平面磨削條件下溫度閾值對殘余應力形成的影響

溫俊，唐進元，鄭金超

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平面磨削條件下溫度閾值對殘余應力形成的影響

溫俊1, 2，唐進元1, 2，鄭金超1, 2

(1. 中南大學 高性能復雜制造國家重點實驗室，湖南 長沙，410083；2. 中南大學 機電工程學院，湖南 長沙，410083)

考慮平面磨削條件下的熱力耦合作用，研究磨削溫度閾值對殘余應力形成的影響?；跓釓椝苄岳碚摚瑯?gòu)建預測磨削熱產(chǎn)生殘余應力的計算模型；加載橢圓移動熱源，使用COMSOL有限元軟件進行熱?彈塑性多物理場耦合計算，得到磨削區(qū)域溫度場分布與不同磨削參數(shù)對工件表層產(chǎn)生初始塑性應變的影響，從而定量分析磨削溫度與磨削殘余應力間的相互關(guān)系；通過平面磨削實驗測得磨削工件表面溫度場及磨削后工件表層殘余應力，并與數(shù)值計算結(jié)果進行對比分析。研究結(jié)果表明：磨削溫度計算值與實測值相對誤差在5%以內(nèi)；磨削溫度產(chǎn)生的初始塑性應變對最終殘余應力場有較大影響；在一定磨削參數(shù)下，可以確定形成初始熱塑性應變及殘余拉應力的磨削溫度閾值。

磨削溫度；殘余應力；熱力耦合；磨削溫度閾值

磨削加工常作為加工過程中的最后一道工序，往往對工件表面質(zhì)量有決定性作用。在磨削過程中，磨削區(qū)域形成高強度熱源，大量磨削熱傳入工件中。磨削熱產(chǎn)生的殘余應力一般為殘余拉應力，這對工件使用性能有很大影響[1?2]。殘余拉應力的大小、變化梯度和分布范圍會影響零件表層疲勞強度、零件的抗腐蝕性能以及使零件表面產(chǎn)生微觀裂紋等[3]。磨削后工件表層殘余應力的形成主要受熱應力、機械應力以及材料相變應力三者耦合作用影響[4?5]。在某些磨削條件下，可以不考慮材料相變應力對殘余應力的作用，認為磨削中殘余應力主要由磨削力及磨削溫度產(chǎn)生，通常機械力對工件造成擠壓變形，磨削后在表層形成殘余壓應力；而磨削熱則形成拉應力[6]。為了研究這兩者之間的相互聯(lián)系，有必要對殘余拉應力產(chǎn)生的磨削溫度臨界值進行定量計算，通過改變磨削參數(shù)，控制磨削力熱，進一步控制磨削表層殘余應力組成及殘余應力層深度。在穩(wěn)態(tài)磨削條件下，最大等效應力受磨削溫度影響，根據(jù)不同工件材料參數(shù)，當磨削溫度達到臨界值時，材料開始產(chǎn)生塑性屈服和熱塑性變形，而熱塑性變形是磨削后產(chǎn)生殘余拉應力的主要原 因[7]。目前，國內(nèi)對這方面的研究較少，定量計算產(chǎn)生殘余應力的磨削溫度閾值及嚴格推導計算彈塑性材料固體內(nèi)由于熱源移動產(chǎn)生的應力場理論模型更少。移動熱源最早的理論模型是BLOK[8]提出來的，用于計算上、下相互滑移面間的接觸溫度；之后，JAEGER[9]提出了詳細描述半無限大到無限大區(qū)域內(nèi)的帶狀移動熱源溫度場的解析模型，并提出了計算移動熱源接觸表面最高溫度的理論；LI等[10]根據(jù)磨削過程中磨粒分布高度，定義了磨粒與工件接觸階段，建立了不同磨削階段磨粒點熱源模型，并與磨削溫度實驗結(jié)果進行對比驗證，從微觀角度解釋了磨削溫度場的形成；POMBO等[11]研究了磨削接觸弧長對磨削溫度場的影響，并通過實驗進行了驗證，給出了較合理的磨削接觸弧長計算公式?與溫度場研究不同的是，彈塑性材料固體內(nèi)熱源移動產(chǎn)生應力場的理論模型還很缺乏，MISHRA等[12]通過耦合準靜態(tài)溫度場并應用有限元分布在彈塑性體內(nèi)仿真，計算得出帶狀熱源在半無限大空間內(nèi)表面殘余應力的分布情況，而MISHRA等[12]計算的模型并沒有計算冷卻到室溫時工件的殘余應力場，因此，這樣得到的殘余應力并不完善?HAMDI等[13]在磨削殘余應力計算中加入了機械力及相變引起的應力場變化，SHAH等[14?16]也討論了機械力及相變應力在殘余應力中的作用。任敬心等[17]討論了GH33A高溫合金的磨削溫度與殘余應力間的聯(lián)系，并通過實驗分析了不同磨削條件下磨削溫度對殘余應力的影響及不同磨削參數(shù)下工件表層殘余應力和應力層深度；HAMDI等[13]分析了溫度引起殘余應力變化的條件，但未考慮熱力耦合作用對殘余應力的影響，也沒有通過實驗進行分析驗證。為此，本文作者通過研究橢圓分布移動熱源，經(jīng)計算得出磨削工件溫度場；使用埋入式熱電偶對磨削溫度進行測量，得到磨削區(qū)域溫度場，并與計算結(jié)果進行對比，分析得到橢圓分布熱源能有效仿真磨削區(qū)域溫度場。在溫度場基礎上，運用熱彈塑性理論討論熱塑性變形的溫度閾值；通過熱力耦合作用，運用有限元計算磨削溫度及磨削力對工件表層殘余應力的影響，分析在一定磨削工況下，產(chǎn)生殘余拉應力的磨削溫度閾值；對實驗工件表面殘余應力進行測量，驗證產(chǎn)生殘余拉應力磨削溫度閾值的準確性。

