方振龍

（長春職業(yè)技術(shù)學(xué)院，長春 130033）

隨著新技術(shù)的發(fā)展，傳統(tǒng)的金屬材料已經(jīng)無法滿足高性能產(chǎn)品的需要，而陶瓷材料由于具有優(yōu)異的硬度、耐磨性和腐蝕性，在航空航天、冶金化工以及生命醫(yī)療等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用價(jià)值[1]。

陶瓷材料具有優(yōu)異的物理和化學(xué)方面性能，因而造成常規(guī)成型工藝無法實(shí)現(xiàn)高質(zhì)量加工，使其成為典型難加工材料，特別是復(fù)雜結(jié)構(gòu)的高質(zhì)量加工更為困難，在很大程度上限制了陶瓷類零件的大規(guī)模推廣與應(yīng)用[2–3]。在眾多成型加工中，孔加工是機(jī)械成型工藝中最重要的工序之一，占機(jī)械工藝總量的30%以上[4]。對(duì)于陶瓷類脆性材料，傳統(tǒng)的孔加工方式基本存在工具偏離、崩邊過大以及精度過低等問題，甚至是無法實(shí)現(xiàn)深孔的成型加工[5]。為了突破陶瓷材料孔加工質(zhì)量較差的瓶頸，多工藝復(fù)合加工方式成為現(xiàn)階段的重點(diǎn)研究項(xiàng)目。

太原理工大學(xué)的霍瑞超[6]針對(duì)工程陶瓷加工中質(zhì)量較差的問題，設(shè)計(jì)了自由質(zhì)量塊捕捉裝置，通過孔雙面加工試驗(yàn)研究了崩邊面積的變換規(guī)律和出口崩邊過大的問題。南京航空航天大學(xué)的王茂等[7]針對(duì)陶瓷材料加工中切削力過高、刀具磨損過大以及加工質(zhì)量較差的問題，提出了激光誘導(dǎo)氧化輔助銑削的復(fù)合加工方法，通過試驗(yàn)對(duì)切削力和表面粗糙度進(jìn)行了系統(tǒng)性研究。林佳杰等[8]針對(duì)工程陶瓷傳統(tǒng)加工中存在質(zhì)量較差的問題，提出了超聲螺旋磨削制孔的加工方式，進(jìn)行了磨削試驗(yàn)對(duì)內(nèi)孔表面質(zhì)量的研究。饒小雙[9]針對(duì)工程陶瓷超聲加工中出現(xiàn)的邊緣破損進(jìn)行了系統(tǒng)性研究，并通過有限元軟件對(duì)加工中裂紋的擴(kuò)展進(jìn)行了理論分析，最后通過工藝試驗(yàn)對(duì)理論分析進(jìn)行了驗(yàn)證。Egashira等[10]設(shè)計(jì)了陶瓷材料的超聲振動(dòng)微孔加工，認(rèn)為加工中出現(xiàn)的應(yīng)力分布不均是微孔邊緣破損的主要因素。Qin等[11]基于脆性材料的壓痕斷裂力學(xué)理論構(gòu)建了高頻超聲振動(dòng)磨削制孔的切削力模型，以此分析了孔加工過程中陶瓷材料在超聲振動(dòng)作用下的去除機(jī)理。

可以看出，超聲輔助旋轉(zhuǎn)磨削加工方式在陶瓷材料制孔方面具有較高的加工質(zhì)量。目前，關(guān)于崩邊的研究主要以平面磨削為主，在孔加工方面研究仍存在不足，尤其缺乏陶瓷材料出口崩邊的理論研究。因此，本文基于Abaqus軟件建立金剛石砂輪磨削制孔的仿真模型，對(duì)旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工中出口崩邊的形成機(jī)理進(jìn)行分析，并設(shè)計(jì)了玻璃陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削試驗(yàn)對(duì)仿真研究進(jìn)行驗(yàn)證，從工藝參數(shù)角度對(duì)崩邊面積的變化趨勢(shì)進(jìn)行研究。

