林志兵， 杜志軍， 李明聰， 王 鵬， 謝小柱， 張鳳林

(廣東工業(yè)大學 機電工程學院， 廣州 510006)

釬焊金剛石砂輪由于具有磨粒把持力大、出刃高、磨削鋒利等優(yōu)點，可以用于各種硬脆材料的加工[1-2]。為獲得高的尺寸精度與表面質(zhì)量，通常使用細粒度的金剛石砂輪進行加工，但由于工藝限制，制備細粒度釬焊金剛石砂輪難度較大，且細粒度金剛石磨粒在釬焊時石墨化現(xiàn)象比較嚴重，存在微米級的表面石墨化層，會影響砂輪的磨削性能[3]。因此，只能用粗粒度砂輪來取代。

為了改善粗粒度砂輪的磨削性能，國內(nèi)外許多學者利用激光對砂輪表面進行微結構化。BUTLER-SMITH等[4-5]使用Nd∶YAG調(diào)Q脈沖激光器在CVD金剛石薄膜上加工出陣列微結構磨削刃，磨削Ti-6Al-4V合金時發(fā)現(xiàn)，與電鍍砂輪相比其磨削力降低了55%，工件表面質(zhì)量提高了3.5倍。AXINTE等[6]使用Nd∶YAG調(diào)Q脈沖激光器在CVD金剛石薄膜上加工出圓形、方形和三角形3種微結構，磨削藍寶石時發(fā)現(xiàn)，磨削過程中具有方形和三角形微結構的磨削力分別降低了44%和66%。GUO等[7-8]使用紫外納秒激光在電鍍粗粒度金剛石砂輪表面加工出陣列微溝槽，磨削BK7光學玻璃過程中，微結構粗粒度金剛石砂輪可以有效降低其表面損傷深度；且隨著微刃間距的減小，其表面粗糙度和次表面損傷深度均減小。何杰[9]使用短脈沖光纖激光對粗粒度青銅結合劑金剛石砂輪進行微結構處理，磨削YG8硬質(zhì)合金時發(fā)現(xiàn)，與非微結構化砂輪相比，微結構化后的金剛石砂輪磨削工件表面形成的滑擦痕跡更淺更均勻，工件表面粗糙度更低。ZHANG等[10]使用光纖激光器在磨粒直徑為150 μm的樹脂結合劑砂輪上刻蝕出5種不同微結構圖案，通過磨削氮化硅陶瓷發(fā)現(xiàn)，與未刻蝕砂輪相比，微結構砂輪雖然受到圖案幾何形狀的影響，樣品表面粗糙度的改善不明顯，但是其磨削力和磨削溫度降低分別高達28.9%和32.0%，樣品的亞表面損傷也顯著降低。TAWAKOLI等[11]用 Nd∶YAG激光器在陶瓷結合劑CBN砂輪表面加工出陣列的盲孔和溝槽，旨在通過砂輪表面的結構化減小砂輪與工件的接觸面積，改善砂輪的冷卻潤滑條件，結果發(fā)現(xiàn)砂輪的微孔陣列可以減少磨削燒傷。

目前，國內(nèi)外學者對微結構釬焊金剛石砂輪的制備及性能的相關研究還較少，為此，本研究提出了一種刃-孔協(xié)同分布的微結構釬焊金剛石端面磨頭。采用光纖脈沖激光對粗粒度釬焊金剛石進行微細刻蝕，制備不同刃-孔協(xié)同分布的微結構釬焊金剛石端面磨頭，同時研究不同微結構磨頭加工氧化鋁陶瓷材料的磨削性能、表面粗糙度及磨頭的磨損機理。

1 試驗條件及方法

1.1 釬焊金剛石端面磨頭的制備

試驗磨粒為粒度代號18/20的完整晶型單晶金剛石，尺寸范圍在850～1 000 μm之間。為便于磨粒的有序排布、高溫釬焊及裝夾，選擇制備端面磨頭。磨頭端面外圓直徑為31 mm，端面內(nèi)徑為15 mm，總高度為35 mm，材料為45#鋼。設計的磨頭基體及實物圖如圖1所示。

磨頭基體端面磨粒的平均面密度約為0.433 粒/mm2。為了使金剛石磨粒有序排布且間距相等，采用模版法在磨頭基體端面上對磨粒進行同心圓式的有序陣列排布，然后用銅基釬焊合金真空高溫釬焊，釬焊時的最高溫度為940 ℃，真空度為7.8×10-3Pa。圖1c為4個釬焊完成后的金剛石端面磨頭。

(a)基體結構圖Structure diagram(b)基體實物圖Physical picture(c)釬焊端面磨頭實物圖Brazed diamond end grinding wheel圖1 釬焊金剛石端面磨頭結構及實物圖Fig. 1 The structure and picture of brazed diamond end grinding head

