机械研磨

机械研磨（精选6篇）

机械研磨 篇1

前言

LH308.80.005为代表的六种石墨半环, 是化工压缩机的备件, 单台数量较多。为了加快化工压缩机生产进度, 我们根据现场需要, 提出石墨半环的机械研磨。提高生产率。因为生产现场一直沿用手工研磨石墨端面, 其劳动强度高, 生产效率低。加工质量需要依赖工人的技术水平, 不适应批量生产的要求, 本次技术攻关致力于机械研磨, 固化加工时间、加工条件、加工用料。通过努力对研磨理论的学习和应用, 认真分析了机械研磨加工、试验和夹具设计。获得了大量的加工参数和宝贵经验, 使生产率得到显著的提高 (生产率提高4倍) , 超过所制定的目标。保证了设计要求, 满足了化工压缩机密封性能, 为今后石墨密封件的生产开辟了新的道路。

1 研制目标

1.1 任务来源及目标

在化工压缩机备件加工中, 发现石墨半环手工研磨端面的劳动强度大, 生产效率低, 加工质量不稳定。所以承担机械研磨工艺研究, 解决生产实际问题。研究目标为提高生产效率、减少劳动强度、保证产品质量。

1.2 零件分析

图一为LH308.80.005石墨半环, 该件是由两半组成的石墨活塞环。材料为粉末压制的抗磨石墨。其功能为依靠内置弹簧向外的弹力, 使石墨半环外圆与活塞缸内孔密合, 达到接触式密封的目的。零件的两端面精度较高, 也是为了满足密封性能。采用两半环的结构;一是便于安装, 二是用于热补偿。

1.3 技术难点

1.3.1 双端面粗糙度Ra0.4, 并且要求加工到出现金属光泽。

1.3.2 双端面的平行度0.01。

1.3.3 厚度尺寸公差为0.02。

2 机械研磨加工应该解决的问题

2.1 研磨加工速度:

在一定的范围内, 随着速度的增加, 表面质量下降 (粗糙度数值增加) 。理论速度20~100m/min。生产现场研磨机的平均速度为44 m/min。在要求的范围内。

2.2 研磨压力:

在一定的范围内, 随着研磨压力增加, 其研磨加工效率增加。经验值为0.2~0.5Kg/cm2, 石墨半环面积为1.88cm2, 压力在037~0.94Kg。在要求的范围内, 采用施加重力的方法。

2.3 研磨轨迹:

石墨半环在研磨机上的运动为复合运动, 其轨迹为某种摆线, 摆线的轨迹符合研磨加工轨迹不重合的要求。

2.4 研磨方式:

研磨方式有干研、半干研、湿研三种, 根据生产现场和加工经验, 选择湿研的加工方式。

2.5 研磨余量:

一般钢件推荐余量为0.01~0.03mm, 根据石墨加工经验, 选用研磨余量0.03~0.05mm。

3 试验加工

3.1 可行性试验

为了验证机械研磨的可行性, 首先进行了干湿的验证试验加工, 见表一。证明一机械研磨加工精度可以满足设计要求;二被去除的余量是可以控制的;上述两点证明机械研磨加工是可行的。

3.2 研磨套孔径的确定

为了确定研磨套孔径, 研磨夹具为ф60时, 其他条件基本不变的条件下, 分别进行了ф85、ф80、ф75、ф70、ф65孔径的加工试验。通过试验ф80孔径条件下, 研磨夹具的转动比较平稳, 工件的加工质量比较稳定, 放取夹具比较方便。

3.3 加工时间的确定

通过了多次试验加工, 确定了有效的加工时间范围, 从表二看出加工时间的临界点, 在临界点之后加工质量变化不明显。这里选择3min。

3.4 加工压力的确定

在理论分析的基础上, 对3.626~9.212N (0.37~0.94Kg) 的压力进行选择, 找到适合研磨加工的压力。结果见表三这里选择7.03N。

石墨环端面研磨技术研究

4.1 研磨夹具的设计

图三为设计的专用研磨夹具, 其特点为快卸工件和便于修理夹具。图二为设计的研磨套, 一次可以加工8个工件。

4.2 机械研磨

在上述技术准备工作完成后, 进行了机械研磨加工。为了加工的稳定性, 进行了10组的加工, 见表4。

注:上述数据是在满足加工精度和表面粗糙度的条件下获得的。

4 结论

课题组通过对研磨理论的分析、试验加工、设计专用工装及指导机械研磨加工。解决了机械研磨的诸多问题, 实现了机械研磨石墨密封环。固化了加工参数, 保证了生产质量。在解决技术问题的同时, 提高了生产效率, 降低了劳动强度, 完成了立项目标。也为该类石墨密封件的制造铺平了道路。

参考文献

[1]王忠志.精密研磨[M].中国计量出版社.

[2]张明等.钳工实践[M].上海科学技术出版社

[3]顾永泉.机械密封实用技术[M].机械工业出版社.

机械研磨 篇2

机械力化学是研究在给固体物质施加机械能量时固体形态、晶体结构等发生变化并诱导物理、化学变化的一门学科。其物理性质变化包括密度、比表面积和颗粒粒径等;其化学性质变化包括晶体物质的晶格缺陷、晶格畸变、结晶度降低、分子或原子的活性提高等,甚至变为无定形物质。这些结果将导致固体物质性质变化、化学活性提高、降低其与它种物质的反应条件,甚至诱发新的化学反应,使在普通条件下不能发生的反应也能发生等[1,2,3,4,5]。

锰渣是由锰铁合金冶炼过程中排放的高温炉渣经水淬而形成的一种高炉矿渣,将其磨细后用作水泥的掺合料,在宏观性能上可以获得较为满意的效果[6,7]。但是,锰渣经机械处理引发的机械力化学变化的研究工作还鲜有报道。所以,开展锰渣机械力化学的研究并且引入新的结构观念有着重要的现实意义。

本实验旨在锰渣机械研磨的基础上分析活化锰渣的密度、比表面积、颗粒群特征及结构特征等性质的变化,探讨机械力化学作用对锰渣结构和性能的影响,为机械活化锰渣的建材化使用提供理论依据。

1 实验

1.1 原材料

锰渣采用常州武进铁合金厂的锰铁高炉水淬渣,呈深棕色,疏松颗粒状,其化学组成见表1;基准水泥采用强度等级42.5的硅酸盐水泥,其比表面积为368m2/kg。

1.2 主要研究方法

(1)颗粒群特征分析:

采用LS-POP(Ⅲ)型号激光粒度分布仪器测试。

(2)XRD分析:

采用D8-FOCUS型X射线衍射仪测试,加速电压为40kV,电流为40mA,扫描角度为10～70°,扫描速率为2.4°/min,步长值为0.02[8]。

(3)SEM分析:

采用日本生产的JSM-5900型扫描电镜观察锰渣在机械研磨过程中的形貌变化[8,9]。

(4)力学性能检测:

按照GB/T17671-1999胶砂强度检验方法(ISO法)进行检测。

2 结果与讨论

2.1 锰渣机械研磨过程中的物理性能变化

采用高能球磨机将原状锰渣分别粉磨10min、20min、30min和40min后制成活化锰渣样,然后对其密度、比表面积和颗粒粒径变化进行分析。

2.1.1 锰渣粉体密度和比表面积随粉磨时间的变化

机械研磨锰渣样密度和比表面积测定的结果如表2所示。

从表2中可以看出,锰渣样的密度随粉磨时间的延长而增大,当粉磨时间为10～30min时,锰渣样的密度增大较快,30min后密度增大较慢。锰渣样的比表面积随球磨时间的延长而逐步增大。在粉磨前期(10～20min)比表面积的增大速度快于后期(30～40min)。这是因为在粉磨前期主要是锰渣大颗粒的破碎,颗粒粒度迅速减小,颗粒的比表面积迅速增大。在粉磨后期,颗粒达到一定细度后再破碎比较困难,出现了团聚现象,因此比表面积增大较慢。变化规律基本分2个阶段,第一阶段大颗粒不断被破碎,小颗粒增多,颗粒迅速被细化,比表面积增大较快;第二阶段,小颗粒被破碎到一定程度而粒度分布达到一定值时,在范德华力的作用下颗粒会出现团聚现象,比表面积随粉磨时间的延长而增大。所以锰渣颗粒经过机械研磨后,其比表面积比粉磨前大为增大,反应活性增强[10]。

2.1.2 锰渣的颗粒群特征分析

颗粒的粒度是粉体物性中最重要的特征值。颗粒群是指含有许多颗粒的粉体或分散体系中的分散相。实际所含颗粒的粒度大都有一个分布范围,成为多分散体系或颗粒群,粒度分布的范围越窄,其分散度越小,集中度越高。锰渣粒度分布随粉磨时间的变化规律如图1所示。

从图1中可以看出,粉磨40min的锰渣样其粒度分布范围最窄,粉磨10min的锰渣样的粒度分布范围最宽。随着粉磨时间的延长,粒度分布趋向于粒径小的方向,说明粒度分布随粉磨时间的延长呈现规律性变化。粗大颗粒不断被破碎,细小颗粒所占比例逐渐增大,粒度分布范围逐渐变窄;继续延长粉磨时间,细小颗粒的比例基本不变。

锰渣粉磨过程主要体现为2个阶段:(1)大颗粒被破碎细化,细小颗粒所占比例的迅速增大;(2)粉磨过程的平衡阶段,表现为颗粒的粒度分布波动很小,几乎不再变化。这与比表面积的测定结果分析一致。

2.2 锰渣机械研磨过程中的结构变化

2.2.1 锰渣粉体的XRD分析

不同粉磨时间锰渣样的XRD图谱如图2所示。从图2中可以看出,随着粉磨时间的延长,SiO2衍射峰的强度不断减弱。粉磨20min的锰渣样中SiO2衍射峰最高,粉磨40min的锰渣样中SiO2衍射峰强度减弱。由此可以得出,随着粉磨时间的延长,晶体的结晶度不断降低,产生无定形物质,锰渣的活性增强。

2.2.2 锰渣粉体的SEM分析

对粉磨20min和40min的锰渣样进行SEM测试,进而观察其表面形貌特征的变化。SEM图谱如图3和图4所示。

由图3(a)与图4(a)对比可以看出,在同样放大1000倍的条件下,粉磨20min的锰渣样大颗粒较多、小颗粒较少,粉磨40min的锰渣样颗粒较小且粒度分布较均匀;由图3(b)和图4(b)对比可以看出,在放大3000倍的条件下,粉磨20min的锰渣样颗粒较大、粒度分布不均匀且锰渣粉体颗粒外形为无规则形状,呈现凹凸不平的锯齿状,粉磨40min的锰渣样粒度明显减小,颗粒分布均匀,基本没有大颗粒,小颗粒增多且颗粒表面变光滑。这说明随着粉磨时间的延长,大颗粒不断被破碎,颗粒粒度减小,比表面积增大。

2.3 机械活化锰渣水泥的力学性能研究

将不同粉磨时间的锰渣以30%掺量掺杂水泥,按GB/T17671-1999(ISO法)规定的方法进行水泥胶砂强度试验。不同细度锰渣水泥的砂浆试件力学试验结果见表3。结果示意图如图5和图6所示。

注:编号中G为100%硅酸盐水泥;C30为30%锰渣+70%水泥;0、10、20、40为粉磨时间(min)

图5和图6表明,随着粉磨时间的延长,锰渣颗粒变细,锰渣掺量为30%的水泥砂浆试件无论是3天还是28天其抗折强度和抗压强度均呈增大趋势。总体规律是,锰渣细度愈小,强度值愈高。其中,在粉磨20min以内强度增大明显;粉磨时间继续延长,强度曲线增大趋于缓慢。锰渣颗粒越细,比表面积越大,水化反应越充分,凝结硬化的速度也越快,最终得到强度较高的硬化体[11,12,13]。

3 结论

(1)对锰渣进行机械球磨时,在粉磨初期废渣迅速细化,大颗粒含量迅速减少,小颗粒含量增加,比表面积迅速增大。但是随着粉磨时间的继续延长,由于颗粒受到机械力的挤压捏合以及分子间范德华力等作用,细小颗粒很难被破碎,表现为试样粒度和比表面积随粉磨时间的延长变化不大。

(2)随着粉磨时间的延长,废渣中晶体结构被破坏,产生缺陷,SiO2矿物转化成无定形状态程度加深;形貌观察表明,锰渣颗粒粒度随着研磨时间的延长而减小,颗粒分布均匀,小颗粒增多。其分析结果解释了机械研磨过程中机械力化学在结构上引起的变化。

