0 引言
磨削加工是一种重要的精密、半精密加工方法，特别是一些脆硬难加工材料的加工大多采用磨削加工来实现。然而在磨削加工过程中，由于磨削比能大且绝大部分的能量转化为磨削热，较高的磨削温度不仅对砂轮磨粒的切削性能有较大影响，而且还有一部分热量直接传入工件中[1]，对工件造成不同程度的热损伤，导致零件的抗磨损性能降低、应力锈蚀的灵敏性增加、抗疲劳性降低，造成工件尺寸精度和形状精度误差等[2-3]，从而严重影响了工件的使用寿命和工作可靠性。因此为了降低磨削加工时的磨削温度，国内外学者对此展开了大量研究。
SHI等[4]设计了一种杯型微沟槽喷雾冷却砂轮，试验结果表明这种砂轮能够有效降低磨削温度。AURICH等[5]通过电镀有序超硬磨粒制得砂轮并进行磨削试验，发现其具有良好的干磨削性能。也有学者提出对砂轮表面形貌进行重构达到降低磨削温度提高磨削性能的目的。OLIVEIRA等[6]通过压电激励控制的砂轮修整器对砂轮加工出大面积的微织构，并对该砂轮的磨削性能展开了研究。MOHAMED等[7]通过单点金刚石作为切削工具对氧化铝砂轮加工出沿砂轮圆周的浅沟槽，并进行了缓进给大切深的磨削试验，试验结果表明这种砂轮表面加工出圆周的浅沟槽能够明显降低磨削工件的热损伤。WALTER等[8]、KHANGAR等[9]、LI等[10]通过不同的方法对砂轮表面形貌进行优化设计，试验结果均认为改变砂轮原始表面形貌可降低磨削热损伤，且砂轮形貌在不同程度上的改变导致其作用效果也有较大差异。
目前大多数砂轮形貌重构方法都较复杂且低效。本文提出了一种新的砂轮表面形貌重构方法，即设计一种聚晶金刚石纤维切削装置，用其对白刚玉砂轮进行断续切削加工，在砂轮表面加工出断续微沟槽，并以在航空、航天、机械、汽车等诸多领域应用较广的淬硬轴承钢为磨削试件，采用原始砂轮及形貌重构砂轮在常温干式、浇注式两种润滑方式下分别对轴承钢进行磨削对比试验，并从磨削力、磨削温度等角度展开分析。
1 试验材料、设备与方法
1.1 试验材料与设备
砂轮形貌重构的制备与磨削试验均在超精密平面磨床MGK7120×6上进行。试验中磨削工件材料选用GCr15淬火轴承钢，其在淬火和回火后具有较高且均匀的硬度，耐磨性能好，接触疲劳强度高，是典型的难加工材料。工件尺寸为20 mm×10 mm×10 mm，其中截面20 mm×10 mm为磨削面。本文采用白刚玉陶瓷结合剂砂轮P200×20×32LWA60L8V，所有砂轮在试验之前均用金刚石笔进行修整；采用三向动态压电晶体式测力仪Kistler9257B测量磨削力；采用双极可磨式人工热电偶的方法测量磨削区的瞬时磨削温度，测温原理如图1所示；采用JB-4C精密粗糙度测试仪对磨削后工件表面的粗糙度进行测量。
图1 测温原理图
Fig.1 Schematic diagram of temperature measurement
1.2 砂轮表面形貌重构
本文采用金刚石纤维切削装置在平面磨床MGK7120×6上对白刚玉砂轮进行断续微切削加工，在砂轮表面加工出断续微沟槽从而实现砂轮表面形貌重构。金刚石纤维切削装置是自制的一种盘状切削刀具，如图2所示。具体的制备方法如下：①采用电火花线切割聚晶金刚石复合片(聚晶金刚石复合片是一种耐用度高、性能稳定的理想刀具材料，是通过高温高压并在催化剂如钴、镍等作用下将金刚石微粉烧结在硬质合金基体上制备而成的一种新型金刚石复合材料，它既具有金刚石的硬度和耐磨性，又具有硬质合金的韧性和强度[11-12])，加工出尺寸为5 mm×0.4 mm×0.3 mm的金刚石纤维；②将金刚石纤维通过人工排序的方法在模具中制成金刚石纤维切削单元；③将金刚石纤维切削单元用环氧树脂胶结到周向开槽的圆盘夹具内，从而制备出金刚石纤维切削刀具，其中金刚石纤维切削刀具周向布置6个金刚石纤维切削单元，每个金刚石纤维切削单元有序排布5条金刚石纤维，每两个纤维之间的间距均为0.7 mm，将切削刀具安装在步进电机上；④制备成金刚石纤维切削装置。
图2 金刚石纤维切削刀具
Fig.2 The diamond fiber cutting tool
图3 砂轮形貌重构示意图
Fig.3 Schematic diagram of topography-reconstructing grinding wheel