1 理論模型

1.1 模型參數(shù)

圖1所示為平面磨削過程示意圖，其中，s為砂輪磨削工件表面轉(zhuǎn)速，w為工件相對砂輪的進給速度，p為切削深度，b為砂輪寬度，w為工件長度，w為工件高度，w為工件寬度，t為磨削產(chǎn)生的熱源強度。若忽略磨削過程中材料去除量，則磨削表面可以近似看作是1個壓力及熱源分布在工件上移動，沿長度和寬度方向都是有限的區(qū)域，平均壓力為真實接觸區(qū)域法向磨削力，而平均熱源強度為單位時間內(nèi)磨削區(qū)域產(chǎn)生的熱量。熱流密度通常在磨削接觸弧長內(nèi)呈三角形分布或橢圓分布。本文使用橢圓熱流密度分布，圖2所示為砂輪工件接觸區(qū)域示意圖。工件材料采用12CrNi4A航空齒輪鋼，砂輪選用CBN砂輪，其物理學參數(shù)如表1所示。

圖1 磨削過程示意圖

圖2 砂輪與工件接觸區(qū)域示意圖

為了求解移動熱源在半無限大的空間內(nèi)產(chǎn)生的溫度和應力，將砂輪看作在表面上以速度w移動的帶狀熱源，熱源的長度為砂輪和工件的接觸長度c，工件砂輪間幾何接觸長度c可以近似為

式中：s為砂輪直徑，mm；p為砂輪切削深度，mm。

Peclet數(shù)是用于反映熱源移動速度與熱傳導參數(shù)間關(guān)系的量綱一參數(shù)，它決定了熱量耗散的速度[18]，用表示Peclet數(shù)。

