擬穩(wěn)態(tài)條件下AA6061鋁合金和TC4鈦合金的電化學清理磨削

高賓華 何 訓 王其榮 金 灘 尚振濤

1.湖南大學機械與運載工程學院，長沙，410082 2.中國航發(fā)南方工業(yè)有限公司，株洲，412002

0 引言

砂輪黏附是制約鋁合金、鈦合金、鈦鋁合金和高溫合金等延塑性金屬磨削加工質(zhì)量的關鍵因素。在這類材料磨削過程中，一般的磨削用量下，砂輪表面就會出現(xiàn)大規(guī)模的黏附。砂輪黏附會導致磨粒變鈍、切削性能變差，使磨削力增大，磨削溫度增高。當被黏附的磨粒再次參與切削時，由于機械力作用，黏附物會發(fā)生剝離并沉積在已加工零件表面，導致工件表面質(zhì)量變差，產(chǎn)生較大的殘余應力。目前解決砂輪黏附問題的方法包括：①改進工藝條件，盡量避免磨削時出現(xiàn)砂輪黏附，如優(yōu)化砂輪結(jié)構(gòu)設計、改善磨削區(qū)冷卻潤滑條件、合理選取磨削參數(shù)；②允許出現(xiàn)砂輪黏附，但同時采取特定的方法在線去除黏附物，如水射流清洗、激光清理、在線電解修整、電火花修整等[1]。

大氣孔率砂輪在磨削延塑性金屬時具有一定的優(yōu)勢。如CAI等[2]對比了傳統(tǒng)陶瓷CBN砂輪(CP-B91，孔隙率為0.35)和大氣孔率陶瓷CBN砂輪(HP-B91，孔隙率為0.4)在磨削鎳基高溫合金時的性能，其試驗表明，HP-B91砂輪相比于CP-B91砂輪的磨削性能更為優(yōu)異，主要是由于其容屑空間較大，利于磨削液進入磨削區(qū)，從而降低磨削溫度，減弱黏附形成傾向。但砂輪硬度與氣孔率呈負相關，大氣孔率意味著砂輪硬度較低，使用壽命較短[3]。

單層超硬磨料砂輪具有較高的磨粒突出高度和較大的容屑空間，有助于緩解砂輪黏附。如HUANG等[4]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)：在高速磨削條件下，釬焊金剛石砂輪適用于AA4032的磨削。

水射流清洗技術廣泛應用于延塑性金屬磨削過程，其基本原理是利用高壓流體對砂輪黏附區(qū)進行沖擊，從而實現(xiàn)黏附物的在線去除。如ADIBI等[5]的研究表明，相比于傳統(tǒng)磨削技術，采用水射流清洗技術對鎳基高溫合金進行磨削時，砂輪黏附率和磨削比都顯著降低。水射流清洗技術的主要缺點是：當黏附物以焊接的形式黏附于砂輪表面時，清洗效果非常有限。此外，高壓流體傳輸時能耗較高，成本較大[6]。

激光清理技術是利用高能激光輻照砂輪表面，使黏附物瞬間熔解或汽化，從砂輪表面被清除。如CHEN等[7]利用CO2激光輻照來去除黏附在Al2O3砂輪表面的高溫合金，證明了激光清理技術在解決砂輪黏附問題方面是有效的。該技術應用的關鍵是要確保高能激光在去除黏附物時不損傷砂輪，因而需要同時考慮黏附物、磨粒和結(jié)合劑的材料特性。

在線電解修整(electrolytic in-process dressing，ELID)和電火花修整(electro-discharge dressing，EDD)能夠?qū)崿F(xiàn)金屬結(jié)合劑超硬砂輪的高效率修整，可以用于解決砂輪黏附問題，其技術要點是使砂輪表面磨料層與黏附物一同去除。這就必將導致砂輪磨損嚴重，使用壽命縮短，因而在解決砂輪黏附問題時ELID和EDD技術應用較少。

