单颗粒磨削过程有限元仿真分析
磨料流加工中有效磨粒工况对加工结果影响的仿真分析
磨料流加工中有效磨粒工况对加工结果影响的仿真分析发布时间：2023-02-17T02:37:42.150Z 来源：《教育学文摘》2022年第9月19期作者：张志斌[导读] 利用Abaqus软件构建磨料流加工仿真模型，对加工过程中近壁粒子运动状态进行仿真分析。
通过比较可知，有效磨粒所受的压强对Mises应力有显著影响，磨料流速有明显但非线性的影响。
张志斌（安徽水利水电职业技术学院，安徽合肥 230000）摘要：利用Abaqus软件构建磨料流加工仿真模型，对加工过程中近壁粒子运动状态进行仿真分析。
通过比较可知，有效磨粒所受的压强对Mises应力有显著影响，磨料流速有明显但非线性的影响。
结果为后续磨料流加工仿真研究提供理论依据与模型支持。
构建磨料流加工模型研究加工机理提供理论依据与模型支持。
关键词：磨料流加工；Abaqus；数值模拟引言磨料流加工（Abrasive Flow Machining, AFM）是1960年后开发的新型加工工艺，McCarty[1]称其为挤压珩磨法。
随着有限元算法的完善与CAE技术的发展，学者尝试通过仿真手段进行研究。
Junye Li[2]等人研究磨粒流加工工艺中的微孔磨粒流加工技术，通过控制磨粒筒活塞的运动速度来控制工件与磨粒流的相对运动，提高加工精度和效率。
Jain[3]等人采用有限元法分析磨料流加工外表面过程，他们发现当工件所受剪切应力低于屈服应力时，粘塑性物质可视为刚性物质。
超过屈服应力，粘塑性物质可视为牛顿流体。
Bo Tang[4]等人基于液固两相流耦合理论和连续介质理论，建立了面向模具结构面精密加工的软性磨料黏结流动力学模型。
1 磨料流加工仿真研究1.1 基本假设（1）磨料流动为稳定流动；（2）固相、液相均无相变；（3）将磨料中的载体简化为粘弹性边界条件；（4）忽略惯性力作用；（5）满足摩擦条件且摩擦系数保持常数；（6）不考虑热力耦合。
（7）磨粒简化为圆形颗粒。
1.2 模型的建立当使用中低浓度磨料进行抛光时，磨料中的磨粒分布稀疏而均匀，很难形成稳定的力链结构。
镍基单晶高温合金DD5_磨削成屑机理研究
镍基单晶高温合金DD5磨削成屑机理研究*于贵华1， 朱 涛1， 蔡 明1， 安志欣1， 王成静2， 罗书宝1（1. 辽宁石油化工大学 机械工程学院, 辽宁 抚顺 113001）（2. 辽宁石油化工大学 石油化工学院, 辽宁 抚顺 113001）摘要 为研究镍基单晶高温合金DD5的磨削去除机理，提高其加工效率，针对镍基单晶高温合金具有显著各向异性的特点，建立基于Hill 模型的三维有限元磨削模型，研究镍基单晶高温合金DD5的表面加工形貌和切屑形貌，分析切屑形貌演变过程及其磨削力变化，探究磨削速度对切屑形貌和切屑形成频率的影响。
研究表明：在磨削参数范围内，加工DD5容易出现锯齿形切屑；磨削力呈稳定增加并伴有一定的周期性波动，其波动情况与锯齿形切屑相对应；随着磨削速度的增大，磨粒能更快进入切削阶段，其临界成屑厚度由0.225μm 最终降为0.158 μm ，成屑阶段占比由85.0%提高到89.5%；临界划擦厚度受磨削速度变化影响不大；随着磨削速度的增加，DD5切屑形貌由锯齿分节密集堆叠的单元节状向连续型锯齿状转变，最后发展为条形带状切屑。
关键词 磨削；切屑形貌；镍基单晶高温合金DD5；有限元分析中图分类号 TG58; TH161 文献标志码 A 文章编号 1006-852X(2023)06-0760-12DOI 码 10.13394/ki.jgszz.2022.0169收稿日期 2022-10-11 修回日期 2023-01-16作为航空发动机涡轮盘、转子叶片、涡轮导向叶片等关键零部件的主要材料，镍基单晶高温合金具有优异的物理和化学性能，例如抗蠕变性能、耐高温性能、抗冲击性能等[1-2]。
然而，这些优异的力学性能也给其加工制造带来了巨大困难，使其出现加工质量差、加工成本高等缺点[3]。
和其他传统加工方式相比，磨削加工具有加工质量好、精度高等特点，能够满足镍基单晶高温合金在特殊工况下的使用条件[4]。
但是，在磨削过程中镍基单晶高温合金仍出现磨削温度高、磨削力大、能量损耗高、加工效率低等难点[5]。
金属切削过程模拟的有限元仿真
金属切削过程模拟的有限元仿真摘要: 本文在建立车削三维有限元模拟基础上，运用有限元对车削过程中车削的变形系数，工件与刀具的温度分布，切削力进行了模拟，并对结果进行了分析讨论。
