单颗金刚石磨粒磨削玻璃的磨削力研究

第３２卷第１９期中国机械工程V o l ．３２㊀N o ．１９２０２１年１０月C H I N A M E C HA N I C A LE N G I N E E R I N Gp p．２３３１Ｇ２３３９单颗磨粒超声辅助磨削S i C 陶瓷材料去除机理丁㊀凯㊀李奇林㊀雷卫宁㊀徐铭洲㊀王㊀许江苏理工学院机械工程学院,常州,２１３００１摘要:为研究不同磨削速度下超声振动作用对S i C 陶瓷磨削过程中材料去除机理的影响,采用钎焊单颗金刚石磨粒工具,基于连续变磨削深度试验方法,在S i C 陶瓷抛光表面开展了超声辅助磨削与普通磨削对比试验.结果表明,随着单颗磨粒磨削深度的逐渐增大,S i C 陶瓷超声辅助磨削与普通磨削时的材料去除机理均经历了 塑性去除ң脆Ｇ塑转变ң大尺寸脆性断裂 的变化;在磨削速度为１m /s 时,相比于普通磨削,单颗磨粒超声辅助磨削可显著增大S i C 陶瓷的脆Ｇ塑转变临界切厚及相应的磨削划痕横截面积,并减小切向磨削力与磨削比能;而随着磨削速度的增大,超声辅助磨削与普通磨削在单颗磨粒磨削划痕尺寸㊁磨削力之间的差异逐渐减弱.关键词:单颗磨粒;超声辅助磨削;S i C 陶瓷;磨削划痕形貌;材料去除机理中图分类号:T G ５８０D O I :１０．３９６９/j ．i s s n ．１００４ １３２X．２０２１．１９．００８开放科学(资源服务)标识码(O S I D ):M a t e r i a lR e m o v a lM e c h a n i s md u r i n g UA Go f S i CC e r a m i cw i t haB r a z e dS i n gl eA b r a s i v eG r a i nT o o l D I N G K a i ㊀L IQ i l i n ㊀L E IW e i n i n g ㊀X U M i n gz h o u ㊀WA N G X u S c h o o l o fM e c h a n i c a l E n g i n e e r i n g ,J i a n g s uU n i v e r s i t y o fT e c h n o l o g y ,C h a n g z h o u ,J i a n gs u ,２１３００１A b s t r a c t :T o s t u d y t h e e f f e c t s o f u l t r a s o n i c v i b r a t i o n s o n t h em a t e r i a l r e m o v a lm e c h a n i s md u r i n gg r i n d i n g o f S i Cc e r a m i c su n d e r d i f f e r e n t g r i n d i n g s p e e d s ,ab r a z e d s i n gl e a b r a s i v e g r a i n t o o lw a s u s e d t o c o n d u c t c o m p a r i s o n t e s t s f o rU A Ga n d c o n v e n t i o n a l g r i n d i n g(C G )．I n a d d i t i o n ,t h e t e s t sw e r e c o n Ｇd u c t e do n t h e p o l i s h e d s u r f a c e s b a s e do n t h e c o n t i n u o u s v a r i a b l e g r i n d i n g d e pt hm e t h o d s ．T h e r e s u l t s s h o wt h a t t h em a t e r i a l s f o r b o t hU A Ga n dC Go f S i Cb o t h e x p e r i e n c e t h e f o l l o w i n g c h a n g i n g s t a ge s ,i ．e ．,p l a s t i cr e m o v a l ңb r i t t l e Ｇp l a s t i ct r a n s i t i o nңl a r g es c a l eb r i t t l ef r a c t u r e ,w i t hi n c r e a s i n gg r i n d i n g d e p th s o f t h e si n g l e a b r a s i v e g r a i n ．C o m p a r e d t oC G ,U A G m a y e f f e c t i v e l y e n l a r g e t h e c r i t i c a l d e pt h o f b r i t t l e Ｇp l a s t i c t r a n s i t i o n f o rS i Cc e r a m i c sw h e n g r i n d i n g s p e e d i sa s１m /s ,a n d m a y a l s o p r o d u c e l o w e r t a n g e n t i a l g r i n d i n g f o r c e sa n ds p e c i f i c g r i n d i n g e n e r gi e s ．H o w e v e r ,t h ed i f f e r e n c e sb e t w e e n U A Ga n dC Gf o r t h ec r i t i c a ld e p t ho fb r i t t l e Ｇp l a s t i ct r a n s i t i o na n d g r i n d i n g f o r c e sw i l lb e g r a d u a l l y w e a k e n e dw i t h i n c r e a s i n gg r i n d i n g s pe e d ．K e y wo r d s :s i n g l ea b r a s i v e g r a i n ;u l t r a s o n i ca s s i s t e d g r i n d i n g (U A G );S i Cc e r a m i c ;g r i n d i n g s c r a t c hm o r p h o l o g y;m a t e r i a l r e m o v a lm e c h a n i s m 收稿日期:２０２１０２１０基金项目:国家自然科学基金(５１８０５２３１,５１９０５２３４)０㊀引言先进陶瓷材料(如碳化硅(S i C )㊁氮化硅(S i ３N ４)等)具有低密度㊁高强度与优异的耐高温㊁耐磨损等性能[１Ｇ２],在航空航天[３]㊁医学[４]等领域的应用日趋广泛.先进陶瓷构件一般需经过机械加工以达到其较高的表面质量及尺寸形状精度要求[５].现阶段,先进陶瓷材料加工最常用的方法是采用金刚石砂轮进行磨削,但往往存在砂轮磨损速度快㊁表面/亚表面损伤较严重等问题.而研磨和抛光虽可有效改善加工表面的损伤状况,但效率低㊁成本高[６],因此,先进陶瓷加工困难始终是其应用中的突出阻碍.超声辅助磨削(u l t r a Ｇs o n i c a s s i s t e d g r i n d i n g,U A G )是集超声加工与磨削于一体的高性能复合加工技术[７Ｇ８],国内外诸多研究表明,相比于普通磨削(c o n v e n t i o n a l g r i n d Ｇi n g,C G ),超声辅助磨削可显著改善加工质量,非常适合加工先进陶瓷材料[９Ｇ１２].先进陶瓷材料加工过程中的材料去除机理直接决定了其加工表面质量.对于普通磨削,B I F A N O 等[１３]提出了塑性域磨削理论,即当最大单颗磨粒切厚小于脆Ｇ塑转变临界切厚时,陶瓷材料将主要发生弹塑性变形,进而在磨削加工中实现塑性去除.同时,B I F A N O 等[１３]采用显微压痕法在静态缓慢加载条件下建立了适用于先进陶瓷普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚模型.但在超声辅助磨削过程中,工具㊁工件间的接触状态与相１３３２ Copyright©博看网 . All Rights Reserved.对运动状态均发生了显著变化,磨粒与工件间存在高频变化的强冲击作用,相应地材料去除机理也必将受到影响.对此,一些学者开展了相关的研究.