延塑性航空合金磨削砂輪粘附及粘附抑制技術的研究現狀與展望*

（1.湖南大學機械與運載工程學院，長沙 410082；2.中國航發南方工業有限公司，株洲 412002）

航空工業在過去幾十年經歷了高速的發展，預計2010~2030年，全球飛機的交付量將以平均每年3.6%的速度持續增長，到2030年，僅商用客機的全球市場需求將超過30000架[1–2]。亟需提高的飛機性能、可靠性和經濟性，自然轉化為對航空發動機性能和燃油效率的更大需求，繼而推動高性能航空材料和先進加工技術的研發。雖然陶瓷、碳纖維以及金屬基復合材料在發動機結構中的使用范圍越來越廣，但由于這些材料制備技術和加工工藝的局限性，在未來很長的時間內，以鎳基高溫合金和鈦合金為代表的延塑性航空合金仍然會被廣泛使用，并占據較大的份額[3]。鎳基高溫合金具有優良的高溫強度、熱穩定性及熱抗疲勞性，主要用于發動機燃燒室和高、低壓渦輪部分，在目前的商用飛機中，其使用量占發動機重量的50%以上[4–6]。目前國內使用較廣泛的牌號為 GH4169，國際上對應的牌號為 Inconel 718，其使用量占鎳基高溫合金比例的70%以上[7–8]。鈦合金可分為α、近α、β、近β及（α+β）鈦合金，具有比強度高、韌性高、中等高溫性能(350℃)和耐腐蝕性能好等優點。航空工業中使用較多的是（α+β）型鈦合金，其中添加有2%~10%的β 穩定元素，常用的牌號有TC4（Ti–6A1–4V）和TC11（Ti–6.5Al–3.5Mo–0.25Si–2Zr–0.25Fe）等[9]，主要用于發動機風扇和壓氣機部分，使用量約占發動機所使用的合金材料質量的33%以上[10]。

航空發動機在推重比和燃油經濟性方面的極端追求以及核心零部件惡劣的工作環境（溫度高、應力條件復雜），對其所用零部件的加工精度和表面質量提出了嚴苛的要求[11]。一般而言，加工后的發動機零件尺寸精度需＜10μm 及表面粗糙度Ra＜0.5μm[2]，且在加工過程中要嚴格控制加工變形程度、表面及亞表面缺陷、殘余應力水平，保證零件產品的結構組織完整性。盡管不斷開發的非傳統機械加工工藝也被用于制造發動機零部件[12]，但在關鍵的發動機部件精加工中，磨削工藝仍然是主要的材料去除工藝。如對于高壓渦輪葉片，就需要包括平面磨削、外圓磨削、成形磨削等多達12 種不同的磨削操作[2]。因此，以鎳基高溫合金和鈦合金為代表的延塑性航空合金的磨削加工工藝水平能決定航空發動機零件的制造技術水平，甚至直接決定著整個航空發動機產品的最終加工質量，進而影響到其使用性能。

優異的材料特性使鎳基高溫合金和鈦合金被廣泛用于航空發動機零部件制造，同時也給磨削加工造成了極大的難度。作為兩種典型的難磨削材料，砂輪粘附現象是制約延塑性航空合金零件精密磨削加工的重要問題。在鎳基高溫合金和鈦合金磨削加工中，一般磨削量條件下就會產生大規模砂輪粘附。磨削材料粘附在砂輪表面的磨粒頂部或嵌入到磨粒間隙，會導致砂輪的磨削性能變差，使磨削力增大，磨削溫度增高。當被粘附的磨粒再次參與切削時，由于機械力作用，粘附物會發生剝離，沉積在已加工零件表面，導致工件表面質量變差，產生較大的殘余應力。零件磨削加工后的表面質量會顯著影響其服役性能。表面粗糙度過大會使零件抗疲勞性降低，使運動副間的有效接觸面積減小，零件耐磨性變差，使腐蝕介質較易附著于表面，零件的耐腐性變差。殘余拉應力則會導致表面裂紋，降低零件的耐腐蝕性和抗疲勞性[13]。

為了滿足生產效率和表面完整性的要求，必須深入認識砂輪粘附機理，定量化分析各種磨削因素對砂輪粘附程度的影響，同時開發針對解決砂輪粘附問題的抑制技術，以提升航空材料類零件的磨削加工質量。本研究按照以下結構組織，首先概述了以鎳基高溫合金和鈦合金為代表的延塑性航空合金在航空領域的應用背景，闡述了磨削工藝在航空發動機零件制造過程中的重要地位。（1）分析了磨削過程砂輪粘附機理，重點分析了不同磨料砂輪磨削鎳基高溫合金和鈦合金的粘附形成機理，指出了工件–磨粒組合的物理化學性質是影響粘附形成的重要因素。（2）分析了砂輪粘附對磨削過程中磨削力、磨削溫度和加工后零件表面質量的影響。（3）綜述了砂輪粘附建模的發展現狀，同時較為深入地分析了這些模型應用的局限性。（4）綜述了現階段砂輪粘附的抑制措施，包括思路一：通過改進磨削加工條件，盡可能的避免或緩解磨削過程中的砂輪粘附現象；思路二：允許出現砂輪粘附，但在磨削過程中要采取合理方法在線去除砂輪表面的粘附物。最后，在上述綜述及分析的基礎上對后續的研究工作進行了展望。

砂輪粘附機理

如圖1所示，在磨削過程中，磨粒與工件的實際接觸區域是由大量的微凸體組構成的，接觸著的微凸體組由于實際接觸面積很小，在高溫、高應力作用下將發生牢固粘著，形成微焊接（即粘結點）。此時，若磨粒和工件間產生相對滑動，必須剪斷粘結點，由此發生工件材料向砂輪磨粒轉移的現象。砂輪粘附的形成可以用粘著磨損理論來解釋，包括物理吸附、擴散、化學反應、靜電力、機械互鎖或勾連和弱界層作用[14]。 如Lauer–Schmaltz 等[15]認為切削和砂輪表面的機械自鎖以及磨料–工件表面的化學親和是砂輪粘附形成的主要因素。Komanduri 等[16]認為切削和磨粒在高壓下的焊接作用是決定砂輪粘附的主要因素。Zhang[17]則將砂輪粘附的形成分為3 個階段：第1 階段為粘附萌生階段，主要對物理吸附、擴散、化學反應和機械互鎖起作用；第2 階段是粘附擴張階段，主要包括新的粘附萌生和粘附累積，其中物理吸附、擴散、磨粒粘附物與工件材料之間的焊接是粘附累積的主要原因；第3 階段是粘附萌生、剝落和累積量達到平衡，其中砂輪磨損引起粘附物剝落，如圖2所示。

