超声振动磨削技术（精选3篇）
1、引言
随着科学技术的进步，金属间化合物、工程陶瓷、石英、光学玻璃等硬脆材料以及各种增韧、增强的新型复合材料因其高硬度、耐磨损、耐高温、化学稳定性好、耐腐蚀等优点在航空航天、国防科技、生物工程、计算机工程等尖端领域中的应用日益广泛；但由于这些材料的脆硬特性，传统加工方法已不能满足对这些材料零件的精密加工要求，因此有关其精密超精密磨削加工技术便成为世界各国研究的热点。超声振动精密磨削技术便是顺应这一需要而发展起来的技术之一。
超声振动磨削技术的基本原理为：由超声波发生器产生的高频电振荡信号（一般为16～25KHz）经超声换能器转换成超声频机械振动，超声振动振幅由变幅杆放大后驱动工具砂轮产生相应频率的振动，使刀具与工件之间形成周期性的切削。即工具砂轮在旋转磨削的同时做高频振动。
超声加工技术的经历了从传统超声波加工到旋转超声波加工的发展阶段，旋转式超声加工是在传统超声加工的工具上叠加了一个旋转运动。这种加工用水带走被去除的材料并冷却工具，不需要传统超声加工中的磨料悬浮液，因此，这种方法被广泛的运用于超声振动磨削加工中。
2、超声振动磨削技术发展回顾
1927 年，R.W.Wood 和 A.L.Loomis 就发表了有关超声波加工的论文，超声加工首次提出。
1945 年L.Balamuth 就申请了关于超声加工的专利。世纪 50～60 年代日本学者隈部淳一郎发表了许多对振动切削进行系统研究的论文，提出了振动切削理论，并成功实现了振动磨削等加工 [8]。
1960 年左右，英国 Hawell 原子能研究中心的科学家发明了新的超声磨削复合加工方法。超声振动磨削加工在难加工材料和高精度零件的加工方面显示了很大的优越性。
1986 年日本学者石川健一受超声电机椭圆振动特性启发，首次提出了“椭圆振动 [6]
切
削方法”（elliptical vibration cutting）。世纪 90 年代初，日本神户大学社本英二等人对超声椭圆振动切削技术进行了深入研究，其最具代表性的研究成果是利用金刚石刀具采用双激励双弯曲合成椭圆振动的方式对黑色金属淬火不锈钢进行精密车削，最小表面粗糙度可以达到 Ra0.0106um，不但解决了金刚石不能加工黑色金属的难题，而且使这项技术达到了实用化阶段。
20世纪50年代，在前苏联的影响下，我国进行了振动加工的初步应用研究工作，对超声振动磨削机理进行了探索研究。
1976年，我国再次开展超声加工的试验研究和理论探索。
1983年，我国机械电子工业部科技司委托《机械工艺师》杂志社在西安召开了我国第一次“振动与切削专题讨论会”。
1985 年前后机械电子工业部第 11 研究所研制成功超声旋转加工机，在玻璃、陶瓷、等硬脆材料的内外圆磨削等加工中取得了优异的工艺效果。
1987年北京市电加工研究所于研究成功了超硬材料超声电火花复合抛光技术。这项发明技术是世界上首次提出并实现采用超声频调制电火花与超声波复合的研磨、抛光加工技术。与纯超声波研磨、抛光相比，效率提高5倍以上，并节约了大量的金刚石磨料。
80年代后期，天津大学李天基等人在高速磨削的同时对磨头施以超声振动，提出了高效的超声磨削复合加工方法，效率比传统的超声加工提高了6倍以上，表面质量也有了大幅提高。
90年代后，超声振动作为一种新型的高新技术成为了科研机构和大学院校的研究热点，3、国内外研究现状
3.1超声振动磨削技术 国外 研究现状
1993年，美国堪萨斯州立大学D.Prabhakar等人提出了一种超声旋转加工陶瓷材料去除率的理论模型，并试验证明了与普通磨削相同的条件下旋转超声加工工具具有低的切削力和相对高的材料去除率。
1996年东京大学的增泽隆久等人用超声激振方式在结构陶瓷材料上加工出了直径
为5µm的微孔。
1998年德国工业大学E.Uhlman、G.Spur等人在48届CIPR年会上提出在加工表面的法向施加超声振动，材料的去除率大大提高，并试验证明了在提高材料去除率的同时，并不会对表层造成损伤。
1999年，德国Kaiserslautern大学的G．Warnecke指出，在磨削新型陶瓷和硬 金属等硬脆材料时，磨削过程及结果与材料去除机理紧密相关。
美国内布拉斯加大学和内华达大学对Al2O3陶瓷材料微去除量精密超声加工技术进行了研究。通过模拟陶瓷材料超声加工的力学特性对材料去除机制进行分析，研究发现，低冲击力会引起陶瓷材料结构的变化和晶粒的错位，而高冲击力会导致中心裂纹和凹痕。美国内布拉斯加大学还第一次分析了Al2O3陶瓷精密超声加工的机理、过程动力学以及发展趋势，并详细讨论了超声技术在陶瓷加工方面的应用情况。
巴西的研究人员对石英晶体的超声研磨技术进行了研究，发现石英晶体的材料去除率取决于晶体的晶向，研磨晶粒的尺寸影响材料去除率和表面粗糙度。研究指出，加工过程中材料产生微裂纹是材料去除的主要原因。
