正前角金剛石磨粒磨削鈦合金仿真與試驗(yàn)研究

陳根余，殷赳，朱智超，胡搒

（1.湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.湖南城市學(xué)院 機(jī)械與電氣工程學(xué)院，湖南 益陽 413049；3.湖南大學(xué) 激光研究所，湖南 長沙 410082）

當(dāng)前，鈦合金、硬質(zhì)合金、工程陶瓷等難加工材料的精密加工大多通過金剛石砂輪、CBN 砂輪等超硬磨料磨具磨削來完成.但是，難加工材料的高硬度、高耐磨性給磨削加工帶來了極大困難，容易導(dǎo)致磨削表面完整性差，影響這類材料的使用性能[1-2].Ti6Al4V 鈦合金是一種典型的難加工材料，具有比強(qiáng)度高、熱強(qiáng)度好、抗腐蝕性好等優(yōu)良性能，在航空航天、汽車和醫(yī)療器械等領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[3-4].本文以Ti6Al4V 鈦合金作為仿真和試驗(yàn)的磨削加工對(duì)象.

在磨削機(jī)理研究領(lǐng)域，將復(fù)雜的磨削過程簡(jiǎn)化成單顆磨粒磨削可以避免其他磨粒的影響，易于對(duì)磨粒幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化控制，許多學(xué)者采用該方法研究了不同磨削條件下的磨削機(jī)理.Anderson 等[5]使用單顆金剛石磨粒對(duì)AISI 4340 合金鋼進(jìn)行磨削試驗(yàn)，并采用相同工藝參數(shù)進(jìn)行了有限元仿真計(jì)算.研究結(jié)果表明，磨削速度提高，法向力變大，切向力則減小，其主要原因是刀具與工件之間的摩擦因數(shù)減小以及切削機(jī)理的改變.Dai 等[6]采用單顆金剛石對(duì)鎳基高溫合金開展了磨削試驗(yàn)，研究了磨削過程中磨粒磨損對(duì)材料去除的影響.研究發(fā)現(xiàn)磨粒磨損主要表現(xiàn)為4 種類型：前刀面新月形凹陷、后刀面磨損、磨粒微觀破裂以及宏觀斷裂.馬志飛等[7]基于有限元法模擬了不同磨粒負(fù)前角下Ti6Al4V 高速磨削時(shí)的磨屑形態(tài)、磨屑剪切角和磨削力的變化趨勢(shì).仿真得到的磨屑形態(tài)和磨削力與試驗(yàn)具有較好的一致性.盡管單顆磨粒磨削法已被廣泛應(yīng)用于磨削機(jī)理研究，并取得了一系列進(jìn)展[8-10]，但針對(duì)正前角磨削機(jī)理的研究鮮有報(bào)道.

研究表明，采用超短脈沖激光加工技術(shù)將金剛石磨粒頂部的傾斜角減小至小于90°，從而使傳統(tǒng)的負(fù)前角磨削變成正前角磨削，可以有效地降低磨削力，減輕難加工材料的表面/亞表面損傷[11-12].為進(jìn)一步探究正前角磨削機(jī)理，本文采用仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，對(duì)比研究不同工藝參數(shù)下具有正前角和負(fù)前角的單顆金剛石磨粒磨削鈦合金過程中磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度的變化規(guī)律，從而論證正前角磨削的可行性和優(yōu)勢(shì).

1 有限元仿真模型

1.1 材料本構(gòu)模型

金屬磨削加工是一個(gè)高應(yīng)變、高應(yīng)變率和高溫的熱力耦合過程，在這個(gè)過程中往往伴隨著材料應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化等效應(yīng)的產(chǎn)生.Johnson-Cook 本構(gòu)模型認(rèn)為，在高應(yīng)變速率的情況下，材料會(huì)出現(xiàn)應(yīng)變率強(qiáng)化、應(yīng)變硬化以及熱軟化效應(yīng)，因此，該模型可以較好地描述鈦合金磨削過程中的變形行為，其表達(dá)式為[13]：

式中：σ 為等效流動(dòng)應(yīng)力；A 為材料的初始屈服強(qiáng)度；B 為材料的硬化強(qiáng)度；ε 表示材料的等效塑性應(yīng)變；n 為材料的應(yīng)變硬化指數(shù)；C 為應(yīng)變率強(qiáng)化系數(shù)；為等效應(yīng)變率為參考應(yīng)變率；Tr為參考溫度；T 為變形溫度；Tm為材料熔點(diǎn)；m 為材料的溫度軟化系數(shù).