圖1 平面磨削和磨粒與工件接觸界面示意圖Fig.1 Schematic of surface grinding and interface of abrasive grain and workpiece

圖2 砂輪粘附的形成過程Fig.2 Formation process of wheel loading

作為典型的高強韌難加工材料，鎳基高溫合金和鈦合金的磨削過程中磨削力較大、磨削溫度較高。砂輪粘附形成應歸因于磨削溫度升高時工件–磨粒間的各種物理化學作用以及工件材料韌性增強的綜合結果。在砂輪粘附形成機制分析時，磨削力、磨削熱以及工件–磨粒間的物理化學作用是需要考慮的重要方面。表1為幾種常用磨料的材料特性[18]，表2和表3是兩種典型的延塑性航空合金的材料特性和化學元素組成[19–20]。

表1 幾種典型磨料的材料特性Table 1 Material properties of several typical abrasive grains

表2 Inconel 718和Ti–6Al–4V的材料特性Table 2 Material properties of Inconel 718 and Ti–6Al–4V

表3 Inconel 718和Ti–6Al–4V的材料組成（質量分數）Table 3 Chemical compositions of Inconel 718 and Ti–6Al–4V (mass fraction)%

1 砂輪粘附的形成

1.1 鎳基高溫合金磨削砂輪粘附形成機制

鎳基高溫合金是一種在Ni 元素的基礎上，通過添加多種元素來獲得高強度、高溫強度、抗氧化、抗蠕變等優異性能的合金。其中元素Cr、Fe、Mo、W 和Ta 可提高其強度；元素Al和Ti 可提高其高溫強度；元素Al、Cr 和Ta 可提高其抗氧化性能；元素B、C 和Zr 可提高其抗蠕變性能；元素Hf 可提高其中等溫度的延展性，且防止氧化物剝落[13]。這些微量元素的添加除了使鎳基高溫合金獲得優異的材料性能外，也給磨削加工帶來了極大的困難。在磨削高溫下，工件材料與砂輪磨粒間的物理化學作用是砂輪粘附分析必須考慮的重要方面。

Al2O3砂輪被廣泛用于鎳基高溫合金零件磨削。Xu 等[21]利用掃描電子顯微鏡（Scanning electron microscope，SEM）和X射線光電子能譜（X–ray photoelectronspectroscopy，XPS）手段調查了Al2O3砂輪磨削K417 鎳基高溫合金時砂輪和工件界面所發生的物理化學作用。研究表明隨著磨削溫度的升高，磨削后工件表面C 和O 的濃度升高。在磨削高溫下，工件表面元素會發生氧化，生成Cr2O3、Ni2O3、TiO2和 Al2O3等。這些氧化物與Al2O3磨料均屬于六方晶體結構，具有相近點陣參數，使工件材料通過其表面氧化物與磨粒形成較強的粘附。

SiC 砂輪不適合磨削高溫合金，其原因是磨粒元素與被磨工件材料元素間的相互擴散，在磨粒表面生成脆性硅化物，造成磨粒磨損嚴重，在工件表面生成不穩定的金屬碳化物和氧化物，造成被磨工件表面缺陷。Sinha 等[22]研究了干磨削條件下，使用Al2O3砂輪和SiC 砂輪磨削Inconel 718 時的磨削性能及磨粒–工件界面所發生的物理化學作用。結果表明用SiC 砂輪磨削時砂輪表面粘附嚴重，幾乎在所有的磨削參數下工件表面均出現燒傷，而在相同參數下，用Al2O3磨削時則沒有出現明顯的燒傷。通過能量分散X 射線光譜儀（Energy dispersive X–ray spectroscopy，EDX）、X 射線衍射（X–ray diffraction，XRD）和X 射線光電子能譜對磨削后工件表面分析表明燒傷表面發生了嚴重的氧化，氧含量是未燒傷表面的5 倍以上；燒傷表面碳擴散嚴重，碳含量是未燒傷表面的2 倍以上。在用SiC 砂輪磨削Inconel 718 時，磨粒–工件界面主要發生式（1）~（7）的反應。在較高的磨削溫度下，SiC 與氧氣發生反應生成SiO2和C（式（1））；當磨削溫度超過500℃，合金中的Ni 會與氧氣反應，在工件表面生成NiO 缺陷層（式（3））；當磨削溫度超過700℃時，合金中的Cr 元素會與NiO 反應，在工件表面生成Cr2O3鈍化層，此外Cr元素也會與氧氣發生反應生成Cr2O3（式（4）和式（5））；當磨削溫度超過727℃，SiC 磨粒分解得到的C 與合金中的Fe 反應生成γ相鐵（奧氏體，式（2））；當磨削溫度超過980℃時，合金中的Al 元素和Fe 元素會被氧化，如式（6）~（7）所示。

CBN 磨粒具有硬度高、強度高、導熱性好、熱膨脹系數低等優點，因此電鍍CBN 和陶瓷CBN 砂輪目前也被廣泛用于鎳基高溫合金的加工[23–28]。其磨削比約為Al2O3砂輪的17~35 倍，可較大幅度地提升磨削工藝一致性[29–30]。Xu 等[21]對比研究了SiC 砂輪、Al2O3砂輪、CBN 砂輪磨削K417 鎳基高溫合金時的磨粒磨損機理，結果表明SiC 和Al2O3磨料由于硬度低，磨削過程磨粒容易變鈍，容易出現磨削高溫，磨削高溫導致磨料與工件的化學結合作用增強，從而加劇砂輪粘附。相比之下，CBN 磨粒在較高的溫度下更穩定，所以磨削過程中砂輪粘附的形成主要是由于磨削溫度升高引起工件延塑性增強所致。此外，CBN 磨料的硬度大于SiC 和Al2O3磨料，磨粒形狀尺寸保持性好、不易磨鈍。因此，在相同的材料去除率下，CBN 砂輪磨削時溫度較低，砂輪粘附程度較小。