机械研磨 篇3

关键词：机械研磨,电沉积,铜镀层,水平震荡,结构,耐蚀性

近年来, 与机械作用相关的表面纳米化技术备受关注。表面机械研磨处理 (SMAT) [1]、球磨 (BM) [2] 、超音速喷丸 (USP) [3]等技术已成功地应用于金属的表面纳米化处理, 当介质金属球高速冲击试样表面时, 能在材料表面产生强烈的塑性变形, 制备具有纳米结构的表层, 使其性能得到提高。然而, 通过塑性变形来制备纳米化表层需要很高的能量。

以MA为基础的电沉积技术早在20世纪70年代已有报道[4,5]:通过控制多孔硬质粒子与阴极表面的接触, 可快速电沉积, 但是该方法使镀层不致密, 且易使镀层剥落, 最终没能在实际中应用。最近, 研究发现, 在镀液中加入玻璃球, 玻璃球以3.5Hz以上频率和小振幅 (1mm) 垂直或水平碰撞试样表面形成MA, 会使镀层晶粒显著细化, 硬度和耐蚀性提高[6,7,8], 但是, 当震荡频率低于3.5Hz时, 所制备镀层的表面粗糙度和耐蚀性能显著下降。因此, 本研究在前期工作的基础上, 增加震荡振幅至10mm, 考察更低频率水平震荡MAEE对TEP酸性镀铜层微观结构与性能的影响, 并探讨其机理。

1 实验材料及方法

为了提高镀层与基体的结合力, 对尺寸为32mm×25mm×2mm的A3碳钢试样用150#, 320#, 800#的SiC水磨砂纸逐级打磨, 在丙酮中超声清洗10min后, 进行化学预镀镍处理。化学预镀镍配方如下:NiCl2·6H2O 350g/L, H3BO3 35g/L。沉积温度70℃, 时间5min。

水平震荡MAEE电沉积的实验装置如图1所示, 镀液和玻璃球装入直径为7cm的烧杯中。试样水平放置于烧杯底部特制的夹具内, 并用导线从底部接出作为阴极, 8cm2铜板水平悬挂于烧杯的中部, 用导线接出作为阳极, 阴极和阳极分别接入直流电源的负极和正极。烧杯固定于HY-3A水平震荡器上, 震荡器以一定的频率水平震荡, 并带动烧杯震荡。在电沉积过程中, 烧杯内的玻璃球不断在试样表面运动, 施加MA。电沉积采用传统酸性镀铜液, 其配方为:CuSO4·5H2O 180g/L, H2SO4 60g/L。实验温度为20℃;电沉积时间为30 min;电流密度为2.0 Adm-2;实验用玻璃球的直径为5mm, 玻璃球数量为80个, 约占整个沉积槽面积的2/3;水平震荡器的震荡频率为1.0, 2.0, 3.0Hz和4.0Hz;振幅为10mm。为了对比, 按上述工艺制备了TEP铜镀层。

用感度为0.01mg的电子天平 (Saterious CP225D) 测量试样电沉积前后的质量, 通过单位面积上的增重计算其电沉积速率。利用环境扫描电子显微镜 (FEI Quanta200) 和数码相机观察不同震荡频率下所制备镀层的表面形貌。利用X射线衍射仪 (Bruker AXS D8advance) 研究镀层的晶粒生长特征, 衍射线采用CuKα, 功率40kW, 扫描速率3 (°) /min, 并运用TOPAS2.0软件计算其平均晶粒尺寸。

利用电化学工作站 (AutoLab, PGSTAT30) 测量基体和镀层在3.5%NaCl溶液中的极化曲线, 测量体系为标准的三电极体系:工作电极为试样, 对电极为Pt片, 参比电极为饱和甘汞电极。溶液为分析纯试剂和蒸馏水配制;实验前, 工作电极在-1VSCE条件下极化60s, 以除去工作电极表面在空气中形成的氧化物;起始扫描电位低于开路电位250mV, 扫描速率为0.3 mV/s;实验温度为25℃, 恒温水浴控制。

在自腐蚀电位±20mV范围内测量极化电阻, 根据线性极化的结果, 按公式 (1) 计算涂层的孔隙率[9]:

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式中:P为涂层的孔隙率;RPS为基体的极化电阻;RP为涂层的极化电阻;ΔEcorr为涂层与基体的自腐蚀电位差;bA为基体阳极Tafel斜率。

2 结果与讨论

2.1 宏观表面形貌

图2为在不同震荡频率下所制备试样的宏观表面形貌。图2 (a) 为TEP镀铜的形貌, 可见镀层表面色泽均匀, 呈紫红色;图2 (b) 为震荡频率1.0Hz时的试样形貌, 由于震荡频率低, 玻璃球移动速率低, 且主要以滚动为主, 试样表面更加光亮。随着震荡频率的增加, 玻璃球在试样表面的运动, 逐渐转变为以滑动-滚动为主, 由于玻璃球之间的相互阻挡作用增强, 使其在试样表面研磨不均匀, 镀层表面出现了圆形或椭圆形痕迹, 如图2 (c) 和图2 (d) 中虚线所示;当震荡频率为4.0Hz时, 由于玻璃球的剧烈震荡, 玻璃球在试样表面以滑动为主, 但研磨痕迹消失, 如图2 (e) 所示, 其原因将在后面讨论。

2.2 微观表面形貌

图3 (a) , (b) 和图3 (c) , (d) 分别是不同放大倍数下TEP铜镀层和MAEE铜镀层的表面形貌。对比图3 (a) 和3 (c) 可以看出, TEP镀层结构比较疏松, 有较多的空洞存在, 施加MA后, 镀层变得平整致密。对比图3 (b) 和3 (d) 可以看出, TEP镀层由直径约2～3μm不规则形状的大晶粒夹杂着直径约1μm的小晶粒组成, 而MAEE镀层主要由晶粒尺寸在几百纳米的小晶粒组成, 夹杂着少量的直径在1μm左右的大晶粒。因此, 施加水平震荡MA, 可使TEP镀层晶粒细化, 表面更加平整致密。

通过SEM观察, 在1.0～4.0Hz范围内, 改变震荡频率对MAEE镀铜层表面晶粒细化的影响不明显, 但在震荡频率为2.0Hz和3.0Hz时, 由于玻璃球MA的不均匀性, 使MAEE镀层表面局部出现大颗粒, 表面粗糙度升高, 如图4所示。

