李頌華，馬超，孫健

（1.沈陽(yáng)建筑大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110168；2.高檔石材數(shù)控加工裝備與技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110168）

隨著光學(xué)、電子學(xué)、醫(yī)學(xué)、生物技術(shù)、航空航天等領(lǐng)域前沿技術(shù)的發(fā)展，工程陶瓷因其具有高硬度、高強(qiáng)度、低密度、耐磨損、耐腐蝕、絕緣性好和熱膨脹系數(shù)小等諸多優(yōu)點(diǎn)[1-2]，已廣泛應(yīng)用于制造軸承、密封環(huán)、渦輪葉片、航天器噴嘴等場(chǎng)合。然而作為典型的硬脆材料，因其高脆性及低斷裂韌性特點(diǎn)，也極大地限制了材料的可加工性。在陶瓷小孔加工中，出孔端面崩邊面積大小是評(píng)估孔質(zhì)量的重要標(biāo)準(zhǔn)之一，它會(huì)極大地影響組件的性能和組件中的定位精度。出孔端面崩邊面積嚴(yán)重，成為了陶瓷材料孔加工領(lǐng)域的瓶頸[3-5]。目前常見(jiàn)的小孔加工方法包括激光加工、電火花加工[6]、化學(xué)蝕刻[7]和普通鉆削加工，但存在加工后孔尺寸精度低、表面粗糙度高、鉆頭偏斜、對(duì)中不良、排屑不良和散熱困難等問(wèn)題[8]。旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工已被證明是一種優(yōu)良的微小孔加工方法，具有降低切削力、改善孔表面質(zhì)量、提高加工效率和刀具耐用度等優(yōu)點(diǎn)[9-11]。目前，旋轉(zhuǎn)超聲加工小孔時(shí)雖能使孔出口崩邊得到改善，但并不能徹底消除，所以探究合適的加工方法及抑制策略，以此來(lái)進(jìn)一步控制工程陶瓷孔出口的崩邊，對(duì)于工程陶瓷材料的運(yùn)用和進(jìn)一步發(fā)展具有重要的意義。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)工程陶瓷孔加工做了許多研究。李琛等[12]利用有限元模擬分析了微晶云母陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工時(shí)出孔的切屑狀態(tài)，建立了出孔切屑模型，并驗(yàn)證了理論模型的可靠性，該模型為研究旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工提供了理論依據(jù)。馮平法等[13]對(duì)C/SiC 復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲加工孔時(shí)引起的出口崩邊進(jìn)行了定量研究，通過(guò)對(duì)推力的詳細(xì)觀(guān)察，研究了撕裂缺陷形成的機(jī)理。Wang 等[14]提出了異型刀具抑制孔出口崩邊的刀具設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，并通過(guò)理論說(shuō)明了該設(shè)計(jì)的科學(xué)性。工藝實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，使用經(jīng)過(guò)合理設(shè)計(jì)的異型刀具可以將C/SiC 復(fù)合材料孔出口崩邊體積進(jìn)一步減小50%以上。張德遠(yuǎn)等[15]對(duì)超聲磨削中的切削刃軌跡進(jìn)行了建模，通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析了超聲輔助磨削中的切削力降低、孔精度提高的改善機(jī)理。劉瑞軍等[16]采用飛秒級(jí)差短脈沖激光復(fù)材制孔，加工孔徑為0.4～1.6 mm，深徑比達(dá)10∶1，出孔質(zhì)量好，內(nèi)腔表面粗糙度Ra可達(dá)0.27 μm。Ankit Sharma 等[17]提出化學(xué)輔助旋轉(zhuǎn)超聲加工方法，對(duì)浮法玻璃進(jìn)行了鉆孔實(shí)驗(yàn)，解釋了該加工方法下孔表面完整性和工具磨損的機(jī)理。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該方法可大大降低孔表面的崩邊尺寸。

迄今為止，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在工程陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工質(zhì)量方面進(jìn)行了大量的研究，包括孔內(nèi)壁粗糙度[18]、孔口處微裂紋擴(kuò)展及邊緣崩邊等，但對(duì)于不同孔徑的出孔端面質(zhì)量評(píng)價(jià)指標(biāo)與該質(zhì)量控制方法上研究較少。針對(duì)該問(wèn)題，本文采用孔出口端面崩邊面積與加工后理想孔截面面積的比值作為孔出口質(zhì)量評(píng)價(jià)指標(biāo)，定義為孔出口損傷因子Hd。Hd值越小，表明該孔出口質(zhì)量越好。為得到較小Hd值，本文進(jìn)行了正交實(shí)驗(yàn)，深入探究了磨削工藝參數(shù)對(duì)Hd的影響規(guī)律，初步預(yù)測(cè)出最優(yōu)磨削參數(shù)組合范圍。通過(guò)單因素實(shí)驗(yàn)進(jìn)一步對(duì)最優(yōu)磨削參數(shù)進(jìn)行確定，并提出一種孔出口崩邊控制策略的原理。最后通過(guò)實(shí)驗(yàn)證明其合理性，進(jìn)一步降低Hd值，對(duì)旋轉(zhuǎn)超聲加工孔出口質(zhì)量的合理控制具重要的指導(dǎo)意義。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 加工原理

旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工是將普通旋轉(zhuǎn)磨削和超聲振動(dòng)復(fù)合，加工原理如圖1 所示。金剛石磨頭隨主軸進(jìn)行旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，底部磨粒對(duì)工件進(jìn)行旋轉(zhuǎn)磨削去除。同時(shí)，在壓電陶瓷的驅(qū)動(dòng)下，磨頭沿機(jī)床Z軸方向產(chǎn)生高頻往復(fù)振動(dòng)，以幾微米的振幅對(duì)工件進(jìn)行沖擊以去除材料。該加工方式在保證了加工質(zhì)量的同時(shí)，又提高了加工效率。同樣的工藝參數(shù)下，旋轉(zhuǎn)超聲加工效率是普通加工的8 倍左右，是目前解決硬脆材料孔加工難的良好手段。

圖1 超聲輔助磨削Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic assisted grinding

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

本實(shí)驗(yàn)在北京精雕生產(chǎn)的JDVT600T 加工中心上進(jìn)行，如圖2 所示。結(jié)合BT30 超聲振動(dòng)刀柄，通過(guò)換能器產(chǎn)生縱向往復(fù)式振動(dòng)。刀具采用電鍍金剛石磨頭，機(jī)床及刀具主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1 及表2。工件采用氧化鋯陶瓷，尺寸為20 mm×20 mm×8 mm，其相關(guān)材料屬性見(jiàn)表3[19]。

圖2 氧化鋯磨削實(shí)驗(yàn)Fig.2 Experimental diagram of zirconia ceramic grinding

表1 機(jī)床技術(shù)參數(shù)Tab.1 Technical parameters of machine tool

表2 金剛石磨頭規(guī)格Tab.2 Specification of diamond grinding head

表3 ZrO2 主要性質(zhì)Tab.3 The main properties of ZrO2

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)前對(duì)工件表面進(jìn)行精磨處理，降低表面不平等因素對(duì)出孔質(zhì)量存在的潛在干擾。實(shí)驗(yàn)中，超聲發(fā)生器的振動(dòng)頻率自動(dòng)調(diào)節(jié)，并保持穩(wěn)定，通過(guò)調(diào)節(jié)發(fā)生器功率來(lái)改變超聲幅值。在底座夾具上表面加工出20.1 mm×20.1 mm×1 mm 凹槽，將工件置于凹槽內(nèi)，并用石蠟加熱固定。機(jī)床設(shè)置加工后理想孔徑為1.2 mm，加工深度為8 mm，孔深徑比為6.6，刀具運(yùn)動(dòng)軌跡如圖3 所示，刀具底部圓心按圖中螺旋線(xiàn)進(jìn)給加工。加工中使用水基磨削液，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.8%，流量為50 L/min，采用噴射方式對(duì)加工區(qū)域進(jìn)行降溫和排出切屑。

圖3 刀具運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.3 Tool path

在影響旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工孔出口質(zhì)量的諸多因素中，主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度及超聲波振幅是主要因素，合理選擇加工工藝參數(shù)能有效降低Hd值。本文采用正交實(shí)驗(yàn)三因素四水平L16(43)正交表進(jìn)行實(shí)驗(yàn)[20]，初步預(yù)測(cè)最優(yōu)參數(shù)組合，正交實(shí)驗(yàn)的因素和水平見(jiàn)表4。為了進(jìn)一步優(yōu)化氧化鋯陶瓷孔加工磨削工藝參數(shù)，在正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上采用單因素實(shí)驗(yàn)法，分別研究主軸轉(zhuǎn)速n、進(jìn)給速度vw、超聲波振幅A對(duì)Hd值的影響。最后通過(guò)在工件底部加設(shè)輔助支撐來(lái)進(jìn)一步改善出孔質(zhì)量。本文采用天準(zhǔn)影像測(cè)量?jī)x（型號(hào)為VMA2515）對(duì)試件孔出口崩邊進(jìn)行觀(guān)測(cè)，放大倍數(shù)為200 倍，如圖4 所示。