電化學磨削(electrochemical grinding，ECG)也常被用于延塑性金屬的磨削。磨削時，工件作為陽極，金屬結(jié)合劑導電砂輪作為陰極，砂輪表面凸出的非導電磨料使工件與金屬結(jié)合劑之間保持一定的間隙，避免發(fā)生短路。當電流通過時，作為陽極的工件發(fā)生電化學溶解，電解產(chǎn)物隨即被砂輪刮除。與傳統(tǒng)磨削相比，ECG技術具有能耗低和砂輪使用壽命長的優(yōu)點，已被應用于鈦合金、高溫合金和金屬基復合材料Al2O3/Al的加工[8-10]。需要注意的是，在ECG技術中，為了避免電路短路，宜選擇具有較低材料去除率或有粗粒度磨料的砂輪[11]。另外，電解作用也會發(fā)生在磨削區(qū)附近的工件表面[12]，因而ECG加工后工件質(zhì)量一般低于傳統(tǒng)磨削。

由此可見，上述技術在解決砂輪黏附問題時都存在一定的局限。鑒于此，GAO等[13]提出了電化學清理磨削工藝(electrochemical cleaning grinding，ECCG)，該工藝具有針對性強、效率高、能耗低、工藝系統(tǒng)簡單和經(jīng)濟環(huán)保等優(yōu)點。ECCG工藝成功應用的關鍵是使磨削過程中黏附物的形成率與其電解率相平衡。當黏附物的形成率高于電解率時，電化學清理效果不明顯；反之，則引起過電解效應，導致砂輪損傷和能源浪費。砂輪黏附物的形成率與磨削參數(shù)相關，黏附物的電解率與電解電流成正比。對于給定的磨削條件，可通過調(diào)整工作電壓來控制黏附物的電解率，以實現(xiàn)黏附和電解的動態(tài)平衡。

基于電化學反應動力學原理，本文提出了一種利用電解電流定量評估砂輪黏附率的新方法。根據(jù)該方法，結(jié)合磨削機理分析，確定不同磨削參數(shù)下ECCG工藝所需的工作電壓。為驗證所確定的工作電壓的合理性，對AA6061鋁合金反射鏡和TC4鈦合金反射鏡進行磨削加工，并對磨削后砂輪表面形貌和工件的面形輪廓、粗糙度及表面形貌進行了分析。

1 電化學清理磨削基本原理

1.1 球面砂輪成形磨削

球面砂輪適用于大尺寸光學零件的精密加工。如圖1a所示，在磨削過程中，工件被固定在轉(zhuǎn)速為nw的旋轉(zhuǎn)工作臺上。砂輪磨料層的母線輪廓為圓弧，其軸向與工件表面夾角為β0，砂輪轉(zhuǎn)速為ns，進給速度為vf。

單位時間材料去除率

Qw=dcfrvw

(1)

fr=vf/nwvw=2πnwRw

式中，dc為磨削深度；fr為進給率；vw為半徑Rw位置處工作臺的線速度。

砂輪-工件間接觸長度lc與進給率fr、磨削深度dc、磨料層半徑Rs相關，定義為

(2)

球面砂輪成形磨削幾何學分析如圖1b所示，相關的磨削參數(shù)可以通過對平面磨削進行幾何修正導出。對于砂輪磨料層母線上的任意點P，假設其對應的直徑為ds，母線的切線與砂輪軸線夾角為β。相關的磨削參數(shù)可以通過分析過該點沿β角方向的投影截面得到。直徑為ds的圓形砂輪被投影到和砂輪回轉(zhuǎn)平面成β角的、與過P點的母線的切線相垂直的平面后，呈橢圓形，其長軸長為ds，短軸長為dscosβ。通過P點的砂輪的有效直徑

dse=ds/cosβ

(3)

在該投影面上砂輪的有效切深

(4)

修正后的未變形切屑幾何形狀如圖1c所示。根據(jù)平面磨削理論，磨粒-工件幾何接觸長度lg和最大未變形切屑厚度hm分別為

(a)磨削示意圖

(5)

(6)

式中，Lg為砂輪表面相鄰動態(tài)磨粒間的距離。

1.2 電化學清理磨削

電化學清理磨削原理如圖2所示。在磨削過程中，導電超硬磨料砂輪與電源正極連接，紫銅陰極與電源負極連接。砂輪磨料層由導電超硬磨粒和樹脂結(jié)合劑構(gòu)成，該磨料層屬于復合型導電高分子材料。關于其導電機理，可以通過宏觀層面上的滲流理論[14]及微觀層面上的隧道效應[15]和電場發(fā)射理論[16]來解釋。

