磨削參數對ELID內圓磨削軸承外圈的影響

李秦峰 任成祖 張開飛

天津大學天津市先進制造技術與裝備重點實驗室，天津，300072

0 引言

作為一個精密的機械元件，滾動軸承的振動和噪聲與整個機械系統的性能有直接的關系，其中軸承外圈溝道的波紋度是影響軸承振動和噪聲的一個主要因素。波紋度的產生很大程度上是由磨削過程中機床所受到的振動干擾造成的［1］。在傳統的軸承工業中，套圈內表面經常采用研磨和拋光工藝來滿足精度要求，然而這些方法將增加設備投資且延長加工時間［2］。在線電解修整（ELID）磨削技術是近幾年來金屬結合劑超硬磨料修整技術的一項新成就，具有加工精度高、效率高以及適應加工材料范圍廣等特點，被廣泛應用于各種金屬和非金屬材料的磨削加工中［3］。更重要的是，這項技術被成功地應用到內圓表面的超精密加工中，能夠很好地解決內圓磨削中由于磨削條件差而導致的砂輪極易阻塞等問題［4－6］。然而，在ELID內圓磨削方式下，很少有學者研究磨削深度和砂輪進給速度這兩個磨削參數對磨削質量的影響，并且也很少有人分析和比較這兩個參數對磨削過程影響的程度。因此，本文在大量試驗的基礎上，研究了磨削深度和砂輪進給速度對材料去除率以及磨削后表面波紋度的影響，從氧化膜狀態、振動功率以及材料去除機理等方面進行了理論分析，并根據試驗結果提出了實際ELID內圓磨削中磨削參數的選擇建議。

1 試驗設備及方法

圖1 試驗系統示意圖

本試驗建立在數控改造后進給精度為1μm的磨床上。如圖1所示，連接ELID脈沖電源正極的鑄鐵基CBN砂輪安裝在機床的水平軸上。軸承外圈安裝在電磁無心夾具上，在ELID磨削過程中，軸承外圈通過碳刷與脈沖電源的負極相連。磨削過程中的振動信號由安裝在電磁無心夾具絕緣支撐上的加速度傳感器獲取，輸出范圍為±5V的電壓信號，修整電流由霍爾電流傳感器測量得到。上述兩個實時信號均通過采集卡采集，并在工控機中顯示和記錄。試驗裝置及設備見圖2及表1。

圖2 試驗系統實物圖

表1 試驗設備及條件

工件表面波紋度產生的原因很多，其中最主要的原因是磨削過程中的振動。本文所研究的波紋度的范圍為每圈50至150個波［7］，并且試驗過程的工件轉速固定在2r/s，因此在本試驗中，最有可能導致波紋度產生的振動干擾信號的頻率范圍為100～300 Hz［8］。磨削過程采集得到的振動信號經過100～300Hz頻率范圍的濾波后，采用下式可計算得到平均振動功率W：

式中，N為振動信號采樣點的總個數；U為代表振動信號的電壓值。

2 試驗結果及討論

2.1 單因素試驗條件下的磨削深度和砂輪進給速度對ELID內圓磨削的影響

在超精密磨削的常用加工參數范圍內［3－4］，工件轉速和砂輪進給速度分別設定為120r/min和50mm/min保持不變，在工件上做磨削深度分別為1μm、2μm、3μm 和4μm 的普通內圓磨削和ELID內圓磨削試驗。每組試驗重復三次以減小誤差。圖3所示為對應于普通磨削和ELID磨削方式下，采用不同的磨削深度得到的振動功率，可以明顯看出，在兩種磨削方式下，振動功率均隨著磨削深度的增大而增大，但是ELID內圓磨削時的振動功率較小。圖4所示為兩種磨削方式下采用不同磨削深度加工得到的波紋度。從試驗結果可以看出，在超精密磨削參數范圍內，磨削深度對ELID內圓磨削與普通內圓磨削的影響規律基本一致，只是當磨削深度小于或等于3μm時，ELID磨削得到的波紋度明顯優于普通磨削，當磨削深度為4μm時，由于砂輪表面氧化膜磨損嚴重，導致兩種磨削方式下波紋度相差不大。上述試驗結果表明，不論是ELID內圓磨削還是普通內圓磨削，隨著磨削深度的增大，波紋度都不斷增大，但ELID磨削得到的波紋度較小。