该模拟的结果对实际工作有重要的现实作用。
关键词：切削 有限元 模拟1 绪 论1.1本课题的研究背景1.1.1微电子等领域突出的散热问题在现代工业领域，有很多专门用途的设备，它们的工作性能和工作效率取决于关键零件的结构和性能，如空气冷却器，热交换器的散热管，激光器热辐射表面，环保设备的过滤表面，螺纹表面等等。
我们把这类起特定作用的表面统称为“功能表面”。
这些表面大多数采用组装式结构（套装、镶嵌、钎焊、高频焊）、切削、滚压等方法加工。
早在19世纪中期，Jone 就提出在管内插入螺旋线以强化蒸汽的冷凝过程，从此人们就开始了在传热管等传热材料上进行翅加工技术的研究。
70年代出现能源危机，研究翅化管的加工技术及其强化传热机理有了进一步的发展，随着加工制造技术的不断进步，近20年来对强化换热元件的研究在化工、能源、制冷、航空、电子等工业部门有了很大的进展，各式各样的强化换热元件层出不穷，为提高传热效率作出了重要的贡献。
但是随着微电子及化工等领域，尤其是微电子领域对产品性能的无限追求，芯片集成度不断提高，带来致命的高热流密度，电子器件的冷却问题越来越突出。
英特尔公司负责芯片设计的首席执行官帕特-盖尔欣格指出，如果芯片耗能和散热的问题得不到解决，到2005年芯片上集成了2亿个晶体管时，就会热得象“核反应堆”，2010年时会达到火箭发射时高温气体喷射的水平，而到2015年就会与太阳的表面一样热。
目前芯片发热区域（cm cm 5.15.1 ）上的功耗已超过105W ，且未来有快速增加的趋势。
芯片产生的这些热量如果不能及时散出，将使芯片温度升高而影响到电子器件的寿命及工作的可靠性，因而电子器件的有效散热方式已成为获得新一代电子产品的关键科学问题之一。
磨削加工运动学及有限元建模与仿真
磨削加工运动学及有限元建模与仿真韩振鲁 李长河（青岛理工大学 山东青岛 266033）摘 要 介绍了建立磨削加工运动学模型的基本方法，讨论了对砂轮表面形貌的模拟，多种运动几何模型的比较以及应用运动学经验模型解析公式。
详细介绍了有限元分析的基础，在磨削加工中利用有限元分析的理论，所开发的有限元仿真自主软件，能够自动产生完全的模拟仿真过程。
研究表明，建模仿真对于研究磨削过程是非常适合的方法。
有限元仿真方法可以让使用者对于加工过程有更好的理解，并可以帮助分析复杂的试验结果。
经过计算机程序中的误差处理后，加工工件就能达到较高的精度，同时降低了制造成本。
关键词运动学模型 表面形貌 模拟仿真 有限元分析1 运动学模型自从建立第一个磨削过程的运动模型，迄今已有45年了。
尽管从那时到现在所有的方法都用来开发建模，包含对砂轮、工件和磨削运动学的描述，但是各种模型间仍具有显著的差异。
20世纪60年代和20世纪70年代早期的磨削运动学模型奠定了二维磨削理论的基础，在1980年后，当计算机运算速度大大提高后，人们建立了更加复杂的模型，这些方法中最典型的是对磨削过程采用三维立体的观点，主要是基于工件表面和砂轮表面的在几何学上的互相渗透的经验运动模型。
该模型中，磨削过程的输出参数可以通过解析和经验公式计算出来。
1.1 砂轮表面形貌的模拟在讨论磨削加工的所有模型中，对砂轮表面形貌的模拟是必不可少的一部分。
现在有两种方法来对砂轮表面形貌进行定量描述：一是直接对砂轮表面进行扫描，二是运用统计学的方法对砂轮表面进行分析来合成砂轮表面形貌。
Inasaki在他的磨削过程模拟中，提出了一个直接得到砂轮表面形貌的方法。
他得到了绕砂轮一周的表面形貌数据，并将这些数据储存在微机以供日后模拟使用。
通过已扫描的表面来分析砂轮的特性进而导出砂轮的表面形貌的一般数据信息。
利用这些统计的砂轮表面形貌数据，例如磨粒大小的平均值和分布、磨粒分布的方向以及磨粒突出表面的高度等等，综合这些参数就有可能得到比较合理的砂轮表面形貌数据。
磨损问题的仿真求解研究
磨损问题的仿真求解研究摘要：本文研究了磨损问题的仿真求解，采用了有限元方法和数值算法对磨损情况进行了模拟和求解。
通过对磨损机理和影响因素的分析，建立了磨损数学模型，并从材料、运动状态等方面设计了仿真实验。
最后，利用ANSYS软件对仿真实验进行了模拟求解，得出了磨损量与工作时间的变化规律，并进行了分析和探讨，为磨损分析和寿命预测提供了参考。
关键词：磨损，仿真，有限元方法，数值算法，ANSYS一、引言磨损问题是材料科学领域中的一个重要问题，其研究对减少资源浪费、提高机械设备的使用寿命、降低维修费用、推动工程进步等方面具有重要的意义。
