激光宏觀結構化金剛石砂輪磨削氧化鋁工藝

李 鍶 彭福遠 康忠雄

（湖南理工學院機械工程學院，岳陽 414006）

文 摘 為了研究砂輪表面結構化對砂輪磨削性能的影響，利用脈沖激光對樹脂結合劑金剛石砂輪進行了表面宏觀結構化。采用6種不同類型的金剛石砂輪表面宏觀結構進行了氧化鋁的磨削實驗，建立了激光宏觀結構化金剛石砂輪的磨削力模型，比較了6種不同激光宏觀結構化金剛石砂輪與非結構化砂輪在不同磨削參數下磨削力的差異，分析了砂輪制造后的表面形貌與結構化砂輪的磨損特性。實驗結果表明，砂輪宏觀結構化對磨削性能有很大影響，激光宏觀結構化砂輪的磨削力可以減小2.5%～24.5%，砂輪結構化后的表面形貌出現石墨化現象；宏觀結構化砂輪溝槽邊緣磨損加劇，但溝槽磨損并沒有明顯加快宏觀結構化砂輪的磨損。

0 引言

氧化鋁陶瓷具有高硬度、高強度、高耐熱性、高溫耐磨性、低斷裂韌性等特點［1］。研究人員在陶瓷磨削加工領域進行了大量研究。例如，丁文鋒等［2-3］研究了單層釬焊立方氮化硼（CBN）超硬磨料砂輪對顆粒增強鈦基復合材料（PTMCs）和（TiCp+TiBw）/Ti-6Al-4V復合材料進行高速磨削加工的加工性能。楊長勇等［4］研究了陶瓷結合劑CBN砂輪磨削鎳基鑄造高溫合金K418的磨削性能。俞新華等［5］研究了陶瓷結合劑CBN砂輪在不同工藝條件下對鈦合金TC4進行高速磨削加工的加工性能。伍俏平等［6］利用模壓成型技術和真空釬焊技術制備了多層釬焊金剛石砂輪，并開展了基于多層釬焊金剛石砂輪在線電解修整技術的超細晶硬質合金精密磨削性能研究。T.Sornakumar等［7］研究了CBN砂輪磨削氧化鋁和部分穩定氧化鋯復合材料的磨削性能。由于磨削過程的復雜性，導致了超硬磨料砂輪在磨削過程中精度和效率受到限制。

為提高超硬磨料砂輪的磨削效率和精度，研究人員提出了一系列方法和措施。研究人員將砂輪結構化作為調節方法，發現結構化超硬磨料砂輪能夠在不同程度上提高工件的加工效率和精度。K.Nakayama 等［8］研究了螺旋槽對傳統陶瓷黏結劑砂輪磨削性能的影響。張偉等［9］使用脈沖激光對大磨粒金剛石砂輪表面進行了微溝槽結構化加工，研究了大磨粒表面結構化砂輪磨削BK7 光學玻璃的磨削性能。J.F.G.Oliveira 等［10］提出了一種利用砂輪修整器在金剛石砂輪表面雕刻各種結構的新型修整技術，通過對比表面結構化砂輪在不同磨削功率條件下的工件粗糙度，表明磨削功率的減小將導致工件粗糙度的增大。丁文鋒等［11］使用單層電鍍和釬焊方法對砂輪進行了結構化，這種制造方法操作困難且耗時。雖然許多研究人員對砂輪結構化進行了大量的研究，并做出了卓越的貢獻，但他們只是針對砂輪的微觀進行研究。

本文通過對氧化鋁陶瓷進行磨削實驗，研究金剛石砂輪宏觀結構化特性。對比激光宏觀結構化磨削（LMSG）和傳統磨削（CG）磨削力的大小，討論砂輪轉速和磨削深度對磨削力的影響，并對宏觀結構化砂輪的磨損進行分析和討論。