1 有限元仿真

1.1 幾何模型

使用Abaqus仿真軟件建立金剛石砂輪磨削制孔的三維裝配模型，其中砂輪使用Solidworks軟件進(jìn)行繪制并通過縮放導(dǎo)入到Abaqus軟件中，陶瓷工件使用Abaqus進(jìn)行繪制，模型尺寸為2.0mm×2.0mm×0.5mm，如圖1所示。為了盡可能模擬砂輪表面磨粒的形狀和分布情況，使用幾種不同形狀的磨粒進(jìn)行交叉排列。砂輪和工件各邊分別進(jìn)行布種后，采用局部細(xì)化方式對(duì)砂輪和工件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，以加快仿真收斂速度。網(wǎng)格的類型設(shè)置為六面體單元，單元類型設(shè)置為應(yīng)力分析。

1.2 仿真條件

陶瓷作為典型的脆性材料，基本通過脆性斷裂的方式形成材料去除，因此基于最大正應(yīng)力準(zhǔn)則對(duì)玻璃陶瓷的斷裂失效進(jìn)行判斷。在Abaqus軟件中，通過對(duì)材料屬性中Cracking Brittle進(jìn)行參數(shù)化定義，實(shí)現(xiàn)切屑組織的線彈性形變及斷裂。本構(gòu)模型中，應(yīng)力和應(yīng)變之間呈正比例變化，當(dāng)單元的應(yīng)力超過拉伸極限時(shí)，將單元視為刪除并形成切屑。斷裂方程可以表達(dá)為

式中，σ1、σ2、σ3為工件受到的空間三維應(yīng)力；σ0為玻璃陶瓷的抗拉強(qiáng)度。玻璃陶瓷和金剛石材料的力學(xué)性質(zhì)如表1所示[12]。

根據(jù)仿真需求，對(duì)磨粒和工件間的相互接觸進(jìn)行設(shè)置。在接觸屬性中通過“硬”接觸對(duì)磨粒和工件之間的法向接觸進(jìn)行設(shè)置，通過“罰”接觸對(duì)磨粒和工件之間的切向接觸進(jìn)行設(shè)置，其中“罰”接觸中摩擦系數(shù)由庫倫摩擦定律進(jìn)行設(shè)置，即

式中，τf為摩擦剪切壓力；σn為正壓力；τmax為最大摩擦剪切壓力；μ為摩擦系數(shù)。

對(duì)仿真中工件幾何模型的4個(gè)側(cè)面進(jìn)行完全約束，模擬試驗(yàn)中工件的固定情況。對(duì)于砂輪的邊界條件，分別為普通磨削和旋轉(zhuǎn)超聲磨削兩種運(yùn)動(dòng)方式。在普通磨削加工中，砂輪對(duì)主軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和沿主軸方向的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)進(jìn)行加載。而旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工是在普通磨削的基礎(chǔ)上，通過設(shè)置幅值曲線對(duì)高頻振動(dòng)進(jìn)行設(shè)置，實(shí)現(xiàn)超聲振動(dòng)輔助磨削的孔加工。

1.3 仿真分析

玻璃陶瓷工件磨削制孔過程及應(yīng)力分布仿真結(jié)果如圖2所示?？梢钥闯?，受到主軸的旋轉(zhuǎn)和進(jìn)給作用，砂輪表面磨粒對(duì)工件材料逐漸去除，當(dāng)工件內(nèi)部即將形成通孔時(shí)，砂輪底部壓應(yīng)力逐漸演化成拉應(yīng)力，此時(shí)在砂輪底部磨粒位置和工件孔四周形成了應(yīng)力極大值區(qū)域，受到拉應(yīng)力的影響將在工件底部出現(xiàn)較深的裂紋，當(dāng)裂紋向下擴(kuò)展時(shí)，最終形成了出口崩邊。

