李 鍶 彭福遠(yuǎn) 康忠雄

（湖南理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，岳陽 414006）

文 摘 為了研究砂輪表面結(jié)構(gòu)化對(duì)砂輪磨削性能的影響，利用脈沖激光對(duì)樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪進(jìn)行了表面宏觀結(jié)構(gòu)化。采用6種不同類型的金剛石砂輪表面宏觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行了氧化鋁的磨削實(shí)驗(yàn)，建立了激光宏觀結(jié)構(gòu)化金剛石砂輪的磨削力模型，比較了6種不同激光宏觀結(jié)構(gòu)化金剛石砂輪與非結(jié)構(gòu)化砂輪在不同磨削參數(shù)下磨削力的差異，分析了砂輪制造后的表面形貌與結(jié)構(gòu)化砂輪的磨損特性。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，砂輪宏觀結(jié)構(gòu)化對(duì)磨削性能有很大影響，激光宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨削力可以減小2.5%～24.5%，砂輪結(jié)構(gòu)化后的表面形貌出現(xiàn)石墨化現(xiàn)象；宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪溝槽邊緣磨損加劇，但溝槽磨損并沒有明顯加快宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨損。

0 引言

氧化鋁陶瓷具有高硬度、高強(qiáng)度、高耐熱性、高溫耐磨性、低斷裂韌性等特點(diǎn)［1］。研究人員在陶瓷磨削加工領(lǐng)域進(jìn)行了大量研究。例如，丁文鋒等［2-3］研究了單層釬焊立方氮化硼（CBN）超硬磨料砂輪對(duì)顆粒增強(qiáng)鈦基復(fù)合材料（PTMCs）和（TiCp+TiBw）/Ti-6Al-4V復(fù)合材料進(jìn)行高速磨削加工的加工性能。楊長(zhǎng)勇等［4］研究了陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪磨削鎳基鑄造高溫合金K418的磨削性能。俞新華等［5］研究了陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪在不同工藝條件下對(duì)鈦合金TC4進(jìn)行高速磨削加工的加工性能。伍俏平等［6］利用模壓成型技術(shù)和真空釬焊技術(shù)制備了多層釬焊金剛石砂輪，并開展了基于多層釬焊金剛石砂輪在線電解修整技術(shù)的超細(xì)晶硬質(zhì)合金精密磨削性能研究。T.Sornakumar等［7］研究了CBN砂輪磨削氧化鋁和部分穩(wěn)定氧化鋯復(fù)合材料的磨削性能。由于磨削過程的復(fù)雜性，導(dǎo)致了超硬磨料砂輪在磨削過程中精度和效率受到限制。

為提高超硬磨料砂輪的磨削效率和精度，研究人員提出了一系列方法和措施。研究人員將砂輪結(jié)構(gòu)化作為調(diào)節(jié)方法，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)化超硬磨料砂輪能夠在不同程度上提高工件的加工效率和精度。K.Nakayama 等［8］研究了螺旋槽對(duì)傳統(tǒng)陶瓷黏結(jié)劑砂輪磨削性能的影響。張偉等［9］使用脈沖激光對(duì)大磨粒金剛石砂輪表面進(jìn)行了微溝槽結(jié)構(gòu)化加工，研究了大磨粒表面結(jié)構(gòu)化砂輪磨削BK7 光學(xué)玻璃的磨削性能。J.F.G.Oliveira 等［10］提出了一種利用砂輪修整器在金剛石砂輪表面雕刻各種結(jié)構(gòu)的新型修整技術(shù)，通過對(duì)比表面結(jié)構(gòu)化砂輪在不同磨削功率條件下的工件粗糙度，表明磨削功率的減小將導(dǎo)致工件粗糙度的增大。丁文鋒等［11］使用單層電鍍和釬焊方法對(duì)砂輪進(jìn)行了結(jié)構(gòu)化，這種制造方法操作困難且耗時(shí)。雖然許多研究人員對(duì)砂輪結(jié)構(gòu)化進(jìn)行了大量的研究，并做出了卓越的貢獻(xiàn)，但他們只是針對(duì)砂輪的微觀進(jìn)行研究。

本文通過對(duì)氧化鋁陶瓷進(jìn)行磨削實(shí)驗(yàn)，研究金剛石砂輪宏觀結(jié)構(gòu)化特性。對(duì)比激光宏觀結(jié)構(gòu)化磨削（LMSG）和傳統(tǒng)磨削（CG）磨削力的大小，討論砂輪轉(zhuǎn)速和磨削深度對(duì)磨削力的影響，并對(duì)宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨損進(jìn)行分析和討論。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 激光結(jié)構(gòu)化

采用IPG 脈沖光纖激光對(duì)樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪表面進(jìn)行結(jié)構(gòu)化，所選砂輪詳細(xì)規(guī)格見表1。

