拋光機(jī)設(shè)計

拋光機(jī)設(shè)計,拋光機(jī)設(shè)計,拋光機(jī),設(shè)計 中文翻譯(1): 獲得超光滑晶體表面的研磨拋光工藝 摘要: 在適宜的工作環(huán)境下,采用柔性拋光工具和優(yōu)良拋光介質(zhì)加工獲得光潔度為埃等級的晶體表面的超精密研磨拋光工藝正在被廣泛研究，并根據(jù)建立的基礎(chǔ)模型,通過分析拋光過程中的機(jī)械運(yùn)動來研究材料的去除機(jī)制,提出了表面粗糙度的概念。在實(shí)驗(yàn)室里，已經(jīng)通過采用二氧化硅磨料和K3球形拋光粉獲得一個光潔度1-2埃的超光滑晶體表面。 1、簡介 隨著材料科學(xué)的顯著進(jìn)步和廣泛應(yīng)用，各種各樣由最新研制的材料制造的設(shè)備的使用迅猛增加。但是在制作一個高性能的裝置時,它往往必需采用研磨拋光工藝進(jìn)行處理。最近,對超精密加工技術(shù)的研究形成的先進(jìn)加工方法迅速發(fā)展,這對工業(yè)的發(fā)展貢獻(xiàn)顯著。當(dāng)通過提升研磨和拋光等方法來實(shí)現(xiàn)超精密加工時,則必須提高傳統(tǒng)的拋光工藝的穩(wěn)定性或添加新的工作機(jī)制，以此確保獲得高質(zhì)量高精度的工作表面。文獻(xiàn)[1]顯示了當(dāng)在研磨拋光的過程中遇到較大的研磨顆粒時，軟質(zhì)磨料可以減少表面粗糙度的惡化。這對于獲得一個理想平滑的工作表面是非常重要的。合理選擇研磨劑對于獲得超光滑表面也是極其重要的。文獻(xiàn)[2]表明了采用二氧化硅超細(xì)粉末研磨劑可以實(shí)現(xiàn)超精密晶體表面的加工。在這篇報告還討論了在適宜的工作環(huán)境,采用柔性拋光工具和優(yōu)良拋光介質(zhì)的條件下，如何通過研究拋光過程中的機(jī)械運(yùn)動機(jī)制來獲得一個無損傷埃級表面粗糙度的晶體表面的過程。 2、研磨和拋光的機(jī)理 研磨的效果與研磨劑的作用效果以及研磨工具材料的性能有著密切的聯(lián)系。特別是采用旋轉(zhuǎn)鏡面切削方法加工晶體表面過程中采用的研磨劑。在晶體表面產(chǎn)生的裂紋也是由于研磨劑的作用。這是研磨過程去除晶體表面材料的主要途徑。由于微裂紋的裂紋擴(kuò)張以及交叉,使得裂紋區(qū)域破碎分離，以此達(dá)到去除晶體材料的目的。處于晶體表面下的有效微裂紋的長度是大致相同的。載荷越高，微裂紋的長度越大。一般結(jié)論是:晶體表面下的微裂紋的平均傳播深度是研磨顆粒的三分之一。 研磨材料的性質(zhì)及研磨劑粉末是確保超光滑表面的基本條件。柔性拋光工具可以降低表面粗糙度 [1]，但是，如果在研磨拋光過程中遇到大磨料或顆粒，研磨劑的選擇、選擇合適的柔性拋光工具對于獲得理想的超光滑表面是十分重要的。 一般情況下，在研磨拋光過程中，超硬的研磨劑顆粒將會在加工材料表面產(chǎn)生凹槽。然而,這個機(jī)制并不適用于超精密拋光那些與研磨顆粒硬度相當(dāng)?shù)牟牧?。它表明了材料去除的過程機(jī)制,包括隨機(jī)初始點(diǎn)缺陷產(chǎn)生的微裂紋以及在原子尺度的二氧化硅顆粒在晶體表面的爆炸性作用，都被視為超精密研磨拋光機(jī)制不可或缺的一部分[2]。 3、實(shí)驗(yàn)過程 3.1、最優(yōu)研磨參數(shù)的確定 研磨的基本過程是機(jī)械加工去除晶體表面多余部分材料的過程,所以研磨效率將會對整個機(jī)加工時間產(chǎn)生重要影響。另一方面,經(jīng)過研磨加工的材料表面質(zhì)量對拋光加工的時間以及表面完整性都會產(chǎn)生影響。試驗(yàn)表明,影響表面粗糙度以及研磨效率的參數(shù)有：研磨顆粒的性能和尺寸、研磨液濃度、研磨速度以及研磨壓力等等。 