劉占瑞 李長(zhǎng)河

（青島理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，山東青島 266033）

隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展，陶瓷材料以其高強(qiáng)度、高硬度、高化學(xué)穩(wěn)定性、低膨脹系數(shù)和耐磨損性能被廣泛應(yīng)用在機(jī)械、冶金、化工、能源以及生物工程等領(lǐng)域［1］。由于陶瓷材料的特殊物理化學(xué)性能決定了其加工難度，針對(duì)陶瓷材料的加工設(shè)備以及刀具必須具有更高的硬度，這樣才能實(shí)現(xiàn)陶瓷材料的加工。

由于工程陶瓷材料的硬脆性能，與金屬材料完全不同的性質(zhì)，難以用常規(guī)的金屬切削方法加工；并且大多數(shù)陶瓷又是電的不良導(dǎo)體，一般也不適用于電火花加工等電加工方法，這使得陶瓷材料的加工受到了很大的限制，阻礙了陶瓷材料的廣泛應(yīng)用。陶瓷材料的加工方式主要分為機(jī)械加工、電加工、復(fù)合加工、化學(xué)加工、高能束加工以及輔助能量法加工［2］。機(jī)械加工包括磨削加工、拋光加工、研磨加工、珩磨加工等；特種加工包括激光加工、電火花加工、超聲加工、水切割加工以及加熱輔助加工等。

超聲加工是20世紀(jì)60年代英國(guó)Hawell原子能研究中心提出超聲旋轉(zhuǎn)加工法，后來(lái)美國(guó)、前蘇聯(lián)等國(guó)都相繼開展了這方面的研究。20世紀(jì)80年代初美國(guó)Branson公司研制成功的UMT5型加工機(jī)是功能比較齊全，性能優(yōu)越的先進(jìn)代表。1996年天津大學(xué)研制的陶瓷小孔超聲波磨削加工機(jī)床，采用了無(wú)冷卻壓電陶瓷換能器，與普通的超聲加工相比，效率可提高500倍。ELID磨削是一種在加工過(guò)程中使用電解修整砂輪和常規(guī)機(jī)械磨削相結(jié)合的新型磨削方法。1987年該技術(shù)首先由日本物理化學(xué)研究所的Hitoshiohmori等人提出，他們采用微細(xì)磨粒鑄鐵纖維基結(jié)合劑金剛石砂輪，對(duì)硅片進(jìn)行精密加工；采用普通機(jī)床在磨削過(guò)程中進(jìn)行砂輪在線修整，實(shí)現(xiàn)硅片的鏡面磨削［3］。

陶瓷材料的加工，磨削功率較大，去除單位體積的材料需要消耗很高的能量，這些能量除少量傳遞給周圍介質(zhì)外，絕大部分都傳入工件中。由于陶瓷材料的導(dǎo)熱系數(shù)較小，所以這些能量難以向工件的深度傳遞，造成了工件表面的能量聚集，形成表面局部高溫。過(guò)高的溫度會(huì)導(dǎo)致陶瓷材料的表面燒傷、工件表面產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力、從而降低疲勞強(qiáng)度、降低工件尺寸精度和形狀精度［4］。

氧化鋯是一種具有高熔點(diǎn)、高沸點(diǎn)、導(dǎo)熱系數(shù)小、耐磨性好，抗腐蝕性能優(yōu)良的無(wú)機(jī)非金屬材料，已廣泛用于制造結(jié)構(gòu)陶瓷、功能陶瓷、壓電陶瓷、電子陶瓷、生物陶瓷、高溫光學(xué)組件、磁流體發(fā)電機(jī)等高科技產(chǎn)品，是21世紀(jì)最有發(fā)展前途的功能材料之一。氧化鋯陶瓷材料以其極佳的生物相容性、耐磨損耐腐蝕性和美學(xué)性能成為理想的醫(yī)用修復(fù)材料，廣泛應(yīng)用于口腔修復(fù)及生物關(guān)節(jié)制造。但其固有的脆性限制了其臨床應(yīng)用，隨著科技的發(fā)展特別是納米技術(shù)的進(jìn)步，納米陶瓷被認(rèn)為是解決陶瓷脆性的最有效途徑。

