段 練 黃 云 鄒 萊

1.重慶大學(xué)機(jī)械傳動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶，4000442.重慶市材料表面精密加工及成套裝備工程技術(shù)研究中心，重慶，400021

0 引言

GH4169鎳基高溫合金因具有高強(qiáng)度、耐腐蝕性、耐熱性和抗疲勞性等特點(diǎn)，已被廣泛應(yīng)用在航空發(fā)動(dòng)機(jī)零件、燃?xì)廨啓C(jī)葉輪、葉片等重要零部件中[1-2]。但在GH4169工件磨削過(guò)程中，磨削力大、磨削溫度高、刀具易黏附、刀具磨損嚴(yán)重，同時(shí)工件表面常出現(xiàn)燒傷、產(chǎn)生較大殘余拉應(yīng)力等現(xiàn)象，因此GH4169鎳基高溫合金被認(rèn)為是典型的難加工材料[3-5]。

與砂輪磨削方式相比，砂帶磨削方式具有更高的材料去除率、更低的磨削溫度和更低的磨削費(fèi)用消耗等特點(diǎn)[6]。但在砂帶磨削過(guò)程中，砂帶基體和接觸輪橡膠均會(huì)發(fā)生變形，因此砂帶磨削時(shí)的磨削深度難以精確保證。為獲得精確的磨削深度，實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)磨削，目前國(guó)內(nèi)外研究人員已進(jìn)行了許多相關(guān)研究。文獻(xiàn)[7]利用接觸輪與工件的幾何信息，采用彈性體與剛性體的接觸仿真，解決了砂帶磨削過(guò)程中的Signorini接觸問(wèn)題，同時(shí)確定了砂帶磨削過(guò)程中力的分布與磨削深度的關(guān)系。文獻(xiàn)[8-9]均通過(guò)建模與分析指出，砂帶磨削過(guò)程中，切向力與法向力可通過(guò)摩擦因數(shù)建立相互關(guān)系式，并通過(guò)控制垂直于工件表面的法向力來(lái)控制砂帶磨削過(guò)程中的磨削力，進(jìn)而控制砂帶磨削深度。文獻(xiàn)[10]研究發(fā)現(xiàn)，材料的磨削深度不僅與磨削壓力有關(guān)，還與工件材料、砂帶轉(zhuǎn)速、沿切線方向的進(jìn)給量等有關(guān)，并采用田口設(shè)計(jì)的正交試驗(yàn)方法，確定了砂帶轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量、磨削壓力、接觸輪橡膠硬度、磨粒尺寸五個(gè)因素與磨削深度之間的關(guān)系。

GH4169材料的難加工問(wèn)題除了體現(xiàn)在刀具的使用壽命短外，主要還體現(xiàn)在加工后的工件表面易燒傷、表面存在缺陷等，因此研究加工后的工件表面完整性具有實(shí)際工程意義。文獻(xiàn)[11]采用粒度為80號(hào)的陶瓷結(jié)合劑磨粒對(duì)GH4169進(jìn)行加工時(shí)發(fā)現(xiàn)，磨削后的工件表面粗糙度較小,表面特征較為穩(wěn)定。文獻(xiàn)[12]研究發(fā)現(xiàn)，選擇不同粒度的磨粒進(jìn)行磨削時(shí)，獲得的工件表面粗糙度不同，采用粒度為200號(hào)的磨粒進(jìn)行磨削時(shí)，工件表面的硬化現(xiàn)象嚴(yán)重，且表面殘余拉應(yīng)力過(guò)大。文獻(xiàn)[13]指出，與微量潤(rùn)滑方式相比，采用干磨方式加工時(shí)，GH4169工件的表面粗糙度更小，且磨屑中無(wú)磨損痕跡，但刀具磨損更嚴(yán)重。文獻(xiàn)[14]研究發(fā)現(xiàn)，在考慮GH4169表面完整性與高材料去除率的前提下，采用干磨方式加工是最好的選擇。

