单位磨削力

单位磨削力（精选6篇）

单位磨削力 篇1

0 引言

未变形磨屑厚度对磨削力有重要的影响,它不仅影响作用在磨粒上力的大小,同时也影响磨削比能的大小以及磨削区的温度,从而造成对砂轮的磨损以及对加工表面完整性的影响。未变形的磨屑厚度取决于连续磨削微刃间距和磨削条件等参数,是磨削状态和砂轮表面几何形状的一个非常复杂的函数。

Malkin[1]在分析磨粒路径时提出了未变形磨屑厚度的概念;Opitz等根据磨屑体积不变的原则,采取计算未变形磨屑厚度平均断面积的办法,导出了平均未变形磨屑厚度的计算公式[2];Tönshoff等[3]在建立磨削过程模型时,研究了大量的磨屑形状,并在分析接触区中的每颗磨粒的三维和二维形态后,进一步研究了未变形磨屑厚度的模型;Hecker等[4]则认为磨削接触区的变形会增加与工件接触的磨削切削刃的数目,因此通过动态切削刃的分布密度并结合工件的材料性能,对未变形磨屑厚度进行了研究。

以上未变形磨屑厚度的研究分析中,仅考虑了一个磨粒的工作情况。实际上,在磨削过程中,每一瞬时都有许多磨粒在同时工作,而每颗磨粒在任意时刻的切除位置各自不同,其未变形磨屑厚度将随时间不断的变化。考虑这一实际情况,本文对未变形磨屑厚度计算公式进行了修正,并通过对55钢的平面磨削实验数据的分析,建立了未变形磨屑厚度和单位磨削力的关系式。

1 未变形磨屑平均厚度的计算

在进行磨削分析时,为了计算方便,通常将磨粒进行简化,如Badger等[5]将磨粒简化为棱形,Shaw[6]和Gong等[7]将磨粒简化为球形,而更多的则是将磨粒简化为圆锥形[8,9,10]。由于磨粒的尺寸非常小,这些简化模型的计算结果差异并不大[3]。

本文将磨粒的形状简化为具有一定顶角的圆锥,圆锥的顶角为2θ,并设磨粒在砂轮表面上均匀分布,磨粒间距为$\overline{\lambda }{}_{\text{g}}$,且磨粒的表面突出高度相同。

图1是平面磨削示意图。其中,砂轮转速为ω,工件进给速度为vw,砂轮半径为R(砂轮直径ds=2R),ap为磨削深度,相邻磨粒间的夹角$\overline{\beta }{}_{\text{g}}=2\overline{\lambda }{}_{\text{g}}/d{}_{\text{s}},\alpha$为磨粒从切入到切出的转角,根据几何关系有:$\alpha \approx \sin \alpha \approx 2\sqrt{a{}_{\text{g}}/d{}_{\text{s}}}$。设n为单位宽度接触弧长上同时参与工作的磨粒数,则又有$\alpha \approx n\overline{\beta }{}_{\text{g}}$。

在稳定磨削阶段,由于相邻磨粒间的夹角为$\overline{\beta }{}_{\text{g}}$,则磨削过程将以${\rm T}=\overline{\beta }{}_{\text{g}}/\omega$为周期变化,而未切削变形的形状也会在周期T中不断变化。在图1中,曲线1、曲线2和曲线3分别为第i+1、i、i-1颗磨粒的运动轨迹。

平面磨削顺磨中,每颗磨粒与工件接触的运动方程可以用下式表达:

$\begin{array}{l}x{}_i=\frac{d{}_{\text{s}}}{2}\sin (\alpha +i\overline{\beta }{}_{\text{g}}-\omega \tau )+v{}_{\text{w}}\tau \\ y{}_i=\frac{d{}_{\text{s}}}{2}\cos (\alpha +i\overline{\beta }{}_{\text{g}}-\omega \tau )\end{array}\}(1)$

$\begin{array}{l}i{\rm T}\le \tau \le (\frac{\alpha }{\omega }+i{\rm T})\\ i=0,1,\cdots ,n-1\end{array}$

式中,τ为砂轮与工件的接触时间。

考虑时间变化时,在t时刻,第i颗磨粒的未变形磨屑厚度可表示为

$\overline{a}{}_{\text{g}i}=\frac{2\text{Δ}S{}_i}{d{}_{\text{s}}(\alpha -\omega t{}_i)}=v{}_{\text{w}}{\rm T}\frac{(\alpha -\omega t{}_i)}{2}(2)$

iT≤ti≤(i+1)T

式中,ΔSi为第i颗磨粒的未变形磨削面积;ti为第i个磨粒与工件的接触时间。

在不考虑摩擦力的情况下,单颗磨粒的切向磨削力与未变形磨屑厚度的平方成正比。设未变形平均磨屑厚度为$\overline{a}{}_{\text{g}}$,则有

$\begin{array}{l}\frac{v{}_{\text{w}}{\rm T}\overline{\beta }{}_{\text{g}}}{2}\sqrt{\frac{1}{n}{\displaystyle \sum _{i=0}^{n-1}(}n-i-1){}^2}\le \overline{a}{}_{\text{g}}=\\ \sqrt{\frac{1}{n}{\displaystyle \sum _{i=0}^{n-1}\overline{a}}{}_{\text{g}i}^2}\le \frac{v{}_{\text{w}}{\rm T}\overline{\beta }{}_{\text{g}}}{2}\sqrt{\frac{1}{n}{\displaystyle \sum _{i=0}^{n-1}(}n-i){}^2}(3)\end{array}$

即$\overline{a}{}_{\text{g}}$将在两者之间不断地呈周期性变化,当n较大时,两者趋于一致,可得

$\overline{a}{}_{\text{g}}\approx \frac{v{}_{\text{w}}a{}_{\text{p}}}{nv{}_{\text{s}}}\sqrt{\frac{1}{3}}=\frac{v{}_{\text{w}}\overline{\lambda }{}_{\text{g}}}{v{}_{\text{s}}}\sqrt{\frac{a{}_{\text{g}}}{3d{}_{\text{s}}}}(4)$

$v{}_{\text{s}}=\frac{\omega d{}_{\text{s}}}{2}$

式中,vs为砂轮线速度。

式(4)中,当磨削参数相同时,未变形磨屑平均厚度将随着磨粒间距的减小而减小。并且,式(4)右边的参数都可以通过实验给定,因此未变形磨屑平均厚度的值可以进行定量计算。

2 单位磨削力的计算

在不考虑摩擦作用的情况下,将磨粒简化为圆锥形,并设平均顶锥角为$2\overline{\theta }$,可得到单颗磨粒中,由磨削变形引起的切向磨削力计算公式为[4]

$F{}_{\text{t}\text{g}}=\frac{\text{π}}{4}F{}_{\text{p}}\overline{a}{}_{\text{g}}^2\sin \overline{\theta }(5)$

式中,Fp为单位磨削力。

在平面磨削过程中,砂轮上同时工作的磨粒数很多,磨削力的作用点位置会影响到磨削过程中切向力的方向。但切深比较小时,磨削力作用点的位置对磨削过程中的切向力方向造成的偏差不会很大。故当切深较小时,有

$F{}_{\text{t}}={\rm N}F{}_{\text{t}\text{g}}=\frac{\text{π}}{4}\frac{b\sqrt{a{}_{\text{p}}d{}_{\text{s}}}}{\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^2}\overline{a}{}_{\text{g}}^{2}F{}_{\text{p}}\sin \overline{\theta }(6)$

式中,N为同时工作的磨粒数目,当磨粒平均分布时,有${\rm N}=\frac{bl{}_{\text{s}}}{\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^2}=\frac{b\sqrt{a{}_{\text{p}}d{}_{\text{s}}}}{\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^2}$;b为磨削宽度;ls为接触弧长。

将式(4)代入式(6)中,变形可得

$F{}_{\text{p}}\sin \overline{\theta }=F{}_{\text{t}}/(\frac{\text{π}}{12}bd{}_{\text{s}}^{-1/2}\frac{v{}_{\text{w}}^{2}a{}_{\text{p}}^{3/2}}{v{}_{\text{s}}^2})(7)$

在式(7)中,右边的参数都可以通过实验给定,测出Ft的值,即可计算$F{}_{\text{p}}\sin \overline{\theta }$。

3 磨粒间距的测量

在磨削力的理论推导过程中,磨粒间距的确定很关键,关系到磨削力模型拟合的准确性。在本实验中,利用日本公司生产的超景深三维显微系统VHX-600的测量功能对砂轮周边的磨粒间距进行了902组数据的测量,磨粒间距数据的分布范围如图2所示。

从图2中可看出,磨粒间距最大密度在150μm附近。经计算,本次实验用CBN砂轮的磨粒间距平均值$\overline{\lambda }{}_{\text{g}}=148.04\text{μ}\text{m}$。

