鎳基高溫合金高速超高速磨削成屑過(guò)程的三維仿真研究

夏 江, 丁文鋒, 仇 博, 徐九華

(南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院, 南京210016)

鎳基高溫合金由于具有強(qiáng)度高、耐高溫、塑性韌性好、抗腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)，已在航空、航天、艦船等領(lǐng)域得到越來(lái)越多的應(yīng)用。與此同時(shí)，鎳基高溫合金優(yōu)異的物理力學(xué)性能，也給其磨削加工帶來(lái)困難，使其加工效率和精度降低、加工成本提高[1-2]。高速、超高速磨削加工作為一種高效磨削加工技術(shù)，其加工效率高，磨削力小，砂輪磨損少，能有效提高工件的表面質(zhì)量，有助于改善難加工材料的可加工性[3-4]。

近年來(lái)，隨著高速、超高速磨削技術(shù)的發(fā)展，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了許多高速、超高速磨削鎳基高溫合金材料的試驗(yàn)和研究工作，并取得了一定成果。JOHNSTONE[5]對(duì)Inconel 718鎳基高溫合金(類似于GH4169)進(jìn)行了最大磨削速度為135 m/s的高速磨削試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)高速磨削在提高材料去除率的同時(shí)能降低磨削比能和工件表面溫度。徐鵬[6]采用不同CBN砂輪在60～140 m/s速度下對(duì)GH4169鎳基高溫合金進(jìn)行高速磨削試驗(yàn)，分析了磨削用量對(duì)其磨削力、磨削溫度與比磨削能的影響規(guī)律。侯金濤[7]對(duì)高溫合金開(kāi)展磨削速度為90～150 m/s的高速磨削試驗(yàn)，研究了磨削工藝參數(shù)與其表面粗糙度的關(guān)系。盡管國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)高溫合金的高速磨削已經(jīng)做了一些研究，但仍缺乏對(duì)其磨削成屑過(guò)程及成屑機(jī)制的研究，而這方面的研究有助于后續(xù)優(yōu)化磨削工藝、控制磨削過(guò)程及改善磨削加工性能等[8]。

材料磨削過(guò)程實(shí)際上是大量磨粒同時(shí)與工件作用去除材料的過(guò)程，正因?yàn)槟チ?shù)量多，影響磨削過(guò)程的因素復(fù)雜，從而對(duì)其進(jìn)行準(zhǔn)確分析比較困難。單顆磨粒磨削是對(duì)復(fù)雜磨削過(guò)程進(jìn)行的簡(jiǎn)化，是了解磨削加工機(jī)理的一種行之有效的方法[9-11]。同時(shí)，高速、超高速磨削時(shí)的材料去除是在極短時(shí)間內(nèi)發(fā)生的，磨削過(guò)程中磨削區(qū)域內(nèi)的材料流動(dòng)應(yīng)力、塑性應(yīng)變和溫度等許多參數(shù)難以通過(guò)儀器實(shí)時(shí)且準(zhǔn)確地觀測(cè)；此外，許多試驗(yàn)研究都在150 m/s左右甚至以下速度進(jìn)行，無(wú)法準(zhǔn)確反映更高速度下高溫合金的磨削加工情況，因而對(duì)超高速條件下的磨削研究較少。借助有限元仿真方法，可以有效模擬和再現(xiàn)高速磨削過(guò)程，反映單顆磨粒磨削時(shí)的材料去除和成屑過(guò)程[12-14]。因此，作者通過(guò)這一手段對(duì)更高速度下的高溫合金磨削加工進(jìn)行研究。

現(xiàn)在許多學(xué)者采用三維模型來(lái)進(jìn)行磨削仿真研究，與二維模型相比，三維模型能建立更真實(shí)的磨粒模型，同時(shí)也考慮到了材料的側(cè)向流動(dòng)，能觀察磨痕形貌和隆起特征等，因而更加直觀、準(zhǔn)確[9, 12, 15-16]。基于Abaqus軟件對(duì)金剛石單顆磨粒磨削GH4169鎳基高溫合金的過(guò)程進(jìn)行三維有限元仿真，研究其磨削成屑過(guò)程與成屑機(jī)制，討論磨屑形貌及磨削力變化規(guī)律，探究應(yīng)力、應(yīng)變和溫度等物理參量的分布和變化，分析磨削速度和單顆磨粒切厚對(duì)磨屑形貌、成屑頻率及隆起情況的影響。

