丁 凱 李奇林 雷衛(wèi)寧 徐銘洲 王 許

江蘇理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，常州，213001

0 引言

先進(jìn)陶瓷材料(如碳化硅(SiC)、氮化硅(Si3N4)等)具有低密度、高強(qiáng)度與優(yōu)異的耐高溫、耐磨損等性能[1-2]，在航空航天[3]、醫(yī)學(xué)[4]等領(lǐng)域的應(yīng)用日趨廣泛。先進(jìn)陶瓷構(gòu)件一般需經(jīng)過(guò)機(jī)械加工以達(dá)到其較高的表面質(zhì)量及尺寸形狀精度要求[5]?，F(xiàn)階段，先進(jìn)陶瓷材料加工最常用的方法是采用金剛石砂輪進(jìn)行磨削，但往往存在砂輪磨損速度快、表面/亞表面損傷較嚴(yán)重等問題。而研磨和拋光雖可有效改善加工表面的損傷狀況，但效率低、成本高[6]，因此，先進(jìn)陶瓷加工困難始終是其應(yīng)用中的突出阻礙。超聲輔助磨削(ultrasonic assisted grinding，UAG)是集超聲加工與磨削于一體的高性能復(fù)合加工技術(shù)[7-8]，國(guó)內(nèi)外諸多研究表明，相比于普通磨削(conventional grinding，CG)，超聲輔助磨削可顯著改善加工質(zhì)量，非常適合加工先進(jìn)陶瓷材料[9-12]。

先進(jìn)陶瓷材料加工過(guò)程中的材料去除機(jī)理直接決定了其加工表面質(zhì)量。對(duì)于普通磨削，BIFANO等[13]提出了塑性域磨削理論，即當(dāng)最大單顆磨粒切厚小于脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚時(shí)，陶瓷材料將主要發(fā)生彈塑性變形，進(jìn)而在磨削加工中實(shí)現(xiàn)塑性去除。同時(shí)，BIFANO等[13]采用顯微壓痕法在靜態(tài)緩慢加載條件下建立了適用于先進(jìn)陶瓷普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚模型。但在超聲輔助磨削過(guò)程中，工具、工件間的接觸狀態(tài)與相對(duì)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)均發(fā)生了顯著變化，磨粒與工件間存在高頻變化的強(qiáng)沖擊作用，相應(yīng)地材料去除機(jī)理也必將受到影響。對(duì)此，一些學(xué)者開展了相關(guān)的研究。梁志強(qiáng)等[14]基于光滑質(zhì)點(diǎn)流體動(dòng)力學(xué)法對(duì)不同沖擊速度下Al2O3陶瓷材料內(nèi)部裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展情況進(jìn)行了仿真研究，結(jié)果表明超聲效果越強(qiáng)側(cè)向裂紋越易于產(chǎn)生，但擴(kuò)展速度降低、尺寸減小，工件材料塑性域去除范圍變大。ZHOU等[15]采用金剛石壓頭對(duì)BK7及JGS1玻璃開展了超聲輔助刻劃試驗(yàn)，認(rèn)為超聲振動(dòng)作用可顯著增大玻璃材料的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚，因此超聲輔助磨削更易于實(shí)現(xiàn)塑性域磨削。LIANG等[16]研究了單顆金剛石磨粒橢圓振動(dòng)超聲輔助刻劃單晶藍(lán)寶石材料的劃痕微觀形貌及橫截面深度、寬度尺寸，同樣認(rèn)為超聲振動(dòng)作用可顯著增大脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚。CAO等[17]采用單顆金剛石磨粒工具對(duì)SiC陶瓷進(jìn)行了普通刻劃及超聲輔助刻劃試驗(yàn)，通過(guò)兩種方法所獲得的劃痕微觀形貌及橫截面尺寸的對(duì)比分析，得到了和文獻(xiàn)[15-16]相似的結(jié)論。鄭非非等[18]采用金剛石壓頭對(duì)反應(yīng)燒結(jié)SiC進(jìn)行了超聲輔助劃擦試驗(yàn)，研究了這一過(guò)程中超聲振動(dòng)作用對(duì)材料去除行為的影響，結(jié)果表明超聲振動(dòng)的高頻沖擊作用增強(qiáng)了切削能量的輸入，加劇了微裂紋的擴(kuò)展。