砂轮形貌重构示意图见图3，将金刚石纤维切削装置置于砂轮正下方对其进行断续切削，通过改变磨床的上下进给来控制切削深度，改变磨床的轴向进给以改变微沟槽在砂轮轴向的分布。将砂轮表面微沟槽总面积Ae与砂轮表面积As的比值定义为形貌重构比Af，则有
(1)
研究结果表明[13-14]白刚玉砂轮形貌重构比的范围在10%～50%较为合理，当砂轮形貌重构比过大时，在制备形貌重构砂轮过程中会对原始砂轮圆周表面造成严重的破坏，一方面会降低形貌重构砂轮的使用寿命，另一方面形貌重构比过大的砂轮在磨削后会使工件的表面粗糙度显著上升，当形貌重构比过小，则砂轮的容屑空间小，在磨削时磨屑容易嵌入造成砂轮堵塞。综合考虑，本文形貌重构比选为30%。
由
As=2πbR
(2)
(3)
(4)
(5)
式中，R为砂轮半径；b为砂轮宽度；m为微沟槽的总数；r为金刚石切削刀具有效半径；bp为微沟槽宽度；lp为微沟槽弧长；θp为砂轮运动时的接触角；ae为切削深度；nt为切削装置主轴转速；ns为砂轮转速。
可计算出本文的转速比λ(即nt与ns的比值)为20，切削刀具有效半径r为54 mm，切削深度ae为100 μm。最终制备出形貌重构比为30%的形貌重构砂轮，如图4所示。
图4 形貌重构砂轮的表面形貌
Fig.4 The topography of topography-reconstructing grinding wheel
1.3 试验方法
本研究为了分析砂轮形貌重构对磨削力、磨削温度的影响，选取无形貌重构砂轮(原始砂轮)及重构比为30%的形貌重构砂轮，在常温干式和浇注式润滑条件下，进行GCr15淬硬轴承钢的对比磨削试验，具体磨削试验参数如表1所示。
表1 磨削试验参数
Tab.1 Parameters of grinding experiments
砂轮线速度(m/s)18.8工作台线速度(m/min)6磨削深度(μm)10,20,30,40润滑方式常温干式、浇注式浇注式润滑液流量(mL/min)水基磨削液,200
注：磨削速度方向与工作台移动方向相逆，即逆磨。
图5 磨削力实测波动曲线
Fig.5 Measured fluctuation curves of grinding forces
2 试验结果与分析
2.1 砂轮形貌重构对磨削力的影响
图5为浇注式润滑条件下，当磨削深度为10 μm时，原始砂轮及形貌重构砂轮磨削GCr15淬硬轴承钢的磨削力实测波动曲线。由图5可知，在曲线平稳阶段仍会出现一定的波动，这与磨削过程中工件材料、砂轮磨粒的随机性及磨床主轴的波动等因素有关。磨削力取曲线平稳波动时的平均值，同样试验条件重复3次，最终将3次试验测得的平均值作为该条件下的磨削力。由图5还可知，相较于原始砂轮，形貌重构砂轮在磨削时的法向磨削力Fn、切向磨削力Ft均显著降低，但其法向磨削力的波动幅度(D2)更大。这是因为砂轮形貌重构之后改变了原来砂轮磨粒的排布，使同时参与磨削的有效磨粒数量减少，进而减少了切削刃，减少了滑擦和耕犁作用，但与此同时，参与磨削时磨粒数量变化相对较大，因此形貌重构砂轮的法向磨削力波动幅度较大。
图6为浇注式润滑条件下，两种砂轮在不同磨削深度时的磨削力对比图。从图中可知，原始砂轮及形貌重构砂轮的磨削力均随着磨削深度的增大而逐渐增大，在相同磨削深度条件下，相较于原始砂轮，形貌重构砂轮的磨削力要更小。当磨削深度为40 μm时，形貌重构砂轮的法向磨削力Fn、切向磨削力Ft相较于原始砂轮分别降低了18%、27%。这是因为随着磨削深度的增大，原始砂轮及形貌重构砂轮单颗磨粒的切削深度均增大，同时参与磨削的磨粒增多，而且磨削深度增大使工件与砂轮的接触弧度增长，从而磨削力增大。但相较于原始砂轮，一方面形貌重构砂轮在一定程度上减小了同时参与磨削时的有效磨粒数，减小了切削刃，从而降低了滑擦、耕犁作用；另一方面由于砂轮的高速旋转会在磨削区域周围形成“气障”[15]，会阻碍磨削液有效进入磨削区。而形貌重构砂轮由于采用金刚石纤维对其进行微切削，在砂轮表面留有大量断续微沟槽，这些微沟槽可以将磨削液有效地带入磨削区，在磨削区域中形成润滑膜，从而减小砂轮磨粒与工件之间的摩擦，防止磨粒切削刃摩擦磨耗和切削黏附，起到良好的润滑减摩效果。此外形貌重构砂轮表面的微沟槽还可以容纳适量磨屑，降低磨削区域内砂轮-工件-磨屑三者之间的摩擦，从而降低磨削力。
图6 不同磨削深度下的磨削力对比
