丁 凱 李奇林 雷衛(wèi)寧 徐銘洲 王 許

江蘇理工學院機械工程學院，常州，213001

0 引言

先進陶瓷材料(如碳化硅(SiC)、氮化硅(Si3N4)等)具有低密度、高強度與優(yōu)異的耐高溫、耐磨損等性能[1-2]，在航空航天[3]、醫(yī)學[4]等領域的應用日趨廣泛。先進陶瓷構件一般需經過機械加工以達到其較高的表面質量及尺寸形狀精度要求[5]。現(xiàn)階段，先進陶瓷材料加工最常用的方法是采用金剛石砂輪進行磨削，但往往存在砂輪磨損速度快、表面/亞表面損傷較嚴重等問題。而研磨和拋光雖可有效改善加工表面的損傷狀況，但效率低、成本高[6]，因此，先進陶瓷加工困難始終是其應用中的突出阻礙。超聲輔助磨削(ultrasonic assisted grinding，UAG)是集超聲加工與磨削于一體的高性能復合加工技術[7-8]，國內外諸多研究表明，相比于普通磨削(conventional grinding，CG)，超聲輔助磨削可顯著改善加工質量，非常適合加工先進陶瓷材料[9-12]。

先進陶瓷材料加工過程中的材料去除機理直接決定了其加工表面質量。對于普通磨削，BIFANO等[13]提出了塑性域磨削理論，即當最大單顆磨粒切厚小于脆-塑轉變臨界切厚時，陶瓷材料將主要發(fā)生彈塑性變形，進而在磨削加工中實現(xiàn)塑性去除。同時，BIFANO等[13]采用顯微壓痕法在靜態(tài)緩慢加載條件下建立了適用于先進陶瓷普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚模型。但在超聲輔助磨削過程中，工具、工件間的接觸狀態(tài)與相對運動狀態(tài)均發(fā)生了顯著變化，磨粒與工件間存在高頻變化的強沖擊作用，相應地材料去除機理也必將受到影響。對此，一些學者開展了相關的研究。梁志強等[14]基于光滑質點流體動力學法對不同沖擊速度下Al2O3陶瓷材料內部裂紋產生與擴展情況進行了仿真研究，結果表明超聲效果越強側向裂紋越易于產生，但擴展速度降低、尺寸減小，工件材料塑性域去除范圍變大。ZHOU等[15]采用金剛石壓頭對BK7及JGS1玻璃開展了超聲輔助刻劃試驗，認為超聲振動作用可顯著增大玻璃材料的脆-塑轉變臨界切厚，因此超聲輔助磨削更易于實現(xiàn)塑性域磨削。LIANG等[16]研究了單顆金剛石磨粒橢圓振動超聲輔助刻劃單晶藍寶石材料的劃痕微觀形貌及橫截面深度、寬度尺寸，同樣認為超聲振動作用可顯著增大脆-塑轉變臨界切厚。CAO等[17]采用單顆金剛石磨粒工具對SiC陶瓷進行了普通刻劃及超聲輔助刻劃試驗，通過兩種方法所獲得的劃痕微觀形貌及橫截面尺寸的對比分析，得到了和文獻[15-16]相似的結論。鄭非非等[18]采用金剛石壓頭對反應燒結SiC進行了超聲輔助劃擦試驗，研究了這一過程中超聲振動作用對材料去除行為的影響，結果表明超聲振動的高頻沖擊作用增強了切削能量的輸入，加劇了微裂紋的擴展。

上述研究均表明超聲振動作用會對脆性材料磨削過程中的材料去除機理產生顯著的影響，對脆性材料超聲輔助磨削機理的研究具有良好的借鑒意義。但現(xiàn)有研究中磨?？虅澦俣容^小，僅在1.67×10-4～3.6 m/s之間，與實際磨削時工具運動形式、速度范圍差別較大。另外，振動作用的方向均垂直于磨削表面，此時磨粒與工件間以錘擊作用為主，不同于振動方向平行于磨削表面時的磨粒運動軌跡重疊作用，難以反映后者形式下超聲振動作用對材料去除機理的影響。針對這一現(xiàn)狀，本文采用釬焊單顆金剛石工具，在超聲振動方向平行于工件表面狀態(tài)下，開展了SiC陶瓷超聲輔助磨削與普通磨削試驗，通過單顆磨粒劃痕形貌特征及其尺寸、磨削力與磨削比能的對比分析，研究了超聲振動作用、磨削速度對SiC磨削過程中材料去除機理的影響。