式中：w為熱擴散系數(shù)；為導熱系數(shù)，W/(m?K)；為密度，kg/m3；為比熱容，J/(kg?K)。

在熱流密度分布理論方面，一些研究者認為由傳統(tǒng)的熱流密度分布不能得出精確的磨削溫度場分布，因為在溫度上升階段，磨削區(qū)域在一個很短的時間內(nèi)達到峰值溫度，由傳統(tǒng)矩形熱源分布并不能有效得出磨削過程中溫度上升的趨勢。本文考慮磨削過程中砂輪與工件間的接觸形式，結(jié)合赫茲接觸壓力分布中圓柱與平面接觸呈橢圓形分布的情況，選擇與實際磨削情況更貼近的橢圓熱流密度分布，其表達式見式(4)。在有限元計算中，熱源以速度w在工件表面移動，接觸弧長為c；()為橢圓熱源在接觸弧長上的熱流密度，在=0時，()達到最大值；在=時，()=0，=1/2c，如圖3所示。

式中：0為橢圓熱流密度的最大值；為流入工件的熱源強度，W/mm2。

圖3 橢圓熱流密度分布模型

用于仿真計算的砂輪和工件材料物理學參數(shù)及磨削過程中的參數(shù)見表1。

表1 砂輪和工件熱力學參數(shù)

1.2 平面磨削溫度場解析方程

根據(jù)CHOI[4]的研究成果可得出如下二維瞬態(tài)熱傳導方程：

工件與環(huán)境換熱邊界條件為

式中：k為沿方向上的熱傳導系數(shù)，W/(m?K)；k為沿方向上的熱傳導系數(shù)，W/(m?K)。假設對流傳導只沿著上表面?zhèn)鬟f，由此可以用有限元求得移動熱源沿表面移動過程中的溫度歷程[19]。

1.3 基于應力應變場的殘余應力計算

以上各量將在有限元中計算，殘余應力的有限元計算過程分為2步：1) 假設磨削過程為準靜態(tài)過程，計算溫度場及應力應變場在磨削過程中的分布情況；2) 根據(jù)步驟1)計算得到的準靜態(tài)結(jié)果，仿真最終冷卻后工件表面的應力應變場，得到工件表層殘余應力場分布。在這2步中，都應用了熱力耦合機制，先是由熱源移動計算溫度分布，然后計算工件材料應力應變。方程(1)~(10)為平面磨削熱力耦合殘余應力計算理論模型，為提高計算效率，借助有限元軟件COMSOL進行數(shù)值求解。

2 基于COMSOL的殘余應力仿真計算與分析

2.1 有限元網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格的密度取決于加載在工件上的載荷及邊界條件。在磨削過程中，由于磨削區(qū)域存在瞬時高溫及溫度梯度，越靠近表面，溫度梯度越大。在計算應力應變場時，由于存在彈塑性變形溫度，網(wǎng)格精度不夠或者網(wǎng)格劃分不合理都會導致網(wǎng)格產(chǎn)生畸變，導致非線性不收斂問題。在近表面處需要選用足夠細密的網(wǎng)格，在溫度梯度變化小的區(qū)域則選用粗略網(wǎng)格，以提高計算速度。

在本次計算中，假設工件為1個2D半無限大平面，高為0.03 m，寬為0.06 m；有限元網(wǎng)格由三角形網(wǎng)格和四邊形網(wǎng)格組合而成，單元總數(shù)超過24 000個，其中最小單元網(wǎng)格尺寸為10?4m，如圖4所示。

圖4 工件表層網(wǎng)格劃分

2.2 初始和邊界條件

工件及室溫的初始時刻(=0 s)溫度設置為=25 ℃。在磨削接觸區(qū)域和下表面以外的表面給定1個線性對流傳導項：

式中：conv為對流傳導系數(shù)，W/(m2?K)；為半無限大工件溫度，℃；0為周圍環(huán)境溫度，℃。

這里的冷卻媒質(zhì)為空氣對流，下表面熱流流出量認為趨近于0 W/mm2。

2.3 加載熱源

熱源項的加載通常認為是可以移動的分布熱源，該熱源沿著工件上表面移動，忽略材料去除對熱源的影響。經(jīng)典的熱源模型有JAEGER[9]提出的矩形熱源以及所衍生的三角形熱源。WANG等[22?23]利用熱電偶測試磨削區(qū)域溫度，發(fā)現(xiàn)在磨削區(qū)域在短時間達到溫度峰值，認為由三角形熱源所計算的溫度場更加符合磨削實際。SHAH等[14]結(jié)合赫茲壓力和熱流密度分布理論，假設接觸區(qū)域摩擦因數(shù)均勻一致，利用滾壓滑移接觸方法即1個圓柱體和1個平面間的Hertz接觸壓力分布建模，接觸區(qū)域為1個橢圓形，所以，認為熱源形狀為橢圓分布的假設是可行的。圖5所示為熱源在工件上移動的原理示意圖。