上述研究均表明超聲振動(dòng)作用會(huì)對(duì)脆性材料磨削過(guò)程中的材料去除機(jī)理產(chǎn)生顯著的影響，對(duì)脆性材料超聲輔助磨削機(jī)理的研究具有良好的借鑒意義。但現(xiàn)有研究中磨?？虅澦俣容^小，僅在1.67×10-4～3.6 m/s之間，與實(shí)際磨削時(shí)工具運(yùn)動(dòng)形式、速度范圍差別較大。另外，振動(dòng)作用的方向均垂直于磨削表面，此時(shí)磨粒與工件間以錘擊作用為主，不同于振動(dòng)方向平行于磨削表面時(shí)的磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡重疊作用，難以反映后者形式下超聲振動(dòng)作用對(duì)材料去除機(jī)理的影響。針對(duì)這一現(xiàn)狀，本文采用釬焊單顆金剛石工具，在超聲振動(dòng)方向平行于工件表面狀態(tài)下，開展了SiC陶瓷超聲輔助磨削與普通磨削試驗(yàn)，通過(guò)單顆磨粒劃痕形貌特征及其尺寸、磨削力與磨削比能的對(duì)比分析，研究了超聲振動(dòng)作用、磨削速度對(duì)SiC磨削過(guò)程中材料去除機(jī)理的影響。

圖1 單顆磨粒超聲輔助磨削示意圖Fig.1 Illustration of a single abrasive grain for UAG

1 單顆磨粒超聲輔助磨削運(yùn)動(dòng)學(xué)分析

圖1為單顆磨粒超聲輔助磨削示意圖。超聲刀柄沿軸向(Z向)實(shí)現(xiàn)縱向振動(dòng)，并且在做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的同時(shí)沿X方向做進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。在圖1所示的坐標(biāo)系中，單顆磨粒在超聲輔助磨削過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)方程可表示為

(1)

式中，R為杯形金剛石砂輪半徑；A為超聲振動(dòng)振幅；ω為角速度；vw為進(jìn)給速度；f為超聲振動(dòng)頻率；t為時(shí)間。

根據(jù)式(1)，采用MATLAB繪制得到單顆磨粒在超聲輔助磨削過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)軌跡為空間正弦曲線，如圖2所示。

圖2 單顆磨粒普通磨削與超聲輔助磨削運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.2 Motion trajectory of a grain during CG and UAG

2 試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

單顆磨粒超聲輔助磨削試驗(yàn)與普通磨削試驗(yàn)均在DMG Ultrasonic 20 Linear立式超聲高速加工中心上進(jìn)行，但進(jìn)行超聲輔助磨削試驗(yàn)時(shí)不采用其自身的超聲振動(dòng)模塊，而是采用由南京航空航天大學(xué)研制的超聲振動(dòng)裝置，該超聲振動(dòng)裝置主要包括超聲電源、原邊供電系統(tǒng)(含初級(jí)線圈)、超聲刀柄三部分。原邊供電系統(tǒng)固定在機(jī)床主軸上，通過(guò)電源線與超聲電源相連。超聲刀柄的最大轉(zhuǎn)速為30 000 r/min。試驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示，單顆磨粒工具采用彈簧夾頭，螺帽安裝在超聲刀柄上，拋光試樣采用石蠟粘接在粘板上，并通過(guò)夾具與測(cè)力儀相連接。進(jìn)行普通磨削試驗(yàn)時(shí)，關(guān)閉超聲電源即可。

圖3 單顆磨粒超聲輔助磨削試驗(yàn)裝置Fig.3 Experimental setup of ultrasonic assisted grinding for a single abrasive grain

2.2 單顆磨粒工具與試樣

試驗(yàn)所用的單顆磨粒工具采用釬焊工藝制作，如圖4所示。工具基體材料為304不銹鋼，金剛石磨粒(YK-9)粒徑約為300 μm，釬焊磨粒處焊后工具直徑為8.32 mm。試驗(yàn)所用工件材料為無(wú)壓燒結(jié)SiC陶瓷，尺寸為50 mm×10 mm×10 mm，試驗(yàn)前采用UNIPOL 802 拋光機(jī)將試樣的50 mm×10 mm表面拋光至鏡面，如圖5所示。試樣拋光表面微觀形貌如圖6所示?？梢钥闯觯琒iC陶瓷內(nèi)部存在一些微孔，其顯氣孔率μ≤0.5%。