Ti6Al4V 鈦合金材料的本構(gòu)模型參數(shù)如表1所示[7].

表1 Ti6Al4V 本構(gòu)模型參數(shù)Tab.1 Parameters of Ti6Al4V constitutive model

1.2 材料失效準(zhǔn)則

從微觀角度分析，鈦合金材料的失效主要是由裂紋的形成與擴(kuò)展引起的塑性斷裂[14].本文采用基于應(yīng)變分析的Johnson-Cook 斷裂準(zhǔn)則來實(shí)現(xiàn)對(duì)材料失效過程的控制.等效塑性應(yīng)變的數(shù)值大小有沒有超過材料的失效應(yīng)變值，是應(yīng)變失效準(zhǔn)則判定有無失效現(xiàn)象發(fā)生的依據(jù).Johnson-Cook 斷裂模型的失效參數(shù)ω 定義如下：

當(dāng)ω>1 時(shí)，材料出現(xiàn)失效現(xiàn)象，同時(shí)將失效材料處的單元網(wǎng)格進(jìn)行刪除，可以認(rèn)為此時(shí)磨屑與工件發(fā)生分離.其中為等效塑性應(yīng)變?cè)隽?；為臨界等效塑性應(yīng)變，其表達(dá)式如下.

式中：D1～D5為材料失效參數(shù)（取值分別為-0.090、0.250、-0.500、0.014、3.870）；σ*=p/σ 表示無量綱力，p 表示靜水壓力；表示無量綱應(yīng)變率；T*=（T-Tr）/（Tm-Tr）表示無量綱溫度.

1.3 幾何模型

在使用砂輪對(duì)工件進(jìn)行磨削時(shí)，單顆磨粒的運(yùn)動(dòng)是磨削厚度改變的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，但是由于磨削弧長一般為毫米量級(jí)，而磨削厚度為微米量級(jí)，因此在一個(gè)較短的砂輪磨削行程中，可以將磨粒的運(yùn)動(dòng)看成是磨削厚度不變的直線運(yùn)動(dòng).分別對(duì)具有正前角和負(fù)前角的單顆金剛石磨粒磨削Ti6Al4V 鈦合金的過程進(jìn)行ABAQUS 二維有限元仿真分析，正、負(fù)前角單顆磨粒磨削方案如圖1 所示.

圖1 正、負(fù)前角單顆磨粒磨削示意圖Fig.1 Schematic diagram of single diamond grit grinding with negative/positive rake angel

在單顆磨粒磨削有限元幾何模型中，Ti6Al4V 鈦合金工件尺寸大小為0.2 mm×0.06 mm，為了減少計(jì)算成本，同時(shí)又能夠最大限度地保證仿真計(jì)算精度，將未變形切屑層網(wǎng)格、靠近磨削區(qū)域的工件基體部分的網(wǎng)格以及金剛石磨削刃附近的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，簡(jiǎn)化后的單顆磨粒磨削有限元幾何模型如圖2所示.模型中，刀具和工件采用的均是四節(jié)點(diǎn)溫度位移耦合積分單元.仿真時(shí)工件基體底部采用完全固定約束，左右邊界只限制X 方向的移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng).將金剛石磨粒視為剛體，磨粒右上角設(shè)為參考點(diǎn)，并與磨粒綁定約束，磨削方向?yàn)樗较蜃?模擬開始時(shí)將磨粒溫度與工件溫度均設(shè)置為與環(huán)境溫度相同的20 ℃.

圖2 單顆磨粒磨削有限元幾何模型Fig.2 Finite element geometric model of single diamond grit grinding

1.4 仿真參數(shù)設(shè)計(jì)

在單顆粒磨削仿真模擬中，保持磨粒后角為0°，發(fā)生改變的工藝參數(shù)為磨削速度vs、磨削深度ap、磨粒前角γ，對(duì)這3 個(gè)參數(shù)均選取了四個(gè)水平：磨削速度vs（6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s）、磨削深度ap（5 μm、10 μm、15 μm、20 μm）及磨粒前角γ（-10°、-5°、5°、10°）.選擇單因素試驗(yàn)法對(duì)磨削力在不同工藝參數(shù)發(fā)生改變時(shí)的變化規(guī)律進(jìn)行研究.磨削工藝參數(shù)如表2 所示.