1 有限元模型建立

1.1 磨粒與工件材料模型

由于CBN磨粒彼此間形狀差異大、不規(guī)則，而金剛石磨粒晶形較好且耐磨性高，所以單顆磨粒試驗(yàn)往往選用金剛石磨粒進(jìn)行，以便控制磨粒位姿和刃型[17-18]。因此，仿真選取金剛石磨粒，工件為GH4169鎳基高溫合金，其材料物理屬性見(jiàn)表1。

表1 磨粒與工件材料的物理屬性[19]

材料的本構(gòu)模型能反映材料形變過(guò)程中流動(dòng)應(yīng)力等的變化，而正確合適的本構(gòu)模型，決定了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。高速、超高速磨削過(guò)程中，材料處于高應(yīng)變、高應(yīng)變率和高溫等條件下，在磨屑形成時(shí)會(huì)產(chǎn)生應(yīng)變強(qiáng)化、應(yīng)變率強(qiáng)化和熱軟化等。J-C本構(gòu)模型綜合考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度等的變化因素，適合描述材料高應(yīng)變率下的變形行為[20]。J-C本構(gòu)模型可表示為：

(1)

J-C模型主要參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 工件材料J-C模型主要參數(shù)[21]

切屑分離準(zhǔn)則是有限元磨削仿真中判斷切屑與工件基體是否分離的依據(jù)，本試驗(yàn)采用J-C損傷準(zhǔn)則。它是基于單元積分點(diǎn)處的等效塑性應(yīng)變的物理分離準(zhǔn)則，當(dāng)損傷參數(shù)D超過(guò)1時(shí)斷裂發(fā)生。

(2)

(3)

表3 工件材料J-C損傷參數(shù)[22]

磨粒與工件的摩擦是磨削力的主要來(lái)源之一，摩擦產(chǎn)生的熱量是導(dǎo)致磨削區(qū)域溫度升高的重要因素。采用庫(kù)侖摩擦定律，摩擦應(yīng)力為：

(4)

式中：τf為摩擦應(yīng)力；σn為接觸面上的正應(yīng)力；μ為摩擦系數(shù)，一般取0.1[23]；τs為材料的極限剪切應(yīng)力。

1.2 單顆磨粒磨削有限元模型建立

單顆磨粒磨削時(shí)的磨屑厚度是不均勻的，圖1為單顆磨粒磨削軌跡示意圖。圖1中單顆磨粒的最大切厚agmax是磨削過(guò)程中的關(guān)鍵要素，其表達(dá)式為[24]:

(a)單顆磨粒實(shí)際磨削軌跡Actual grinding track of single abrasive

(5)

式中：λ為有效磨粒平均間距，vw為工件進(jìn)給速度，vs為磨削速度，ap為磨削深度，ds為砂輪直徑。其中的磨削速度vs越大，磨削時(shí)材料的變形程度就更劇烈，進(jìn)而也會(huì)對(duì)磨削過(guò)程產(chǎn)生影響。

圖1a中單顆磨粒的磨削實(shí)際軌跡為圓弧，但由于磨粒的磨削深度遠(yuǎn)小于砂輪半徑，從而單顆磨粒的切厚遠(yuǎn)小于磨削弧長(zhǎng)，因而可將其視為圖1b的直線運(yùn)動(dòng)。從磨削速度vs和單顆磨粒切厚agmax2個(gè)參數(shù)出發(fā)，分別進(jìn)行改變磨削速度或單顆磨粒切厚條件下的2組單顆磨粒磨削仿真，探究其對(duì)磨屑形貌的影響規(guī)律。具體磨削仿真工藝參數(shù)見(jiàn)表4，其涵蓋了高速磨削與超高速磨削時(shí)的工藝參數(shù)。

表4 單顆磨粒磨削仿真工藝參數(shù)

仿真中的磨粒采用代號(hào)40/45(平均粒徑為420 μm)的金剛石磨粒，金剛石磨粒及其仿真模型如圖2所示。從圖2a可以看出：金剛石磨粒的表面形貌并不完全一致，不同金剛石磨粒的形狀和尺寸都有差異，但也有一定規(guī)律性，其表面多為四邊形與六邊形。目前，諸多仿真研究都對(duì)金剛石磨粒進(jìn)行簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化為圓錐體、球體、多棱錐體、截角八面體等。本試驗(yàn)采用截角八面體來(lái)對(duì)金剛石磨粒進(jìn)行模擬[9]，其形狀與實(shí)際磨粒形狀更接近，磨粒尺寸為355～425 μm，關(guān)鍵邊長(zhǎng)尺寸a=104 μm，如圖2b所示。