圖5 熱源及工件表面對流

2.4 基于熱力耦合的殘余應力分析

與計算溫度場不同的是，在加入熱彈塑性變形后，單元節(jié)點位移變形，材料的形變需要根據(jù)網(wǎng)格節(jié)點上高斯點的序列排序。為了保證整體完整性，計算中采用網(wǎng)格自適應，通過幾何形變控制網(wǎng)格單元節(jié)點變化，保證計算過程中非線性收斂[12]。

砂輪在工件表面移動時，熱源強度設定在砂輪和工件脫離接觸時變?yōu)? W/mm2，這樣避免了重復計算。當邊界條件設置的對流換熱系數(shù)不同時，工件材料在磨削后表面溫度下降速率也有所不同，本文的磨削條件為干磨削，未使用磨削液，工件表面溫度冷卻速率較慢，經(jīng)計算，當冷卻時間為5 min時，工件材料表面溫度趨近于室溫，工件內(nèi)部溫度差在2 ℃以內(nèi)，不會對最終工件表面殘余應力造成影響，殘余應力更貼近實際磨削殘余應力。增加冷卻時間不會對計算結(jié)果造成影響，反而會增加計算時間，降低計算效率；若冷卻時間設置太低，則會由于工件表面溫度未與室溫平衡，在工件內(nèi)部存在溫度梯度，造成殘存熱應力，導致最終工件表面殘余應力計算結(jié)果存在誤差。因此，設置工件冷卻時間為5 min，材料內(nèi)部應力接近磨削后殘余的應力。

2.4.1 溫度場分布

在磨削時長=2 s時計算得到的溫度(曲線沿著水平線方向延伸)以及溫度在磨削深度(/=2/c)方向上的變化如圖6所示。從圖6可見：在熱源強度及Peclet數(shù)為固定值時，在磨削深度方向上隨著深度增加，溫度峰值逐漸降低，越靠近表面，溫度變化梯度越大，與BLOK[24]的分析方法得到的結(jié)果對比具有較好的一致性。在磨削過程中，表面溫度在磨削時長=2 s時的分布曲線及不同熱源強度()輸入下溫度場分布如圖7所示。從圖7可見：隨著加載的熱源強度逐漸降低，砂輪和工件接觸區(qū)域的峰值溫度也隨之降低。

磨削層深/mm：1—0；2—0.158；3—0.342；4—0.556；5—1.090；6—1.420。

熱源強度/(W?mm?2)：1—15；2—35；3—55；4—65；5—75；6—95；7—105。

改變熱源移動的量綱一參數(shù)，工件表面的峰值溫度與的關(guān)系如圖8所示。從圖8可以看出：隨著工件進給速度增大，磨削區(qū)域最高溫度逐漸降低；工件進給速度越大，磨削溫度越低。

Peclet數(shù)P：1—0.1；2—0. 5；3—1.0；4—2.0。

2.4.2 工件彈塑性應力應變

移動熱源在彈塑性固體中產(chǎn)生的瞬時應力以及冷卻后的殘余應力都需要借助有限元計算程序來實現(xiàn)。在材料屬性中，假設工件材料為各向同性。

式(12)中屈服應力ys(pe)取決于等效塑性應變pe。由式(12)~(14)可以給出材料在塑性階段塑性硬化對工件殘余應力的影響。

當磨削時長=2 s時，瞬時應力σ在工件表面上的分布情況見圖9(a)。從圖9(a)可見：隨著熱源在工件表面移動，在砂輪與工件接觸區(qū)域產(chǎn)生瞬時壓應力，熱源流過的區(qū)域變?yōu)槔瓚Γ浑S著溫度降低，拉應力也緩慢降低。圖9(b)所示為瞬時應力σ在磨削時間= 2 s時沿垂直工件表面深度方向的變化情況。從圖9(b)可見：隨著深度增加，在表層以下開始，工件產(chǎn)生的瞬時應力σ的位置在水平方向上(軸)滯后于熱源位置，且隨著深度增加，瞬時拉壓應力下降。