日本的吴勇波等人建立了超声振动辅助磨削的实验装置（装置如图 1-4）并研究了磨削不锈钢内孔时超声振动对表面粗糙度和切削力的影响，研究发现，当施加 19.2KHz 超声振动后，表面粗糙度可以减少 20％；法向力减少 65％，切向力减少 70％。
3.2超声振动磨削技术 国内 研究现状
国内众多知名院校均对超声振动加工方面进行了研究，超声振动磨削机理的研究在这一时期取得了一系列的理论成果。
哈尔滨工业大学的吴永孝、张广玉等人研制的超声波振动小孔内圆磨削系统在小孔磨削提高磨削效率和加工精度等方面取得了一定的成效，但其使用的磁致伸缩换能器发热大，需要加装制冷装置致使其结构复杂，且超声电能的供应采用的是碳刷集流环的传统供电方式。
河北工学院的李健中等人对超声振动磨削的材料去除机理、表面创成机理、表面粗糙度等进行了一系列的研究。利用自行研制的超声振动磨削装置使砂轮磨削的同时作轴向超声振动，通过试验得知，由于高频振动，砂轮不易堵塞，保持磨粒锋利性，提高了
磨削效率；磨削表面形成网状结构，加工表面质量较好。
1998 年前后兵器工业第五二研究所杨继先、张永宏等人通过对外圆磨床的改造进行了超声振动内圆磨削试验研究，验证了超声振动内圆磨削可明显地提高陶瓷加工效率，能有效地消除普通磨削产生的表面裂纹和崩坑的效果，提高磨削圆度。
1999年上海交通大学赵波等利用自行研制的超声振动珩磨机床对工程陶瓷发动机缸套类零件进行了超声振动磨削试验研究．加工表面微裂纹大幅度减少，加工效率和加工表面质量均得纠很大提高，加工工具耐用度比普通磨削提高至少3倍。
2000 年前后，天津大学于思远、刘殿通、李天基等人 [12] 对各种先进陶瓷小孔加工进行了系统研究，采用无冷压电陶瓷换能器制开发了一台陶瓷小孔超声波磨削加工机床，在工程陶瓷小孔磨削时对磨头施以超声振动，提出了高效的超声磨削复合加工方法，效率比传统的超声加工提高 6 倍以上，表面质量也有大幅度提高。
南京航空航天大学对硬脆金属材料的超声电解复合加工工艺进行了实验研究。结果表明，该复合加工方法使加工速度、精度及表面质量较单一加工工艺有显著改善
东北大学庞楠研究了新型陶瓷材料的超声波复合磨削加工中砂轮堵塞及自锐性分析，砂轮修整方法及最佳砂轮修整程度的分析，提出超声振动磨削的最佳工艺参数[11]。
上海交通大学吴雁在陶瓷材料的超声加工方面进行了深入研究，研究了二维超声振动磨削陶瓷材料的脆-塑性转变机理、塑性去除机理、高效去除机理等相关的超声磨削机理，提出了微-纳米复合陶瓷二维超声振动表面变质层结构模型以及精密磨削复合陶瓷材料是塑性变形为主的去除方式,并且还进行了纳米复相陶瓷超声振动表面微观特性的研究，提出了在特定的磨削条件下，陶瓷材料纳米增韧改性和二维超声振动磨削技术相结合，可实现以非弹性变形为主要去除机理的超精密磨削表面[12][13]。
河南理工大学闫艳燕等进行了陶瓷材料的超声磨削机理和试验研究，分析了陶瓷材料二维超声振动研磨、磨削的去除机理和磨削表面创成机理以及硬脆材料的表面形成和破碎状况，并建立了相关的数学模型，得出了陶瓷材料脆—塑性转化的临界公式，以及超声磨削提高陶瓷材料表面质量的相关结论[15][16]。
山东大学张洪丽、张建华等研究了工件沿砂轮轴向、径向、切向三种超声振动条件下的磨削特性，分析了三种情况下的运动学、磨削力、材料去除机理及表面加工质量，建立了三种加工方式下的表面粗糙度的计算模型，并进行了实验研究。
北京航空航天大学和哈尔滨工业大学将超声振动引入普通聚晶金刚石(PCD)的研磨
[14]
加工，显著地提高了研磨效率，并在分析PCD材料的微观结构和去除机理的基础上，对PCD超声振动研磨机理进行了深入研究。研究指出，研磨轨迹的增长和超声振动脉冲力的作用是提高研磨效率的根本原因。
本人及团队在超声振动内圆磨削加工技术上取得了新的突破，通过在普通内圆磨削机床上添加超声振动内圆磨削磨头即可以实现超声内圆磨削，结构简单、成本低廉，并且采用了新型的回转式非接触超声波电能传输方式，解决了一直以来困扰众多学者的碳刷、集流环电能传输方式中存在的问题，并申请了一项有关非接触超声波电能传输的实用新型国家专利。
3.3超声振动磨削装置的研究进展
超声振动系统由换能器、变幅杆和工具头等部分组成，是超声设备的核心部分。超声振动磨削系统通常采用一维纵向（轴向）振动方式，并按“全调谐”方式工作。但近年来，随着超声技术基础研究的发展和在不同领域实际应用的特殊需要，对超声振动系统的工作方式和设计计算、振动方式及其应用研究都取得了新的进展，二维超声振动磨削系统也得到了研究和应用。
超声振动磨削系统依据换能器的振动方式可以分为两大类，单方向激励超声振动磨削系统和复合振动磨削系统。
日本研究成功一种半波长弯曲振动系统，其切削刀具安装在半波长换能振动系统细端，该振动系统换能器的压电陶瓷片采用半圆形，上下各两片，组成上下两个半圆形压电换能器(压电振子)，其特点是小型化，结构简单，刚性增强。
日本还研制成一种新型“纵-弯”型振动系统，并已在手持式超声复合振动研磨机上成功应用。该系统压电换能器也采用半圆形压电陶瓷片产生“纵-弯”型复合振动。