(a)金剛石磨粒Diamond abrasive

圖3為單顆磨粒磨削仿真有限元模型，圖中的工件尺寸為50 μm×60 μm×15 μm。由于金剛石磨粒的硬度和強(qiáng)度遠(yuǎn)大于GH4169鎳基高溫合金，且磨削中變形小，可不考慮其磨損與變形，將其定義為剛體?？紤]到實(shí)際單顆磨粒磨削中，單顆磨粒的最大切厚agmax遠(yuǎn)小于磨削深度ap(圖1a)，截取磨粒參與磨削的區(qū)域進(jìn)行仿真以縮減計(jì)算量(圖3a)，保留磨粒側(cè)刃以便仿真觀察材料的側(cè)向流動(dòng)。同時(shí)，因?yàn)槟チＥc工件都具有一定對(duì)稱性，取對(duì)稱的一半仿真來(lái)節(jié)省計(jì)算時(shí)間。仿真中，磨粒前角為-45°(α=45°)，并給予一定后角(β=10°)；磨粒與工件相互接觸的區(qū)域網(wǎng)格尺寸細(xì)化(圖3b)。考慮到仿真的一致性以及結(jié)果的準(zhǔn)確性，不同參數(shù)下磨粒和工件的網(wǎng)格保持不變。圖3的工件單元數(shù)為1 500 000，磨粒單元數(shù)為110 711。

(a)仿真磨削示意圖Schematic diagram of simulation grinding

此外，實(shí)際磨削中工件進(jìn)給速度遠(yuǎn)小于砂輪線速度，因此仿真中可以將工件固定不動(dòng)，對(duì)工件底部施加固定約束，同時(shí)在工件對(duì)稱面施加對(duì)稱約束。另外，限制磨粒在其他方向上的自由度，磨粒只沿磨削方向保持一定速度運(yùn)動(dòng)。

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 磨屑與工件表面形貌仿真及試驗(yàn)

為了方便觀察，對(duì)仿真結(jié)果中的磨粒進(jìn)行隱藏，仿真得到的單顆磨粒磨削GH4169的磨屑和工件表面形貌如圖4所示。

從圖4a可以看出：工件整體形貌中的工件材料受磨粒擠壓，在磨粒前面和側(cè)面形成隆起，之后隨著磨粒切入，大量材料沿前刀面流出，形成磨屑，同時(shí)側(cè)面的隆起也發(fā)展成毛刺和飛邊。圖4b的磨屑與磨粒接觸面比較平整，沒(méi)有大的凸起。圖4c的磨屑與磨粒的接觸反面(即磨屑自由表面)則出現(xiàn)一些平行的條紋狀凸起，與磨屑流出方向基本垂直。圖4d和圖4e分別為平行與垂直于磨粒運(yùn)動(dòng)方向的XY面和XZ面工件截面圖，從圖4d和圖4e中可直觀看到磨屑的側(cè)面形態(tài)、磨痕深度與其側(cè)面隆起等情況。如圖4d所示：磨屑側(cè)面一側(cè)為直線，另一側(cè)呈現(xiàn)鋸齒形狀，這與圖4b、圖4c中的磨屑情況吻合。如圖4e所示：磨粒側(cè)面的工件材料受到磨粒的擠壓產(chǎn)生了一定的隆起，這在整個(gè)已加工表面則表現(xiàn)為毛刺，會(huì)降低已加工表面的質(zhì)量，在磨削過(guò)程中應(yīng)當(dāng)抑制該現(xiàn)象發(fā)生。

(a)整體形貌Overall topography

在高速、超高速磨削過(guò)程中，磨粒與工件會(huì)在極短時(shí)間內(nèi)相互作用產(chǎn)生大量的熱，由于接觸區(qū)域處于絕熱狀態(tài)，熱量來(lái)不及傳出；同時(shí)，因磨粒一般為負(fù)前角，加工時(shí)加劇材料變形，產(chǎn)生更多熱量，更容易發(fā)生絕熱剪切，形成鋸齒形磨屑，如圖5所示，其剪切滑移特征如圖5a所示。