表1 樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪規(guī)格Tab.1 The specifications of resin-bonded diamond grinding wheels

砂輪表面生成的結(jié)構(gòu)被細(xì)分為若干部分，為了在相同結(jié)構(gòu)化區(qū)域上實(shí)現(xiàn)有效的結(jié)構(gòu)化過程，區(qū)段寬度必須是圓周方向上溝槽間距的N倍。結(jié)構(gòu)化示意圖如圖1所示。

圖1 激光結(jié)構(gòu)化方法和形狀排布Fig.1 Illustration of the laser structuring method and the pattern segment arrangement

所有激光燒蝕實(shí)驗(yàn)均在相同參數(shù)下進(jìn)行。表2所示為激光燒蝕砂輪結(jié)構(gòu)化表面的參數(shù)，經(jīng)過12 次燒蝕，得到D=0.85 mm的理想溝槽深度。

表2 激光結(jié)構(gòu)化參數(shù)Tab.2 Laser structuring parameters

設(shè)計(jì)了6 種不同的結(jié)構(gòu)化類型。圖2描述了生成的結(jié)構(gòu)形狀及其尺寸，結(jié)構(gòu)化砂輪特征尺寸包括溝槽寬度L，溝槽間距S，方向角γ和溝槽深度D。圖2中模型高度為圖1中區(qū)段寬度。根據(jù)結(jié)構(gòu)類型的不同，在平均激光功率為17.5 W 時(shí)，每個(gè)砂輪表面的燒蝕時(shí)間分別在2～5 min不等。

圖2 結(jié)構(gòu)化模型及其特征尺寸Fig.2 Structuring patterns and their specified dimension

1.2 磨削實(shí)驗(yàn)

激光宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪和非結(jié)構(gòu)化砂輪均經(jīng)過一系列磨削實(shí)驗(yàn)。使用SBS4500型動(dòng)平衡儀，砂輪平衡速度為50 m/s，修整平移速度為300 mm/min，修整深度為6 μm。在修整過程中，將3%的W20型水基冷卻劑溶液以25 L/min的流速噴入金剛石砂輪和整形砂輪的接觸區(qū)域。在磨削過程中，將3%的W20型水基冷卻劑溶液以16 L/min的流速噴入到磨削區(qū)域。磨削方向與圖2中所示模型豎直方向平行，即磨削方向與砂輪表面結(jié)構(gòu)化紋理方向所成夾角為（90°-γ）。采用不同砂輪磨削速度、磨削深度和恒定進(jìn)給速度進(jìn)行一系列實(shí)驗(yàn)，研究磨削參數(shù)對(duì)砂輪磨削性能的影響。磨削實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表3所示。在每組參數(shù)下，磨削過程至少重復(fù)三次，法向和切向磨削力通過取平均值求得。每次磨削實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，進(jìn)行大約7～13次電火花放電測(cè)試，以確定下一步實(shí)驗(yàn)的穩(wěn)態(tài)條件。

表3 磨削實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Parameters of grinding experiments

1.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及材料

使用YCP-1-120-50-50-HC-RG 型IPG 光纖激光器對(duì)砂輪表面進(jìn)行激光燒蝕。該激光器的平均功率（Pavg）為1～50 W，脈沖頻率（f）為1～200 kHz，脈沖寬度（τ）為0.2～25 ms，波長(zhǎng)（λ）為1 064 nm。在MGK7120 型磨床上進(jìn)行磨削實(shí)驗(yàn)。 砂輪為SDC120N75B型。

實(shí)驗(yàn)試件為中國(guó)沈陽宏揚(yáng)公司生產(chǎn)的氧化鋁陶瓷。物理性質(zhì)包括純度為99.6%，密度為3.7 g/cm3，彈性模量為382 GPa，線脹系數(shù)為8.2×10-6/K，熱導(dǎo)率為33.5 W/（m·K），彎曲強(qiáng)度為500 MPa，斷裂韌度為5.3 MN·m3/2，脆性為3 400 m-1/2，維氏硬度為18.3 GPa，熱擴(kuò)散率為1.06×10-5m2/s。試件尺寸為30 mm×30 mm×10 mm。

采用Kistler 儀器公司生產(chǎn)的Kistler 9257B 型測(cè)力計(jì)測(cè)量砂輪的法向和切向磨削力。磨削力信號(hào)由計(jì)算機(jī)通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行記錄，再由LABVIEW軟件進(jìn)行濾波。使用VHX-5000型超景深（ULDF）顯微鏡觀察用酒精清潔過的工件表面。