1.2 鈦合金磨削砂輪粘附形成機制

鈦合金的熱力學性能和化學組成對磨削過程中砂輪粘附的形成也有極大的影響。如表2所示，Ti–6Al–4V 的熱導率極差，僅為6.7 W/(m·K)，這就導致在相同的能量輸入條件下，磨削鈦合金時的磨削溫度要比磨削其他金屬時高得多。磨削區高溫所導致的工件材料延塑性增大，其觸發的磨料與工件材料間的化學作用是影響砂輪粘附形成的主要因素。研究表明[31–32]，當磨削溫度高于500℃時，工件表面的Ti 元素會與氧氣發生反應生成TiO2（式（8））。當用Al2O3砂輪磨削鈦合金時，TiO2會與Al2O3反應生成鈦酸鋁固溶體Al2O3·TiO2（式（9））。化學結合的存在將增大砂輪粘附形成的傾向。當用SiC 砂輪磨削鈦合金時，磨削溫度＞800℃，SiC 會與氧氣發生反應生成SiO2和C，反應析出的C 會與工件材料中的Ti 元素反應生成TiC，這種化學作用也會導致工件與碳化硅顆粒之間的強結合，如式（1）和式（10）所示。Tang 等[33]的研究證實了磨削燒傷后的鈦合金表面有TiC 和TiO2的存在。相比SiC磨料，采用Al2O3磨料磨削鈦材料時的砂輪粘附更嚴重[10]。主要是由于：（1）SiC 磨料發生化學反應的觸發溫度較高，化學性質相對穩定；（2）SiC磨料切削刃更鋒利，熱導率也較高，在相同的材料去除率下，磨削力和磨削溫度較低。

采用超硬磨料（金剛石和CBN）砂輪代替傳統的Al2O3或SiC 砂輪，可以降低砂輪粘附形成，提高鈦的磨削效率[34–37]。在用CBN 砂輪磨削鈦合金時，磨粒和工件界面可能發生的化學反應如式（11）~ （13）所示[38]。

Xu 等[39]對比研究了SiC 砂輪和CBN 砂輪磨削Ti–6Al–4V 時的砂輪粘附情況，結果表明由于CBN 的化學穩定性較好，磨削區溫度不足以觸發式（11）~（13）所示的反應。因此，在用CBN 砂輪磨削鈦合金時，磨削高溫下工件材料的延塑性增強是砂輪粘附形成的主要因素。

在用金剛石磨削鈦合金時可能主要發生式（10）所示的反應。Kumar[38]對比研究了SiC、CBN 和金剛石砂輪磨削Ti–6Al–4V 鈦合金時磨削比和比磨削能，如圖3所示[38]。結果表明金剛石磨料在磨削鈦合金時表現出優異的磨削特性，磨削比高達150，比磨削能＜30J/mm3，且中等韌性的金剛石磨料的磨削特性(CSG–II and MBG–II)優于低韌性的金剛石磨料（RVG–W）。與CBN砂輪相比，金剛石砂輪的磨削性能更為優異，這說明了磨削區溫度也不足以觸發式（10）所示的反應或者反應程度極弱，化學作用對砂輪粘附形成的影響程度極小。如表1所示，與CBN 磨料相比，金剛石磨料具有更大的熱導率（146W/(m·K)），導致在相同水平的能量輸入的條件下，磨削區傳入工件的熱量更低，因此磨削溫度對工件延塑性的影響也相對較小。

圖3 SiC砂輪和超硬磨料砂輪在磨削Ti–6Al–4V時的磨削性能對比Fig.3 Grinding performance of superabrasives wheels compared with SiC wheel when grinding Ti–6Al–4V

2 砂輪粘附的擴張

通過光學顯微鏡觀察磨削后砂輪表面可以發現，砂輪粘附形式分為兩種：小范圍的磨粒頂部粘附和較大范圍的磨粒間粘附（砂輪堵塞），如圖4所示[40]。磨粒頂部粘附往往發生于有凹坑、凸起和細小裂紋等缺陷的動態磨粒表面，如果動態磨粒之間的距離較小，磨粒頂部粘附會發展為磨粒間的粘附[40]。

圖4 砂輪粘附包括磨粒頂部粘附和磨粒間粘附Fig.4 Wheel loading including grain-top adhesion and intergrain adhesion

Yossifon 等[41]試驗研究了Al2O3砂輪磨削304L 不銹鋼時的砂輪粘附磨損情況，認為砂輪粘附磨損可以大致分為4 個階段：在階段1，由于新修整的砂輪表面的磨粒微破碎較多, 磨粒與結合劑的結合強度受到損傷，因此砂輪磨損較快；在階段2, 砂輪進入穩定磨削狀態，砂輪表面出現小范圍的磨粒頂部粘附；在階段3，隨著磨削的進行，工件材料不斷轉移到砂輪表面，在動態磨粒間距較小的位置，出現較大范圍的砂輪粘附，當作用在被粘附磨粒上的磨削力大于結合劑材料對磨粒的把持力時，這些動態磨粒發生剝落；在階段4，粘附又在砂輪由于自銳而突出的動態磨粒上形成并發展，形成破碎和剝落與粘附發展的動態平衡。任敬心等[42]在研究SiC 砂輪磨削鈦合金時也發現類似的砂輪粘附過程。其研究表明在初始磨削階段，粘附率（粘附面積百分數α）由小到大, 又由大到小, 這是由于修整作用導致磨粒缺陷以及有效磨粒數發生變化所造成的。Gift 等[43]研究了電鍍CBN 砂輪在水基磨削液下磨削高溫合金時的砂輪粘附機理，并給出了更為細致的粘附形成和發展模型，如圖5所示[43]。與普通磨料砂輪不同的是，電鍍CBN砂輪的結合劑對磨料的把持力強，因而容易出現大范圍的粘附。

圖5 砂輪粘附機理示意圖Fig.5 Illustration of mechanism of wheel loading

砂輪粘附的影響

在延塑性航空合金磨削過程中，砂輪粘附具有時變性，隨材料去除量的增加而不斷變化。砂輪粘附會引起砂輪表面形貌和切削性能發生變化，使磨削力和磨削溫度發生變化，磨削力和磨削溫度的變化反過來會影響砂輪粘附，如圖6所示。這種多因素的耦合作用最終決定了磨削過程中磨削力、磨削溫度和磨削后工件的表面質量，因此定量分析砂輪粘附對磨削過程的影響非常困難。在分析砂輪粘附的影響作用時，除了保證砂輪特性、修整條件、磨削條件、冷卻和潤滑條件等輸入參量相同外，同時還需盡可能地把砂輪磨損對磨削性能的影響排除在外，定量化地確定砂輪粘附率，然后對比不同粘附率下的磨削力、磨削溫度和表面粗糙度。

