邵夢博，陳博川，高曉星，袁松梅

（1.北京航空航天大學 機械工程及自動化學院,北京 100191）

（2.北京市高效綠色數(shù)控加工工藝及裝備工程技術(shù)研究中心,北京 100191）

（3.北京航空航天大學 寧波創(chuàng)新研究院,浙江 寧波 315100）

TiC顆粒增強鋼基復合材料是一種高硬度(調(diào)質(zhì)硬度85 HRA)金屬基復合材料，其以TiC 顆粒為增強相，經(jīng)粉末冶金制造而成。該材料結(jié)合了金屬優(yōu)異的延展性及TiC 顆粒的高硬度和耐磨性，經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后，其具有類似于硬質(zhì)合金的硬度和強度。試驗所用材料為GT35，其基體為鉻鉬鋼，TiC 顆粒的質(zhì)量分數(shù)為35%[1]。材料表面微觀形貌如圖1所示，其包含了鋼基體、TiC 增強顆粒及孔隙。該材料廣泛應用于模具、金屬切削刀具及航空航天用材料領域[2-4]。

圖1 GT35 材料表面微觀形貌Fig.1 Surface micromorphology of GT35

針對GT35 材料的大尺寸砂輪磨削加工，相關研究成果較為豐富。ZHANG 等[2]建立了退火態(tài)GT35 磨削表面粗糙度預測模型，并開展驗證試驗，證明了其模型的準確性。孟昊[5]設計了金剛石砂輪的精密在位修整系統(tǒng)，實現(xiàn)了GT35 的精密點磨削加工。呂程昶[6]提出了雙轉(zhuǎn)盤偏心槽球方法，并設計了相關裝備，為高精度GT35 硬質(zhì)合金球的制備提供了新的工藝方法。于殿勇等[7]研制出一種適合于GT35 的磨削液，利用傳統(tǒng)砂輪機械化學磨削實現(xiàn)了鋼結(jié)硬質(zhì)合金GT35 的超精密磨削。王平等[8]研究了在線電解砂輪修整(electrolytic in-process dressing，ELID)技術(shù)加工GT35 時TiC 顆粒微凸的形成機理，并實現(xiàn)了該材料的高精度加工。關佳亮等[9]比較了普通磨削與ELID 磨削技術(shù)的優(yōu)劣，利用ELID 磨削技術(shù)，成功實現(xiàn)了對退火態(tài)GT35 的超鏡面磨削。綜上所述，關于GT35 的磨削加工研究大多是針對傳統(tǒng)砂輪外表面及外圓磨削的，極少涉及小直徑磨粒刀具的型腔成型加工；且研究材料大多集中于退火態(tài)GT35，對于調(diào)質(zhì)GT35 的研究較少[10]。

對于高強度、高硬度材料的型腔加工，多采用電火花加工、激光加工等特種加工技術(shù)。楊雄等[11]研究了電火花加工GT35 材料時，其加工參數(shù)對工件加工效率和表面粗糙度的影響規(guī)律。BONNY 等[12]研究了電火花加工WC–Co 硬質(zhì)合金時的表面磨損情況。KUMMEL等[13]采用激光在硬質(zhì)合金車刀的前刀面加工出微凹坑織構(gòu)陣列。特種加工方法雖能在一定程度上解決GT35 型腔加工困難的問題，但在大去除量下，存在加工時間長、成本高和加工后產(chǎn)生熱影響層等問題，往往需要二次拋光處理，難以保證加工效率與精度[14]。

綜上所述，針對調(diào)質(zhì)GT35 材料型腔成型磨削問題，相關研究較少。為探索小直徑磨棒加工調(diào)質(zhì)GT35 材料時的具體加工條件和參數(shù)，開展試驗研究。首先，以切削力及刀具磨損為指標對比2 種潤滑液的潤滑效果，確定合理的潤滑方式；隨后，開展磨棒磨損試驗，繪制磨棒磨損曲線，分析調(diào)質(zhì)GT35 材料在加工過程中的磨棒磨損情況和主要磨損形式；最后，探究主軸轉(zhuǎn)速、進給速度對切削力和表面質(zhì)量的影響規(guī)律。