納米陶瓷相對(duì)普通陶瓷來(lái)說(shuō)，其斷裂韌性有了很大的提高，對(duì)材料的顯微塑性去除機(jī)理提供了有力的保證。目前針對(duì)納米陶瓷的磨削加工研究報(bào)道還不是很多，其加工的機(jī)理以及表面的完整性有待于進(jìn)一步深入的探索研究。本文利用ANSYS有限元分析軟件針對(duì)納米氧化鋯陶瓷的磨削溫度進(jìn)行了仿真分析，并對(duì)不同磨削工況下的溫度場(chǎng)進(jìn)行了對(duì)比，討論了磨削參數(shù)對(duì)磨削溫度的影響。

1 納米氧化鋯陶瓷磨削加工傳熱模型

關(guān)于陶瓷材料磨削溫度場(chǎng)的研究一般都是采用理論與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式。自1942年，Jaeger建立經(jīng)典的移動(dòng)熱源模型以來(lái)［5］，很多學(xué)者在此基礎(chǔ)之上逐步將熱源模型加以完善，使磨削加工的理論研究與實(shí)際加工相吻合。1952年，Outwater和Shaw實(shí)現(xiàn)了熱源帶在工件表面的移動(dòng)模型，并假設(shè)磨削熱主要產(chǎn)生在剪切面上［6］。1988年，Lavine建立了能量分配模型與微量熱分析相結(jié)合，他將砂輪和冷卻液看做一個(gè)整體在工件的表面上移動(dòng)，通過(guò)工件表面的溫度來(lái)計(jì)算磨削弧區(qū)的能量分配以及對(duì)流換熱系數(shù)［7］。

1.1 磨削溫度場(chǎng)模型

磨削加工中砂輪磨粒與工件之間的相互作用是非常復(fù)雜的，難以精確地測(cè)量和分析每一顆磨粒受力以及熱量的分散情況。針對(duì)磨削溫度場(chǎng)的研究通常采用的方法：有限元法（FEM）和有限差分法（FDM）。它們均是將磨削加工的過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化，將工件視為半無(wú)限大且各表面絕熱的邊界條件，來(lái)研究瞬態(tài)的傳熱問(wèn)題。

本文采用有限元分析的方法來(lái)研究納米氧化鋯陶瓷的磨削溫度場(chǎng)分布情況。對(duì)陶瓷材料進(jìn)行精密加工時(shí)，一般切深較小，故熱流密度可視為均勻分布的帶狀熱源，磨削溫度場(chǎng)簡(jiǎn)化模型見(jiàn)圖1。

傳熱學(xué)的基本理論可以將工件的溫度場(chǎng)分布簡(jiǎn)化成三維傳熱問(wèn)題［8］：磨削弧區(qū)瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程為

此方程即為常物性無(wú)內(nèi)熱源的三維瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程。式（1）中，等號(hào)左邊為傳入微元體的總熱量，右邊為微元體升溫需要的熱量。其中：T為物體的瞬態(tài)溫度；t為過(guò)程進(jìn)行的時(shí)間；k為材料的導(dǎo)熱系數(shù)；!為材料的密度；c為材料的定壓比熱。

確定邊界條件和初始條件。磨削表面的邊界條件由移動(dòng)熱源位置決定，其他表面為絕熱邊界。由于采用的材料為納米氧化鋯陶瓷，導(dǎo)熱性能較差，故工件與周圍空氣之間熱交換可以忽略不計(jì)，即工件所有表面的對(duì)流換熱系數(shù)均為零。初始條件設(shè)定T=20℃。

1.2 傳入工件熱流分配比率

磨削熱產(chǎn)生的基本原理就是磨削過(guò)程中，在砂輪表面分布著一些不規(guī)則磨粒與工件表面發(fā)生滑擦、耕犁、切削，在整個(gè)過(guò)程中，產(chǎn)生很高的能量。設(shè)生成的總熱量熱流密度為qt，這部分熱量除少量傳入碎屑、磨削冷卻液以外，絕大部分按一定的比例傳入工件和砂輪中。設(shè)傳入工件的能量熱流密度為qw。其中：

式中：Ft為切向磨削力；Vs為砂輪線速度；lg為磨削弧區(qū)的弧長(zhǎng)；b為砂輪的寬度；Rw為總熱量傳入工件中的比例系數(shù)。

磨削加工氧化鋯陶瓷的過(guò)程中，砂輪表面的磨粒分布沒(méi)有任何的規(guī)律，很難完成針對(duì)單粒磨粒的磨削力的分析和計(jì)算。眾多國(guó)內(nèi)外學(xué)者建立了磨削力的理論模型，來(lái)揭示整個(gè)陶瓷的磨削加工過(guò)程。西北工業(yè)大學(xué)的任敬心教授針對(duì)磨削工藝參數(shù)建立氧化鋯陶瓷磨削的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式如下［1］：