1 實驗

1.1 激光結構化

采用IPG 脈沖光纖激光對樹脂結合劑金剛石砂輪表面進行結構化，所選砂輪詳細規格見表1。

表1 樹脂結合劑金剛石砂輪規格Tab.1 The specifications of resin-bonded diamond grinding wheels

砂輪表面生成的結構被細分為若干部分，為了在相同結構化區域上實現有效的結構化過程，區段寬度必須是圓周方向上溝槽間距的N倍。結構化示意圖如圖1所示。

圖1 激光結構化方法和形狀排布Fig.1 Illustration of the laser structuring method and the pattern segment arrangement

所有激光燒蝕實驗均在相同參數下進行。表2所示為激光燒蝕砂輪結構化表面的參數，經過12 次燒蝕，得到D=0.85 mm的理想溝槽深度。

表2 激光結構化參數Tab.2 Laser structuring parameters

設計了6 種不同的結構化類型。圖2描述了生成的結構形狀及其尺寸，結構化砂輪特征尺寸包括溝槽寬度L，溝槽間距S，方向角γ和溝槽深度D。圖2中模型高度為圖1中區段寬度。根據結構類型的不同，在平均激光功率為17.5 W 時，每個砂輪表面的燒蝕時間分別在2～5 min不等。

圖2 結構化模型及其特征尺寸Fig.2 Structuring patterns and their specified dimension

1.2 磨削實驗

激光宏觀結構化砂輪和非結構化砂輪均經過一系列磨削實驗。使用SBS4500型動平衡儀，砂輪平衡速度為50 m/s，修整平移速度為300 mm/min，修整深度為6 μm。在修整過程中，將3%的W20型水基冷卻劑溶液以25 L/min的流速噴入金剛石砂輪和整形砂輪的接觸區域。在磨削過程中，將3%的W20型水基冷卻劑溶液以16 L/min的流速噴入到磨削區域。磨削方向與圖2中所示模型豎直方向平行，即磨削方向與砂輪表面結構化紋理方向所成夾角為（90°-γ）。采用不同砂輪磨削速度、磨削深度和恒定進給速度進行一系列實驗，研究磨削參數對砂輪磨削性能的影響。磨削實驗參數如表3所示。在每組參數下，磨削過程至少重復三次，法向和切向磨削力通過取平均值求得。每次磨削實驗結束后，進行大約7～13次電火花放電測試，以確定下一步實驗的穩態條件。

表3 磨削實驗參數Tab.3 Parameters of grinding experiments

1.3 實驗設備及材料

使用YCP-1-120-50-50-HC-RG 型IPG 光纖激光器對砂輪表面進行激光燒蝕。該激光器的平均功率（Pavg）為1～50 W，脈沖頻率（f）為1～200 kHz，脈沖寬度（τ）為0.2～25 ms，波長（λ）為1 064 nm。在MGK7120 型磨床上進行磨削實驗。 砂輪為SDC120N75B型。

實驗試件為中國沈陽宏揚公司生產的氧化鋁陶瓷。物理性質包括純度為99.6%，密度為3.7 g/cm3，彈性模量為382 GPa，線脹系數為8.2×10-6/K，熱導率為33.5 W/（m·K），彎曲強度為500 MPa，斷裂韌度為5.3 MN·m3/2，脆性為3 400 m-1/2，維氏硬度為18.3 GPa，熱擴散率為1.06×10-5m2/s。試件尺寸為30 mm×30 mm×10 mm。

采用Kistler 儀器公司生產的Kistler 9257B 型測力計測量砂輪的法向和切向磨削力。磨削力信號由計算機通過數據采集系統進行記錄，再由LABVIEW軟件進行濾波。使用VHX-5000型超景深（ULDF）顯微鏡觀察用酒精清潔過的工件表面。