表4 正交實(shí)驗(yàn)因素水平Tab.4 Factors and levels of orthogonal experimental

圖4 孔出口影像觀(guān)測(cè)Fig.4 Image observation of hole outlet

2 結(jié)果與討論

2.1 圖像處理

本文通過(guò) Matlab 軟件對(duì)出孔輪廓邊緣進(jìn)行提取[21]，出口形貌處理過(guò)程如圖5 所示。影像測(cè)量?jī)x下得到的原圖像為彩色圖像，為了減小處理過(guò)程的運(yùn)算量，首先對(duì)原圖進(jìn)行灰度化，如式(1)所示。

式中：Gray 為獲得的灰度圖；R、G、B分別為原圖像紅、綠、藍(lán)三通道分量。

灰度化結(jié)果如圖5a 所示，目標(biāo)圓盤(pán)在整張灰度圖中表現(xiàn)為連續(xù)的高灰度區(qū)域，目標(biāo)灰度值遠(yuǎn)高于背景區(qū)域，因此采用全局閾值化的方式提取目標(biāo)圓盤(pán)區(qū)。本文采用大津法求取全局閾值，閾值求取函數(shù)如式(2)所示，采用式(3)進(jìn)行二值化處理[22]，式中BW為二值化的結(jié)果，如圖5b 所示。

圖5 出口形貌處理結(jié)果Fig.5 Treatment results of outlet morphology: a) grayscale; b) binarization; c) remove interference; d) standard circle fitting

觀(guān)察圖5b 發(fā)現(xiàn)，除了中央的有效區(qū)域外，圖像中還存在水平以及豎直方向的兩條干擾線(xiàn)，因此需要進(jìn)行剔除。這里采用的是基于形態(tài)學(xué)操作的方法，以定義一個(gè)圓盤(pán)結(jié)構(gòu)體為基礎(chǔ)，利用結(jié)構(gòu)體對(duì)二值化圖像進(jìn)行先腐蝕、后膨脹的操作，即可實(shí)現(xiàn)消除細(xì)小物體，在纖細(xì)處分離物體和平滑較大物體邊界的作用，處理結(jié)果如圖5c 所示。

為求加工后形成的孔出口邊緣端面損傷面積S，以霍夫變換圓形檢測(cè)理論為基礎(chǔ)，利用Matlab 中的imfindcircles 函數(shù)返回到二值化圖像，求出標(biāo)準(zhǔn)圓的圓心O1和半徑R1，進(jìn)而擬合出加工后的標(biāo)準(zhǔn)圓（如圖5d 所示），并求出標(biāo)準(zhǔn)圓面積S1。在Matlab 中利用 Area_Ini=sum(Open(:))語(yǔ)句求出二值化圖像中灰度值為1 的像素點(diǎn)和，自動(dòng)求出帶有崩邊的圓盤(pán)面積S2，其中Open 代表導(dǎo)入的二值化圖像。兩者做差來(lái)計(jì)算孔出口邊緣端面損傷面積S，如式(4)所示。式中Si為加工后的理想圓橫截面面積。

2.2 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

依據(jù)正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果，得到Hd值的回應(yīng)見(jiàn)表5。根據(jù)回應(yīng)表中數(shù)值，可得到正交結(jié)果，如圖6 所示。

表5 Hd 回應(yīng)Tab.5 Response table of Hd

圖6 磨削參數(shù)對(duì)Hd 的影響Fig.6 Influence of grinding parameters on Hd: a) spindle speed; b) feed rate; c) ultrasonic amplitude

極差數(shù)值的大小能有效反映出各工藝參數(shù)對(duì)Hd值的影響程度，極差值R最大那一列所對(duì)應(yīng)的因素，對(duì)Hd值的影響最大，在實(shí)驗(yàn)中需要優(yōu)先考慮該因素變化對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生的影響。分析結(jié)果表明，氧化鋯陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工實(shí)驗(yàn)中，影響Hd值的因素為超聲波振幅>主軸轉(zhuǎn)速>進(jìn)給速度。

由圖6 可知，隨著主軸轉(zhuǎn)速n的增加，Hd值逐漸減小，當(dāng)旋轉(zhuǎn)速度n超過(guò)15 000 r/min 時(shí)，呈逐漸上升趨勢(shì)；隨著進(jìn)給速度vw逐漸增加，Hd值總體上呈先減小、再增大的趨勢(shì)，進(jìn)給速度為0.5 mm/min時(shí)最?。浑S著超聲波振幅A逐漸增加，Hd值先減小、后增大，總體變化幅度較大，在超聲波振幅A為6 μm時(shí)達(dá)到最小值。