2.3 镀层的沉积速率

在不同震荡频率下, MAEE镀铜的沉积速率如图5所示。与TEP镀铜相比, 施加MA镀铜的沉积速率下降, 且除振动频率为2.0Hz时, 随着振动频率的增加, 沉积速率逐渐下降, 主要原因是随着振动频率的增加, 玻璃球在镀层表面机械原位抛光的作用增加, 降低了镀层的沉积速率[6], 另外, 不导电的玻璃球在阴极表面研磨, 对电力线的阻挡作用增加, 使沉积电流效率逐渐降低, 平均镀层厚度降低。在2.0Hz时, 由于玻璃球震荡的不均匀性, 使镀层表面生长速度不均匀, 机械原位抛光作用降低, 表面粗糙度增加, 如图4所示, 沉积速率反而比震荡频率为1.0Hz时高。

2.4 晶粒生长方向

图6为在不同震荡频率所制备试样的XRD图。图6 (a) 为采用TEP所制备镀层的XRD曲线, 其具有明显的 (111) 择优取向。图6 (b) ～ (e) 为分别在震荡频率为1.0, 2.0, 3.0, 4.0Hz下, MAEE所制备镀层的XRD图。可以看出, 图6 (b) 和图6 (e) 中的衍射峰没有明显的择优取向, 说明镀层晶粒尺寸比较均匀, (如图3 (d) 所示) , 图6 (c) 和图6 (d) 中的衍射峰分别具有 (220) 和 (111) 择优取向, 说明镀层晶粒沿不同晶面的生长速度大小不一, 与图4所示的镀层表面粗糙度较高一致, 其原因是当震荡频率为2.0Hz和3.0Hz时, 玻璃球在镀层表面的运动不均匀, 如图2所示。

根据图6中XRD的数据, 由TOPAS2.0软件计算的不同震荡频率时, 镀层的晶粒尺寸如图7所示, 其受到玻璃球研磨作用的影响, 与其微观结构的变化趋势一致。

2.5 耐蚀性能与孔隙率

图8为基体A3钢和所制备镀层试样在3.5%NaCl溶液中的极化曲线, 拟合数据见表1。可以看出, 与TEP镀层的性能相比, MAEE镀层的自腐蚀电位 (Ecorr) 显著提高, 自腐蚀电流密度 (Icorr) 和孔隙率明显降低, MAEE镀层的耐蚀性和孔隙率受震荡频率的影响显著, 具有和微观结构 (见图3和图4) 相似的变化趋势。He等[6]研究了TEP和MAEE电镀镍的耐蚀性, 发现了类似的规律。

2.6 MAEE反应过程

根据电沉积理论, 在电沉积过程中有四个重要步骤, 即传质、界面反应、形核和长大。水平震荡MA对电沉积反应过程具有重要的影响。

首先, 溶液离子的传质过程包括电迁移、对流和扩散。水平震荡MA可以显著地加速离子的对流, 缩短扩散层的厚度, 加速传质过程, 提高极限电流密度。在电沉积之前, 试样表面 (阴极边界层) 的铜离子浓度与电镀液中的铜离子浓度相同, 当在阴极 (试样) 与阳极之间施加一定电压时, 电子与阴极表面的铜离子迅速反应, 使阴极表面的铜离子浓度迅速下降, 在阴极表面形成铜离子浓度逐渐增多的扩散层。根据电沉积理论[10], 扩散层的厚度 (δ) 与液体的切向初速度 (u0) 成反比, 即

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式中:Di为铜离子的扩散系数;v为动力黏滞系数;y为电极表面上某点距离冲击点μ0的距离。极限电流密度j与扩散层的厚度成反比, 即

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式中:n为反应电子数;F为法拉第常量;cundefined为溶液的本体离子浓度;cundefined电极表面的离子浓度。因此, 机械研磨电沉积, 加速了传质过程, 可以在更大电流密度下快速电沉积, 常规的酸性镀铜电流密度在1～3Adm-2, 而采用MAEE的电流密度可大于10Adm-2[8]。

第二, 水平震荡MA可以减少还原反应的活化能, 增加界面反应速度。可能的原因是:采用不导电的玻璃球在阴极表面进行MA, 玻璃球的运动增加了阴极表面双电层中铜离子的能量, 降低了还原反应的活化能 (ΔG) , 活化能的降低, 使反应速度 (v) 增加, 如下式所示:

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式中:k为指前因子;c为反应离子浓度;R为摩尔气体常量;T为温度。

当水平震荡频率为2.0Hz和3.0Hz时, 由于玻璃珠在试样表面震荡的不均匀性和阴极反应速度的增加, 使得镀层表面的电力线 (电流密度) 分布不均匀, 如图9 (a) 所示, 平均晶粒尺寸和粗糙度增加, 呈现无规律的择优取向。

a) 电力线分布; (b) MA痕迹; (c) 冷焊作用

(a) distribution of current lines for TEP andMAEE processes; (b) traces of MA at 4.0Hz and 8Adm-2; (c) cold welding effect

另外, Zhang等人[7]研究表明, 由于MA使电沉积还原反应活化能的降低, 可使电镀镍层由非晶态转变成晶态。

第三, 水平震荡MA增加了阴极反应过电位, 使形核速率提高, 晶粒细化。根据电化学理论, 过电位是电化学反应的动力, 由电化学极化或/和浓差极化产生, 在电流密度小于极限电流密度时, 主要由电化学极化产生[6,10]。如图9 (a) 所示, 采用直径为5mm的玻璃球在阴极表面MA, 在一定程度上阻碍了阴阳极之间的电力线分布, 相当于在相同的电流下, 减少了试样尺寸, 使电流密度增加, 阴极极化增加, 过电位增加, 形核速率提高。

在电流密度为2.0Adm-2和震荡频率为4.0Hz时, 玻璃球在试样表面主要以滑动为主, 但是并没有产生MA的痕迹, 如图2 (e) 所示, 原因是:随着震荡频率的增加, 玻璃球在试样表面的MA更加均匀;在较高的震荡频率和较小的电流密度沉积条件下, 如4.0Hz和2Adm-2, 在玻璃球研磨痕迹区域内, 由于镀层表面活性提高而增加的形核速率, 弥补了该区域由于电流密度较小而使得电化学极化下降而降低的形核速率, 使得整个试样表面过电位分布和形核速度比较均匀, 且此时电流密度下, 晶粒长大速度较小, 故没有出现MA痕迹。在固定震荡频率为4.0Hz和其他沉积条件下, 增大沉积电流密度至8.0Adm-2, 在研磨痕迹区域, 由机械研磨增加镀层表面活性而增加的形核速率, 不足以弥补该区域由于电流密度较小而使得电化学极化下降而降低的形核速率, 使得整个试样表面过电位分布不均匀, 形核速率不均匀和施加的电流密度大使晶粒生长速率较大, 故出现研磨痕迹, 如图9 (b) 所示。