圖6 影響磨削過程的因素Fig.6 Factors influencing grinding process

砂輪粘附對磨削過程的影響主要體現在以下4 個方面： （1）磨粒頂部粘附會改變切削磨刃的幾何形狀，使磨刃變鈍，磨削過程中摩擦和耕犁作用增強；（2）磨粒間粘附會改變砂輪表面形貌，使磨削區動態磨刃數減少；（3）磨粒間粘附會影響磨削液進入砂輪氣孔，導致磨削液的冷卻和潤滑特性變差；（4）隨著磨削過程的進行，砂輪表面粘附物會隨著砂輪旋轉再次與工件接觸，在機械力的作用下發生剝離，重新沉積在被磨工件表面，再沉積作用除了會改變磨削后工件表面粗糙度外，還會引起較大的殘余應力和表面缺陷。Heinzel 等[44]研究了用Al2O3砂輪磨削Inconel 718 鎳基高溫合金時砂輪粘附對磨削力的影響，如圖7所示[43–44]。結果表明高壓水射流清洗可以顯著減小砂輪粘附率，當砂輪粘附率α減少時，比法向磨削力F′n和比切向磨削力F′t均減少。如在比材料去除率Q′w=50mm3/(mm·s)的條件下，當α從0.8%（高壓水射流清洗）增加到4.0%（未清洗）時，比法向磨削力增加了56%，比切向磨削力增加了27%。Adibi等[45]定量化分析了CBN 砂輪磨削Inconel 738 時的粘附率和比磨削能的變化，如圖8所示。結果表明隨材料去除量的增加，砂輪粘附率和比磨削能的變化趨勢一致。此外，在砂輪粘附達到平衡狀態下，當砂輪粘附率從1.26%增加到6.22%時，比磨削能從43.55J/mm3增加到63.37J/mm3。Gao 等[46]對比了不同磨削條件下，砂輪粘附率和表面粗糙度的變化，結果表明不同磨削參數下，表面粗糙度變化趨勢與粘附變化趨勢一致。相同磨削參數下，粘附率的增大會導致表面粗糙度Ra值地增大，當粘附率從0.072%增大到0.241%時，Ra從0.48μm 增加到0.99μm。目前尚未有關于砂輪粘附對磨削溫度影響的研究，但磨削過程中，比磨削力或比磨削能的增大，必然導致磨削溫度的升高。

圖7 不同比材料去除率下，砂輪粘附率 ( α) 對比磨削力的影響Fig.7 Effect of wheel loading degree ( α) on specific grinding force under different material removal rates

圖8 砂輪粘附率和比磨削能隨材料去除體積的變化示意圖Fig.8 Wheel loading and specific energy against material removal volume

砂輪粘附建模

在磨削過程中，砂輪粘附對磨削力、磨削溫度和工件表面質量均有影響。因此，為了滿足生產效率和表面完整性的要求，深入認識各種磨削因素對粘附率的影響程度，通過建立數學模型對砂輪粘附進行定量評價是必要的。然而，現階段關于砂輪粘附模型的研究極少。這是由3 個方面造成的： （1）由于影響粘著磨損過程和磨削過程的因素很多，且具有較大的隨機性，使砂輪粘附問題分析變得極其復雜；（2）對于磨削過程中砂輪粘附機理認識不足，尚未有高效且經濟避免砂輪粘附的手段；（3）砂輪粘附檢測手段的落后也限制了較為精確的粘附模型的開發。砂輪粘附的檢測通用手段為一定的磨削次數后，通過光學顯微鏡下采集一定數量的砂輪表面圖片，然后通過數字圖像處理技術得到砂輪的粘附率，如圖9所示[46]。由于缺乏新技術的研發，幾乎所有的關于砂輪粘附率測量的研究都采用了這種方法[44–49]。基于數字圖像處理技術測量砂輪粘附率的主要缺陷在于： （1）不能在線檢測，必須停機，并且干燥砂輪表面；（2）采樣工作量極大，由于顯微鏡視場較小，對于半徑較大的砂輪，必須要數量極大的采樣圖片才能較為精確地反映砂輪真實的粘附率；（3）只能求得粘附面積，而不能確定粘附體積或質量。

1 單顆磨粒粘附模型

對于粘著現象的解釋眾說紛紜，其中以Holm 粘著磨損模型和Archard 粘著磨損模型最為著名并被廣為接受。Holm 是從原子尺度來解釋粘著磨損現象的[50]。粘結點形成后，磨粒和工件相互接觸的微凸體表面上的原子間將產生很強的分子力，當粘著兩個微凸體被拉開時，工件材料由于較軟，其表面將要失去一定數量的原子，發生工件材料向磨粒轉移的現象。圖10為Holm 模型解釋磨粒與工件微接觸處粘附形成示意圖。磨粒微凸體上的粘附體積Vadhesion由式（14）計算得出，

其中，L為磨粒–工件相對滑動距離；fn為作用在工件微凸體上的法向載荷；σs為工件材料的屈服應力；Z為磨粒原子與工件原子相遇一次時，粘走一個原子的概率，可由式（15）計算，得出[51]

其中，E為磨粒與工件材料組合所決定的活性能量；R為波爾茲曼常數；T為絕對溫度；K1為系數。

Holm 粘附理論的不足之處在于，實際粘附于磨粒的工件材料碎片總是由尺度較大的金屬原子聚集而成，不只存在于原子級。基于此，Archard 提出了新的粘著磨損理論模型[51]。當磨粒和工件表面上的微凸體相遇并形成粘結點時，若粘結點的強度高于工件材料的強度，破壞將發生在離結合面不遠處工件微凸體的表層內，工件材料向磨粒上轉移，并粘附在磨粒表面，如圖11所示。磨粒微凸體上的粘附體積Vadhesion可由式（16）計算得出，

其中，σs為工件材料的屈服應力，其與工件微凸體材料硬度Hasperity成正比，可由式（17）定義[52]；Ks是磨損系數，受摩擦副材料、潤滑狀態、接觸溫度影響。

其中，k0為硬度系數，僅取決于材料的泊松比υ，如表4所示[53]。工件材料微凸體硬度Hasperity與接觸溫度T直接相關，可由式（18）表示[54]：

式（18）中，H0和a均為正常數。

圖9 數字圖像處理技術測量砂輪的粘附率Fig.9 Measurement of wheel loading ratio based on digital image processing technology (DIPT)

圖10 Holm模型解釋磨粒頂部粘附的形成Fig.10 Formation of grain-top adhesion based on Holm’s model

圖11 Archard模型解釋磨粒頂部粘附的形成Fig.11 Formation of grain-top adhesion based on Archard’s model

表4 材料硬度系數k0和泊松比υ的關系Table 4 Relationship between hardness coefficient k0 and Poisson's ratio υ

雖然Holm 和Archard 粘著磨損模型都有很多不足之處，但都可以給出關于單顆磨粒粘附問題的直觀物理解釋。單顆磨粒微凸體上的粘附體積隨相對滑動距離、法向載荷和接觸溫度的增大而增大，隨工件硬度的增大而減小。更多關于粘附磨損的分析可以參閱文獻[55–61]，由于粘著磨損涉及面極其廣泛，因而將是持續的研究熱點，同時也為砂輪粘附形成問題的分析提供了理論支撐。