圖2 應(yīng)力分布仿真圖Fig.2 Stress distribution simulation diagram

圖3～5為通孔仿真中不同加工參數(shù)條件下出口崩邊的對(duì)比情況，超聲輔助磨削時(shí)功率都為100W。圖3為普通磨削和旋轉(zhuǎn)超聲磨削時(shí)崩邊的仿真對(duì)比情況，其中砂輪主軸轉(zhuǎn)速為12000r/min，進(jìn)給速度為1mm/min；圖4為旋轉(zhuǎn)超聲磨削條件下主軸轉(zhuǎn)速對(duì)崩邊影響的仿真對(duì)比情況，其中砂輪進(jìn)給速度為1mm/min，主軸轉(zhuǎn)速分別為6000r/min和18000r/min；圖5為旋轉(zhuǎn)超聲磨削條件下進(jìn)給速度對(duì)崩邊影響的仿真對(duì)比情況，其中砂輪主軸轉(zhuǎn)速為12000r/min，進(jìn)給速度分別為0.6mm/min和1.4mm/min。

圖3 兩種磨削方式對(duì)崩邊面積的影響Fig.3 Effect of two kinds of grinding processes on edge chipping area

圖4 旋轉(zhuǎn)超聲磨削下主軸轉(zhuǎn)速對(duì)崩邊面積的影響Fig.4 Effect of spindle speed on edge chipping area in rotary ultrasonic grinding

由圖3可知，在普通磨削加工中，受到砂輪的作用，應(yīng)力主要集中在通孔周圍，由于砂輪表面磨粒的隨機(jī)性，在出口位置形成的崩邊也具有不確定性，在出口四周均可出現(xiàn)面積不等的貝殼狀崩邊，對(duì)形成的通孔圓度造成了嚴(yán)重的影響。由圖4可知，在旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工中，由于超聲能量的作用，工件基體內(nèi)部的應(yīng)力處于較高的水平，相當(dāng)于降低了砂輪底部的應(yīng)力等級(jí)，對(duì)通孔加工中崩邊的情況起到了改善作用。由圖5可知，進(jìn)給速度增大，崩邊面積也隨之增加，這是由于進(jìn)給速度較大時(shí)砂輪每轉(zhuǎn)產(chǎn)生的切削量也較大，從而形成更大的崩邊面積。

圖5 旋轉(zhuǎn)超聲磨削下進(jìn)給速度對(duì)崩邊面積的影響Fig.5 Effect of feed rate on edge chipping area in rotary ultrasonic grinding

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

圖6為試驗(yàn)中使用的試驗(yàn)設(shè)備和檢測(cè)儀器。圖6（a）為試驗(yàn)中使用的德國德瑪吉數(shù)控加工中心，運(yùn)動(dòng)精度為0.1μm；圖6（b）為加工中使用的超聲振動(dòng)專用砂輪，砂輪前端通過電鑄方式實(shí)現(xiàn)金剛石磨粒的固定，中心為通孔可實(shí)現(xiàn)冷卻液的流動(dòng)；圖6（c）為超聲加工中使用的數(shù)控超聲波發(fā)生器，對(duì)機(jī)床上裝夾的超聲刀柄提供加工所需的能量，可以通過控制超聲波發(fā)射器的功率來實(shí)現(xiàn)超聲振幅的調(diào)節(jié)；圖6（d）為激光共聚焦顯微鏡，對(duì)加工后工件表面的出口崩邊形貌及面積進(jìn)行檢測(cè)。

圖6 加工和檢測(cè)設(shè)備Fig.6 Processing and testing equipments

試驗(yàn)前將玻璃陶瓷表面進(jìn)行精磨并拋光，工件尺寸為40mm×15mm×4mm，安裝好超聲刀柄及砂輪后超聲波發(fā)生器可以實(shí)現(xiàn)超聲頻率的自適應(yīng)調(diào)節(jié)，保持振動(dòng)頻率的穩(wěn)定。通過將工件固定在特制的夾具上，工件中心呈懸空狀態(tài)防止對(duì)出口崩邊產(chǎn)生干擾，磨削加工中使用Blaser Swisslube Grindex 10冷卻液對(duì)砂輪表面進(jìn)行降溫、排屑和潤滑。機(jī)床和砂輪主要性能參數(shù)如表2所示。

