旋轉超聲磨削氧化鋯陶瓷孔的質量控制研究

李頌華，馬超，孫健

（1.沈陽建筑大學 機械工程學院，沈陽 110168；2.高檔石材數控加工裝備與技術國家地方聯合工程實驗室，沈陽 110168）

隨著光學、電子學、醫學、生物技術、航空航天等領域前沿技術的發展，工程陶瓷因其具有高硬度、高強度、低密度、耐磨損、耐腐蝕、絕緣性好和熱膨脹系數小等諸多優點[1-2]，已廣泛應用于制造軸承、密封環、渦輪葉片、航天器噴嘴等場合。然而作為典型的硬脆材料，因其高脆性及低斷裂韌性特點，也極大地限制了材料的可加工性。在陶瓷小孔加工中，出孔端面崩邊面積大小是評估孔質量的重要標準之一，它會極大地影響組件的性能和組件中的定位精度。出孔端面崩邊面積嚴重，成為了陶瓷材料孔加工領域的瓶頸[3-5]。目前常見的小孔加工方法包括激光加工、電火花加工[6]、化學蝕刻[7]和普通鉆削加工，但存在加工后孔尺寸精度低、表面粗糙度高、鉆頭偏斜、對中不良、排屑不良和散熱困難等問題[8]。旋轉超聲磨削加工已被證明是一種優良的微小孔加工方法，具有降低切削力、改善孔表面質量、提高加工效率和刀具耐用度等優點[9-11]。目前，旋轉超聲加工小孔時雖能使孔出口崩邊得到改善，但并不能徹底消除，所以探究合適的加工方法及抑制策略，以此來進一步控制工程陶瓷孔出口的崩邊，對于工程陶瓷材料的運用和進一步發展具有重要的意義。

目前，國內外學者針對工程陶瓷孔加工做了許多研究。李琛等[12]利用有限元模擬分析了微晶云母陶瓷旋轉超聲磨削孔加工時出孔的切屑狀態，建立了出孔切屑模型，并驗證了理論模型的可靠性，該模型為研究旋轉超聲磨削孔加工提供了理論依據。馮平法等[13]對C/SiC 復合材料旋轉超聲加工孔時引起的出口崩邊進行了定量研究，通過對推力的詳細觀察，研究了撕裂缺陷形成的機理。Wang 等[14]提出了異型刀具抑制孔出口崩邊的刀具設計準則，并通過理論說明了該設計的科學性。工藝實驗結果表明，使用經過合理設計的異型刀具可以將C/SiC 復合材料孔出口崩邊體積進一步減小50%以上。張德遠等[15]對超聲磨削中的切削刃軌跡進行了建模，通過實驗分析了超聲輔助磨削中的切削力降低、孔精度提高的改善機理。劉瑞軍等[16]采用飛秒級差短脈沖激光復材制孔，加工孔徑為0.4～1.6 mm，深徑比達10∶1，出孔質量好，內腔表面粗糙度Ra可達0.27 μm。Ankit Sharma 等[17]提出化學輔助旋轉超聲加工方法，對浮法玻璃進行了鉆孔實驗，解釋了該加工方法下孔表面完整性和工具磨損的機理。實驗結果表明，該方法可大大降低孔表面的崩邊尺寸。

迄今為止，國內外學者在工程陶瓷旋轉超聲磨削孔加工質量方面進行了大量的研究，包括孔內壁粗糙度[18]、孔口處微裂紋擴展及邊緣崩邊等，但對于不同孔徑的出孔端面質量評價指標與該質量控制方法上研究較少。針對該問題，本文采用孔出口端面崩邊面積與加工后理想孔截面面積的比值作為孔出口質量評價指標，定義為孔出口損傷因子Hd。Hd值越小，表明該孔出口質量越好。為得到較小Hd值，本文進行了正交實驗，深入探究了磨削工藝參數對Hd的影響規律，初步預測出最優磨削參數組合范圍。通過單因素實驗進一步對最優磨削參數進行確定，并提出一種孔出口崩邊控制策略的原理。最后通過實驗證明其合理性，進一步降低Hd值，對旋轉超聲加工孔出口質量的合理控制具重要的指導意義。