1994年日本多贺电气株式会社采用“纵一弯”型超声复合振动系统制成研磨机，用于放电加工后的模具沟槽侧壁研磨抛光。研磨工具做纵向振动和弯曲振动。研究结果表明，弯曲振动方向不同，可获得不同的研磨效果。
哈尔滨工业大学的吴永孝、张广玉等人研制的超声波振动小孔内圆磨削系统，在小
[8]
孔磨削提高磨削效率和加工精度等方面取得了一定的成效，所用磁致伸缩换能器发热大，采用了加装制冷装置的方法解决冷却问题，但致使其结构复杂。
1996 年前后华北工学院辛志杰、刘刚通过对超声振动内圆磨削机理的探讨，研制了一套超声内圆磨削装置，在改善工件表面质量、提高生产率和内圆磨削系统结构设计上有了新的突破。
1997年英国研制了硬脆材料纳米磨削中心，可实现硬脆材料超声纳米表面加工；日本UNNO海野邦昭分别进行了工程陶瓷超声磨削的研究。多项研究结果表明：超声磨削陶瓷材料的加工效率可提高近一倍；当工具与工件上同时施加超声振动时，加工效率可提高2—3倍。
1997 年前后西北工业大学史兴宽等人研制了一种超声内圆磨削装置，此装置较专用超声磨床主轴系统结构简单，但因发热大而使用了冷却装置，这就使此超声磨头的结构显得复杂，虽然加工效率和加工质量有一定的提高，但其复杂的结构不利于推广使用。
2002年弗劳恩霍夫生产技术研究院研制出了新型超声研磨设备DMS 50，采用该设备对超声辅助磨削过程进行了技术性分析。并且，国外已研究出先进的超声振动主轴，其转速可达4000r／min至30，000r／min。可以实现加工过程中砂轮的振动，并使其转速达到传统磨削工艺的水平。
德国 Fraunhofer 研究中心和布莱梅大学精密工程中心采用非圆周对称结构在单纵振激励的条件下产生了 10:1 的椭圆振动，提高了刀具寿命，也保证了加工精度。另外新加坡制造技术研究所仿照德国研究人员的结构也制作除了超声椭圆振动切削不锈钢的装置。
天津大学于思远、刘殿通等人对各种先进陶瓷小孔加工进行了系统研究，采用无冷压电陶瓷换能器研制了一台陶瓷小孔超声波磨削加工机床，在工程陶瓷小孔磨削时对磨头施以超声振动，提出了高效的超声磨削复合加工方法，效率比传统的超声加工提高6倍以上，表面质量也有大幅度提高[23]。
南京航空航天大学杨卫平、徐家文设计了用于加工三维型面的超声磨削装置，推导了用于数控加工的超声磨削装置变幅杆设计的数学模型，此装置采用电机直连进行旋转，电信号传输采用碳刷集流环的传输方式。
河南工业大学机电工程学院李华、殷振等人设计了超声波椭圆振动内圆磨削磨头，[24]
并在超声振动内圆磨削系统中采用了新型的回转式非接触超声波电能传输方式，解决了碳刷、集流环电能传输方式中存在的问题 [25]。
德国 DMG 公司和日本马扎克公司将超声振动头安装在加工中心上，进行了零件异形沟槽加工、内外圆磨削、平面磨削加工、以及导电陶瓷材料的超声振动磨削研究，取得良好效果，并已实现商业化生产应用。
在第八届中国国际机床展览会(CIMT2003)上，德国DMG公司展出了其新产品DMS35Ultrasonic超声振动加工机床，该机床主轴转速3 000～4 0000 r/min，特别适合加工陶瓷、玻璃、硅等硬脆材料。与传统加工方式相比，生产效率提高5倍，加工表面粗糙度Ra＜0.2μm，可加工0.3 mm精密小孔，堪称硬脆材料加工设备性能的新飞跃。
图 1-2 德国 DMG 超声振动加工中心 图 1-3 德国 DMG 超声振动加工中心刀具
4、超声加工技术的发展趋势和未来展望
随着传统加工技术和高新技术的发展，超声振动切削技术的应用日益广泛，振动切削研究日趋深入，主要表现在以下几个方面。
(1)研制和采用新的刀具材料
在现代制造业中，钛合金、纯钨、镍基高温合金等难加工材料所使用的范围越来越大，对机械零件加工质量的要求越来越高。为了更好地发挥刀具的效能，除了选用合适的刀具几何参数外，在振动切削中，人们将更多的注意力转为对刀具材料的开发与研究上，其中天然金刚石、人造金刚石和超细晶粒的硬质合金材料的研究和应用为主要方向。
(2)高效稳定超声振动系统研究
现有的实验及实用振动切削加工系统输出功率尚小、能耗高，因此，期待实用的大功率振动切削系统早日问世。到目前为止，输出能量为4 kW的振动切削系统已研制出来并投产使用。在日本，超声振动切削装置通常可输出功率1 kW，切削深度为0.01～0.06 mm。
(3)超声椭圆振动切削的研究与推广
超声波椭圆振动切削已受到国际学术界和企业界的重视。美国、英国、德国和新加波等国的大学以及国内的北京航空航天大学和上海交通大学已开始这方面的研究工作。日本企业界如日立、多贺和Towa公司等已开始这方面的实用化研究。但是，超声波椭圆振动切削在理论和应用方面还有许多工作要做。尤其是对硬脆性材料的超精密切削加工、微细部位和微细模具的超精密切削加工等方面还需要进一步研究。
(4）微细超声加工技术