2 結果與分析

2.1 磨削力

2.1.1 建立結構化磨削的磨削力模型

在砂輪結構化磨削中，磨削力是影響磨削性能、成形精度和表面/亞表面質量的關鍵因素。為提高工件表面質量，磨削力是需要控制的最基本因素。

根據脆性材料的壓痕斷裂力學，磨削時工件表面會產生徑向裂紋和橫向裂紋。當磨削深度超過脆性-韌性過渡的臨界深度時，通過在工件表面傳播橫向裂紋來實現材料的去除。材料去除量由橫向裂縫的長度和深度決定。根據王巖［12］和B.R.Lawn［13］的研究結果，橫向裂紋的長度和深度與斷裂韌性、工件硬度和法向磨削力有關。ns為主軸轉速，vf為進給速度，ap為磨削深度，B為砂輪寬度，ε為寬度系數，W為砂輪有效寬度，ds為磨削軌跡長度，k1、k2、k為比例系數。

橫向裂縫長度如式（1）［12-13］所示：

式中，KIC為斷裂韌性。

橫向裂縫深度如式（2）［12-14］所示：

式中，H為維氏硬度。

單位時間內單顆磨粒的軌跡長度l見式（3）：

有效寬度如式（4）所示：

材料總去除量V如式（5）所示：

式中，A為接觸區金剛石砂輪中磨粒數。

通過式（1）～式（3）、式（5），可以得到單顆磨粒的法向磨削力Fs，如式（6）所示：

式中，Ns為宏觀結構化金剛石砂輪單位體積磨粒數，α為宏觀結構化砂輪磨粒角銳度。

法向磨削力Fn-LMSG為多顆磨粒法向磨削力之和。通過式（6），得到式（7）中的法向磨削力Fn-LMSG：

切向磨削力Ft-LMSG與宏觀結構化磨削過程中的法向磨削力Fn-LMSG呈線性關系：

式中，η為摩擦因數。

2.1.2 法向磨削力和切向磨削力分析

圖3和圖4描述了磨削參數與磨削力的關系。

圖3 磨削力與砂輪轉速的關系。Fig.3 The relationship between grinding forces and wheel speeds

通過分析磨削力測量結果，可以看出砂輪宏觀結構化對磨削力有顯著的影響，不同宏觀結構化砂輪的磨削力區別很大。法向磨削力和切向磨削力在大小上均遵循以下順序：非結構化型>模型C >模型A>模型F>模型B>模型E>模型D。圖3和圖4顯示出，在不同實驗參數下，與非結構化砂輪相比，D型砂輪的Fn和Ft大約降低20%，B 型和E 型砂輪的磨削力降低10%～19.5%，F 型砂輪的磨削力降低5%～15%，A 型砂輪的磨削力降低5%～11%，C 型砂輪的磨削力降低2%～7%。

如圖3所示，法向磨削力和切向磨削力隨砂輪轉速的增大而減小。實驗數據驗證了式（7）和式（8）的正確性，法向、切向磨削力的計算值與測量值相對誤差在5%～10%。例如，當磨削深度為10 μm，進給速度為1 000 mm/min，砂輪轉速為40 m/s 時，C 型結構化砂輪法向和切向磨削力的測量值分別為4.95 N 和1.38 N。通過式（7）和式（8）計算出的法向和切向磨削力分別為4.65 N 和1.28 N。測量值與計算值之間的誤差介于6%～7.2%。由于砂輪轉速的增加，磨削深度和參與磨削的有效磨粒數減少，導致磨削力降低。因此，較低的磨削力進一步表明，在砂輪發生失效前，結構化砂輪可以取得更高的磨削效率。