2 砂輪粘附模型

與磨削力建模類似，砂輪粘附率模型的建立也是先建立單顆磨粒粘附率模型，然后乘以磨削區動態磨刃數得到整個磨削區的粘附率模型。任敬心等[42]基于Holm 粘著磨損模型，推導出了SiC 砂輪磨削鈦合金時的砂輪粘附率模型，為砂輪粘附分析提供了較為全面的理論支持。

式（19）~（22）中，F′n為單位寬度的法向磨削力；Hw為工件材料的硬度；vs為砂輪線速度；vw為進給速度；dc為磨削深度；L為磨削距離；Kmo為與氧化有關的系數；C=4tanθ,θ為磨粒的半頂角；De為砂輪當量直徑；Nd為砂輪的有效磨刃數；ks為與磨粒形狀及工件材料有關的常數；ζ為臨界氧化膜厚度；ρ為氧化膜密度；為未變形切屑平均厚度；為粘附物的平均厚度；Q0為氧在被磨材料中的擴散激活能。該模型考慮了磨削溫度對原子粘結的影響，同時也考慮了法向磨削力、氧的擴散作用和磨粒破碎對砂輪粘附率的影響。根據這一模型我們可以得到砂輪粘附率與磨削參數的關系，隨著粘附距離的增大，粘附率將趨于穩定值，這與試驗觀察到的現象一致。除了Holm模型本身對粘附機理解釋的缺陷外，該模型沒有考慮溫度對工件材料特性（如硬度和韌性）的影響。

基于Kannatey–Asibu[62]提出的粘附磨損理論，Huang 等[54]建立了CBN 刀具精密車削過程的磨損模型。Adibi 等[47]基于Huang 等[54]磨損模型中的粘附磨損部分，推導出了CBN 砂輪磨削鎳基高溫合金時的砂輪粘附模型。在考慮磨粒與工件接觸時，將磨粒假設為球體與帶有微凸體的工件表面接觸，而在考慮粘附物從磨粒上剝離時則認為是單顆磨粒受到切向力作用的結果。

式（23）~（25）中，V0為砂輪表面單位面積上的初始粘附體積，對于新修整的砂輪V0=0；b為砂輪磨料層寬度；D為砂輪直徑；β為與粘附物脫離相關的比例常數；μ為單顆磨粒的摩擦系數；N為磨粒與工件接觸次數；Lw為工件長度；dg為磨粒直徑；K0為與粘附系數比例常數；r為未變形切屑的寬度和厚度之比。該模型考慮了工件表面磨削溫度對粘附率的影響，但根據Jin等[63]的理論分析，磨削區動態磨粒點的溫度（或切削溫度）往往要高于工件表面溫度數倍，工件表面溫度是砂輪表面動態磨粒點溫度在考慮冷卻、對流和傳熱等因素后作用的平均結果。另外，該模型可以預測穩定態的砂輪粘附率，但不能預測磨削開始一段時間后粘附率出現的峰值。Agarwal[48]很大程度上繼承了Adibi 等的理論及試驗研究結果，但對實際砂輪–工件接觸長度模型進行了更新，使得粘附模型更為精準，如圖12所示[48]。

圖12 Adibi和Agarwal砂輪粘附模型對比Fig.12 Comparison between Adibi’s and Agarwal’s wheel loading models

砂輪粘附的抑制方法

如上文所述，在磨粒尺度上，砂輪粘附的形成可以用磨粒和工件的微接觸副間的粘著磨損解釋。因而，可以減小粘著磨損形成的因素，對減小砂輪粘附率都是有益的。對于特定的工件材料，磨削過程中砂輪粘附的形成和擴展很大程度上取決于砂輪特性和磨削條件。采用合理的磨削參數、改善磨削區冷卻和潤滑條件以及合理選用砂輪類型（包括磨料材料的性質、磨料的大小、結合劑材料、磨料和結合劑的比率，以及氣孔率）是緩解砂輪粘附問題的重要手段。采用在線砂輪清理和在線修整工藝，以實現對砂輪表面粘附物的去除也是可行的。此外，電化學磨削被證明可以避免磨削過程中砂輪粘附現象。

1 合理選取磨削參數

磨削參數對砂輪粘附影響顯著。減小磨削深度，可以減少砂輪粘附率。這是由于當磨削深度減小時，動態磨刃數減少，同時未變形切屑厚度減小，作用于磨粒和工件的微接觸處壓力減少。一定范圍內減小砂輪轉速可以降低磨削溫度，從而可以減小砂輪粘附率。增加工作臺速度，一方面會增加未變形切屑厚度，增加磨削力和磨削溫度，將導致砂輪粘附增加；另一方面會減小磨粒和工件的相對滑動距離，導致砂輪粘附減小；其對砂輪粘附率的影響取決于這兩種因素的綜合影響[18]。Pashmforoush 等[64]研究了5 種磨削環境下（干磨削、普通磨削液以及濃度分別為50、100、150mg/L 水基銅納米流體磨削液）CBN 砂輪磨削Inconel 738 時的砂輪粘附特性，如圖13所示[64]。結果表明使用水基銅納米流體可以降低砂輪粘附，在干磨削條件下，砂輪粘附隨磨削深度和進給速度的增大而增加。但是在濕磨條件下，砂輪粘附隨磨削深度增大而先增加后減小，隨進給速度的增大而增加。Nagaraj[65]和Werner[66]等的研究表明砂輪粘附隨材料去除率的增加而增加。但Srivastava 等[67]的研究則發現進給速率對砂輪粘附沒有明顯的影響。此外，Koshima 等[68]的研究發現在用CBN 砂輪磨削不銹鋼時逆磨時的砂輪粘附小于順磨時的砂輪粘附。

圖13 砂輪粘附率隨磨削深度和進繪速度的變化Fig.13 Variation of wheel loading ratio with respect to depth of cutting and feeding velocity

2 改善磨削區冷卻和潤滑條件

磨削過程對于去除單位體積的金屬有極高的能量輸入，幾乎所有的能量轉化都集中在磨削區。磨削高溫會使工件接觸區硬度降低，使磨削液的潤滑性質發生改變。因此改善磨削區的冷卻潤滑條件對于減小砂輪粘附是有益的。

2.1 液氮冷卻潤滑技術

液氮冷卻潤滑技術是采用液氮使加工區處于低溫冷卻狀態進行磨削加工。主要有兩種形式：一是用液氮自身瓶裝壓力噴射到加工區直接潤滑冷卻砂輪；二是用液氮受熱蒸發循環, 間接使砂輪潤滑冷卻[69]。Elanchezhian 等[70]對比了常規方式冷卻和液氮超低溫冷卻下用CBN 砂輪磨削Ti–6Al–4V 的磨性性能。結果表明，與常規冷卻方式相比，液氮超低溫冷卻環境下磨削過程中法向磨削力、切向磨削力、磨削溫度和表面粗糙度Ra值分別降低了 12%、27%、55% 和38%。Zhu 等[71]將液氮低溫加工技術與ELID 磨削技術相結合，開發了鈦合金低溫ELID 磨削裝置，也表明液氮低溫加工技術有效地降低了鈦合金磨削力及減少鈦合金的粘附，如圖14所示[72]。