以微机械为代表的微细制造是现代制造技术中的一个重要组成部分，晶体硅、光学玻璃、工程陶瓷等硬脆材料在微机械中的广泛应用，使硬脆材料的高精度三维微细加工技术成为世界各国制造业的一个重要研究课题。目前可适用于硬脆材料加工的手段主要有光刻加工、电火花加工、激光加工、超声加工等特种加工技术。超声加工与电火花加工、电解加工、激光加工等技术相比，既不依赖于材料的导电性又没有热物理作用，与光刻加工相比又可加工高深宽比三维形状，这决定了超声加工技术在陶瓷、半导体硅等非金属硬脆材料加工方面有着得天独厚的优势。
随着东京大学生产技术研究所增泽研究室对微细工具的成功制作及微细工具装夹、工具回转精度等问题的合理解决，采用工件加振的工作方式在工程陶瓷材料上加工出了直径最小为5μm的微孔，从而使超声加工作为微细加工技术成为可能。
超声加工技术在不断完善之中，正向着高精度、微细化发展，微细超声加工技术有望成为微电子机械系统(MEMS)技术的有力补充。
超声加工技术的发展及其取得的应用成果是可喜的。
展望未来，超声加工技术的发展前景是美好的。
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图 1-5 超声椭圆振动切削出的镜面试件
磨削温度在磨削过程当中作为重要参数之一,不仅会引起工件表面的热裂纹、热残余应力等热损伤而且还会引起刀具的磨损[7]。磨削中砂轮与工件接触摩擦,产生大量的磨削热,引起工件表层局部高温,导致工件产生尺寸及形状误差,降低零件使用寿命和工作可靠性,严重时会引起工件的表面热损伤,并损害砂轮。因此,研究工件表面的磨削温度分布特征,对有效控制热损害,深入探讨磨削机理等具有重要意义[8,9]。
本文对硬脆材料的超声振动辅助微磨削温度场进行实验研究。首先选择合适的热电偶及热电偶测温方法;然后设计了超声振动辅助微磨削实验方案并分析超声振动在不同加工参数下对磨削温度场的影响。实验结果表明:超声振动能够有效的降低磨削过程中的温度。
1 热电偶及热电偶测温方法的选择
1.1 热电偶工作原理
如图1所示为热电偶工作原理图[10]。它是基于塞贝克效应[11],即将两种不同导体材料两端焊接在一起组成闭合回路,放入被测介质的一端1称之为热端,与测量仪表或电脑相连的一端2称之为冷端,当导体两端开始出现温度差时,回路当中就会有电流通过,也就是产生了热电势,此时测量仪表或电脑端就能读出温度变化情况。当然,测量仪表或电脑中已经对热电势和温度的对应大小关系提前输入,所以直接可以读出温度值;也可以直接读出热电势的大小,然后根据热电势和温度的标定值来读出温度的大小。
最终测量出的温度值大小不仅与两种热电偶丝的导体材料性质有关,而且与热端和冷端的温差大小有关;然而测出的温度值与热电偶导体材料的直径和长短无关,也就是说热电偶可以进行远距离测温,而不影响实际温度的大小,这在相关工业领域或者一些特殊行业的应用是极其重要的。
1.2 热电偶的选择
热电偶测温主要有两种方法,分别为单极热电偶测温法和双极热电偶测温法。单极热电偶测温法主要运用于导电的工件材料,双极热电偶测温法对于导电和不导电的工件材料都试用。对于实验用的不导电硬脆材料石英玻璃来说,只能选用双极热电偶测温法。
热电偶测温的难点在于热电偶结的形成。如图2所示,一般有两种不同的方法来形成热电偶结。
如图2(a)所示,首先将热电偶丝1和2压成扁平状作为两个电极,并将极薄云母片放在两热电偶丝之间用于绝缘,防止电路短路。由于石英玻璃不导电,所以电极与工件材料之间就不再需要用云母片进行绝缘,最后需要将分开的工件之间用环氧树脂粘在一起。试件做成功之后要检查是否短路。当砂轮磨削工件并到达热电偶丝上方时,两金属热电偶丝便会产生塑性变形,从而粘结在一起,形成热电偶结,这种粘结现象即所谓的“冷焊”。
还有另一种方法就是热焊,如图2(b)所示,即在磨削前,用人工的方法将两热电偶丝焊接在一起。这种方法很少出现短路或者两热电偶丝粘结不成功等现象,也不必将工件分为两半再粘结,只需在工件上打一通孔即可。缺点就是热结点相对比较大。
这两种方法虽然都可以,但是考虑到工件材料的尺寸以及粘结工件的复杂性等,最后还是选择热焊的形式来形成热结点。
热电偶的分类[12]如表1所示。
考虑到价格等问题,以及磨削温度的范围,选择表1中的铜—康铜低温热电偶作为超声振动辅助微磨削测温实验所用,选择热电偶丝直径为0.3 mm。该热电偶属于T型热电偶,测温范围为-200~400℃,其主要特性为测温精度高,灵敏度较高,线性度好,稳定性和均匀性较好,价格便宜等优点。
1.3 温度曲线标定
在超声振动辅助微磨削测温实验中采用的是T型热电偶,该热电偶属于标准热电偶,所以对应的温差电动势—温度分度表已经存在。以便直观显示,将其转化为温差电动势—温度曲线图,如图3所示。
2 超声振动辅助微磨削温度场实验平台设计
如图4所示为超声振动辅助微磨削实验平台。该平台主要包括三个关键性运动,分别为:施加于工件上的超声振动;由三向微进给系统提供的微进给运动;电主轴施加于砂轮的高速旋转运动。这三部分的具体设计如下:
施加于石英玻璃工件上的超声振动实际上是高频率、低振幅的往复简谐运动。它是由可以输入正弦信号的超声波发生器发出,然后传到由一组压电陶瓷装置制成的振动发生器,该装置将正弦信号转换为与水平方向平行的往复振动,然后通过变幅杆改变振幅大小并使之达到所需值。超声波发生器的频率为20 k Hz,可以通过改变功率(0.2~0.8 k W)来调节输入振幅。
高精度微进给系统是由三向微进给系统来实现的。它是由两个位置精度为3μm、双向重复精度为±0.4μm的水平方向精密伺服电机和一个分辨率精度为±1μm、双向重复性为±0.75μm的垂直方向精密伺服电机组装而成。为保证超声振动辅助微磨削过程中的加工精度,在系统控制中采用高精度的光栅反馈,微进给系统的精度等级能够达到0.04μm/脉冲,因此该系统能够满足磨削实验的精度要求。
电镀金刚石微径砂轮的高速旋转运动是由电主轴系统来实现的。该电主轴系统为日本精工Artco_NSK_E2550型气浮式高速电主轴系统,主要包括气浮式电主轴、马达、马达控制器和空气过滤器。马达控制器能够实现的转速范围为5 000~50 000 r/min,当达到最大转速时,同轴度误差为1μm。电镀金刚石微径砂轮安装在该高速气浮电主轴上。
如图5所示为磨削力和磨削温度测量系统原理图。在实验开始前,首先要将超声波发生器打开,此时的超声振动会对工件磨削过程产生的热量造成干扰,所以要等超声振动达到稳定状态再进行磨削实验,而常规微磨削不会有这种情况发生。
当砂轮开始对石英玻璃工件进行磨削并通过热电偶上方时,热电偶两极当中便开始产生热电势,即有温度信号产生;由于该温度信号可能比较微弱,所以需要通过信号放大器将其放大,此时便可以由电脑里面安装的数据采集卡获得温度信号,最后通过电脑安装的Lab VIEW软件对信号进行处理,在处理过程中需要过滤掉未开始进行磨削实验时超声振动产生的干扰信号。
3 超声振动辅助微磨削温度场实验设计
该实验采用正交实验法,如表2所示为实验方案,其中前16组作为超声振动辅助微磨削温度场实验,后12组和前4组作为常规端面微磨削温度场实验。实验材料为石英玻璃。砂轮采用的是微径电镀金刚石砂轮,半径和粒度分别为1.5 mm和270。为避免实验时工件表面的不平整造成的误差,在实验之前需多次对实验平台进行调整,以此来减小平行度误差。室温为20℃。
4 实验结果与分析
如图6所示为上述正交磨削实验在进行极方差分析处理后获得的超声振幅和磨削加工参数对磨削温度场的影响分析曲线图。其中,UAMEG代表超声振动辅助微磨削,CMEG代表常规端面微磨削。
图6(a)所示为超声振幅从0逐渐增大至8.5μm过程中磨削温度随超声振幅的变化情况。当超声振幅分别为0和6.5μm时,磨削温度变化情况代表了常规端面微磨削和超声振动辅助微磨削温度变化,很明显,当超声振幅从0变化到6.5μm的过程中,温度会急剧下降,表明在磨削过程当中引入超声振动可以降低磨削温度。当超声振幅从6.5μm增大至7.5μm时,磨削温度进一步下降,下降幅度非常明显;当超声振幅增大至8.5μm时,磨削温度仍然在下降,只是下降幅度较之前缓慢了许多。整体而言,随着超声振幅的增大磨削温度在不断降低,但是振幅越大,磨削温度下降的却越来越缓慢。
图6(b)所示为磨削深度从1μm变化到2.5μm的过程当中,超声振动辅助微磨削和常规端面微磨削的温度变化情况。当磨削深度从1μm增长到2μm的过程中,超声振动辅助微磨削温度和常规端面微磨削温度都呈现上升趋势,但是当磨削深度从2μm增长到2.5μm的过程中,超声振动辅助微磨削温度和常规端面微磨削温度却开始出现下降趋势。出现下降趋势的原因可能是磨削深度从2μm增长到2.5μm的过程中,工件材料由塑性方式去除开始转为脆性断裂去除,磨削比能会相应的减小,消耗的能量也就减少,因此磨削温度降低。同时,超声振动辅助微磨削温度始终要比常规端面微磨削温度低,最少降低3.5%,最高降低24.3%。
图6(c)所示为工件进给速度从40μm/s增长到130μm/s的过程中,超声振动辅助微磨削和常规端面微磨削的温度变化情况。从图中可以看出常规端面微磨削从40μm/s增长到130μm/s的过程中,磨削温度一直在下降;而超声振动辅助微磨削温度从40μm/s增长到70μm/s的过程中为上升趋势,磨削温度从70μm/s增长到130μm/s的过程中为下降趋势。因为磨削温度与热源作用在工件上的时间有关系,时间越长,工件温度会越高,所以常规端面微磨削温度会随着砂轮转速的升高而降低;但是,工件进给速度的增加会使砂轮单颗磨粒的未变型切屑厚度增加,工件材料可能以塑形方式去除,相对热源作用时间,塑性方式去除的影响较大,所以超声振动辅助微磨削温度开始时为上升趋势,再往后热源作用时间影响会变大,所以磨削温度开始出现下降趋势。另外,超声振动辅助微磨削温度始终要比常规端面微磨削温度低,最少降低11.5%,最高降低31.2%。
5 结论