1 試驗條件與方法

在小直徑磨棒加工過程中，同時存在底面磨粒切削及側(cè)面磨粒切削。為簡化加工過程，減少變量對加工效果的影響，采用側(cè)面磨削方式進行加工，保證磨粒切削速度的一致性。磨棒順時針旋轉(zhuǎn)，其進給方向為機床Y軸負方向（測力儀x軸方向），與工件相對位置如圖2所示。

圖2 側(cè)面磨削加工過程示意圖Fig.2 Diagram of the side grinding process

試驗用機床為北京精雕三軸加工中心，型號為JDLVM400T。采用Kistler 9257B 動態(tài)測力儀測量切削力。在加工過程中，測力儀測得的進給方向的切削力遠大于其他2 個方向的力。因此，取進給方向的切削力信號中每一個周期中的最大值，然后對其求平均值，把該值作為加工過程中的切削力大小。實際加工現(xiàn)場如圖3所示。

圖3 試驗系統(tǒng)設置圖Fig.3 Test system set-up diagram

試驗所用磨棒為單層釬焊金剛石磨棒，整體結(jié)構(gòu)如圖4所示。磨棒刃部外徑為2.5 mm、懸長為5.0 mm，總長為50.0 mm；金剛石磨粒大小約為250 μm。工件材料為調(diào)質(zhì)處理的GT35 片料，尺寸為10 mm×10 mm×3 mm。

圖4 試驗中所使用的磨棒和工件Fig.4 Grinding rods and workpieces used in the tests

工件的表面形貌及三維粗糙度采用Taylor Hobson白光干涉儀測量，測量位置選擇在工件厚度方向的中間部位，每個加工表面測量3 個點位，每個點位測量3個數(shù)值，取平均值作為工件表面的三維粗糙度值。磨棒磨損狀態(tài)通過Dino-lite 數(shù)碼顯微鏡觀測。

1.1 冷卻潤滑條件

為研究調(diào)質(zhì)GT35 材料磨削加工中合理的冷卻潤滑條件，保證磨棒加工能力和壽命，采用干切削、水基切削液、油基切削液3 種不同的冷卻潤滑方法開展磨削試驗，且水基切削液為水基合成磨削液，油基切削液為極壓磨削油。試驗過程中，需要測量切削力、材料表面粗糙度和觀測磨棒表面狀態(tài)，具體加工參數(shù)如表1所示。

表1 冷卻潤滑試驗參數(shù)設置Tab.1 Cooling-lubrication test parameter setting

1.2 磨棒磨損試驗條件

與傳統(tǒng)砂輪相比，試驗所用單層金剛石釬焊磨棒無法進行重復修磨，其壽命相對較短，磨棒磨損對加工效果的影響較為明顯。加工過程中，參與切削的磨粒數(shù)量隨著磨棒切削長度的增加不斷增多，磨粒與工件接觸的總面積也在不斷增大，磨棒磨損不斷加劇。因此，為了掌握單層金剛石釬焊磨棒的磨損過程及磨棒磨損狀態(tài)，在磨棒穩(wěn)定磨損階段，開展工藝優(yōu)化試驗。

由于磨棒上金剛石的磨損狀態(tài)無法像常規(guī)刀具一樣進行測量，為定量研究磨棒磨損過程，采用加工過程中切削力的變化反應磨棒磨損狀態(tài)，設定試驗參數(shù)后進行多次重復側(cè)面磨削，在每次磨削過程中的穩(wěn)定階段記錄切削力，并采用極壓磨削油澆注的潤滑方式。試驗前在磨棒上做好金剛石磨粒的標記。磨削過程中及完成后，多次觀測磨棒磨粒狀態(tài)并記錄數(shù)據(jù)。具體加工參數(shù)如表2所示。

表2 磨棒磨損試驗參數(shù)設置Tab.2 Grinding rod wear test parameter setting

1.3 工藝參數(shù)優(yōu)化

為探究加工調(diào)質(zhì)GT35 材料合理的工藝參數(shù)，分析工藝參數(shù)對切削力和表面質(zhì)量的影響規(guī)律，設計了如表3所示的單因素優(yōu)化試驗。試驗中，采用極壓磨削油澆注的潤滑方式，且磨棒需要提前進行磨合，待其切削力處于穩(wěn)定階段后，進行磨削加工。