梁志强等[１４]基于光滑质点流体动力学法对不同冲击速度下A l２O３陶瓷材料内部裂纹产生与扩展情况进行了仿真研究,结果表明超声效果越强侧向裂纹越易于产生,但扩展速度降低㊁尺寸减小,工件材料塑性域去除范围变大.Z HO U 等[１５]采用金刚石压头对B K７及J G S１玻璃开展了超声辅助刻划试验,认为超声振动作用可显著增大玻璃材料的脆Ｇ塑转变临界切厚,因此超声辅助磨削更易于实现塑性域磨削.L I A N G等[１６]研究了单颗金刚石磨粒椭圆振动超声辅助刻划单晶蓝宝石材料的划痕微观形貌及横截面深度㊁宽度尺寸,同样认为超声振动作用可显著增大脆Ｇ塑转变临界切厚.C A O等[１７]采用单颗金刚石磨粒工具对S i C陶瓷进行了普通刻划及超声辅助刻划试验,通过两种方法所获得的划痕微观形貌及横截面尺寸的对比分析,得到了和文献[１５Ｇ１６]相似的结论.郑非非等[１８]采用金刚石压头对反应烧结S i C进行了超声辅助划擦试验,研究了这一过程中超声振动作用对材料去除行为的影响,结果表明超声振动的高频冲击作用增强了切削能量的输入,加剧了微裂纹的扩展.上述研究均表明超声振动作用会对脆性材料磨削过程中的材料去除机理产生显著的影响,对脆性材料超声辅助磨削机理的研究具有良好的借鉴意义.但现有研究中磨粒刻划速度较小,仅在１．６７ˑ１０－４~３．６m/s之间,与实际磨削时工具运动形式㊁速度范围差别较大.另外,振动作用的方向均垂直于磨削表面,此时磨粒与工件间以锤击作用为主,不同于振动方向平行于磨削表面时的磨粒运动轨迹重叠作用,难以反映后者形式下超声振动作用对材料去除机理的影响.针对这一现状,本文采用钎焊单颗金刚石工具,在超声振动方向平行于工件表面状态下,开展了S i C陶瓷超声辅助磨削与普通磨削试验,通过单颗磨粒划痕形貌特征及其尺寸㊁磨削力与磨削比能的对比分析,研究了超声振动作用㊁磨削速度对S i C磨削过程中材料去除机理的影响.１㊀单颗磨粒超声辅助磨削运动学分析图１为单颗磨粒超声辅助磨削示意图.超声刀柄沿轴向(Z向)实现纵向振动,并且在做旋转运动的同时沿X方向做进给运动.在图１所示的坐标系中,单颗磨粒在超声辅助磨削过程中的图１㊀单颗磨粒超声辅助磨削示意图F i g．１㊀I l l u s t r a t i o no f a s i n g l e a b r a s i v e g r a i n f o rU A G运动方程可表示为X＝R c o sωt＋v w tY＝R s i nωtZ＝A s i n２πf t}(１)式中,R为杯形金刚石砂轮半径;A为超声振动振幅;ω为角速度;v w为进给速度;f为超声振动频率;t为时间.根据式(１),采用MA T L A B绘制得到单颗磨粒在超声辅助磨削过程中的运动轨迹为空间正弦曲线,如图２所示.图２㊀单颗磨粒普通磨削与超声辅助磨削运动轨迹F i g．２㊀M o t i o n t r a j e c t o r y o f a g r a i nd u r i n g C Ga n dU A G２㊀试验２．１㊀试验设备单颗磨粒超声辅助磨削试验与普通磨削试验均在D MG U l t r a s o n i c２０L i n e a r立式超声高速加工中心上进行,但进行超声辅助磨削试验时不采用其自身的超声振动模块,而是采用由南京航空航天大学研制的超声振动装置,该超声振动装置主要包括超声电源㊁原边供电系统(含初级线圈)㊁超声刀柄三部分.原边供电系统固定在机床主轴上,通过电源线与超声电源相连.超声刀柄的最大转速为３００００r/m i n.试验系统如图３所示,单颗磨粒工具采用弹簧夹头,螺帽安装在超声刀柄上,抛光试样采用石蜡粘接在粘板上,并通过夹２３３２中国机械工程第３２卷第１９期２０２１年１０月上半月Copyright©博看网 . All Rights Reserved.具与测力仪相连接.进行普通磨削试验时,关闭超声电源即可.图３㊀单颗磨粒超声辅助磨削试验装置F i g ．３㊀E x p e r i m e n t a l s e t u p o f u l t r a s o n i c a s s i s t e d g r i n d i n gf o r a s i n gl e a b r a s i v e g r a i n ２．２㊀单颗磨粒工具与试样试验所用的单颗磨粒工具采用钎焊工艺制作,如图４所示.工具基体材料为３０４不锈钢,金刚石磨粒(Y K Ｇ９)粒径约为３００μm ,钎焊磨粒处焊后工具直径为８．３２mm .试验所用工件材料为无压烧结S i C 陶瓷,尺寸为５０mmˑ１０mmˑ１０mm ,试验前采用U N I P O L８０２抛光机将试样的５０mmˑ１０mm 表面抛光至镜面,如图５所示.试样抛光表面微观形貌如图６所示.可以看出,S i C 陶瓷内部存在一些微孔,其显气孔率μɤ０．５％.图４㊀单颗磨粒工具F i g ．４㊀S i n gl e a b r a s i v e g r a i n t o ol 图５㊀工件抛光表面F i g ．５㊀P o l i s h e d s u r f a c e o f t h ew o r k pi e c e ２．３㊀试验方法与参数工件抛光表面与机床X O Z 平面成夹角β放置,如图７a 所示.单颗金刚石磨粒与工件抛光表面在切入点接触后,随着单颗磨粒工具沿X 轴方向做进给运动,磨削深度a p 逐渐增大,在切出点时达到最大值.通过对相同工艺参数条件下单颗磨粒超声辅助磨削与普通磨削划痕形貌特征的对图６㊀工件抛光表面微观形貌F i g ．６㊀M i c r o t o p o g r a p h y of p o l i s h e d s u r f a c e o f t h ew o r k pi e c e 比分析,可以获得连续变切厚条件下超声振动作用对S i C 陶瓷去除机理转变规律的影响.如图７b 所示,在试样抛光面宽度b ㊁磨削深度a p 最大值㊁切入点切出点连线三者组成的三角形中,β与b 和磨削深度最大值a p m a x 之间的关系如下:b t a n β＝a p m a xc o s β(２)试验中所用试样抛光面的宽度b ＝１０mm ,预设定磨粒切出工件时的最大磨削深度a p m a x ＝２０μm ,则由式(２)计算可得βʈ０．１１４ʎ.D MG U l t r a s o n i c ２０L i n e a r 立式超声高速加工中心C轴旋转的最小分度值为０．００１ʎ,可以满足要求.(a)三维模型(b)俯视图图７㊀单颗磨粒超声辅助磨削试验方法F i g ．７㊀E x p e r i m e n t a lm e t h o do f u l t r a s o n i c a s s i s t e d g r i n d i n gf o r a s i n gl e a b r a s i v e g r a i n３３３２ 单颗磨粒超声辅助磨削S i C 陶瓷材料去除机理丁㊀凯㊀李奇林㊀雷卫宁等Copyright©博看网 . All Rights Reserved.另外,通过前期磨削参数与超声振动参数匹配性研究[１９]可知,磨削速度对超声辅助磨削效果的影响较为显著,而进给速度对其影响较小,因此本试验中将进给速度v w固定为２０mm/m i n,磨削速度v s分别设置为１,４,７,１０m/s.所有试验均在干切削条件下进行.２．４㊀观测方法采用e d d y N C D T３３００电涡流位移传感器㊁R&SR T H１００２示波器对单颗磨粒工具末端振幅及谐振频率进行测量,其单边振幅为７．５μm,谐振频率为２６．３５k H z.采用K i s t l e r９１２９a测力仪及５０７０电荷放大器对磨削力进行测量,测量时采样频率设置为４k H z.试验后首先对试样表面进行喷金处理,然后采用Z E I S SS i g m a５００场发射扫描电镜对磨削划痕微观形貌进行分析,在此基础上采用H I R O X R HＧ２０００三维形貌测量系统对单颗磨粒磨削划痕特征尺寸进行测量.３㊀试验结果与分析３．１㊀单颗磨粒超声辅助磨削与普通磨削划痕形貌图８㊁图９分别为v s＝１m/s㊁v w＝２０m m/m i n 条件下,单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕微观形貌.对比图８b㊁图９b可以看出,单颗磨粒超声辅助磨削划痕形状呈现明显的正弦曲线特征.同时可以看出,在单颗金刚石磨粒刚刚切入工件抛光表面时,无论是超声辅助磨削划痕还是普通磨削划痕均表现为塑性去除特征,同时伴有微小脆性破碎引起的凹坑.对于单颗磨粒磨削划痕周围分布的微孔隙,根据其分布特征及尺寸,由图６可知,这些微孔隙产生于材料制备环节,并非单颗磨粒磨削过程所致.随着磨削深度的增大,两条磨削划痕均出现了明显的脆Ｇ塑性去除转变分界线,如图８c㊁图９c所示.在经过图中所示的分界线后,S i C 陶瓷材料去除特征均从塑性去除㊀㊀㊀㊀(a)整体形貌特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b)塑性去除区域特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c)脆Ｇ塑转变区域特征图８㊀v s＝１m/s,v w＝２０m m/m i n条件下单颗磨粒超声辅助磨削划痕微观形貌F i g．