表2 磨削仿真工藝參數(shù)Tab.2 Process parameters for grinding simulation

2 有限元仿真結(jié)果及分析

在磨削過程中，磨削力是一個(gè)重要的評(píng)價(jià)指標(biāo)，它對(duì)磨削過程中的磨粒磨損、磨痕形貌以及磨屑形態(tài)有著重要的影響，對(duì)磨削過程中的磨削力進(jìn)行研究能夠幫助我們更好地理解復(fù)雜磨削過程.

2.1 磨削速度對(duì)磨削力的影響

為了研究磨削速度對(duì)磨削力的影響，仿真時(shí)保持磨削深度與磨粒前角不變，只改變磨削速度的大小，其中磨削速度分別為6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s.仿真結(jié)果如圖3 所示.從圖3 可以看出，在保持磨削深度與磨粒前角不變時(shí)，隨著磨削速度提高，切向與法向磨削力均降低，切向磨削力總體上大于法向磨削力.原因是當(dāng)磨削深度與磨粒前角固定不變時(shí)，磨削速度增加會(huì)使得磨削區(qū)域的溫度升高，增強(qiáng)了材料的軟化塑性，絕熱剪切效應(yīng)增大；同時(shí)，隨著磨削速度的增加，相同的時(shí)間內(nèi)磨粒對(duì)材料進(jìn)行磨削的次數(shù)增加，導(dǎo)致磨削厚度降低，因此導(dǎo)致磨削力的降低.此外，從圖中能夠得出，磨粒前角增大，切向磨削力及法向磨削力均減小.

圖3 磨削力與磨削速度的關(guān)系Fig.3 The relationship between grinding force and grinding speed

2.2 磨削深度對(duì)磨削力的影響

保持磨削速度和磨粒前角不變，仿真時(shí)僅改變磨削深度的大小，其中磨削深度的參數(shù)分別為5 μm、10 μm、15 μm、20 μm，得到仿真結(jié)果如圖4 所示.從圖中可知，當(dāng)磨削速度和磨粒前角不變時(shí)，切向與法向磨削力均隨磨削深度的增大而增加.原因是當(dāng)磨削速度與磨粒前角不變時(shí)，增大磨削深度，磨削厚度增大，相同時(shí)間內(nèi)發(fā)生塑性變形的材料增加，磨粒需要克服較大的塑性應(yīng)變，從而使得變形力與摩擦力增大，磨削力也隨之增大.

圖4 磨削力與磨削深度的關(guān)系Fig.4 The relationship between grinding force and grinding depth

2.3 磨粒前角對(duì)磨削力的影響

保持磨削速度與磨削深度不變，仿真時(shí)僅改變磨粒前角的大小.為更準(zhǔn)確地得到磨粒前角對(duì)磨削力影響的大致趨勢(shì)，磨粒前角分別取-10°、-5°、5°、10°.得出仿真結(jié)果如圖5 所示.從圖中可知，當(dāng)磨削速度與磨削深度不變時(shí)，隨著磨粒前角增大，切向與法向磨削力均顯著降低.原因是磨粒前角越小，磨粒和磨屑之間產(chǎn)生接觸的位置壓應(yīng)力越大，使得磨屑在前刀面的剪切應(yīng)力增加；剪切應(yīng)變?cè)龃?，產(chǎn)生較多的磨削熱，磨削溫度隨之上升，發(fā)生更為嚴(yán)重的剪切變形，磨屑的變形更大，因此導(dǎo)致磨削力增大.

圖5 磨削力與磨粒前角的關(guān)系Fig.5 The relationship between grinding force and the rake angle of grit

盡管有限元仿真研究表明，使用具有較大正前角的磨粒磨削時(shí)，將產(chǎn)生更小的法向和切向磨削力，但隨著磨粒前角的進(jìn)一步增大，磨粒磨削刃的強(qiáng)度會(huì)有所降低，而且在磨削過程中容易出現(xiàn)磨粒嵌入工件和崩刃的現(xiàn)象.因此在后續(xù)試驗(yàn)中，擬用飛秒激光將金剛石磨粒頂角燒蝕至85°，即金剛石磨粒前角為5°.

