劉 軍，張清榮，李 風(fēng)，張永俊，馬世赫，劉桂賢*

(1.廣東工業(yè)大學(xué) 材料與能源學(xué)院，廣東 廣州 510006；2.廣東工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，廣東 廣州 510006)

0 引 言

隨著陶瓷薄壁件的加工精度要求越來(lái)越高，對(duì)于陶瓷這種硬脆材料，傳統(tǒng)的機(jī)械加工方法會(huì)造成大量的刀痕、陶瓷基體崩壞、局部表面結(jié)構(gòu)不均勻、脆性斷裂等問(wèn)題[1-3]。

FENG Guang[4]研究了反應(yīng)燒結(jié)碳化硅(RB-SiC)和無(wú)壓燒結(jié)碳化硅(S-SiC)的材料去除特性，結(jié)果表明，對(duì)于大多數(shù)高性能SiC陶瓷產(chǎn)品，可以選用#2000金剛石砂輪作為最終的砂輪以獲得納米級(jí)的精度和較小的PV值；李頌華[5]采用了單因素實(shí)驗(yàn)切入式磨削溝道，研究了工藝參數(shù)對(duì)氧化鋯陶瓷溝道表面質(zhì)量的影響規(guī)律及材料的去除機(jī)理，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：表面粗糙度值隨磨削深度、砂輪線速度、工件進(jìn)給速度增大而減小，研究得出了最優(yōu)組合參數(shù)。

超聲振動(dòng)磨削加工技術(shù)是最近幾十年發(fā)展迅速的一種復(fù)合加工技術(shù)，屬于特種加工技術(shù)范疇。GHAHRAMANI B等[6]研究了超聲加工陶瓷材料的微觀去除機(jī)制，發(fā)現(xiàn)了超聲加工效率和工具與陶瓷表面間距以及磨料粒徑有關(guān)；在給定磨料粒徑的條件下，存在一臨界間距，工具在這一位置加工具有高的加工效率；徐瑞玲[7]通過(guò)對(duì)三維超聲輔助磨削的表面質(zhì)量研究，并模擬了顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，分析了陶瓷表面粗糙度和形貌，得到了更優(yōu)的表面質(zhì)量；王艷等[8]通過(guò)仿真模擬超聲振動(dòng)方向?qū)δハ骷庸さ挠绊?，得出了超聲振?dòng)方向與磨削角和磨削力的影響規(guī)律；NIK M G等[9]在對(duì)鈦合金TC4的切向超聲振動(dòng)輔助平面磨削試驗(yàn)研究中，發(fā)現(xiàn)了施加超聲振動(dòng)的平面磨削相比于普通平面磨削其磨削力顯著下降，粗糙度顯著提升的規(guī)律。

針對(duì)傳統(tǒng)陶瓷平面磨削存在繁瑣加工工藝參數(shù)、磨削力、精度和PV值的差異性，同時(shí)為獲得更高效更穩(wěn)定的加工方式，本文提出一種超聲輔助光整陶瓷表面刀痕的加工方法，并進(jìn)行磨削工藝試驗(yàn)，分析電參數(shù)對(duì)表面質(zhì)量的影響規(guī)律，為合理選擇磨削加工參數(shù)提供一定的參考。

1 超聲磨削陶瓷表面刀痕系統(tǒng)加工原理

整個(gè)磨削系統(tǒng)由超聲電源、超聲振子、磨料懸浮液以及移動(dòng)臺(tái)構(gòu)成，超聲磨削陶瓷表面刀痕系統(tǒng)加工原理圖如圖1所示。

圖1 超聲磨削陶瓷表面刀痕系統(tǒng)加工原理圖

圖1中，筆者利用超聲工具頭的高頻縱向往復(fù)振動(dòng)促使磨料顆粒自由運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生微切割，磨料懸浮液與工件間產(chǎn)生的空化效應(yīng)和磨料顆粒的切變應(yīng)力對(duì)加工表面引起的機(jī)械沖蝕，使工件表面破碎而達(dá)到表面的去除；通過(guò)移動(dòng)控制臺(tái)的橫向二維移動(dòng)，促進(jìn)磨削顆粒的移動(dòng)和沖擊，進(jìn)而完成了整個(gè)磨削過(guò)程。