８㊀M i c r o t o p o g r a p h y o f t h e s c r a t c h p r o d u c e db y a s i n g l e a b r a s i v e g r a i nd u r i n g u l t r a s o n i c a s s i s t e d g r i n d i n g i nv s＝１m/s,v w＝２０m m/m i n㊀㊀㊀㊀(a)整体形貌特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b)塑性去除区域特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c)脆Ｇ塑转变区域特征图９㊀v s＝１m/s,v w＝２０m m/m i n条件下单颗磨粒普通磨削划痕微观形貌F i g．８㊀M i c r o t o p o g r a p h y o f t h e s c r a t c h p r o d u c e db y a s i n g l e a b r a s i v e g r a i nd u r i n g c o n v e n t i o n a l g r i n d i n g i nv s＝１m/s,v w＝２０m m/m i n转变为明显的脆性断裂,然后随磨削深度的进一步增大,材料去除形式完全转变为大尺寸脆性断裂.图１０㊁图１１分别为v s＝１０m/s㊁v w＝２０mm/m i n条件下,单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕微观形貌.同于图８㊁图９,可以看到在此条件下随着单颗金刚石磨粒磨削深度的增大,超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕均体现了明显的材料脆Ｇ塑性去除机理的转变,即经历了 塑性去除ң脆Ｇ塑转变ң大尺寸脆性断裂 变化过程.而对比图８㊁图１０也可以看出,随着磨削速度的增大,单颗磨粒运动轨迹曲线趋于平缓,已接近于普通磨削.另外,由图８c㊁图９c可以发现,当磨削速度v s＝１m/s时,两种方法得到的磨削划痕均超过脆Ｇ塑转变区域分界线后出现了明显的材料脆性断裂去除.而在磨削速度增大到v s＝１０m/s后,如图１０c㊁图１１c所示,可看到磨削划痕超过脆Ｇ塑转变区域分界线后材料脆性断裂程度均明显减弱,甚至出现小面积因塑性去除特征而产生的光滑区域或塑性沟槽.４３３２中国机械工程第３２卷第１９期２０２１年１０月上半月Copyright©博看网 . All Rights Reserved.㊀㊀㊀㊀(a )整体形貌特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b )塑性去除区域特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c )脆Ｇ塑转变区域特征图１０㊀v s ＝１０m /s ,v w ＝２０m m /m i n 条件下单颗磨粒超声辅助磨削划痕微观形貌F i g ．１０㊀M i c r o t o p o g r a p h y o f t h e s c r a t c h p r o d u c e db y a s i n g l e a b r a s i v e g r a i nd u r i n g u l t r a s o n i c a s s i s t e d g r i n d i n gi n v s ＝１０m /s ,v w ＝２０m m /m i n ㊀㊀㊀㊀(a )整体形貌特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b )塑性去除区域特征㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c )脆Ｇ塑转变区域特征图１１㊀v s ＝１０m /s ,v w ＝２０m m /m i n 条件下单颗磨粒普通磨削划痕微观形貌F i g ．１１㊀M i c r o t o p o g r a p h y o f t h e s c r a t c h p r o d u c e db y a s i n g l e a b r a s i v e g r a i nd u r i n g c o n v e n t i o n a l g r i n d i n g i n v s ＝１０m /s ,v w ＝２０m m /m i n ３．２㊀超声振动作用对脆Ｇ塑转变临界切厚的影响通过图８~图１１中单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕微观形貌的分析,可以观察到随磨削深度的增大,S i C 陶瓷材料去除机理体现出显著的脆Ｇ塑性转变过程.其中,由图８~图１１所示的脆Ｇ塑转变区域特征可知,图中的分界线是脆Ｇ塑性转变的临界点,因此本文中取分界线处的磨削划痕深度作为S i C 陶瓷超声辅助磨削及普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚(h c ).为研究超声振动作用对S i C 陶瓷磨削过程中材料去除机理的影响,对所有试验条件下的单颗磨粒磨削划痕脆Ｇ塑转变临界切厚h c 及对应横截面面积进行了测量,测量方法如图１２所示.另外,为对比分界线两侧塑性区㊁脆性区磨粒磨削划痕深度的差异,分别对分界线及其两侧相邻处的磨削划痕深图１２㊀单颗磨粒磨削脆Ｇ塑转变临界切厚测量方法(v s ＝１m /s ,v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１２㊀M e a s u r i n g m e t h o d f o r t h e c r i t i c a l d e p t ho f b r i t t l e Ｇp l a s t i c t r a n s i t i o nd u r i n g a s i n g l e a b r a s i v e g r a i n g r i n d i n g(v s ＝１m /s ,v w ＝２０mm /m i n)度进行了测量.在v s ＝１m /s ㊁v w ＝２０mm /m i n 条件下,三处的测量结果分别为０．０６７μm ㊁０．１７３μm ㊁０．２４９μm ,进一步表明了随着磨削深度的增大,S i C 陶瓷材料将实现从塑性到脆性的转变.单颗磨粒超声辅助磨削与普通磨削时,磨削速度对磨削划痕脆Ｇ塑转变临界切厚的影响如图１３所示.可以看出,在v s 为１~１０m /s 时,单颗磨粒普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚h c 值较稳定,变化范围在０．０７７~０．０８７μm 之间.而对于单颗磨粒超声辅助磨削过程,当磨削速度为１m /s 时,h c 值为０．１７３μm ,显著大于普通磨削时的０．０７７μm ,表明在此工艺参数条件下超声振动作用有助于增大S i C 陶瓷的脆Ｇ塑转变临界切厚.当磨削速度增大到１０m /s 时,超声辅助磨削时的h c 值下降为０．０９３μm ,仅略大于普通磨削时的０．０８４μm ,表明随着磨削速度的增大,超声辅助磨削与普通磨削时h c 值之间的差异将逐渐减小.对于S i C 陶瓷普通磨削㊁超声辅助磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚数值,相关文献也进行了报道.L I 等[３]的研究表明:采用赫兹弹性接触理论计算的S i C 陶瓷普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚约为０．００７μm ,而基于单颗磨粒刻划方法获得的测量值为０．０７６μm .同样基于单颗磨粒刻划方法,C A O 等[１７]的研究表明,S i C 陶瓷普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚约为０．０８μm ,而在垂直５３３２ 单颗磨粒超声辅助磨削S i C 陶瓷材料去除机理丁㊀凯㊀李奇林㊀雷卫宁等Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图１３㊀磨削速度对S i C 脆Ｇ塑转变临界切厚的影响(v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１３㊀E f f e c t o f g r i n d i n g s p e e do n t h e c r i t i c a l d e pt ho f b r i t t l e Ｇpl a s t i c t r a n s i t i o n f o r S i C (v w ＝２０mm /m i n )于工件表面振幅为１．２５μm ㊁刻划速度为０．５m /s 条件下,超声辅助磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚约为０．１２５μm .