2.2 砂輪內冷卻法

磨削時由于砂輪的高速回轉所形成的回轉氣流將阻礙磨削液的注入，使磨削液很難注入磨削區內，冷卻效果較差。砂輪內冷卻法就是先將磨削液通過砂輪內孔和端面引入砂輪，然后靠離心力作用使磨削液通過砂輪氣孔從砂輪周邊甩出，直接進入磨削區，進行冷卻潤滑。Peng[72]和Li[73–74]等的研究都證明內冷卻法可以提升鈦合金和高溫合金的磨削性能。在應用內冷卻技術時，為了防止雜質堵塞砂輪，必須對磨削液進行良好的過濾。另外，流體在砂輪孔穴中填充和運動會引起砂輪強迫振動，導致磨削質量變差，也是一個必須解決的難點問題。

3 合理選用砂輪類型

3.1 選用大氣孔率砂輪

與傳統砂輪相比，大氣孔率砂輪在磨削高延塑性航空合金時磨削性能更好，主要是因為： （1）大氣孔率有利于冷卻劑進入磨削區，提高冷卻潤滑效果，降低磨削溫度；（2）大孔隙率提供了更多的容屑空間，有利于磨屑的排出；（3）大氣孔率砂輪磨粒的自銳性較好，減少了砂輪粘附的趨勢。Cai 等[75–76]試驗對比了氣孔率為40%的陶瓷結合劑多孔CBN砂輪（HP–B91）和傳統陶瓷結合劑CBN 砂輪（MP–B91）在磨削Inconel 718 時的磨削性能。結果表明由于砂輪粘附，MP–B91 砂輪在材料比去除量為60mm3/mm 時失效。而相同磨削條件下，HP–B91 砂輪具有很好的磨削性能，材料比去除量在500 mm3/mm 內，工件表面粗糙度Ra可以保持在0.18μm 以下。Chen 等[77]制備了總孔隙率為30%左右的金屬結合劑多孔CBN 砂輪，并對該砂輪用于Inconel 718 磨削時的比磨削力、比磨削能、磨削溫度和磨削后砂輪表面形貌進行研究，如圖15[77]和圖16所示。結果表明在相同磨削條件下，金屬結合劑多孔CBN 砂輪的磨削性能優于傳統的陶瓷CBN 砂輪，比磨削力和磨削溫度更低，砂輪表面工件材料粘附較少。Neslu?an[78]利用諾頓公司生產的氣孔率為17%的Vortex 砂輪對鎳合金EI 698VD 進行磨削，結果也表明與傳統砂輪相比，Vortex 砂輪磨削性能更好。砂輪孔隙率增大會導致砂輪硬度降低，引起磨削過程中結合劑斷裂增加，雖然可以減少砂輪粘附和堵塞，但同時也削弱了砂輪強度，縮短了砂輪壽命。此外，增大砂輪氣孔率會使砂輪表面單位面積有效磨刃數減少，平均未切削厚度增大，從而導致工件表面粗糙度增加。Lu 等[79]研究了不同質量分數下聚甲基丙烯酸甲酯和活性炭兩種造孔劑對陶瓷CBN 氣孔率和力學特性的影響，如圖17所示。表明當造孔劑含量增加時，砂輪氣孔率增大，砂輪硬度減小。圖18[79]為不同質量分數的造孔劑下，陶瓷CBN 砂輪的表面形貌。

圖14 內冷卻法示意圖Fig.14 Schematic of internal cooling method

3.2 選用單層超硬磨料砂輪

單層超硬磨料砂輪具有相對高的磨粒突出高度，提供了更大的容屑空間，有助于緩解砂輪粘附。Xu等[39]用釬焊金剛石磨料砂輪對鋁合金AA4032 進行了磨削試驗研究。試驗證明釬焊金剛石砂輪適用于AA4032 的磨削，尤其適用于高速磨削。試驗還證明磨粒間粘附（砂輪堵塞）主要發生在磨粒間距離較小的區域，而磨粒頂部粘附則發生在具有凹坑和小裂紋的扁平磨粒表面，因而控制磨粒分布是減少磨削過程砂輪粘附十分有效的方法。基于此，Okuyama 等[80]開發了一種磨粒均勻排布的金剛石砂輪，磨粒排布方向于砂輪旋轉方向夾角為23.2°，并用所研制的砂輪對包括鋁合金（牌號分別為A1050、A5052、AC2B 和AC4C）、鈦合金 （牌號為Ti–6A–l4V）在內的5 種材料進行磨削。結果表明該砂輪在磨削鋁合金時表現出優異的性能，當砂輪速度1000m/min，進給速度200mm/min，磨削深度10μm 時，可以實現對鋁合金的鏡面磨削，粗糙度Rz值＜0.1μm。但是這種砂輪在磨削鈦合金時磨削性能較差，粗糙度Rz值為2.75μm。與樹脂、陶瓷和金屬結合劑超硬磨料砂輪相比，單層超硬磨料砂輪不可以修整，這就使得其磨削特征具有瞬態性，磨粒切削能力隨著磨粒自身的磨損逐漸惡化，且不可以恢復[81]。

圖15 磨削參數對比磨削力和磨削溫度的影響Fig.15 Influence of grinding parameters on specific forces and temperature

圖16 磨削后多孔CBN砂輪和陶瓷CBN砂輪的表面形貌Fig.16 Wheel surface topography of porous and vitrified CBN wheels after grinding

圖17 PMMA和活性炭兩種造孔劑含量的變化對砂輪氣孔率和洛氏硬度的影響Fig.17 Influence of two kinds of pore-forming agent PMMA and activated carbon content changes on porosity and Rockwell hardness of grinding wheel

3.3 選用結構化砂輪

通過引入預先設計好的紋理或結構來實現砂輪表面結構化，是一種公認的可以降低磨削溫度和磨削力、減少磨削過程砂輪粘附的有效方法[82–84]。主要原因是： （1）砂輪表面結構化使有效磨刃數減少，平均未變形切屑厚度增大，由于尺寸效應，降低了磨削區產生的總熱量；（2）結構化砂輪減小了砂輪表面與工件的實際接觸面積，減少了傳遞給工件的熱量，降低了磨削區工件表面溫度；（3）結構化砂輪表面的凹槽使磨削液的冷卻及潤滑作用增強。如圖19所示，Yuan 等[83–84]開發了一種形式的電鍍CBN 砂輪，這種砂輪具有離散的磨料團簇。與傳統電鍍CBN 砂輪相比，所開發的新型砂輪可以降低磨削力和砂輪粘附率。這種砂輪的主要缺點是砂輪–工件實際接觸面積減小導致平均最大未變形切屑厚度增大，通常會產生較為粗糙的磨削表面。