2 振子的模態(tài)分析

COMSOL Multiphysics是一個(gè)功能強(qiáng)大的多物理場(chǎng)仿真軟件，可運(yùn)用模態(tài)分析確定所設(shè)計(jì)振子的振動(dòng)特性，即固有頻率和振型。為了使振子在工具頭前端面擁有較大的振幅，筆者將工具頭的尺寸長(zhǎng)度控為半個(gè)波長(zhǎng)截面處。因工具頭是作為磨削工具，材料的耐磨性、抗疲勞斷裂強(qiáng)度尤其重要，筆者采用65Mn作為工具頭材料。

筆者將所設(shè)計(jì)的30 kHz超聲振子三維模型導(dǎo)入COMSOL Multiphysics中。處于自由狀態(tài)和振動(dòng)狀態(tài)下的振子法蘭盤自由度會(huì)影響振子整體的諧振頻率、振型以及振幅，故將法蘭盤的結(jié)構(gòu)盡量簡(jiǎn)化，并分別對(duì)有無(wú)自由度約束的法蘭盤振子進(jìn)行諧振頻率分析。

筆者設(shè)置起始終止頻率范圍為28 kHz～32 kHz，采用30階模態(tài)分析。超聲振子振動(dòng)模態(tài)效果圖如圖2所示。

由圖2可知：

對(duì)于分析的30階模態(tài)只有一階模態(tài)振型滿足換能器縱向諧振，此頻率條件下的振動(dòng)類型為扭振；31.87 kHz頻率條件下的振動(dòng)類型為縱振，可以看出振子振動(dòng)未達(dá)到諧振狀態(tài)，振動(dòng)的方向和趨勢(shì)都不符合超聲傳遞條件；30.32 kHz頻率條件的振動(dòng)類型為縱振，法蘭盤處于自由狀態(tài)，振幅最大位移集中于工具頭前端；30.24 kHz法蘭盤固定振動(dòng)模態(tài)振動(dòng)類型為縱振；

由圖2(c，d)對(duì)比可知，法蘭盤的厚度和安裝固定方式等因素導(dǎo)致該縱振諧振頻率偏離理論值?？梢?jiàn)在安裝條件的情況下，預(yù)應(yīng)力會(huì)對(duì)諧振頻率造成影響；故應(yīng)盡量對(duì)法蘭盤進(jìn)行形狀控制，并將振子裝夾至超聲磨削陶瓷表面刀痕系統(tǒng)后，進(jìn)行振幅等性能測(cè)試，以降低其對(duì)振動(dòng)性能的影響。

圖2 超聲振子振動(dòng)模態(tài)效果圖

3 振子系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究

3.1 阻抗特性測(cè)試實(shí)驗(yàn)

筆者對(duì)設(shè)計(jì)加工好并裝夾完成的振子進(jìn)行阻抗測(cè)試，利用阻抗分析儀PV90A測(cè)出振子的諧振頻率和阻抗等特性，用于超聲振子與超聲電源的阻抗匹配。振子阻抗特性參數(shù)表如表1所示。

由表1可知，諧振頻率為30.616 kHz，反諧振頻率為30.663 kHz，且機(jī)械品質(zhì)因數(shù)較高。

表1 振子阻抗特性參數(shù)表

阻抗分析結(jié)果及電感電容匹配電路圖如圖3所示。

圖3 阻抗分析結(jié)果及電感電容匹配電路圖

由圖3可知，此振子帶寬較窄，導(dǎo)納圓形狀規(guī)則、阻抗性能好。該結(jié)果驗(yàn)證了設(shè)計(jì)結(jié)果和仿真結(jié)果的一致性。

3.2 超聲電源的LC匹配

超聲換能器在諧振點(diǎn)附近的等效電路如圖3(b)中虛線框所示。由于換能器存在靜態(tài)電容,這對(duì)逆變電源的功率開(kāi)關(guān)管的沖擊電流巨大，如果直接連接逆變器，會(huì)造成功率開(kāi)關(guān)管損壞，必須串聯(lián)電抗器件電感以減小沖擊；并且電感和換能器的諧振頻率能和換能器的諧振頻率一致，使得轉(zhuǎn)換效率最高。匹配能夠進(jìn)一步減小系統(tǒng)阻抗，并在耦合諧振頻率不變的條件下減小串聯(lián)匹配電感的值，適用于超聲換能器阻抗較大的情況。