对比本文与上述文献的报道可知,S i C 陶瓷普通磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚测量结果非常接近,但均大于理论计算值,而超声辅助磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚测量结果因振动施加方向㊁单颗磨粒刻划速度的不同而有所差异.磨削速度对单颗磨粒磨削划痕脆Ｇ塑转变分界线处横截面积S 的影响规律如图１４所示.可以看出,对于普通磨削而言,其脆Ｇ塑转变分界线处横截面积随磨削速度的增大略有减小,而超声辅助磨削时当v s ＝１~７m /s 时分界线处横截面积相对稳定,但在v s ＝１０m /s 时急剧减小.对比两种加工方法,当磨削速度为１m /s 时,超声辅助磨削划痕的S 值为０．４２８μm ２,明显大于普通磨削时的０．０５４μm ２,即在此条件下超声辅助磨削可获得较大的材料去除率.当磨削速度增大到１０m /s 时,超声辅助磨削划痕的S 值降低为０．１６８μm ２,仍大于普通磨削时的０．０２３μm ２,但总体而言二者之间的差异呈减小的趋势.图１４㊀磨削速度对S i C 脆Ｇ塑转变区横截面积的影响(v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１４㊀E f f e c t o f g r i n d i n g s pe e do n t h e c r o s s Ｇs e c t i o n a l a r e a of b r i t t l e Ｇpl a s t i c t r a n s i t i o na r e a f o r S i C (v w ＝２０mm /m i n )综合上述结果可知:超声辅助磨削时,随磨削速度的增大,S i C 陶瓷脆Ｇ塑转变临界切厚逐渐减小,对应脆Ｇ塑转变分界线处的横截面积相对稳定,但当v s ＝１０m /s 时分界线处的横截面积急剧减小.而普通磨削时S i C 陶瓷材料脆Ｇ塑转变临界切厚及对应的横截面积较稳定,受磨削速度影响较小.另外,在较低的磨削速度条件下超声振动作用可显著增大S i C 陶瓷磨削加工过程中的脆Ｇ塑转变临界切厚及其对应位置的横截面积,而随磨削速度的增大,这一特性将逐渐减弱.这一结果为优化硬脆材料的超声辅助磨削工艺提供了依据.３．３㊀磨削力与磨削比能在硬脆材料磨削过程中,磨削比能是综合反映材料去除方式的主要参数[２０],与切向磨削力直接相关.单颗磨粒典型超声辅助磨削切向力信号如图１５所示,可以看出随着单颗磨粒切厚的增大(即磨削时间的增加),磨削力呈逐渐增大的趋势.为获得单颗磨粒磨削划痕脆Ｇ塑转变分界线处切向磨削力的大小,按照下述方法对磨削力信号进行处理:①采用图１６所示方法确定单颗磨粒运动至分界线处的直线距离L ;②按照t ＝L /v w 确定相应的运动时间t ;③在其磨削力原始信号中以首个磨削力信号波形(如图１５所示,标记为N o ．１)时间为零点,找到时间t 所对应的或距离最近的切向磨削力波形,并取该波形平均值作为最终测量结果.图１５㊀单颗磨粒超声辅助磨削S i C 切向磨削力信号(v s ＝１m /s ,v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１５㊀T a n g e n t i a l g r i n d i n g f o r c e s i g n a l o f a s i n gl e a b r a s i v e g r a i n g r i n d i n g of S i Cc e r a m i c (v s ＝１m /s ,v w ＝２０mm /m i n )６３３２ 中国机械工程第３２卷第１９期２０２１年１０月上半月Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图１６㊀单颗磨粒直线运动距离确定方法F i g．１６㊀D e t e r m i n a t i o no f d i s t a n c e o f l i n e a rm o v e m e n t f o r a s i n gl e a b r a s i v e g r a i n 按照上述方法确定的单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕中脆Ｇ塑转变分界线处的切向磨削力结果如图１７所示,可以看出,超声辅助磨削及普通磨削时的切向磨削力均随磨削速度的增大而减小;相同条件下,超声辅助磨削时的磨削力均小于普通磨削时磨削力;当磨削速度v s ＝１m /s时,超声辅助磨削力相较于普通磨削力的减小幅度最大,约为１７．１％;随着磨削速度的增大,磨削力降低幅度减小为８％~１４％.图１７㊀磨削速度对S i C 脆Ｇ塑转变处切向磨削力的影响(v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１７㊀E f f e c t o f g r i n d i n g s p e e do n t a n g e n t i a l g r i n d i n gf o r c e o f b r i t t l e Ｇpl a s t i c t r a n s i t i o n (v w ＝２０mm /m i n )依据切向磨削力F t 测量结果,按照下式可以计算得到单颗磨粒磨削划痕脆Ｇ塑转变分界线处对应瞬时磨削比能的数值:E ＝F t v s v w S(３)式中,E 为磨削比能;S 为单颗磨粒磨削划痕脆Ｇ塑转变区分界线处的横截面积,测量结果如图１４所示.图１８所示为不同磨削速度下,单颗磨粒超声辅助磨削与普通磨削划痕脆Ｇ塑转变区域分界线处的瞬时磨削比能变化规律.由图１８可见,随着磨削速度的增大,两种方法在分界线处的磨削比能均呈增大趋势,其中普通磨削尤为显著.这是因为在磨削速度v s ＝１m /s 时,单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕在超过脆Ｇ塑转变区域的分界线后立即呈现较大尺寸脆性断裂去除特点;而在磨削速度增大至１０m /s 后,在分界线邻近区域脆性断裂去除比例降低㊁塑性去除特征有所增加,因此磨削比能增大.同时可以看出,在相同工艺参数条件下,由于超声辅助磨削相比于普通磨削可减小磨削力(图１７)㊁增大磨削划痕横截面积(图１４),因此超声辅助磨削时的磨削比能小于普通磨削时的磨削比能.当v s ＝１m /s 时,相比于普通磨削,超声辅助磨削时的磨削比能降低幅度约为９０％;当磨削速度增大到１０m /s 后,降低幅度略有下降,约为８８％.上述结果表明超声辅助磨削可有效减少磨削过程中所消耗的能量.图１８㊀磨削速度对S i C 脆Ｇ塑转变处瞬时磨削比能的影响(v w ＝２０mm /m i n)F i g ．１８㊀E f f e c t o f g r i n d i n g s p e e do n i n s t a n t a n e o u s s pe c if i cg r i n d i n g e n e r g y o f b r i t t l e Ｇpl a s t i c t r a n s i t i o n (v w ＝２０mm /m i n)３．４㊀讨论单颗磨粒超声辅助磨削划痕与普通磨削划痕脆Ｇ塑转变分界线处特征参数的测量结果表明,在低磨削速度条件下,超声振动作用可有效增大S i C 陶瓷的脆Ｇ塑转变临界切厚,从而更易于促使材料以塑性方式去除以获得更优良的加工表面质量.从金刚石磨粒运动分析的角度来看,一方面,单颗磨粒在超声辅助磨削过程中的运动轨迹为正弦曲线(图２),理论上,此时金刚石磨粒的切削刃区域１㊁２㊁３均可参与切削过程,且区域１㊁３将随磨粒的运动而交替进行切削(图１９),而对于普通磨削过程,则是由切削刃区域２持续进行切削.相比较而言,显然在超声辅助磨削过程中金刚石磨粒更易于保持锋利性,使得磨削力得以减小并进而降低磨削比能.另一方面,当超声振动方向平行于磨削表面时,单颗磨粒在工件表面产生的磨削划痕轨迹形状如图２０所示.定义其波长为λ[１６],则有λ＝(v s ＋v w )/f (４)㊀㊀由式(４)可知:在谐振频率一定的条件下,波长λ随磨削速度v s 的增大而增大,如图２１所示.记单颗磨粒在超声振动状态下的振动速度为v U ,７３３２ 单颗磨粒超声辅助磨削S i C 陶瓷材料去除机理丁㊀凯㊀李奇林㊀雷卫宁等Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图１９㊀单颗磨粒超声辅助磨削切削刃分布F i g ．１９㊀C u t t i n g e d g e s d i s t r i b u t i o no f a s i n gl e a b r a s i v e g r a i nd u r i n g u l t r a s o n i c a s s i s t e d g r i n d i ng图２０㊀单颗磨粒超声辅助磨削划痕轨迹F i g ．