本文对硬脆材料的超声振动辅助微磨削温度场进行实验研究。实验结果表明:磨削温度随着超声振幅的增大而不断降低;随着磨削深度的增大磨削温度先增大后减小;随着进给速度的增大磨削温度不断降低。采用超声振动能够有效的降低磨削过程中的温度,从而有利于硬脆材料的磨削。
摘要：采用热电偶方法,对石英玻璃工件进行有、无超声振动的磨削温度实验研究。首先选择合适的热电偶及热电偶测温方法;然后设计了超声振动辅助微磨削实验方案并分析超声振动在不同加工参数下对磨削温度场的影响。实验结果表明:超声振动能够有效的降低磨削过程中的温度。
关键词：磨削温度,热电偶,超声振动,实验
参考文献
[1] Bhaduri D,Soo S L,Novovic D,et al.Ultrasonic Assisted Creep Feed Grinding of Inconel718.Procedia CIRP 6,2013:615-620
[2] Gan J,Wang X,Zhou M.Ultraprecision diamond turning of glass with ultrasonicvibration.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2003;21(12):952-955
[3] Zhou M,Wang X J,Ngoi B K A,et al.Brittle-ductile transition in the diamond cutting of glasses with the aid of ultrasonic vibration.Journal of Materials Processing Technology,2002;12(2-3):243-251
[4]隈部淳一郎.精密加工,振动切削(基础与应用).韩一昆,薛万夫.译.北京:机械工业出版社,1982:65-73Kumabe Junichiro.Precision machining,vibration cutting(Base and application).Han Yikun,Xue Wanfu.Trans.Beijing:Machinery Industry Press,1982:65-73
[5] Tawakoli T,Azarhoushang B,Rabiey M.Ultrasonic assisted dry grinding of 42Cr Mo4.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2009;42:883-891
[6] Akbari J,Borzoie H,Mamduhi M H.Study on ultrasonic vibration effects on grinding process of alumina ceramic(Al2O3).World A-cademy of Science,Engineering and Technology,2008;41:785-789
[7] Alagumurthi N,Palaniradja,Soundararajan V.Cylindrical grinding:A review on surface integrity.International Journal of Precision Engineering and Manufacturing,2007;8(3):24-44
[8]李伯民,赵波.现代磨削技术.北京:机械工业出版社,2003Li Bomin,Zhao Bo.Modern grinding technology.Beijing:Machinery Industry Press,2003
[9]袁哲俊,王先逵.精密和超精密加工技术.北京:机械工业出版社,2007Yuan Zhejun,Wang Xiankui.Precision and ultra precision machining technology.Beijing:Machinery Industry Press,2007
[10]王西彬.磨削温度及热电偶测量的动态分析.中国机械工程,1997;8(5):77-80Wang Xibin.Dynamic analysis of grinding temperature and thermocouple measurement.China Mechanical Engineering,1997;8(5):77-80
[11]曾辉,曾琪.塞贝克效应及其应用.嘉应学院学报,2004;22(3):52-54Zeng Hui,Zeng Qi.The Seebeck effect and its application.Journal of Jiaying University,2004;22(3):52-54