圖3 磨削深度對磨削過程中振動功率的影響

圖4 磨削深度對表面波紋度的影響

同樣在超精密磨削的參數范圍內，工件轉速和磨削深度分別設定為120r/min和1μm不變，在工件上做砂輪進給速度為50mm/min、100mm/min、150mm/min和200mm/min的磨削試驗，每組試驗重復三次。由圖5可以看出，在普通磨削和ELID磨削兩種內圓磨削方式下，磨削過程中的振動功率隨砂輪進給速度增大而不斷增大。圖6所示為采用不同砂輪進給速度得到的工件表面波紋度，可以看出，雖然兩種磨削方式下波紋度均是隨著砂輪進給速度增大而增大的，但相對于普通內圓磨削來說，ELID磨削得到的波紋度隨著磨削深度增大而增大的幅度較小，并且最終得到的波紋度也大于普通磨削。

從試驗結果可以看出，隨著磨削深度或砂輪進給速度的增大，波紋度的增大趨勢與振動功率的增大趨勢非常相似，即磨削過程中的振動信號在一定程度上能夠預測加工后工件表面波紋度的大小。圖7為簡化的砂輪與工件相互作用系統原理圖，假設磨削時振動信號為V，則有

圖5 砂輪進給速度對磨削過程中振動功率的影響

圖6 砂輪進給速度對表面波紋度的影響

式中，A為振動幅值；ω為振動頻率。

圖7 砂輪與工件相互作用原理圖

在此振動干擾的作用下，砂輪與工件表面產生相對位移y，即工件表面形成的波紋度幅值。可以將砂輪系統簡化為一個二階系統：

式中，M為砂輪系統質量；n為砂輪系統阻尼系數；K為砂輪系統剛度。

則可得到式（2）穩態解的波紋度幅值Y為

由式（3）可以看出，工件表面產生的波紋度幅值Y與砂輪系統的阻尼比ξ成反比，由于ELID磨削時砂輪表面形成了一層富有彈性的氧化膜，其阻尼系數遠大于普通磨削時砂輪與工件直接接觸的情況，因此，ELID磨削能夠得到較好的表面波紋度。并且式（3）中工件表面波紋度幅值Y與振動干擾的幅值A成正比，進而從理論上解釋了根據磨削過程中振動的大小能夠有效預測工件表面波紋度的大小。

2.2 不同磨削參數組合下的ELID磨削表現

之前的單因素試驗充分說明了在ELID內圓磨削中，隨著磨削深度或砂輪進給速度的增大，表面波紋度均不斷變差。但是磨削過程是建立在這兩個參數共同作用的基礎上的，兩者對工件表面質量的影響程度也是有區別的，因此有必要研究實際ELID內圓磨削過程中這兩個參數究竟是誰起到支配性作用。

試驗步驟如下：在常用的超精密磨削參數范圍內，砂輪轉速設為30 000 r/min，工件轉速為120r/min，占空比為50%，電源電壓為60V。在不改變其他參數的情況下，分別在軸承外圈內表面上進行三組不同磨削參數組合的試驗，第一組采用1μm的磨削深度和200mm/min的砂輪進給速度；第二組采用2μm的磨削深度和100 mm/min的砂輪進給速度；第三組采用4μm的磨削深度和50mm/min的砂輪進給速度。在這三組試驗中，磨削深度不斷增大而砂輪進給速度不斷減小，并且保證三組磨削參數的理論材料去除率相同。每組試驗重復三次且每次磨削前保證磨削條件和狀態相同。

圖8所示為不同磨削參數組合下的修整電流，可以看出三組試驗中的修整電流的修整頻率不斷增大，并且修整電流也不斷變大，其中第三組試驗中的修整電流最大時已經接近0.3A，遠遠超過第一組和第二組的電流大小。圖9所示為對應三組不同磨削參數組合得到的平均振動功率，可以看出，振動功率值不斷增大。圖10所示為對應于不同磨削參數組合的波紋度，可以看出，波紋度不斷增大。圖11顯示了三組試驗后軸承工件的實際材料去除量，其變化趨勢與波紋度的變化趨勢一致，也是逐漸增大。