２０㊀M o t i o n t r a j e c t o r y o f a g r a i nd u r i n g UAG 图２１㊀磨削速度对波长及切入角的影响F i g ．２１㊀E f f e c t o f g r i n d i n g s p e e do nw a v e l e n gt h a n d p e n e t r a t i o na n gl e v U 与磨削速度v s 的合速度为v T .定义v U 与v T 的夹角为切入角α,其最小值αm i n 出现在正弦波形的起点处.由图２１可知:αm i n 随着磨削速度v s ㊁波长λ的增大而增大.理论上,当v s 增大到一定程度后,正弦波形将趋近于直线即磨粒运动轨迹趋于平直,αm i n 趋近于９０ʎ,单颗磨粒的超声辅助磨削运动学特征逐渐消失,这一结果通过对比图８b 与图１０b 也可以得到体现;当磨削速度v s 较小时,其数值远低于合速度v T ,因此S i C 陶瓷超声辅助磨削时的h c 值明显大于普通磨削时的h c值,而随着v s 的增大,它与v T 之间的差异将逐渐减小,超声辅助磨削与普通磨削时h c 值的差异也将逐渐减小.上述分析均表明随着磨削速度v s的增大,超声振动作用对磨削过程的影响将逐渐减弱.除了有关塑性域磨削理论及磨粒运动学特性的观点之外,有学者从其他角度对超声辅助加工的特性进行了研究.Y A N G 等[２１]认为,在超声辅助加工中,大的切削速度和加速度会增大材料应变率,进而导致材料加工过程中裂纹尖端扩展阻力增大,同时,由于切削速度较大,即使中位裂纹得以形成也难以有足够的时间进一步扩展,因此,相比于普通加工,超声辅助加工可有效降低加工损伤.这一结论对超声辅助磨削的相关理论研究具有重要意义.４㊀结论(１)单颗磨粒超声辅助磨削与普通磨削S i C 陶瓷时,随着磨削深度的增大,两种加工方法对应的材料去除机理均经历了 塑性去除ң脆Ｇ塑转变ң大尺寸脆性断裂 的变化过程.(２)在试验条件下,当磨削速度为１m /s 时,S i C 陶瓷超声辅助磨削时的脆Ｇ塑转变临界切厚为０．１７３μm ,显著大于普通磨削时的０．０７７μm ,即超声振动作用可增大S i C 陶瓷的脆Ｇ塑转变临界切厚.但随着磨削速度的增大,两者之间的差异逐渐减小.(３)相比于普通磨削,超声辅助磨削可减小磨削划痕脆Ｇ塑转变区域的切向磨削力,其中磨削速度为１m /s 时最大降低幅度约为１７．１％.随磨削速度的增大,磨削力降低幅度有所下降.同时,由于切向磨削力较小㊁划痕横截面积较大,因此单颗磨粒超声辅助磨削划痕脆Ｇ塑转变区域的磨削比能也低于普通磨削时的磨削比能.参考文献:[１]㊀T U T i a n z h e ,J I A N G G u o ji a n ．S i C R e t i c u l a t e dP o r Ｇo u sC e r a m i c s b y ３DP r i n t i n g ,G e l c a s t i n g a n dL i q u i d D r y i n g [J ]．C e r a m i c sI n t e r n a t i o n a l ,２０１８,４４(３):３４００Ｇ３４０５．[２]㊀Z HA O Z h e n gc a i ,L I N R u i l i n ,D A IM i n m i n ,e t a l ．F a c i l e J o i n i n g o fS i C C e r a m i c s w i t hS c r e e n Ｇp r i n t ed P o l y c a r b o s i l a n ew i t h o u tP re s s u r e [J ]．J o u r n a l of t h e E u r o p e a n C e r a m i c S o c i e t y,２０２１,４１(３):２１５７Ｇ２１６１．[３]㊀L IC h e n ,Z HA N G F e i h u ,M E N G B i n b i n ,e ta l ．M a t e r i a lR e m o v a l M e c h a n i s m a n d G r i n d i n g F o r c e M o d e l i n g o fU l t r a s o n i cV i b r a t i o nA s s i s t e dG r i n d i n gf o r S i CC e r a m i c s [J ]．C e r a m i c s I n t e r n a t i o n a l ,２０１７,４３(３):２９８１Ｇ２９９３．[４]㊀D AM B A T T A YS ,S A R HA N A AD ,S A Y U T IM ,e t a l ．U l t r a s o n i cA s s i s t e dG r i n d i n g o fA d v a n c e dM a Ｇt e r i a l sf o rB i o m e d i c a l a n dA e r o s p a c eA p p l i c a t i o n s :a R e v i e w [J ]．I n t e r n a t i o n a l J o u r n a l o fA d v a n c e d M a n Ｇu f a c t u r i ng T e ch n o l o g y ,２０１７,９２:３８２５Ｇ３８５８．[５]㊀Z HA O B o ,C H E N F a n ,J I A Xi a o f e n g,e t a l ．S u r Ｇf a c e Q u a l i t y P r e d i c t i o n M o d e lo f N a n o Ｇc o m p o s i t e C e r a m i c s i n U l t r a s o n i c V i b r a t i o n Ｇa s s i s t e d E L I D８３３２ 中国机械工程第３２卷第１９期２０２１年１０月上半月Copyright©博看网 . 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超精密切削氟化钙单晶金刚石刀具磨损研究陈浩锋 王建敏 戴一帆 郑子文 焦飞飞国防科学技术大学,长沙,410073摘要:为了研究氟化钙(C a F 2)单晶超精密切削过程中的金刚石刀具磨损及其对切削过程的影响,对C a F 2晶体进行了超精密切削实验,系统观测了刀具磨损形貌随切削路程的变化趋势,分析了刀具磨损机理,同时通过分析不同切削路程下切削表面微观形貌和切削力的变化,对刀具磨损与切削模式之间的关系进行了探讨㊂研究表明,超精密切削C a F 2晶体时刀具磨损模式为沟槽磨损和缺口破损,刀具磨损随切削路程的演变过程为后刀面沟槽磨损扩展到前刀面缺口破损,同时相应的切削模式由延性去除转变为脆性去除㊂该研究结果为大口径C a F 2晶体纳米尺度延性域切削提供了技术支持㊂关键词:超精密切削;刀具磨损;C a F 2晶体;延性域;金刚石刀具中图分类号:T H 161 文章编号:1004 132X (2011)13 1519 04R e s e a r c ho nD i a m o n dT o o lW e a r i nU l t r a -p r e c i s i o nC u t t i n g o fC a F 2C r y s t a l s C h e nH a o f e n g W a n g J i a n m i n g D a iY i f a n Z h e n g Zi w e n J i a oF e i f e i N a t i o n a lU n i v e r s i t y o fD e f e n s eT e c h n o l o g y ,C h a n gs h a ,410073A b s t r a c t :I no r d e r t o s t u d y t h e d i a m o n d t o o lw e a r a n d i t s e f f e c t s o n t h e c u t t i n gpr o c e s s i nu l t r a -p r e c i s i o n c u t t i n g o f C a F 2,t h e l o n g d i s t a n c e c u t t i n g e x p e r i m e n t s o f C a F 2cr y s t a l sw e r e c a r r i e do u t .T h e e f f e c t s o f c u t t i n g d i s t a n c eo nt h e m i c r o g r a p ho f t o o ld a m a g ew e r eo b s e r v e ds y s t e m a t i c a l l y ,t h et o o l d a m a g em e c h a n i s m w