圖4 單顆磨粒工具Fig.4 Single abrasive grain tool

圖5 工件拋光表面Fig.5 Polished surface of the workpiece

圖6 工件拋光表面微觀形貌Fig.6 Micro topography of polished surface of the workpiece

2.3 試驗(yàn)方法與參數(shù)

工件拋光表面與機(jī)床XOZ平面成夾角β放置，如圖7a所示。單顆金剛石磨粒與工件拋光表面在切入點(diǎn)接觸后，隨著單顆磨粒工具沿X軸方向做進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，磨削深度ap逐漸增大，在切出點(diǎn)時(shí)達(dá)到最大值。通過(guò)對(duì)相同工藝參數(shù)條件下單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕形貌特征的對(duì)比分析，可以獲得連續(xù)變切厚條件下超聲振動(dòng)作用對(duì)SiC陶瓷去除機(jī)理轉(zhuǎn)變規(guī)律的影響。

如圖7b所示，在試樣拋光面寬度b、磨削深度ap最大值、切入點(diǎn)切出點(diǎn)連線三者組成的三角形中，β與b和磨削深度最大值apmax之間的關(guān)系如下：

btanβ=apmaxcosβ

(2)

試驗(yàn)中所用試樣拋光面的寬度b=10 mm，預(yù)設(shè)定磨粒切出工件時(shí)的最大磨削深度apmax=20 μm，則由式(2)計(jì)算可得β≈0.114°。DMG Ultrasonic 20 Linear立式超聲高速加工中心C軸旋轉(zhuǎn)的最小分度值為0.001°，可以滿足要求。

(a)三維模型

另外，通過(guò)前期磨削參數(shù)與超聲振動(dòng)參數(shù)匹配性研究[19]可知，磨削速度對(duì)超聲輔助磨削效果的影響較為顯著，而進(jìn)給速度對(duì)其影響較小，因此本試驗(yàn)中將進(jìn)給速度vw固定為20 mm/min，磨削速度vs分別設(shè)置為1，4，7，10 m/s。所有試驗(yàn)均在干切削條件下進(jìn)行。

2.4 觀測(cè)方法

采用eddyNCDT 3300電渦流位移傳感器、R&S RTH1002示波器對(duì)單顆磨粒工具末端振幅及諧振頻率進(jìn)行測(cè)量，其單邊振幅為7.5 μm，諧振頻率為26.35 kHz。采用Kistler 9129a測(cè)力儀及5070電荷放大器對(duì)磨削力進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量時(shí)采樣頻率設(shè)置為4 kHz。試驗(yàn)后首先對(duì)試樣表面進(jìn)行噴金處理，然后采用ZEISS Sigma 500場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡對(duì)磨削劃痕微觀形貌進(jìn)行分析，在此基礎(chǔ)上采用HIROX RH-2000三維形貌測(cè)量系統(tǒng)對(duì)單顆磨粒磨削劃痕特征尺寸進(jìn)行測(cè)量。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕形貌

圖8、圖9分別為vs=1 m/s、vw=20 mm/min條件下，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌。對(duì)比圖8b、圖9b可以看出，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕形狀呈現(xiàn)明顯的正弦曲線特征。同時(shí)可以看出，在單顆金剛石磨粒剛剛切入工件拋光表面時(shí)，無(wú)論是超聲輔助磨削劃痕還是普通磨削劃痕均表現(xiàn)為塑性去除特征，同時(shí)伴有微小脆性破碎引起的凹坑。對(duì)于單顆磨粒磨削劃痕周圍分布的微孔隙，根據(jù)其分布特征及尺寸，由圖6可知，這些微孔隙產(chǎn)生于材料制備環(huán)節(jié)，并非單顆磨粒磨削過(guò)程所致。隨著磨削深度的增大，兩條磨削劃痕均出現(xiàn)了明顯的脆-塑性去除轉(zhuǎn)變分界線，如圖8c、圖9c所示。在經(jīng)過(guò)圖中所示的分界線后，SiC陶瓷材料去除特征均從塑性去除轉(zhuǎn)變?yōu)槊黠@的脆性斷裂，然后隨磨削深度的進(jìn)一步增大，材料去除形式完全轉(zhuǎn)變?yōu)榇蟪叽绱嘈詳嗔选?/p>