(a)鋸齒形磨屑模型示意圖Schematic diagram of sawtooth chip model

由于鎳基高溫合金熱導(dǎo)率低、高溫下仍有較高強(qiáng)度等特點(diǎn)，磨削時(shí)絕熱水平更高，更容易出現(xiàn)塑性失穩(wěn)，產(chǎn)生集中剪切滑移。圖5b為仿真得到的磨屑形貌，該形貌符合絕熱剪切特征，即出現(xiàn)了很明顯的鋸齒形磨屑。

為驗(yàn)證仿真得到的上述磨屑形貌，開(kāi)展vs=40～200 m/s，agmax=1 μm時(shí)的GH4169磨削試驗(yàn)。圖6為試驗(yàn)工藝參數(shù)vs=80 m/s，agmax=1 μm時(shí)的磨屑形貌。

(a)磨屑與磨粒接觸面Contact surface between chip and abrasive

從圖6中可以看出：磨屑與磨粒接觸面處的形貌與仿真得到的類似(圖6a和圖4b)，其整體平整，有許多褶皺，但起伏不大，這是磨削時(shí)出現(xiàn)集中剪切滑移，裂紋向磨屑底部延伸的特征(圖5a)；磨屑自由表面沿磨屑流出方向整體呈片層結(jié)構(gòu)，存在許多與磨屑流出方向垂直的條紋，其剪切滑移面比較光滑，這些特征也與仿真結(jié)果類似(圖6b和圖4c)。因此，仿真能一定程度上真實(shí)反映磨削中磨屑的形成過(guò)程以及磨屑形貌的變化。

2.2 磨屑形成過(guò)程與磨削力

單顆磨粒切厚為1 μm、磨削速度為200 m/s時(shí)的磨屑形成過(guò)程中的磨削力變化如圖7所示，其中圖7a、圖7b分別表示整個(gè)磨削過(guò)程中磨削力的變化和1個(gè)周期內(nèi)(圖7a中的方塊C區(qū)域)的磨削力變化。圖7a中：磨粒與工件剛開(kāi)始接觸時(shí)，磨粒切厚增大，產(chǎn)生沖擊載荷，導(dǎo)致磨削力急劇升高，達(dá)到0.90 N；之后單顆磨粒切厚保持一致，進(jìn)入穩(wěn)定磨削階段，磨削力下降，但同時(shí)隨磨削進(jìn)行呈周期性變化，單顆磨粒磨削力在0.50 N左右波動(dòng)；之后磨粒前刀面離開(kāi)工件，其受到的阻力降低，磨削力減小，但磨粒后刀面和側(cè)刃仍繼續(xù)與工件接觸摩擦產(chǎn)生磨削力，直到磨粒后刀面和側(cè)刃完全離開(kāi)工件，磨削力才變?yōu)?。

(a)整個(gè)磨削過(guò)程中磨削力的變化Changes of grinding force in the whole grinding process

由于圖5中的磨屑呈鋸齒形狀且具有周期性，是由許多鋸齒節(jié)塊連續(xù)組成的。因此，取圖7b的一個(gè)周期內(nèi)的磨削力波形圖上的1～6點(diǎn)，得到其各時(shí)間節(jié)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的磨屑形貌如圖8所示。從圖7b和圖8可以發(fā)現(xiàn)：1個(gè)鋸齒形節(jié)塊的形成時(shí)間十分短暫，不到0.03 μs，因此材料在極短時(shí)間里發(fā)生劇烈變形。在第1點(diǎn)處，磨削力最小，為0.37 N，第3個(gè)鋸齒節(jié)塊基本形成，磨粒開(kāi)始與新的工件區(qū)域接觸，工件出現(xiàn)隆起；時(shí)間延長(zhǎng)，與前刀面接觸面積增大，磨削力不斷增大；在第3點(diǎn)磨削力達(dá)到峰值，磨削力為0.70 N；再后，材料開(kāi)始出現(xiàn)塑性失穩(wěn)，主變形區(qū)開(kāi)始集中剪切滑移，磨削力下降；而在第4點(diǎn)和第5點(diǎn)之間磨削力下降速度變緩，磨削力在0.45 N上下波動(dòng)。從磨屑形成的形貌上看，主要是因?yàn)槟バ甲杂杀砻骓g性斷裂需要能量，進(jìn)而導(dǎo)致磨削力變化不大甚至短暫升高；自由表面區(qū)域出現(xiàn)斷裂后，剪切滑移程度加劇，磨削力很快降到谷底，第4個(gè)鋸齒節(jié)塊基本形成；第6點(diǎn)處磨削力為0.37 N，與第1點(diǎn)的磨削力大小一致，磨屑形成過(guò)程的1個(gè)周期結(jié)束。由此可見(jiàn)，磨削力的周期性變化與磨屑鋸齒節(jié)塊的形成相互對(duì)應(yīng)，工件材料受擠壓隆起時(shí)，磨削力增大，剪切滑移出現(xiàn)后，磨削力下降。