3 正、負(fù)前角單顆磨粒磨削試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)裝置與方案

試驗(yàn)采用的Ti6Al4V 鈦合金材料尺寸大小為60 mm×25 mm×12 mm，工件表面作拋光處理.將預(yù)先經(jīng)飛秒激光燒蝕加工形成正前角的金剛石磨粒鑲塊安裝在訂制的砂輪上進(jìn)行磨削，并選用磨粒尺寸接近的原始負(fù)前角金剛石磨粒鑲塊進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn).綜合考慮正前角對(duì)磨削力和磨粒強(qiáng)度的影響，正前角磨粒的前角選擇5°；未經(jīng)激光加工的原始單顆金剛石磨粒的前角一般為-20°～-40°，因此選用前角為-30°的負(fù)前角磨粒.采用Keyence VHX-5000 超景深顯微鏡觀測(cè)到原始單顆負(fù)前角金剛石磨粒及經(jīng)激光加工的正前角金剛石磨粒的微觀幾何結(jié)構(gòu)分別如圖6（a）（b）所示.

圖6 正、負(fù)前角金剛石磨粒的微觀幾何結(jié)構(gòu)Fig.6 Geometric characteristic of diamond grit with negative/positive rake angel

在SL800A/1-HZ 型平面精密磨床上開展磨削試驗(yàn)，為防止磨削液對(duì)磨削力檢測(cè)的干擾，采取干磨削方式.為使得單顆磨粒的磨削加工方式與實(shí)際砂輪中磨粒磨削的形式更接近，確保其加工路徑與實(shí)際磨削更吻合，在試驗(yàn)中通過調(diào)整磨床工作臺(tái)移動(dòng)速度來產(chǎn)生連續(xù)的磨痕.在磨削試驗(yàn)時(shí)采用Kistler 9119AA2 型測(cè)力儀對(duì)磨削過程中的磨削力大小進(jìn)行測(cè)量.試驗(yàn)裝置如圖7 所示，分別將裝有正前角金剛石磨粒鑲塊和負(fù)前角金剛石磨粒鑲塊的砂輪安裝到磨床上，測(cè)力儀通過電磁吸盤固定在平面磨床工作臺(tái)上，Ti6Al4V 鈦合金材料通過定制夾具固定在測(cè)力儀上，進(jìn)行正、負(fù)前角金剛石磨粒磨削鈦合金材料的對(duì)比試驗(yàn).

圖7 磨削試驗(yàn)裝置Fig.7 Experimental equipment for grinding

為評(píng)估激光加工制備的正前角金剛石磨粒的耐磨性，開展連續(xù)磨削試驗(yàn).根據(jù)Yin 等[12]和Zhou 等[15]的試驗(yàn)方法，設(shè)定磨削加工參數(shù)如下：磨削速度為10 m/s，磨削深度為15 μm，磨粒前角分別為-30°和5°，總磨削時(shí)間為30 min.

磨削試驗(yàn)完成后，采用蔡司倒置金相顯微鏡觀測(cè)磨削后的鈦合金工件表面形貌以及磨粒的磨損情況，采用TIME3200 手持式表面粗糙度儀測(cè)量磨削表面粗糙度.

磨削試驗(yàn)除分別采用具有正前角和負(fù)前角的金剛石磨粒之外，在試驗(yàn)過程中改變磨削速度vs和磨削深度ap，具體加工參數(shù)如表3 所示.

表3 磨削工藝參數(shù)Tab.3 The process parameters of grinding experiments

3.2 磨削力測(cè)量結(jié)果與分析

圖8 為磨削速度10 m/s、磨削深度10 μm、磨粒前角-30°時(shí)采集到的未經(jīng)濾波的切向磨削力時(shí)域信號(hào).從圖8 可以看出，磨粒切入工件后，磨削力逐漸變大，在磨削的過程中保持平穩(wěn)，在磨粒切出工件后，磨削力逐漸減小.將磨削信號(hào)放大后發(fā)現(xiàn)，其由許多離散點(diǎn)所組成，這是因?yàn)楫?dāng)磨粒與工件接觸后，測(cè)力儀便會(huì)產(chǎn)生一個(gè)階躍信號(hào)，之后信號(hào)自由振動(dòng)，磨削力幅值大小逐漸減小為零.

圖8 磨削力時(shí)域信號(hào)與局部放大圖Fig.8 Time domain grinding force signal and its local enlarged drawing

3.2.1 不同磨削速度下的磨削力對(duì)比

為了探究磨削速度與磨削力之間的關(guān)系，試驗(yàn)所選用的工藝參數(shù)為：磨粒前角分別為-30°和5°、磨削深度10 μm、磨削速度分別為6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s，磨削力的測(cè)量結(jié)果如圖9 所示.在圖中將磨粒前角分別為-30°和5°時(shí)的磨削力仿真結(jié)果用虛線表示，作為參考.