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域特征圖8 vs=1 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕微觀形貌Fig.8 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding in vs=1 m/s，vw=20 mm/min

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域特征圖9 vs=1 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒普通磨削劃痕微觀形貌Fig.8 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during conventional grinding in vs=1 m/s，vw=20 mm/min

圖10、圖11分別為vs=10 m/s、vw=20 mm/min條件下，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌。同于圖8、圖9，可以看到在此條件下隨著單顆金剛石磨粒磨削深度的增大，超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕均體現(xiàn)了明顯的材料脆-塑性去除機(jī)理的轉(zhuǎn)變，即經(jīng)歷了“塑性去除→脆-塑轉(zhuǎn)變→大尺寸脆性斷裂”變化過(guò)程。而對(duì)比圖8、圖10也可以看出，隨著磨削速度的增大，單顆磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡曲線趨于平緩，已接近于普通磨削。另外，由圖8c、圖9c可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)磨削速度vs=1 m/s時(shí)，兩種方法得到的磨削劃痕均超過(guò)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域分界線后出現(xiàn)了明顯的材料脆性斷裂去除。而在磨削速度增大到vs=10 m/s后，如圖10c、圖11c所示，可看到磨削劃痕超過(guò)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域分界線后材料脆性斷裂程度均明顯減弱，甚至出現(xiàn)小面積因塑性去除特征而產(chǎn)生的光滑區(qū)域或塑性溝槽。

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域特征圖10 vs=10 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕微觀形貌Fig.10 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding in vs=10 m/s，vw=20 mm/min

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域特征圖11 vs=10 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒普通磨削劃痕微觀形貌Fig.11 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during conventional grinding in vs=10 m/s，vw=20 mm/min

3.2 超聲振動(dòng)作用對(duì)脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚的影響

圖12 單顆磨粒磨削脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚測(cè)量方法(vs=1 m/s,vw=20 mm/min)Fig.12 Measuring method for the critical depth of brittle-plastic transition during a single abrasive grain grinding(vs=1 m/s,vw=20 mm/min)

通過(guò)圖8～圖11中單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌的分析，可以觀察到隨磨削深度的增大，SiC陶瓷材料去除機(jī)理體現(xiàn)出顯著的脆-塑性轉(zhuǎn)變過(guò)程。其中，由圖8～圖11所示的脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域特征可知，圖中的分界線是脆-塑性轉(zhuǎn)變的臨界點(diǎn)，因此本文中取分界線處的磨削劃痕深度作為SiC陶瓷超聲輔助磨削及普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚(hc)。為研究超聲振動(dòng)作用對(duì)SiC陶瓷磨削過(guò)程中材料去除機(jī)理的影響，對(duì)所有試驗(yàn)條件下的單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚hc及對(duì)應(yīng)橫截面面積進(jìn)行了測(cè)量，測(cè)量方法如圖12所示。另外，為對(duì)比分界線兩側(cè)塑性區(qū)、脆性區(qū)磨粒磨削劃痕深度的差異，分別對(duì)分界線及其兩側(cè)相鄰處的磨削劃痕深度進(jìn)行了測(cè)量。在vs=1 m/s、vw=20 mm/min條件下，三處的測(cè)量結(jié)果分別為0.067 μm、0.173 μm、0.249 μm，進(jìn)一步表明了隨著磨削深度的增大，SiC陶瓷材料將實(shí)現(xiàn)從塑性到脆性的轉(zhuǎn)變。

單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削時(shí)，磨削速度對(duì)磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚的影響如圖13所示?？梢钥闯?，在vs為1～10 m/s時(shí)，單顆磨粒普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚hc值較穩(wěn)定，變化范圍在0.077～0.087 μm之間。而對(duì)于單顆磨粒超聲輔助磨削過(guò)程，當(dāng)磨削速度為1 m/s時(shí)，hc值為0.173 μm，顯著大于普通磨削時(shí)的0.077 μm，表明在此工藝參數(shù)條件下超聲振動(dòng)作用有助于增大SiC陶瓷的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚。當(dāng)磨削速度增大到10 m/s時(shí)，超聲輔助磨削時(shí)的hc值下降為0.093 μm，僅略大于普通磨削時(shí)的0.084 μm，表明隨著磨削速度的增大，超聲輔助磨削與普通磨削時(shí)hc值之間的差異將逐漸減小。