根據(jù)Hahn提出的單顆磨粒在工件表面滑動(dòng)的分配模型，可以計(jì)算出磨粒的對(duì)流換熱系數(shù)。該模型與考慮熱量流入磨屑和磨削液的分析無(wú)關(guān)［9］，根據(jù)Hahn提出的模型可計(jì)算Rw為

式中：kg為磨粒的導(dǎo)熱系數(shù)；r0為磨粒的有效接觸半徑（r0=15!m，該值是典型磨粒的有效接觸半徑值）；（kρc）w0.5為工件材料的接觸系數(shù)。從磨削熱的產(chǎn)生效應(yīng)來(lái)看，在磨削區(qū)的每一顆磨粒都可以看做一個(gè)持續(xù)發(fā)出熱量的點(diǎn)熱源，而整個(gè)磨削區(qū)的磨粒綜合又可以看做是一個(gè)持續(xù)發(fā)熱的面熱源。工件溫度上升就是這些熱源在工件中傳遞能量的結(jié)果。

2 納米氧化鋯陶瓷的物理性能

納米氧化鋯陶瓷的物理性能不同于傳統(tǒng)的陶瓷材料，在硬度以及密度等方面都有很大的改善，尤其是其斷裂韌性有很大的提高。具體物理性能見(jiàn)表1。

表1 ZrO2的物理性能參數(shù)

根據(jù)表1可發(fā)現(xiàn)，納米陶瓷材料相對(duì)于普通的結(jié)構(gòu)陶瓷料來(lái)說(shuō)，許多物理性能都發(fā)生了改變。普通ZrO2材料的維氏硬度一般在1 500 HV左右，而且斷裂韌性很低，在加工的過(guò)程中易斷裂或產(chǎn)生裂紋。而納米氧化鋯陶瓷的硬度能夠達(dá)到1750 HV以上，提高了約20%。硬度提高但是其斷裂韌性也相應(yīng)的提高了，能夠達(dá)到12 MPa·以上，韌性的提高使得材料的去除方式發(fā)生了很大的轉(zhuǎn)變，為陶瓷材料的韌性去除提供了有力的保障。

3 溫度場(chǎng)有限元仿真

在陶瓷材料的精密磨削加工過(guò)程中，由于切深較小，因此可以將已加工表面和未加工表面看做一個(gè)平面，建立三維工件模型。然后將模型劃分為有限個(gè)獨(dú)立的單元體，對(duì)單元體定義材料的屬性，加載移動(dòng)的載荷，最后進(jìn)行方程計(jì)算和結(jié)果的分析。

3.1 建立有限元模型

如何建立一個(gè)符合實(shí)際的有限元模型是ANSYS有限元分析成功的關(guān)鍵一步。如果模型建立的不好會(huì)直接導(dǎo)致計(jì)算的失敗或失真，對(duì)于后期實(shí)驗(yàn)根本沒(méi)有任何的指導(dǎo)意義。因此建立有效的幾何模型必須結(jié)合實(shí)際實(shí)驗(yàn)工況。為防止模型劃分有限元網(wǎng)格后數(shù)據(jù)的運(yùn)算量過(guò)大，在保證仿真計(jì)算精度的前提下，本模型尺寸為長(zhǎng)8 mm，寬2 mm，高1 mm。

3.2 劃分網(wǎng)格

在有限元分析中，網(wǎng)格劃分精度直接影響著計(jì)算精度，網(wǎng)格劃分的越細(xì)，計(jì)算的精度就越高，但是同時(shí)會(huì)花費(fèi)大量的時(shí)間。所以說(shuō)在選擇網(wǎng)格尺寸的時(shí)候，既要考慮精度的要求，又要考慮計(jì)算效率的問(wèn)題。由于陶瓷材料的熱傳導(dǎo)率很小，并且砂輪在工件表面移動(dòng)的速度很快，可視為快速移動(dòng)熱源問(wèn)題。在工件表面與砂輪接觸的區(qū)域時(shí)間非常的短暫，所以說(shuō)，如果網(wǎng)格劃分的過(guò)大，那么就會(huì)導(dǎo)致很大的計(jì)算誤差。因此，本模型中網(wǎng)格的尺寸選為0.1 mm用來(lái)滿足精度的需要。