目前国内外飞机紧固孔装配制造企业正在积极开发和应用各种自动化制孔设备,如自动进给钻、自动钻铆机、机器人制孔设备、大型机床等,但由于加工空间、技术、成本和周期等方面的限制,这些自动化设备和技术尚未成熟或尚未推广应用,故普通气钻制孔技术仍具有不可替代的作用。尤其对于我国,在相当长的一段时间内飞机紧固孔装配制造的主要制孔工具还是普通气钻[1]。传统的钻扩铰多步制孔工艺和普通气钻制孔工具不仅对工人操作技能要求高,而且工艺路线长,加工质量不高。工人操作普通气钻制孔精度通常只能达到H9,表面粗糙度Ra值在1.6μm左右[2,3]。
随着碳纤维复合材料、钛合金等难加工材料在飞机装配制造中的大量应用以及加工孔径的变大和装配精度要求的提高,传统的装配制造技术严重制约了我国飞机装配制造业的高效、高质、低成本的可持续发展。特别是在飞机蒙皮复合材料与钛合金叠层(简称复钛叠层)大孔径制孔中,这种低制造水平与高制造要求的矛盾更加突出。以ϕ12mm的叠层紧固孔加工为例,传统的手动钻-扩-铰-锪多步制孔方法加工完一个孔不仅需要多达20道工序,而且制孔过程中还容易出现复合材料(CFRP)出口分层、表面质量不高、刀具磨损快等问题,影响了飞机的装配效率和装配质量[4]。因此,飞机装配制造业亟待研究新的工艺方法、工艺设备及工艺规范等来提高飞机紧固孔装配制造技术水平。本文针对飞机装配制造中复钛叠层大紧固孔难加工的问题,通过分析振动加工的机理优势,提出了超声振动套-铰-锪制孔工艺方法,并且开发了相应的便携式振动制孔工具系统。
1 振动技术有效性研究
碳纤维复合材料是一种新型结构材料,具有比强度、比刚度高,耐疲劳性能好以及可设计性强等优点,但由于其硬度高、各向异性和层间强度低,因此传统麻花钻钻孔时易造成出口分层和撕裂。近来一些学者对各种刀具加工复合材料进行了深入的分析,发现采用套料加工方式加工复合材料时,轴向力小、不易分层,是较好的加工复合材料的方式[5,6]。但是,一方面套料加工经常排屑不畅,切屑堵在套料钻中,造成刀具不能继续使用,另一方面套料加工精度低,难以满足加工精度要求,这些问题制约了套料钻在飞机装配现场的使用[7,8,9]。目前飞机装配现场通常采用传统多步钻-扩-铰-锪的工艺方法[9,10]。
超声振动技术可以使普通套料钻在旋转制孔的同时产生20kHz左右的微振幅纵向振动,如图1所示。一方面刀体外圆和内孔电镀的金刚砂颗粒纵向的超声高频微振幅振动产生了排屑空间,另一方面刀具的超声脉冲振动发挥了类似超声清洗的功能,这样刀具周围的切屑会被顺利弹射排出,可避免普通加工中的切屑包覆刀具和切屑块堵在刀具中等情况的发生。另外,振动套料加工不仅可以有效排屑,而且刀具的脉冲振动又可以降低切削力,这样非常有利于避免复合材料出口分层和撕裂的发生。因此,振动套料非常适合高质、高效加工复合材料。
超声振动铰削是在普通螺旋铰刀旋转的同时加上轴向超声振动,轴向的超声振动通过刀具螺旋刃转化为螺旋方向的振动,如图2所示。超声振动干式铰削实现了脉冲力作用的分离型振动切削,消除了普通切削过程中的弹性挤压振动。这种有规律的脉冲断续切削,可以有效提高铰削表面质量和精度,改善表面应力状态,提高疲劳寿命[11]。
2 振动加工复钛叠层紧固孔工艺研究
目前对于飞机蒙皮复钛叠层ϕ12mm紧固孔的加工,如果采用传统的手动钻-扩-铰-锪多步制孔方法(如图3和表1所示),加工工序需要将近20道,加工总效率低,加工精度和表面粗糙度Ra分别只能达到H9和1.6μm左右,而且锪窝力大,钉头平齐度差。
分析上述振动套料和振动铰削的特点后,本文提出了超声振动套-铰-锪复钛叠层有底孔的高质高效加工工艺方法,如图4所示。工序安排见表2。首先进行振动套料粗加工,高质高效完成复合材料初孔加工。其次进行振动粗铰加工,该工序主要目的是解决套料加工中可能出现的套料不均以及钛合金纠偏的问题。再次进行振动精铰加工,该工序主要目的是达到加工精度和质量要求。最后进行振动锪窝,该工序主要目的是提高锪窝加工的精度和质量。本工艺方法的加工效率高,单孔加工仅需4道工序完成,而且精度接近H8,表面粗糙度Ra接近0.8μm,复合材料出口无分层。
3 振动工具系统设计
根据超声振动套-铰-锪的加工工艺方法,研制了超声振动制孔工具系统,如图5所示。超声振动制孔工具系统主要由振动气钻、谐振刀具及附件、电源控制柜、工具柜、可移动小车等组成。
振动工具共有三种,分别是振动套料气钻、振动铰削气钻和振动锪窝气钻。刀具有套料钻、铰刀、锪窝钻三种,其中套料钻与振动套料气钻连接使用,用来完成复合材料振动套料加工;铰刀与振动铰削气钻连接使用,用来完成叠层铰孔加工;锪窝钻与振动锪窝气钻连接使用,用来完成振动锪窝加工,其中锪窝钻套用来锪窝加工中定向定深。附件包括一些配套的扳手等工具。振动气钻工具的基本结构都是相同的,主要由谐振刀具、换能器、导电滑环、气钻及控制盒组成,如图5所示。其中谐振刀具与换能器是常用的螺纹连接,因此刀具便于更换,通用性好,而且刀具谐振效果好。控制盒可以快速与任意一支气钻连接并控制超声电源为其提供振动能量。