2 結(jié)果與分析

2.1 磨削力

2.1.1 建立結(jié)構(gòu)化磨削的磨削力模型

在砂輪結(jié)構(gòu)化磨削中，磨削力是影響磨削性能、成形精度和表面/亞表面質(zhì)量的關(guān)鍵因素。為提高工件表面質(zhì)量，磨削力是需要控制的最基本因素。

根據(jù)脆性材料的壓痕斷裂力學(xué)，磨削時(shí)工件表面會(huì)產(chǎn)生徑向裂紋和橫向裂紋。當(dāng)磨削深度超過脆性-韌性過渡的臨界深度時(shí)，通過在工件表面?zhèn)鞑M向裂紋來實(shí)現(xiàn)材料的去除。材料去除量由橫向裂縫的長(zhǎng)度和深度決定。根據(jù)王巖［12］和B.R.Lawn［13］的研究結(jié)果，橫向裂紋的長(zhǎng)度和深度與斷裂韌性、工件硬度和法向磨削力有關(guān)。ns為主軸轉(zhuǎn)速，vf為進(jìn)給速度，ap為磨削深度，B為砂輪寬度，ε為寬度系數(shù)，W為砂輪有效寬度，ds為磨削軌跡長(zhǎng)度，k1、k2、k為比例系數(shù)。

橫向裂縫長(zhǎng)度如式（1）［12-13］所示：

式中，KIC為斷裂韌性。

橫向裂縫深度如式（2）［12-14］所示：

式中，H為維氏硬度。

單位時(shí)間內(nèi)單顆磨粒的軌跡長(zhǎng)度l見式（3）：

有效寬度如式（4）所示：

材料總?cè)コ縑如式（5）所示：

式中，A為接觸區(qū)金剛石砂輪中磨粒數(shù)。

通過式（1）～式（3）、式（5），可以得到單顆磨粒的法向磨削力Fs，如式（6）所示：

式中，Ns為宏觀結(jié)構(gòu)化金剛石砂輪單位體積磨粒數(shù)，α為宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪磨粒角銳度。

法向磨削力Fn-LMSG為多顆磨粒法向磨削力之和。通過式（6），得到式（7）中的法向磨削力Fn-LMSG：

切向磨削力Ft-LMSG與宏觀結(jié)構(gòu)化磨削過程中的法向磨削力Fn-LMSG呈線性關(guān)系：

式中，η為摩擦因數(shù)。

2.1.2 法向磨削力和切向磨削力分析

圖3和圖4描述了磨削參數(shù)與磨削力的關(guān)系。

圖3 磨削力與砂輪轉(zhuǎn)速的關(guān)系。Fig.3 The relationship between grinding forces and wheel speeds

通過分析磨削力測(cè)量結(jié)果，可以看出砂輪宏觀結(jié)構(gòu)化對(duì)磨削力有顯著的影響，不同宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨削力區(qū)別很大。法向磨削力和切向磨削力在大小上均遵循以下順序：非結(jié)構(gòu)化型>模型C >模型A>模型F>模型B>模型E>模型D。圖3和圖4顯示出，在不同實(shí)驗(yàn)參數(shù)下，與非結(jié)構(gòu)化砂輪相比，D型砂輪的Fn和Ft大約降低20%，B 型和E 型砂輪的磨削力降低10%～19.5%，F(xiàn) 型砂輪的磨削力降低5%～15%，A 型砂輪的磨削力降低5%～11%，C 型砂輪的磨削力降低2%～7%。

如圖3所示，法向磨削力和切向磨削力隨砂輪轉(zhuǎn)速的增大而減小。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了式（7）和式（8）的正確性，法向、切向磨削力的計(jì)算值與測(cè)量值相對(duì)誤差在5%～10%。例如，當(dāng)磨削深度為10 μm，進(jìn)給速度為1 000 mm/min，砂輪轉(zhuǎn)速為40 m/s 時(shí)，C 型結(jié)構(gòu)化砂輪法向和切向磨削力的測(cè)量值分別為4.95 N 和1.38 N。通過式（7）和式（8）計(jì)算出的法向和切向磨削力分別為4.65 N 和1.28 N。測(cè)量值與計(jì)算值之間的誤差介于6%～7.2%。由于砂輪轉(zhuǎn)速的增加，磨削深度和參與磨削的有效磨粒數(shù)減少，導(dǎo)致磨削力降低。因此，較低的磨削力進(jìn)一步表明，在砂輪發(fā)生失效前，結(jié)構(gòu)化砂輪可以取得更高的磨削效率。

圖4 磨削力與磨削深度的關(guān)系。Fig.4 The relationship between grinding forces and depths of cut