圖2 電化學清理磨削原理

導電磨粒在磨削過程中起3個方面的作用：作為導電填料，使磨料層具有優(yōu)良的電導性；作為微切削刃，完成工件的切削；作為微電極，是黏附物電解反應的發(fā)生場所。

砂輪表面磨粒上黏附物的電解過程被定義為“電化學清理”，包括5個過程：液相傳質(zhì)，溶液中的OH-離子向砂輪(陽極)表面遷移；表面轉(zhuǎn)化，OH-離子在磨粒-溶液界面上發(fā)生的表面吸附；電荷轉(zhuǎn)移，黏附金屬M發(fā)生陽極溶解，形成陽離子Mn+；表面擴散，Mn+向溶液中擴散；新相生成，擴散的Mn+與OH-結(jié)合生成沉淀M(OH)n。由于電解液的強對流作用，沉淀M(OH)n大部分被磨削液帶走，小部分殘留在磨粒表面，被機械刮除。

1.3 工作電壓的確定

電化學反應的基本特征是反應速度可通過改變工作電壓來調(diào)節(jié)。在給定的磨削條件下，通過調(diào)整工作電壓，使黏附物的形成率與其電解率相平衡，可以避免砂輪黏附對磨削性能的影響。

由于電解液處于強對流狀態(tài)，濃差極化的影響并不顯著，因而可以認為黏附金屬的陽極溶解過程是由電化學極化控制的，過電位與電流密度的關系可由Butler-Volmer公式表征：

(7)

ηk=Ea-Eeq，k

(8)

式中，下角標k表示元素k；i為電流密度；i0為交換電流密度；Ea為陽極電極電位；η為過電位；Eeq為平衡電位；F為法拉第常數(shù)；R為摩爾氣體常數(shù)；n為轉(zhuǎn)移電子數(shù)；α為傳遞系數(shù)；T為反應溫度。

如果同一電極上同時發(fā)生兩個或兩個以上電化學反應，所有的電化學反應都在相同的電極電位上進行，則由于不同電化學反應所對應的交換電流密度值、平衡電位通常差別很大，故當這個電極上不同反應物相對含量發(fā)生變化時，電路的電解電流必然發(fā)生改變。在電化學清理磨削過程中，砂輪表面的導電磨粒相當于微電極，當這些微電極上黏附有金屬材料M時，電解電流必然發(fā)生變化。這種改變導致與空行程相比，磨削行程中電路的電解電流發(fā)生顯著增大。若將空行程中電路的電解電流定義為背景電流Ib，磨削行程中電路的電解電流定義為清理電流Ic，并假設微電極表面和黏附物表面的電流均勻分布，則Ib和Ic可分別表示為

Ib=ime，ISSme

(9)

Ic=ime，WS(Sme-Sadh)+iadhSadh

(10)

Sme=λmeS0

(11)

Sadh=λadhSe

(12)

式中，ime，IS為空行程微電極表面的電流密度；Sme為微電極有效面積；ime，WS為磨削行程微電極表面的電流密度；iadh為黏附物表面的電流密度；Sadh為黏附物有效面積；λme為砂輪表面導電磨粒的面積比，即微電極的面積比，可以通過SEM-EDS分析得到；λadh為磨削過程中砂輪的面積黏附率，定義為黏附面積與磨削區(qū)砂輪面積之比；S0為砂輪表面被紫銅陰極覆蓋的面積；Se為有效電解面積，Se正比于砂輪-工件間的接觸長度lc。

綜合式(10)～式(12)，面積黏附率

(13)

在電解過程中，黏附物電解電流Iadh(Iadh=iadh·Sadh)與單位時間其溶解體積Vdis滿足法拉第電解定律：

Vdis=KadhIadh

(14)

Kadh=ηadhkadh/ρadh

(15)

式中，Kadh為黏附物的電化學可加工性系數(shù)，表示每單位電荷溶解的黏附物的體積；ηadh為黏附物的電流效率；kadh為黏附物的電化學當量；ρadh為黏附物的密度。