1 實驗

1.1 加工原理

旋轉超聲磨削孔加工是將普通旋轉磨削和超聲振動復合，加工原理如圖1 所示。金剛石磨頭隨主軸進行旋轉運動，底部磨粒對工件進行旋轉磨削去除。同時，在壓電陶瓷的驅動下，磨頭沿機床Z軸方向產生高頻往復振動，以幾微米的振幅對工件進行沖擊以去除材料。該加工方式在保證了加工質量的同時，又提高了加工效率。同樣的工藝參數下，旋轉超聲加工效率是普通加工的8 倍左右，是目前解決硬脆材料孔加工難的良好手段。

圖1 超聲輔助磨削Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic assisted grinding

1.2 實驗設備

本實驗在北京精雕生產的JDVT600T 加工中心上進行，如圖2 所示。結合BT30 超聲振動刀柄，通過換能器產生縱向往復式振動。刀具采用電鍍金剛石磨頭，機床及刀具主要技術參數見表1 及表2。工件采用氧化鋯陶瓷，尺寸為20 mm×20 mm×8 mm，其相關材料屬性見表3[19]。

圖2 氧化鋯磨削實驗Fig.2 Experimental diagram of zirconia ceramic grinding

表1 機床技術參數Tab.1 Technical parameters of machine tool

表2 金剛石磨頭規格Tab.2 Specification of diamond grinding head

表3 ZrO2 主要性質Tab.3 The main properties of ZrO2

1.3 實驗方案

實驗前對工件表面進行精磨處理，降低表面不平等因素對出孔質量存在的潛在干擾。實驗中，超聲發生器的振動頻率自動調節，并保持穩定，通過調節發生器功率來改變超聲幅值。在底座夾具上表面加工出20.1 mm×20.1 mm×1 mm 凹槽，將工件置于凹槽內，并用石蠟加熱固定。機床設置加工后理想孔徑為1.2 mm，加工深度為8 mm，孔深徑比為6.6，刀具運動軌跡如圖3 所示，刀具底部圓心按圖中螺旋線進給加工。加工中使用水基磨削液，質量分數為3.8%，流量為50 L/min，采用噴射方式對加工區域進行降溫和排出切屑。

圖3 刀具運動軌跡Fig.3 Tool path

在影響旋轉超聲磨削加工孔出口質量的諸多因素中，主軸轉速、進給速度及超聲波振幅是主要因素，合理選擇加工工藝參數能有效降低Hd值。本文采用正交實驗三因素四水平L16(43)正交表進行實驗[20]，初步預測最優參數組合，正交實驗的因素和水平見表4。為了進一步優化氧化鋯陶瓷孔加工磨削工藝參數，在正交實驗結果基礎上采用單因素實驗法，分別研究主軸轉速n、進給速度vw、超聲波振幅A對Hd值的影響。最后通過在工件底部加設輔助支撐來進一步改善出孔質量。本文采用天準影像測量儀（型號為VMA2515）對試件孔出口崩邊進行觀測，放大倍數為200 倍，如圖4 所示。

表4 正交實驗因素水平Tab.4 Factors and levels of orthogonal experimental

圖4 孔出口影像觀測Fig.4 Image observation of hole outlet

2 結果與討論

2.1 圖像處理

本文通過 Matlab 軟件對出孔輪廓邊緣進行提取[21]，出口形貌處理過程如圖5 所示。影像測量儀下得到的原圖像為彩色圖像，為了減小處理過程的運算量，首先對原圖進行灰度化，如式(1)所示。

式中：Gray 為獲得的灰度圖；R、G、B分別為原圖像紅、綠、藍三通道分量。

灰度化結果如圖5a 所示，目標圓盤在整張灰度圖中表現為連續的高灰度區域，目標灰度值遠高于背景區域，因此采用全局閾值化的方式提取目標圓盤區。本文采用大津法求取全局閾值，閾值求取函數如式(2)所示，采用式(3)進行二值化處理[22]，式中BW為二值化的結果，如圖5b 所示。

圖5 出口形貌處理結果Fig.5 Treatment results of outlet morphology: a) grayscale; b) binarization; c) remove interference; d) standard circle fitting

觀察圖5b 發現，除了中央的有效區域外，圖像中還存在水平以及豎直方向的兩條干擾線，因此需要進行剔除。這里采用的是基于形態學操作的方法，以定義一個圓盤結構體為基礎，利用結構體對二值化圖像進行先腐蝕、后膨脹的操作，即可實現消除細小物體，在纖細處分離物體和平滑較大物體邊界的作用，處理結果如圖5c 所示。