Fig.6 Comparison of grinding forces under different grinding depths
2.2 形貌重构砂轮对磨削温度的影响
图7为当磨削深度为30 μm时，在常温干式及浇注式两种润滑方式下，原始砂轮磨削GCr15淬硬轴承钢的磨削温度曲线。由图7可知，在常温干式条件下，当砂轮接触到工件表面的热电偶时，磨削温度在0.3 s内迅速上升至594 ℃，接着快速下降，最后平缓下降至时间轴，这表明磨削加工过程是一快冷快热的过程[16]。由图7中常温干式及浇注式润滑条件下的磨削温度曲线对比分析可知，浇注式润滑条件下磨削温度更低，且下降速度更快。这是因为常温干式润滑条件下的砂轮和工件之间的摩擦界面上没有任何冷却润滑介质，磨削过程中产生的磨削热仅有很少一部分会由磨屑带走，余下大部分磨削热会传递到工件上，而浇注式润滑条件下大量磨削液的对流换热作用[17]可使得磨削区的磨削温度快速降低。
图7 磨削温度初始曲线
Fig.7 Initial curves of grinding temperature
图8所示为常温干式及浇注式润滑条件下，原始砂轮及形貌重构砂轮在不同磨削深度时的瞬时磨削温度。由图8可知，相较于常温干式润滑条件，原始砂轮及形貌重构砂轮在浇注式润滑条件下磨削GCr15淬硬轴承钢均降低了磨削温度，但形貌重构砂轮磨削时的磨削温度最低。当磨削深度ap为40 mm时，相较于常温干式润滑时的磨削温度，原始砂轮在浇注式润滑时的磨削温度降低了约45 ℃，形貌重构砂轮在浇注式润滑时的磨削温度降低了约80 ℃，这表明形貌重构砂轮磨削液进入磨削区域的效率更高。
图8 不同润滑条件下砂轮的磨削温度
Fig.8 Grinding temperature of grinding wheel under different lubrication conditions
浇注式润滑条件下，形貌重构砂轮在磨削时的磨削温度相较于原始砂轮在磨削时的磨削温度降低了约114 ℃。其原因为：当磨削深度较大，原始砂轮在磨削时磨削液很难进入磨削区域内，冷却润滑效率低。而形貌重构砂轮表面有大量断续微沟槽，这些微沟槽一方面能够有效地将磨削液带入磨削区从而起到更好的冷却作用，同时磨削液在磨削区域中形成良好的润滑膜，降低界面摩擦防止切削黏附；另一方面砂轮表面的微沟槽也增大了砂轮的热传导面积，增大了砂轮表面与空气之间的对流换热能力。
2.3 形貌重构砂轮对表面粗糙度的影响
图9为常温干式及浇注式润滑条件下，原始砂轮及形貌重构砂轮在不同磨削深度时的工件表面粗糙度对比图。
图9 不同润滑条件下工件表面粗糙度
Fig.9 Workpiece surface roughness under different lubrication conditions
由图9可知，当磨削深度相同时，常温干式润滑条件下砂轮磨削轴承钢后的工件表面粗糙度要高于浇注式润滑条件下的工件表面粗糙度。这是因为在常温干式润滑条件下，由于缺少冷却润滑介质，使得砂轮磨粒与工件直接接触，增大了磨粒的切削黏附及“焊接”现象[18]，因此使得工件表面粗糙度变大。由图9还可得出，当磨削参数相同时，相较于原始砂轮，形貌重构砂轮磨削轴承钢后的工件表面粗糙度较大。这是由于磨削加工是利用砂轮表面众多磨粒的共同切削作用来使工件表面材料得以去除的。当采用金刚石纤维切削装置对砂轮表面形貌进行重构后，使得形貌重构砂轮圆周表面上单位体积内的磨粒数目相较于原始砂轮有所降低，因此在磨削时其磨粒重复划切次数减少，同时在磨削力的作用下迫使未经磨除的材料沿着磨粒两侧形成隆起，产生较大的加工痕迹，从而增大了工件表面粗糙度。
3 结论
(1)采用金刚石纤维微切削装置对氧化铝砂轮进行断续切削，在砂轮表面加工出微沟槽，是一种实现砂轮表面形貌重构的有效方法。
(2)相较于原始砂轮，形貌重构砂轮一方面在磨削时减少了同时参与磨削的有效磨粒数，使得划擦、耕犁作用得以降低，另一方面形貌重构砂轮表面的微沟槽不仅能够有效地将磨削液带入磨削界面，从而起到良好的润滑冷却作用，而且还可以容纳适量的磨屑，降低磨削区域砂轮-工件-磨屑三者之间的摩擦，从而减小了磨削力、降低了磨削温度,工件表面粗糙度主要受到砂轮圆周表面上单位体积内有效磨粒数目的影响，砂轮形貌重构后会导致工件表面粗糙度增大。
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