表3 工藝試驗參數(shù)設置Tab.3 Process test parameter setting

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 冷卻潤滑試驗

圖5 為調(diào)質(zhì)GT35 的切屑形貌及其附著在磨棒上的狀態(tài)。圖5a 為調(diào)質(zhì)GT35 材料的劃痕表面形貌及切屑形貌。從圖5a 中可以看出：已加工的GT35 材料表面存在明顯的切屑卷曲狀態(tài)，基體及顆粒表面均無裂紋，材料整體塑性去除。其在磨削加工中形成較為完整的如圖5b所示的微小卷曲狀切屑，而非脆性材料的粉末狀切屑。這種切屑極易黏附于金剛石磨粒表面，堵塞排屑空間。圖5c 和圖5d 分別為新刀和干切削加工后的磨棒表面，對比二者可以明顯看到，干切削后大量切屑黏附于金剛石周圍。此外，在磨削過程中，鉻鉬鋼基體會在磨削區(qū)高溫的作用下變得更加黏著且富有流動性[15]，極易造成磨棒堵塞，導致磨粒外露高度減小，磨棒無法切入工件。

圖5 切屑形貌及其附著在磨棒表面狀態(tài)Fig.5 Chip morphology and chip adhesion to grinding rod surface

圖6所示的磨棒表面狀態(tài)是在5 次連續(xù)加工后，不同冷卻潤滑方式下的磨棒磨損情況。

由圖6a 和圖6b 可知：磨棒為干摩擦狀態(tài)時，摩擦力瞬時提高，摩擦功率極大，造成了磨棒燒傷現(xiàn)象，干切削條件下的磨棒迅速磨損失效。第一次磨削后，磨棒表面出現(xiàn)了明顯的切屑堵塞現(xiàn)象。在第二次磨削試驗中，磨棒無法切入工件，形成了干摩擦狀態(tài)，刀體迅速產(chǎn)生紅熱現(xiàn)象，導致釬焊層軟化、磨粒脫落，工件與其輪廓直接接觸。由于刀體材料為45 鋼，其硬度為60 HRC，工件硬度遠大于刀體材料，磨棒受到工件的反向切削作用，形成了如圖6a所示的外觀。

圖6c 為水基合成磨削液潤滑狀態(tài)下的磨棒表面圖。如圖6c所示：在加入磨削液后，切屑黏著現(xiàn)象有明顯改善，磨棒能夠承受加工中的切削力，并能有效排屑。但磨棒在完成加工后，相對于原始狀態(tài)，其表面明顯出現(xiàn)發(fā)黑現(xiàn)象，且黑色區(qū)域主要分布在磨粒表面，部分磨粒脫落。這說明水基合成磨削液未能有效潤滑刀–件，磨削熱及切削溫度未得到有效控制，刀–件接觸點形成了化學磨損即金剛石的石墨化現(xiàn)象。

圖6d 為極壓磨削油潤滑狀態(tài)下的磨棒顯微圖。由圖6d 可知：相對于水基合成磨削液，極壓磨削油能夠明顯改善切屑黏著現(xiàn)象，并能有效排屑，加工后的磨棒無明顯發(fā)黑現(xiàn)象，金剛石顆粒表面及顆粒間隙無切屑附著。

圖6 磨棒表面狀態(tài)Fig.6 Grinding rod surface condition

圖7 為水油接觸角示意圖。由圖7 可知：與固體接觸時，相較于水，油的接觸角更小，更易于滲透。因此，油基切屑液能夠迅速覆蓋并黏附于切屑、金剛石顆粒及焊接劑表面，更容易形成流體潤滑狀態(tài)[16]。切屑表面的充分潤滑改變了切屑與磨棒間的摩擦狀態(tài)，降低了摩擦力，切屑順利排出切削區(qū)，使磨棒保持鋒利度。

圖7 水油接觸角示意圖Fig.7 Water-oil contact angle diagram

在砂輪加工中，尤其是超硬材料砂輪的加工中，摩擦熱是主要的切削熱來源[17]。因此，解決刀具與工件的摩擦問題才能從根本上實現(xiàn)溫度控制。本試驗中，在磨粒大小一定，排布密集程度相當?shù)那闆r下，磨棒的尺寸是遠小于常規(guī)砂輪，其容屑空間小，無法修銳，顆粒表面多為平面，少有尖峰狀態(tài)（圖6d）。因此，后刀面與工件接觸面積較大，導致摩擦表面的真實接觸部分應力大。刀具與工件表面凸峰相互壓入嚙合，且相互接觸的表面分子存在吸引力，此時根據(jù)公式（1）所示的摩擦二項式定律[18]可知：其他條件不變的情況下，接觸面積增大，摩擦力增大，切削力也隨之增大。采用油基切削液，可改變金剛石顆粒與鋼基體間的摩擦狀態(tài)，降低摩擦系數(shù)，解決顆粒平面與材料的摩擦熱問題。因此，在進行調(diào)質(zhì)GT35 材料的磨削加工中，選擇極壓磨削油澆注潤滑。