圖13 磨削速度對(duì)SiC脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚的影響(vw=20 mm/min)Fig.13 Effect of grinding speed on the critical depth of brittle-plastic transition for SiC(vw=20 mm/min)

對(duì)于SiC陶瓷普通磨削、超聲輔助磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚數(shù)值，相關(guān)文獻(xiàn)也進(jìn)行了報(bào)道。LI等[3]的研究表明：采用赫茲彈性接觸理論計(jì)算的SiC陶瓷普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚約為0.007 μm，而基于單顆磨?？虅澐椒ǐ@得的測(cè)量值為0.076 μm。同樣基于單顆磨?？虅澐椒ǎ珻AO等[17]的研究表明，SiC陶瓷普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚約為0.08 μm，而在垂直于工件表面振幅為1.25 μm、刻劃速度為0.5 m/s條件下，超聲輔助磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚約為0.125 μm。對(duì)比本文與上述文獻(xiàn)的報(bào)道可知，SiC陶瓷普通磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚測(cè)量結(jié)果非常接近，但均大于理論計(jì)算值，而超聲輔助磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚測(cè)量結(jié)果因振動(dòng)施加方向、單顆磨?？虅澦俣鹊牟煌兴町?。

磨削速度對(duì)單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處橫截面積S的影響規(guī)律如圖14所示?？梢钥闯觯瑢?duì)于普通磨削而言，其脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處橫截面積隨磨削速度的增大略有減小，而超聲輔助磨削時(shí)當(dāng)vs=1～7 m/s時(shí)分界線處橫截面積相對(duì)穩(wěn)定，但在vs=10 m/s時(shí)急劇減小。對(duì)比兩種加工方法，當(dāng)磨削速度為1 m/s時(shí)，超聲輔助磨削劃痕的S值為0.428 μm2，明顯大于普通磨削時(shí)的0.054 μm2，即在此條件下超聲輔助磨削可獲得較大的材料去除率。當(dāng)磨削速度增大到10 m/s時(shí)，超聲輔助磨削劃痕的S值降低為0.168 μm2，仍大于普通磨削時(shí)的0.023 μm2，但總體而言二者之間的差異呈減小的趨勢(shì)。

圖14 磨削速度對(duì)SiC脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)橫截面積的影響(vw=20 mm/min)Fig.14 Effect of grinding speed on the cross-sectional area of brittle-plastic transition area for SiC(vw=20 mm/min)

綜合上述結(jié)果可知：超聲輔助磨削時(shí)，隨磨削速度的增大，SiC陶瓷脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚逐漸減小，對(duì)應(yīng)脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處的橫截面積相對(duì)穩(wěn)定，但當(dāng)vs=10 m/s時(shí)分界線處的橫截面積急劇減小。而普通磨削時(shí)SiC陶瓷材料脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚及對(duì)應(yīng)的橫截面積較穩(wěn)定，受磨削速度影響較小。另外，在較低的磨削速度條件下超聲振動(dòng)作用可顯著增大SiC陶瓷磨削加工過(guò)程中的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚及其對(duì)應(yīng)位置的橫截面積，而隨磨削速度的增大，這一特性將逐漸減弱。這一結(jié)果為優(yōu)化硬脆材料的超聲輔助磨削工藝提供了依據(jù)。

3.3 磨削力與磨削比能

在硬脆材料磨削過(guò)程中，磨削比能是綜合反映材料去除方式的主要參數(shù)[20]，與切向磨削力直接相關(guān)。單顆磨粒典型超聲輔助磨削切向力信號(hào)如圖15所示，可以看出隨著單顆磨粒切厚的增大(即磨削時(shí)間的增加)，磨削力呈逐漸增大的趨勢(shì)。為獲得單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處切向磨削力的大小，按照下述方法對(duì)磨削力信號(hào)進(jìn)行處理：①采用圖16所示方法確定單顆磨粒運(yùn)動(dòng)至分界線處的直線距離L；②按照t=L/vw確定相應(yīng)的運(yùn)動(dòng)時(shí)間t;③在其磨削力原始信號(hào)中以首個(gè)磨削力信號(hào)波形(如圖15所示，標(biāo)記為No.1)時(shí)間為零點(diǎn)，找到時(shí)間t所對(duì)應(yīng)的或距離最近的切向磨削力波形，并取該波形平均值作為最終測(cè)量結(jié)果。