2.3 應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變率及溫度的分布與變化

磨屑形成呈連續(xù)周期變化，可以選取其中1個(gè)磨屑節(jié)塊形成過(guò)程進(jìn)行分析。圖9為單顆磨粒切厚為1 μm、磨削速度為200 m/s時(shí)磨屑節(jié)塊剪切滑移階段的應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變率及溫度分布情況。

從圖9a可以看出：磨削區(qū)的高溫部分主要集中在磨刃附近和剪切帶區(qū)域，最高溫度可達(dá)到1 000 ℃以上。這是因?yàn)檫@些區(qū)域的材料等效塑性應(yīng)變較大(圖9b)，材料變形也較大，進(jìn)而產(chǎn)生的塑性變形功較多，由其轉(zhuǎn)化的熱增多，所以溫度也就較高。同時(shí)，由于材料熱導(dǎo)率較差，加之磨削過(guò)程十分短暫，產(chǎn)生的大量熱聚集在這些區(qū)域來(lái)不及傳出，導(dǎo)致溫度迅速升高，形成熱軟化區(qū)，產(chǎn)生熱塑性失穩(wěn)，發(fā)生剪切滑移。在剪切帶區(qū)域，靠近磨刃處應(yīng)變和溫度更高，最先出現(xiàn)剪切滑移；而靠近工件表面處，應(yīng)變和溫度較中間區(qū)域大，隨著剪切滑移的繼續(xù)，區(qū)域內(nèi)的材料塑性應(yīng)變會(huì)增大至斷裂標(biāo)準(zhǔn)后發(fā)生斷裂，進(jìn)而加劇第一變形區(qū)的集中滑移，最終形成鋸齒形磨屑。從圖9c可知：應(yīng)力集中在剪切帶兩側(cè)，而剪切帶區(qū)域的流動(dòng)應(yīng)力小，這有助于材料剪切滑移的進(jìn)行。圖9d反映了等效應(yīng)變率在剪切帶兩端(即靠近磨刃處與靠近工件表面區(qū)域處)升高，達(dá)到3×102(μs)-1左右，且有相互延伸趨勢(shì)。

如圖8a所示，從工件待加工表面向下取4個(gè)不同深度的單元(h=0.2、0.6、1.0和1.4 μm)為采樣點(diǎn)進(jìn)行追蹤，得到其在磨削時(shí)的溫度、等效塑性應(yīng)變、等效流動(dòng)應(yīng)力及等效應(yīng)變率隨時(shí)間變化的情況圖10。

如圖10a和圖10b所示：工件不同深度處的溫度變化與其等效塑性應(yīng)變的變化趨勢(shì)基本一致，進(jìn)一步說(shuō)明溫度與塑性應(yīng)變密切相關(guān)。在0.126 0 μs時(shí)，磨粒與采樣點(diǎn)位置材料接觸，0.2 μm和0.6 μm深度處單元溫度和等效塑性應(yīng)變迅速上升，0.147 0 μs時(shí)就基本達(dá)到其最大值；而1.0 μm和1.4 μm深度處單元到0.143 0 μs時(shí)溫度和等效塑性應(yīng)變才開(kāi)始大幅升高，在0.164 0 μs時(shí)達(dá)到其峰值。

如圖10c所示：隨時(shí)間延長(zhǎng)，工件不同深度下的等效流動(dòng)應(yīng)力依次緩慢升高達(dá)到最大值，且最大值都比較接近，在1 850 MPa附近。時(shí)間繼續(xù)延長(zhǎng)，0.2 μm深度時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力快速下降，1.4 μm深度時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力劇烈波動(dòng)，最后穩(wěn)定在1 248 MPa(圖10c中的細(xì)水平線)。但在0.6 μm和1.0 μm深度，根據(jù)前面的斷裂準(zhǔn)則，該處在成屑過(guò)程中網(wǎng)格失效，應(yīng)力為0。

與此同時(shí)，磨削結(jié)束后，1.4 μm深度處的溫度為129.6 ℃，等效塑性應(yīng)變?yōu)?.256，說(shuō)明已加工表面工件內(nèi)部有塑性變形層和熱影響區(qū)；其磨削后殘余應(yīng)力為1 248 MPa，高于前面表2中的材料屈服應(yīng)力1 241 MPa，說(shuō)明存在加工硬化過(guò)程[25]。