a s a n a l y z e d ,t h e r e l a t i o nb e t w e e n t o o l d a m a g e a n dc u t t i n g mo d e lw a sd i s c u s s e d t h r o u g ha n a l y z i n g t h e i n f l u e n c e so f t o o l d a m a g eo nt h e m i c r o g r a p ho fm a c h i n e ds u r f a c ea n dc u t t i n gf o r c e .T h e r e s e a r c hf i n d i ng ssh o wt h a t :t h e t o o ld a m a g e m o d e li nu l t r a -p r e c i s i o nc u t t i n g o fC a F 2c r y s t a l s a r e g r o o v i n g d a m a g e a n dn o t c hb r e a k a g e ,t h ed e v e l o p m e n t o f t h e t o o l d a m a g e f o l l o w e dw i t h c u t t i n g d i s t a n c e i s t h a t t h e t o o l d a m a g e i s e x t e n d e d f r o mt h e g r o o v i n g d a m a ge i nf l a n k f a c e t on o t c h b r e a k ag e i nr a k e f a c e ,a n d th e c u t ti n g m o d e i s a l s oc h a n g e d f r o mt h ed u c t i l em o d e c u t t i n g t ob r i t t l e m o d e c u t t i n g .T h e r e s e a r c h r e s u l t s s u p p l y t h e t e c h n o l o g i c a l s u p p o r t f o r n a n o -s c a l e d u c t i l em o d e c u t -t i n g o f l a r g e -s i z eC a F 2cr y s t a l s .K e y w o r d s :u l t r a -p r e c i s i o n c u t t i n g ;t o o l d a m a g e ;C a F 2c r y s t a l ;d u c t i l em o d e ;d i a m o n d t o o l 收稿日期:2010 08 09基金项目:国家自然科学基金资助项目(50775217,60908022);国家部委基金资助项目(9140A 18070108K G 0147)0 引言氟化钙(C a F 2)晶体由于其在深紫外波段具有高透过率㊁低双折射率等优异性能使它成为深紫外光刻机光刻物镜系统所必需的光学材料之一[1]㊂相比常规的光学材料(K 9㊁熔石英等),C a F 2晶体为典型的单晶软脆材料,其质地软㊁温度膨胀系数大㊁脆性高和各向异性等材料特性使它在传统光学研磨㊁抛光加工中晶体表面易嵌入抛光粉和产生划痕,从而导致表面质量难以满足光刻物镜系统的极限衍射成像要求[2]㊂传统光学加工C a F 2晶体难以满足深紫外光刻物镜的表面质量要求,超精密切削技术具有高效率㊁可加工复杂面形和无杂质嵌入的加工特性,使它可以代替传统光学研抛工艺,为后续的磁流变㊁离子束高精度修形工序提供粗加工㊂因此,对C a F 2晶体超精密切削技术提出如下要求:①实现C a F 2晶体延性域切削,使工件表面光滑,粗糙度达到纳米级,面形精度进入干涉仪测量范围;②在大口径C a F 2晶体切削过程中,避免刀具磨损对切削表面质量的影响,得到全口径一致性超光滑的切削表面㊂当前,国内外对脆性晶体的超精密切削研究主要集中在单晶硅㊁碳化硅等几种材料上[3‐4],研究人员对切削这些材料的刀具磨损机理和影响进行了研究[5‐8]㊂目前,只有日本学者Y a n等[9]对C a F 2晶体进行了延性域切削工艺试验,但没有涉及切削过程的刀具磨损情况㊂为此,为了掌握C a F 2晶体延性域切削过程中的刀具磨损演变过程以及其对切削模式的影响,为大口径C a F 2晶体超精密切削提供技术支㊃9151㊃超精密切削氟化钙单晶金刚石刀具磨损研究陈浩锋 王建敏 戴一帆等持,本文对C a F 2晶体进行了超精密切削实验,在切削一定的路程长度后,采用光学显微镜对金刚石刀具和切削表面的微观形貌进行了观测,使用白光干涉仪㊁三维动态测力仪分别对切削表面粗糙度和切削力进行了测量㊂分析了刀具磨损随切削路程的演变过程,探讨了刀具磨损机理,通过分析刀具磨损对切削表面形貌㊁切削力的影响探讨了刀具磨损对切削模式的影响㊂1 实验设备及过程1.1 实验与检测设备C a F 2晶体超精密切削实验在T o s h i b a (U G L -100C )超精密车床上进行,该车床的主要性能是:3个线性运动轴(X ㊁Y ㊁Z )的进给分辨率为10n m ,最大进给速度为450mm /m i n ;C 轴为主轴模式时,最大转速为1500r /m i n ㊂切削实验示意图如图1所示,工件C a F 2晶体通过热熔胶粘贴于铝盘上,铝盘通过真空吸盘安装于车床主轴上,三维动态测力仪(K i s t l e r 9256A 1)安装在金刚石刀架下面,测力仪所测力信号通过K i s l t e r 5055信号器放大,然后通过S o n y PC 204A x 记录,最后,切削力数据传输到计算机上进行在线显示和分析㊂采用光学显微镜对金刚石刀具和工件切削表面的微观形貌进行观测;用白光干涉仪对工件切削表面粗糙度进行测量㊂图1 C a F 2晶体超精密切削示意图1.2 工件样品及制备工件氟化钙晶体(中非人工晶体研究院)为紫外级,它的主要材料特性及其跟金刚石刀具的对比见表1,从表中可以看出,相比于金刚石刀具,C a F 2晶体的机械特性为软脆晶体,且其热导率低㊁热膨胀系数大,对超精密加工过程提出了严格的工艺要求㊂实验工件通过X RD 射线仪定向于(111)晶面,样品尺寸为ϕ50mm×10mm ,预先通过传统的研磨㊁抛光工艺加工工件毛坯,为超精密切削实验提供表面光滑一致的样品㊂表1 C a F 2晶体与金刚石刀具的材料特性对比[10]材料特性C a F 2晶体金刚石刀具晶体结构F l u o r i t e D i a m o n d努氏硬度(k g/mm 2)158.35700~10400断裂韧性(M P a ㊃m 1/2)0.52.0弹性模量(G P a)1101100热导率(W /(m ㊃K ))39(250)2800(250)热膨胀系数(10-6K -1)18.9(250)1.25(250)1.3 金刚石刀具刀具磨损实验中所采用的刀具为天然金刚石圆弧刀具,其主要参数如下:刀尖圆弧半径为1mm ,前角为0°,后角为7°,新刀具刀刃的S E M微观形貌如图2所示㊂图2 新刀具S E M 的微观形貌图(×7500)1.4 实验过程根据Y a n 等[9]对C a F 2晶体延性域切削工艺参数优化的研究,得出C a F 2晶体实现延性域切削的最小临界切削厚度为115n m ,当最大未变形切削厚度d m a x 小于此临界值时,切削过程一般为延性域切削,其中,圆弧刀具最大未变形切削厚度的计算公式为d m a x =R -R 2+f 2-2f 2R a p -a 2p(1)式中,R 为刀尖圆弧半径;a p 为背吃刀量;f 为进给率㊂根据上述条件选择如下切削参数:a p =1μm ,f =1μm/r ,主轴转速n =1000r /m i n ,切削液为航空煤油㊂根据式(1)得d m a x =44n m ,所选参数满足C a F 2晶体实现延性域切削条件㊂为了避免切削速度对刀具磨损的影响,在固定主轴转速为1000r /m i n 的情况下,对口径为50mm 的C a F 2晶体工件外环带(ϕ40~ϕ50n m )进行切削实验,计算的切削速度在0.333~0.416m /s 之间㊂单次端面切削路程的长度计算公式为L =π(D 2-d 2)4f(2)式中,D 为切削外环直径;d 为切削内环直径㊂根据上面所选切削参数和式(2),计算的单次切削路程长度为L =0.707k m ㊂在进行不同循环次数的端面切削实验后,分别对金刚石刀具和工件表面进行观测㊂㊃0251㊃中国机械工程第22卷第13期2011年7月上半月2 实验结果与分析2.1 刀具形貌演变过程图3为经历不同切削路程长度后刀具前刀面和后刀面的微观形貌图,图3a为未切削时新刀具的微观形貌,随着切削路程增加,当切削路程长度达到L=3.535k m时,后刀面开始出现沟槽磨损,而前刀面无任何磨损发生,如图3b所示㊂当切削路程长度进一步增大到21.21k