表2 機(jī)床和砂輪主要性能參數(shù)Table 2 Main performance parameters of machine tool and grinding wheel

試驗(yàn)中采用單因素變量方式進(jìn)行磨削加工，工藝參數(shù)分別為主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度和超聲功率，通過對(duì)超聲功率進(jìn)行調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)砂輪軸向振幅的改變，試驗(yàn)參數(shù)如表3所示（其中超聲功率P為0，表示普通磨削，P取其他值則表示超聲磨削）。試驗(yàn)完成后，將玻璃陶瓷工件放在裝有無水乙醇溶液的超聲清洗機(jī)中，經(jīng)過多次清洗后使用激光共聚焦顯微鏡OLS3000對(duì)出口崩邊進(jìn)行檢測(cè)。

表3 試驗(yàn)參數(shù)Table 3 Experimental parameters

3 結(jié)果與分析

磨削初始階段，工件主要受到砂輪的壓應(yīng)力作用，隨著深度的逐漸增加，砂輪底部材料的受力狀態(tài)也將發(fā)生改變，從加工初始階段的壓應(yīng)力逐漸變成拉應(yīng)力。玻璃陶瓷作為典型的脆性材料，在受到拉應(yīng)力時(shí)極易導(dǎo)致脆性裂紋的發(fā)生，并最終演化為出口崩邊，對(duì)孔質(zhì)量造成影響。

圖7為試驗(yàn)后玻璃陶瓷工件出口崩邊情況及崩邊面積的測(cè)量方案，可以看出，加工后的出口位置形成了大面積的月牙形崩邊，結(jié)合仿真中應(yīng)力分布曲線可知，磨削加工中玻璃陶瓷材料在受到拉應(yīng)力時(shí)極易形成脆性斷裂，當(dāng)應(yīng)力較高時(shí)，工件底面材料無法承受砂輪的擠壓發(fā)生了整體分離，最終形成了大面積的崩邊。當(dāng)大面積的崩邊發(fā)生后，在孔周圍仍舊殘留部分材料，此時(shí)砂輪磨粒繼續(xù)進(jìn)行磨削加工，由于殘留材料體積較小，導(dǎo)致應(yīng)力后續(xù)磨削時(shí)加工區(qū)域應(yīng)力水平較低，從而在出口其他區(qū)域形成了面積較小的連續(xù)崩邊，驗(yàn)證了有限元仿真的合理性。

圖7 出口崩邊及測(cè)量方案Fig.7 Exit edge chipping and measurement scheme

通過對(duì)試驗(yàn)后通孔形狀進(jìn)行觀察，可以看出，在不同的工藝參數(shù)條件下崩邊形狀有著顯著的區(qū)別，通過ImageJ軟件對(duì)崩邊面積進(jìn)行測(cè)量并作為評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)通孔質(zhì)量進(jìn)行評(píng)價(jià)。

圖8為不同主軸轉(zhuǎn)速條件下，試驗(yàn)后出口崩邊面積的變化情況。可以看出，無論是普通磨削還是旋轉(zhuǎn)超聲磨削，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增加時(shí)崩邊面積都呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，并且崩邊面積減小的趨勢(shì)逐漸變緩。磨削加工中，隨著轉(zhuǎn)速的增加金剛石磨粒參與磨削的次數(shù)也會(huì)相應(yīng)增加，在材料去除體積保持不變的前提下，單顆磨粒的最大切削深度就會(huì)減小，降低了孔底部所承受的拉應(yīng)力，因而有效降低了出口周圍的崩邊面積。通過對(duì)旋轉(zhuǎn)超聲磨削和普通磨削進(jìn)行對(duì)比，可以看出，超聲振動(dòng)對(duì)崩邊情況起到了改善作用，超聲磨削時(shí)崩邊面積平均降低了55.9%。