超聲換能器的對(duì)外阻抗表達(dá)式為：

Zi=Ri+jXi

(1)

式中：Zi—換能器的對(duì)外阻抗，Ω；Ri—換能器的等效電阻，Ω；Xi—換能器等效電抗，Ω。

LC調(diào)諧匹配后壓電換能器的阻抗表達(dá)式為:

(2)

(3)

式中：ZC—加上匹配電路換能器的等對(duì)外阻抗，Ω；RC—匹配后換能器的等效電阻，Ω；XC—匹配后換能器的等效電抗，Ω；ωS—換能器的機(jī)械諧振頻率，rad/s；L1—換能器的動(dòng)態(tài)電感，H；C0—換能器的靜態(tài)電容，F(xiàn)；C1—換能器的動(dòng)態(tài)電容，F(xiàn)；R1—換能器的動(dòng)態(tài)電阻,Ω;L—用于匹配電路的匹配電感，H；C—用于匹配電路的匹配電容，F(xiàn)。

在一般情況下,超聲發(fā)生器輸出阻抗是純阻性的,為達(dá)到最大功率輸出狀態(tài)，則需通過(guò)匹配后的電路盡可能呈純阻性的狀態(tài)，即理想匹配條件為[10]：

Z0=ZC=RC,XC=0

(4)

式中：Z0—超聲電源的輸出阻抗，Ω。

聯(lián)立式(2～4)，可以得出超聲發(fā)生器輸出阻抗以及匹配電感的表達(dá)式分別為：

(5)

(6)

利用以上公式可以計(jì)算匹配電感L的值。但其中的R1難以確定，工程上一般采取其他的方式估算[11]。

假定換能器工作在機(jī)械諧振頻率ω，阻抗為阻性，諧振只與外加的匹配電感L、匹配電容C和靜態(tài)電容C0有關(guān)，可利用公式：

(7)

式中：f—超聲換能器的工作頻率，Hz。

在式(7)中，當(dāng)f取30 kHz，C取21 nF,C0取6.61 nF時(shí)，計(jì)算得L約為1.02 mH。由于電子元件以及周圍體存在寄生電容，在超聲振動(dòng)過(guò)程中，負(fù)載狀況呈容性，筆者將匹配電感L調(diào)整到1.23 mH，以抵消一部分容抗使得振幅增大。

4 磨削試驗(yàn)設(shè)計(jì)與測(cè)試

4.1 振幅測(cè)試試驗(yàn)平臺(tái)的搭建

筆者對(duì)超聲振子進(jìn)行振幅測(cè)試。振幅測(cè)試平臺(tái)如圖4所示。

圖4 振幅測(cè)試平臺(tái)

圖4中，筆者將振子裝夾于光軸并固定在光學(xué)平臺(tái)上，周期性的高頻振動(dòng)由超聲電源激勵(lì)產(chǎn)生，手操調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)頻率，用變壓器調(diào)節(jié)輸入電源電壓；激光位移傳感器LK-H050測(cè)試振子振幅與振型，使用示波器TBS100測(cè)試電源輸出電壓電流。

當(dāng)超聲電源輸入一定的電壓時(shí)，電壓電流波形圖如圖5所示。

圖5 電壓電流波形圖

圖5中，周期為32.6 μs，頻率為30 634 Hz，與阻抗測(cè)試儀測(cè)出的30 616 Hz幾乎一致。

4.2 振動(dòng)幅值測(cè)試

筆者利用電容耦合(CCD)激光位移傳感器LK-H050發(fā)射激光到達(dá)超聲振子工具頭端面，從振子工具頭端面反射，通過(guò)接收器鏡頭被CCD光接收單元接收，再通過(guò)振動(dòng)變量傳遞給控制器并將其轉(zhuǎn)換成工具頭端面的測(cè)量數(shù)據(jù)收集到PC機(jī)上，在超聲振子磨削端面的不同位置進(jìn)行振幅測(cè)試。