m时,后刀面的磨损带长度增大到约10μm,同时前刀面开始出现缺口破损,如图3c所示㊂当前刀面开始出现缺口破损后,随着切削路程长度进一步增加,后刀面磨损带长度㊁宽度和前刀面缺口破损的增大速度显著提高,当切削路程长度达到27.573k m时,后刀面的磨损带长度增大到约30μm,前刀面缺口破损半径增大到约3μm㊂对上面的刀具形貌演变过程进行分析可以得到如下结论:C a F2晶体超精密切削过程的刀具磨损可以分为两个主要阶段:开始阶段主要为后刀面沟槽磨损,随着后刀面磨损带长度增加到一定程度后,前刀面开始出现缺口破损;第二阶段为后刀面沟槽磨损和前刀面缺口破损同时发生,刀具磨损和破损速度急剧加速㊂图4所示为后刀面磨损带最大长度随切削路程的变化曲线㊂(a)L=0(b)L=3.535k m(c)L=21.21k m(d)L=27.573k m图3不同切削路程下的刀具微观形貌图4 刀具后刀面磨损长度与切削路程的变化曲线2.2 刀具磨损机理分析图5为对C a F2晶体超精密进行切削,路程长度达到27.573k m后金刚石刀具的S E M微观形貌图,从图5可以看出,刀具后刀面的磨损为典型的沟槽磨损,前刀面为缺口破损㊂通过图5的刀具磨损形貌,结合C a F2晶体的脆性材料特性,参考文献[5]对硅晶体超精密切削刀具磨损机理的分析,对C a F2晶体刀具磨损机理进行如下初步分析:在延性域切削C a F2晶体的初始阶段,刀具后刀面与工件紧密接触㊂摩擦使刀具后刀面碳元素扩散,扩散的碳元素在切削区域高温高压催化下极易发生团聚和重结晶,从而形成高硬度的类金刚石碳结构,对刀具后刀面发生刻划和耕犁,导致切削初期刀具后刀面沟槽磨损;随着切削路程长度的增大,当后刀面磨损带长度增加到一定程度时,就会使C a F2晶体切削模式从延性去除转变为脆性去除,切削模式的转变导致切削力幅值和波动增大㊁致使刀具前刀面发生微坑破损,产生微小金刚石碎片,这些碎片对刀具后刀面的刻画和耕犁加剧了后刀面的沟槽磨损㊂同时随着刀具磨损的加剧,切削模式进一步向脆性去除转变,进而导致前刀面发生微坑破损的尺寸变大,产生的金刚石碎片数量增加㊁尺寸变大,进而导致严重的刀具磨损和破损㊂图5 刀具磨损S E M微观形貌(×9500)2.3 刀具磨损对切削过程的影响从上述磨损机理分析可以看出:后刀面沟槽磨损的加大导致切削模式开始从延性去除向脆性去除转变,同时脆性去除导致前刀面破损的发生,进而加剧了刀具磨损和表面破损的发生㊂下面通过切削过程工件表面微观形貌㊁粗糙度和切削力㊃1251㊃超精密切削氟化钙单晶金刚石刀具磨损研究 陈浩锋 王建敏 戴一帆等的变化来分析刀具磨损对切削过程的影响㊂2.3.1 刀具磨损对切削表面的影响图6为不同切削路程下的工件切削表面微观形貌图㊂图6a 为初始切削时的延性域切削模式,切削的表面为超光滑表面;图6b 为切削路程长度L =15.68k m 后的工件表面微观形貌,切削模式仍为延性域,但由于刀具后刀面存在大于5μm 长的沟槽带,造成切削纹路比较明显;图6c 为切削路程长度L =21.36k m 后的切削表面微观形貌,表面出现破损点,表示切削模式开始向脆性去除转变;图6d 为切削路程长度L =27.57k m 后的工件表面的微观形貌,整个表面充满破损点,表示切削模式为完全脆性去除㊂从图6可以看出,不同切削路程下的切削表面微观形貌反映了刀具磨损对切削模式转变的影响㊂图7为切削表面表面粗糙度在不同切削路程的变化曲线图,从图7可见,切削表面粗糙度变化曲线随切削路程长度而上升的变化趋势跟图4的刀具磨损变化曲线趋势完全一致㊂(a )L =1.414k m (b )L =14.14km(c )L =21.21k m(d )L =27.573k m图6 不同切削路程下的工件表面微观形貌(×500)图7 不同切削路程下的工件表面粗糙度变化曲线2.3.2 刀具磨损对切削力的影响不同切削路程长度下所测得的切削力如图8所示㊂图8a 为切削初期,切削法向力F t 大于切向力F e ;当切削路程增长到L =21.21k m ,刀具前刀面发生缺口破损时,切削力的切向力F c 开始变大,大小跟法向力F t 相近,如图8b 所示;随着切削路程进一步增长到L =27.573k m 时,切向力F c 急剧增大,如图8c 所示㊂造成这种现象的原因如下:由于前刀面的破损对切向力F c 的影响比较大,而后刀面的沟槽磨损因为纵向微刻槽,所以法向力F t 变化不大㊂由文献[11]可知脆性材料延性域切削的主要特征:在实现脆性材料延性域切削时,切削的法向力F t 大于切向力F c ㊂从切削力的大小变化能够看出,即刀具磨损是导致切削模式转变的关键因素,在切削的初期,即延性域切削时,法向力F t 大于切向力F c ;刀具严重磨损后,法向力F t 小于切向力F c ,如图9所示㊂(a )L =1.414km(b )L =21.2k m(c )L =27.573k m1.切向力F c2.法向力F t图8不同切削路程下的切削力1.切向力F c2.法向力F t图9 不同切削路程长度的切削力变化曲线(下转第1526页)㊃2251㊃中国机械工程第22卷第13期2011年7月上半月不同的锁紧时间对力/力矩进行测试及分析,试验结果表明,当锁紧时间t l数值越小时,操作器受到的瞬时力/力矩值也越大,即在抓握过程中的碰撞力更大㊂因为锁紧时间越短,所需要的电机转速越高,手指对目标器的冲量越大㊂同时,更短的锁紧时间,缩短了碰撞到锁紧的时间,减小了目标器在残余速度㊁角速度影响下的可达空间,在一定程度上改善了最终锁紧的效果㊂4 结论(1)研制的机器人末端操作器,可以用来协助机器人捕获漂浮目标,不仅能够拓展机器人的使用范围,而且具有较好的捕获性能㊂(2)分析得到了目标器偏差和时间的关系,可以通过调整抓握策略和时间分配,减小目标器的位姿偏差㊂(3)通过多次测试可知,合理的轨迹规划可以使得末端操作器具有更好的抓握性能㊂参考文献:[1] 张福海,付宜利,王树国.一种笛卡尔空间的自由漂浮空间机器人路径规划方法[J].机器人,2009,31(2):187‐192.[2] H i r z i n g e rG.R o b o t i c sC o m p o n e n tV e r i f i c a t i o no nI S S[C]//P r o c e e d i n g s o f i-S A I R A S2005-t h e8t hI n t e r n a t i o n a lS y m p o s i u m o n A r t i f i c i a l I n t e l l i g e n c e,R o b o t i c s a n d A u t o m a t i o n i nS p a c e.E u r o p e a nS p a c eA g e n c y,2005:57‐67.[3] R o b e r t J.A u t o n o m o u sC a p t u r e o f aF r e e-F l o a t i n gO b j e c tU s i n g aP r e d i c t i v eA p p r o a c h[D].M o n t r e a l,Q u e b e c,C a n a d a:M c G i l lU n i v e r s i t y,2008. [4] 史国振,孙汉旭,贾庆轩,等.空间机器人控制系统硬件仿真平台的研究[J].计算机工程与应用,2008,44(12):5‐9.[5] S uJ i a n b o,X i e W e n l o n g.M o t i o nP l a n n i n g a n dC o-o r d i n a t i o nf o r R o b o tS y s t e m B a s e d o n R e p r e s e n tA c t i o nS p a c e[J].T r a n s a c t i o no nS y s t e m s,M a n,a n dC yb e r n e t ic s,P a r t B:C y b e r n e t i c s,2011,41(1):248‐259.[6] G r e e nA,S a s i a d e k J Z.I n t e l l i g e n t T r a c k i n g C o n t r o lo f aF r e e-f l y i n g F l e x i b l eS p a c eR o b o tM a n i p u l a t o r[C]//C o l l e c t i o no fT e c h n i c a lP a p e r s-A I A A G u i d-a n c e,N a v i g a t i o n,a n d C o n t r o lC o n f e r e n c e.H i l t o nH e a d,S o u t hC a r o l i n a,2007:132‐156.