為確保晶體表面的研磨加工精度，把最初的石英晶體樣本全部調(diào)整到粒徑不少于0.5毫米。那么，他們的表面粗糙度會隨著可調(diào)研磨機(jī)調(diào)環(huán)上他們對應(yīng)的氧化鋁粉末研磨劑#1000 、#2000 和#4000 依次升高。研磨參數(shù)(研磨速度和研磨壓力)的改變會影響晶體的切削用量,它與切削用量之間的關(guān)系如圖1和2所示。 圖1顯示研磨速度與切削用量成正比。這是因?yàn)?研磨速度越高，單位時間內(nèi)由研磨劑顆粒產(chǎn)生的機(jī)加工微裂紋就越長；因此，切削用量也就越大。實(shí)驗(yàn)還表明研磨速度越高，表面粗糙度越小。 圖1 研磨速度與切削用量之間的關(guān)系 圖2 研磨壓力與切削用量之間的關(guān)系 圖2顯示的是研磨壓力與切削用量之間的關(guān)系。這表明切削用量與研磨壓力之間成正比。這是因?yàn)?，隨著研磨壓力的增加，每一個研磨顆粒在單一試件表面的作用以及在試樣表面之下微裂紋的長度都相對增加;這一點(diǎn)也使切削用量增大。但提高研磨壓力并不是無限的,當(dāng)壓力增加太多時，晶體將會破碎。 圖3(1)-(c)顯示了相應(yīng)的#1000 # 2000 和#4000 氧化鋁磨料粒度的研磨劑研磨作用后的晶體試樣的表面粗糙度。 結(jié)果表明，研磨劑顆粒越細(xì)小,每一個單一的研磨劑顆粒在晶體表面的劃痕壓痕也越小，產(chǎn)生的表面微裂紋的長度也越小。因此，表面粗糙度越小，相應(yīng)的切削用量也越小。圖4顯示了磨料顆粒粒度、切削用量和表面粗糙度三者之間的關(guān)系。 為了獲得更高的質(zhì)量并保證較高的切削用量，研磨參數(shù)的合理選擇范圍如下：研磨液濃度20 - 30 wt. %，研磨速度80 - 170米/分鐘,研磨壓力100 -150克/平方厘米。 3.2、超精密拋光加工 研磨后,用蒸餾水將試樣擦拭干凈，將脫脂棉用丙酮濕透。然后把石英晶體樣本與不銹鋼夾具一起固定在可調(diào)環(huán)形拋光機(jī)器上。為獲得一個埃級光滑表面粗糙度的晶體表面，我們采用軟質(zhì)K3球形拋光劑(4毫米每槽)以及二氧化硅粉末作為拋光介質(zhì)來拋光晶體樣本表面。 首先,晶體試樣是由粒徑0.3 mmCeO2的拋光粉在拋光機(jī)的的作用下，經(jīng)過210分鐘去除受損的晶體表層所產(chǎn)生的。然后，由光潔度500埃的優(yōu)質(zhì)二氧化硅粉末拋光獲得超光滑晶體表面。 圖3 研磨后的晶體表面粗糙度輪廓 圖4 研磨劑顆粒粒度、切削用量和表面粗糙度的關(guān)系 圖5 拋光劑顆粒粒度、切削用量和表面粗糙度的關(guān)系 圖6 三氧化二鐵拋光后的表面粗糙度輪廓(Talystep) 這個實(shí)驗(yàn)的整個過程都是在無塵環(huán)境下完成的。拋光條件如下：拋光壓力18 g /平方厘米,拋光速度快143.4米/分鐘。 4、結(jié)果和討論 為了研究相同拋光條件下幾種拋光粉粉末，我們對拋光結(jié)果進(jìn)行了對比。圖5顯示的是晶體在不同拋光粉作用下的切削用量。圖6 - 8顯示的是各自的表面粗糙度輪廓特性與Fe2O3, CeO2 and SiO2磨料之間的關(guān)系。 由圖5計算的相應(yīng)于Fe2O3, CeO2 and SiO2磨料的切削用量是1.4、7以及8.4埃/秒，最大粗糙度是15、25以及1 – 2埃。在由二氧化硅粉末拋光作用的表面上,最大粗糙度在1 – 2埃以內(nèi)。這個結(jié)論意味著獲得超光滑石英晶體表面是通過考慮拋光工序過程中相應(yīng)的機(jī)械運(yùn)動而來的。材料的去除是在原子尺度上完成的。 圖7 由CeO2拋光后的表面粗糙度輪廓 圖8 由SiO2拋光后的表面粗糙度輪廓(Talystep) 5、結(jié)論 石英晶體的研磨參數(shù)的最佳選擇范圍是實(shí)驗(yàn)獲得的。