(a) 瞬時應力與溫度關(guān)系；(b) 工件不同深度瞬時應力

圖(a)中：1—工件表面熱應力；2—工件表面溫度。圖(b)中：磨削層深/mm：1—0；2—0.1；3—0.2；4—0.3；5—0.4；6—0.5；7—0.7。

圖9 熱源移動過程中熱應力變化

Fig. 9 Thermal stress changes during heat source movement

為了研究塑性開始產(chǎn)生時的溫度閾值，將熱源強度由大到小逐漸減小，得到工件材料內(nèi)產(chǎn)生塑性變形的區(qū)域，如圖10所示。從圖10可見：隨著熱源強度減小，工件內(nèi)產(chǎn)生等效塑性應變越來越?。划敓嵩磸姸?55 W/mm2時，工件幾乎不產(chǎn)生塑性變形，也就是說，熱源強度為55 W/mm2和=2為材料發(fā)生臨界彈塑性變形的條件，由此可以得出影響工件開始產(chǎn)生熱塑性形變的磨削條件曲線，如圖11所示。根據(jù)有限元計算，當從1~4之間變動時，材料產(chǎn)生臨界熱塑性變形對應的磨削區(qū)域最高溫度在170~190 ℃之間波動。

熱源強度/(W?mm?2)：1—45；2—55；3—65；4—75；5—85；6—105。

圖11 初始熱塑性應變與磨削條件的關(guān)系

3 實驗驗證

3.1 溫度磨削實驗

測量磨削溫度最直接的方法是用熱電偶測量磨削區(qū)溫度，也就是將熱電偶埋于表面下一定深度，通過纏有屏蔽線的熱電偶延長線引入數(shù)據(jù)采集卡借口，利用采集軟件進行數(shù)據(jù)采集，采樣頻率為250 kHz。當砂輪磨削到熱電偶所在高度時，可以采集到磨削區(qū)最高溫度，其原理如圖12所示(測力儀為KISTLER 9257B，采樣頻率為30 kHz)。砂輪選用CBN砂輪，砂輪粒度為0.125 mm，具體參數(shù)見表1。在實驗過程中不使用磨削液，即采用干磨削。磨削實驗參數(shù)見表2。

(a) 熱電偶測量磨削溫度示意圖；(b) 熱電偶安裝示意圖

表2 干磨削狀態(tài)下磨削工況參數(shù)

3.2 殘余應力測量

采用X線衍射法測量殘余應力，該方法是目前測量殘余應力最方便且高效的一種實驗方法。此外，應用X線衍射法測量工件時不破壞工件，既能保證工件表層殘余應力場的完整性，又能提高測試精度。所采用的殘余應力測試儀器為PROTO公司的iXRD?300W便攜式殘余應力分析儀，該儀器滿足最新的歐盟標準EN15305—2008和美國標準ASTM E915?10。采用完整應力方程和橢圓擬合方法，每點都能同時給出正應力和剪切應力。測量采用的衍射光柵直徑為1 mm。殘余應力測試點如圖13所示。在工件表面取12個點，沿磨削方向進行測量。

圖13 工件殘余應力測量點位置

3.3 磨削溫度計算值與實驗室對比

當p=30 μm，w=200 mm/min時，磨削區(qū)域溫度變化曲線如圖14所示。從圖14(a)可見：橢圓熱源數(shù)值仿真結(jié)果與熱電偶測量結(jié)果在磨削區(qū)域中溫度上升階段有良好的一致性；在溫度下降過程中，磨削區(qū)域溫度下降速度要小于仿真時的溫度下降速度，這是由于在實驗過程中，熱電偶節(jié)點處被膠水包圍，膠水熱傳導系數(shù)相對金屬要小很多。在計算過程中，為了接近實際，在砂輪磨削過熱電偶后，將熱電偶附近材料熱導率改為膠水熱導率，其計算結(jié)果如圖14(b)所示。從圖14(b)可見：磨削區(qū)域溫度下降速度與計算速度較吻合，磨削溫度最大相對誤差在5%以內(nèi)。由以上分析可知：使用有限元仿真計算能準確得出磨削區(qū)域的溫度變化歷程。