电源控制柜为振动工具提供超声振动的能量,通过控制盒与不同振动气钻快速连接和自动匹配。振动电源中的匹配1、2、3分别与三支振动气钻匹配,通过调控盒上的旋钮选择相应的1、2、3挡自动与振动套料气钻、振动铰削气钻和振动锪窝气钻进行匹配。匹配4和功放2为备用配置。
4 振动加工实验验证
振动加工验证实验采用图5所示超声振动制孔工具系统进行,加工工艺为振动套料-振动粗铰-振动精铰-振动锪窝。第一步为振动套料加工,刀具采用套料钻ϕ11.5mm,气钻转速为6000r/min;第二步和第三步为振动粗铰和精铰加工,铰刀材料为硬质合金,铰刀尺寸分别为ϕ11.85H7和ϕ12H7,气钻转速为1300r/min;第四刀为振动锪窝,刀具采用PCD锪窝钻,气钻转速为2600r/min。整个加工过程为手动加工。工件材料采用四种不同类型的碳纤维复合材料和钛合金组成的叠层材料,每种叠层材料分别加工两个孔(A型材料进行振动锪窝加工)。试验结果如下:
(1)出口情况。如图6所示,振动加工后的复合材料出口非常好,经超声无损检测发现无分层,无撕裂;锪窝表面平整;钛合金出口毛刺较小。
(2)孔径精度。经过内径千分表检测,复合材料和钛合金孔径尺寸如表3所示,孔径精度基本达到ϕ12H8。
(3)表面质量。经粗糙度仪检测,钛合金孔表面粗糙度值如表4所示,表面粗糙度Ra接近0.8μm。
5 结论
(1)从加工机理上分析得出超声振动套料具有良好的排屑功能,能有效防止切屑堵塞;超声振动铰削实现了脉冲力作用的分离型振动切削,可以有效提高加工精度和表面质量。
(2)针对复钛叠层紧固件大孔加工提出了振动套料-铰削-锪窝的新工艺方法,实验结果表明孔径精度接近H8,表面粗糙度Ra接近0.8μm,复合材料出口无分层,锪窝表面平整。
(3)研制了便携式超声振动制孔工具系统,该工具系统小巧、可操作性好,便于装配现场实际实现紧固孔精密加工。
本研究表明,超声推动套-铰-锪新工艺方法及振动制孔工具系统可以高质、高效、低成本加工复钛叠层紧固件大孔,能满足飞机复钛叠层紧固孔精密装配制造的要求。
摘要：针对飞机蒙皮复合材料与钛合金叠层(简称复钛叠层)紧固件大孔传统手工多步制孔加工中存在的工艺路线长、加工质量不高、刀具寿命低等问题,开展了超声精密制孔技术的研究,提出了超声振动套-铰-锪的新工艺方法,并研制了超声振动制孔工具系统。实验结果表明,超声振动套-铰-锪新工艺方法及振动制孔工具系统可以高质、高效、低成本加工复钛叠层紧固件大孔,能满足飞机复钛叠层紧固孔精密装配的工业要求。
关键词：复钛叠层,工艺方法,制孔工具,超声振动,套料钻,铰削
参考文献
[1]邹方,薛汉杰,周石勇,等.飞机数字化柔性装配关键技术及其发展[J].航空制造技术,2006(9):30-35.
[2]《航空制造工程手册》总编委会.航空制造工程手册——飞机装配[M].2版.北京:航空工业出版社,1993.
[3]裴旭明.制孔工艺对7075铝合金孔表面完整性的影响[J].北京航空航天大学学报,2002,28(3):319-323.
[4]雅柯维茨,西洛特金,菲尔索夫,等.飞机长寿命螺栓连接和铆接技术[M].张国梁,译.北京:航空工业出版社,1991.
[5]Hocheng H,Tsao C C.Effects of Special Drill Bitson Drilling-induced Delamination of CompositeMaterials[J].International Journal of MachineTools and Manufacture,2006,46(12/13):1403-1416.
[6]Hocheng H,Tsao C C.Effects of Peripheral DrillingMoment on Delamination using Special Drill Bits[J].Journal of Materials Processing Technology,2008,201(1/3):471-476.
[7]Tsao C C.Experimental Study of Drilling CompositeMaterials with Step-core Drill[J].Materials&De-sign,2008,29(9):1740-1744.
[8]Tsao C C.Thrust Force and Delamination of Core-saw Drill During Drilling of Carbon Fiber ReinforcedPlastics(CFRP),International Journal of AdvancedManufacturing Technology,2008,37(1/2):23-28.
[9]于晓江,曹增强,蒋红宇,等.碳纤维增强复合材料结构钻削工艺[J].航空制造技术,2010(15):66-70.
[10]徐福泉,高大伟.复合材料结构装配过程中的制孔和连接[J].航空制造技术,2010(17):72-74.