4 磨削力实验

磨削实验是在湖南大学高效磨削中心超精密平面磨床MGK7120×6上进行的,磨床的主轴转速范围为0～3000r/min,最小进给量为0.1μm。工作台纵向最大行程为650mm,速度范围为0.3～25m/min,测力仪器和记录仪器为瑞士Kistler Instrumente AG Winterthur公司生产的Kistler9257BA三向动态压电晶体测力仪。

实验试件尺寸为24mm×6mm×12mm(长×宽×高),材料为55钢,实验用圆柱砂轮为单层电镀CBN、粒度号为120,冷却液为SY-1 型水基磨削液,实验数据如表1所示。

根据实验数据,分别对式(4)和式(7)进行计算,得出计算值$F{}_{\text{p}}\sin \overline{\theta }$和$\overline{a}{}_{\text{g}}$(表1),再利用非线性回归法对两者进行数据拟合,得两者之间的关系式如下:

$F{}_{\text{p}}\sin \overline{\theta }=3.2856\overline{\alpha }{}_{\text{g}}^{-1.6492}(\text{Ν}/\text{m}\text{m}$2) (8)

曲线拟合图如图3所示,其拟合均方根相对误差为0.0557,可见拟合情况比较可靠。从图3中可看出,单位磨削力随着未变形磨削厚度的减小而增加。

将式(8)代入式(6)中,可得切向磨削力的计算公式:

$F{}_{\text{t}}={\rm N}F{}_{\text{t}\text{g}}=2.5801\frac{b\sqrt{a{}_{\text{p}}d{}_{\text{s}}}}{\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^2}\overline{a}{}_{\text{g}}^{0.3508}(9)$

切向磨削力的拟合曲线图如图4所示,其均方根相对误差为0.0549,可见拟合情况比较可靠。如果将式(4)和式(8)均代入式(5)中,可得单颗磨粒的切向力计算公式:

$F{}_{\text{t}\text{g}}=2.5801(\frac{v{}_{\text{w}}}{v{}_{\text{s}}}\sqrt{\frac{a{}_{\text{p}}}{3d{}_{\text{s}}}}){}^{0.3508}\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^{0.3508}(10)$

再将式(4)代入式(9),可得切向力的另一个表达形式:

$F{}_{\text{t}}=2.121b(\frac{v{}_{\text{w}}}{v{}_{\text{s}}}){}^{0.3508}a{}_{\text{p}}^{0.6754}d{}_{\text{s}}^{0.3246}\overline{\lambda }{}_{\text{g}}^{-1.6492}(11)$

由于粒度号大的砂轮相邻磨粒间距$\overline{\lambda }{}_{\text{g}}$较小,根据式(10)和式(11)还可得出结论:当磨削参数相同时,粒度号越大的砂轮,单颗磨粒受的磨削力越小,而总磨削力越大。这与邓朝晖等[11,12]通过实验得出的结论相一致。

5 结束语

未变形磨屑厚度与磨削过程中同时工作的所有磨粒有关,且随时间呈周期性变化,当磨粒数较多时,其数值趋于稳定。本文建立的公式表明:单位磨削力随着未变形磨屑厚度的减小而增加,符合磨削力中的尺寸效应原则;当磨削参数相同时,粒度号越大的砂轮,其平均未变形磨屑厚度$\overline{a}{}_{\text{g}}$越小,单颗磨粒受的磨削力越小,而总磨削力越大。因此,在保证表面质量的情况下,可选用粒度号较小的砂轮,以减小磨削功率。

参考文献

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单位磨削力 篇2

磨削加工是利用磨料去除材料的一种加工方法。随着工程陶瓷、光学玻璃、光电晶体等硬脆性材料的出现及广泛应用,这种用磨粒去除材料的加工方法得到了越来越广泛的应用。但是与其广泛应用相比,加工过程中磨粒与脆性材料之间的相互作用以及由此导致的力、热、能量、摩擦等机制都还没有被全部解释清楚[1,2]。

普通磨削利用大量随机磨粒去除工件材料,从而获得所需要的表面,其本质是磨粒与工件材料之间的相互作用。相对于普通磨削实验而言,单颗磨粒磨削可以在相似的磨削过程中不受其他磨粒及切屑的影响,因此,利用单颗磨粒磨削来认识复杂的磨削过程是一种很重要的手段。事实上,单颗磨粒磨削方法在金属材料的磨削机理研究中已经得到了广泛的应用,并取得了许多有意义的结果[3,4]。一些学者们利用单颗磨粒磨削的方法进行了脆性材料加工机理的研究,但他们的研究重点大多集中于磨粒以微量切深去除脆性材料时,脆性材料产生的塑性变形及其相关机理[5,6,7]。对于磨粒以脆性方式去除脆性材料的研究,则并不多见[8]。

本文利用钎焊金刚石磨粒对玻璃进行了单颗磨粒脆性磨削实验,测量了磨削时的法向力和切向力,分析了磨粒形状、磨削参数对磨削力的影响规律,磨削力与耕犁面积以及磨削力比值的变化规律。

1 实验条件及方法

为了模拟真实的磨削加工,实验在精密平面磨床MSG-250HMD上进行,实验装置见图1。实验时,基体以一定的速度旋转实现单颗磨粒的磨削,工作台带动工件做纵向运动。通过调整工件台的进给速度,保证工件表面所留下的每道磨痕不产生相互干涉。利用Hirox视频系统对所得到的磨痕进行观察,测量磨痕的长度lc。

所选用的金刚石磨粒为ISD1650,粒度为30/35,粒径为0.50～0.59mm,利用真空钎焊将金刚石磨粒固接在夹具表面,夹具高度为10mm。钎焊后的磨粒被固定在直径为100mm的铝盘基体上(图1)。保证焊接后磨粒的出刃高度超过粒径的2/3。

在早期单颗磨粒磨削研究中,所用的金刚石磨粒为具有固定角度的圆锥体磨粒[5,8]。但在实际的加工过程中,磨粒并不是理想的圆锥体,更多是一些棱锥体,各种棱锥以不同角度切入工件。通过对钎焊后的磨粒进行观察,选取三种典型形状的磨粒(图2)进行实验。通过选取磨粒端面的不同角度,从而获得不同磨削锥角θ的磨削结果。

玻璃作为一种典型的脆性材料,在许多脆性材料机理的研究中被选做工件材料,本实验所用的工件材料为普通玻璃。工件尺寸为60mm×60mm×4mm,密度为2.5kg/cm3,抗压强度为890MPa,抗弯强度为50MPa,弹性模量为70GPa,化学成分为Na2O·CaO·6SiO2。

实验中采用Kistler 9257BA 压电晶体测力仪测量单颗磨粒的磨削力,通过Dewe-2010动态信号分析仪对磨削力信号进行采集,采样频率为100kHz。利用石蜡将玻璃固定于测力仪表面,测量过程中,保证玻璃表面的不平度远小于磨削深度。磨削时不添加冷却液。实验过程中固定进给速度vf为0.4m/s,磨削深度与磨削速度见表1。实验中,对于每组加工参数组合各完成一次顺磨及逆磨。由于工件长度相同,因此随着切削速度的不同,每次磨削在工件表面留下5～15道的磨痕。在磨削加工过程中,跟踪观察磨粒,要求磨粒在所有参数的实验中基本保持相同的形状,不能发生破碎及大量磨损。

2 磨削力的信号分析

图3是3号磨粒在磨削过程中所获得的一个典型的金刚石磨粒磨削玻璃的力的信号图。从图3可以看出磨粒在一次磨削玻璃过程中,法向力为驼峰形,即先单调上升达到最大值,再单调减小。相比于法向力而言,切向力在经过开始的单调上升后,突然开始减小,随后产生了连续的波动变化。这种波动的力信号在本实验的所有切向力信号曲线中均有出现,但是随着切深的不同,其波动的程度略有不同。文献[8]指出,单颗磨粒磨削力信号的波动是材料去除过程中的随机破碎所致。文献[8]在专门设计的装置上测量了单颗磨粒划擦玻璃的力的信号曲线。与文献[8]相比,本文实验虽然受到测力仪采样频率的限制,使得两个实验中的力信号曲线略有不同,但两种方法所得到的力的幅值大致相同。图3实验中的最大法向力为36.4N,最大切向力为4.6N。后续数据分析中分别取磨削法向力及切向力的最大值进行分析。

(3号磨粒,ap=50μm,vs=6m/s)

另一个值得注意的是,与文献[3,4]所提供的单颗磨粒磨削纯金属的力信号沿磨痕呈对称分布不同,单颗磨粒磨削玻璃的力信号并不是沿着磨痕对称分布的,最大磨削法向力和切向力出现在划痕的前端。实验过程中,所有的力信号均表现出上述变化规律。这表明了脆性划擦中力信号曲线的非对称性与磨削参数及磨削方式(顺磨或逆磨)无关。