磨损是机械设备在使用过程中的一种自然现象，其机理复杂，涉及多种因素，如材料性质、摩擦力、运动状态等。
因此，为准确研究磨损问题，需要对其进行模拟和求解。
本文针对磨损问题进行了仿真求解研究。
首先，对磨损机理和影响因素进行了分析，并建立了磨损数学模型。
其次，从材料、运动状态等方面设计了仿真实验，并采用有限元方法和数值算法进行了仿真求解。
最后，利用ANSYS软件对仿真实验进行了模拟求解，并对结果进行了分析和探讨。
二、磨损数学模型建立磨损数学模型是研究磨损问题的重要基础。
在建立磨损数学模型时，需要考虑材料性质、运动状态、受力情况等多种因素。
本文基于磨损机理和影响因素的分析，建立了如下的磨损数学模型：$$W = kHd$$其中，$W$表示磨损量，$H$表示受力情况，$d$表示工作时间，$k$为比例系数。
该数学模型考虑了磨损与受力情况、工作时间、材料性质等因素的关系。
其中，受力情况是决定磨损量的重要因素，其受力情况的大小和方向都会对磨损量产生影响。
三、仿真实验设计为了验证磨损数学模型的有效性，本文利用有限元方法和数值算法对磨损情况进行了模拟和求解。
具体的仿真实验设计如下：1. 材料选择：本文选择了工程塑料作为材料，其具有良好的韧性和抗磨损性能。
2. 运动状态：本文采用了滑动摩擦运动状态，其运动状态为水平滑动，速度恒定，摩擦力为定值。
单颗磨粒磨削钛合金TC4成屑过程仿真研究
2011年4月 第2期第31卷 总第182期金刚石与磨料磨具工程D ia m ond&A brasives Eng i nee ri ngA pr.2011N o.2 V o.l31 Seria.l182文章编号:1006-852X(2011)02-0017-05单颗磨粒磨削钛合金TC4成屑过程仿真研究*程 泽 徐九华 丁文锋 田 霖 杨树宝(南京航空航天大学机电学院,南京210016)摘要 采用有限元模拟技术对钛合金TC4材料的单颗磨粒磨屑形成过程进行了仿真研究。
研究表明:钛合金TC4在单颗磨粒磨削过程中发生绝热剪切,形成锯齿状磨屑;磨削过程中单颗磨粒磨削力成周期变化;磨粒负前角增大,锯齿化程度加深;磨削速度提高,磨屑剪切带宽度减小;仿真分析得到的磨屑形态与实验结果相一致。
关键词 负前角;本构模型;锯齿磨屑;有限元仿真中图分类号 TG73;TG58 文献标识码 A DO I编码 10.3969/.j issn.1006-852X.2011.02.004Simulation of chip formation i n gri ndi ng titaniu m all oyTC4w ith si ngle abrasi ve gritCheng Ze Xu Ji u hua D i n g Wenfeng T i a n Li n Yang Shubao(Colle g e of M echanical and E lectrical Eng ineering,N anjing University of A eronauticsand A stronautics,N anjing210016,China)Abstract The ch i p for m ati o n of titaniu m a lloy TC4i n gr i n d i n g w ith sing le abrasi v e gritw as i n vesti g ated based on the fi n ite ele m ent si m ulati o n.Results sho w ed that ad i a bati c shear behav i o r occurred and serrated ch i p s w ere for m ed during gr i n d i n g w it h si n g le abrasi v e gr i.t Grinding force changed period i c ally acco m panying the for m i n g pr ocess of serrated ch i p.As the negati v e rake angle of the g rit i n creased,t h e degree of the serration beca m e enhanced.As the cutting