從圖10d中可以看出：隨時(shí)間增加，磨削深度0.2、0.6和1.0 μm處的等效應(yīng)變率依次達(dá)到最大值，其中0.6 μm單元的最大應(yīng)變率達(dá)到1.2×103(μs)-1，0.2 μm和1.0 μm處單元的等效應(yīng)變率變化趨勢(shì)相似，最大應(yīng)變率可達(dá)2.1×102(μs)-1。1.4 μm處單元由于不在磨削區(qū)(材料的最大去除深度為1 μm)，因此等效應(yīng)變率較低。由此可見(jiàn)，磨削尤其是高速磨削中材料去除過(guò)程是在極高應(yīng)變率下發(fā)生的。

由圖9和圖10還可知：磨削區(qū)的不同深度是產(chǎn)生上述不同規(guī)律的主要原因。溫度和等效塑性應(yīng)變是從磨刃區(qū)域沿剪切帶延伸分布的(圖9a和圖9b)，因而同一位置的表層材料(0.2 μm處)更早發(fā)生塑性變形且溫度升高；同時(shí)，越靠近磨刃處，材料變形越大，溫度和等效塑性應(yīng)變就越高，因此圖10a和圖10b中的1.0 μm處的溫度和等效塑性應(yīng)變最高，分別為1 120.6 ℃和4.144。0.6 μm處由于處于剪切帶的中心，變形程度大，變形速率快，因此溫度、等效塑性應(yīng)變和等效應(yīng)變率也都很高；由于1.4 μm處位于已加工表面上(磨削結(jié)束后距離加工表面0.4 μm)，因此溫度和等效塑性應(yīng)變較小，但磨削結(jié)束后的流動(dòng)應(yīng)力較大，存在加工硬化現(xiàn)象。

2.4 磨削速度對(duì)磨屑形貌的影響

單顆磨粒切厚為1 μm時(shí)不同磨削速度下的磨屑截面如圖11所示，圖中所有的磨粒磨削距離相同。

從圖11中可以看出：總體上隨磨削速度增大，磨屑形貌由連續(xù)型鋸齒狀向鋸齒分節(jié)分離的單元節(jié)狀轉(zhuǎn)變，最后發(fā)展成不規(guī)則帶狀斷續(xù)磨屑。在磨削速度80 m/s時(shí)，磨屑自由表面就存在鋸齒形特征，而在80～240 m/s時(shí)，磨屑形態(tài)均表現(xiàn)為連續(xù)的鋸齒狀；隨著磨削速度進(jìn)一步增大，鋸齒間距變小，鋸齒化程度增大；到400 m/s時(shí)，鋸齒節(jié)塊開(kāi)始出現(xiàn)分離，隨后變?yōu)閱卧?jié)狀磨屑。隨著磨削速度繼續(xù)增大，在600 m/s時(shí)磨屑形貌開(kāi)始由鋸齒狀轉(zhuǎn)變?yōu)閹睿バ甲兊眉?xì)長(zhǎng)。磨削速度達(dá)到1 000 m/s后，磨屑已經(jīng)轉(zhuǎn)變?yōu)閹钅バ肌?/p>

原因是磨屑的形成過(guò)程是工件材料在前刀面堆積，形成隆起，之后剪切帶材料在絕熱條件下劇烈變形，產(chǎn)生剪切滑移，而形成鋸齒狀磨屑。磨削速度越大，材料變形就越大，加劇剪切滑移的發(fā)生；但隨著磨削速度進(jìn)一步增大，在絕熱環(huán)境下，大量熱能聚集在磨刃周圍的材料上，瞬間的高溫導(dǎo)致其形成準(zhǔn)流動(dòng)相甚至流動(dòng)相，材料流動(dòng)加強(qiáng)，變形反而減小，許多工件材料甚至來(lái)不及發(fā)生變形就被去除，因而產(chǎn)生塑性流動(dòng)，形成了細(xì)長(zhǎng)的帶狀磨屑。磨削速度1 000 m/s時(shí)的仿真結(jié)果，就是明顯磨屑材料自由表面基本沒(méi)有變形，而形成了細(xì)長(zhǎng)帶狀磨屑的典型例子。