圖1 單顆磨粒超聲輔助磨削示意圖Fig.1 Illustration of a single abrasive grain for UAG

1 單顆磨粒超聲輔助磨削運動學分析

圖1為單顆磨粒超聲輔助磨削示意圖。超聲刀柄沿軸向(Z向)實現(xiàn)縱向振動，并且在做旋轉運動的同時沿X方向做進給運動。在圖1所示的坐標系中，單顆磨粒在超聲輔助磨削過程中的運動方程可表示為

(1)

式中，R為杯形金剛石砂輪半徑；A為超聲振動振幅；ω為角速度；vw為進給速度；f為超聲振動頻率；t為時間。

根據(jù)式(1)，采用MATLAB繪制得到單顆磨粒在超聲輔助磨削過程中的運動軌跡為空間正弦曲線，如圖2所示。

圖2 單顆磨粒普通磨削與超聲輔助磨削運動軌跡Fig.2 Motion trajectory of a grain during CG and UAG

2 試驗

2.1 試驗設備

單顆磨粒超聲輔助磨削試驗與普通磨削試驗均在DMG Ultrasonic 20 Linear立式超聲高速加工中心上進行，但進行超聲輔助磨削試驗時不采用其自身的超聲振動模塊，而是采用由南京航空航天大學研制的超聲振動裝置，該超聲振動裝置主要包括超聲電源、原邊供電系統(tǒng)(含初級線圈)、超聲刀柄三部分。原邊供電系統(tǒng)固定在機床主軸上，通過電源線與超聲電源相連。超聲刀柄的最大轉速為30 000 r/min。試驗系統(tǒng)如圖3所示，單顆磨粒工具采用彈簧夾頭，螺帽安裝在超聲刀柄上，拋光試樣采用石蠟粘接在粘板上，并通過夾具與測力儀相連接。進行普通磨削試驗時，關閉超聲電源即可。

圖3 單顆磨粒超聲輔助磨削試驗裝置Fig.3 Experimental setup of ultrasonic assisted grinding for a single abrasive grain

2.2 單顆磨粒工具與試樣

試驗所用的單顆磨粒工具采用釬焊工藝制作，如圖4所示。工具基體材料為304不銹鋼，金剛石磨粒(YK-9)粒徑約為300 μm，釬焊磨粒處焊后工具直徑為8.32 mm。試驗所用工件材料為無壓燒結SiC陶瓷，尺寸為50 mm×10 mm×10 mm，試驗前采用UNIPOL 802 拋光機將試樣的50 mm×10 mm表面拋光至鏡面，如圖5所示。試樣拋光表面微觀形貌如圖6所示?？梢钥闯觯琒iC陶瓷內部存在一些微孔，其顯氣孔率μ≤0.5%。

圖4 單顆磨粒工具Fig.4 Single abrasive grain tool

圖5 工件拋光表面Fig.5 Polished surface of the workpiece

圖6 工件拋光表面微觀形貌Fig.6 Micro topography of polished surface of the workpiece

2.3 試驗方法與參數(shù)

工件拋光表面與機床XOZ平面成夾角β放置，如圖7a所示。單顆金剛石磨粒與工件拋光表面在切入點接觸后，隨著單顆磨粒工具沿X軸方向做進給運動，磨削深度ap逐漸增大，在切出點時達到最大值。通過對相同工藝參數(shù)條件下單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕形貌特征的對比分析，可以獲得連續(xù)變切厚條件下超聲振動作用對SiC陶瓷去除機理轉變規(guī)律的影響。

如圖7b所示，在試樣拋光面寬度b、磨削深度ap最大值、切入點切出點連線三者組成的三角形中，β與b和磨削深度最大值apmax之間的關系如下：

btanβ=apmaxcosβ

(2)

試驗中所用試樣拋光面的寬度b=10 mm，預設定磨粒切出工件時的最大磨削深度apmax=20 μm，則由式(2)計算可得β≈0.114°。DMG Ultrasonic 20 Linear立式超聲高速加工中心C軸旋轉的最小分度值為0.001°，可以滿足要求。

(a)三維模型

另外，通過前期磨削參數(shù)與超聲振動參數(shù)匹配性研究[19]可知，磨削速度對超聲輔助磨削效果的影響較為顯著，而進給速度對其影響較小，因此本試驗中將進給速度vw固定為20 mm/min，磨削速度vs分別設置為1，4，7，10 m/s。所有試驗均在干切削條件下進行。