2.3 單因素實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

為進(jìn)一步確定最優(yōu)參數(shù)組合，進(jìn)行單因素實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)見(jiàn)表6。

表6 單因素實(shí)驗(yàn)Tab.6 Single factor experiment table

2.3.1 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)Hd的影響

由圖7 可知，不同主軸轉(zhuǎn)速時(shí)，旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工下的Hd值要比普通磨削加工低。在轉(zhuǎn)速為14 000 r/min時(shí)，Hd值降低最多，可降低45.13%。隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，旋轉(zhuǎn)超聲加工的Hd值呈先減小、后增大的趨勢(shì)。這是因?yàn)椴牧衔醋冃蔚淖畲笄邢骱穸入S主軸轉(zhuǎn)速的增加而減小，從而減小了裂紋尺寸。同時(shí)，由于相同時(shí)間內(nèi)主軸轉(zhuǎn)速的增加意味著工件單位體積將受到更多磨粒的參與去除，降低了單顆磨粒的磨削力[23]，故降低了崩邊[12]。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速達(dá)到16 000 r/min時(shí)，崩邊面積反而呈上升趨勢(shì)。這是由于當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到一定程度后，會(huì)產(chǎn)生大量的磨削熱而無(wú)法及時(shí)散去，使出口處的熱裂紋增加，逐漸擴(kuò)展后發(fā)生脆性斷裂，導(dǎo)致大面積材料的去除，使Hd值變大[24]。

圖7 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)Hd 的影響Fig. 7 Influence of spindle speed on Hd

2.3.2 進(jìn)給速度對(duì)Hd的影響

由圖8 可知，不同進(jìn)給速度時(shí)，旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工下的Hd值要比普通磨削加工低。在進(jìn)給速度為0.55 mm/min 時(shí)，Hd值降低最多，可降低53.13%。隨著進(jìn)給速度的增大，旋轉(zhuǎn)超聲加工下的Hd值呈先減小、后增大的趨勢(shì)。這是由于隨進(jìn)給速度的增加，磨粒在相同加工區(qū)域內(nèi)的切削次數(shù)降低，使相鄰磨粒構(gòu)成的軌跡拉長(zhǎng)，相互干涉變少，磨削厚度會(huì)隨之提升，增大了加工中單顆磨粒的磨削力，導(dǎo)致裂紋尺寸變大[25]。又因磨粒壓入工件的深度變大，當(dāng)超過(guò)最大臨界切削深度后，發(fā)生脆性斷裂，增大裂紋的擴(kuò)展，從而引起大面積崩碎。

圖8 進(jìn)給速度對(duì)Hd 的影響Fig.8 Effect of feed speed on Hd

2.3.3 超聲波振幅對(duì)Hd的影響

由圖9 可知，旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工下的Hd值隨著振幅的增大呈先減小、后增大的趨勢(shì)。從磨粒的運(yùn)動(dòng)軌跡方面分析，這是由于超聲振動(dòng)的引入，使磨粒在工件表面進(jìn)行了高頻往復(fù)沖擊，從連續(xù)切削變?yōu)榱藬嗬m(xù)切削，改變了脆性材料的去除機(jī)理，增加了脆塑轉(zhuǎn)變的臨界磨削深度，塑性去除比例增加，裂紋數(shù)量更少，且擴(kuò)展更短。同時(shí)，超聲振動(dòng)增加了砂輪圓周上磨粒的軸向刮擦效果，減小了磨削過(guò)程中砂輪圓周上的作用力，降低了單顆磨粒的實(shí)際磨削力，減少了工件孔壁裂紋的擴(kuò)展，使出口損傷得到了較好的抑制。由圖9 可得，當(dāng)振幅超過(guò)7 μm 時(shí)，Hd值會(huì)發(fā)生增大的現(xiàn)象。這是由于振幅過(guò)大，導(dǎo)致往復(fù)錘擊的作用力變大，造成孔出口處產(chǎn)生更大面積的破碎效果。

圖9 振幅對(duì)Hd 的影響Fig.9 The effect of amplitude on Hd

2.4 最優(yōu)磨削參數(shù)選擇

在實(shí)驗(yàn)中，選擇Hd值為實(shí)驗(yàn)指標(biāo)，Hd值越小，代表孔出口端面質(zhì)量控制越好，因此要盡可能選擇Hd值小的參數(shù)。在上述正交實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，由單因素實(shí)驗(yàn)可知，主軸轉(zhuǎn)速為16 000 r/min，進(jìn)給速度為0.55 mm/min，超聲波振幅為7 μm 時(shí)，金剛石磨頭加工ZrO2工件的Hd值最小。按此磨削參數(shù)組合進(jìn)行加工孔實(shí)驗(yàn)，Hd值取3 次平均值，為2.223×10–3。因此，在當(dāng)前實(shí)驗(yàn)條件下，旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工氧化鋯陶瓷推薦最優(yōu)磨削參數(shù)為：主軸轉(zhuǎn)速15 000～17 000 r/min，進(jìn)給速度0.5～0.6 mm/min，超聲波振幅6～8 μm。