3 实验结果

3.1 顺切与逆切的磨削力比较

图4所示是3号磨粒在不同磨削深度下,顺磨和逆磨两种磨削方式下各得到的8个磨削力的平均值。从图4中可以看出,磨削方式的改变对磨削力几乎没有什么影响。法向力和切向力的平均幅值都几乎相同。观察顺磨与逆磨的力信号曲线,发现两者也都是相同的。这主要是因为相比于磨粒旋转速度而言,工作台进给速度很低,因此对磨削力的影响很小。在后续的数据分析中,对相同磨削参数下所得到的多条磨痕,先求出各个磨痕各自对应的磨削力,再将多个磨削力的平均值作为该加工参数下的磨削力进行分析。

3.2 磨削力随加工参数的变化

图5所示是3号磨粒在磨削过程中法向力和切向力随加工参数变化的曲线。从图5中可以明显看出,当磨粒保持原有形状时,随着磨削深度的增加,磨削力都呈单调增大的趋势,法向力与切向力的变化大致相同;另一方面,随着磨削速度的提高,磨削力是逐渐减小的。这与目前高速磨削加工研究中所得到磨削速度提高,单颗磨粒切削力减小的结论也是相符的[9]。但是图5显示出,当磨削速度低于9m/s时,单颗磨粒磨削力随切深增加而增大的幅度较大,随着磨削速度的提高,磨削力随切深增加而增大的幅度减小。这个现象,与其他磨粒的磨削实验结果是相符的。另一个值得注意的现象是,在实验中,采用低的磨削速度进行磨削时,磨粒均可以很好地完成不同切深的实验,但是进行高速大切深磨削时,磨粒很容易产生破碎,这也是导致实验中没有采集到vs=15m/s,切深大于40μm以上的磨削力信号的原因。值得思考的是,从磨削力的幅值上而言,当磨削速度提高时,无论是法向力还是切向力都有极大的减小,在本次实验中,以磨削深度为35μm为例,转速提高1.5倍(从6 m/s提高到15m/s),法向力与切向力的幅值均下降了约50%,但在实际加工过程中,选用高的磨削速度更容易导致磨粒折断和失效,这说明导致磨粒在加工过程中失效的原因,可能并不仅仅是磨粒受到的静态磨削力。对于磨粒失效的更深入研究将在后续的论文中报道。

3.3 磨粒形状对磨削力的影响

图6是三种不同形状的磨粒磨削时,磨削力随切深变化的曲线。从图6中可以看出,对于不同形状的磨粒,其法向磨削力与切向磨削力均随着切深的增加而增大。从图6中还可以明显看出,磨粒形状对磨削力有极大的影响。随着磨粒形状的改变,相同加工参数下,法向力有近5倍的增加,切向力也有近3倍的增加。这个增加幅度已经超过了实验中加工参数对磨削力的影响程度(图4)。

结合所选择的三种磨粒的形状(图2)可以看出,在相同加工条件下,磨粒形状对磨削力的影响,主要是通过磨粒与工件在磨削过程中接触角度的不同而产生的。不同磨粒棱形(三角形、长方形及六面形)导致三种磨粒在切入工件时的锥角也各不相同。对于1号磨粒,其锥角60°,是三种磨粒中锥角最小的磨粒,其磨削力也相应的最小。随着切入锥角增大到90°和120°,其磨削力也随之增大。

4 讨论与分析

从上述的实验结果可以发现,加工参数及磨粒的形状均会对单颗磨粒磨削力有着重要的影响。实际磨削加工中,即使在加工参数固定的情况下,磨粒形状也会各不相同,另一方面,磨粒在加工过程中产生的破碎也会导致磨粒的形状发生变化,从而导致加工过程中磨削力产生较大的波动。

4.1 磨削力与侧面耕犁面积的关系

文献[10]在分析了金刚石磨粒加工脆性石材的过程中能量消耗的比例后指出,加工过程中的大部分能量消耗在金刚石与脆性石材的划擦作用上。而这种划擦作用在很大程度上受单颗金刚石磨粒耕犁的两侧面面积的影响。对于单颗磨粒磨削而言,磨粒耕犁两侧面面积见图7。

从图7中可以看出,磨粒的锥角会直接影响到侧面耕犁面积,其关系表达如下:

$A{}_{\text{g}}=2\frac{a^{\prime }{}_{\text{p}}(l{}_{\text{c}}/2)}{\cos (\theta /2)}=\frac{a^{\prime }{}_{\text{p}}l{}_{\text{c}}}{\cos (\theta /2)}$(1)

式中,Ag为单颗磨粒侧面耕犁面积;a′p为实际切深。

在实际加工过程中,磨床刚性系统的不足会导致实际切深小于名义切深ap。为减小此误差的影响,磨削加工的实际切深可根据磨痕长度推导出,其公式如下:

$a^{\prime }{}_{\text{p}}=r-\sqrt{r{}^2-(l{}_{\text{c}}/2){}^2}$(2)

式中,r为砂轮半径,即基体中心到磨粒尖端的距离,由测量获得。

图8是三种磨粒在相同切削速度下,磨削力与单颗磨粒侧面耕犁面积之间的关系。从图8可以看出,虽然三种磨粒的切入锥角不同,但是其磨削力与磨粒侧面耕犁面积有着良好的线性关系,其线性公式及拟合度见图8。图8中,R2表示数据点与曲线之间的拟合程度,R2越接近于1,表明数据点与曲线的重合度越高。

从图8a中可以看出,单颗磨粒的法向力与磨粒的侧面耕犁面积保持着良好的线性关系(其拟合度达0.9535)。对于同一颗磨粒而言,切削速度保持一定的情况下,随着切深的增加,单颗金刚石磨粒耕犁的两侧面面积随之增大,磨粒与工件材料之间的作用也随之增强,表现在法向力随着侧面耕犁面积的增大而增大。综合三种磨粒的结果,在相同磨削深度下,锥度角大的磨粒,其磨粒的耕犁侧面面积也大,因此其法向力也大。对于同一颗磨粒,其切向力与磨粒侧面耕犁面积保持着良好的线性关系(如图8b所示,其拟合度达0.8590),但是其拟合程度不如法向力那样高。这主要是因为,对于棱锥性磨粒则言,法向力不仅受到耕犁面积的影响,还受到切削棱边的位置以及棱边与工件夹角的影响。

图8中,另一个值得注意的是磨削力与侧面耕犁面积的拟合曲线并没有经过坐标原点(见图8中的公式),在侧面耕犁面积为零时,也有磨削力存在。这是由于脆性在出现脆性划痕前,存在着一定的塑性变形。

4.2 磨削力比的变化

磨削力比Fn/Ft表示磨削过程中磨粒压入工件材料的难易程度,与被磨材料的物理和机械性能以及磨粒的锋利程度有关。

图9是三种形状的磨粒在所有加工参数下的法向力与切向力的相互关系。从图9中可以看出,对于单颗磨粒而言,在所有加工参数情况下,法向力与切向力之间有着很好的线性对应关系,这说明在工件材料相同的情况下,可以用力的比值来评价磨粒的锋利程度。

三种磨粒的磨削力比值约为5.0～9.5。该比值小于传统普通金属的磨削力比值,与陶瓷的磨削力比值相近。但是对于不同的磨粒形状,法向力与切向力的比值的变化斜率并不相同,并且该变化斜率与磨粒的切入锥角没有表现出明显的对应关系。这是因为磨粒切向力与切入棱边的位置及切入角度有关。

5 结论

(1)单颗磨粒脆性划擦玻璃时的磨削法向力为驼峰形,但是切向力会有所波动。磨削力的曲线不沿磨痕呈对称分布,最大磨削力的位置出现在磨痕的前端。

(2)磨粒划擦实验中,顺磨与逆磨方式对磨削力的幅值及形状并没有明显影响。

(3)在磨粒形状不变的情况下,单颗磨粒的磨削力随着切深的增加而增大,随着磨削速度的增加而减小。

(4)磨粒形状对单颗磨粒的磨削力有很大的影响。随着磨粒与工件接触角度的增大,磨削力也随之增大。

(5)在相同磨削速度下,不同磨粒的磨削力与磨粒侧面耕犁面积有着良好的线性关系。

(6)单颗磨粒的法向力与切向力之间有着很好的线性对应关系。

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[9]Huang H,Yin L.Grinding Characteristics of Engi-neering Ceramics in High Speed Regime[J].Inter-national Journal of Abrasive Technology,2007,1(1):78-93.