為求加工后形成的孔出口邊緣端面損傷面積S，以霍夫變換圓形檢測理論為基礎，利用Matlab 中的imfindcircles 函數返回到二值化圖像，求出標準圓的圓心O1和半徑R1，進而擬合出加工后的標準圓（如圖5d 所示），并求出標準圓面積S1。在Matlab 中利用 Area_Ini=sum(Open(:))語句求出二值化圖像中灰度值為1 的像素點和，自動求出帶有崩邊的圓盤面積S2，其中Open 代表導入的二值化圖像。兩者做差來計算孔出口邊緣端面損傷面積S，如式(4)所示。式中Si為加工后的理想圓橫截面面積。

2.2 正交實驗結果分析

依據正交實驗結果，得到Hd值的回應見表5。根據回應表中數值，可得到正交結果，如圖6 所示。

表5 Hd 回應Tab.5 Response table of Hd

圖6 磨削參數對Hd 的影響Fig.6 Influence of grinding parameters on Hd: a) spindle speed; b) feed rate; c) ultrasonic amplitude

極差數值的大小能有效反映出各工藝參數對Hd值的影響程度，極差值R最大那一列所對應的因素，對Hd值的影響最大，在實驗中需要優先考慮該因素變化對實驗結果產生的影響。分析結果表明，氧化鋯陶瓷旋轉超聲磨削孔加工實驗中，影響Hd值的因素為超聲波振幅>主軸轉速>進給速度。

由圖6 可知，隨著主軸轉速n的增加，Hd值逐漸減小，當旋轉速度n超過15 000 r/min 時，呈逐漸上升趨勢；隨著進給速度vw逐漸增加，Hd值總體上呈先減小、再增大的趨勢，進給速度為0.5 mm/min時最小；隨著超聲波振幅A逐漸增加，Hd值先減小、后增大，總體變化幅度較大，在超聲波振幅A為6 μm時達到最小值。

2.3 單因素實驗結果分析

為進一步確定最優參數組合，進行單因素實驗，實驗設計見表6。

表6 單因素實驗Tab.6 Single factor experiment table

2.3.1 主軸轉速對Hd的影響

由圖7 可知，不同主軸轉速時，旋轉超聲磨削加工下的Hd值要比普通磨削加工低。在轉速為14 000 r/min時，Hd值降低最多，可降低45.13%。隨著主軸轉速的增大，旋轉超聲加工的Hd值呈先減小、后增大的趨勢。這是因為材料未變形的最大切削厚度隨主軸轉速的增加而減小，從而減小了裂紋尺寸。同時，由于相同時間內主軸轉速的增加意味著工件單位體積將受到更多磨粒的參與去除，降低了單顆磨粒的磨削力[23]，故降低了崩邊[12]。當主軸轉速達到16 000 r/min時，崩邊面積反而呈上升趨勢。這是由于當轉速達到一定程度后，會產生大量的磨削熱而無法及時散去，使出口處的熱裂紋增加，逐漸擴展后發生脆性斷裂，導致大面積材料的去除，使Hd值變大[24]。

圖7 主軸轉速對Hd 的影響Fig. 7 Influence of spindle speed on Hd

2.3.2 進給速度對Hd的影響

由圖8 可知，不同進給速度時，旋轉超聲磨削加工下的Hd值要比普通磨削加工低。在進給速度為0.55 mm/min 時，Hd值降低最多，可降低53.13%。隨著進給速度的增大，旋轉超聲加工下的Hd值呈先減小、后增大的趨勢。這是由于隨進給速度的增加，磨粒在相同加工區域內的切削次數降低，使相鄰磨粒構成的軌跡拉長，相互干涉變少，磨削厚度會隨之提升，增大了加工中單顆磨粒的磨削力，導致裂紋尺寸變大[25]。又因磨粒壓入工件的深度變大，當超過最大臨界切削深度后，發生脆性斷裂，增大裂紋的擴展，從而引起大面積崩碎。

圖8 進給速度對Hd 的影響Fig.8 Effect of feed speed on Hd

2.3.3 超聲波振幅對Hd的影響

由圖9 可知，旋轉超聲磨削加工下的Hd值隨著振幅的增大呈先減小、后增大的趨勢。從磨粒的運動軌跡方面分析，這是由于超聲振動的引入，使磨粒在工件表面進行了高頻往復沖擊，從連續切削變為了斷續切削，改變了脆性材料的去除機理，增加了脆塑轉變的臨界磨削深度，塑性去除比例增加，裂紋數量更少，且擴展更短。同時，超聲振動增加了砂輪圓周上磨粒的軸向刮擦效果，減小了磨削過程中砂輪圓周上的作用力，降低了單顆磨粒的實際磨削力，減少了工件孔壁裂紋的擴展，使出口損傷得到了較好的抑制。由圖9 可得，當振幅超過7 μm 時，Hd值會發生增大的現象。這是由于振幅過大，導致往復錘擊的作用力變大，造成孔出口處產生更大面積的破碎效果。

