>緩進(jìn)給磨削時產(chǎn)生的磨削熱和由此引起的工件熱損傷是制約磨削效率的主要因素。因此，作為一項基本對策，盡可能強(qiáng)化磨削弧區(qū)的換熱效果，最大限度地疏散積聚在弧區(qū)的磨削熱，是有效抑制磨削燒傷和進(jìn)一步提高磨削效率的關(guān)鍵。本文借鑒熱工領(lǐng)域的強(qiáng)化換熱概念，提出利用高壓射流沖擊強(qiáng)化磨削弧區(qū)換熱的創(chuàng)新構(gòu)想，并通過緩進(jìn)給斷續(xù)磨削試驗，研究了采用徑向射流沖擊磨削弧區(qū)表面的冷卻效果。試驗結(jié)果表明，射流沖擊強(qiáng)化磨削弧區(qū)換熱技術(shù)確有良好的應(yīng)用前景。1射流沖擊強(qiáng)化磨削弧區(qū)換熱的基本原理關(guān)于緩磨燒傷的機(jī)理研究表明，發(fā)生在磨削弧區(qū)的換熱機(jī)理由于涉及到沸騰與汽液兩相流動過程而顯得極為復(fù)雜。

　　在磨削熱流密度接近但不超過臨界熱流密度，且磨削液處于泡核沸騰時，磨削液可以直接從工件表面吸收大量汽化潛熱，不僅換熱效率最高，而且工件表面溫度亦可穩(wěn)定維持在磨削液發(fā)生成膜沸騰的臨界溫度以下。但磨削熱流密度是隨著砂輪的鈍化而增長的，這種增長在磨削高溫合金、鈦合金等難加工材料時尤為顯著，因而上述理想換熱狀態(tài)是無法穩(wěn)定維持的，一旦磨削熱流密度增長到超過臨界熱流密度，弧區(qū)磨削液發(fā)生成膜沸騰后，磨削液就會因汽膜層阻擋而無法再與工件表面接觸，于是原本可由磨削液汽化帶走的磨削熱便會被迫改道進(jìn)入工件，從而導(dǎo)致工件表層急劇溫升并很快發(fā)生燒傷。

　　磨削弧區(qū)的磨削熱主要是通過磨削液疏導(dǎo)逸散的,現(xiàn)有的磨削液加注方式，如普通切向供液、高壓噴注、用氣流擋板輔助加注以及利用砂輪自身多孔滲漏的砂輪內(nèi)冷卻供液等，其目的都是將磨削液引入弧區(qū)，使其能參與弧區(qū)換熱過程。至于磨削液引入弧區(qū)后如何才能確保滿意的換熱效果，則是一個尚未有人研究的課題。斷續(xù)磨削能使更多磨削液進(jìn)入弧區(qū)起到間斷冷卻作用。文獻(xiàn)研制推出一種帶徑向通液孔的CBN開槽砂輪，在解決難加工材料緩磨燒傷難題方面具有一定優(yōu)勢，但從總體來看，其換熱效果與現(xiàn)有的弧區(qū)磨削液供液方式相比并無根本改善。

　　筆者在對深切緩磨磨削熱機(jī)理深入研究的基礎(chǔ)上，參照熱工領(lǐng)域有關(guān)強(qiáng)化換熱的概念，提出一項可望從根本上改善弧區(qū)換熱過程的獨(dú)創(chuàng)構(gòu)想。該構(gòu)想的核心是結(jié)合應(yīng)用日趨廣泛的開槽砂輪斷續(xù)磨削工藝，構(gòu)造一種可使高壓磨削液射流沿砂輪徑向直接沖擊弧區(qū)工件表面的條件，由于高壓射流可以輕易地沖破已形成汽膜的阻擋，確保磨削液與工件表面的持續(xù)接觸，因而有條件突破成膜沸騰的障礙，即使在遠(yuǎn)高于臨界值的熱流密度下，仍可最大限度地穩(wěn)定發(fā)揮核沸騰汽化換熱的優(yōu)勢，將磨削弧區(qū)的換熱效率提高到一個全新的水平。2試驗裝置磨削系統(tǒng)的磨削液供液裝置如圖1所示,它主要由高壓柱塞泵、水箱、控制閥等組成，磨削液通過高壓泵以一定的壓力從砂輪前端特制的旋轉(zhuǎn)接頭進(jìn)入封閉砂輪腔，沿砂輪徑向通液孔射出，射流出口速度為15m/s。1.水箱2.過濾器3.高壓柱塞泵4.單向閥5.壓力表6.卸荷閥7.調(diào)壓閥8.旋轉(zhuǎn)密封接頭9.砂輪腔圖1磨削弧區(qū)徑向射流沖擊換熱的新型供液裝置為了將靜止高壓水引入旋轉(zhuǎn)的帶徑向通液孔的砂輪腔，研制了帶端面密封的旋轉(zhuǎn)接頭。

　　端面密封為一種旋轉(zhuǎn)軸用動密封，由動環(huán)和靜環(huán)組成密封端面，動環(huán)與砂輪主軸一起旋轉(zhuǎn)，并與靜環(huán)保持緊密貼合接觸，達(dá)到旋轉(zhuǎn)密封的目的。旋轉(zhuǎn)密封的設(shè)計壓力為7MPa，轉(zhuǎn)速為1400rpm，密封泄漏量在5ml/h以下。砂輪結(jié)構(gòu)與文獻(xiàn)研制的砂輪結(jié)構(gòu)相似，只是將內(nèi)部空腔密封。進(jìn)入旋轉(zhuǎn)接頭的磨削液經(jīng)砂輪法蘭座的開槽進(jìn)入砂輪腔，帶徑向射流的CBN開槽砂輪的磨削液供液狀況如圖2所示。圖2帶徑向射流的CBN開槽砂輪的供液狀況3試驗條件及測試方法在航空航天領(lǐng)域，大量被加工零件材料均屬難加工材料，雖然針對此類材料的緩進(jìn)給磨削工藝已廣泛應(yīng)用，但對于緩磨時因砂輪鈍化而引起的發(fā)熱量劇增仍然很難控制，燒傷問題仍然突出。