傳統(tǒng)的光學(xué)拋光法已經(jīng)被改良以保證獲得超光滑晶體表面。軟質(zhì)K3球形拋光粉以及二氧化硅粉末被應(yīng)用于拋光實(shí)驗(yàn)以獲得一個埃級表面粗糙度的石英晶體表面： (1)晶體研磨過程中的研磨劑顆粒的機(jī)械運(yùn)動包括滾動和鏡面微切削。 (2)研磨劑顆粒的滾動形成凹坑和微裂紋，它的鏡面微切削在晶體表面作用形成劃痕和裂縫。 (3)研磨速度和研磨壓力正比于晶體的切削用量。研磨顆粒粒度越小，產(chǎn)生的表面粗糙度就越小，切削用量也越低。 (4)確定研磨參數(shù)的選擇范圍：研磨液濃度20 - 30 wt. %,研磨速度80 - 170米/分鐘,研磨壓力100 - 150克/平方厘米。 (5)拋光材料和拋光粉的性能是確保獲得超光滑表面的必要條件。 (6)在給定試驗(yàn)條件下,可以獲得光潔度1 – 2埃的晶體表面。 (7)二氧化硅粉末拋光的材料去除率是1.4 埃/ 秒,這確定了其材料的去除是在原子尺度上的。 致謝 由衷感謝浙江省自然科學(xué)基金(501097)和浙江省青年科技人才培養(yǎng)專項(xiàng)資金項(xiàng)目 (RC RC02066)的大力財政支持。 參考文獻(xiàn) [1] T. Kasai, K. Horio, T. Karaki-Doy, Ann. CIRP 39 (1) (1990). [2] J.L. Yuan, Z.F. Tong, SME MR 91-193, 1991 中文翻譯(2): 降低超聲波切割骨骼時切削溫度的方法 摘要: 超聲波切割工藝廣泛應(yīng)用于食品加工以產(chǎn)生一個干凈整齊的切口。然而,它還沒有被采納作為醫(yī)療器械應(yīng)用于骨科手術(shù)中,主要由于它生成的切口位置具有較高的溫度,相應(yīng)的就要求使用額外的冷卻。例如,如果切削溫度達(dá)到55-60 C以上時,特別是溫度持續(xù)期間,骨頭組織會發(fā)生壞死,危及術(shù)后康復(fù)。 最近，筆者的一項(xiàng)研究結(jié)果顯示,自然界中的熱響應(yīng)材料,例如木頭和骨骼,容易受到它所吸收的超聲波能量以及切口位置的熱傳導(dǎo)的影響。在這篇研究報告中，切削參數(shù)間的相關(guān)性,例如激波振動速度、載荷頻率和耦合接觸調(diào)諧條件下對熱響應(yīng)進(jìn)行研究和報道,結(jié)果表明,通過控制切削參數(shù)使它在安全的切削溫度范圍內(nèi)工作是可以實(shí)現(xiàn)的。因此,作者提出了一種新穎的切削葉片輪廓以降低切口位置產(chǎn)生的摩擦熱。通過一系列利用新鮮的牛股骨頭切割實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明, 可以通過選擇合適的切割參數(shù)和葉片輪廓來降低切削溫度以及熱損傷。 1、簡介 骨骼切削工具,例如鉆頭、鋸子和鑿子，可為外科醫(yī)生提供有限的精度和機(jī)動靈活性[1],并且經(jīng)常導(dǎo)致骨組織燃燒,形成的碎片對鄰近組織造成損傷。另一種骨骼切割裝置是超聲刀,圖1(a),是將縱向振動模態(tài)頻率調(diào)節(jié)到低頻超聲波范圍(20 - 100千赫)。這項(xiàng)研究有利于超聲波切割壞硬組織包括消除切屑、降低反應(yīng)程度以及產(chǎn)生更精準(zhǔn)的切口。 超聲波骨科手術(shù)不是一個新概念,它的作業(yè)設(shè)備可以追溯到1957年[2]。然而,工具的限制和傳感器的設(shè)計以及缺乏合適的方法進(jìn)行功率微調(diào)控制,大大限制了早期技術(shù)的發(fā)展。在過去的15多年里,伴隨著傳感器的設(shè)計和改進(jìn),以及更復(fù)雜的機(jī)電一體化功率控制的發(fā)展，超聲外科手術(shù)設(shè)備得到了更新并快速發(fā)展[3]。 