筆者初設(shè)超聲電源的電壓等級(jí)為30 V，測(cè)試前將激光位移傳感器預(yù)熱10 min。

試驗(yàn)條件表如表2所示。

表2 試驗(yàn)環(huán)境表

在表2中，分別設(shè)定5個(gè)電壓、頻率梯度對(duì)超聲振子進(jìn)行振動(dòng)信號(hào)測(cè)試，以探究振子振動(dòng)的振型與振幅穩(wěn)定性能。

對(duì)于超聲電源輸入電壓為30 V，諧振頻率為30.6 kHz，占空比為70%時(shí)的振動(dòng)信號(hào)，濾波前后的超聲振動(dòng)信號(hào)如圖6所示。

圖6 濾波前后的超聲振動(dòng)信號(hào)

圖6中，濾波前環(huán)境噪聲和雜波干擾下的超聲波信號(hào)雜亂無(wú)章；筆者使用傅里葉變換分解原數(shù)據(jù)不同的頻率成分，將范圍在29.8 kHz～30.8 kHz以外的頻率段信號(hào)濾除，將剩余的信號(hào)進(jìn)行整理，可以得到清晰的信號(hào)曲線，振幅大小在7 μm左右。

4.3 超聲振動(dòng)的周期與幅度

超聲振子磨削端面的振動(dòng)均勻性是檢驗(yàn)?zāi)ハ餍Ч臉?biāo)準(zhǔn)，振子的磨削寬度為6 mm；由一端面為初始位置，按0.6 mm的間距寬度測(cè)試振幅情況。

同一橫截面振幅影響圖如圖7所示。

圖7 同一橫截面振幅影響圖

圖7中，在30 V電壓下振幅曲線趨于平滑，在截面中心趨于增大；50 V電壓下的振幅曲線分布說(shuō)明，電壓相同時(shí)，端面中心處振幅略大于邊緣處1 μm以內(nèi)，邊緣兩端的振幅差別較小，且較于30 V明顯增大。因此，在該振動(dòng)條件下進(jìn)行超聲輔助磨削去除陶瓷表面刀痕能夠保證加工效果的均勻性。

4.4 超聲激勵(lì)電壓對(duì)振幅影響

超聲電源輸出和振幅呈現(xiàn)非線性關(guān)系，因此，在30.6 kHz條件下，筆者進(jìn)行不同激勵(lì)電壓對(duì)振子振幅影響的測(cè)試。

激勵(lì)電壓對(duì)振幅的影響如圖8所示。

圖8 激勵(lì)電壓對(duì)振幅的影響

在圖8中：(1)電壓從10 V～20 V時(shí)，振幅從2 μm增加到6 μm，且振動(dòng)波形混亂度較高，此時(shí)振子未處于諧振狀態(tài)，1 μm～2 μm可視為環(huán)境噪聲；(2)激勵(lì)電壓大于20 V后，振動(dòng)波形混亂度降低，超聲振子開(kāi)始諧振；(3)當(dāng)功率從20 V增加到75 V時(shí)，振幅緩慢上升；(4)在75 V～80 V振幅達(dá)到峰值并振子開(kāi)始持續(xù)發(fā)熱；(5)80 V～100 V，振幅變化不大，此時(shí)振子發(fā)熱嚴(yán)重不宜加工，進(jìn)一步說(shuō)明功率對(duì)超聲波振幅的影響。

由此可見(jiàn)，超聲波發(fā)生器功率和超聲波振幅存在非線性關(guān)系；電壓在一定范圍內(nèi)，超聲波振幅隨著功率的增加而遞增，激勵(lì)電壓達(dá)到一個(gè)定值后振幅達(dá)到峰值并逐漸趨于穩(wěn)定。

5 平面超聲磨削試驗(yàn)及結(jié)果分析

為了驗(yàn)證此超聲加工方法的有效性和實(shí)用性，筆者采用3040立柱機(jī)作為移動(dòng)平臺(tái)，進(jìn)行平面超聲磨削試驗(yàn)。

平面超聲磨削試驗(yàn)臺(tái)如圖9所示。

圖9 平面超聲磨削試驗(yàn)臺(tái)

圖9中，筆者將設(shè)計(jì)的超聲磨削陶瓷振子系統(tǒng)通過(guò)光桿支架固定于立柱機(jī)上，立柱機(jī)沿笛卡爾坐標(biāo)系x、y、z軸可移動(dòng)陶瓷面蓋。