单位磨削力 篇3

钛及其合金以其比强度高、抗腐蚀性能好、无磁性、耐热性能好、疲劳强度高等特性,在航空、航天、航海、国防、石油、化工等行业获得了广泛的应用[1,2]。然而,优异的材料性能只有在将材料加工成一定形状、尺寸和精度的产品后才能得到充分体现。钛合金是一种典型的难加工材料,在机械加工特别是磨削加工时,钛合金磨屑易粘附和堵塞砂轮,引起磨削力的增大和磨削温度的急剧升高,砂轮损耗加大;同时由于磨削温度很高,钛合金磨削表面易与空气中的氧、氮、氢等元素发生化学反应,从而使表面硬化层加厚、残余应力增大,严重降低了钛合金磨削表面的质量[3]。

针对钛合金材料的难加工性,国内外专家学者进行了大量的研究工作[3,4,5,6,7],取得了一定的成绩,但这些方法都存在各自的缺陷,并不能完全解决钛合金磨削过程中出现的种种问题。

近年来,高效深磨技术的发展与完善,为实现钛合金高效精密磨削提供了一条有效途径。高的砂轮速度可以在不降低材料去除效率的前提下减小单颗磨粒的切屑厚度,减小切屑截面积,有效磨粒的磨削力随之减小,砂轮损耗速度下降,提高了砂轮耐用度。相应地,如果保持单颗磨粒的切屑厚度不变,提高砂轮线速度就意味着可以再提高工作台进给速度,从而提高加工效率;同时,由于工作台进给速度的提高,砂轮与磨削区迅速脱离,磨削热主要传播到切屑和磨削液中,从而降低工件表面温度,可减少磨削烧伤,提高工件表面质量[8,9,10,11,12,13]。

本文选用金刚石砂轮及CBN砂轮,系统开展钛合金材料高效深磨工艺试验。

1 钛合金高效深磨工艺试验

1.1 试验材料及试样选择

试验选用TC4钛合金材料,工件尺寸为60mm×15mm×15mm,试验在60mm×15mm的表面进行。TC4钛合金材料的性能如表1所示。

1.2 试验设备

1.2.1 超高速平面磨床

试验在湖南大学国家高效磨削工程技术研究中心自主研发的超高速(314m/s)平面磨削试验台上进行。该试验台主要技术参数为:主轴功率40kW,最高转速20 000r/min,采用SBS4500动平衡系统对砂轮进行实时动平衡,不平衡量小于0.1μm;工作台驱动电机功率为5kW;冷却系统压力范围为0~25MPa,磨削过程采用水基冷却液,供液压力为8MPa。试验台如图1所示。

1.2.2 砂轮选用

试验采用超高速树脂结合剂金刚石砂轮和陶瓷结合剂CBN砂轮,其参数如表2所示。参照表3所列参数对砂轮进行修整,直至砂轮外圆跳动不大于5μm,然后采用氧化铝砂条对其进行修锐。

1.2.3 试验数据采集系统

(1)测力仪。试验采用KISTLER三相压电晶体测力仪(图2)对陶瓷磨削过程的磨削力进行测量。测力仪由三部分组成:KISTLER 9257BA型三组件内置电荷放大器的压电晶体、KISTLER 5233A1型配套的压电晶体测力仪控制器,KISTLER1500B5型连接用配套电缆。

(2)磨削力测量系统。磨削力的测量系统示意图见图3。磨削力可分为相互垂直的三个分力,即沿砂轮切向的切向磨削力Ft、沿砂轮径向的法向磨削力Fn以及沿砂轮轴向的轴向磨削力Fa,但在磨削中轴向磨削力Fa较小,所以试验中将其忽略不计,只测量法向磨削力Fn和切向磨削力Ft。

1.3 试验方案

该试验采用逆磨方式,采用4组试验方案,分别考察了不同砂轮线速度、不同工作台进给速度、不同磨削深度及同一磨除率下不同工作台进给速度和不同切深对钛合金材料磨削性能的影响。所采用的磨削参数如表4、表5所示。

2 TC4钛合金高效深磨磨削力特征及其分析

人们通常用最大未变形切屑厚度hmax或当量磨削层厚度aeq来表征磨削特征,并通过它们来描述磨削条件对磨削过程及其输出物理量的影响,从而研究其磨削机理。本文通过试验结果的分析,对每组试验中最大未变形切屑厚度hmax和当量磨削层厚度aeq对单位面积法向、切向磨削力的影响进行了研究,并在此基础上探讨了磨削力的形成机理和材料去除方式。

2.1 单位面积磨削力随hmax的变化情况及特征分析

图4、图5显示了hmax对单位面积法向磨削力F′n、单位面积切向磨削力F′t的影响情况及其趋势。可以看出,随着hmax的增大,F′n、F′t呈上升的趋势,且在hmax较小时,F′n、F′t上升的趋势较缓慢,随着hmax的进一步增大,F′n、F′t上升的趋势加快。这说明:当hmax较小时,材料的大部分以成屑的方式被去除;随着hmax的增大,成屑去除在材料去除中所占的比重减小很快;当hmax较大时,材料将主要以滑擦和耕犁的方式去除。而且hmax较大时工件磨削表面的SEM观测结果(图6)也显示出磨削表面以塑性去除沟槽(图6中的箭头1)和滑擦痕迹(图6中的箭头2)为主。

对试验所得数据进行指数函数拟合,可得两组试验中F′n随hmax变化的曲线方程分别为

F′n1=1.222e0.503hmax1 (1)

F′n2=1.402e0.581hmax2 (2)

而F′t随hmax变化的曲线方程分别为

F′t1=0.221e0.613hmax1 (3)

F′t2=0.219e0.846hmax2 (4)

由式(1)~式(4)可知试验结果与拟合公式是比较相近的,单位面积法向、切向磨削力与最大未变形切屑厚度hmax有良好对应关系,hmax是一个能表征磨削条件对单位面积磨削力影响的基本参数。

2.2 单位面积磨削力随aeq的变化情况及特征分析

图7、图8显示了当量磨削层厚度aeq对单位面积法向磨削力F′n、单位面积切向磨削力F′t的影响情况及其趋势线。可以采用三次多项式对试验结果进行拟合,其中aeq与F′n之间的关系可用下式表示:

aeq与F′t之间的关系可用下式表示:

由图7、图8可以看出,随aeq的增大,F′n、F′t呈上升的趋势,而且其上升趋势与F′n、F′t随hmax上升的趋势存在一定的对应关系,也呈现出先缓慢后加快的特点。

根据aeq的计算公式

可以看出,当量磨削层厚度aeq作为假想带状切屑的断面厚度,是一个涵盖了接触弧长和磨除体积的磨削特征量,再加上前面得出的与hmax的对应关系,都说明了其作为磨削基本参数的实际意义。

2.3 磨削力比随比磨除率Z′w及aeq的变化情况

磨削力比N是描述磨粒压入工件表面难易程度的重要物理量,它随比磨除率的变化反映了在不同的磨削效率下,砂轮对工件材料的磨削能力的变化情况。试验中N随材料的比磨除率Z′w变化的情况如图9所示。

比磨除率Z′w代表了单位时间单位砂轮宽度上磨除的材料体积,如图9所示,材料的磨削力比随着Z′w的增大呈现有规律的下降趋势。这说明随Z′w增加,切屑厚度变大,法向磨削力的增大程度总小于切向磨削力的增大程度。然而,随着Z′w的进一步增大,磨削过程中磨粒难以压入工件表面,法向磨削力增大幅度与切向磨削力增大幅度之间的差距逐渐缩小,使得N下降趋势逐步变缓。

由图9还可以看出,Z′w一定时,在不同的砂轮线速度下,磨削力比值有较大变化。可见,在同一比磨除率下砂轮线速度的变化对磨削力比有较大的影响。将砂轮线速度的作用通过当量磨削层厚度aeq来表现,可以发现磨削力比随aeq的增大也呈现与图9类似的下降趋势,如图10所示。

由此可见,当量磨削层厚度对高效深磨过程中的磨削力比有很大的影响,当量磨削层厚度越大,磨削力比越小,磨粒更容易压入材料表面,使材料发生塑性形变,通过成屑、耕犁及滑擦作用将材料去除。

3 TC4钛合金高效深磨比磨削能特征及其分析

3.1 比磨削能随hmax的变化情况及特征分析

由上文分析可知,hmax是决定磨削力的重要参数,它对比磨削能也有重要的影响。图11反映了两次试验中比磨削能es随最大未变形切屑厚度hmax变化的情况。可以看出,hmax也与es有良好的对应关系,是决定比磨削能的重要参数。随hmax的增大,es呈幂函数形式下降,并且下降趋势越来越缓慢,es逐渐趋于稳定。同时,由图11还可以看出,采用高效深磨方式,能够增大最大未变形切屑厚度hmax,从而改善磨粒的切削状态,降低磨削时的比磨削能。