第四, 水平震荡机械研磨, 可阻止镀层晶粒的长大, 减少镀层表面的缺陷, 使其耐蚀性增强, 孔隙率降低。根据物理学规律[11], 若不考虑玻璃球之间的相互作用, 则玻璃球对镀层的最大压力P在震荡频率分别为0, 1.0, 2.0, 3.0Hz和4.0Hz时, 分别为:1.025, 1.040, 1.083, 1.156mN和1.257mN。 根据Hertz弹性点接触理论[12], 玻璃球在镀层表面产生的最大压应力P0为:

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式中E*由下式计算:

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式 (5) 和 (6) 中:R为玻璃球的半径;E*为相对弹性模量;v1, v2和E1, E2分别为玻璃和铜的泊松比和弹性模量。根据有关数据[13,14], 在震荡频率分别为0, 1.0, 2.0, 3.0Hz和4.0Hz时, 玻璃球在镀层表面产生的最大应力依次为:32.75, 32.87, 33.32, 34.06, 35.02MPa, 与退火粗晶铜33.3MPa的屈服强度相当[13], 但明显低于电沉积纳米晶铜300～400MPa的屈服强度[15,16], 故水平震荡的玻璃球在此条件下不能通过产生位错包 (Dislocation cells) 或变形孪晶使晶粒细化[17], 但可以通过冷焊[6,8]作用, 如图9 (c) 所示, 通过改变晶粒生长方式, 阻止晶粒尖端放电, 使镀层晶粒细化, 减少镀层的孔隙。

从以上的分析可知, 水平震荡频率对玻璃球在镀层表面产生的最大压应力影响很小, 故在震荡频率为1.0Hz和4.0Hz时, 镀层的微观结构和晶粒尺寸, 以及耐蚀性和孔隙率都非常的接近, 如图4和图7以及表1所示, 与震荡频率为2.0Hz和3.0Hz时镀层相比, 后二者的镀层的平均晶粒尺寸较大、耐蚀性和致密性较差, 但仍比TEP镀层明显提高, 其原因是玻璃球在试样表面研磨不均匀, 局部粗糙度大, 孔隙率较高。

本研究采用低频率 (1.0Hz) , 大振幅 (10.0mm) 的处理方式, 使传统镀铜层的耐蚀性和致密度显著提高, 而采用小振幅 (1mm) 竖直[6]或水平[7]震荡方式的MAEE镀层, 只有当震荡频率在3.5～5.0Hz时, 才具有类似的效果。

3 结论

(1) 在TEP镀铜过程中, 施加水平震荡MA, 可显著改善镀层的微观结构与性能。在震荡频率为1.0Hz时, MAEE可使TEP镀层的平均晶粒尺寸由1.7μm减小至350nm, 在3.5%NaCl溶液中的自腐蚀电位升高0.158V, 自腐蚀电流减小到原来的1/4, 孔隙率降低了2个数量级。

(2) 水平震荡MAEE改善TEP镀层的机理在于:MA减少还原反应的活化能, 增加界面反应速;增加阴极反应过电位, 提高形核速率, 使晶粒细化;通过冷焊作用, 阻止镀层晶粒长大, 减少镀层表面的缺陷, 使其耐蚀性增强, 孔隙率降低。

机械研磨 篇4

利用机械剥离方法可以制备石墨烯[1],也可以制备纳米级石墨,其中包括臼式研磨仪[2]、搅拌球磨法[3]和行星球磨法[4,5,6,7]等。

本课题所在实验室长期从事纳米材料的干法室温机械方法大批量制备和应用,发展了滚压振动磨,并已经成功制备了诸如锌、铝、铜纳米颗粒材料和钛-锆二元纳米合金、活性炭以及铁氧体等材料,且在可再生能源以及环境治理方面的应用也有广泛而深入的研究[8,9,10,11,12,13,14]。

本实验根据滚压振动磨制备纳米材料的经验,研究了锌与石墨在混合研磨过程中的结构演变及其相互影响,探索了混合研磨产物在室光下对甲基橙的催化降解性能及其机理,为复合材料的合成以及有机污染物的降解提供了一种新方法。

1 实验

1.1 研磨实验

石墨原料为上海华谊集团华原化工有限公司胶体化工厂生产的高定向热解石墨,纯度大于等于99.85%,烧灼残渣小于等于0.15%,颗粒度(≤30μm)大于等于95%,筛余物(0.065nm)小于等于5%。锌粉为国药集团化学试剂有限公司生产的AR级锌粉,颗粒原始平均粒径为50μm。

利用滚压振动磨对锌-石墨混合粉体进行研磨,实验含5个批次,每批次取14g锌粉和6g纯石墨混合,在研钵中均匀研磨至无明显白色锌粉浮于黑色石墨粉之上,然后一次性均匀放置到滚压振动磨中进行研磨。5批次的研磨时间分别为0.5h、1h、2h、3h、5h,将研磨后的混合粉体分别取样,置于广口烧瓶中干燥密闭储存。

另外,作为对比,还进行了纯石墨的研磨实验。按照研磨时间不同分为5个批次,依次为0.5h、1h、2h、3h、5h。每批次均取6g纯石墨进行研磨。

1.2 催化实验

采用甲基橙为目标降解物,往烧杯中加入100mL浓度为10mg/L的甲基橙溶液,取混合研磨3h的锌粉-石墨混合粉末0.5g作为催化剂。在降解之前,静置一段时间使催化剂和甲基橙之间达到吸附-脱附平衡,然后将反应体系置于室光下,在恒温60℃以800r/min进行磁力搅拌,每隔10min停止搅拌,静置5min后,取中层清液离心1min,测试甲基橙浓度。120 min后检测结 果表明,甲基橙的 降解率达 到了90%以上,此时,往烧杯中新加入100mL浓度为10mg/L的甲基橙溶液,重复上述操作步骤,继续测试降解率;待烧杯中甲基橙的降解率再次达到90%以上后,再次向烧杯中新加入100mL浓度为10mg/L的甲基橙溶液,并测试甲基橙的降解率。共完成3次循环降 解实验,其中甲基 橙溶液两 度刷新,但催化剂却没有任何增减或者改变。