1.2 微結構加工

微結構加工試驗在HT-20F型光纖激光設備上進行，端面磨頭釬焊后先對其端面拋光以去除覆蓋在金剛石表面的銅基釬料，再進行激光加工。激光刻蝕裝置及磨頭微結構示意圖如圖2。

(a)激光刻蝕裝置示意圖Schematic of laser etched device(b)微刃磨頭E Micro-edges grinding wheels E(c)刃/孔數(shù)量比4∶1磨頭EH1Edges / holes number ratio 4∶1grinding wheels EH1(d)刃/孔數(shù)量比1∶1磨頭EH2Edges / holes number ratio 1∶1grinding wheels EH2圖2 激光刻蝕端面磨頭裝置及微刃和微孔位置示意圖Fig. 2 Schematic of laser etched end grinding wheels and different textures

本試驗微結構磨頭分4種，詳細參數(shù)如表1所示。微結構包括微溝槽和微孔，微溝槽分格塊形成微刃，微溝槽寬度大約45 μm，間距為150 μm，微孔直徑為20 μm，微孔在微刃形成的正方形中心位置。微結構的激光刻蝕角度均為90°。而激光刻蝕后的4組微結構樣品磨粒SEM照片如圖3所示。

表1 不同微結構端面磨頭

(a)O(b)E(c)EH1(d)EH2圖3 激光刻蝕金剛石磨頭微結構Fig. 3 Morphology of end grinding wheels with different by textures

1.3 磨削試驗

試驗在TC-20α高速加工中心上進行，主軸最高轉速為15 000 r/min。試驗材料為99%氧化鋁陶瓷，其尺寸為70 mm ×70 mm ×5 mm，彈性模量Es為303 GPa，維氏硬度H為18.9 MPa，斷裂韌性KIC為4.0 MPa·m1/2。測力裝置為Kistler 9257B型壓電晶體測力儀，使用數(shù)據(jù)采集器采集磨削力數(shù)據(jù)，再通過M&T HORIZON信號放大器傳送到計算機進行數(shù)據(jù)分析處理。試驗裝置示意圖如圖4所示。

使用表1的4種端面磨頭分別磨削同一塊氧化鋁陶瓷的4個側面，往復干式磨削4次，每個面進行8次加工。具體磨削參數(shù)如表2所示。磨削后用表面輪廓儀XT20進行表面粗糙度檢測。

圖4 端面磨頭磨削氧化鋁陶瓷示意圖

參數(shù)數(shù)值 磨頭轉速vs / (m/s)13 進給速度vw / (mm/min)300 單次切深ap / μm20 磨削次數(shù)8

2 試驗結果及討論

2.1 刃-孔協(xié)同分布釬焊金剛石端面磨頭的磨削力

圖5為在表2磨削參數(shù)下，4種端面磨頭O、E、EH1和EH2磨削氧化鋁時的法向力Fn和切向力Ft的變化趨勢。

(a)法向力FnNormal force Fn(b)切向力FtTransverse force Ft圖5 不同微刃端面磨頭磨削氧化鋁的法向和切向磨削力Fig. 5 The grinding forces of different grinding wheels in grinding alumina ceramics

從圖5中可以看出：與未經(jīng)激光刻蝕的磨頭相比，經(jīng)過激光刻蝕磨頭的法向力Fn降低了37～51%，其中刃/孔數(shù)量比為1∶1的磨頭EH2的法向力最小。從切向力Ft的角度看，微刃磨頭E的磨削力下降不明顯，刃-孔協(xié)同分布磨頭的磨削力減小，但刃/孔數(shù)量比增大后切向力略微增大。

單顆磨粒最大未變形切屑厚度由式(1)表達[12-13]：

(1)

其中：C0為微刃砂輪單位面積有效磨粒密度，C0=C/；C為未激光刻蝕磨粒密度，本研究的磨粒密度為0.433 粒/mm2；為經(jīng)過激光刻蝕相對于未經(jīng)激光刻蝕的磨削有效面積的比值；θ為單顆粒金剛石的半頂角，其值為60°。

微結構釬焊金剛石磨頭的有效磨削面積用式(2)表達：

(2)

其中：S1、S2、S3、S4分別為端面磨頭O、E、EH1和EH2的總有效磨削面積；S0為未經(jīng)激光刻蝕磨頭的單顆磨粒有效磨削面積，其值為0.3 mm2；N為金剛石磨?？倲?shù)，其值為161；n為單顆金剛石表面微溝槽總數(shù)，其值為6；d2和d3分別為激光刻蝕后的微溝槽寬度和微孔直徑。