两次试验结果的拟合方程分别为

3.2 比磨削能随Z′w的变化情况及特征分析

如图12所示,两组试验随比磨除率Z′w的增大,比磨削能总体趋势下降,而且下降趋势逐渐趋于缓慢。但是在相同的比磨除率下,磨削条件的不同也使得比磨削能发生变化,如砂轮线速度的改变、工作台速度和切深的改变均可以在相同的比磨除率下消耗不同的比磨削能。在切深较大和工作台速度较高的条件下,比磨削能较小,然而在这些情况下,磨粒切深大,单颗磨粒的磨削力也较大,更容易在磨削表面产生损伤,表面粗糙度也较大。

在实际应用中,通常磨削加工的要求不同。在某些情况下,希望能得到较高的比磨除率,对工件表面质量要求不高,这时磨削力就是相对次要的考虑因素,可以选择砂轮线速度较高工作台速度较大的工艺参数。若对表面质量要求较高,这时比磨削能就是相对次要的考虑因素,可以选择砂轮线速度较大切深适中的工艺参数。总之,应该权衡对目标的要求来选择合适的工艺方案。本文通过对磨削力、比磨削能随比磨除率变化情况的讨论也为工程实际应用提供了参考依据。

3.3 高效深磨过程消耗磨削功率分析

由上文分析可知,比磨削能主要反映的实际上是磨削加工过程中塑性划擦耕犁所消耗的能量,所以研究磨削过程的能量消耗有必要结合磨粒的耕犁面积进行分析。而比磨削能可由下式计算得出:

es=P/Qw (9)

式中,P为磨削过程消耗的磨削功率;Qw为磨除材料的体积。

研究比磨削能实际上就是研究去除单位体积材料所消耗的磨削功率。因此该问题可转化为分析磨削功率与耕犁面积之间的关系。这里引进两个理论计算参量:单位宽度磨削功率Pm,与单位时间单位宽度内磨粒耕犁面积Sw。其中

式中,B为磨削宽度;C0为砂轮表面磨粒的密集度;vs为砂轮线速度;lc为接触弧长;θ取磨屑底部夹角的一半。

根据式(10)、式(11)计算两组试验中Pm和Sw,可知它们的关系如图13所示。可以看出,两组试验下单位宽度磨削功率Pm,均随着单位宽度的磨粒耕犁面积Sw的增大而增大,并且显出一定的线性增长关系。

4 结论

(1)将高效深磨技术应用于钛合金材料的加工是一种切实可行的加工方法,能极大地提高钛合金材料的加工效率,降低加工成本,并能得到较好的表面质量。

(2)单位面积磨削力与hmax、aeq存在良好对应关系。随着hmax、aeq的增大,单位面积磨削力呈上升趋势,其上升过程呈先缓慢后加快的特点。随着hmax的增大,材料去除方式从成屑向滑擦和耕犁转变。

(3)材料的磨削力比N随着Z′w、aeq的增大呈现有规律的下降趋势。

(4)比磨削能es随hmax、Z′w的增大,呈下降趋势且逐渐趋于缓慢。

单位磨削力 篇4

由于缓进给磨削具有材料去除率高、容易保证工件尺寸精度的优点, 故硬质合金钻铣类切削刀具螺旋槽普遍采用缓进给磨削的方法加工。相比于普通的缓进给磨削, 螺旋槽磨削时砂轮相对于工件作非直线运动, 这不利于磨削过程的分析。同时, 缓进给磨削过程中工件的热损伤和砂轮的磨损是制约磨削效率的主要因素。硬质合金刀具螺旋槽的磨削缺陷影响硬质合金的刀具性能, 并可能导致刀具的报废。为了减少或避免热损伤的发生, 有必要对螺旋槽的缓进给磨削过程进行系统的研究。

在过去的几十年中, 研究人员主要对螺旋槽加工的数学模型和运动仿真等内容进行了研究。Sheth等[1]提出了一个可用于CAD/CAM系统的螺旋槽设计数学模型, 这个数学模型是通过计算砂轮与螺旋槽的接触线来实现的。Hsieh[2]运用坐标变换和共轭曲面的理论建立了螺旋槽设计的数学模型, 并分析了机床加工误差对螺旋槽形状精度的影响。Chen等[3]建立了磨削球头铣刀螺旋槽时获得理想法向前角的数学模型。Chen等[4]通过磨床自身的CAM系统对磨削过程进行仿真获得了砂轮靠近和离开螺旋槽的最优距离。Chiang等[5]在不需要计算联立方程的基础上仿真了螺旋槽的磨削过程。然而, 这些现有研究不能完全解决磨削加工过程中产生的磨削缺陷问题。为了获得理想刀具性能和高磨削加工效率, 有必要对螺旋槽磨削过程进行研究。磨削过程的在线监控对提高磨削加工质量有重要意义[6]。Uhlmann等[7]在铣刀螺旋槽磨削过程中, 对驱动控制系统的信号与传统的压电测力仪进行标定, 获得了磨削力的大小; Lin等[8]使用变频器和三相交流电机获得了砂轮主轴的电流, 研究了磨削铣刀螺旋槽时的砂轮性能。这两种方法都是间接测量方法, 获得的磨削过程评价参数 ( 如磨削力、主轴电流) 不够精确和全面。

本文针对整体刀具螺旋槽缓进给磨削的特点, 用砂轮离散化的方法对磨削过程中磨削力进行了分析, 基于磨削力和力矩提出了一个表征砂轮磨粒磨损特征量的磨削力比数学模型; 通过建立的测力系统获得了螺旋槽磨削整个过程的磨削力和磨削力矩并对其进行了分析; 最后, 在理论和实验的基础上, 得到了两种磨削参数下的磨削力比。

1 磨削力比数学模型

磨削力与砂轮耐用度、磨削表面粗糙度、比磨削能等均有直接关系。在普通缓进给磨削中, 通常可以通过测得的水平方向和垂直方向的磨削力来计算法向磨削力和切向磨削力。而对于螺旋槽磨削, 只能从工件处测得轴向的磨削力和力矩, 这就需要以这两个参数为基础得到适应控制螺旋槽磨削过程的评定参数。

图1 所示为使用三维CAD软件仿真螺旋槽磨削时得到的成形砂轮与工件的接触面和瞬时接触线。成形砂轮与工件的接触面是复杂的, 砂轮与工件复杂的接触面增加了磨削力的分析难度。图1 中, α 为刀具螺旋槽磨削时砂轮的设置角度。

为了分析磨削力, 将砂轮离散成单位厚度的一系列圆盘, 如图2所示, 圆盘j轮廓曲线的切线和砂轮轴线的夹角为 βj。同时, 假设砂轮参与磨削的圆盘数量为n。

单位宽度圆盘的法向磨削力在其有效直径平面内, 可以根据圆盘有效直径平面的位置确定法向磨削力的方向。而单个圆盘磨削可以看成是砂轮表面倾斜 βj角度的斜平面磨削, 图3 给出了此时单个圆盘的有效直径平面, 圆盘在此平面内是椭圆形[9]。单个圆盘的磨削也属于缓进给磨削, 在计算磨削力时, 通常假设平均磨削合力作用在砂轮与工件接触弧长上的中点处[10,11,12]。此时, 圆盘j的磨削力如图3 所示, 图中γj为法向磨削力与工件主轴垂直方向的夹角, vs为砂轮速度, Ma为轴向力矩, Fa为轴向力, vw为进给速度。法向磨削力和切向磨削力的空间方向如图4 所示。图4中工件轴线与坐标系y轴平行; P1为圆盘有效直径平面; P2为过磨削力作用点的砂轮径向平面;P3为垂直于P2且与圆盘相切平面; P4为圆盘平面。则P1与P4的夹角为 βj; P2与xz平面的夹角为 γj; P4与yz平面的夹角为α; Ft j沿P1和P2的交线方向, Fn j沿P3和P4的交线方向, 显然Ft j与Fn j成90°。

假定工件的轴向磨削力方向与工件轴向移动速度方向相同, 轴向磨削力矩方向与工件旋转速度方向相同, 如图3 所示。对于任意一个圆盘, 磨削力导致的工件轴向力和轴向力矩可表示为

式中, s1j、s2j分别为平均磨削合力作用点离工件轴线的垂直和水平距离, 如图4 所示。

由文献[13]可知, 切向磨削力和法向磨削力需由下式进行计算:

式中, P、ec、Q'、bw、μ 分别为磨削功率、比磨削能、材料去除率、磨削宽度和磨削力比。

对于单位宽度的圆盘, 切向磨削力和法向磨削力表达式可写为 ( 假定整个磨削区的磨削力比相同) :