值得注意的是，黏附物和工件材料的電化學可加工系數(shù)、電流效率、電化學當量、密度取值相同。

鑒于電化學清理磨削過程的復雜性，在確定工作電壓時，作如下假設。

(1)微電極表面每個元素獨立于其他元素并與其他元素同時溶解，且所有的電極反應都是在相同的電極電位上進行。

(2)磨削過程中微電極面積Sme的變化可以忽略?；谙铝惺聦崳孩僭囼灠l(fā)現(xiàn)微電極總面積在Ua=1 V的條件下，電解90 min后幾乎保持不變，說明弱的電解作用對微電極面積影響極小[13]；②磨削過程中切削磨粒占砂輪表面總磨粒的比例極小，對于精密磨削，約為0.14%～0.18%[17]；③在黏附萌生階段砂輪表面的黏附率較低。

(3)相同電解條件(即工作電壓相同)下，磨削行程和空行程相比，微電極上電極電位保持不變，也就是微電極表面的電流密度保持不變，即ime，IS=ime，WS。

基于上述假設，結(jié)合式(9)、式(10)可得

Iadh=iadhSadh=Ic-Ib

(16)

在相同工作電壓Ua下，由于微電極電位為恒定值，iadh的取值保持恒定，因此黏附物有效面積Sadh與黏附物電解電流Iadh近似成正比。另外，假設微電極上黏附物的平均厚度hadh與未變形切屑厚度hm成正比，則體積黏附率Vadh與黏附物電解電流Iadh和未變形切屑厚度hm的乘積成正比：

Vadh∝hmIadh

(17)

結(jié)合式(12)進一步分析可以得到，砂輪表面的單位面積的體積黏附率

vadh∝hmIadh/lc

(18)

對于自鈍化的金屬，其裸金屬(非鈍化狀態(tài))的電壓-電流關系極難確定，而電化學清理磨削過程中，由于砂輪轉(zhuǎn)速較高，黏附物在磨削行程處于非鈍化狀態(tài)。為了選擇合適的工作電壓Ua，假設黏附物金屬電解過程中，電壓-電流成線性關系。進一步地，所施加的工作電壓Ua應滿足：

Ua∝hmIadh/lc

(19)

為了方便分析本文定義如下系數(shù)：

(20)

式中，上標1和2分別表示第一組和第二組磨削參數(shù)。

如果確定某一磨削參數(shù)下的工作電壓Ua，根據(jù)式(19)、式(20)，可以近似確定另外磨削參數(shù)下的工作電壓Ua：

(21)

2 電化學清理磨削試驗

電化學清理磨削試驗裝置如圖3a所示。試驗選用的球面砂輪的磨料層由表面鍍有Ni-P合金的導電金剛石磨粒和酚醛樹脂結(jié)合劑構(gòu)成，具有良好的導電性。磨料粒度76 μm，體積分數(shù)為100%，磨料層電阻率約等于150 Ω·mm。導電砂輪的外徑為300 mm，磨料層母線圓弧半徑為100 mm，如圖3b所示。陰極裝置如圖3c所示，陰極工作面為回轉(zhuǎn)曲面，該工作面的母線為半徑等于100 mm的圓弧。陰極工作面設計有尺寸為0.5 mm×18 mm的電解液出口，陰極外圓周表面設計有電解液入口，陰極工作面與磨料層表面的間距設置為0.3 mm。

(a)磨削試驗現(xiàn)場

試驗在MXZX-005型數(shù)控高速高效復合磨拋試驗臺上進行，試驗臺由湖南大學國家高效磨削工程技術研究中心設計，委托浙江杭機股份有限公司制造，采用整體立柱、雙磨頭、拖板移動、立軸圓臺布局形式，最大磨削外徑1000 mm，最大磨削高度為300 mm。磨削過程中，砂輪軸向和工作臺平面的夾角β0被設定為30°。工作電壓由eTM-L303SPL五位可編程直流穩(wěn)壓電源提供。電路電流由NI PXI-4070數(shù)字萬用表測得。