2.4 觀測方法

采用eddyNCDT 3300電渦流位移傳感器、R&S RTH1002示波器對單顆磨粒工具末端振幅及諧振頻率進行測量，其單邊振幅為7.5 μm，諧振頻率為26.35 kHz。采用Kistler 9129a測力儀及5070電荷放大器對磨削力進行測量，測量時采樣頻率設置為4 kHz。試驗后首先對試樣表面進行噴金處理，然后采用ZEISS Sigma 500場發(fā)射掃描電鏡對磨削劃痕微觀形貌進行分析，在此基礎上采用HIROX RH-2000三維形貌測量系統(tǒng)對單顆磨粒磨削劃痕特征尺寸進行測量。

3 試驗結果與分析

3.1 單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕形貌

圖8、圖9分別為vs=1 m/s、vw=20 mm/min條件下，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌。對比圖8b、圖9b可以看出，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕形狀呈現(xiàn)明顯的正弦曲線特征。同時可以看出，在單顆金剛石磨粒剛剛切入工件拋光表面時，無論是超聲輔助磨削劃痕還是普通磨削劃痕均表現(xiàn)為塑性去除特征，同時伴有微小脆性破碎引起的凹坑。對于單顆磨粒磨削劃痕周圍分布的微孔隙，根據(jù)其分布特征及尺寸，由圖6可知，這些微孔隙產生于材料制備環(huán)節(jié)，并非單顆磨粒磨削過程所致。隨著磨削深度的增大，兩條磨削劃痕均出現(xiàn)了明顯的脆-塑性去除轉變分界線，如圖8c、圖9c所示。在經過圖中所示的分界線后，SiC陶瓷材料去除特征均從塑性去除轉變?yōu)槊黠@的脆性斷裂，然后隨磨削深度的進一步增大，材料去除形式完全轉變?yōu)榇蟪叽绱嘈詳嗔选?/p>

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉變區(qū)域特征圖8 vs=1 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕微觀形貌Fig.8 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding in vs=1 m/s，vw=20 mm/min

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉變區(qū)域特征圖9 vs=1 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒普通磨削劃痕微觀形貌Fig.8 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during conventional grinding in vs=1 m/s，vw=20 mm/min

圖10、圖11分別為vs=10 m/s、vw=20 mm/min條件下，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌。同于圖8、圖9，可以看到在此條件下隨著單顆金剛石磨粒磨削深度的增大，超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕均體現(xiàn)了明顯的材料脆-塑性去除機理的轉變，即經歷了“塑性去除→脆-塑轉變→大尺寸脆性斷裂”變化過程。而對比圖8、圖10也可以看出，隨著磨削速度的增大，單顆磨粒運動軌跡曲線趨于平緩，已接近于普通磨削。另外，由圖8c、圖9c可以發(fā)現(xiàn)，當磨削速度vs=1 m/s時，兩種方法得到的磨削劃痕均超過脆-塑轉變區(qū)域分界線后出現(xiàn)了明顯的材料脆性斷裂去除。而在磨削速度增大到vs=10 m/s后，如圖10c、圖11c所示，可看到磨削劃痕超過脆-塑轉變區(qū)域分界線后材料脆性斷裂程度均明顯減弱，甚至出現(xiàn)小面積因塑性去除特征而產生的光滑區(qū)域或塑性溝槽。

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉變區(qū)域特征圖10 vs=10 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕微觀形貌Fig.10 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding in vs=10 m/s，vw=20 mm/min

(a)整體形貌特征 (b)塑性去除區(qū)域特征 (c)脆-塑轉變區(qū)域特征圖11 vs=10 m/s，vw=20 mm/min條件下單顆磨粒普通磨削劃痕微觀形貌Fig.11 Micro topography of the scratch produced by a single abrasive grain during conventional grinding in vs=10 m/s，vw=20 mm/min

3.2 超聲振動作用對脆-塑轉變臨界切厚的影響

圖12 單顆磨粒磨削脆-塑轉變臨界切厚測量方法(vs=1 m/s,vw=20 mm/min)Fig.12 Measuring method for the critical depth of brittle-plastic transition during a single abrasive grain grinding(vs=1 m/s,vw=20 mm/min)