當(dāng)前的超聲骨切割手術(shù)的挑戰(zhàn)在于在不超過骨頭壞死溫度的情況下，可調(diào)諧系統(tǒng)能否為超聲切割刀具提供足夠的聲功率來切除壞硬組織。要克服組織燃燒問題、超聲波切割裝置通常需要加進(jìn)冷卻系統(tǒng),能為切口位置提供水（或鹽水)[3,4],但是這又提出了交叉感染的問題。這項(xiàng)研究顯示了如何控制切削溫度,通過研究切削參數(shù)以及切削刃幾何參數(shù)對切削溫度的影響，目的在于設(shè)計出有能力在骨骼切割中切割深切口而不需要冷卻系統(tǒng)的超聲波切割設(shè)備。 圖1 (a)超聲波切割系統(tǒng)的原理,(b)超聲波切割牛骨在不同靜負(fù)載下的溫度響應(yīng) 2、超聲波切割中的熱響應(yīng)特性 作者先前的研究表明, 時測的不同材料的超聲波切割熱響應(yīng),表現(xiàn)出兩個溫度峰[5,6]。圖1顯示一個典型牛股骨頭樣本(b)測量的熱響應(yīng)。人造股骨和幾個等級的木頭測定的熱響應(yīng)定性相似。 測量反應(yīng)時的第一個頂峰溫度是由于物質(zhì)樣品吸收葉片震動產(chǎn)生的超聲波能量所產(chǎn)生的。溫度峰值的大小隨著作用在葉片上的靜載荷的增加而增加,因?yàn)殪o態(tài)負(fù)荷的增加提高了葉片和材料之間的耦合。時域響應(yīng)與測量傳感器在標(biāo)本上的位置無關(guān)[4]。 測量反應(yīng)是的第二個頂峰溫度是由于葉片滲入材料組織時葉片和標(biāo)本之間的摩擦熱的熱傳導(dǎo),導(dǎo)致溫度逐步增加,即在測量過程中測定溫度的衰退期。在這種情況下,反應(yīng)時間取決于傳感器在標(biāo)本中的位置。同樣的切削深度,測量溫度的峰值傳導(dǎo)的響應(yīng)隨著靜態(tài)載荷的降低而降低,主要因?yàn)檫@種切割出現(xiàn)的非?？臁? 3、葉片輪廓的設(shè)計對溫度的影響 為當(dāng)前研究設(shè)計制造四個鈦合金超聲波切割刀片，并將它們調(diào)節(jié)在兩種截然不同的縱向共振頻率(圖2)。使用有限的元分析(FEA)確定刀片的尺寸。刀身共振頻率基本調(diào)整為兩個19.5千赫和兩個35千赫。 雖然葉片被要求來調(diào)整成不同的長度，但是振動幅度保持不變,設(shè)計的每一個刀片的輪廓也都保持一致。 先前的切割實(shí)驗(yàn)顯示,樣品溫度與吸收超聲能量可以達(dá)到的峰值溫度有關(guān),溫度高于正常會引用骨組織壞死。然而,眾所周知的是壞死溫度并不是一成不變的,它取決于骨組織經(jīng)歷高溫的持續(xù)時間。事實(shí)上,骨組織能承受高溫的時間如果很短的話是沒有熱損傷[7]。 圖2 35千赫(短)和19.5千赫(長)超聲波切割刀片(a)和(b)定切削刃的部分(簡介1)和(c),(d)鋸齒狀的尖端部分(側(cè)面2) 實(shí)驗(yàn)還表明,暴露的條件下切割股骨頭時，延長間隔的高溫會產(chǎn)生摩擦熱。這項(xiàng)研究旨在調(diào)查葉片輪廓對超聲波切割骨的期間切削溫度的影響,特別是不同輪廓的刀片和骨頭之間的關(guān)系對葉片結(jié)構(gòu)的影響。因此,兩個不同切割邊緣輪廓的刀具,一個具有刃部保持不變和尖端(刀片簡介1),另一個具有相同的尖端并呈鋸齒狀 (葉片輪廓2)。 3.1、 實(shí)驗(yàn)器材 該實(shí)驗(yàn)是切割牛股骨樣品，如圖3(a)所示。樣品被切碎并用金屬板夾緊綁在一個水平的導(dǎo)軌上。變頻控制器和刀組合安裝在一個可以沿著導(dǎo)軌自由滑動的滑塊上。為了研究施加的靜態(tài)力的影響,采用一個由滑輪、纜繩和砝碼連接在滑塊的一側(cè)組成的系統(tǒng)。用千分尺記錄下每次剪斷后測得的深度。 