如圖4所示，磨削深度越大，磨削力越大。隨著磨削深度的增加，凹槽邊緣與工件的摩擦加劇，更多的磨粒參與磨削，從而增大了磨削力。

宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪磨削獲得較低磨削力主要?dú)w因于溝槽邊緣磨粒凸起較高，提高了磨削時(shí)砂輪自銳性，增大了磨削過程中冷卻液的儲(chǔ)存空間。

2.2 激光燒蝕后砂輪的三維形貌

使用VHX-5000 型超景深顯微鏡觀察宏觀結(jié)構(gòu)化金剛石砂輪的表面形貌。圖5為激光燒蝕后的四種宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪（A 型、D 型、E 型、F 型）表面形貌，砂輪表面的紋理清晰可見。然而，與原始狀態(tài)相比表面可見大量的磨粒和磨料痕跡，這可能導(dǎo)致磨削力分布不均勻。如圖5（a）至圖5（d）所示，大部分磨粒從表面凸起，這主要是由于黏結(jié)劑和磨粒的不均勻分布導(dǎo)致的。由于金剛石在空氣中的熱穩(wěn)定性差（在溫度<1 000 ℃時(shí)熱穩(wěn)定），在激光燒蝕時(shí)燒蝕區(qū)產(chǎn)生過高的溫度使金剛石磨粒石墨化，導(dǎo)致磨粒表面逐漸失去其原有的光澤并最終變黑。這在公式中描述為：Cdiamond+O2→Cgraphite+（CO+CO2）↑［15］。金剛石磨粒石墨化使金剛石內(nèi)部晶體結(jié)構(gòu)遭到破壞，其強(qiáng)度和導(dǎo)熱性能均降低，導(dǎo)致砂輪磨削力增大和砂輪磨損加劇。這種變化將顯著影響砂輪表面金剛石磨粒的磨削性能。

圖5 激光宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的光學(xué)顯微鏡圖像及三維形貌Fig.5 Optical microscope images of laser structured grinding wheel and corresponding 3D topography

2.3 砂輪磨損

在超景深（ULDF）顯微鏡下觀察砂輪磨削后的表面，表面形貌如圖6所示。通過觀察A 型和E 型砂輪磨削后的表面，仍然可以看到砂輪磨損表面的結(jié)構(gòu)化痕跡，磨損主要發(fā)生在宏觀結(jié)構(gòu)化表面的溝槽邊緣附近。砂輪表面有大量磨粒脫落的現(xiàn)象，由于砂輪宏觀結(jié)構(gòu)化使沿結(jié)構(gòu)化紋理方向所能承受的最大切向磨削力降低，砂輪結(jié)構(gòu)化紋理方向所能承受的最大切向磨削力在砂輪結(jié)構(gòu)化表面各方向承受最大切向磨削力中為較小值，導(dǎo)致磨粒脫落方向與結(jié)構(gòu)化紋理的走向幾乎完全相同。結(jié)果表明，不同宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪溝槽邊緣的磨損情況和磨粒的脫落方式存在很大的區(qū)別，結(jié)構(gòu)化的幾何形狀可能是造成溝槽邊緣磨損行為的主要原因。但是，溝槽邊緣磨損對(duì)宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的輪廓沒有顯著影響。

圖6 A型和E型砂輪磨削后的表面三維超景深顯微圖Fig.6 ULDF micrographs of the grinding wheel surface with pattern A and E after the grinding

3 結(jié)論

提出了一種新型砂輪表面宏觀結(jié)構(gòu)化方法，通過使用激光燒蝕技術(shù)在樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪表面進(jìn)行表面結(jié)構(gòu)化。對(duì)宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨削性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，研究了幾何結(jié)構(gòu)形狀對(duì)砂輪磨削性能的影響，并與非結(jié)構(gòu)砂輪進(jìn)行了對(duì)比，砂輪宏觀結(jié)構(gòu)化對(duì)磨削性能有很大影響。通過以上分析和討論，可以得出以下結(jié)論。

（1）基于不同結(jié)構(gòu)化砂輪的不同磨削力，有必要建立磨削力模型來驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。與非結(jié)構(gòu)化砂輪相比，宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨削力減小了2.5%～24.5%。這歸因于較小的摩擦和較好的潤(rùn)滑冷卻效果，以及溝槽良好的磨削液輸送能力。

（2）使用超景深（ULDF）顯微鏡觀察了脈沖激光燒蝕后的樹脂結(jié)合劑金剛石砂輪表面三維形貌。發(fā)現(xiàn)了激光燒蝕后磨粒發(fā)生石墨化。對(duì)于砂輪磨損，未觀察到宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪磨損的明顯增加。

在今后的研究工作中，可以研究溝槽寬度、開槽深度、曲率半徑等結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)結(jié)構(gòu)化砂輪磨削性能的影響，以確定最優(yōu)配置，從而更好地了解宏觀結(jié)構(gòu)化砂輪的磨削性能。