綜上所述，砂帶磨削的實(shí)際磨削深度主要與磨削壓力有關(guān)，但因材料和磨削參數(shù)的不同，砂帶磨削的實(shí)際磨削深度也會(huì)相應(yīng)發(fā)生改變，同時(shí)不同磨削工藝參數(shù)也會(huì)直接影響GH4169的表面完整性。本文對(duì)砂帶磨削GH4169時(shí)的實(shí)際磨削深度進(jìn)行了確定，并研究了磨削后的GH4169表面完整性。采用機(jī)器人夾持工件的方式進(jìn)行了磨削試驗(yàn)，并分析了試驗(yàn)的機(jī)器人砂帶磨削系統(tǒng)，以保證砂帶磨削過(guò)程中的磨削壓力穩(wěn)定；根據(jù)試驗(yàn)條件設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，對(duì)GH4169進(jìn)行了正交試驗(yàn)和單因素試驗(yàn)；最后對(duì)GH4169正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，以確定磨削深度與加工參數(shù)之間的關(guān)系，再對(duì)單因素試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，以確定砂帶磨削對(duì)GH4169表面完整性的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)裝置分析

機(jī)器人砂帶磨削通常是工件固定在機(jī)器人末端，并通過(guò)機(jī)器人各手臂同步協(xié)調(diào)運(yùn)動(dòng)使工件移動(dòng)到砂帶磨削裝置上進(jìn)行加工[15]。但由于機(jī)器人位置控制器存在固有的運(yùn)動(dòng)誤差，以及由關(guān)節(jié)機(jī)器人弱剛度導(dǎo)致的加工誤差，使得機(jī)器人的實(shí)際運(yùn)動(dòng)位置和理論運(yùn)動(dòng)位置存在偏差[16]，因此本文需要對(duì)本次試驗(yàn)的砂帶磨削裝置結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行分析。

1.1 整體試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)

機(jī)器人砂帶磨削裝置系統(tǒng)由輪系、浮動(dòng)裝置、控制臺(tái)、機(jī)器人以及機(jī)器人控制器等構(gòu)成，如圖1所示。輪系由驅(qū)動(dòng)輪、張緊輪、接觸輪以及多個(gè)過(guò)渡輪構(gòu)成。驅(qū)動(dòng)輪提供磨削過(guò)程中砂帶線速度；張緊輪使砂帶在磨削過(guò)程中不發(fā)生打滑，并保持磨削穩(wěn)定；接觸輪則支撐砂帶進(jìn)行磨削加工。浮動(dòng)裝置可通過(guò)控制對(duì)下端支撐板的拉伸量來(lái)控制施加在工件上的壓力?？刂婆_(tái)執(zhí)行對(duì)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)與控制，以實(shí)現(xiàn)對(duì)砂帶線速度以及磨削壓力的控制。

圖1 機(jī)器人砂帶磨削裝置系統(tǒng)Fig.1 Robot belt grinding device system

1.2 砂帶磨削裝置系統(tǒng)中局部力分析

根據(jù)浮動(dòng)裝置及下端支撐板輪系結(jié)構(gòu)，獲得了局部力分析示意圖，見(jiàn)圖2，其中T1～T4均為砂帶張力，F(xiàn)N1為支撐力，F(xiàn)t為線速度方向的作用力。若支撐板與固定板之間的砂帶保持張力T1和T2在磨削過(guò)程中的初始狀態(tài)方向?yàn)樗椒较?，則由力平衡分析得到

F+FN=G

(1)

式中，F(xiàn)為浮動(dòng)裝置對(duì)支撐板的拉力；FN為工件對(duì)接觸輪的支撐力(即接觸輪對(duì)工件的磨削壓力)；G為支撐板和支撐板上輪系的總重力。

圖2 裝置局部力分析示意圖Fig.2 Device partial force analysis diagram

浮動(dòng)裝置中的彈簧及接觸輪上的橡膠均為彈性體，其實(shí)質(zhì)為兩個(gè)彈性體串聯(lián)，則有

(2)

式中，k1為彈簧的剛度系數(shù)；k2為橡膠的剛度系數(shù)；x為位移量。

機(jī)器人固有的運(yùn)動(dòng)誤差以及由弱剛性(常小于1 N/μm)[16]引起的加工誤差，將導(dǎo)致在砂帶磨削過(guò)程中不可避免地產(chǎn)生偏差Δx。由于支撐板上接觸輪與固定板上的距離l足夠遠(yuǎn)(即l?Δx)，因此T1和T2方向的角度變化可表示為

(3)

同時(shí)，磨削壓力值的變化可表示為

(4)