從以上試驗(yàn)已知，磨削力的周期性變化與鋸齒節(jié)塊的形成相互對(duì)應(yīng)，因而可以從磨削力曲線中得到磨屑鋸齒節(jié)塊的形成頻率f。圖12為磨削力信號(hào)及磨屑節(jié)塊形成頻率隨磨削速度變化的規(guī)律，其中圖12a是磨削速度為160 m/s、切厚為1 μm時(shí)的圖像。

(a)磨削力信號(hào)Grinding force signal

如圖12a所示：T為磨削力曲線中幾個(gè)波谷間的一段時(shí)間，即取樣時(shí)間；t1為一個(gè)波谷到下一個(gè)波谷之間的時(shí)間；n為取樣時(shí)間T內(nèi)的波峰數(shù)。在磨削過(guò)程中t1的大小并不恒定，為了能準(zhǔn)確反映成屑情況，取樣時(shí)間應(yīng)盡可能長(zhǎng)，且處于穩(wěn)定磨削階段，因而形成頻率f可表示為f=n/T(n≥3)。而當(dāng)磨削速度達(dá)到600 m/s時(shí)，由于磨屑轉(zhuǎn)變?yōu)椴灰?guī)則帶狀(圖11e)，磨屑節(jié)塊形成頻率f不再適合對(duì)磨屑形態(tài)進(jìn)行表征。

如圖12b所示：磨削速度為80 m/s時(shí)磨屑單元形成頻率仿真結(jié)果為15.6 MHz，400 m/s時(shí)則達(dá)到了76.2 MHz；隨著磨削速度增大，磨屑形成頻率呈線性增大趨勢(shì)。可見(jiàn)磨削速度增大會(huì)使材料變形更劇烈，剪切頻率變大。同時(shí)，單顆磨粒磨削GH4169試驗(yàn)與仿真得到的磨屑單元形成頻率能較好地吻合，在磨削速度為120～160 m/s時(shí)其相對(duì)誤差不超過(guò)15%，進(jìn)一步證明了仿真模型的可靠性[26]。

圖13為磨削溝痕隆起隨磨削速度的變化規(guī)律，通過(guò)測(cè)量圖13a中隆起部分的截面積S1和溝痕部分的截面積S2，計(jì)算隆起比Rs=S1/S2值，來(lái)評(píng)價(jià)磨削表面的隆起情況。圖13b中：磨削速度從80 m/s增大到1 000 m/s時(shí)，隆起截面積從1.27 μm2增加至3.93 μm2，隆起比從0.066增加到0.237，說(shuō)明溝痕兩側(cè)隆起隨磨削速度的增大而增大。主要原因是磨削等效應(yīng)變率高，可達(dá)102～103(μs)-1(圖10d)，極短時(shí)間內(nèi)塑性變形產(chǎn)生的熱無(wú)法傳出，熱軟化作用使材料發(fā)生塑性流動(dòng)，而速度越高熱軟化作用就越強(qiáng)，使溝痕兩側(cè)隆起面積增大；此外，因?yàn)閱晤w磨粒切厚保持不變，圖13b中的溝槽截面積無(wú)明顯變化。

(a)溝痕隆起截面示意圖Schematic diagram of groove uplift section

2.5單顆磨粒切厚對(duì)磨屑形貌的影響

磨粒磨削相同距離且磨削速度為200 m/s時(shí)，不同單顆磨粒切厚下的磨屑形貌變化如圖14所示。

圖14中：?jiǎn)晤w磨粒切厚為0.2 μm時(shí)，磨粒前方出現(xiàn)微小隆起，無(wú)磨屑出現(xiàn)，磨削還處于劃擦耕犁階段；而到0.3 μm時(shí)，材料在磨粒前端堆積，隆起加劇，開(kāi)始出現(xiàn)少量磨屑；到0.5 μm時(shí)，碎狀磨屑增多，磨削開(kāi)始進(jìn)入磨削成屑階段；在0.8 μm處，可以看到鋸齒狀磨屑出現(xiàn)，但鋸齒狀磨屑較小且不顯著；之后隨著單顆磨粒切厚增大到1.0 μm和1.5 μm，鋸齒狀磨屑越明顯，材料剪切變形也更劇烈。所以，從磨屑形貌變化上看，0.3～0.5 μm切厚為磨削開(kāi)始成屑階段。因此，磨削速度為200 m/s時(shí)，磨削高溫合金GH4169的臨界成屑切厚約為0.3 μm。