式中：f為摩擦力，N；α為摩擦表面分子間作用力所決定的系數(shù)；β為根據(jù)機械嚙合理論所確定的摩擦系數(shù)；Ar為真實接觸面積，m2；N為試驗次數(shù)。

由于磨棒在干切削下，磨削時間很短就發(fā)生燒傷現(xiàn)象，無法完成整個加工過程。僅統(tǒng)計水基合成磨削液及極壓磨削油的5 次磨削試驗中的切削力及表面粗糙度值，如圖8 和圖9所示。

圖8 不同冷卻方式下切削力變化圖Fig.8 Graph of cutting force variation with different cooling methods

由圖8 可知：在極壓磨削油潤滑條件下，切削力較小，降幅為水基的5%～12%。這是因為極壓磨削油具有更好的潤滑效果，切屑附著較少，且磨粒與工件間摩擦力小，總切削力降低。

由圖9 可知：磨削液的加入，對于工件表面粗糙度影響不大。這是因為磨棒處于初期磨損階段，其表面金剛石的排布狀態(tài)極大地影響了材料加工表面粗糙度。此時，磨棒表面磨粒仍處于不斷的折斷、脫落狀態(tài)，材料表面加工質(zhì)量不穩(wěn)定。

圖9 不同磨削液對加工表面質(zhì)量的影響Fig.9 Influence of different grinding fluids on the quality of the machined surface

2.2 磨棒磨損試驗

為定量研究磨棒磨損過程，采用加工過程中切削力的變化反應磨棒磨損狀態(tài)。圖10 為切削力隨加工時間的變化曲線。由圖10 可知：磨棒的磨損可分為磨合階段、穩(wěn)定磨損階段和劇烈磨損階段。

圖10 磨棒磨損狀態(tài)曲線圖Fig.10 Grinding rod wear status graphs

在磨合階段，由于磨棒上磨粒較為鋒利且突出，磨棒與工件表面實際接觸面積較小，整體的切削力較小，但由于磨粒出露高度較高，其根部承受的剪切應力較大，因此容易發(fā)生折斷和脫落現(xiàn)象。隨著磨削時間延長，磨棒上突出的磨粒折斷或脫落，從而使更多的磨粒接觸到工件表面，磨粒與工件的接觸面積增大，單顆磨粒平均切深減小。材料的屈服強度一定，為使磨棒有效切入工件，隨著進給過程不斷深入，正壓力隨之增大，直到磨粒壓入材料深度能夠形成犁耕作用實現(xiàn)材料去除。在整個過程中，切削力不斷增大，直至當切削區(qū)域的磨粒逐漸被磨平，磨粒與工件的實際接觸面積穩(wěn)定，切削力基本穩(wěn)定。

在磨棒磨削工件12 min 后，其進入穩(wěn)定磨損階段。這一階段中磨棒磨粒的磨損緩慢且穩(wěn)定，磨損率緩慢增大，切削力穩(wěn)定并緩慢增大。

經(jīng)過長時間磨損消耗，磨棒表面的磨?；灸テ剑?6 min 后磨棒開始進入劇烈磨損階段。此時，磨棒本身強度有限，隨著磨削的進行，刀具刀尖部位產(chǎn)生較大的撓曲變形。圖11 為此階段磨棒撓曲變形形態(tài)的仿真圖。由圖11 可知：此時的刀尖最大位移達到38 μm。隨著進給過程的進行，這一階段的切削力開始急劇猛增，但磨棒仍然無法有效切入，導致摩擦熱劇增，釬焊材料有熔化跡象，磨棒嚴重磨損，無法正常使用。

圖11 劇烈磨損階段磨棒撓曲變形狀態(tài)Fig.11 Grinding rod flexural deformation in the severe wear phase