speed i n creased,the w i d th o f adiabatic shear band decreased.The si m u lated resu lts o f t h e ch i p shape w ere w ell consistentw ith the experi m ental resu lts.Keywords negati v e rake ang le;constitutive m ode;l serrated ch ip;fi n ite ele m ent si m u l a ti o n0 引言钛合金材料以其优异的综合机械性能,已成为航空航天工业以及民用工业中应用日益广泛的材料,然而由于其切磨削加工性能差[1],制约了该种材料进一步的推广应用,因此,研究钛合金材料的磨削机理,对提高钛合金的加工质量与加工效率具有重要的现实意义。
薄板零件磨削变形有限元仿真
薄板零件磨削变形有限元仿真作者：朱传敏胡骁来源：《物联网技术》2019年第03期摘要：航空航天设备中常用到一些高精度薄板零件，如各类密封圈和垫片，这类零件对表面质量和形状精度有极高的要求。
磨削常被作为薄板类零件的最终加工工序，磨削加工引起的零件变形会直接影响零件表面的形状精度与使用性能。
目前对薄板零件磨削变形的研究多针对如何抑制与补偿，对薄板零件磨削变形的机理研究尚存不足。
文中借助Abaqus软件建立薄板零件平面磨削有限元模型，计算磨削造成的温度场和应力场，经过与中厚板的仿真结果比较分析，探讨了薄板零件磨削变形的机理。
关键词：薄板零件;磨削加工;有限元仿真;航空航天;Abaqus;ANSYS仿真中图分类号：TG582 文献标识码：A 文章编号：2095-1302（2019）03-00-030 引言薄板零件常用于航空航天设备中，需要极高加工精度，相比于大厚度零件的磨削加工，在磨削过程中，薄板零件散热条件差，磨削热本身会引起厚度方向的不均匀膨胀，造成磨削深度的变化。
磨削温度同时会提高材料塑性性能，在磨削力作用下材料更易发生塑性形变，磨削过程中的热力耦合是导致薄板零件磨削变形的原因，而热力耦合作用的机理十分复杂，目前的研究尚存不足。
基于Malkin磨削能量分配比例相关研究成果[1]，部分学者将磨削热等效为传入工件热流密度，在ANSYS仿真软件中加载移动热流密度，较为准确地仿真了磨削中瞬态温度场[2-3]。
Junming[4-5]等学者运用单砥砺切削模型计算单个磨粒在切削过程中的力和热，并基于砥砺分布模型建立了较为准确的磨削热力耦合模型，用来预测磨削力与磨削温度。
以上研究中，ANSYS进行移动热源加载略过了磨削热的产生机理，而单砥砺切削模型无法反映砂轮的实际磨削过程与多砥砺的交互作用效果，无法解释磨削变形。
本文借助Abaqus软件建立薄板零件平面磨削有限元模型，计算磨削造成的温度场和应力场，经过与中厚板的仿真结果比较分析，探讨了薄板零件磨削变形的机理。
磨削加工硬脆材料的延性域研究进展
２０２１年５月第４９卷第９期机床与液压ＭＡＣＨＩＮＥＴＯＯＬ＆ＨＹＤＲＡＵＬＩＣＳＭａｙ２０２１Ｖｏｌ ４９Ｎｏ ９ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ ｉｓｓｎ １００１－３８８１ ２０２１ ０９ ０３３本文引用格式：李征，刘飞，文振华．磨削加工硬脆材料的延性域研究进展［Ｊ］．机床与液压，２０２１，４９（９）：１７７－１８１．ＬＩＺｈｅｎｇ，ＬＩＵＦｅｉ，ＷＥＮＺｈｅｎｈｕａ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｐｒｏｇｒｅｓｓｏｎｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏｍａｉｎｏｆｇｒｉｎｄｉｎｇｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｍａ⁃ｃｈｉｎｅＴｏｏｌ＆Ｈｙｄｒａｕｌｉｃｓ，２０２１，４９（９）：１７７－１８１．