采用六個熱電偶均勻分布來測量溫度，使其排成兩排，每排三個，放在切割線的兩側(cè),如圖3(b)描述。在每一行的三個熱電偶放在距離樣本頂部5、10和15毫米處。1 – 3號探測器和1和4 – 6號探測器相應(yīng)的放置在距離切割線的1毫米和2毫米處。 3.2、 切割邊緣輪廓、頻率調(diào)整以及振動頻率對樣本溫度的影響 首先,利用兩個調(diào)諧到35 kHz的刀片進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。將兩葉片配置(型材1和2)的超聲波振幅調(diào)節(jié)到23微米,并經(jīng)行測試得到一組在20 - 75 牛范圍內(nèi)變化的靜態(tài)負(fù)載。對于每個切削實(shí)驗(yàn)樣品的溫度監(jiān)測時間為300秒,在未切割的時間里，允許標(biāo)本回到室溫。 圖4反映了放置在骨標(biāo)本的六個熱電偶探測到的結(jié)果,當(dāng)使用35千赫葉片和型材1和2和靜態(tài)負(fù)荷20 N的情況下,如下所示?？梢悦黠@看到，當(dāng)采用鋸齒形刀片時，探測到的溫度明顯偏低，如圖4(b)所示,特別是探測器1探測的峰值溫度40 C明顯降低。 這些改進(jìn)源于熱力學(xué)條件切割過程中減少刀片和樣本之間的摩擦接觸面積。這也產(chǎn)生一個更快切割和便利地從切口位置去除骨碎片。作為一個結(jié)果,通過摩擦加熱碎片燃燒,先前被當(dāng)作損傷骨組織的主要原因是可以降低的[5,6]。 圖3 (一)超聲波切割實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)器材和(b)樣本中的熱電偶分布 圖4 使用兩個35千赫、葉片輪廓(a)和(b)1葉片輪廓2，六個熱電偶分布在樣本上測量的溫度顯示 圖5 不同切削刃輪廓1和2,都是35 kHz,尖端振動幅值(a)和(b)為23微米和40微米的激光束，對應(yīng)的靜態(tài)負(fù)荷對峰值溫度的影響 應(yīng)用靜態(tài)載荷對溫度的影響,可以用圖5所示的刀片型材1和2，尖端振幅23微米和40微米的激光束。在本圖中, 葉片輪廓葉片1和2記錄的不同的切削溫度峰值與應(yīng)用靜載荷成反比。這些測量值一致記錄了當(dāng)使用葉片輪廓2時峰值溫度的下降。出現(xiàn)某些少量的趨勢偏離是由于探頭定位時的輕微錯誤。 使用同樣的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行19.5千赫葉片在任意頻率時對應(yīng)的切削溫度。每個葉片都是40微米的振幅,像35千赫葉片在23微米的激光振幅下操作一樣給予同樣的激波振動速度。在先前的研究中, 超聲波切割實(shí)驗(yàn)論證了振動速度對振動參數(shù)的影響 [6]。 通過比較圖6和圖5(a)可以看到，葉片輪廓1和2之間測量的結(jié)果要比35千赫刀片下測量的結(jié)果差別性很小,因此,19.5千赫切的削溫度的峰值并非如此依賴于切割邊緣輪廓的激波振動速度。再次,在19.5 kHz時,刀片輪廓2比刀片輪廓1的切割速度快得多。 4、改進(jìn)葉片振動性能的設(shè)計方法 盡管切削刀片調(diào)整為縱向模式,它曾明確指出,切削性能與調(diào)諧后的刀片的振動特性緊密相關(guān)。在這種情況下,我們發(fā)現(xiàn)將葉片輪廓2調(diào)諧為19.5千赫時，表現(xiàn)出來的切削效果比預(yù)期還要差，這表明35千赫和19.5千赫的葉片對于切削溫度有不同的影響。因此, 進(jìn)行了一項(xiàng)關(guān)于葉片輪廓2調(diào)諧為19.5千赫下的振動特性研究。 