)，曲線在出口點(diǎn)處斜率為-2.5×10-3,從圖中看出曲線在靠近出口處比較平坦，且修整軌跡避開了與送料盤干涉的位置，剛好為修整裝置留有緊湊的安裝空間，故為合理的修整角度。上砂輪最小修整量ξ=31.8 μm。

(3)當(dāng)ω=-20°時(shí)，曲線在出口點(diǎn)處斜率為-5.9×10-3，從圖8中看出曲線在靠近出口處斜率較大,工件在出口位置還在進(jìn)行較大余量的去除，不能滿足粗磨-半精磨-精磨-光磨要求。上砂輪最小修整量ξ=29.5 μm，修整量有所減小但變化不大。

綜合上述分析并結(jié)合修整路徑與送料盤干涉的臨界修整角度為ω=-32.5°，故本文取ω=-30°為最佳修整角度，其位置關(guān)系如圖9所示。

圖9 修整角度ω=-30°位置關(guān)系圖Fig.9 The position relationship with ω=-30°

修整角度ω=-30°時(shí)，在工件的三個(gè)重要參考點(diǎn)(兩外側(cè)點(diǎn)和中心點(diǎn))的運(yùn)動(dòng)軌跡d0、d1、d2上，上砂輪高度相對(duì)工件轉(zhuǎn)角α1的變化如圖10所示。由圖10可知，工件上各位置處在磨削后期相對(duì)長(zhǎng)的范圍內(nèi)去除余量很小、且出口點(diǎn)處工件各位置的高度差接近于零，使工件能夠獲得較好的表面粗糙度、平行度，解決了砂輪邊緣易損耗而影響加工精度的問(wèn)題，保證了機(jī)床加工精度的一致性。

圖10 上砂輪高度在不同磨削軌跡下的變化曲線(固定式)Fig.10 Curve of the upper grinding wheel height with different grinding path(fixed type)

4 插補(bǔ)式修整中最佳修整角度的確定

插補(bǔ)式修整就是，當(dāng)修整金剛筆進(jìn)入修整區(qū)域時(shí)上砂輪既有回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)又有進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，上砂輪一邊修整一邊在豎直方向上插補(bǔ)進(jìn)給。下砂輪則仍為固定式修整。插補(bǔ)式修整不存在固定式修整的修整位置受限制的問(wèn)題，能夠在任一位置上進(jìn)行修整，獲得與固定式修整中ω=-β=-47.73°時(shí)相同的理想砂輪形狀。如圖11所示，通過(guò)插補(bǔ)進(jìn)給，上砂輪端面在插補(bǔ)修整路徑O1K截面上任一點(diǎn)的坐標(biāo)N為(ρcosω,ρsinω,z)，N點(diǎn)繞回轉(zhuǎn)中心線旋轉(zhuǎn)與直線O1F相交于M點(diǎn)，坐標(biāo)為(rcos(-β),rsin(-β), 0)。

圖11 插補(bǔ)式修整三維示意圖Fig.11 3D diagram of interpolation dressing

由圖11可知

ON=(ρcosω,ρsinω,z-H)

(16)

OM=(rcos(-β),rsin(-β),-H)

(17)

MN=ON-OM

(18)

則有：

(19)

MN·S=0

(20)

聯(lián)立式(19)、式(20)得到ρ關(guān)于z的函數(shù)關(guān)系式。

上砂輪修整前端面高度z0為

z0=(D/2-ρcos(ω+β))/(Dh)

(21)

上砂輪主軸進(jìn)給量為

δ=z-z0

(22)

上砂輪主軸進(jìn)給量在不同修整角度ω下的變化曲線如圖12所示。其中，不同修整角度ω對(duì)應(yīng)的上砂輪主軸進(jìn)給量隨修整位置ρ變化曲線相重合，且近似于直線，控制系統(tǒng)編程易于實(shí)現(xiàn)：ρ=D/2時(shí)，進(jìn)給量為0；ρ=D1/2時(shí)，上砂輪主軸向下進(jìn)給33.3 μm。上砂輪端面插補(bǔ)修整后效果如圖13所示。

圖12 上砂輪主軸進(jìn)給量在不同修整角度ω下的變化曲線Fig.12 Curve of upper grinding wheel feed with different ω

圖13 上砂輪高度在不同磨削軌跡下的變化曲線(插補(bǔ)式)Fig.13 Curve of the upper grinding wheel height with different grinding path(interpolation type)

不同的修整角度ω通過(guò)插補(bǔ)式修整都能得到一致的理想上砂輪端面形狀?？紤]ω=90°時(shí)，修整機(jī)構(gòu)便于安裝拆卸，且有利于機(jī)床的整體布局及外觀設(shè)計(jì)，故選用ω=90°為最佳修整角度。

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述分析的正確性，以插補(bǔ)式修整、修整角度ω=90°為實(shí)驗(yàn)對(duì)象，對(duì)砂輪實(shí)際修整后的端面形狀與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。同時(shí)檢驗(yàn)機(jī)床加工精度及精度穩(wěn)定性。實(shí)驗(yàn)條件如表1所示。砂輪修整與活塞環(huán)磨削實(shí)驗(yàn)參數(shù)見表2。