圖8 三組磨削參數組合下的修整電流

圖9 三組磨削參數組合下的振動功率

圖10 三組磨削參數組合下的波紋度

圖11 三組磨削參數組合下的材料去除量

根據之前單因素試驗的結果，增大磨削深度或砂輪進給速度均會使波紋度增大，即減小磨削深度或砂輪進給速度均會使波紋度減小。但是，上述三組磨削參數組合的試驗研究表明，波紋度及材料去除率均隨著磨削深度增大而增大，并不隨砂輪進給速度減小而減小。明顯可以得出在常用的超精密內圓磨削的參數范圍內，磨削深度對ELID內圓磨削有著更重要的影響的結論。

ELID磨削過程中的在線電解修整作用在砂輪表面形成了一層氧化膜，該氧化膜存在于金屬結合劑基體與被磨削工件之間，可以容納、承托一定數量的因電解而脫落的磨料，使氧化膜成為一種含有微細磨料并具有良好柔韌性的研磨膜，因此ELID磨削的材料去除實際上是一種磨、研、拋相結合的復合加工方式，而氧化膜的狀態決定了材料的主要去除方式。當采用較大的砂輪進給速度和較小的磨削深度的參數組合時，修整電流和振動功率均保持在一個較低的水平，這也意味著砂輪表面氧化膜的磨損程度比較低，砂輪表面不斷電解生成的新氧化膜能夠充分修補已經磨損掉的氧化膜，并使其維持在一個比較厚的狀態。并且當氧化膜的厚度達到一定程度時，使得參與磨削的磨粒大部分甚至全部處于氧化膜的包裹之中，此時ELID磨削的材料去除主要是以微細超硬的磨粒對工件表面研磨拋光的方式進行的，從而獲得較高的表面質量和較低的材料去除率。當磨削試驗采用較小的砂輪進給速度和較大的磨削深度時，修整電流較大，同時振動功率也顯著增大，表明氧化膜磨損劇烈并變得很薄，已經不能在磨削過程中很好地起到對振動干擾的阻尼作用，并且此時參與磨削的磨粒大部分都由氧化膜下層較硬的金屬結合劑把持。此時砂輪的主要材料去除方式是微細超硬磨料的微量磨削，研磨拋光作用并不占主導地位，因此最終得到較差的表面質量和較高的材料去除率。

綜上所述，在實際的ELID磨削過程中，可以先采用較大的磨削深度來實現較高的材料去除率，以消除上道工序中的加工痕跡和變質層，加工一段時間后再采用較小的磨削深度，最終實現對工件表面的研磨拋光并獲得較好的表面質量。

3 結論

（1）ELID磨削過程中的振動功率相對于普通磨削較小。

（2）磨削過程中振動信號的大小能夠有效地預測磨削后工件表面的波紋度。

（3）在ELID內圓磨削條件下，磨削深度和砂輪進給速度的增大均會引起波紋度變大，但磨削深度要比砂輪進給速度對磨削表面波紋度以及材料去除的影響更顯著。

［1］Inasaki I，Karpuschewski B，Lee H S.Grinding Chatter－ Origin and Suppression ［J］.CIRP Annals－Manufacturing Technology，2001，50（2）：515－534.

［2］夏新濤，馬偉.滾動軸承制造工藝學［M］.北京：機械工業出版社，2007.

［3］Ohmori H，Nakagawa T.Mirror Surface Grinding of Silicon Wafers with Electrolytic In－process Dressing［J］.Annals of the CIRP，1990，39（1）：329－332.

［4］Qian Jun，Li Wei，Ohmori H.Precision Internal Grinding with a Metal－bonded Diamond Grinding Wheel［J］.Journal of Materials Processing Technology，2000，105（1/2）：80－86.

［5］Qian Jun，Ohmoria H，Lin Weimin.Internal Mirror Grinding with a Metal/Metal－Resin Bonded Abrasive Wheel［J］.International Journal of Machine Tools ＆ Manufacture，2001，41：193－208.

［6］楊黎健，任成祖，靳新民.軸承套圈內圓ELID磨削試驗［J］.中國機械工程，2011，22（2）：212－214.

Yang Lijian，Ren Chengzu，Jin Xinmin.Internal Cylindrical ELID Grinding Experiment of Bearing Rings［J］.China Mechanical Engineering，2011，22（2）：212－214.

［7］全國滾動軸承標準化技術委員會.滾動軸承零件圓度和波紋度誤差測量及評定方法［S］.北京：中國標準出版社，2004.

［8］馬伏波.表面波紋度的研究［J］.煤礦機械，2008，29（10）：89－90.

Ma Fubo.Study of Surface Waveness［J］.Coal Mine Machinery，2008，29（10）：89－90.