在本試驗(yàn)裝置中，所選的k1?k2(k1=0.15 N/mm，k2≈1 200 N/mm)，則有

FN=G-k1x

(5)

因此，該裝置浮動(dòng)結(jié)構(gòu)能彌補(bǔ)機(jī)器人固有的運(yùn)動(dòng)誤差以及在加工過(guò)程中存在的加工誤差，從而可保證砂帶磨削過(guò)程中的磨削壓力穩(wěn)定。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)條件

本次試驗(yàn)的工件均采用100 mm×33 mm的GH4169鎳基高溫合金矩形板材，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。試驗(yàn)所用砂帶為VSM公司生產(chǎn)的XK870X陶瓷氧化鋁磨料砂帶，砂帶周長(zhǎng)為2 540 mm，寬度為10 mm。試驗(yàn)所用磨削裝置為閉式砂帶磨削裝置，其線速度最大可達(dá)13.1 m/s，磨削壓力最大可達(dá)27 N；夾持工件所用機(jī)器人為川崎RS20N機(jī)器人，其運(yùn)動(dòng)參數(shù)見(jiàn)表2。

表1 GH4169化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of GH4169 (mass fraction) %

表2 川崎RS2N機(jī)器人的運(yùn)動(dòng)參數(shù)Tab.2 Kawasaki RS2N robot motion parameters

2.2 試驗(yàn)方式

本次試驗(yàn)的磨削方式如圖3所示，工件夾持部分固定在機(jī)器人末端夾具中?？紤]到砂帶寬度僅為10 mm，每個(gè)工件以10 mm寬度為一個(gè)試驗(yàn)號(hào)，共有8個(gè)試驗(yàn)號(hào)，并根據(jù)不同試驗(yàn)號(hào)進(jìn)行相應(yīng)的磨削試驗(yàn)。在每次不同試驗(yàn)號(hào)的砂帶磨削運(yùn)動(dòng)軌跡中，均勻地提取12個(gè)點(diǎn)的點(diǎn)位信息，并采用Pieper方法求出各個(gè)點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的機(jī)器人各個(gè)關(guān)節(jié)角，中間運(yùn)動(dòng)采用直線插補(bǔ)方法完成機(jī)器人的加工運(yùn)動(dòng)。砂帶磨削GH4169工件試驗(yàn)過(guò)程均以逆磨方式進(jìn)行干磨。

圖3 砂帶磨削GH4169試驗(yàn)方式Fig.3 Belt grinding GH4169 testing method

2.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

由于砂帶磨削GH4169的磨削深度難以精確控制，而單獨(dú)考慮各個(gè)因素對(duì)磨削深度的影響會(huì)花費(fèi)大量時(shí)間、人力及物力[7]，因此本試驗(yàn)采用田口設(shè)計(jì)的正交試驗(yàn)方法對(duì)磨削深度進(jìn)行分析[17]。為評(píng)價(jià)砂帶線速度v、磨削壓力FN、機(jī)器人進(jìn)給速度vr和磨粒粒度W四種磨削過(guò)程參數(shù)對(duì)磨削深度的影響，本試驗(yàn)參考L16正交表，構(gòu)成四因素四水平正交試驗(yàn)[18]。正交試驗(yàn)的磨削過(guò)程參數(shù)及水平見(jiàn)表3。

表3 砂帶磨削GH4169試驗(yàn)參數(shù)與水平Tab.3 Belt grinding GH4169 testing parameters and levels

為更加詳細(xì)地了解砂帶磨削參數(shù)中砂帶線速度和磨削壓力對(duì)GH4169表面完整性的影響，采用單因素試驗(yàn)方法并保持其他因素固定不變時(shí)，對(duì)GH4169工件進(jìn)行磨削試驗(yàn)，其試驗(yàn)參數(shù)分別見(jiàn)表4和表5，其中表4中相鄰試驗(yàn)組的砂帶線速度間隔為1 m/s，表5中相鄰試驗(yàn)組的磨削壓力間隔為2 N。

表4 砂帶線速度單因素試驗(yàn)參數(shù)Tab.4 Belt linear speed single factor testing parameters