鋁合金廣泛應用于制造各類大型光學器件，雖然易于切削，但由于硬度極低，塑性延伸率較高，在磨削過程中極易發(fā)生砂輪黏附，因此鋁合金磨削加工是非常困難的。鈦合金具有比強度高、韌性高、中等高溫性能和耐腐蝕性能好等優(yōu)點，但屬于難切削材料，磨削是其主要加工手段。由于鈦合金導熱性極差，磨削溫度較高，因而在磨削過程中也極易出現(xiàn)砂輪黏附現(xiàn)象。鑒于此，試驗選用的工件材料為AA6061鋁合金和TC4鈦合金，材料特性參數(shù)如表1所示。工件尺寸為100 mm×100 mm×30 mm。磨削加工參數(shù)如表2所示，Qw，max和Qw，ave分別表示最大材料去除率和平均材料去除率。

表1 AA6061和TC4的材料性質(zhì)[18-19]

表2 磨削加工參數(shù)

磨削后工件面形輪廓和粗糙度選用泰勒霍普森PGI-1240輪廓儀測量，如圖4所示。磨削后砂輪和工件表面形貌采用基恩士VHX-1000超景深三維顯微鏡測量。

圖4 工件表面質(zhì)量測量裝置

砂輪黏附形成應歸因于：磨削溫度升高時磨粒-工件間的各種物理化學作用以及工件材料韌性增強的綜合結(jié)果。根據(jù)表1可知，AA6061鋁合金的布氏硬度和斷裂延伸率分別為TC4鈦合金的0.28倍和1.21倍。盡管TC4的熱導率較小，但實際經(jīng)驗表明，相同磨削條件下，AA6061磨削過程中砂輪黏附傾向遠大于TC4。當磨削AA6061工件時，為了避免在確定電解系數(shù)K1、Ks和Kv的過程中，較大材料去除率下可能出現(xiàn)嚴重的砂輪黏附，本文采用遞推法設定工作電壓。對于TC4，在確定這些系數(shù)時，工作電壓設定為1 V。

3 結(jié)果和討論

3.1 電解電流和電解系數(shù)

AA6061鋁合金磨削過程中，電解電流隨工作電壓Ua和磨削深度dc的變化如圖5所示?？招谐虝r，電解電流等于背景電流Ib。切入過程中電解電流逐漸增大，且電流信號波動較大。當完全切入時，電解電流達到最大值，等于最大清理電流。其后，由于工作臺線速度vw減小，瞬時材料去除率Qw變小，砂輪表面黏附物的形成率減小，電解電流逐漸變小。當完全切入后，電解電流近似等于背景電流Ib。相同工作電壓下，磨削深度增大時，最大清理電流增大。這主要是因為隨著磨削深度dc的增大，砂輪表面微電極上黏附物的面積增大，而相同電極電位Ea下，黏附物AA6061的電流密度iadh遠大于微電極材料Ni-P合金的電流密度ime。

圖5 磨削AA6061工件時的電解電流

不同Ua和dc下，磨削AA6061工件時的電解系數(shù)如表3所示，可以看出，當dc值小范圍增大時，Ks值不一定都大于1(如：dc從20 μm增至25 μm，Ks=0.994)，說明面積黏附率λadh不一定增大，這主要是磨削過程的隨機性導致。當dc值較大范圍增大時，Ks值一定都大于1(如：dc從2 μm增至55 μm，Ks=1.478)，即面積黏附率λadh增大。當dc值增大時，Kv值都大于1，表明體積黏附率Vadh增大。

表3 磨削AA6061工件時的電解系數(shù)

TC4鈦合金工件磨削過程中，當工作電壓Ua=1 V時，不同磨削深度dc下電流信號如圖6所示。與磨削AA6061工件相似，磨削過程中的電解電流先增大后減小，且當dc增大時，最大清理電流Ic增大。工作電壓Ua=1 V時，不同dc下的電解系數(shù)如表4所示。由于dc增幅較大，Ks值和Kv值都大于1，說明隨著dc增大，面積黏附率λadh和體積黏附率Vadh都增大。對比圖5和圖6可得，相同工作電壓和磨削深度下(Ua=1 V，dc=

表4 磨削TC4工件時的電解系數(shù)