圖6 對不同靜載荷使用19.5千赫葉片和40微米幅值的激光束下測量的切削刃輪廓1和2的峰溫差 4.1、線性和非線性模態(tài)耦合 振動特性可以通過三維激光的多普勒效應(yīng)（LVD）的模態(tài)分析(EMA)實(shí)驗(yàn)和LMS模態(tài)分析軟件來確定。圖7(a)顯示一個側(cè)面角度測量的調(diào)整模型,這對于揭示彎曲葉片的縱向模式具有重大貢獻(xiàn)。圖8(b)顯示了發(fā)生在非常接近縱向模態(tài)頻率的彎曲模式,而且它是調(diào)諧頻率下模態(tài)耦合的原因。 圖7 由(a) EMA和(b)FEA有限元分析確定調(diào)諧縱向模式 圖8 縱向耦合彎曲模式(a)和(b)彎曲模式的EMA的模態(tài)數(shù)據(jù) 圖9 19.5千赫縱向模式下的驅(qū)動系統(tǒng)的頻率響應(yīng) 此外,當(dāng)這個裝置在調(diào)諧頻率下運(yùn)轉(zhuǎn)時,大量的能量泄漏進(jìn)入一個內(nèi)在的模態(tài)來響應(yīng)調(diào)諧頻率的一半,這是主參數(shù)共振的特色[8],如圖9所示。9.9千赫下產(chǎn)生的內(nèi)部響應(yīng)模式與刀片的扭轉(zhuǎn)模式相呼應(yīng),如圖10。 4.2、通過輪廓變更來提高葉片調(diào)整響應(yīng) 我們已經(jīng)闡明了19.5千赫葉片的振動測量反應(yīng)的特點(diǎn)是兩個線性的非線性模態(tài)之間的相互作用。這類能量泄漏會影響切削過程中的熱響應(yīng),因此,重新提出了消除這些影響的設(shè)計方法。要求是, 在不改變?nèi)~片長度并在葉片輪廓保持足夠的振幅從而允許刀片操作刀尖獲得必須的振幅的情況下將不調(diào)諧的彎曲模式以及扭轉(zhuǎn)模式和縱向模式分離開[9,10]。 將兩個鋸齒狀的刀片合并來改變?nèi)~片寬度,如圖11(b)(葉片輪廓3)所示。新刀片彎曲模式頻率下測量的EMA數(shù)據(jù)有一個重大轉(zhuǎn)折,將彎曲模態(tài)響應(yīng)與調(diào)諧縱向模式響應(yīng)分離。同時,縮進(jìn)寬度輪廓明顯影響扭轉(zhuǎn)模式模態(tài)頻率,實(shí)現(xiàn)了頻率下降1.1 kHz,導(dǎo)致非線性模態(tài)耦合被剔除。改進(jìn)的葉片對刀尖的單一線性頻率響應(yīng)振幅達(dá)到55微米。 5、葉片輪廓3對溫度的影響 用19.5千赫的葉片輪廓3，40微米刀尖振幅進(jìn)行了進(jìn)一步的切削溫度測量。圖12顯示了隨著靜載荷的增加，19.5千赫切削刀片1號和3號的峰值切削溫差。盡管提高了切削速度,由于新設(shè)計型材3、消除模態(tài)相互作用 圖10 (a) EMA和(b)FEA有限元分析測定的內(nèi)部扭轉(zhuǎn)模式 圖11 頂視圖:(一)初始19.5千赫鋸齒狀葉片輪廓(葉片輪廓2),(b)新設(shè)計的具有額外寬度的呈鋸齒狀葉片輪廓(葉片輪廓3) 圖12 在19.5千赫和刀尖幅值:(a)微米和(b)55微米的情況下，不同切削刃輪廓1和3靜態(tài)載荷下的峰值差 振動特性作為實(shí)驗(yàn)中的一個影響因素,利用設(shè)計的這種刀片沒有顯著降低溫度。在一個更高的超聲波振幅，即55微米,樣本記錄了溫度的降低。結(jié)果表明,在19.5 千赫時,影響切削刃結(jié)構(gòu)溫度在較高的超聲波振幅下更明顯(見表1)。 6、結(jié)論 葉片輪廓對切削溫度的影響正在被加以研究,以探討在超聲波切割骨頭時控制溫度的方法。結(jié)果表明減少葉片和樣本之間的接觸面積可以降低樣品溫度。特別是,在更高的調(diào)諧頻率下, 在靜態(tài)負(fù)荷變動范圍內(nèi)呈鋸齒狀切割邊緣輪廓的刀片可以始終如一的降低切削溫度，而且兩個刀尖振幅滿足使用要求。然而,在較低的調(diào)諧頻率下,明顯的降低溫度只有更高刀尖的振動振幅下獲得。