經(jīng)計算，不同微結構釬焊金剛石端面磨頭的有效磨削面積如圖6，不同磨頭的單顆粒金剛石最大未變形切屑厚度如圖7。

由圖6可知：當磨削參數(shù)不變時，經(jīng)激光刻蝕的微結構釬焊金剛石磨頭的有效磨削面積小于普通磨頭的；隨著刻蝕程度加大，O、E、EH1和EH2磨頭的有效磨削面積和面積比逐漸減小。從圖7可以看出：單顆磨粒的最大未變形切屑厚度hmax也呈相同的趨勢，即隨著刻蝕程度的增大，hmax逐漸減小。根據(jù)王君明等[14-15]建立的基于未變形磨屑厚度的磨削力計算模型可知，磨削力與平均未變形切屑厚度成正指數(shù)關系。由此可知，磨削力隨著激光刻蝕端面磨頭的微結構(微溝槽和微孔)刻蝕程度的增大而減小，與圖5所示磨削力變化趨勢基本一致。從另一個角度來看，刃-孔協(xié)同分布不僅有利于提高磨頭的鋒利度，而且金剛石在加工過程中更容易以微破碎的形式磨損。此外，同時刻蝕的微刃和微孔有利于排除切屑，能減少樣品表面和磨粒之間的摩擦和磨損，從而進一步降低磨削力。

圖6 不同微結構釬焊金剛石端面磨頭的有效磨削面積S和有效磨削面積比

圖7 不同端面磨頭最大未變形切屑厚度hmax

2.2 被磨削工件表面粗糙度與微觀形貌

不同微結構釬焊金剛石磨頭磨削后的氧化鋁陶瓷表面粗糙度Ra如圖8所示。

從圖8中可看出：未經(jīng)激光刻蝕的磨頭O磨削后的陶瓷材料表面粗糙度最高，達到1.27 μm；激光刻蝕微結構之后磨削表面粗糙度逐漸降低，下降幅度達到18%～25%，其中磨頭EH2磨削陶瓷材料表面粗糙度最低，為0.92 μm。這是因為：帶有微結構的釬焊金剛石端面磨頭在加工過程中更有利于形成更多的微破碎，增加微刃的數(shù)量，減小磨削力，提高磨削表面質(zhì)量。

圖8 磨削后氧化鋁陶瓷表面粗糙度

圖9為不同磨頭加工后的氧化鋁陶瓷表面微觀形貌，可以看出氧化鋁的表面呈現(xiàn)比較明顯的脆性去除模式，不同端面磨頭的磨削表面差異較小。根據(jù)BIFANO等[16]的研究可得脆性-延性轉變的臨界最大未變形切屑厚度hc為：

(3)

式中：β為常數(shù)，其值為0.15。

通過計算可以得出該氧化鋁材料的臨界最大未變形切屑厚度hc為0.108 μm，而圖7中的不同釬焊磨頭的最大未變形切屑厚度hmax都遠大于臨界最大未變形切屑厚度hc，因此氧化鋁陶瓷均以脆性模式去除。

(a)O(b)E(c)EH1(d)EH2圖9 不同磨頭加工后的氧化鋁陶瓷表面形貌Fig. 9 Surface morphology of alumina ceramic after grinding

2.3 微結構釬焊金剛石端面磨頭中金剛石磨粒的磨損

圖10為不同微結構釬焊金剛磨頭中金剛石磨粒的磨損情況。從圖10a可以看到：金剛石磨粒沒有明顯的磨損，磨粒與材料接觸面表面覆蓋的釬料被去除，露出平整表面；從圖10b～圖10d可以看到：激光刻蝕后，磨粒會以微溝槽為單位形成部分微破碎，微破碎形成的更小微刃繼續(xù)被磨損直至被磨平，其中具有刃-孔協(xié)同分布刻蝕的端面磨頭在磨削時，磨粒出現(xiàn)更多的微破碎。這與之前的磨削力和表面粗糙度分析結果一致。

(a)O(b)E(c)EH1(d)EH2圖10 磨削后金剛石的形貌Fig. 10 Morphology of diamond grits after grinding on alumina

3 結論

制備了不同刃-孔協(xié)同分布微結構的釬焊金剛石端面磨頭，同時研究了不同磨頭加工氧化鋁陶瓷材料的磨削力、表面粗糙度及磨頭的磨損機理，得出以下主要結論：

(1)與普通釬焊金剛石磨頭相比，激光刻蝕的釬焊金剛石微刃磨頭加工氧化鋁陶瓷的法向力可降低37%～51%，切向力可降低24%～38%，其中刃/孔數(shù)量比為1∶1的刃-孔協(xié)同分布磨頭的法向力最小。

(2)不同磨頭在加工氧化鋁陶瓷的過程中均以脆性去除為主，激光刻蝕的釬焊金剛石微刃磨頭可以獲得更低的表面粗糙度，降低幅度為18%～25%，刃/孔數(shù)量比為1∶1的刃-孔協(xié)同分布磨頭加工的表面粗糙度最低。

(3)磨頭表面微結構化可減小磨頭與工件的有效磨削面積，且微結構的增加使磨粒更容易以微破碎的形式磨損，獲得了更低的磨削力和表面粗糙度。在微結構磨頭的磨削加工中，可以適當增加微刃寬度和數(shù)量來獲得更好的磨削性能。