圖18 砂輪表面形貌隨造孔劑含量的變化Fig.18 Variations of wheel surface morphology with content of pore formers

圖19 結構化砂輪Fig.19 Structured grinding wheel

4 在線砂輪清理工藝

4.1 水射流清理工藝

水射流清理工藝是利用高壓流體產生的動能對砂輪表面的粘附區進行沖擊，達到去除粘附物的目的。Heinzel 等[44]基于在線水射流清理工藝對Inconel 738 鎳基高溫合金進行磨削試驗，研究了射流清理參數對砂輪粘附的影響。結果表明噴嘴與砂輪表面的距離、冷卻液的壓力和流量對磨削過程中砂輪粘附率影響顯著。調整射流系統到最優參數，砂輪粘附率和相應的比磨削能可分別減少100%和30%。Gift 等[43]基于液–固沖擊模型，分析了射流噴嘴設計及射流特性對清理效果的影響，研究結果也表明通過優化清理參數（噴嘴配置、噴嘴位置），可以實現對砂輪粘附產生有效去除。值得注意的是磨削過程中粘附物多以焊接的形式涂覆于磨粒表面，所以高壓射流對粘附物的清理效果有限。此外，高壓射流清理系統消耗了大量的能量用于冷卻液循環，通常射流壓力需要高達10MPa 或流量要＞400L/min 才能達到對粘附物的有效去除，因此涉及的成本巨大[85–86]。

4.2 激光清理工藝

激光清理技術現已被廣泛應用于文物保護、汽車制造、半導體晶圓片清理、精密零件加工制造等方面。該技術也為砂輪粘附問題提供了一個可能的解決方案。當高能激光照射在砂輪表面時，可使粘附物被溶解和汽化，從砂輪表面清除。目前，已有將激光清理用于去除砂輪表面粘附物的報道[87–89]。激光清理的關鍵是如何在不損壞砂輪表面的磨粒和結合劑的情況下去除粘附物。這就需要考慮決定激光清理效果的關鍵工藝參數，包括激光功率密度、脈沖重疊比、燒蝕軌跡線重疊比和掃描周期數；同時考慮粘附材料、砂輪磨粒和結合劑的熔點、光學反射率、光導率、熱導率和比熱容等因素。因此該技術尚未在實際磨削領域得到廣泛應用。

4.3 電化學清理工藝

基于電解過程陽極溶解原理，利用復合型導電高分子材料導電機理，Gao 等[46]提出一種電化學清理磨削工藝（Electrochemical cleaning grinding，ECCG），用于解決延塑性材料磨削過程中砂輪粘附問題，如圖20所示[46]。在磨削過程中，砂輪通過陽極電刷與電源正極連接，紫銅陰極與電源負極連接。核殼結構的Ni–P 合金涂覆金剛石磨粒主要起3 個方面的作用： （1）作為導電填料，使砂輪磨料層具有良好的導電性；（2）砂輪表面的導電金剛石磨料作為微切削刃，完成被磨工件的切削；（3）砂輪表面的導電金剛石磨料作為微電極，是粘附物陽極電化學溶解反應的發生場所。磨粒上粘附物的電化學溶解速率與工作電壓的設定值選取有關，當砂輪粘附物形成率等于粘附物陽極電化學溶解速率時，即磨削參數和電解參數匹配合適時，可以減輕甚至避免磨削延塑性合金過程出現的砂輪粘附現象，從而提高砂輪的磨削性能，改善磨削后被磨工件的表面質量。ECCG 技術經濟環保，電解液為純水，電功率損耗僅為10–3W 左右，理論上可以完全清除砂輪表面的粘附物。Gao 等[46]的試驗研究證明了該方法的可行性，與常規磨削方法相比，砂輪粘附率和表面粗糙度Ra值分別降低70.12%和51.56%。

圖20 解決延塑性材料磨削過程中砂輪粘附問題示意圖Fig.20 Schematic diagram of solving grinding wheel adhesion problem in ductile material grinding process

5 在線修整工藝

連續修整(Continuous dress,CD) 磨削技術和在線電解修整（Electrolytic in-process dressing,ELID）磨削技術在解決砂輪粘附問題時也是有效的，可以縮短與常規砂輪修整相關的磨削作業停機時間。這兩種技術共同特點都是通過將砂輪表層磨粒與粘附物一同去除的方式產生新的鋒利磨刃，保證高效磨削。CD 技術是在磨削過程中利用旋轉金剛石修整器對砂輪進行連續修整，從而控制砂輪的銳度并保持砂輪輪廓[90–92]。最典型的案例就是成功地應用于航空發動機渦輪零件的緩進給磨削(Creep feed grinding, CFG)中，通過CD–CFG 進行航空合金零件粗磨加工，留下約20~50μm 的余量進行常規的精磨加工，可以在提高加工效率的同時保證零件的表面質量[93–94]。在ELID 磨削過程中，砂輪表面結合劑部位被電解，從而露出新的鋒利磨刃，同時形成一層絕緣的鈍化膜。其要點是平衡電解修整作用和砂輪結合劑表層鈍化膜對電解的抑制作用，使砂輪磨粒獲得恒定的突出量。關佳亮等[95–96]采用ELID 技術對黃銅、純鋁和Inconel 625 鎳合金進行了磨削試驗研究。結果表明電化學參數（電解電壓和占空比）對表面粗糙度的影響程度要小于磨削參數（砂輪速度和磨削深度）的影響，在磨削Inconel 625 鎳合金時所能達到的表面粗糙度Ra值達48nm，但在磨削黃銅和純鋁時所能達到的Ra值僅分別為 0.44μm 和0.75μm。目前將ELID 磨削應用于延塑性航空合金加工的研究還極少，主要原因是：（1）磨粒的絕緣性導致磨粒上的粘附物與金屬基體不能形成有效的電回路，因此絕大部分粘附物不能通過電化學溶解作用去除；（2）粘附物的存在可能影響電解修整作用及結合劑表層鈍化膜對電解的抑制作用，破壞ELID 磨削過程中原存在的平衡狀態；（3）通過提高電解作用，將砂輪表層磨粒與粘附物一起去除的方式在降低粘附的同時，會加速砂輪磨損，因此在解決砂輪粘附問題方面是不經濟的。