2.5 孔出口崩邊抑制策略

2.5.1 抑制策略原理

在氧化鋯材料的超聲輔助孔加工中，由于磨粒與工件之間的劃擦與沖擊作用，不可避免地會(huì)產(chǎn)生大量的亞表面裂紋。這些裂紋的尺度遠(yuǎn)大于材料本身所存在的微裂紋，這些尺寸更大的亞表面裂紋更容易在驅(qū)動(dòng)力的作用下失穩(wěn)擴(kuò)展。隨著加工孔深度不斷增加，支撐軸向切削力Fa的剩余材料厚度du不斷減小，如圖10 所示。當(dāng)du小于某一臨界值時(shí)，在軸向切削力Fa的作用下，孔底邊緣處產(chǎn)生應(yīng)力集中。此時(shí)材料之間的拉應(yīng)力大于強(qiáng)度極限，產(chǎn)生微裂紋，并快速擴(kuò)展[26]。

圖10 孔磨削過(guò)程Fig.10 Hole grinding process: a) larger du value; b) critical du value

當(dāng)裂紋擴(kuò)展至孔底時(shí)，造成孔出口邊緣損傷，如圖11 所示。為抑制該損傷，本文采取在孔底加墊一定厚度的氧化鋯材料墊塊，尺寸為20 mm×20 mm×10 mm，增加材料剩余厚度值，以此來(lái)抑制裂紋擴(kuò)展?；趬汉蹟嗔蚜W(xué)，建立磨粒壓入工件時(shí)產(chǎn)生橫向與縱向裂紋的模型，如式(5)所示[11]。在工件的上表面用夾具夾緊，使墊塊對(duì)孔底產(chǎn)生一定反作用力F，增加工件的動(dòng)態(tài)斷裂韌性KID，有效降低橫向與縱向裂紋大小，以此來(lái)降低孔底崩邊。

圖11 孔出口裂紋擴(kuò)展情況Fig.11 Crack propagation at hole exit: a) with cushion; b) no cushion

式中：Cl為裂紋長(zhǎng)度；Ch為裂紋深度；Fn為法向磨削力；KID為動(dòng)態(tài)斷裂韌性。

2.5.2 抑制策略實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

通過(guò)單因素實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證抑制策略的合理性，各加工參數(shù)及實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表7。經(jīng)比較可知，在旋轉(zhuǎn)超聲磨削加工孔時(shí)，工件下方有墊塊時(shí)的Hd值均比無(wú)墊塊時(shí)的小，最多減小11.83%。在工件下方增加墊塊并在工件上方施加一定壓力，對(duì)于氧化鋯陶瓷旋轉(zhuǎn)超聲磨削孔加工的出口質(zhì)量有較好的改善作用，為實(shí)際生產(chǎn)加工提供一定的理論指導(dǎo)。

表7 有無(wú)墊塊Hd 值比較Tab.7 Comparison of Hd value with and without cushion block

3 結(jié)論

1）在氧化鋯陶瓷小孔磨削加工過(guò)程中，超聲輔助磨削加工下的Hd值普遍比普通磨削加工小，最多可降低53.13%。在超聲輔助磨削孔加工中，超聲波振幅對(duì)Hd值的影響最大，其次是進(jìn)給速度，最后是主軸轉(zhuǎn)速。

2）當(dāng)前實(shí)驗(yàn)條件下，使超聲輔助磨削孔加工Hd值最小的最優(yōu)參數(shù)組合：主軸轉(zhuǎn)速為 15 000～17 000 r/min，進(jìn)給速度為0.5～0.6 mm/min，超聲波振幅為6～8 μm，可將Hd值控制在3.308×10–3以?xún)?nèi)，滿(mǎn)足加工要求。

3）在選擇最優(yōu)工藝參數(shù)組合的情況下，在工件下放置墊塊，并在工件上方施加一定壓力，在同等工藝參數(shù)下，Hd值最多可再減小11.83%。從理論上對(duì)該策略進(jìn)行了合理解釋?zhuān)ㄟ^(guò)實(shí)驗(yàn)證明該策略的可行性，對(duì)實(shí)際生產(chǎn)加工中具有重要指導(dǎo)意義。