圖12 為磨棒在磨合階段的加工前后磨粒破碎圖。由圖12 可知：在磨棒磨合階段，主要是磨棒表面突出較高的個別磨粒參與切削，其易受到較大的彎矩發(fā)生根部破碎現(xiàn)象，此階段磨棒的主要磨損形式為磨粒破碎。

圖12 金剛石磨粒破碎觀測圖Fig.12 Diamond abrasive grain fracture observation diagram

圖13 為磨棒在穩(wěn)定磨損階段磨棒加工前后磨粒磨耗磨損圖。由圖13 可知：具有突出、棱角分明的磨粒被磨出了平面，且磨粒表面帶有磨削的紋路。該磨損形式為磨粒的磨耗磨損，是一種較為穩(wěn)定的磨損形式，其對磨粒的磨損量少，主要發(fā)生在穩(wěn)定磨損階段。

圖13 金剛石磨粒磨耗磨損觀測圖Fig.13 Diamond abrasive wear observation diagram

圖14 為磨棒加工前后磨粒脫落觀測圖。由圖14可知：由于磨粒破碎后影響了其與焊料間的接觸狀態(tài)，磨?？傮w接觸面積增大，為保證切入性能，切削力迅速升高，金剛石磨粒無法形成有效把持，磨粒與刀體連接處首先發(fā)生破壞，使磨粒從磨棒上脫落。這種磨損形式主要發(fā)生在劇烈磨損階段。

圖14 金剛石磨粒脫落觀測圖Fig.14 Observation chart for diamond abrasive grain shedding

綜上所述，小直徑磨棒在加工調(diào)質(zhì)GT35 過程中，需要較長時間達到穩(wěn)定磨損階段，在該階段切削力變化趨于穩(wěn)定，磨粒磨損形式主要為磨耗磨損，其磨損量趨于穩(wěn)定。小直徑磨棒整個壽命期間的主要磨損形式是磨粒磨損，其中包括磨粒破碎、磨耗磨損、磨粒脫落。

2.3 工藝特征試驗

2.3.1 切削力

圖15 為試驗過程中實際切削力的變化情況，其中，主軸轉(zhuǎn)速為25 000 r/min，進給速度為10 mm/min。由圖15 可知：磨削過程分為3 個階段。在第I 階段，磨棒從剛接觸工件，到部分接觸，最后完全切入工件，這一過程中參與磨削的磨粒逐漸增多，切削力不斷增大；在第Ⅱ階段，磨棒完全進入工件后，其進入了穩(wěn)定磨削狀態(tài)，隨著磨耗磨損的加劇，切削力略有上升；在第Ⅲ階段，磨棒逐漸退出工件，隨著參與磨削的磨粒逐漸減少，切削力逐漸減小。由于磨棒切入切出過程中，切削面積變化相同，因此，切削力的變化呈軸對稱狀態(tài)，即切入切出時，切削力變化一致。

如圖15 中切削力局部放大圖所示，每一個切削力周期為0.002 4 s，磨棒轉(zhuǎn)動周期計算如公式（2）所示：

圖15 試驗中所采集的切削力Fig.15 Cutting forces collected during the test

其中：T為磨棒轉(zhuǎn)1 周所用時間，s。

磨棒旋轉(zhuǎn)1 周的時間與切削力周期相同，說明磨棒有一個突出部分，由此得出其外徑形狀產(chǎn)生如圖16所示的偏心圓。當偏心圓長軸與測力儀y方向平行時，切削力最小，對應圖15 中a點位置；當長軸與y方向呈某個銳角時，與圖15 中b點對應，切深最大，此時切削力最大值為97 N；當橢圓短軸再次與y方向平行時，切深為最小值，此時切削力最小值為12 N，與圖15 中c點對應。

圖16 磨棒幾何尺寸對切削的影響Fig.16 Influence of grinding rod geometry on cutting

GT35 加工工藝參數(shù)對切削力的影響如圖17所示。由圖17 可知：切削力隨主軸轉(zhuǎn)速的增大而減小，隨進給速度的增大而增大。從圖17a 中可以看出：隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，進給速度對切削力的影響逐漸降低。在圖17b 中，在相同進給速度、高轉(zhuǎn)速條件下，切削力的增加幅度相對較大。其中在轉(zhuǎn)速為10 000 r/min 時，進給速度由10 mm/min 增大到34 mm/min 時，切削力增大到原來的37.80%；而在25 000 r/min 時，切削力增大到原來的40.47%。因此，主軸轉(zhuǎn)速對切削力的影響程度大于進給速度的。