由圖9 可以看出，磨削深度不變時(shí)，隨著磨削速度的增大，單顆正前角與負(fù)前角磨粒的磨削力均逐漸減小.這是因?yàn)槟ハ魉俣仍龃?，相同時(shí)間內(nèi)材料受到的磨削次數(shù)變多，導(dǎo)致磨削厚度減小，磨粒受到的磨削力隨之降低.顯然，正前角磨削時(shí)的磨削力小于負(fù)前角磨削時(shí)的磨削力.不同磨削速度下，正前角磨削時(shí)的切向磨削力減小了37%～41%，法向磨削力減小了83%～86%，因?yàn)樨?fù)前角磨削時(shí)，磨粒和磨屑之間產(chǎn)生接觸的位置壓應(yīng)力更大，使得剪切應(yīng)變?cè)龃螅a(chǎn)生較多的磨削熱，磨削溫度隨之上升，發(fā)生更為嚴(yán)重的剪切變形，磨屑的變形更大，故磨削力特別是法向磨削力較大.同時(shí)，可以看出仿真測(cè)得的磨削力變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了仿真模型的正確性.

圖9 不同磨削速度下的正、負(fù)前角磨削力對(duì)比Fig.9 The grinding force under different grinding speed with positive/negative rake angle

3.2.2 不同磨削深度下的磨削力

為了探究磨削深度和磨削力之間的關(guān)系，試驗(yàn)所采用的磨削工藝參數(shù)為：磨粒前角為-30°和5°、磨削速度10 m/s、磨削深度5 μm、10 μm、15 μm、20 μm，磨削力測(cè)量結(jié)果及其與仿真結(jié)果的對(duì)照情況如圖10 所示.

由圖10 可知，在相同的磨削速度下，隨著磨削深度增加，單顆正前角與負(fù)前角磨粒的磨削力均逐漸增大，這是因?yàn)槟ハ魃疃仍黾?，?dǎo)致磨削厚度增大，相同時(shí)間內(nèi)發(fā)生塑性變形的材料增加，磨粒需要克服較大的塑性應(yīng)變，從而使得變形力與摩擦力增大，磨削力也隨之增大.正前角磨削時(shí)的磨削力要小于負(fù)前角磨削時(shí)的磨削力，在不同磨削深度下，正前角磨削時(shí)的切向磨削力和法向磨削力分別減小了25%～38%和81%～89%.同樣地，仿真測(cè)得的磨削力變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本一致.

3.3 表面形貌及表面粗糙度結(jié)果與分析

為驗(yàn)證正前角磨削對(duì)磨削后Ti6Al4V 鈦合金工件表面質(zhì)量的影響，磨削完成后，觀測(cè)工件表面形貌，測(cè)量磨削后工件表面粗糙度值大小，分析磨粒前角對(duì)磨削后工件表面形貌及表面粗糙度的影響，并研究磨削參數(shù)與加工表面粗糙度之間的聯(lián)系.

典型正、負(fù)前角磨削表面形貌對(duì)比結(jié)果如圖11所示.顯然，負(fù)前角磨削表面的磨痕深度較大，并且數(shù)量較多，且存在著較多的裂紋與凹坑，這是因?yàn)樨?fù)前角磨削時(shí)，磨粒對(duì)工件產(chǎn)生擠壓作用，使得工件發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形，最后形成切屑脫離工件.在這個(gè)過程中，部分材料受到擠壓發(fā)生滑移變形依附在工件上，導(dǎo)致裂紋等缺陷的出現(xiàn).與負(fù)前角相比，正前角磨削沒有經(jīng)過滑擦和耕犁階段，直接對(duì)材料產(chǎn)生切削作用，不會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的擠壓滑移變形，因此正前角磨削表面磨痕較淺，磨削后表面比較平整.在相同的加工條件下，正前角磨削能夠得到更好的工件表面形貌.