3.3 模型加載

（1）時(shí)間步長(zhǎng)的確定

為了表達(dá)在瞬態(tài)熱分析中隨時(shí)間變化的載荷，首先必須將載荷—時(shí)間曲線分為載荷步。載荷—時(shí)間曲線中的每一個(gè)拐點(diǎn)即為一個(gè)載荷步。對(duì)于每一個(gè)載荷步，必須定義載荷值和時(shí)間值，同時(shí)規(guī)定其為漸變載荷還是階躍載荷。并且在非線性分析中，計(jì)算出每一個(gè)載荷步需要多個(gè)子步來(lái)完成。時(shí)間步長(zhǎng)的大小關(guān)系到計(jì)算的精度。一般，步長(zhǎng)越小，計(jì)算精度越高，同時(shí)計(jì)算時(shí)間越長(zhǎng)。根據(jù)熱傳導(dǎo)的原理，可以估算初始時(shí)間步長(zhǎng)：

式中：δ2為沿?zé)崃鞣较驘崽荻茸畲筇幍膯卧L(zhǎng)度；α為導(dǎo)溫系數(shù)（α =κ/ρc）。

在本模型的加載過(guò)程中，根據(jù)工件長(zhǎng)度L以及磨削弧區(qū)的長(zhǎng)度lg來(lái)劃分步長(zhǎng)，整個(gè)磨削載荷加載次數(shù)N=L/lg，可以計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為T=L/（N·Vw）。

（2）移動(dòng)載荷的加載

熱源的移動(dòng)利用ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語(yǔ)言APDL編寫子程序，依次讀取所要加載表面的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，利用ANSYS數(shù)組和函數(shù)功能，定義相應(yīng)節(jié)點(diǎn)位置的面載荷值，然后通過(guò)循環(huán)語(yǔ)句在節(jié)點(diǎn)上施加面載荷。具體的做法是：沿被磨削件的磨削方向?qū)㈤L(zhǎng)度L劃分為10段，并將各段的后點(diǎn)作為熱源中心加載熱流密度，每段加載后進(jìn)行計(jì)算，每個(gè)載荷的加載時(shí)間為0.02 s。當(dāng)進(jìn)行下一段的加載計(jì)算時(shí)，必須消除上一段所施加的熱流密度，而且上一次加載計(jì)算的溫度值將作為下一段加載的初始值。如此依次循環(huán)，即可模擬熱源的移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)磨削區(qū)瞬態(tài)溫度場(chǎng)的計(jì)算（圖2）［11］。

3.4 結(jié)果分析與討論

3.4.1 磨削區(qū)溫度場(chǎng)熱像圖

利用通用后處理器（POST1）對(duì)上述模型進(jìn)行分析，以磨削工藝參數(shù)為：Vs=30 m/s；Vw=3 m/min；ap=0.005 mm實(shí)驗(yàn)組的仿真數(shù)據(jù)為例，取第5載荷步的溫度場(chǎng)分布為例，如圖3所示。

3.4.2 模型上任意點(diǎn)隨時(shí)間的變化

（1）沿砂輪運(yùn)動(dòng)方向工件溫度變化

磨削加工的過(guò)程中，磨粒與工件材料之間的相互作用使得材料得以去除。砂輪與工件的接觸是隨時(shí)間變化的，在砂輪的表面只有當(dāng)砂輪與工件接觸時(shí)，相互之間才會(huì)有熱量的傳遞，而在其它時(shí)間，材料與周圍的環(huán)境介質(zhì)之間發(fā)生熱量交換（當(dāng)工件的溫度較高時(shí)）。砂輪與工件的接觸時(shí)間非常短暫，只有0.02 s左右的時(shí)間。在模型中，就是設(shè)置每一個(gè)步長(zhǎng)時(shí)間為0.02 s，在這個(gè)時(shí)間內(nèi)，砂輪在工件表面的移動(dòng)距離就剛好等于一個(gè)磨削弧區(qū)的長(zhǎng)度。在每一個(gè)磨削弧區(qū)內(nèi)取一節(jié)點(diǎn)，觀察其溫度的變化規(guī)律（圖4）。