(编辑 郭 伟)作者简介:朱映远,男,1977年生㊂哈尔滨工业大学机器人研究所讲师㊂研究方向为空间机器人技术㊂倪风雷,男,1975年生㊂哈尔滨工业大学机器人研究所讲师㊂(上接第1522页)参考文献:[1] 苏良碧,徐军,杨卫桥,等.氟化钙晶体的生长和应用研究[J].硅酸盐学报,2003,31(12):1202‐1207.[2] A n g e l aD,R o l a n dT,N o r b e r tK,e t a l.S u r f a c eF i n i s ha n dO p t i c a lQ u a l i t y o fC a F2f o r U V-l i t h o g r a p h yA p p l i c a t i o n s[J].P r o c.o fS P I E,1998,3334:1048‐1054.[3] L iXP,H eT,R a h m a nM.T o o lW e a r C h a r a c t e r i s-t i c sa n d T h e i rE f f e c t so n N a n o s c a l e D u c t i l e M o d eC u t t i n g o f S i l i c o nW a f e r[J].W e a r,2005,259:1207‐1214.[4] 葛英飞,徐九化,杨辉,等.S i C p/A l复合材料的超精密车削实验[J].光学精密工程,2009,17(7): 1621‐1629.[5] 宗文俊,孙涛,李旦,等.超精密切削单晶硅的刀具磨损机理[J].纳米技术与精密工程,2009,7(3): 270‐274.[6] L iH Z,Z e n g H,C h e nX Q.A nE x p e r i m e n t a l S t u d yo fT o o l W e a ra n d C u t t i n g F o r c e V a r i a t i o ni nt h eE n d M i l l i n g o f I n c o n e l718w i t hC o a t e dC a r b i d e I n-s e r t s[J].J o u r n a l o fM a t e r i a l sP r o c e s s i n g T e c h n o l o-g y,2006,180:296‐304.[7] P o l i n iW,T u r c h e t t aS.E v a l u a t i o no fD i a m o n dT o o lW e a r[J].I n t.A d v.M a n u.T e c h n o l.,2005,26: 959‐964.[8] C a p r i n oG,I o r i o ID,N e l eL,e t a l.E f f e c t o fT o o lW e a r o nC u t t i n g F o r c e s i nt h eO r t h o g o n a lC u t t i n go fU n i d i r e c t i o n a lG l a s s F i b r e-r e i n f o r c e d P l a s t i c s[J].C o m p o s i t e sP a r t,1996,27:409‐415.[9] Y a nJ W,K a t s u oS,J u n’i c h iT.C r y s t a l l o g r a p h i cE f f e c t s i n N a n o m a c h i n i n g o fS i n g l e-c r y s t a lC a l c i-u m F l u o r i d e[J].J.V a c.S c i.T e c h n o l.B,2004, 22(1):46‐51.[10] M a r v i nJ W.H a n d b o o ko fO p t i c a lM a t e r i a l s[M].N e w Y o r k:C R CP r e s sL L C,2002. [11] L i uK,L iXP,L i a n g SY.T h eM e c h a n i s mo fD u c-t i l eC h i p F o r m a t i o n i nC u t t i n g o fB r i t t l eM a t e r i a l s[J].I n t.J.A d v.M a n u f.T e c h n o l.,2007,33:875‐884.(编辑 何成根)作者简介:陈浩锋,男,1980年生㊂国防科学技术大学机电工程与自动化学院博士研究生㊂主要研究方向为软脆晶体超精密加工技术㊂发表论文10余篇㊂王建敏,男,1973年生㊂国防科学技术大学机电工程与自动化学院副教授㊂戴一帆,男,1967年生㊂国防科学技术大学机电工程与自动化学院教授㊁博士研究生导师㊂郑子文,男,1972年生㊂国防科学技术大学机电工程与自动化学院副教授㊂焦飞飞,男,1987年生㊂国防科学技术大学机电工程与自动化学院硕士研究生㊂㊃6251㊃中国机械工程第22卷第13期2011年7月上半月。

单晶材料微磨削表面粗糙度与磨削力实验研究孙杨1，2，巩亚东2，周云光2，蔡明2（1.沈阳城市建设学院，辽宁沈阳110167；2.东北大学机械工程与自动化学院，辽宁沈阳110819）来稿日期：2017-11-24基金项目：国家自然科学基金资助项目—单晶零件微尺度切削磨削工艺理论与关键技术研究（51375082）作者简介：孙杨，（1991-），男，辽宁盘锦人，硕士研究生，助教，主要研究方向：微尺度加工理论与技术；巩亚东，（1958-），男，辽宁本溪人，博士研究生，博士生导师，教授，主要研究方向：磨削与精密加工技术、数字化制造技术1引言随着产品微型化的到来，新兴材料的发展，各领域对微小型器件的需求不断加大，同时对产品的制造工艺质量和高温环境下的稳定性都提出了更高的要求[1]。

与多晶材料比，单晶材料具有耐高温、抗氧化和热疲劳性能等优点，被广泛应用于更多的设备中。

微磨削作为微加工的最后一道工序，可获得良好的工件表面质量，在制造精度上能达到微米级，可以实现产品微小型的制作。

镍基单晶高温合金仅有一个晶粒，是由一个晶粒沿一定方向进行生长制备，并且不存在晶界[2]，其剪切断裂方式与多晶材料有较大的区别，且微尺度磨削不同于传统磨削，微磨削后的表面质量将直接影响到零件的使用寿命和力学性能。

目前，国内外对微磨削方面的研究也在开展之中[3-6]，文献[7]研究了KDP 晶体精密磨削工艺实验，研究磨削参数对径向磨削力的影响；文献[8-9]研究了铣削表面形貌的影响规律和微磨削的机理；文献[10]采用晶体结构剪切滑移理论解释了不同切削方向获得不同粗糙度的原因。

从当前的研究成果看，很少发现关于特定单晶材料DD98的微磨削的研究，因此对单晶DD98进行微磨削实验有重要的理论意义。

2单晶D D 98微磨削实验2.1实验条件微磨削机床选JX-1A 型精密机床；磨棒选磨粒为500#、磨头直径为0.9mm ；检测仪器选用国外某公司生产的某三维轮廓仪；实验材料选用镍基单晶高温合金DD98。

电镀金刚石砂轮磨削火成岩质水晶的单颗磨粒载荷分析张继东;柴知章;彭闪闪;黄海傲;詹友基【摘要】为研究探索新型隐身雷达材料火成岩质水晶的加工工艺,为批量化生产做前期准备,在探索加工工艺的过程中,平面磨削工艺的加工工具选择采用120目电镀金刚石砂轮磨削火成岩质水晶,制订了粗磨加工工艺的参数.从磨削工具中单颗磨粒受到的载荷以及火成岩质水晶磨削后的形貌角度定性评价了磨削工艺的合理性以及磨削工具的可行性,结果表明,在整个粗磨加工工艺过程中,电镀金刚石砂轮可以对火成岩质水晶进行粗磨加工,磨削后表面形貌没有出现崩裂等现象,符合加工要求.从单颗磨粒的受力载荷和磨削比能得到的结果显示,工艺参数适宜选用较小磨削深度、较小进给速度进行磨削,磨削方式影响不大.【期刊名称】《长春工程学院学报（自然科学版）》【年(卷),期】2019(020)002【总页数】7页(P16-22)【关键词】电镀金刚石砂轮;火成岩质水晶;加工工艺;单颗磨粒载荷;表面形貌【作者】张继东;柴知章;彭闪闪;黄海傲;詹友基【作者单位】安徽信息工程学院机械工程学院 ,安徽芜湖 241000;安徽信息工程学院机械工程学院 ,安徽芜湖 241000;安徽信息工程学院机械工程学院 ,安徽芜湖241000;安徽信息工程学院机械工程学院 ,安徽芜湖 241000;福建工程学院机械与汽车工程学院 ,福州 350118【正文语种】中文【中图分类】TH162为了研究探索出新型隐身雷达材料火成岩质水晶的加工工具和加工工艺，首先了解了火成岩和火成岩成型的水晶材料的成分以及物理特征：火成岩由地球岩浆冷凝而成，约占地球岩石圈的95%，共有酸性、中性、碱性、超碱性4大类，700多种，主要化学组分为硅、镁、铝、铁等金属的氧化物。

传统的以SiO2为主要成分的玻璃态、结晶态矿石称为水晶，因此，火成岩制备的玻璃也命名为水晶，以区别于非矿物玻璃。

火成岩质水晶按形态可分为铸件、粉末、鳞片、短纤、长丝5类材料[1]。