圖8 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)崩邊面積的影響Fig.8 Effect of spindle speed on edge chipping area

圖9為不同進(jìn)給速度條件下，試驗(yàn)后出口崩邊面積的變化情況?？梢钥闯觯S著進(jìn)給速度的增加崩邊面積也呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢(shì)。當(dāng)進(jìn)給速度增加時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)材料的去除體積也會(huì)隨之增加，因此導(dǎo)致砂輪表面的磨粒壓入工件的深度增加形成更大的去除量，從而產(chǎn)生了較大的崩邊面積。在旋轉(zhuǎn)超聲磨削中，磨粒和工件之間的接觸時(shí)間也會(huì)增加，在振動(dòng)頻率不變的情況下，這造成磨削力變大從而產(chǎn)生更大的出口崩邊。整體上看，相比于普通磨削，旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工崩邊面積明顯更小，施加超聲振動(dòng)時(shí)出口崩邊面積平均降低了49.3%。

圖9 進(jìn)給速度對(duì)崩邊面積的影響Fig.9 Effect of feed rate on edge chipping area

圖10為不同超聲功率條件下，試驗(yàn)后出口崩邊面積的變化情況?？梢钥闯?，當(dāng)超聲功率增加時(shí)，由于磨粒與工件之間的有效接觸時(shí)間減小造成磨削力逐漸降低，導(dǎo)致玻璃陶瓷的出口崩邊面積呈逐漸降低的趨勢(shì)。但由于砂輪振幅隨著超聲功率的增加而增加，隨著超聲功率的增大崩邊面積降低的趨勢(shì)逐漸平緩。相比于普通磨削，在超聲功率為20W時(shí)，崩邊面積下降的程度最大，達(dá)到了29.3%；超聲功率為100W時(shí)，崩邊面積下降率最低，為7.5%，此時(shí)相比于普通磨削加工，崩邊面積降低了57.8%。

圖10 超聲功率對(duì)崩邊面積的影響Fig.10 Effect of ultrasonic power on edge chipping area

4 結(jié)論

本文通過Abaqus軟件建立了砂輪磨削制孔的仿真模型，對(duì)旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工中出口崩邊的形成機(jī)理進(jìn)行了分析，設(shè)計(jì)了玻璃陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削試驗(yàn)，從試驗(yàn)和仿真兩方面對(duì)崩邊面積的變化趨勢(shì)進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論。

（1）仿真結(jié)果表明，隨著切削深度逐漸增加，玻璃陶瓷由初始階段的壓應(yīng)力逐漸變成拉應(yīng)力，在拉應(yīng)力作用下工件底部出現(xiàn)較深裂紋，當(dāng)裂紋向下擴(kuò)展時(shí)，最終形成了出口崩邊，且旋轉(zhuǎn)超聲磨削對(duì)通孔加工中的崩邊情況起到改善作用。

（2）單因素磨削試驗(yàn)表明，主軸轉(zhuǎn)速增加，出口崩邊面積呈逐漸減小趨勢(shì)。對(duì)比旋轉(zhuǎn)超聲磨削和普通磨削時(shí)的崩邊面積，前者的崩邊面積比后者的平均降低了55.9%。隨著進(jìn)給速度增加，出口崩邊面積呈逐漸增加趨勢(shì)。相比于普通磨削時(shí)的出口崩邊面積，旋轉(zhuǎn)超聲磨削時(shí)的明顯更小，其出口崩邊面積平均降低了49.3%。隨著超聲功率增加，出口崩邊面積呈逐漸減小趨勢(shì)，且隨超聲功率增大崩邊面積減小的趨勢(shì)逐漸平緩。當(dāng)超聲功率為100W時(shí)崩邊面積最小，相比于普通磨削時(shí)的加工崩邊面積降低了57.8%。

目前來看，通過施加軸向超聲振動(dòng)對(duì)降低崩邊面積具有一定的作用，然而在崩邊深度以及微裂紋擴(kuò)展方面還需要進(jìn)行深入的研究。