圖17 工藝參數(shù)對切削力的影響Fig.17 Influence of process parameters on cutting forces

根據(jù)切削力隨加工參數(shù)的變化規(guī)律，在調(diào)質(zhì)GT35材料的加工中，應選擇小進給高轉(zhuǎn)速的加工方式，降低磨棒每轉(zhuǎn)切深，延長磨棒壽命。其中主軸轉(zhuǎn)速對切削力的影響更為明顯，因此，在設備條件允許及潤滑充分的情況下，需要盡量提高磨棒轉(zhuǎn)速。

2.3.2 表面粗糙度

圖18 為材料的三維表面粗糙度Sa隨加工參數(shù)的變化規(guī)律。由圖18 可以明顯看到，材料表面粗糙度與加工參數(shù)之間不存在明顯的相關性。在主軸轉(zhuǎn)速及進給速度變化的條件下，粗糙度數(shù)值呈現(xiàn)不規(guī)律的波動狀態(tài)。這主要是由于磨粒尺寸約250 μm，其尺寸較大，加工表面處于粗加工狀態(tài)。另外，加工過程是磨棒側(cè)面磨粒切削，磨粒之間不存在切削路徑相互重疊的情況，材料表面粗糙度峰谷僅是磨粒在磨棒上分布狀態(tài)的復映，如圖19所示。因此，加工參數(shù)對表面粗糙度的影響小于磨棒磨粒排布狀態(tài)及磨損狀態(tài)對表面粗糙度的影響，在不同加工參數(shù)下，表面粗糙度Sa主要在4.5 μm 上下波動。

圖18 工藝參數(shù)對表面質(zhì)量的影響Fig.18 Influence of process parameters on surface quality

圖19 加工表面成型示意圖Fig.19 Schematic diagram of machining surface forming

圖20 為GT35 加工后的表面三維形貌。由圖20可知：小直徑磨棒磨削后的GT35 表面存在較多溝壑。獲取該平面的截面曲線，發(fā)現(xiàn)工件表面最高處與最低處相差43.8 μm。這主要是磨棒磨粒突出高低不平導致的。

圖20 GT35 加工后的表面形貌Fig.20 Surface profile of GT35 after machining

3 結(jié)論

為研究小直徑磨棒側(cè)磨加工TiC顆粒增強鋼基復合材料GT35，從潤滑條件、磨棒磨損及優(yōu)化加工參數(shù)3 個方面開展試驗研究，得出如下結(jié)論：

（1）冷卻潤滑試驗研究表明：油基磨削液最適宜GT35 材料的磨削加工，其能夠有效改善磨棒、工件及切屑間的潤滑狀態(tài)，降低切削摩擦力，有效減少切屑在磨粒間的堆積。

（2）磨棒磨損試驗研究表明：小直徑磨棒在加工調(diào)質(zhì)GT35 材料中，存在磨合階段、穩(wěn)定磨損階段及劇烈磨損階段。磨合階段磨棒的磨損形式主要是磨粒碎裂，穩(wěn)定磨損階段磨棒的磨損形式主要是磨粒磨耗，磨粒脫落主要發(fā)生在磨棒劇烈磨損階段。

（3）工藝試驗研究表明：切削力隨主軸轉(zhuǎn)速的增大而減小、隨進給速度的增大而增大。從影響程度上看，主軸轉(zhuǎn)速對切削力的影響大于進給速度的。而加工表面的粗糙度主要取決于磨棒表面磨粒分布狀態(tài)，與切削速度及進給速度關系較小。

（4）使用小直徑金剛石磨棒加工調(diào)質(zhì)處理后的GT35 材料時，應使用油基磨削液澆注的冷卻潤滑方式。在設備條件允許及潤滑充分的情況下，需盡量提高主軸轉(zhuǎn)速，降低切削力控制磨棒磨損，同時選擇適宜的進給速度保證加工效率。材料表面質(zhì)量主要受磨棒質(zhì)量影響，應盡量提高磨棒釬焊質(zhì)量，保證磨粒排布均勻。