轉(zhuǎn)速n/(r·min?1)：(a) 3 000；(b) 4 000

Fig. 14 Temperature changed curves in grinding area whenp=30 μm andw=200 mm/min

3.4 殘余應力實驗值與計算值對比

3.4.1 工件殘余應力測量

磨削后殘余應力在表層有較大分散度，且在測量過程中存在誤差干擾，通常測量誤差在±20 MPa以內(nèi)。為了減小誤差，取工件上12個點進行測量，得出工件表層平均殘余應力。本文中，測量工件上每個點的殘余應力誤差較小，誤差范圍在±10 MPa以內(nèi)。在不同磨削參數(shù)下，磨削溫度、磨削力及殘余應力見表3，磨削工況參數(shù)編號如30?500?200表示磨削深度(p)為30 μm，轉(zhuǎn)速()為500 r/min，進給速度(w)為200 mm/min(其余類推)。磨削力使用KISTLER 9257B進行測量。

表3 不同磨削參數(shù)下磨削力、磨削溫度及殘余應力

3.4.2 熱力耦合工件殘余應力的計算

計算殘余應力的熱力耦合關(guān)系流程如圖15所示。工件表層殘余應力測量值與計算值對比見圖16。從圖16可見：工件表層殘余應力測量值與計算值相對誤差在±10 MPa內(nèi)，表明通過磨削力及磨削熱耦合作用下計算得到的工件表層殘余應力能有效仿真實際磨削加工中工件表層殘余應力。

圖15 計算殘余應力的熱力耦合關(guān)系圖

不同磨削參數(shù)下磨削表層殘余應力計算值與實測值及磨削區(qū)域最高溫度見表4。由于磨削表層殘余應力主要是由磨削過程中磨削熱產(chǎn)生的熱應力及磨削力引起，磨削熱使工件表層產(chǎn)生拉應力，而磨削機械力主要使工件表層產(chǎn)生壓應力[4]，當磨削區(qū)域溫度達到一定值時，熱應力對殘余應力的影響大于機械力對殘余應力的影響，使工件表層呈現(xiàn)殘余拉應力。從表4可見：采用有限元計算得到的殘余應力遠遠低于實測值，這是由于磨削過程中工件材料內(nèi)部應力未達到初始屈服應力，機械力作用對殘余應力作用影響較小。等溫機械切削要使工件材料產(chǎn)生磨削初始塑性應變需要達到材料的初始屈服極限，而磨削過程中產(chǎn)生的應力由砂輪與工件接觸產(chǎn)生的機械應力及熱應力組成，在磨削溫度未達到熱塑性應變臨界溫度時，工件材料熱膨脹產(chǎn)生彈性應變，耦合機械力后，機械力對工件殘余應力場影響較??；當磨削溫度超過熱塑性應變臨界溫度時，工件產(chǎn)生塑性應變，機械力耦合塑性應變場，機械力對最終工件殘余應力場產(chǎn)生較大作用。從表4還可見：在計算磨削殘余應力中，由磨削溫度產(chǎn)生的初始塑性應變對最終殘余應力場有較大影響；在磨削區(qū)域最高溫度達到170 ℃以上時，工件材料開始產(chǎn)生熱塑性應變，在熱力耦合作用下，工件表層殘余應力計算值與實測值誤差在±10 MPa之內(nèi)。