圖6 磨削TC4工件時的電解電流

5 μm)，磨削AA6061工件時的最大清理電流Ic大于磨削TC4工件時的最大清理電流Ic，但并不能就此得出磨削AA6061工件時的砂輪黏附率就一定大于磨削TC4工件的砂輪黏附率。這是由于相同工作電壓下，這兩種黏附物表面的電極電位不一定相同，且這兩種材料的電化學特性參數(shù)均不相同。

在求得電解系數(shù)Kv值后，如果確定了某一磨削參數(shù)下的工作電壓Ua，則另外磨削參數(shù)下的工作電壓便可確定。當磨削深度dc=5 μm時，對于AA6061和TC4，分別選定工作電壓為1.0 V和0.5 V，并根據(jù)表3和表4進一步確定其余磨削深度下所施加的工作電壓，如表5所示。

表5 磨削AA6061和TC4工件時的工作電壓

3.2 磨削后的工件表面質(zhì)量

磨削后的工件如圖7所示，顯然TC4工件表面較AA6061工件表面更為光滑。工件表面形貌如圖8所示。對于AA6061，磨削后工件表面特征主要包括磨粒耕犁、切削作用形成的劃痕、再沉積物以及剝落或破碎的磨粒導致的劃痕；而對于TC4，磨削后工件表面特征主要包括磨粒耕犁、切削作用形成的劃痕和再沉積物。再沉積物形成主要是由于砂輪表面的磨粒出刃高度不同，導致每顆磨粒上黏附的黏附物體積不同，電解作用雖然能溶解大部分磨粒上的黏附物，但仍然有一部分磨粒殘留有未被溶解的黏附物。當這些帶有殘留黏附物的磨粒再次參與切削時，由于機械力作用，黏附物會發(fā)生剝離，沉積在已加工零件表面，形成再沉積物。

(a)AA6061 (b)TC4

(a)AA6061 (b)TC4

此外，由于機械作用，砂輪表面必然有一部分磨粒發(fā)生破碎或脫落，由于AA6061鋁合金硬度極低，這些破碎或脫落的磨粒更容易嵌入磨削后工件表面，形成較深的劃痕，導致表面質(zhì)量變差。當磨削深度進一步增大時，磨削后AA6061工件表面形貌特征還包括磨粒耕犁、切削作用形成的塑性疊堆結(jié)構(gòu)、未斷切屑被后續(xù)磨粒重新壓入工件表面形成的結(jié)構(gòu)。

磨削后工件面形輪廓如圖9所示?？梢钥闯?，磨削后工件面形表現(xiàn)出對稱性，中間低兩側(cè)高。這與磨削過程中工作臺線速度vw從中心到外側(cè)逐漸增大有關，原因可通過分析單顆磨粒磨削時的材料去除機理得到。圖10為單顆磨粒磨削后工件表面形貌。可以看出，沿切削方向，單顆磨粒磨削深度逐漸減小，劃痕兩側(cè)的工件材料塑性疊堆效應逐漸變?nèi)?。磨削過程中工作臺線速度vw從工件中心到外側(cè)逐漸增大，導致未變形切削厚度hm逐漸增大，塑性疊堆作用也會逐漸增大。相較于工件中心，工件外側(cè)殘留的材料更多，因此導致磨削后工件輪廓呈中間低兩側(cè)高。磨削后AA6061工件表面的峰谷(PV)值高于TC4工件表面的PV值，原因可能是AA6061磨削過程中塑性疊堆效應強于TC4。

(a)AA6061 (b)TC4

圖10 單顆磨粒磨削后工件表面形貌[20]

磨削后工件表面粗糙度Ra隨磨削深度dc的變化如圖11所示。中心、外側(cè)和邊緣分別表示距離工件磨削面幾何中心5 mm、25 mm和45 mm位置處測量得到的Ra值?？梢钥闯?，無論AA6061還是TC4，當dc相同時，中心位置處的Ra值最小，其次是外側(cè)位置處，再次為邊緣位置處。這是因為瞬時材料去除率從工件中心到邊緣逐漸增大，隨著dc增大，相同測量位置處的Ra值逐漸增大。當測量位置和磨削深度相同時，AA6061工件磨削后表面Ra值大于TC4工件磨削后表面Ra值。例如，當dc值從5 μm增至55 μm時，對于AA6061工件，在中心位置處Ra值從0.243 μm增至0.801 μm；對于TC4工件，Ra值從0.219 μm增至0.370 μm。