圖15 單顆磨粒超聲輔助磨削SiC切向磨削力信號(hào)(vs=1 m/s，vw=20 mm/min)Fig.15 Tangential grinding force signal of a single abrasive grain grinding of SiC ceramic(vs=1 m/s，vw=20 mm/min)

圖16 單顆磨粒直線運(yùn)動(dòng)距離確定方法Fig.16 Determination of distance of linear movement for a single abrasive grain

按照上述方法確定的單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕中脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處的切向磨削力結(jié)果如圖17所示，可以看出，超聲輔助磨削及普通磨削時(shí)的切向磨削力均隨磨削速度的增大而減??；相同條件下，超聲輔助磨削時(shí)的磨削力均小于普通磨削時(shí)磨削力；當(dāng)磨削速度vs=1 m/s時(shí)，超聲輔助磨削力相較于普通磨削力的減小幅度最大，約為17.1%；隨著磨削速度的增大，磨削力降低幅度減小為8%～14%。

圖17 磨削速度對(duì)SiC脆-塑轉(zhuǎn)變處切向磨削力的影響(vw=20 mm/min)Fig.17 Effect of grinding speed on tangential grinding force of brittle-plastic transition(vw=20 mm/min)

依據(jù)切向磨削力Ft測(cè)量結(jié)果，按照下式可以計(jì)算得到單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處對(duì)應(yīng)瞬時(shí)磨削比能的數(shù)值：

(3)

式中，E為磨削比能；S為單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)分界線處的橫截面積，測(cè)量結(jié)果如圖14所示。

圖18所示為不同磨削速度下，單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域分界線處的瞬時(shí)磨削比能變化規(guī)律。由圖18可見，隨著磨削速度的增大，兩種方法在分界線處的磨削比能均呈增大趨勢(shì)，其中普通磨削尤為顯著。這是因?yàn)樵谀ハ魉俣葀s=1 m/s時(shí)，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕在超過(guò)脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域的分界線后立即呈現(xiàn)較大尺寸脆性斷裂去除特點(diǎn)；而在磨削速度增大至10 m/s后，在分界線鄰近區(qū)域脆性斷裂去除比例降低、塑性去除特征有所增加，因此磨削比能增大。同時(shí)可以看出，在相同工藝參數(shù)條件下，由于超聲輔助磨削相比于普通磨削可減小磨削力(圖17)、增大磨削劃痕橫截面積(圖14)，因此超聲輔助磨削時(shí)的磨削比能小于普通磨削時(shí)的磨削比能。當(dāng)vs=1 m/s時(shí)，相比于普通磨削，超聲輔助磨削時(shí)的磨削比能降低幅度約為90%；當(dāng)磨削速度增大到10 m/s后，降低幅度略有下降，約為88%。上述結(jié)果表明超聲輔助磨削可有效減少磨削過(guò)程中所消耗的能量。

圖18 磨削速度對(duì)SiC脆-塑轉(zhuǎn)變處瞬時(shí)磨削比能的影響(vw=20 mm/min)Fig.18 Effect of grinding speed on instantaneous specific grinding energy of brittle-plastic transition(vw=20 mm/min)

3.4 討論

單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變分界線處特征參數(shù)的測(cè)量結(jié)果表明，在低磨削速度條件下，超聲振動(dòng)作用可有效增大SiC陶瓷的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚，從而更易于促使材料以塑性方式去除以獲得更優(yōu)良的加工表面質(zhì)量。從金剛石磨粒運(yùn)動(dòng)分析的角度來(lái)看，一方面，單顆磨粒在超聲輔助磨削過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)軌跡為正弦曲線(圖2)，理論上，此時(shí)金剛石磨粒的切削刃區(qū)域1、2、3均可參與切削過(guò)程，且區(qū)域1、3將隨磨粒的運(yùn)動(dòng)而交替進(jìn)行切削(圖19)，而對(duì)于普通磨削過(guò)程，則是由切削刃區(qū)域2持續(xù)進(jìn)行切削。相比較而言，顯然在超聲輔助磨削過(guò)程中金剛石磨粒更易于保持鋒利性，使得磨削力得以減小并進(jìn)而降低磨削比能。另一方面，當(dāng)超聲振動(dòng)方向平行于磨削表面時(shí)，單顆磨粒在工件表面產(chǎn)生的磨削劃痕軌跡形狀如圖20所示。定義其波長(zhǎng)為λ[16]，則有