葉片振動對刀片的影響更加顯著,并且，它顯示了如何改變?nèi)~片輪廓可消除線性的非線性模態(tài)之間的相互作用,從而消除這些在切割實(shí)驗(yàn)中的影響。 參考文獻(xiàn) [1] J.Y. Giraud, S. Villemin, R. Darmana, J.Ph. Cahuzac, A. Autefage, J.P. Morucci, Bone cutting, INSERM, Centre Hospitalier Hotel-Dieu, Toulouse, France, 1, 1991. [2] A.G. Nielson, J.R. Richards, R.B. Walcott, Ultrasonic dental cutting instrument, Int. J. Am. Dental Assoc. 50 (1957) 392. [3] T. Vercellotti, Piezoelectric bone surgery techniques in implantology: ridge expansion, sinus lift, bone harvesting and implant site preparation,Academy of Osseointegration. in: 19th Annual Meeting (San Francisco, USA), 2004. [4] A.R. Williams, A.D. Walmsley, Exposimetry of low-frequency ultrasonic dental devices, IEEE Trans. Ultrason. Ferr. Freq. Contr. 35 (2) (1988) 264–269. [5] A. MacBeath, A. Cardoni, M. Lucas, Design of an ultrasonic blade for cutting bone, in: BSSM International Conference on Advances in Experimental Mechanics, (Southampton UK), 2005. [6] M. Lucas, A. Cardoni, A. MacBeath, Temperature effects in ultrasonic cutting of natural materials, Annals of CIRP 54/1 (2005) 195–198. [7] A. Fuchsberger, Die sha¨digende temperatur bei der spannenden knochenbearbeitung, Unfallchirurgie 14 (1988) 173–183. [8] M. Lucas, A. Cardoni, M. Cartmell, F. Lim, Controlling the effects of modal interactions in ultrasonic cutting devices, in: Proceedings of the World Congress on Ultrasonics (Paris, France), 2003, pp.49–56. [9] A. Cardoni, Enhanced vibration performance of ultrasonic block horns, Ultrasonics 40 (2002) 365–369. [10] A. Cardoni, M. Lucas, M.P. Cartmell, F.N.C. Lim, A novel multiple blade ultrasonic cutting device, Ultrasonics 42 (2003) 69–74.