表1 活塞環(huán)磨削加工實(shí)驗(yàn)條件

表2 砂輪修整與活塞環(huán)磨削實(shí)驗(yàn)參數(shù)

由圖14可知，砂輪實(shí)際修整后的端面形狀與理論分析結(jié)果相近，驗(yàn)證了理論分析的正確性。分析誤差產(chǎn)生的主要原因是砂輪端面修整后個(gè)別CBN磨粒的脫落及凸出。

圖14 上下砂輪端面距離在d1軌跡上的變化曲線Fig.14 Curve of distance between the upper and lower grinding wheel on d1 path

實(shí)驗(yàn)加工工件共200件，按照加工先后順序?qū)ぜM(jìn)行編號(hào)，逐一檢測(cè)工件的厚度、平行度、表面粗糙度。對(duì)工件的厚度檢測(cè)采用五點(diǎn)測(cè)量取平均值的方法，檢驗(yàn)結(jié)果如圖15所示。

圖15 工件厚度變化曲線Fig.15 Curve of workpiece thickness

由圖15可見，加工工件的厚度差在5 μm以內(nèi)。加工初期，砂輪邊緣損耗比較快，經(jīng)過(guò)一段時(shí)間磨合后，工件厚度變化趨于穩(wěn)定。

平行度采用德國(guó)Werth色彩聚焦探測(cè)器，沿定義的掃描軌跡對(duì)工件上下端面進(jìn)行測(cè)量，并計(jì)算出工件的平行度幾何公差，如圖16所示，測(cè)量精度為0.1 μm。

由圖16可見，工件的平行度在2 μm以下，達(dá)到很高的精度要求。加工后期的工件平行度小于加工前期，且隨著加工的進(jìn)行,工件平行度趨于平穩(wěn)。說(shuō)明砂輪經(jīng)過(guò)磨合后機(jī)床加工精度的穩(wěn)定性較好。

圖16 工件平行度變化曲線(實(shí)驗(yàn))Fig.16 Curve of workpiece parallelism in experiment

采用JB- 4C粗糙度儀測(cè)量工件表面粗糙度，測(cè)量精度為0.01 μm，測(cè)量結(jié)果如圖17所示。由圖17可見，隨著加工的進(jìn)行，工件表面粗糙度慢慢降低，最后保持在相對(duì)穩(wěn)定范圍內(nèi)。

圖17 工件表面粗糙度變化曲線Fig.17 Curve of workpiece surface roughness

以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論分析基本相符，驗(yàn)證了理論分析結(jié)果的正確性。

6 結(jié)論

(1)根據(jù)雙端面的磨削原理,確定砂輪直線修整相關(guān)參數(shù)，保證了磨削區(qū)域幾何方程的正確性。同時(shí)引入工件理論平行度及工件幾何中心最大去除余量公式，可以分別確定砂輪開口量及砂輪主軸單次進(jìn)給量的大小，為機(jī)床磨削加工工藝提供理論指導(dǎo)。

(2)固定式修整中修整裝置有安裝位置的限制，插補(bǔ)式修整則對(duì)主軸進(jìn)給精度及控制系統(tǒng)要求較高?？筛鶕?jù)實(shí)際需要選取不同的修整方式，從而確定最佳修整角度，獲得理想的砂輪端面形狀。

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(編輯 王旻玥)

Research on Optimal Dressing Parameters for Wheel Linear Dressing of Double Disc Grinding

ZHOU Zhixiong1XIE Shen1SHU Yang1XU Shixiong2PENG Guanqing2TANG Xiangping2

1.College of Mechanical and Vehicle Engineering,Hunan University,Changsha,410082 2.Yuhuan CNC Machine Tool Co.,Ltd.,Changsha,410323

The relevant design parameters of the wheel linear trim was analyzed and determined according to the principles of double disc grinding. Regarding the grinding wheel end surface topography as the research projects, some grinding zone geometry equations were established, calculated and analyzed to get the height curve of upper and lower wheel end surface on the workpiece geometric center trajectory. And then in order to obtain the ideal grinding wheel end surface geometric shape in the grinding zone, optimal dressing parameters of fixed trim and interpolation trim were determined respectively. These may improve the workpiece machining accuracy, accuracy consistency and reduce surface roughness.

double disc grinding; grinding zone; dressing parameter; geometric shape

2016-03-17

湖南省戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)科技攻關(guān)項(xiàng)目(2014GK1021)

TG580.64

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.06.002

周志雄，男，1953年生。湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。主要研究方向?yàn)閺?fù)雜刀具的設(shè)計(jì)與制造、數(shù)控機(jī)床設(shè)備、切削磨削理論及其設(shè)備等。發(fā)表論文130余篇。E-mail:zhouzx8@sina.com。謝 沈，男，1990年生。湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院碩士研究生。舒 陽(yáng)，男，1990年生。湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院博士研究生。許世雄，男，1954年生。宇環(huán)數(shù)控機(jī)床股份有限公司董事長(zhǎng)。彭關(guān)清，男，1963年生。宇環(huán)數(shù)控機(jī)床股份有限公司總工程師。唐湘平，男，1982年生。宇環(huán)數(shù)控機(jī)床股份有限公司高級(jí)工程師。