表5 磨削壓力單因素試驗(yàn)參數(shù)Tab.5 Grinding pressure single factor testing parameters

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

GH4169工件砂帶磨削試驗(yàn)表面情況見(jiàn)圖4。其中，正交試驗(yàn)?zāi)ハ鞯墓ぜ砻嫒鐖D4a所示，圖中1～16分別對(duì)應(yīng)正交試驗(yàn)的試驗(yàn)號(hào)；砂帶線速度和磨削壓力單因素試驗(yàn)?zāi)ハ鞯墓ぜ砻娣謩e如圖4b和圖4c所示，圖4b中的序列號(hào)分別對(duì)應(yīng)砂帶的線速度4～11 m/s，圖4c中的序列號(hào)分別對(duì)應(yīng)磨削壓力6～20 N。

(a)正交試驗(yàn) (b)砂帶線速度單因素試驗(yàn) (c)磨削壓力單因素試驗(yàn)圖4 GH4169工件磨削試驗(yàn)表面情況Fig.4 GH4169 workpiece grinding test surface

3.1 正交試驗(yàn)結(jié)果與分析

根據(jù)相應(yīng)序列號(hào)，對(duì)磨削完成后的GH4169工件進(jìn)行測(cè)量，獲得了表6所示的正交試驗(yàn)結(jié)果。由于多元線性回歸分析是用來(lái)確定因變量與多個(gè)自變量之間相關(guān)性的一種統(tǒng)計(jì)方法，因此需對(duì)正交試驗(yàn)測(cè)試的結(jié)果進(jìn)行多元線性回歸分析[19]。若對(duì)試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)中粒度W取其粒度號(hào)數(shù)值，則采用SPSS統(tǒng)計(jì)分析軟件對(duì)磨削深度d、表面粗糙度Ra、表面硬度H等測(cè)試結(jié)果值分別進(jìn)行多元線性回歸分析，從而得到一階回歸方程分別為

d=0.001 177+0.002 113v+0.001 385FN-0.262 5vr-0.000 096 65W

(6)

Ra=0.869 601-0.005 539v+0.005 118 5FN+2.474 25vr-0.003 436 54W

(7)

H=427.279 82+3.916 25v+2.154 5FN+81.25vr-0.362 329W

(8)

由表7 中各個(gè)系數(shù)的顯著性檢驗(yàn)(t檢驗(yàn))中t統(tǒng)計(jì)量下的p值可知，各參數(shù)對(duì)磨削深度d的影響程度從高至低依次為：磨削壓力FN、線速度v、粒度W、進(jìn)給速度vr；對(duì)表面粗糙度Ra的影響程度從高至低依次為：粒度W、磨削壓力FN、進(jìn)給速度vr、線速度v；對(duì)表面硬度H的影響程度從高至低依次為：磨削壓力FN、粒度W、線速度v、進(jìn)給速度vr。

表6 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及其結(jié)果Tab.6 Design and results of orthogonal test

表7 線性回歸分析結(jié)果Tab.7 Linear regression analysis results

3.2 單因素試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.2.1表面形貌分析

砂帶磨削GH4169的微觀表面形貌如圖5所示。GH4169作為典型的塑性材料和難加工材料，其砂帶磨削去除方式主要為延性去除，且工件表面存有明顯的延性切屑，加工表面缺陷主要為表面撕裂、“空腔”、破損、塑性變形等[20]。由圖5可以看出，采用浮動(dòng)裝置進(jìn)行磨削試驗(yàn)后的GH4169工件表面幾乎無(wú)撕裂、“空腔”、破損等缺陷。這是因?yàn)樵谏皫ハ鬟^(guò)程中，由于具有砂帶基體彈性以及接觸輪橡膠彈性的特征，因此砂帶磨粒在與工件表面硬化物碰撞時(shí)會(huì)發(fā)生局部回彈，可有效減少工件表面硬化物的破裂，從而抑制表面“空腔”等缺陷的形成。

圖5 GH4169微觀表面形貌Fig.5 GH4169 microscopic surface morphology

3.2.2表面粗糙度結(jié)果與分析

圖6 砂帶線速度-表面粗糙度曲線Fig.6 Belt linear speed-surface roughness curve

圖7 磨削壓力-表面粗糙度曲線Fig.7 Grinding pressure-surface roughness curve

由圖6中的擬合曲線變化趨勢(shì)可知，隨著砂帶線速度的增大，擬合曲線斜率的絕對(duì)值在不斷減小，這表明砂帶線速度的增大使得GH4169表面粗糙度的變化趨勢(shì)不斷減小；同樣由圖7中擬合曲線的變化趨勢(shì)可知，磨削壓力的增大使得GH4169表面粗糙度增大。