将式 ( 6) 代入式 ( 1) 和式 ( 2) , 磨削力导致的工件轴向力和轴向力矩计算公式可写为

根据式 ( 7) 、式 ( 8) 可知, 在工件与砂轮的整个磨削区内的轴向力和力矩是所有单位圆盘轴向磨削力和力矩的和, 其表达式可分别表示为

式中, β、γ、Ft、Fn、Fa、Ma、s1和s2是对整个磨削区域而言的计算参数。

合并式 ( 9) 和式 ( 10) , 消去切向磨削力Ft, 得到变量为Ma/ Fa的 μ 函数, 其表达式为

磨削力比可反映磨粒与工件的干涉程度。从磨粒的切削微观角度分析, 磨削力的大小与切削刃的切入深度有关。当将磨粒简化为较好符合实际情况的尖端带有圆球半径为r的圆锥形时, 磨削力比 μ 随磨粒切入深度的变化规律如图5 所示[14]。其中, rb表示圆锥磨粒切削宽度。当砂轮较锐利或磨削参数改变使磨粒切入工件的深度增加时, 磨削力比增加。

当螺旋槽磨削过程稳定时, 切向磨削力和法向磨削力在磨削区的大小和方向保持不变, 则a、b、c、d为常数。由式 ( 11) 可知, μ 是以x为变量的分式函数, 决定x的Ma和Fa可以通过实验方法测量获得。因此, 磨削力比 μ 可作为硬质合金刀具螺旋槽缓进给磨削过程的评价参数。

2 磨削实验方法和条件

硬质合金刀具螺旋槽缓进给磨削实验在五轴联动数控工具磨床ANCA TX7+上进行。为了实现高效加工, 使用了磨床CAM系统来设置磨削参数。工件选用商用牌号为YL10. 2 ( 株洲硬质合金集团有限公司) , 长100 mm, 直径为10 mm的硬质合金棒料, 其化学、物理性能如表1 所示。

实验选用的磨削方式为顺磨, 磨削过程的运动方向如图3 所示, 冷却液为油基冷却液。成形砂轮最大直径为120 mm, 形状如图6 所示, 砂轮形状确保了磨削过程中不会发生干涉和边切。为了保证实验结果的可比性, 金刚石成形砂轮在每次实验前都进行了修整。实验过程中只改变磨削参数而不改变砂轮形状。为保证磨削过程的稳定, 螺旋槽磨削长度设为20 mm。磨削实验具体的参数如表2 所示, 表中砂轮磨粒粒度使用欧洲磨料磨具联盟 ( FEPA) 规定代号表示。

工具磨床的工件主轴适配器由研发的辅助夹具与测力仪相连, 如图7a所示。测力系统中的测力仪选用奇石乐公司9125A旋转式测力仪, 可测量工件轴向力和力矩, 如图7b所示。测力仪可测量的两个分量正方向与图中标示方向相反。

3 实验结果与分析

经滤波后, 典型的磨削力和力矩信号如图8所示。根据磨削力信号的变化, 磨削过程可以分为3 个阶段。在图8a、图8c中, 信号值先增大再减少的区域用r1来描述; 信号值处于最低并且保持稳定的区域用r2来描述; 信号紧挨着r2的是r3。这3 个区域通过磨削时间分别映射到图8b、图8d中的磨削力矩信号, 可以看出, 磨削力和力矩信号曲线转变点相同。从磨削力和力矩的信号变化可以清楚地得出螺旋槽磨削的3 个过程: r1是切入过程; r2是接触面积保持不变的磨削过程;r3是切出过程。

在顺磨方式下, 工件进入磨削区有两种可能[13]: 当磨削区作用在砂轮上的磨削力与砂轮速度方向相同时, 作用在工件上的磨削力方向与工件的运动方向相反, 则有阻止工件进入磨削区的趋势; 反之, 作用在工件上的磨削力则有带动工件进入磨削区的趋势。由图8a和图8c可以看出, 在区域r2工件轴向磨削力在负方向保持稳定, 工件进入磨削区主要是受砂轮的带动作用。在顺磨方式下, 确定工件进入磨削区的方式是由磨削力精确计算磨削功率的前提条件[12]。

区域r3是砂轮磨削螺旋槽尾部的过程, 磨削接触面积的快速变化, 使得磨削力和力矩出现一个振荡的变化过程。

在区域r2, 磨削接触面积保持不变, 磨削进入一个稳定阶段, 可运用上文建立的数学模型分析不同磨削参数下砂轮磨粒磨损。根据本文实验的方法和条件, 假设平均磨削合力作用点到工件轴线的垂直和水平距离为工件半径的一半, 式 ( 11) 的参数选取如下: α = 30°, β =- 5°, γ =10°, s1= 0. 0025 m, s2= 0. 0025 m。 由式 ( 11) 得出a = 0. 0316, b =- 0. 0028, c = 0. 8627, d =0. 0010。由此确定的分式函数为

由式 ( 12) 确定的分式函数分布图见图9。

由图8 可知, 当vw= 80 mm / min时, x在r2区域的平均值为- 0. 0135; 当vw= 95 mm / min时, x在r2区域的平均值为- 0. 0123。根据式 ( 12) 得到的磨削力比分别为0. 3018 和0. 3304。这个值与间接测量方法获得的磨削力比值相仿[7]。通常, 磨削力比值在0. 2 至0. 7 之间, 较小的磨削力比值表示磨削过程中磨粒较钝, 磨粒的切入深度较小, 而较大值表示磨粒较尖锐, 磨粒切入工件较深[15], 如图5 所示。进给速度使磨削力比值减小的原因主要有3 个: 第一, 工件进给速度减小, 引起未变形切屑厚度减小, 即磨粒切入深度减小; 第二, 金刚石砂轮在缓进给磨削过程中砂轮磨粒磨损平面百分比和磨粒磨损个数百分比的增加使得磨削力比 ( Ft/ Fn) 非线性变小[16,17], 工件进给速度越慢, 单位时间内磨粒磨过磨削区的次数就越多, 磨粒易产生较大的磨损平面; 第三, 砂轮的堵塞影响磨粒切入工件的深度, 造成磨削力比减小, 在较低的进给速度下, 产生的是细小的切屑, 大部分会侵嵌在砂轮孔隙里, 造成砂轮堵塞量增加[18]。所以对比80 mm/min和95 mm/min两种进给速度, 进给速度比较小的条件下磨削力比值小, 这是符合实际情况的。

4 结论

( 1) 用砂轮离散化方法分析了硬质合金刀具螺旋槽缓进给磨削力, 基于磨削力和力矩建立了一个表征砂轮磨粒磨损特征量的磨削力比数学模型。

单位磨削力 篇5

为了适应新材料的加工, 砂带磨削的应用越来越广泛, 但目前关于砂带磨削性能的研究, 仅局限于砂带的磨耗量, 锋利度, 耐用度等方面的定量分析, 没能从砂带磨削过程的动态性能方面去研究。根据实验研究分析, 磨削力直接影响砂带的磨削性能, 反映砂带的锋利度和耐用度, 构建砂带磨削力动态监控系统很有必要。

1 砂带磨削力动态监控系统的构建

1.1 砂带磨削力动态监控的组成

基于砂带磨削特点, 从评价砂带的锋利度和耐用度方面出发, 构建砂带磨削力动态监控系统, 本系统采用SDSYB50砂带磨削试验机, 磨头电机功率5.5 k W, 转速1440 r/min, 标准试件材料采用45钢, 规格尺寸为30 mm×300 mm圆棒, 砂带线速度为40 m/s, 砂带规格尺寸为1 524 mm×200 mm, 在恒定径向压力下测定砂带磨削过程的切向磨削力。砂带磨削力动态监控系统如图1所示。

磨削力动态监控系统主要有磨削力信号获取与采集模块, 信号处理运算与分析, 磨削力数据记录与显示, 信号的输出与反馈以及机械控制装置组成。其中磨削力信号的获取与采集选用S型拉压力传感器、XL2102A型动态应变仪和数据采集卡组成。信号处理运算与分析主要是利用Lab VIEW软件丰富的数据处理工具, 实现对磨削力信号的放大、低通滤波等运算, 进而获得有效的磨削力信号。

1.2 砂带磨削力信号的获取与采集

本系统数据采集模块主要由传感器、动态应变仪和数据采集卡组成。获得有效磨削力信号是数据采集的关键, 磨削力信号检测常用的方法有功率计算法、压电晶体法和电阻应变片测力法等。传感器采用DJSX-70B型拉压力传感器, 选择该种传感器时需要考虑传感器的额定载荷、输出的灵敏度、温度灵敏飘移等参数。可以进行各种同一轴线的拉压力测量以及称重测量。