工具頭和陶瓷性能參數(shù)表如表3所示。

表3 工具頭和陶瓷性能參數(shù)表

在磨削加工時(shí)，工件與工具頭端面存在加工間隙，促使游離磨料顆粒進(jìn)入待加工面；筆者通過(guò)設(shè)置不同的加工功率進(jìn)行單因素磨削試驗(yàn)，以探究功率對(duì)磨削深度和粗糙度的影響規(guī)律。

加工功率單因素實(shí)驗(yàn)表如表4所示。

表4 加工功率單因素實(shí)驗(yàn)表

由表4可知，通過(guò)試驗(yàn)后對(duì)比4組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到陶瓷表面的形貌效果。

筆者通過(guò)激光共聚焦顯微鏡OLS4000觀測(cè)得到了處理后得出的表面形貌。不同磨削條件下的陶瓷表面形貌效果如圖10所示。

圖10 不同磨削條件下的陶瓷表面形貌效果

由圖10可知：

(1)在普通高速磨削條件下，陶瓷表面紋理粗糙、呈現(xiàn)大量劃擦刀痕且深淺不一并呈條塊狀、色差大，而超聲輔助平面磨削加工的陶瓷表面普遍較光滑，表面結(jié)構(gòu)損傷較?。辉诩庸すβ蕿?0 W時(shí)，超聲工具頭對(duì)磨削顆粒的驅(qū)動(dòng)效果不足以對(duì)陶瓷產(chǎn)生磨削效果；(2)65 W超聲磨削后，磨削效果初步形成，陶瓷三維刀痕逐步細(xì)化并呈波紋狀，刀痕深度趨于均勻化，色差減弱；(3)100 W超聲磨削后，刀痕過(guò)渡更加平滑，波紋形貌逐漸趨于一致，劃擦刀痕已大量磨平；(4)130 W超聲磨削后，陶瓷表面均勻性顯著提升，劃擦刀痕已完全磨平，波紋消除，光潔度顯著提升。

經(jīng)測(cè)試分析后得到粗糙度參數(shù)表如表5所示。

表5 粗糙度參數(shù)表

由表5可知：

(1)經(jīng)65 W超聲輔助平面磨削加工后，陶瓷面粗糙度參數(shù)都降至原陶瓷坯料以下，面偏差程度Ssk由0.437 μm降至0.207 μm，Sa由0.413 μm降為0.199 μm，說(shuō)明均勻度上升且整個(gè)磨削面趨于平滑；

(2)至加工功率為130 W條件下，光潔度明顯提升且刀痕已消除，表面紋理更加均勻，面粗糙度的Sq、Sa均降至原陶瓷坯料的以下，面偏差程度Ssk也由0.473 μm降到0.095 μm。該結(jié)果表明了磨削后陶瓷表面的高均勻度。由此可見(jiàn)，超聲輔助磨削去除陶瓷表面刀痕的加工方法實(shí)用且高效。

6 結(jié)束語(yǔ)

利用超聲磨削陶瓷表面刀痕系統(tǒng)，筆者分別進(jìn)行了仿真模擬、電源匹配、振幅測(cè)試以及磨削試驗(yàn)，并根據(jù)結(jié)果分析得到了以下結(jié)論：

(1)相對(duì)于普通陶瓷平面磨削，超聲輔助陶瓷平面磨削具有高效、穩(wěn)定、效率高的特點(diǎn)；并且這種方式可加工硬、脆、薄的陶瓷，也可將其用于一些精密元件的加工；

(2)通過(guò)電壓的單因素振幅測(cè)試試驗(yàn)，激勵(lì)電壓對(duì)振幅影響呈現(xiàn)正向非線性關(guān)系，得出75 V的激勵(lì)電壓可達(dá)到振幅最大值且相對(duì)穩(wěn)定；通過(guò)加工功率的平面磨削實(shí)驗(yàn)，得出100 W條件下可去除刀痕和超聲波紋；130 W的條件下可完全去除波紋和表面刀痕，獲得高均勻度和光潔度表面；

(3)要獲得更高表面質(zhì)量、更低的面偏差度以及更高的加工效率，可從加工間隙、增大磨削角等方面出發(fā)，以促進(jìn)磨削力的增加。