圖15為不同切厚下單顆磨粒的法向磨削力及磨屑節(jié)塊形成頻率。通過(guò)計(jì)算圖15a的磨削力波動(dòng)周期得出磨屑節(jié)塊的形成頻率。

(a)不同切厚時(shí)單顆磨粒的法向磨削力信號(hào)Normal grinding force signal of single abrasive with differentcutting thickness

如圖15b所示：?jiǎn)晤w磨粒切厚在0.3 μm之前時(shí)，磨削還未成屑，因而磨屑單元形成頻率f未予分析；單顆磨粒切厚為0.3～0.5 μm時(shí)，磨屑呈碎屑狀，磨屑節(jié)塊單元形成時(shí)間短，形成頻率高，為53.0 MHz；在0.8 μm處磨屑出現(xiàn)鋸齒化特征，磨削力呈周期性變化，節(jié)塊形成頻率下降，為45.7 MHz；單顆磨粒切厚繼續(xù)增大，在1.5 μm時(shí)節(jié)塊形成頻率為31.8 MHz?？梢?jiàn)隨單顆磨粒切厚增大，磨屑單元的形成頻率下降，但磨削力幅值變大[27]。

單顆磨粒切厚會(huì)對(duì)磨削溝痕隆起產(chǎn)生影響，如圖16所示。圖16中：?jiǎn)晤w磨粒切厚為0.2 μm時(shí)，溝槽截面積幾乎為0，幾乎不存在溝痕隆起；單顆磨粒切厚從0.3 μm增大到1.5 μm過(guò)程中，溝痕隆起截面積從0.23 μm2增加至2.75 μm2，溝槽截面積從2.15 μm2增加至29.49 μm2。而隆起比則在切厚0.3～0.8 μm時(shí)，從0.11快速下降到0.04，這表明單顆磨粒切厚大于0.3 μm時(shí)，磨削加工從耕犁往成屑階段過(guò)渡，大部分工件材料成為磨屑；單顆磨粒切厚從0.8 μm變化到1.2 μm時(shí)，隆起比又升至0.10，這主要是因?yàn)閱晤w磨粒切厚越大，磨削區(qū)域溫度越高，熱軟化作用也越強(qiáng)所致；當(dāng)單顆磨粒切厚從1.2 μm增加到1.5 μm時(shí)，隆起比略有下降。這是由于材料熱導(dǎo)率低，切厚增大后表層材料的溫度反而下降，不利于材料的塑性流動(dòng)。圖16b的θ1為50°，θ2為40°，θ1>θ2，即單顆磨粒切厚為1.2 μm時(shí)的材料隆起高于1.5 μm時(shí)的。

(a)工件表面隆起隨單顆磨粒切厚的變化Variation of workpiece surface uplift with cutting thickness of single abrasive

3 結(jié)論

建立單顆磨粒高速、超高速磨削GH4169鎳基高溫合金的有限元仿真模型，通過(guò)對(duì)單顆磨粒磨削過(guò)程仿真結(jié)果進(jìn)行分析，可得到以下結(jié)論：

(1)高速、超高速磨削鎳基高溫合金時(shí)產(chǎn)生的磨屑存在明顯的絕熱剪切滑移特征，磨削力隨磨削過(guò)程呈周期性變化，其周期與鋸齒形磨屑形成過(guò)程對(duì)應(yīng)。磨削過(guò)程中的溫度、應(yīng)變以及應(yīng)變率主要集中在剪切帶區(qū)域，應(yīng)力則集中在剪切帶的兩側(cè)，且剪切帶區(qū)域的流動(dòng)應(yīng)力小。

(2)隨著磨削速度增大，磨屑鋸齒間間距縮小，鋸齒化程度增加。磨削速度為400 m/s時(shí)，磨屑形貌向單元節(jié)狀磨屑轉(zhuǎn)變；在600 m/s時(shí)發(fā)展成不規(guī)則帶狀磨屑，磨屑變得細(xì)長(zhǎng)。同時(shí)，隨著磨削速度增大，磨屑節(jié)塊單元形成頻率呈線性增大趨勢(shì)，隆起比升高。

(3)當(dāng)磨削速度為200 m/s時(shí)，單顆磨粒磨削GH4169的臨界成屑切厚約為0.3 μm。單顆磨粒切厚為0.8 μm時(shí)有鋸齒形磨屑出現(xiàn)，且隨單顆磨粒切厚增大，鋸齒化程度增強(qiáng)，磨屑單元截面積變大，但形成頻率反而下降。