3.2.3表面硬度結(jié)果與分析

圖8和圖9所示分別為不同砂帶線速度和磨削壓力條件下測(cè)得的GH4169工件表面硬度值，可看出其表面硬度在430～485HV范圍內(nèi)。

圖9 磨削壓力-表面硬度曲線Fig.9 Grinding pressure-surface hardness curve

由圖8可以看出，砂帶線速度的增大使得GH4169工件表面硬度增大并趨于穩(wěn)定。工件表面硬度與塑性變形有關(guān)，當(dāng)砂帶線速度處于4～7 m/s時(shí)，在砂帶磨削過(guò)程中GH4169的塑性變形量隨著砂帶線速度的增大而增大，表面硬度也隨之增大；當(dāng)砂帶線速度繼續(xù)增大時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)撞擊工件表面的磨粒數(shù)目增加，使得砂帶基體與接觸輪橡膠壓縮量增大，緩和了工件的塑性變形及加工硬化，因此擬合曲線的斜率減小，GH4169的表面硬度趨于穩(wěn)定。

由圖9可以看出，磨削壓力的增大使得GH4169工件表面硬度增大。這是因?yàn)殡S著磨削壓力的增大，塑性變形增大，磨削溫度升高。在塑性變形與磨削溫度雙重條件下，表面硬度也隨之發(fā)生相應(yīng)變化。當(dāng)磨削壓力處于6～10 N時(shí)，塑性變形起主導(dǎo)作用，表面硬度隨著磨削壓力的增大而增大；當(dāng)磨削壓力處于12～20 N時(shí)，磨削溫度逐漸起主導(dǎo)作用，擬合曲線的斜率開(kāi)始減小, GH4169的表面硬度趨于穩(wěn)定。

3.2.4表面殘余應(yīng)力結(jié)果與分析

圖10 砂帶線速度-表面殘余應(yīng)力曲線Fig.10 Belt linear speed-surface residual stress curve

工件表面殘余應(yīng)力主要受機(jī)械應(yīng)力與熱應(yīng)力等多種因素影響，較難定性地分析表面殘余應(yīng)力值，因此需采用X射線衍射儀測(cè)試GH4169工件的表面殘余應(yīng)力。圖10和圖11分別為不同砂帶線速度和磨削壓力下的GH4169工件表面殘余應(yīng)力，可以看出，砂帶磨削GH4169時(shí)的表面殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力，其表面殘余應(yīng)力在-410～-60 MPa范圍內(nèi)。

圖11 磨削壓力-表面殘余應(yīng)力曲線Fig.11 Grinding pressure-surface residual stress curve

由圖10和圖11可知，隨著砂帶線速度或隨著磨削壓力的增大，表面殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)均為先減小后增大。當(dāng)砂帶線速度小于7 m/s或磨削壓力小于12 N時(shí)，砂帶對(duì)GH4169的擠壓效果明顯，表面殘余應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；當(dāng)砂帶線速度大于7 m/s或磨削壓力大于12 N時(shí)，磨削溫度升高，熱應(yīng)力逐漸占主導(dǎo)作用，表面殘余應(yīng)力逐漸增大。

4 結(jié)論

(1)對(duì)機(jī)器人砂帶磨削裝置進(jìn)行了分析，指出該裝置具有補(bǔ)償機(jī)器人誤差的特性。

(2)基于正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立了砂帶磨削過(guò)程中磨削深度、表面粗糙度、表面硬度的多元回歸模型。

(3)基于線速度單因素試驗(yàn)和磨削壓力單因素試驗(yàn)，對(duì)GH4169的表面完整性進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：采用粒度為80號(hào)的陶瓷磨粒砂帶對(duì)GH4169進(jìn)行磨削時(shí)，其表面粗糙度在0.6～0.7 μm范圍內(nèi)，且隨著砂帶線速度的增大而減小，隨著磨削壓力的增大而增大；表面硬度在430～485HV范圍內(nèi)，表面殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力，其值在-410～ -60 MPa范圍內(nèi)。