(a) 有限元計算工件表層殘余應力；(b) 有限元計算工件表層殘余應力局部放大圖；(c) 殘余應力計算值與實測值對比

表4 不同磨削參數(shù)工件表層殘余應力及磨削區(qū)域溫度

通過實驗研究及有限元對磨削表層殘余應力的計算可以發(fā)現(xiàn)：當磨削參數(shù)一定時，僅改變砂輪轉(zhuǎn)速便可以得出產(chǎn)生磨削殘余拉應力的磨削溫度閾值為275~285 ℃；在有限元中計算過程中，當溫度達到178 ℃時，材料開始發(fā)生熱塑性應變；當磨削區(qū)域溫度為178.4 ℃時，實測殘余應力與計算值的誤差在允許范圍之內(nèi)；當磨削區(qū)域溫度達170~190 ℃時，材料開始產(chǎn)生熱塑性應變。

4 結(jié)論

1) 提出磨削過程中產(chǎn)生殘余應力的溫度閾值概念，給出殘余應力產(chǎn)生的磨削參數(shù)臨界條件計算方法，得到定量研究磨削過程中殘余應力溫度閾值計算 公式。

2) 在磨削過程中，熱應力隨熱源移動，沿深度方向拉應力逐漸減小，在2/c=0.4時開始產(chǎn)生壓應力；磨削溫度隨工件磨削速度增大而增大，在170~190 ℃時開始產(chǎn)生塑性變形，此溫度為產(chǎn)生殘余拉應力的臨界溫度。

3) 通過埋熱電偶測量實驗磨削溫度，得到了磨削過程中砂輪與工件接觸區(qū)域磨削溫度，有限元仿真結(jié)果與實驗結(jié)果相對誤差在5%以內(nèi)，表明通過橢圓熱源分布模型能較好的模擬磨削區(qū)域溫度場。

4) 運用X線衍射儀對殘余應力進行測量，得到工件表層殘余應力；通過熱力耦合方法所得工件表層磨削殘余應力的計算結(jié)果與實測值相對誤差在±10 MPa以內(nèi)，表明使用有限元軟件能有效計算磨削表層殘余應力。在一定磨削參數(shù)下，平面磨削中產(chǎn)生殘余拉應力的磨削區(qū)域溫度閾值為275~285 ℃；在磨削過程中，12CrNi4A材料產(chǎn)生初始熱塑性應變的溫度為170~190 ℃。

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Influence of plane grinding temperature threshold on formation of residual stress

WEN Jun1, 2, TANG Jinyuan1, 2, ZHENG Jinchao1, 2

(1. State Key Laboratory for High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China;2. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

With consideration of the thermo-mechanical coupling under the condition of plane grinding, the effect of grinding temperature threshold on the formation of residual stress was studied. Based on the thermo-elastoplasticity theory, a calculation model for predicting the residual stress generated by grinding heat was constructed. The elliptical moving heat source was loaded, and the thermo-mechanical multiphysics coupling calculation was performed using COMSOL finite element software. The temperature field distribution in the grinding region and the influence of the parameters on the initial plastic strain of the workpiece surface was obtained, and the relationship between the grinding temperature and the residual stress of grinding was quantitatively analyzed. The surface temperature field of the workpiece and the residual stress of the workpiece surface after grinding were measured by plane grinding experiment, and they were compared with the numerical calculation results. The results show that the error between the calculated and measured values of the grinding temperature is less than 5%, and the initial plastic strain generated by the grinding temperature has great influence on the final residual stress field. With certain grinding parameters, the grinding temperature threshold for initial thermoplasticity strain and residual tensile stress can be determined.

grinding temperature; residual stress; thermal?mechanical coupling; grinding temperature threshold

TH123.4

A

1672?7207(2019)01?0530?10

10.11817/j.issn.1672-7207.2019.01.005

2018?03?10；

2018?05?22

國家自然科學基金資助項目(51535012，U1604255)；湖南省重點研發(fā)計劃項目(2016JC2001) (Projects(51535012, U1604255) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2016JC2001) supported by Key Research and Development Program of Hunan Province)

唐進元，博士，教授，從事復雜齒面制造、超聲磨削表面完整性研究；E-mail: jytangcsu@163.com

(編輯 陳燦華)