Lab VIEW虚拟仪器将工业计算机与具有标准接口的测试硬件系统结合起来, 实现对测量信号进行采集、分析和处理, 信号显示与记录、信号的输出等功能。本实验采用NI公司推出的Lab VIEW编程软件组成系统的核心, 可以识别多种相应的硬件模块。

1) 本测试系统能够完成的功能。

a.数据采集。这是实验测试进行的第一步, 主要完成磨削力信号能够输入到计算机系统并能够实时显示。利用Lab VIEW进行简单程序的编写, 可以实现对不同数据采集卡进行控制, 是进行数据采集最佳的软件。

b.信号记录。对采集到的磨削力信号进行记录, 并形成一定格式的记录文件。通过在采集软件上进行简单的程序编写, 储存为一定格式的文件进行显示记录。

c.磨削力实时分析和处理。对采集的磨削力进行回放, 观察信号的动态变化, 合理调整磨削力工艺参数。利用Lab VIEW软件巨大的数据处理分析功能, 针对实验进行参数设置, 自动进行数据的处理。

动态应变仪的选择XL2102C型动态应变仪, 该仪器的性能特点是内置高精度放大器, A/D转换器, 可以对输入的磨削力信号进行放大处理, 转换成电压信号显示, 工作稳定可靠, 采用多通道组合式结构, 测量通道可任意选择, 按键自动平衡, 精确调零, 掉电后自动保持平衡值, 适合测量各种动态变化的信号。XL2102C型动态应变仪技术指标通道数为1~6, 桥路电阻为60~1 000Ω, 灵敏度 (2V) 为500 m V/100με, 输出电压±5 V, 信噪比>45 d B, 工作温度范围:-10~+40℃。

2) 数据采集卡的选型。

数据采集卡是砂带磨削监控装置于砂带磨削装置之间进行信息交换的桥梁, 在进行选择时, 主要考虑几点:

a.最大采样率。最大采样率决定了能否采集到逼真原始的信号波形, 最大采样率越大很容易采集到原始信号, 但是成本会大大增加。根据采样定理, 当采样频率2倍磨削力信号的频率时才能保持原来信号波形。在进行磨削加工实验时, 磨削力的有效频率在50 k Hz左右, 选择数据采集卡时必须保证采样频率100 k Hz。

b.采样精度。本实验要求能够采集到动态变化的磨削力信号, 输出的电压变化范围一般在几毫伏左右, 精度要求较高, 根据实验要求和成本两方面综合考虑, 数据采集卡的采样精度采用16bit较为合理。

c.通道数。是数据采集过程中一次采集信号量的大小, 根据是本实验系统要求进行磨削力测试, 通道数的选择为单通道数据采集。

d.通讯方式。目前数据采集卡的主要通信方式有USB、PCI、PXI等, 根据实验条件及采集精度要求, 采用USB通讯方式。

根据以上几点要求及实验需要, 本实验监控系统采用PCI-6221数据采集卡, 可以利用Lab VIEW软件编程直接驱动硬件设备, 使用简单, 容易操作。

利用Lab VIEW进行数据采集的流程如图2所示。

1.3 信号运算处理与分析

磨削力信号通过传感器硬件设备产生的物理量信号, 传输到动态应变仪, 通过内部的放大, 低通滤波等处理后, 转换成数字电压信号进行显示, 使传输到计算机的磨削力信号能够准确地识别和处理, 便于数据采集信号的精确测量。该部分主要由测量电路、放大回路、低通滤波回路、显示装置及供电电源组成。传输到计算机的数字信号, 通过Lab VIEW软件的巨大数据处理功能, 分析和判断磨削力的变化状态。如图3所示。

由图3数据显示结果可以看出, 在砂带磨削过程中磨削力的大小受环境条件和实验装置的影响, 在径向恒定压力为30 N, 砂带速度为50 m/s, 测得砂带磨削的切向力大小为40~90 N, 反映出了砂带磨削力的变化情况, 由于刚开始时磨粒与工件的瞬时滑擦作用和磨削工况的综合变化, 在磨削力迅速达到90 N, 在以后的加工过程中磨粒不断被磨损, 进入正常磨损阶段, 砂带磨削力趋于稳定, 由于加工环境条件的限制, 会使磨削力的大小在稳定值上下浮动, 通过不同时间记录磨削力的大小直接反映了砂带的耐用度和锋利度。

1.4 磨削力信号的分析和识别

经过数据采集过程转换得到的磨削力电压信号, 通过数据采集卡对磨削力信号进行采集, 通过单通道单任务输入方式, 进一步进行数据传输到达转换应变计模块, 可以准确地进行应变与力之间的数据转换, 进而通过前面板显示窗口表达出磨削力的动态变化, 接下来是对磨削力信号利用Lab VIEW编程软件强大的识别, 控制和分析功能, 丰富的数据表达格式, 进行数据的综合处理, 实现砂带磨削力动态过程的监控与调整。对信号的运算过程采用了数字滤波工具及其他运算处理模块, 建立砂带磨削力与磨削性能之间的函数关系, 使监控系统在磨削阶段不同时刻可以自动监控砂带磨削状态的变化, 并准确加以识别判断。

2 结论

本文主要论述了利用Lab VIEW图形化编程语言进行砂带磨削力测试系统的构建和测试过程, 可以很好地反应砂带磨削性能的变化, 并且分析了磨削力的监控过程, 针对砂带磨削力的测量方法采用S型压力传感器, 并结合磨削力测试硬件与软件的合理组合, 实现砂带磨削力的在线检测。该检测系统经过试验验证, 并在磨削实验平台上运行, 可以通过检测砂带磨削力的变化, 指导现实生产中砂带的生产和使用, 对延长砂带的使用寿命和提高工作效率具有重要的指导意义。

摘要：目前砂带的需求量越来越大, 砂带的磨削性能是评价砂带优劣的主要因素, 而磨削力是评价砂带磨削性能的重要指标。以SDSYB50砂带磨削试验机为硬件平台, 构建砂带磨削力动态监控系统, 实现磨削力信号的获取、采集、分析和识别、输出等, 并利用LabVIEW软件对砂带的磨削状态进行监控, 对砂带的锋利度和耐用度作出评价, 为生产和使用砂带的选择提供科学依据。

关键词：砂带磨削,磨削力,动态监控,LabVIEW

参考文献

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[6]张民, 徐迅.用LabVIEW和数据采集卡实现信号检测[M].北京:北方交通大学, 2000:79-80.

单位磨削力 篇6

碳纤维增强碳化硅基(C/SiC)复合材料具有优良的力学性能以及突出的耐高温、耐磨、轻质等特性[1,2],使用温度可达到1650℃,密度为1.7~2.5g/cm3,断裂韧性可达25MPa·m1/2[3],在国防和航空航天等高新技术领域具有广阔的应用前景[4,5,6]。例如,C/SiC复合材料在NASA X系列(X-37、X-38)航天试验机刹车片、襟翼等部件上的应用明显降低了机身重量,提高了部件的性能[7]。

C/SiC复合材料构件制备方法主要有粉料烧结法、熔体浸渗法、化学气相渗透法等[8]。虽然C/SiC复合材料多数采用了近净成形的制备方法,但为了满足装配及使用要求,C/SiC复合材料构件一般需经过机械加工,以达到零部件的尺寸形状精度和表面质量要求[9,10]。根据C/SiC复合材料构件不同的应用场合,其主要加工形式为型面加工(如望远镜的反射镜基面、超轻质扫描反射镜等)[11,12]和孔加工(如飞行器襟翼、刹车片等)[13]。Weinert等[14]分别采用连续刃工具、金刚石工具对C/SiC复合材料进行了加工试验,发现连续刃工具在加工初始即出现了严重的磨损;而金刚石工具在相同材料去除率下呈线性磨损特性,工具寿命相对较高。因此对于C/SiC复合材料加工而言,磨削加工方式是一种有效的加工手段。总体而言, C/SiC复合材料是一种典型难加工材料,与其制备工艺相比,其加工技术的研究较少,仍处于探索阶段。

材料组织特点对材料加工过程及加工表面质量具有重要的影响。C/SiC复合材料具有二维或三维编织结构,SiC基体分布于纤维束中,且材料内部往往具有较大的孔隙率,与传统材料差异显著。目前有关C/SiC复合材料组织特点对其加工过程及加工质量影响的研究尚未见报道。本文采用粒度为320目的树脂结合剂金刚石砂轮对C/SiC复合材料进行了磨削加工试验,对工件磨削表面微观形貌、表面粗糙度、磨削力进行了观察与测量,并分析了C/SiC复合材料组织特点对其磨削力与加工表面质量的影响。