(a)AA6061 (b)TC4

為了探究ECCG工藝加工大型延塑性金屬零件的潛力，進一步對尺寸為200 mm×200 mm×60 mm的AA6061反射鏡進行磨削加工。磨削過程分為粗磨、半精磨和精磨三階段，磨削參數(shù)如表6所示。在粗磨和半精磨階段，當砂輪處于距離工件旋轉(zhuǎn)中心50 mm內(nèi)的范圍時，進給速度vf=35 mm/min，隨著切削半徑的增大，進給速度線性減小，當距離為150 mm時，vf=11.67 mm/min；在精磨階段，當砂輪處于距離工件旋轉(zhuǎn)中心50 mm內(nèi)的范圍時，進給速度vf=15 mm/min，隨著切削半徑的增大，進給速度線性減小，當距離為150 mm時，vf=5 mm/min，這樣可以使工件邊緣處材料去除率不至于過大，且有利于降低磨削后工件面形輪廓的PV值及工件邊緣位置的粗糙度Ra。

表6 AA6061加工參數(shù)(尺寸200 mm×200 mm)

磨削后工件及其面形輪廓如圖12和圖13所示，PV值為1.964 μm。在距離工件幾何中心5 mm、50 mm和95 mm位置處的表面粗糙度Ra值分別為0.139 μm、0.157 μm和0.174 μm。

圖12 磨削后的工件(200 mm×200 mm)

圖13 磨削后工件面形輪廓(200 mm×200 mm)

磨削試驗完成后，砂輪表面形貌如圖14所示。整個磨削過程并未對砂輪進行任何修整?？梢钥闯觯拜啽砻娌]有出現(xiàn)大面積的黏附，只有部分磨粒頂部殘留有微量的未被電解的黏附物，進一步證明了所確定的工作電壓是合理的。

(a)放大倍數(shù)20 (b)放大倍數(shù)100

4 結(jié)論

(1)在電化學清理磨削過程中，砂輪表面的導電磨粒相當于微電極，當這些磨粒上黏附有工件材料時，會使參與電極反應的反應物的種類及相對含量發(fā)生改變。由于不同反應物的電化學特性存在較大差異，黏附物的形成使得電解電流發(fā)生顯著變化，因此，磨削行程中電解電流的大小可以定量反映砂輪表面黏附率的大小。

(2)基于電解電流并結(jié)合磨削機理分析，確定了不同磨削參數(shù)下ECCG工藝所需的工作電壓，并進行試驗驗證。磨削試驗完成后，砂輪表面并沒有出現(xiàn)大面積的黏附，證明了所確定的工作電壓是合理的。砂輪表面磨粒出刃高度的不同，導致磨粒-工件的微干涉作用具有隨機性，每顆磨粒上黏附物的量存在差異，電解作用雖然能溶解大部分的黏附物，但仍然有部分磨粒頂部有微量的殘留。

(3)磨削后工件面形表現(xiàn)出對稱性，中間低外側(cè)高，且鋁合金AA6061工件的面形PV值大于鈦合金表面精度TC4工件的面形PV值。由于AA6061硬度較低，剝落或破碎的磨粒極易嵌入磨削后工件表面并產(chǎn)生劃痕，因此其磨削后表面精度較TC4表面精度差。通過優(yōu)化磨削參數(shù)，對200 mm×200 mm的AA6061反射鏡進行磨削加工，磨削后的面形PV值為1.964 μm，表面粗糙度值Ra小于0.174 μm，表明ECCG工藝可以適應大尺寸延塑性金屬零件的精密加工。

(4)基于電解電流測量砂輪黏附率的方法具有較高靈敏度，但需要精確測量黏附材料裸金屬的電化學動力學參數(shù)以及電壓-電流關系曲線。對于鋁合金、鈦合金這類極易鈍化的金屬，表面鈍化膜的存在導致傳統(tǒng)的電化學測量技術不能得到相關參數(shù)，后續(xù)工作有必要對此展開深入研究。