作为对照,取6g纯锌和14g研磨3h的纯石墨粉人工混合至均匀,同样取0.5g混合粉体作为催化剂,在同样条件下对甲基橙进行催化试验。

1.3 样品的表征

采用Bruker公司生产的D8ADVANCE型X射线衍射仪进行XRD分析,采用Cu靶,Kα线,管电流为40mA,管电压为40kV,λ=0.154056nm,步长为0.02°,扫描速度 为4(°)/min。采用FEI公司的Quanta 450场发射扫描电子显微镜进行SEM分析。采用FEI公司的Tecnai Osiris透射电子显微镜进行TEM分析。采用Renishaw inVia Reflex型激光显微拉曼光谱 仪测定拉 曼光谱,514nm激光器。采 用TristarⅡ3020全自动比表面积和孔隙分析仪测定比表面积,测试温度为77K。采用日本岛津公司生产的UV-2501PC型紫外-可见吸收光谱仪测定光催化降解甲基橙浓度。

2 结果与讨论

2.1 材料的结构和形貌分析

图1为纯石墨研磨(a)和石墨-锌粉混合研磨(b)样品的XRD图谱。比较图1(a)、(b)可以发现,纯石墨研磨的石墨(002)峰整体较为宽化,(002)个别峰位左移,这可能是晶格畸变所导致的。石墨-锌粉混合研磨后,产物的(002)峰较尖锐,表明晶向取向良好,出峰位与原料石墨相近。

图2是锌-石墨混合研磨不同时间的激光拉曼光谱。石墨的激光拉曼光谱中主要有2个峰,一个峰在约1580cm-1处,为G峰,被认为是对应石墨结构的峰;如图2所示,原始石墨只在1580cm-1处有尖锐的吸收,说明它是石墨化度很高的六方石墨。另一个峰在约1360cm-1处,为D峰,这是由于其取向性低、石墨微晶不完整、结构缺陷多、边缘不饱和碳原子数目多而引起的,对各种碳材料的机械研磨都产生这个吸收[15,16],说明在机械研磨过程中石墨的晶体结构被破坏,同时引入了晶格缺陷,这与Nakamizo[16]和Nikiel[17]的实验一致。

D峰和G峰相对强度的比值R的大小常用来判断石墨化程度和石墨结构完整程度。而且在a轴方向上的晶粒大小La可以通过Matthews的修正经验公式及Tuinstra-Koe-nig公式得出[18,19]:La=(C0+KLC1)/R,R=ID/IG,其中,La为a轴石墨微晶尺寸,C0=12.6mm,C1=0.033,ID和IG分别为拉曼光谱中D峰和G峰的积分强度。

表1列出了混合研磨样品的R值和La值,可见,随着研磨时间的延长,R值递增,即石墨化度逐渐减小,无序度增加,La值递减,表明石墨的结构逐渐被破坏。纯石墨的变化与此一致。

Bannove等[18]的实验表明,碳纳米管在行星球磨中研磨12.5min,R值从原料的0.97增大到了1.39,样品的石墨化度遭大了很大的破坏。这与本研究得出的石墨化度变化趋势一致。

图3为样品经不同研磨时间后的SEM图像。原料石墨为片层状,片层较厚,表面平整,边缘清晰锋利,大小集中分布在10~50nm,如图3(a)所示。在混合研磨3h之后,石墨片层变化并不明显,仍为比较平整的光滑表面,如图3(b)所示。但是在研磨5h后,出现了较为明显的石墨片层破裂,边缘弯曲、卷曲、剥离、脱落,少数片层出现镂空,石墨尺寸迅速减小,并出现了较薄且平整的纳米级石墨片层及直径在30~50nm之间的高 度卷曲如 同球状形 态的石墨 结构,如图3(c)、(d)所示。另一方面,从图3(b)-(d)可以看出,锌颗粒较为均匀地镶嵌在大片石墨片的表面。这可能是在研磨过程中,相对脆性的锌颗粒对相对柔性的石墨片的“钉扎”作用造成的。

图4为混合研磨5h后石墨晶体的TEM图像。从图4(a)可见,在混合研磨的过程中,出现了直经分布在30~50nm的大量球形石墨纳米结构,类似于电弧放电所合成的碳巴基洋葱球[19],另外,还有少数剥离脱落、较薄、表面较为平整的石墨片层结构,如图4(b)所示。其原因可能在于微小的锌粉对石墨片层产生冲击,形成如图4(c)所示的90°、135°的石墨弯曲面。这种类似赛道的闭合弯曲石墨片层,其形成原因除了石墨面因降低表面能而整体直接弯曲之外[5],石墨面局部也在微小的锌颗粒冲击作用下发生了弯曲。而相邻两石墨面上的缺陷吸收了能量,致使碳原子相互键合,导致石墨晶体边缘消失,形成了较为稳定的石墨结构,出现了石墨面局部被破坏后再石墨化的现象。如图4(d)所示,在纳米尺度上,平坦的石墨片层因受到锌颗粒冲击作用而变得扭曲,晶格发生畸变。

石墨形貌的上述演变源于其层状结构的特殊性。石墨的层内是碳碳间由sp2杂化轨道形成的牢固的共价键,而层间是由离域的π键结合而成的。sp2键比金刚石的sp3键还要牢固,而靠范德华力结合的π键又很弱,这种特殊的成键方式使得石墨具有牢固的层内结构,但层间作用很弱,因而层间的结构很容易被破坏,而层内结构却特别稳定。

在受到滚压振动磨强烈的外部作用时,石墨的层间容易发生相对滑动,引入杂质、缺陷等,而层内结构却能容易地保存下来,有利于薄片状石墨结构的剥离和形成。在混合研磨过程中,由于脆性强于石墨,锌粉将优先于石墨晶体吸收振动能量,晶粒发生细化。与此同时,锌颗粒和石墨晶体之间发生激烈的相互作用,对石墨晶体表面进行冲击,在破坏石墨层间结构的同时,引入了各种晶格缺陷,使石墨晶体能量上升,结构不稳定,石墨片层本身也发生了细化乃至断裂,形成如图3(d)所示的镂空现象。

2.2 比表面积分析

图5(a)、(b)分别为石墨-锌粉混合研磨不同时间段石墨的比表面积和孔径变化图。由图5(a)可见,在研磨的前2h内,石墨晶体的比表面积变化不是很剧烈,这是因为锌颗粒脆性较强,优先于石墨吸收了滚压振动磨提供的能量而使晶粒细化,而石墨晶粒的细化受到了一定的影响。但在混合研磨3h后,锌粉细化进程开始变缓,而石墨开始大量吸收能量,致使石墨片层之间出现破裂、缺陷,导致夹层碳原子大量引入,石墨片厚度减小,比表面积呈直线上升。