圖4 磨削力與磨削深度的關系。Fig.4 The relationship between grinding forces and depths of cut

如圖4所示，磨削深度越大，磨削力越大。隨著磨削深度的增加，凹槽邊緣與工件的摩擦加劇，更多的磨粒參與磨削，從而增大了磨削力。

宏觀結構化砂輪磨削獲得較低磨削力主要歸因于溝槽邊緣磨粒凸起較高，提高了磨削時砂輪自銳性，增大了磨削過程中冷卻液的儲存空間。

2.2 激光燒蝕后砂輪的三維形貌

使用VHX-5000 型超景深顯微鏡觀察宏觀結構化金剛石砂輪的表面形貌。圖5為激光燒蝕后的四種宏觀結構化砂輪（A 型、D 型、E 型、F 型）表面形貌，砂輪表面的紋理清晰可見。然而，與原始狀態相比表面可見大量的磨粒和磨料痕跡，這可能導致磨削力分布不均勻。如圖5（a）至圖5（d）所示，大部分磨粒從表面凸起，這主要是由于黏結劑和磨粒的不均勻分布導致的。由于金剛石在空氣中的熱穩定性差（在溫度<1 000 ℃時熱穩定），在激光燒蝕時燒蝕區產生過高的溫度使金剛石磨粒石墨化，導致磨粒表面逐漸失去其原有的光澤并最終變黑。這在公式中描述為：Cdiamond+O2→Cgraphite+（CO+CO2）↑［15］。金剛石磨粒石墨化使金剛石內部晶體結構遭到破壞，其強度和導熱性能均降低，導致砂輪磨削力增大和砂輪磨損加劇。這種變化將顯著影響砂輪表面金剛石磨粒的磨削性能。

圖5 激光宏觀結構化砂輪的光學顯微鏡圖像及三維形貌Fig.5 Optical microscope images of laser structured grinding wheel and corresponding 3D topography

2.3 砂輪磨損

在超景深（ULDF）顯微鏡下觀察砂輪磨削后的表面，表面形貌如圖6所示。通過觀察A 型和E 型砂輪磨削后的表面，仍然可以看到砂輪磨損表面的結構化痕跡，磨損主要發生在宏觀結構化表面的溝槽邊緣附近。砂輪表面有大量磨粒脫落的現象，由于砂輪宏觀結構化使沿結構化紋理方向所能承受的最大切向磨削力降低，砂輪結構化紋理方向所能承受的最大切向磨削力在砂輪結構化表面各方向承受最大切向磨削力中為較小值，導致磨粒脫落方向與結構化紋理的走向幾乎完全相同。結果表明，不同宏觀結構化砂輪溝槽邊緣的磨損情況和磨粒的脫落方式存在很大的區別，結構化的幾何形狀可能是造成溝槽邊緣磨損行為的主要原因。但是，溝槽邊緣磨損對宏觀結構化砂輪的輪廓沒有顯著影響。

圖6 A型和E型砂輪磨削后的表面三維超景深顯微圖Fig.6 ULDF micrographs of the grinding wheel surface with pattern A and E after the grinding

3 結論

提出了一種新型砂輪表面宏觀結構化方法，通過使用激光燒蝕技術在樹脂結合劑金剛石砂輪表面進行表面結構化。對宏觀結構化砂輪的磨削性能進行了實驗，研究了幾何結構形狀對砂輪磨削性能的影響，并與非結構砂輪進行了對比，砂輪宏觀結構化對磨削性能有很大影響。通過以上分析和討論，可以得出以下結論。

（1）基于不同結構化砂輪的不同磨削力，有必要建立磨削力模型來驗證實驗數據。與非結構化砂輪相比，宏觀結構化砂輪的磨削力減小了2.5%～24.5%。這歸因于較小的摩擦和較好的潤滑冷卻效果，以及溝槽良好的磨削液輸送能力。

（2）使用超景深（ULDF）顯微鏡觀察了脈沖激光燒蝕后的樹脂結合劑金剛石砂輪表面三維形貌。發現了激光燒蝕后磨粒發生石墨化。對于砂輪磨損，未觀察到宏觀結構化砂輪磨損的明顯增加。

在今后的研究工作中，可以研究溝槽寬度、開槽深度、曲率半徑等結構尺寸對結構化砂輪磨削性能的影響，以確定最優配置，從而更好地了解宏觀結構化砂輪的磨削性能。