通過圖8～圖11中單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕微觀形貌的分析，可以觀察到隨磨削深度的增大，SiC陶瓷材料去除機理體現(xiàn)出顯著的脆-塑性轉變過程。其中，由圖8～圖11所示的脆-塑轉變區(qū)域特征可知，圖中的分界線是脆-塑性轉變的臨界點，因此本文中取分界線處的磨削劃痕深度作為SiC陶瓷超聲輔助磨削及普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚(hc)。為研究超聲振動作用對SiC陶瓷磨削過程中材料去除機理的影響，對所有試驗條件下的單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉變臨界切厚hc及對應橫截面面積進行了測量，測量方法如圖12所示。另外，為對比分界線兩側塑性區(qū)、脆性區(qū)磨粒磨削劃痕深度的差異，分別對分界線及其兩側相鄰處的磨削劃痕深度進行了測量。在vs=1 m/s、vw=20 mm/min條件下，三處的測量結果分別為0.067 μm、0.173 μm、0.249 μm，進一步表明了隨著磨削深度的增大，SiC陶瓷材料將實現(xiàn)從塑性到脆性的轉變。

單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削時，磨削速度對磨削劃痕脆-塑轉變臨界切厚的影響如圖13所示?？梢钥闯?，在vs為1～10 m/s時，單顆磨粒普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚hc值較穩(wěn)定，變化范圍在0.077～0.087 μm之間。而對于單顆磨粒超聲輔助磨削過程，當磨削速度為1 m/s時，hc值為0.173 μm，顯著大于普通磨削時的0.077 μm，表明在此工藝參數(shù)條件下超聲振動作用有助于增大SiC陶瓷的脆-塑轉變臨界切厚。當磨削速度增大到10 m/s時，超聲輔助磨削時的hc值下降為0.093 μm，僅略大于普通磨削時的0.084 μm，表明隨著磨削速度的增大，超聲輔助磨削與普通磨削時hc值之間的差異將逐漸減小。

圖13 磨削速度對SiC脆-塑轉變臨界切厚的影響(vw=20 mm/min)Fig.13 Effect of grinding speed on the critical depth of brittle-plastic transition for SiC(vw=20 mm/min)

對于SiC陶瓷普通磨削、超聲輔助磨削時的脆-塑轉變臨界切厚數(shù)值，相關文獻也進行了報道。LI等[3]的研究表明：采用赫茲彈性接觸理論計算的SiC陶瓷普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚約為0.007 μm，而基于單顆磨?？虅澐椒ǐ@得的測量值為0.076 μm。同樣基于單顆磨粒刻劃方法，CAO等[17]的研究表明，SiC陶瓷普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚約為0.08 μm，而在垂直于工件表面振幅為1.25 μm、刻劃速度為0.5 m/s條件下，超聲輔助磨削時的脆-塑轉變臨界切厚約為0.125 μm。對比本文與上述文獻的報道可知，SiC陶瓷普通磨削時的脆-塑轉變臨界切厚測量結果非常接近，但均大于理論計算值，而超聲輔助磨削時的脆-塑轉變臨界切厚測量結果因振動施加方向、單顆磨粒刻劃速度的不同而有所差異。

磨削速度對單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉變分界線處橫截面積S的影響規(guī)律如圖14所示?？梢钥闯?，對于普通磨削而言，其脆-塑轉變分界線處橫截面積隨磨削速度的增大略有減小，而超聲輔助磨削時當vs=1～7 m/s時分界線處橫截面積相對穩(wěn)定，但在vs=10 m/s時急劇減小。對比兩種加工方法，當磨削速度為1 m/s時，超聲輔助磨削劃痕的S值為0.428 μm2，明顯大于普通磨削時的0.054 μm2，即在此條件下超聲輔助磨削可獲得較大的材料去除率。當磨削速度增大到10 m/s時，超聲輔助磨削劃痕的S值降低為0.168 μm2，仍大于普通磨削時的0.023 μm2，但總體而言二者之間的差異呈減小的趨勢。

圖14 磨削速度對SiC脆-塑轉變區(qū)橫截面積的影響(vw=20 mm/min)Fig.14 Effect of grinding speed on the cross-sectional area of brittle-plastic transition area for SiC(vw=20 mm/min)