由图5(b)可以看出,石墨片的孔径随研磨时间的变化呈起伏状,说明颗粒的团聚与解离交替出现,这种交替在研磨初期尤为明显。团聚使石墨的孔径一度上升,但随着研磨进程继续,石墨片层受到挤压,其表面积在较长时间内持续上升,孔径则持续下降。

2.3 锌对甲基橙的催化降解效果分析

图6为材料的室光催化效果。其中图6(a)为研磨混合的锌粉-石墨复合物以及锌粉-石墨人工混合(普通混合)物在室光下对甲基橙的降解效果,可见研磨混合催化剂的催化效果明显优于普通混合物。其原因在于,混合研磨过程中锌粉和石墨粉混合更为充分,同时由于石墨受到锌粉的影响,表面改性更好,更有利于锌颗粒的分散,增大了反应体系中锌与甲基橙的接触面积,同时有效地提高了石墨表面对甲基橙的吸附作用。另一方面,混合研磨克服了颗粒表面的惰性,保持了锌的催化活性。

图6(b)从左至右分别为3次循环降解的试验结果,可见,虽经多次利用,但研磨混合的锌粉-石墨的催化活性没有丝毫衰减,显示出特有的催化“硬特性”;由图6(b)还可以看出,在同样的反应时间内,3次循环的降解效率逐次有所上升,这可能是溶液样本累加后甲基橙的浓度有所降低所致。

在同样的条件下,人工普通混合的锌粉-石墨的催化却呈现“软特性”,其催化效果一次比一次衰减,而且衰减幅度很大,这主要是由于零价锌因颗粒表面腐蚀而失效的结果[20]。

3 结论

在受到滚压振动磨强烈的外部作用时,石墨的层间容易发生相对滑动,引入杂质、缺陷等,而层内结构却能容易地保存下来,有利于薄片状石墨结构的剥离和形成。在混合研磨过程中,由于脆性强于石墨,锌粉将优先于石墨晶体吸收振动能量,晶粒发生细化。锌颗粒在石墨片上的分散和钉扎作用使得锌颗粒均匀地镶嵌在大片石墨片的表面,有利于锌颗粒的分散。

机械研磨 篇5

(1) 节电:由于陶瓷研磨体较金属研磨体密度小, 磨机研磨体装载量降低约20%、主机电流降幅超过20%、吨水泥节电普遍超过4k Wh, 最佳案例节电甚至接近10k Wh。

(2) 耐磨:陶瓷研磨体由于其特性, 球耗比金属研磨体低50%左右, 使用寿命是金属研磨体的2~3倍。

(3) 颗粒优化:使用陶瓷研磨体后水泥颗粒组成更加合理, 3~32μm颗粒含量提高2%以上, 球形颗粒增多, 标准稠度用水量下降1%~2%, 与混凝土外加剂的相容性改善。

(4) 降低水泥出磨温度:降幅超过20℃。

(5) 环保:磨机噪音显著降低, 不含重金属。

(6) 磨机寿命延长:陶瓷研磨体比金属研磨体重量轻接近50%, 因此, 其对磨机衬板、隔仓板、活化环等撞击、磨损小, 磨机衬板、隔仓板、活化环等使用寿命延长。

水泥磨机用陶瓷研磨体生产企业主要分布在山东, 水泥磨机用陶瓷研磨体主要化学成分为Al2O3, 另外有添加氧化锆等改性增韧材料。其成型工艺主要分为两类:压制成型和滚制成型。原料上, 通过选用超细高纯氧化铝粉作为原料, 添加氧化锆等增韧材料制备的陶瓷研磨体强度及韧性均已满足水泥粉磨工况要求;成型工艺上, 压制成型和滚制成型各有优点, 一般来说压制成型破球率更低, 滚制成型耐磨性更好。

机械研磨 篇6

光学非球面零件能够简化系统结构,缩小系统空间尺寸,减轻系统重量,降低光能损失,消除像差并能提高成像质量[1]。非球面零件的加工技术一直是制约其广泛应用及发展的瓶颈问题。磨具弯曲成形法高速研磨加工是非球面加工的新方法,为了提高磨具的成形精度和保证磨具制造和修整方便,把磨具设计成一等高度梁,把磨具的宽度定为变量,磨具在受到一给定力或力矩时产生弹性弯曲变形而形成与加工工件相吻合的廓形母线,在研磨压力作用下再使磨具与工件产生相对研磨运动,从而完成零件的成形加工。这种方法成形的磨具形状精度高,有利于加工出高精度的非球面工件廓形[2]。

研磨加工按照研磨工具与工件的接触特点可以分为点接触、线接触和面接触三种方式。磨具弯曲成形法研磨过程是线接触研磨,研磨过程较复杂,目前,还没有典型的研磨函数模型,对去除量、研磨压力和研磨时间等参数设置缺乏理论参考。本文对弯曲成形法研磨的研磨过程进行分析,提出合理假设,推导出研磨函数方程,对弯曲成形法的实际研磨加工有积极意义[3,4,5]。

1 弯曲成形法研磨的原理

如图1所示,在研磨时,磨具弯曲程序后的母线与工件的母线对称轴共轴。磨具系统被装夹在机床主轴上,随着主轴旋转。工件固定在汽缸压头上,其回转中心线与主轴中心线重合。当工件不动而磨具在高速旋转时,磨具上的磨料就会对工件进行研磨作用,达到去除材料的目的,加工的结果使得工件的面形与磨具的一条母线回转形成的曲面形状一致。当磨具磨损后,磨具的加工面不再是所要求的曲线,这时去除所施加在磨具上的弯矩,磨具的加工面就不再是原来的平面,因此要对磨具进行研磨修整,使其加工表面仍为平面[2]。

2 磨具弯曲成形法研磨函数建模

2.1 研磨函数的典型分析方法

研磨过程比较成功的数学模型是Preston建立的材料去除模型[6],研磨材料的去除率dh/dt可表示为

式中:dh(x,y)dt为研磨去除率(m/s);Cp为Preston系数;L为法线方向总压力(N);A为摩擦区域面积(m2);P(x,y)为法线方向压强(N/m2);v(x,y)为工件与工具相对速度(m/s)。

由Preston方程可以看出,研磨过程中材料的去除率与压强、相对速度成正比,Preston系数与工件材料、磨具材料和种类、研磨液特性以及研磨环境等因素有关。

由式(1)可以得到研磨去除深度[6]:

由式(2)可以看出,当研磨压强和速度不变时,研磨去除深度与作用时间成正比关系。则在单位时间内特征去除函数用R(x,y)表示为

作用时间函数为D(x,y),运动轨迹曲线为l。材料去除量的分布为

这说明了材料去除量为特征去除函数与作用时间函数在运动轨迹上的卷积关系。可以推导出研磨残余误差,研磨前表面面形误差用k(x,y)表示,则研磨后残余面形误差e(x,y)可以表示为

研磨前面形误差k(x,y)是已知量,控制好研磨后误差e(x,y)即可获得预期的研磨工件的表面质量,关于以上数值计算可采用Fourier变换算法和小波算法。

2.2 研磨函数建模的条件

磨具弯曲成形法研磨是复杂过程,为了推导研磨函数,做以下几点假设[2]:

1)磨具和工件都是刚性体,即在研磨压力作用下二者都不发生弹性形变。

光学非球面零件大多是光学玻璃,其弹性变形量相对工件尺寸而言很小,可以作为刚性体。研磨工具通常是采用硬度较高的金属材料制作,弹性好,表面硬度较高,研磨压力使之产生的局部变形较小可忽略不计,研磨压力产生的变形可以通过增加辅助仿形支撑来加强,这里也假定其变形不会产生影响。

2)研磨过程中磨具上的磨料与工件相接触一段是协调接触,即为连续过程。

实际的研磨过程无论采用哪种磨料,磨料都是有一定尺寸的颗粒,每个颗粒相当于一个小的切削刀具,因此研磨过程是排列在理论曲线上的多个小刀具形成的整体切削过程,是非连续的。但是,磨料颗粒尺寸相对工件整体而言较小,且其排列方式存在着随机性,因此可以认为沿着理论曲线上的排列是连续且均匀的,研磨过程也就是一个连续过程。

3)工件要加工面为接近球面,假定为球面。

实际要加工的非球面工件在研磨加工前的面形函数是比较复杂的,且每个个体又不同,但大多要进行粗加工成为接近球面,接近球面与理论曲线上顶点的最大曲率半径一致或接近,因此在推导其研磨函数方程的过程中把非球面工件的表面的一条母线看做圆弧,表面为球面。

4)工件在压力作用下能够自动进给且研磨压力保持不变。

通常的研磨过程中的加载过程也是动态加载过程,即研磨压力值不随研磨材料的去除而减小,实质是推动工件实现进给过程。

5)研磨过程中工件与磨具轴向始终重合。

实际的研磨过程不可能使得工件的轴线与磨具的轴线完全重合,会发生平移或倾斜,但在其理论推导过程中可以认为二者是始终重合的。

6)研磨完成后工件加工面的一条母线与理论曲线完全重合。

基于以上几点假定,做如下推导。

如图2所示,建立坐标系xoy,设工件直径为2a,接近球面半径为,研磨压力L为集中力,研磨接触面积为A,则研磨压强P可表示为P=L/A,作用点为工件的上表面中心,工件一条母线称为实际曲线,磨具加工面的母线为理论曲线,实际曲线顶点到理论曲线顶点距离为h。

实际曲线方程为

理论曲线方程为

2.3 加工面上任意一点的压力函数

实际加工工件表面是复杂面形,母线也是较复杂的曲线,而且存在着一定的随机性,因此压力分布是一个随机变化的,在这里假定压强分布函数为

其中:P0是压强分布系数,称实际曲线与理论曲线接触研磨过程曲线为耦合线,设耦合线上的法线与y轴的夹角为θ,法向压力为Pi,其沿着x轴和y轴的分量分别为Pix和Piy,则有:Pi=Pix+Piy

以工件为静力学分析对象,由力平衡有:

则由式(9)和式(10)可得:

再把式(8)代入式(11)有:

又有:,则式(12)式

再代入压强分布函数式(8)有:

则可以求得P0,,而由图2可得:

其中:Ri为理论曲线在M(xi,yi)点的曲率半径,根据曲率半径公式,由式(7)有:

把式(14)代入式(13)得:

再将式(15)代式(12)得:

式(16)就是耦合线上任意一点的压强函数表达式。

2.4 加工面上任意一点的相对速度函数

如图2所示,研磨过程中,磨具绕轴以角速度匀速转动,工件相对地面静止,则工件上任意一点的M(x i,yi)相对速度vM可以表示为

式中:r是该点的转动半径,则r=x,所以有:

以上推导了Preston方程中两个参数,一个是任意一点的法线压强,一个是该点的相对线速度,进而可推导弯曲成形法的去除函数表达式。

把式(16)和式(18)代入式(1),得到去除材料函数,用Q(x,y)表示为

此为磨具弯曲成形法研磨材料去除函数表达式,下面根据这个表达式进行研磨时间函数的推导。

如图3所示,研磨完成后实际曲线与理论曲线重合,即工件完成加工后的面形为理论预期面形。设整个过程的研磨作用时间为D(x,y),表示工具中心在点(x,y)处作用的时间,该点的运动轨迹曲线为l理论曲线上与工件耦合的点为M,因为对工件而言边缘的去除量最大,且去除量由边缘向轴线中心逐渐减小。则研磨作用时间函数为

把式(19)代人式(20)得研磨作用时间表达式为

基于以上推导进行了研磨试验。图4为固着磨料研磨加工的抛物面零件廓形曲线,平均误差为2.72m。图5为砂带研磨双曲面零件的廓形曲线图,最大误差为1.003 8m,可见表面工件误差在微米级,能满足大多数低精度的非球面零件的加工要求,这初步证明了采用弯曲成形法加工非球面零件的可行性。

3 结论

随着光学非球面零件的应用需求日益迫切,非球面零件的加工技术一直是制约其广泛应用及发展的瓶颈问题。目前传统非球面加工技术的加工效率低、成本高、加工精度有限。前期已经对磨具弯曲成形法高速研磨加工非球面的方法进行了原理和实验研究,研磨模型问题一直是瓶颈问题。本文基于Preston方程,给出了磨具弯曲成形法研磨的假设条件,分析了加工面上的任意一点的压强函数和相对速度函数,推导了磨具弯曲成形法研磨材料去除量函数表达式,推导了研磨作用时间函数。该研磨模型使得研磨过程有了理论依据,对磨具弯曲成形法研磨实践具有一定指导意义。

参考文献

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