圖9 振幅對Hd 的影響Fig.9 The effect of amplitude on Hd

2.4 最優磨削參數選擇

在實驗中，選擇Hd值為實驗指標，Hd值越小，代表孔出口端面質量控制越好，因此要盡可能選擇Hd值小的參數。在上述正交實驗的基礎上，由單因素實驗可知，主軸轉速為16 000 r/min，進給速度為0.55 mm/min，超聲波振幅為7 μm 時，金剛石磨頭加工ZrO2工件的Hd值最小。按此磨削參數組合進行加工孔實驗，Hd值取3 次平均值，為2.223×10–3。因此，在當前實驗條件下，旋轉超聲磨削加工氧化鋯陶瓷推薦最優磨削參數為：主軸轉速15 000～17 000 r/min，進給速度0.5～0.6 mm/min，超聲波振幅6～8 μm。

2.5 孔出口崩邊抑制策略

2.5.1 抑制策略原理

在氧化鋯材料的超聲輔助孔加工中，由于磨粒與工件之間的劃擦與沖擊作用，不可避免地會產生大量的亞表面裂紋。這些裂紋的尺度遠大于材料本身所存在的微裂紋，這些尺寸更大的亞表面裂紋更容易在驅動力的作用下失穩擴展。隨著加工孔深度不斷增加，支撐軸向切削力Fa的剩余材料厚度du不斷減小，如圖10 所示。當du小于某一臨界值時，在軸向切削力Fa的作用下，孔底邊緣處產生應力集中。此時材料之間的拉應力大于強度極限，產生微裂紋，并快速擴展[26]。

圖10 孔磨削過程Fig.10 Hole grinding process: a) larger du value; b) critical du value

當裂紋擴展至孔底時，造成孔出口邊緣損傷，如圖11 所示。為抑制該損傷，本文采取在孔底加墊一定厚度的氧化鋯材料墊塊，尺寸為20 mm×20 mm×10 mm，增加材料剩余厚度值，以此來抑制裂紋擴展。基于壓痕斷裂力學，建立磨粒壓入工件時產生橫向與縱向裂紋的模型，如式(5)所示[11]。在工件的上表面用夾具夾緊，使墊塊對孔底產生一定反作用力F，增加工件的動態斷裂韌性KID，有效降低橫向與縱向裂紋大小，以此來降低孔底崩邊。

圖11 孔出口裂紋擴展情況Fig.11 Crack propagation at hole exit: a) with cushion; b) no cushion

式中：Cl為裂紋長度；Ch為裂紋深度；Fn為法向磨削力；KID為動態斷裂韌性。

2.5.2 抑制策略實驗驗證

通過單因素實驗驗證抑制策略的合理性，各加工參數及實驗結果見表7。經比較可知，在旋轉超聲磨削加工孔時，工件下方有墊塊時的Hd值均比無墊塊時的小，最多減小11.83%。在工件下方增加墊塊并在工件上方施加一定壓力，對于氧化鋯陶瓷旋轉超聲磨削孔加工的出口質量有較好的改善作用，為實際生產加工提供一定的理論指導。

表7 有無墊塊Hd 值比較Tab.7 Comparison of Hd value with and without cushion block

3 結論

1）在氧化鋯陶瓷小孔磨削加工過程中，超聲輔助磨削加工下的Hd值普遍比普通磨削加工小，最多可降低53.13%。在超聲輔助磨削孔加工中，超聲波振幅對Hd值的影響最大，其次是進給速度，最后是主軸轉速。

2）當前實驗條件下，使超聲輔助磨削孔加工Hd值最小的最優參數組合：主軸轉速為 15 000～17 000 r/min，進給速度為0.5～0.6 mm/min，超聲波振幅為6～8 μm，可將Hd值控制在3.308×10–3以內，滿足加工要求。

3）在選擇最優工藝參數組合的情況下，在工件下放置墊塊，并在工件上方施加一定壓力，在同等工藝參數下，Hd值最多可再減小11.83%。從理論上對該策略進行了合理解釋，通過實驗證明該策略的可行性，對實際生產加工中具有重要指導意義。