圖11 典型正、負(fù)前角磨削表面形貌對(duì)比Fig.11 Comparison of typical grinding surface morphology with positive/negative rake angle

不同磨削速度下正、負(fù)前角磨削后的工件表面粗糙度變化情況如圖12 所示.當(dāng)磨削深度保持不變時(shí)，磨削后工件表面粗糙度隨著磨削速度的增大而減小，這是因?yàn)橄嗤瑫r(shí)間內(nèi)磨粒對(duì)被磨削表面的磨削次數(shù)增加，磨削表面塑性變形程度減弱，因此工件表面加工缺陷相對(duì)減少，這與磨削力隨磨削速度的變化趨勢(shì)基本吻合.正前角磨削后的工件表面粗糙度值小于負(fù)前角磨削的表面粗糙度值.相比于負(fù)前角磨削，不同磨削速度下正前角磨削表面的粗糙度值降低了58%～65%，量化地驗(yàn)證了表面形貌的觀測(cè)結(jié)果.

圖12 不同磨削速度下正、負(fù)前角磨削后的表面粗糙度Fig.12 Surface roughness under different grinding speed with positive/negative rake angle

不同磨削深度下正、負(fù)前角磨削后的工件表面粗糙度變化情況如圖13 所示.從圖中可以得出，在磨削速度保持不變時(shí)，磨削后工件表面粗糙度隨著磨削深度的增大而增大，這是因?yàn)槟ハ骱穸仍黾?，材料塑性變形加劇，使得加工表面承受更大的變形力與摩擦力.在不同磨削深度下，正前角磨削后的工件表面粗糙度值小于負(fù)前角磨削后的表面粗糙度值，大約降低了59%～66%.因此，在相同磨削條件下，正前角磨粒磨削得到的工件表面質(zhì)量更高.

圖13 不同磨削深度下正、負(fù)前角磨削后的表面粗糙度Fig.13 Surface roughness under different grinding depth with positive/negative rake angle

3.4 磨粒磨損情況檢測(cè)與分析

經(jīng)過30 min 連續(xù)磨削后的金剛石磨粒表面微觀形貌如圖14 所示.可以看出，未經(jīng)處理的負(fù)前角金剛石磨粒與經(jīng)激光加工的正前角磨粒經(jīng)過一段時(shí)間的磨削后均產(chǎn)生了輕微的局部磨粒破損，這主要是由于單顆磨粒在磨削過程中承受了較大的沖擊載荷，導(dǎo)致磨粒局部產(chǎn)生碎裂.采用超景深顯微鏡檢測(cè)得到負(fù)前角磨粒磨削刃最大破碎長度、最大破碎寬度和最大破碎深度分別為48.3 μm、28.6 μm、58.2 μm；正前角磨粒最大破碎長度、最大破碎寬度和最大破碎深度分別為42.8 μm、19.3 μm、64.5 μm.正前角磨粒各方向上的最大破碎尺寸分別為負(fù)前角磨粒的88.6%、67.5%、110.8%.與負(fù)前角金剛石磨粒相比，正前角金剛石磨粒磨削刃的磨損程度并未明顯增加，因此，可以認(rèn)為經(jīng)激光加工的正前角金剛石磨粒具有較好的耐磨性.

圖14 正、負(fù)前角磨粒磨削30 min 后的表面形貌Fig.14 Surface topography of diamond grit with positive/negative rake angle after 30 min grinding

4 結(jié)論

本文結(jié)合數(shù)值仿真和磨削試驗(yàn)，對(duì)比研究了具有正、負(fù)前角的單顆金剛石磨粒磨削鈦合金過程中磨削力的變化規(guī)律，并研究了正、負(fù)前角磨削對(duì)加工表面形貌和表面粗糙度的影響，得到如下結(jié)論.

1）在單顆金剛石磨粒磨削中，不管是正前角磨削還是負(fù)前角磨削，切向和法向磨削力均隨著磨削速度的增大而逐漸減小；隨著磨削深度的增加，磨削力逐漸增大.當(dāng)磨粒前角由-30°增大到5°時(shí)，切向磨削力和法向磨削力分別減小25%～41%和81%～89%.

2）磨削后工件表面粗糙度隨著磨削速度的增大而減小，隨著磨削深度的增大而增大.這與磨削力隨磨削速度和磨削深度的變化趨勢(shì)基本吻合.

3）與負(fù)前角磨粒磨削相比，正前角單顆金剛石磨粒磨削過程中沒有經(jīng)過滑擦和耕犁階段，直接對(duì)材料產(chǎn)生切削作用，不會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的擠壓滑移變形，表面磨痕較淺、加工缺陷較少，耐磨性較好，表面粗糙度值降低58%～66%，可以有效地提高磨削加工表面質(zhì)量.