1 试验

1.1 试验材料

试验材料为C/SiC复合材料及无压烧结SiC陶瓷。选取的C/SiC复合材料为三维编织结构,其微观结构形貌如图1所示,具体组成包括碳纤维(T300,碳纤维体积分数φC=50%,纤维束间呈一定角度编织)、SiC基体及少量的孔隙。孔隙主要包括两大类:纤维束内部孔隙(纤维间)及纤维束间孔隙(图2),其中,前者尺寸可达到微米级,后者为亚毫米级[8],选取的无压烧结SiC陶瓷中SiC质量分数wSiC≥98%,孔隙率小于2%。

C/SiC复合材料及SiC陶瓷材料部分力学性能参数如表1所示。C/SiC复合材料及SiC陶瓷磨削试样尺寸分别为15mm×8mm×4mm,30mm×8mm×10mm。

(a)纤维间孔隙 (b)纤维束间孔隙

1.2 磨削条件

磨削试验在HZ-Y150精密卧轴矩台平面磨床上进行。选用树脂结合剂金刚石砂轮,其尺寸为150mm×9mm×32mm。金刚石粒度为320目,磨料层厚度为5mm,磨料浓度为75%。

磨削时砂轮线速度vs为24m/s;磨削深度ap取为5,10,15,20μm;工件进给速度vw分别取为4,6,8,10m/min。冷却液采用水基乳化液,体积分数为4%。

1.3 检测方法

检测内容包括磨削力测量、磨削加工表面粗糙度测量及磨削加工表面微观形貌观察。

采用KISTLER9272三向压电晶体测力仪对磨削力进行测量,磨削力测量系统构成如图3所示。获取的C/SiC复合材料及SiC陶瓷典型磨削力信号如图4所示。其中,Fn代表法向磨削力,Ft代表切向磨削力。磨削力的实际值计算时采用各信号的净增值的平均值,即图4中各磨削力信号a段的平均值减去相应信号b段的平均值。

1.Fn(SiC) 2.Fn(C/SiC) 3.Ft(SiC) 4.Ft(C/SiC)

采用Mahr M1便携式粗糙度仪对工件磨削加工表面粗糙度进行测量,测量方向垂直于磨削进给速度方向。本文中磨削试样表面粗糙度值均为重复测量六次取平均值获得。

采用Hitachi S-3400N Ⅱ型扫描电镜对工件磨削加工表面微观形貌进行观测,观测前试样表面进行喷金处理。

2 试验结果与讨论

2.1 磨削力

图5所示为砂轮线速度vs=24m/s、工件进给速度vw=5m/min条件下单位宽度磨削力随磨削深度的变化趋势。由图5a、图5b分别可知,C/SiC复合材料及SiC陶瓷单位宽度法向力及单位宽度切向力均随磨削深度的增大而增大,而与SiC陶瓷相比,C/SiC复合材料单位宽度磨削力变化趋势相对较为平缓。

(b)单位宽度切向力 1.SiC 2.C/SiC

图6所示为两种材料在不同工件进给速度条件下单位宽度磨削力的变化规律。由图6a、图6b可知,随进给速度增大,单位宽度磨削力亦随之增大,与C/SiC复合材料相比,SiC陶瓷单位宽度磨削力随进给速度的增大,其增大趋势更为明显。

(b)单位宽度切向力 1.SiC 2.C/SiC

由图5、图6可知,在相同磨削工艺条件下,SiC材料单位宽度磨削力远大于C/SiC复合材料单位宽度磨削力。这是由于C/SiC复合材料与SiC陶瓷材料组织的差异导致的。C/SiC复合材料组分包括碳纤维、SiC基体及少量的孔隙,材料致密性较差,抗弯强度为194MPa,基体相维氏硬度值为9.8GPa;而SiC陶瓷采用无压烧结工艺制备,纯度达到98%,Si含量及孔隙率极低,抗弯强度达到400MPa,维氏硬度值高达27.8GPa,均明显高于C/SiC复合材料。较优的力学性能及致密的微观组织结构决定了SiC磨削过程中磨粒切入难度更大[15],从而导致其磨削力远远大于三维C/SiC复合材料的磨削力。

2.2 磨削加工表面微观形貌

图7所示为C/SiC复合材料在砂轮线速度vs=24m/s,工件进给速度vw=5m/min,不同磨削深度条件下磨削加工表面的典型微观形貌。由图7可看出,C/SiC复合材料磨削加工表面有以下特征:在碳纤维与SiC基体两相交界处有微裂纹产生(图7a、图7b);碳纤维以脆性断裂方式去除,呈现出大面积层状脆断剥落特征(图7c、图7d),同时伴有纤维拔出现象(图7e、图7f)。对比图7a、7c、7e与图7b、图7d、图7f可知,随磨削深度的增加,

(e)碳纤维拔出,ap=10μm (f)碳纤维拔出,ap=20μm

C/SiC复合材料的去除方式没有发生变化,碳纤维层状断裂与裂纹尺寸也没有明显变化,表明在实验条件范围内磨削深度对C/SiC复合材料去除方式及脆性断裂尺寸没有明显的影响。

C/SiC复合材料表层的去除过程如图8所示,其中图8a为原始状态。在磨削力作用下,表层材料受到剪应力与拉应力的综合作用而产生裂纹。为便于讨论,图8中以拉应力表示促进裂纹产生与扩展的动力。在C/SiC复合材料中,SiC基体的脆性大于碳纤维。在拉应力作用下,SiC基体首先出现裂纹并沿垂直于纤维/基体界面的方向扩展,到达界面时,裂纹暂时被阻止(图8b);纤维/基体界面结合较弱处(孔隙等组织缺陷的存在所致),在基体剪切和纤维、基体的非同步横向收缩作用下,裂纹重新开始扩展,裂纹尺寸增大(图8c);随着裂纹的进一步扩展,部分纤维在抗拉强度较低处也开始出现断裂(图8d);最终,纤维出现大规模层状断裂,且部分纤维断头克服界面摩擦阻力从基体中拔出(图8e)[16]。因此,C/SiC复合材料组织特点决定了其磨削加工表面存在两相交界处微裂纹、纤维层状脆断、纤维拔出的表面形态特点。

(d)裂纹扩展,纤维少量断裂 (e)纤维断裂及拔出

2.3 表面粗糙度

图9所示为C/SiC复合材料及SiC陶瓷在不同磨削工艺参数条件下磨削加工表面粗糙度。其中,图9a为砂轮线速度vs=24m/s、工件进给速度vw=5m/min条件下,表面粗糙度值与磨削深度的关系。可以看出,在试验参数范围内、磨削深度对表面粗糙度值并无太大影响。图9b为两种材料在砂轮线速度vs=24m/s、磨削深度ap=10μm及不同工件进给速度条件下的表面粗糙度值。由图可知,在试验参数范围内,工件进给速度对表面粗糙度值同样影响不大。C/SiC复合材料表面粗糙度值随工件进给速度增大而略有增大,但是变化范围很小。

另外,由图9可知,在相同的试验条件下,C/SiC复合材料表面粗糙度值总是明显大于SiC陶瓷的表面粗糙度值。这是因为,C/SiC复合材料磨削加工时表层材料以纤维层状脆断剥落、纤维拔出的方式实现去除,造成了更大的已加工表面的起伏变化。另一方面,C/SiC复合材料制备后碳纤维间与碳纤维束内部均存在孔隙,其中部分孔隙尺寸可达到亚毫米级。经磨削加工后C/SiC复合材料内部孔隙出露(图2),使得其表面粗糙度进一步增大。

(b)vs=24m/s,ap=10μm 1.SiC 2.C/SiC

3 结论

(1)相同磨削工艺参数下C/SiC复合材料单位宽度磨削力明显小于SiC陶瓷单位宽度磨削力。在试验工艺参数范围内,C/SiC复合材料单位宽度法向磨削力在2.7~8.1N之间,单位宽度切向磨削力在0.22~0.73N之间,仅约为SiC陶瓷的35%~76%。

(2)C/SiC复合材料中碳纤维及SiC基体在磨削加工过程中均以脆性断裂的方式实现材料去除,其中碳纤维呈现层状脆断剥落的特点,同时伴有碳纤维拔出现象;碳纤维与SiC基体两相交界处在磨削过程的非同步去除导致了微裂纹的产生。

(3)相同磨削工艺参数下C/SiC复合材料磨削加工表面粗糙度远大于SiC陶瓷磨削加工表面粗糙度。在试验工艺参数范围内,C/SiC复合材料磨削加工表面粗糙度Ra为0.8~1.0μm,SiC陶瓷材料磨削加工表面粗糙度Ra为0.2~0.3μm。

(4)在试验参数范围内,C/SiC复合材料的材料去除形式、表面粗糙度均没有明显变化;磨削力虽有一定程度的增大,但增大趋势较为平缓,因此实际加工时可在一定参数范围内采用较大的磨削用量,以追求较高的加工效率。