在理想狀態(tài)下的仿真模擬過(guò)程中，這10條線的峰值呈波浪線依次向前推進(jìn)，跟砂輪與工件的接觸情況相吻合。每一條曲線的峰值即表示砂輪與工件的接觸剛好到達(dá)這一節(jié)點(diǎn)，此時(shí)溫度最高。曲線達(dá)到峰值以后，溫度會(huì)急劇的下降，是由于磨削介質(zhì)的冷卻作用，使得工件表面的能量迅速地?cái)U(kuò)散，最終趨于穩(wěn)定。以TEMP-5為例（圖4中左邊數(shù)第3條線），由該曲線的溫度變化規(guī)律，可見(jiàn)此節(jié)點(diǎn)在t=0.05 s時(shí)，溫度開始上升（由于材料之間的熱傳遞），在t=0.06 s時(shí)，溫度達(dá)到峰值560℃，然后溫度下降在t=0.15 s時(shí)趨于穩(wěn)定，此時(shí)溫度值大約在120℃左右。

（2）Z方向溫度的變化

在Z方向（工件厚度方向）的溫度分布主要跟熱流密度以及材料的導(dǎo)熱系數(shù)有關(guān)。在砂輪的正下方的工件溫度呈直線下降趨勢(shì)，而且熱流密度非常大。沿工件厚度方向，每隔0.1 mm，取一節(jié)點(diǎn)，觀察每一個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化。

如圖5所示，Z=0 mm即為磨削區(qū)工件表面的溫度，此時(shí)T=560℃，位于Z=0.1 mm的節(jié)點(diǎn)溫度只有270℃左右，當(dāng)Z=0.2 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)的溫度逐漸下降至T=160℃，達(dá)到熱穩(wěn)定狀態(tài)。另外當(dāng)Z＞0.5 mm且Z＜1.0 mm時(shí)，曲線接近于重合狀態(tài)，而且溫度值在50℃左右，表示工件表面的熱流密度對(duì)這個(gè)深度的材料溫升影響很小。當(dāng)Z＞1.0 mm時(shí)，陶瓷材料的溫度基本與環(huán)境溫度沒(méi)有差異。因此，陶瓷材料的磨削溫度對(duì)工件表面的溫升影響最大。由工件溫度場(chǎng)的等溫線分布情況可以發(fā)現(xiàn)，砂輪與工件的前緣接觸區(qū)的溫度梯度大于砂輪后緣的溫度梯度?？赡苁怯捎谠谏拜喌那熬壊课坏哪チＥc工件的接觸摩擦，在磨粒的頂部聚集了較高的能量，所以導(dǎo)致在砂輪前緣部位與工件接觸時(shí)，熱流密度大，溫度升高，產(chǎn)生很大的熱流梯度。

3.4.3 磨削參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響

在磨削加工的過(guò)程中，磨削工藝參數(shù)以及磨削介質(zhì)對(duì)磨削溫度場(chǎng)的分布有很大的影響。根據(jù)磨削工藝參數(shù)的變化，來(lái)研究磨削比能與磨削溫度的關(guān)系，尋求納米氧化鋯陶瓷的韌性去除的臨界磨削參數(shù)。

（1）切深對(duì)溫度場(chǎng)的影響

保持砂輪線速度Vs=30 m/s、工件橫向移動(dòng)的速度Vw=6 m/min不變，采用相同的冷卻潤(rùn)滑方式。通過(guò)改變磨削深度，分別取磨削深度為1!m、3!m、6!m、10!m，利用ANSYS分析軟件對(duì)其進(jìn)行分析，得到每一個(gè)工況下的工件達(dá)到的最高溫度Tmax。在三維模型中，在工件的表面上X=2.0 mm處，任取一點(diǎn)P20，分析其溫度變化。即第20個(gè)單元體的溫度變化情況，如圖6所示。

在磨削深度為10!m的工況下，其峰值溫度最高，隨著切深逐漸減小，溫度變化的曲線趨于平緩?？梢?jiàn)，磨削深度對(duì)磨削弧區(qū)最高溫度的影響很大，切深越大溫度越高。因此在實(shí)際的磨削加工中，為了有效控制磨削弧區(qū)的溫度，避免工件表面因?yàn)闇囟冗^(guò)高而發(fā)生熱損傷，需要給出合適的磨削深度，以求得到更好的表面形貌。