　　因此本試驗選用導(dǎo)熱系數(shù)低、易燒傷的航空難加工材料鈦合金TC4進(jìn)行磨削性能試驗，研究緩進(jìn)給斷續(xù)磨削時徑向射流沖擊強(qiáng)化弧區(qū)換熱的效果。具體試驗條件見表1。表1試驗條件磨床MMD7125精密平面緩進(jìn)給磨床砂輪電鍍開槽CBN砂輪，粒度80，濃度200，開槽率30%磨削液5%乳化液，冷卻液流量90l/min，最高供液壓力7MPa磨削方式切入式順磨修銳方式雙電極電解修銳為能實時檢測弧區(qū)溫度變化，試驗中采用分塊試件夾絲半人工熱電偶測量弧區(qū)工件表面溫度分布，信號直接送入3562信號分析儀采集記錄，并同時由X-Y記錄儀記錄磨床主軸功率，采用八角環(huán)測力儀測量磨削力。為試驗中記錄到的不同冷卻條件下熱電偶輸出電勢信號的原始波形圖。夾絲熱電偶未進(jìn)入弧區(qū)時，信號零線光滑平直，各種干擾信號已被排除；夾絲熱電偶進(jìn)入弧區(qū)后，曲線上出現(xiàn)的密集排布尖脈沖是磨粒磨削點(diǎn)溫度的反映，尖脈沖的起止位置表明了磨削時的弧區(qū)范圍，由此可確定工件的進(jìn)給速度vw。曲線尖脈沖谷底的下包絡(luò)線實際就是磨削弧區(qū)前后工件表面的平均熱電勢，根據(jù)TC4-康銅與標(biāo)準(zhǔn)熱電偶標(biāo)定曲線即可換算成對應(yīng)的工件表面平均溫度。vs=20m/s,vw=45mm/min,ap=0.8mm(a)普通切向供液vs=20m/s,vw=45mm/min,ap=0.8mm(b)砂輪內(nèi)冷卻vs=20m/s,vw=70mm/min,ap=1.2mm(c)弧區(qū)徑向射流沖擊供液圖3實測弧區(qū)磨削溫度分布曲線4試驗結(jié)果與分析1)不同冷卻方式下弧區(qū)降溫效果對比由圖3可知，在弧區(qū)徑向射流沖擊弧區(qū)工件表面換熱條件下，弧區(qū)溫度曲線谷底下包絡(luò)線確定的溫度值明顯降低。為在相同的砂輪速度vs、工作臺進(jìn)給速度vw和不同的切深ap下分別采用普通切向供液、砂輪內(nèi)冷卻和弧區(qū)徑向射流沖擊對磨削溫度的影響。

　　射流沖擊強(qiáng)化弧區(qū)換熱具有降溫效果顯著的特點(diǎn)。圖4三種冷卻方式磨削溫度的對比2)不同冷卻方式下弧區(qū)換熱效果對比在相同的砂輪速度、工作臺進(jìn)給速度和不同的切深下測量磨削功率，由于磨削熱流密度與磨削功率N成正比，故有f=RwNJLB式中J——熱功當(dāng)量Rw——磨削熱流入比率L——接觸弧長B——工件寬度在不同切深所對應(yīng)的磨削溫度下，采用切向供液、砂輪內(nèi)冷卻和徑向射流沖擊三種冷卻方式對弧區(qū)換熱效果的影響如圖5所示。由圖可見，采用帶徑向射流開槽砂輪強(qiáng)化換熱時，曲線斜率增大，換熱系數(shù)提高。由于采用帶徑向射流開槽砂輪磨削時消耗的功率比普通砂輪磨削時增大，因此，雖然磨削熱流密度相應(yīng)增大，但對應(yīng)的磨削溫度卻很低。

　　三種冷卻方式換熱效果的對比3)不同冷卻方式下極限切削深度的對比圖6為采用不同供液冷卻方式時磨削極限切削深度的對比情況。由圖可見，當(dāng)采用普通切向供液和砂輪內(nèi)冷卻方式時，極限切削深度受磨削燒傷限制；而采用弧區(qū)徑向射流沖擊強(qiáng)化換熱時，極限切削深度受主軸功率限制。

　　三種冷卻方式磨削極限切深的對比5結(jié)論試驗表明，使用帶徑向射流的CBN開槽砂輪實現(xiàn)射流對弧區(qū)工件表面的直接沖擊，是提高弧區(qū)換熱效率的有效方法。該方法可突破成膜沸騰的障礙，即使在高熱流密度下，工件表面溫度亦可維持在磨削液發(fā)生成膜沸騰的臨界溫度(水基磨削液約為120～130℃)以下，這也表明深切緩磨時不發(fā)生燒傷的材料去除率可同步提高。因此，研制開發(fā)可在生產(chǎn)中應(yīng)用的磨削弧區(qū)徑向高壓射流沖擊換熱的新型磨削液供液裝置，對于解決難加工材料高效深切磨削燒傷問題和提高磨削效率將具有十分重要的意義。原載:《工具技術(shù)》1999年第10期