綜合上述結果可知：超聲輔助磨削時，隨磨削速度的增大，SiC陶瓷脆-塑轉變臨界切厚逐漸減小，對應脆-塑轉變分界線處的橫截面積相對穩(wěn)定，但當vs=10 m/s時分界線處的橫截面積急劇減小。而普通磨削時SiC陶瓷材料脆-塑轉變臨界切厚及對應的橫截面積較穩(wěn)定，受磨削速度影響較小。另外，在較低的磨削速度條件下超聲振動作用可顯著增大SiC陶瓷磨削加工過程中的脆-塑轉變臨界切厚及其對應位置的橫截面積，而隨磨削速度的增大，這一特性將逐漸減弱。這一結果為優(yōu)化硬脆材料的超聲輔助磨削工藝提供了依據(jù)。

3.3 磨削力與磨削比能

在硬脆材料磨削過程中，磨削比能是綜合反映材料去除方式的主要參數(shù)[20]，與切向磨削力直接相關。單顆磨粒典型超聲輔助磨削切向力信號如圖15所示，可以看出隨著單顆磨粒切厚的增大(即磨削時間的增加)，磨削力呈逐漸增大的趨勢。為獲得單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉變分界線處切向磨削力的大小，按照下述方法對磨削力信號進行處理：①采用圖16所示方法確定單顆磨粒運動至分界線處的直線距離L；②按照t=L/vw確定相應的運動時間t;③在其磨削力原始信號中以首個磨削力信號波形(如圖15所示，標記為No.1)時間為零點，找到時間t所對應的或距離最近的切向磨削力波形，并取該波形平均值作為最終測量結果。

圖15 單顆磨粒超聲輔助磨削SiC切向磨削力信號(vs=1 m/s，vw=20 mm/min)Fig.15 Tangential grinding force signal of a single abrasive grain grinding of SiC ceramic(vs=1 m/s，vw=20 mm/min)

圖16 單顆磨粒直線運動距離確定方法Fig.16 Determination of distance of linear movement for a single abrasive grain

按照上述方法確定的單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕中脆-塑轉變分界線處的切向磨削力結果如圖17所示，可以看出，超聲輔助磨削及普通磨削時的切向磨削力均隨磨削速度的增大而減?。幌嗤瑮l件下，超聲輔助磨削時的磨削力均小于普通磨削時磨削力；當磨削速度vs=1 m/s時，超聲輔助磨削力相較于普通磨削力的減小幅度最大，約為17.1%；隨著磨削速度的增大，磨削力降低幅度減小為8%～14%。

圖17 磨削速度對SiC脆-塑轉變處切向磨削力的影響(vw=20 mm/min)Fig.17 Effect of grinding speed on tangential grinding force of brittle-plastic transition(vw=20 mm/min)

依據(jù)切向磨削力Ft測量結果，按照下式可以計算得到單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉變分界線處對應瞬時磨削比能的數(shù)值：

(3)

式中，E為磨削比能；S為單顆磨粒磨削劃痕脆-塑轉變區(qū)分界線處的橫截面積，測量結果如圖14所示。

圖18所示為不同磨削速度下，單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削劃痕脆-塑轉變區(qū)域分界線處的瞬時磨削比能變化規(guī)律。由圖18可見，隨著磨削速度的增大，兩種方法在分界線處的磨削比能均呈增大趨勢，其中普通磨削尤為顯著。這是因為在磨削速度vs=1 m/s時，單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕在超過脆-塑轉變區(qū)域的分界線后立即呈現(xiàn)較大尺寸脆性斷裂去除特點；而在磨削速度增大至10 m/s后，在分界線鄰近區(qū)域脆性斷裂去除比例降低、塑性去除特征有所增加，因此磨削比能增大。同時可以看出，在相同工藝參數(shù)條件下，由于超聲輔助磨削相比于普通磨削可減小磨削力(圖17)、增大磨削劃痕橫截面積(圖14)，因此超聲輔助磨削時的磨削比能小于普通磨削時的磨削比能。當vs=1 m/s時，相比于普通磨削，超聲輔助磨削時的磨削比能降低幅度約為90%；當磨削速度增大到10 m/s后，降低幅度略有下降，約為88%。上述結果表明超聲輔助磨削可有效減少磨削過程中所消耗的能量。

圖18 磨削速度對SiC脆-塑轉變處瞬時磨削比能的影響(vw=20 mm/min)Fig.18 Effect of grinding speed on instantaneous specific grinding energy of brittle-plastic transition(vw=20 mm/min)