（2）砂輪線速度的影響

采用相同的磨削深度和工件移動(dòng)速度，變化砂輪的線速度，得到不同工況下工件的最高溫度。采用磨削深度ap=5!m，工件移動(dòng)速度Vw=6 m/min，經(jīng)過(guò)大量的仿真實(shí)驗(yàn)分析得到以下數(shù)據(jù)，如圖7所示。

由圖可見(jiàn)，隨著砂輪線速度的提高，磨削弧區(qū)的最高溫度是逐漸下降的。當(dāng)Vs=20 m/s時(shí)溫度最高，工件的表面溫度可以達(dá)到620℃；當(dāng)Vs=50 m/s時(shí)，工件表面的峰值溫度只有280℃，差異很大。隨著砂輪線速度的提高，砂輪表面實(shí)際參與材料去除的磨粒數(shù)增加，導(dǎo)致單顆磨粒的平均受力減小，因此產(chǎn)生的熱量會(huì)相應(yīng)的減小，并且表面粗糙度值也會(huì)相應(yīng)的減小。所以在工程實(shí)際的應(yīng)用中，通常采用較高砂輪線速度加工的零件表面質(zhì)量較好。

（3）工件進(jìn)給速度的影響

工件進(jìn)給速度對(duì)磨削溫度有一定的影響。仿真結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 變化工件進(jìn)給速度仿真溫度值

當(dāng)采用Vs=30 m/s，ap=5!m的磨削工藝參數(shù)時(shí)，變化工件的橫向進(jìn)給速度可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)Vw=1 m/min時(shí)，工件表面的峰值溫度大約在350℃左右，雖然此溫度較低，表面質(zhì)量較高，但是磨削去除效率很低；Vw=3 m/min時(shí)，峰值溫度在560℃，此時(shí)加工效率有了一定的提高，但是工件的溫升也相應(yīng)的提高，對(duì)工件的表面質(zhì)量有影響；當(dāng)Vw分別取6 m/min、10 m/min、15 m/min時(shí)，工件表面的溫度變化不是很大，峰值均在590℃左右?？梢?jiàn)在精密加工時(shí)，采用較小的橫向進(jìn)給速度可以有效地降低磨削溫度場(chǎng)的溫度。度l為0.8 mm；評(píng)定長(zhǎng)度ln為1 l；標(biāo)準(zhǔn)ISO；量程為±80!m；RC濾波器。

表2 切割試驗(yàn)樣本表面粗糙度

由表2可以看出，利用磨料水射流切割脂聚合物薄板，采用精確磨料供給裝置和傳統(tǒng)自吸式磨料供給裝置所切割的表面粗糙度有顯著差別。應(yīng)用微磨料水射流供料裝置的磨料水射流切割表面粗糙度平均值較傳統(tǒng)自吸式供料提高了2.64倍。

4 結(jié)語(yǔ)

本文設(shè)計(jì)開發(fā)了微磨料水射流精確供料系統(tǒng)，實(shí)驗(yàn)研究了供電電壓與電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、磨料質(zhì)量流量與轉(zhuǎn)速以及磨料質(zhì)量流量與電壓的關(guān)系，并將該裝置應(yīng)用到現(xiàn)有磨料水射流機(jī)床進(jìn)行切割對(duì)比實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：在10～24 V范圍，直流減速電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)螺桿克服了套筒與磨料之間的摩擦力，能夠均勻、定量、穩(wěn)定的供料。通過(guò)對(duì)擬合方程計(jì)算表明，螺桿泵送磨料質(zhì)量流量平均誤差1.03 g/min，最大誤差為1.96 g/min；平均相對(duì)誤差0.2%，最大相對(duì)誤差1.79%。在現(xiàn)有磨料水射流機(jī)床上分別應(yīng)用微磨料水射流精確供料裝置和傳統(tǒng)自吸式供料裝置對(duì)厚度為10 mm的樹脂聚合物薄板進(jìn)行了切割對(duì)比實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)表明，應(yīng)用微磨料水射流精確供料裝置可以大幅提高磨料水射流切割加工的表面質(zhì)量。微磨料水射流精確供料具有良好的通用性和較高的實(shí)用價(jià)值。

［1］孫書蕾，雷玉勇，等.基于AMESIM的微磨料水射流增壓系統(tǒng)壓力穩(wěn)定性研究［J］.礦山機(jī)械，2009，37（20）：11-13.

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