λ=(vs+vw)/f

(4)

圖19 單顆磨粒超聲輔助磨削切削刃分布Fig.19 Cutting edges distribution of a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding

圖20 單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕軌跡Fig.20 Motion trajectory of a grain during UAG

圖21 磨削速度對(duì)波長(zhǎng)及切入角的影響Fig.21 Effect of grinding speed on wavelength and penetration angle

由式(4)可知：在諧振頻率一定的條件下，波長(zhǎng)λ隨磨削速度vs的增大而增大，如圖21所示。記單顆磨粒在超聲振動(dòng)狀態(tài)下的振動(dòng)速度為vU，vU與磨削速度vs的合速度為vT。定義vU與vT的夾角為切入角α，其最小值αmin出現(xiàn)在正弦波形的起點(diǎn)處。由圖21可知：αmin隨著磨削速度vs、波長(zhǎng)λ的增大而增大。理論上，當(dāng)vs增大到一定程度后，正弦波形將趨近于直線即磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡趨于平直，αmin趨近于90°，單顆磨粒的超聲輔助磨削運(yùn)動(dòng)學(xué)特征逐漸消失，這一結(jié)果通過(guò)對(duì)比圖8b與圖10b也可以得到體現(xiàn)；當(dāng)磨削速度vs較小時(shí)，其數(shù)值遠(yuǎn)低于合速度vT，因此SiC陶瓷超聲輔助磨削時(shí)的hc值明顯大于普通磨削時(shí)的hc值，而隨著vs的增大，它與vT之間的差異將逐漸減小，超聲輔助磨削與普通磨削時(shí)hc值的差異也將逐漸減小。上述分析均表明隨著磨削速度vs的增大，超聲振動(dòng)作用對(duì)磨削過(guò)程的影響將逐漸減弱。

除了有關(guān)塑性域磨削理論及磨粒運(yùn)動(dòng)學(xué)特性的觀點(diǎn)之外，有學(xué)者從其他角度對(duì)超聲輔助加工的特性進(jìn)行了研究。YANG等[21]認(rèn)為，在超聲輔助加工中，大的切削速度和加速度會(huì)增大材料應(yīng)變率，進(jìn)而導(dǎo)致材料加工過(guò)程中裂紋尖端擴(kuò)展阻力增大，同時(shí)，由于切削速度較大，即使中位裂紋得以形成也難以有足夠的時(shí)間進(jìn)一步擴(kuò)展，因此，相比于普通加工，超聲輔助加工可有效降低加工損傷。這一結(jié)論對(duì)超聲輔助磨削的相關(guān)理論研究具有重要意義。

4 結(jié)論

(1)單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削SiC陶瓷時(shí)，隨著磨削深度的增大，兩種加工方法對(duì)應(yīng)的材料去除機(jī)理均經(jīng)歷了“塑性去除→脆-塑轉(zhuǎn)變→大尺寸脆性斷裂”的變化過(guò)程。

(2)在試驗(yàn)條件下，當(dāng)磨削速度為1 m/s時(shí)，SiC陶瓷超聲輔助磨削時(shí)的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚為0.173 μm，顯著大于普通磨削時(shí)的0.077 μm，即超聲振動(dòng)作用可增大SiC陶瓷的脆-塑轉(zhuǎn)變臨界切厚。但隨著磨削速度的增大，兩者之間的差異逐漸減小。

(3)相比于普通磨削，超聲輔助磨削可減小磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域的切向磨削力，其中磨削速度為1 m/s時(shí)最大降低幅度約為17.1%。隨磨削速度的增大，磨削力降低幅度有所下降。同時(shí)，由于切向磨削力較小、劃痕橫截面積較大，因此單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕脆-塑轉(zhuǎn)變區(qū)域的磨削比能也低于普通磨削時(shí)的磨削比能。