3.4 討論

單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕與普通磨削劃痕脆-塑轉變分界線處特征參數(shù)的測量結果表明，在低磨削速度條件下，超聲振動作用可有效增大SiC陶瓷的脆-塑轉變臨界切厚，從而更易于促使材料以塑性方式去除以獲得更優(yōu)良的加工表面質量。從金剛石磨粒運動分析的角度來看，一方面，單顆磨粒在超聲輔助磨削過程中的運動軌跡為正弦曲線(圖2)，理論上，此時金剛石磨粒的切削刃區(qū)域1、2、3均可參與切削過程，且區(qū)域1、3將隨磨粒的運動而交替進行切削(圖19)，而對于普通磨削過程，則是由切削刃區(qū)域2持續(xù)進行切削。相比較而言，顯然在超聲輔助磨削過程中金剛石磨粒更易于保持鋒利性，使得磨削力得以減小并進而降低磨削比能。另一方面，當超聲振動方向平行于磨削表面時，單顆磨粒在工件表面產生的磨削劃痕軌跡形狀如圖20所示。定義其波長為λ[16]，則有

λ=(vs+vw)/f

(4)

圖19 單顆磨粒超聲輔助磨削切削刃分布Fig.19 Cutting edges distribution of a single abrasive grain during ultrasonic assisted grinding

圖20 單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕軌跡Fig.20 Motion trajectory of a grain during UAG

圖21 磨削速度對波長及切入角的影響Fig.21 Effect of grinding speed on wavelength and penetration angle

由式(4)可知：在諧振頻率一定的條件下，波長λ隨磨削速度vs的增大而增大，如圖21所示。記單顆磨粒在超聲振動狀態(tài)下的振動速度為vU，vU與磨削速度vs的合速度為vT。定義vU與vT的夾角為切入角α，其最小值αmin出現(xiàn)在正弦波形的起點處。由圖21可知：αmin隨著磨削速度vs、波長λ的增大而增大。理論上，當vs增大到一定程度后，正弦波形將趨近于直線即磨粒運動軌跡趨于平直，αmin趨近于90°，單顆磨粒的超聲輔助磨削運動學特征逐漸消失，這一結果通過對比圖8b與圖10b也可以得到體現(xiàn)；當磨削速度vs較小時，其數(shù)值遠低于合速度vT，因此SiC陶瓷超聲輔助磨削時的hc值明顯大于普通磨削時的hc值，而隨著vs的增大，它與vT之間的差異將逐漸減小，超聲輔助磨削與普通磨削時hc值的差異也將逐漸減小。上述分析均表明隨著磨削速度vs的增大，超聲振動作用對磨削過程的影響將逐漸減弱。

除了有關塑性域磨削理論及磨粒運動學特性的觀點之外，有學者從其他角度對超聲輔助加工的特性進行了研究。YANG等[21]認為，在超聲輔助加工中，大的切削速度和加速度會增大材料應變率，進而導致材料加工過程中裂紋尖端擴展阻力增大，同時，由于切削速度較大，即使中位裂紋得以形成也難以有足夠的時間進一步擴展，因此，相比于普通加工，超聲輔助加工可有效降低加工損傷。這一結論對超聲輔助磨削的相關理論研究具有重要意義。

4 結論

(1)單顆磨粒超聲輔助磨削與普通磨削SiC陶瓷時，隨著磨削深度的增大，兩種加工方法對應的材料去除機理均經歷了“塑性去除→脆-塑轉變→大尺寸脆性斷裂”的變化過程。

(2)在試驗條件下，當磨削速度為1 m/s時，SiC陶瓷超聲輔助磨削時的脆-塑轉變臨界切厚為0.173 μm，顯著大于普通磨削時的0.077 μm，即超聲振動作用可增大SiC陶瓷的脆-塑轉變臨界切厚。但隨著磨削速度的增大，兩者之間的差異逐漸減小。

(3)相比于普通磨削，超聲輔助磨削可減小磨削劃痕脆-塑轉變區(qū)域的切向磨削力，其中磨削速度為1 m/s時最大降低幅度約為17.1%。隨磨削速度的增大，磨削力降低幅度有所下降。同時，由于切向磨削力較小、劃痕橫截面積較大，因此單顆磨粒超聲輔助磨削劃痕脆-塑轉變區(qū)域的磨削比能也低于普通磨削時的磨削比能。