6 電化學磨削技術

電化學磨削（Electrochemical grinding, ECG）是將電化學溶解和機械磨削作用有機結合進行材料去除的一種特種加工方法。在電化學磨削過程中，工件材料作為陽極，金屬結合劑砂輪作為陰極，凸出于砂輪表面非導電性磨料使工件表面與導電砂輪基體之間形成一定的間隙，加工時電極間隙供給電解液，在直流電源作用下，工件表面的金屬由于電化學作用生成離子化合物和陽極膜。在加工過程中，電解起主要作用，占總材料去除量的90%以上[97–98]。磨削只起輔助作用，刮除工件表面電解反應產物，以促進電解加工。與傳統磨削方式相比，電化學磨削技術可以數倍提高磨削加工效率，同時顯著減少砂輪磨損，避免砂輪粘附現象。如Zaborski 等[99]研究了電化學磨削硬質合金G20 和鈦合金WT3–1 時的砂輪磨損特性。結果表明，當砂輪磨料為SiC 時，傳統磨削方式對應的砂輪磨損量是相同參數下電化學磨削時的5 倍左右；當砂輪磨料為金剛石時，傳統磨削方式對應的砂輪磨損量是相同參數下電化學磨削時的15 倍左右。Goswami 等[100]采用電化學磨削技術對Al2O3/Al 金屬基復合材料進行電化學磨削，結果表明，與傳統磨削方式相比磨削力降低了75%~95%。電化學磨削理論上能夠加工任何導電材料，無論其強度、硬度、韌性和熱特性。因此針對鈦合金、高溫合金的電化學磨削的工藝規律，國內外學者展開了較為廣泛的研究[101–105]。Curtis等[106]研究了Udimet 720 鎳基航空合金的電化學磨削特性，并探討了不同砂輪結合劑類型（樹脂結合劑、金屬結合劑、單層電鍍）和不同磨料類型（CBN 和金剛石）對磨削功率、法向磨削力、磨削比、表面粗糙度Ra和“過切”效應的影響。結果表明電鍍砂輪綜合磨削性能最好，且電鍍CBN 砂輪的磨削比約為電鍍金剛石砂輪的3.5 倍。Ge 等[107–108]研究了深切電化學磨削加工技術在加工K423A 鎳基合金時的特性，并對材料去除機理進行了探究。結果表明當砂輪轉速為1000r/min，磨料粒度為325#時，可獲得較好的加工性能。相比電化學磨削，深切電化學磨削在提升材料去除率的同時，也可以提高加工表面質量(Ra降低68%)。Hascalik 等[109]研究了電解電壓、電解液流量和進給速率等參數對Ti–6Al–4V 鈦合金電化學磨削表面粗糙度的影響。當電解電壓由2V增加到8V 時，Ra值從5.12μm 降低到0.43μm；當電解液流量從500L/h增加到2000L/h 時，Ra值從0.21μm降低到0.15μm；當進給速度從6mm/min 增加到24mm/min時，Ra值從0.54μm 降低到0.06μm。Li 等[110]采用內噴射供液方式研究了電化學磨削技術加工GH4169 時的特性，并對不同加工參數下的最大進給速度和最大材料去除率進行試驗研究。結果表明，最大進給速度和最大材料去除率隨電解電壓的增加而增大。值得注意的是，在電化學磨削技術中，非導電磨料的出刃高度和磨削參數定義了電極間隙的大小，加工間隙減小，意味著電流密度增大，電解作用增強，因此為了避免電極短路，不宜選擇細粒度磨料的砂輪或較高的材料去除率[111]。此外，陽極溶解作用對磨削區外的工件表面層性能的影響也是顯著的，而精確地控制電解區域的大小極其困難[112]。

結論與展望

本文針對延塑性航空合金磨削過程中砂輪粘附問題，從粘附形成機理、粘附的影響、粘附建模和粘附抑制4 個方面展開綜述，現總結如下，并對未來研究方向進行展望。

（1）砂輪粘附是延塑性航空合金（如鎳基高溫合金和鈦合金）材料類零件磨削時必須考慮的重要問題。砂輪粘附對磨削過程的影響主要體現在以下4 個方面： 磨粒頂部粘附會改變切削磨刃的幾何形狀，使磨刃變鈍，磨削過程中摩擦和耕犁作用增強；磨粒間粘附會改變砂輪表面形貌，使磨削區動態磨刃數減少；磨粒間粘附會影響磨削液進入砂輪氣孔，導致磨削液的冷卻和潤滑特性變差；隨著磨削過程的進行，砂輪表面粘附物會隨著砂輪旋轉再次與工件接觸，在機械力的作用下發生剝離，重新沉積在被磨工件表面，再沉積作用會改變磨削后工件表面質量。

（2）作為典型的高強韌難加工材料，鎳基高溫合金和鈦合金的磨削過程中磨削力較大、磨削溫度較高。在砂輪粘附形成機制分析時，磨削力、磨削熱以及工件–磨粒間的物理化學作用是需要考慮的重要方面。在磨削高溫下，工件材料韌性增強，工件–磨粒間的各種物理化學作用增強，砂輪粘附傾向增強。為了使砂輪粘附最小化，應減小磨削熱的產生，加快產生熱的排出，并嘗試避免或控制磨粒–工件之間的界面反應。

（3）為了滿足生產效率和表面完整性的要求，深入認識各種磨削因素對粘附率的影響程度，通過建立數學模型對砂輪粘附進行定量評價是必要的。然而，現階段關于砂輪粘附率建模方面的研究極少，其主要原因是影響粘著磨損和磨削過程的因素很多且具有較大的隨機性，使砂輪粘附問題分析變得極其復雜；砂輪粘附定量檢測手段的落后也限制了較為精確的粘附模型的開發。基于微凸體副之間的粘著磨損理論，結合磨削幾何學和動力學分析，并開發高效的砂輪粘附檢測新手段是砂輪粘附模型開發的必由之路。

（4）砂輪粘附的形成是磨粒–工件之間在磨削高溫下各種因素作用的結果。因此，基于粘附形成機制的深入認識，根據被磨工件材料，通過合理的選取磨削參數、改善磨削區冷卻和潤滑條件以及合理選用砂輪類型可以避免砂輪粘附形成傾向。另一方面，采用合理的技術手段在線對粘附物進行去除也是可行的。電化學清理磨削工藝是解決砂輪粘附問題的新的高效手段，其根據陽極溶解原理對磨粒表面形成的粘附物進行實時在線去除，將粘附物的去除聚焦于磨粒層面，為解決砂輪粘附問題提供了重要思路。但ECCG 在延塑性航空合金磨削方面的廣泛應用，有賴于在深入認識顆粒填充型導電復合材料導電機理的基礎上，開發新的導電超硬磨料砂輪。