收稿日期：２０２０－０１－０７基金项目：国家自然科学基金面上项目（５１９７５５３９）；航空科学基金项目（２０１８ＺＤ５５００８）；河南省科技攻关项目（２１２１０２２１００５７）；河南省高等学校重点科研项目（２１Ａ４６００２５；１９Ａ４６００３０）作者简介：李征（１９８２ ），男，博士，讲师，主要研究方向为难加工材料的磨削加工技术㊂Ｅ－ｍａｉｌ：ｌｚ１９８２１３１＠１６３ ｃｏｍ㊂磨削加工硬脆材料的延性域研究进展李征１，２，刘飞３，文振华１（１ 郑州航空工业管理学院航空工程学院，河南郑州４５００４６；２ 南京航空航天大学机电学院，江苏南京２１００１６；３ 河南科技大学机电工程学院，河南洛阳４７１００３）摘要：为实现硬脆材料在磨削过程中处于延性域加工，以提高材料的表面质量㊁增加材料的使用寿命，使材料具有优良的抗疲劳㊁耐磨损性能，从试验研究㊁理论建模㊁仿真分析３个方面介绍了国内外学者对硬脆材料磨削加工过程中的脆塑转变现象的研究㊂分析了超声辅助振动磨削加工中脆塑转变的国内外研究现状，提出将高速㊁超高速与超声辅助振动磨削相结合的加工方式㊂研究结果表明：磨削速度对硬脆材料的最大未变形切屑厚度影响较大；引入超声辅助振动容易实现硬脆材料延性域磨削；施加不同方向的超声辅助振动对材料脆塑转变的临界切削深度影响不同㊂提出未来应从磨削热㊁预热处理㊁仿真分析模型㊁磨削加工模型４个方面对硬脆材料延性域磨削进行更深层次的研究㊂研究成果为实现硬脆材料延性域磨削和实际生产提供了参考㊂关键词：硬脆性材料；磨削加工技术；脆塑转变；超声辅助振动加工；延性域中图分类号：ＴＧ５８０ ６ＲｅｓｅａｒｃｈＰｒｏｇｒｅｓｓｏｎＤｕｃｔｉｌｉｔｙＤｏｍａｉｎｏｆＧｒｉｎｄｉｎｇＨａｒｄａｎｄＢｒｉｔｔｌｅＭａｔｅｒｉａｌｓＬＩＺｈｅｎｇ１，２，ＬＩＵＦｅｉ３，ＷＥＮＺｈｅｎｈｕａ１（１ ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＺｈｅｎｇｚｈｏｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ，ＺｈｅｎｇｚｈｏｕＨｅｎａｎ４５００４６，Ｃｈｉｎａ；２ ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＮａｎｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓａｎｄＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓ，ＮａｎｊｉｎｇＪｉａｎｇｓｕ２１００１６，Ｃｈｉｎａ；３ ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｔｒｏｎｉｃｓＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＨｅｎａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ＬｕｏｙａｎｇＨｅｎａｎ４７１００３，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｒｅａｌｉｚｅｔｈｅｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏｍａｉｎｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｉｎｔｈｅｇｒｉｎｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ，ｔｈｕｓｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｑｕａｌｉｔｙｏｆｔｈｅｍａｔｅｒｉａｌ，ｉｎｃｒｅａｓｅｔｈｅｓｅｒｖｉｃｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｍａｔｅｒｉａｌａｎｄｍａｋｅｔｈｅｍａｔｅｒｉａｌｈａｓｅｘｃｅｌｌｅｎｔａｎｔｉ⁃ｆａｔｉｇｕｅａｎｄａｎｔｉ⁃ｗｅａｒｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ，ｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｐｌａｓｔｉｃｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎｐｈｅｎｏｍｅｎｏｎｉｎｔｈｅｇｒｉｎｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｂｙｄｏｍｅｓｔｉｃａｎｄｆｏｒｅｉｇｎｓｃｈｏｌａｒｓｗａｓｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄｆｒｏｍｔｈｒｅｅａｓｐｅｃｔｓ，ｓｕｃｈａｓｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈ，ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｇａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓ．Ｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｓｔａｔｕｓｏｆｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｐｌａｓｔｉｃｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｉｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｇｒｉｎｄｉｎｇａｔｈｏｍｅａｎｄａｂｒｏａｄｗａｓａｎａｌｙｚｅｄ，ａｎｄａｎｅｗｍａｃｈｉｎｉｎｇｍｅｔｈｏｄｃｏｍｂｉｎｉｎｇｈｉｇｈｓｐｅｅｄ，ｕｌｔｒａ⁃ｈｉｇｈｓｐｅｅｄａｎｄｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｇｒｉｎｄｉｎｇｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｇｒｉｎｄｉｎｇｓｐｅｅｄｈａｓａｇｒｅａｔｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｕｎｄｅｆｏｒｍｅｄｃｈｉｐｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ；ｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏ⁃ｍａｉｎｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｉｓｅａｓｉｌｙａｃｈｉｅｖｅｄｂｙｉｎｔｒｏｄｕｃｉｎｇｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎ；ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉｒｅｃｔｉｏｎｓｏｆｕｌｔｒａ⁃ｓｏｎｉｃ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｈａｖｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｅｆｆｅｃｔｓｏｎｔｈｅｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｐｌａｓｔｉｃｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｃｕｔｔｉｎｇｄｅｐｔｈｏｆｍａｔｅｒｉａｌｓ．Ｉｔｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｔｈａｔｔｈｅｆｕｒｔｈｅｒｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏｍａｉｎｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｓｈｏｕｌｄｂｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｆｒｏｍｆｏｕｒａｓｐｅｃｔｓ，ｓｕｃｈａｓｇｒｉｎｄｉｎｇｈｅａｔ，ｐｒｅ⁃ｈｅａｔｔｒｅａｔｍｅｎｔ，ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｍｏｄｅｌａｎｄｇｒｉｎｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｍｏｄｅｌ．Ｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｒｅｓｕｌｔｓｐｒｏｖｉｄｅｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｏｒｔｈｅｒｅａｌｉｚａｔｉｏｎｏｆｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏｍａｉｎｇｒｉｎｄｉｎｇａｎｄｐｒａｃｔｉｃａｌｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｏｆｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ；Ｇｒｉｎｄｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ；Ｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｐｌａｓｔｉｃｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ；Ｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｍａｃｈｉｎｉｎｇ；Ｄｕｃｔｉｌｉｔｙｄｏｍａｉｎ０㊀前言微晶玻璃㊁单晶硅㊁光学玻璃㊁工程陶瓷等材料具有硬度高㊁强度高㊁脆性高㊁耐磨损性能㊁耐腐蚀性能㊁化学性质稳定等特点，在汽车㊁仪器仪表㊁航空航天㊁军事等方面应用非常广泛［１－２］㊂然而，这些材料属于硬脆材料，其脆性高㊁断裂韧性低，工件加工时容易产生裂纹㊁崩边等缺陷，且加工功效低，严重影响工件的表面质量㊁使用寿命㊂硬脆材料加工过程中存在一个临界深度，当划痕深度小于临界深度时，硬脆材料以塑性模式去除；当划痕深度大于临界深度时，以脆性模式去除，加工硬脆材料时发生的这种现象称为脆性－塑性转变，又分别称为延性域加工㊁塑性化加工［３］㊂目前，针对硬脆材料延性域加工的最新研究中，较多的是研究磨削㊁车削㊁切削等方法，如在最大切削深度小于延性域加工的临界深度时对工件的加工表面质量进行控制，这些方法在一定程度上可以实现硬脆材料的延性域加工㊂但磨削加工时加工参数的合理选择㊁车削加工时刀具前角的精确控制，都会影响硬脆材料的延性域加工质量，容易在切削加工表面产生微裂纹和凹坑等㊂基于上述问题，本文作者重点分析了磨削加工下硬脆材料的脆性－塑性转变的研究现状，同时对超声辅助振动条件下的硬脆材料脆性－塑性转变研究现状进行分析，提出高磨削速度和超声辅助振动相结合作为硬脆材料磨削加工中脆塑转变的新方法㊂１ 磨削加工脆塑转变研究现状通过合适的方法调整或控制工件在加工过程中处于延性域，可以增加工件的耐腐蚀性能和抗磨损性能，提高工件的表面质量和疲劳寿命㊂为了使硬脆材料在加工过程中处于延性域，国内外学者们进行了大量的研究，研究方法大致分为３种：试验研究㊁理论建模㊁仿真分析㊂１ １㊀试验研究在磨削加工过程中，研究者通过大量的试验对硬脆材料延性域进行研究㊂陈明君等［４］由金刚石磨粒的压痕试验，分析磨削过程中脆性材料的脆塑转变临界条件，进行ＬＨＧ８和ＦＣＤ１光学玻璃磨削试验，对比分析不同磨削深度下塑性域与非塑性域工件表面微观形貌，发现通过控制载荷㊁磨削速度㊁进给量，能够实现脆性材料延性域磨削㊂针对磨削硬脆材料过程中切屑堵塞砂轮对材料延性域影响较大的问题，姜峰等人［５］指出电解在线砂轮修整技术可以使砂轮在磨削过程中始终不被磨屑堵塞，从而实现硬脆材料的塑性加工㊂王景贺等［６］基于压痕法探究微晶玻璃的断裂韧性，计算了材料的理论临界载荷，开展循环纳米压痕试验，分析了加工疲劳对临界压力载荷㊁临界磨削深度的影响规律，获得了微晶玻璃的脆塑转变临界磨削条件㊂傅玉灿等［７］为实现脆性材料延性域磨削加工，由脆性材料延性域磨削机制，分析了实现单颗磨粒切厚均匀化的条件，制作了２个磨粒粒径不同的单层钎焊磨粒有序排布的砂轮，进行磨削氧化锆陶瓷试验，对比分析２个砂轮修整前后的轮廓峰点分布情况及２个砂轮修整前后的表面形貌，揭示了单层钎焊砂轮经磨粒有序排布和精密修整达到均匀化单颗磨粒切厚的目的㊂张昆等人［８］对比分析碟轮修整单层钎焊金刚石砂轮前后磨削ＳｉＣ陶瓷的表面形貌，探究了修整次数对工件表面㊁单颗磨粒最大切厚的影响，揭示了修整量的改变引起单颗磨粒最大切厚的变化，从而改变工件脆性－塑性转变临界切厚，使塑性变形成为ＳｉＣ陶瓷的主要去除方式，实现了该材料延性域磨削㊂马振芳等［９］根据镁铝尖晶石透明陶瓷材料的脆塑转变行为，开展尖晶石陶瓷磨削试验，分析不同磨粒磨削后材料的表面微观形貌㊁磨削前后透光率㊁金刚石的磨粒尺寸㊁进给量对镁铝尖晶石表面粗糙度的影响，研究成果有助于实现材料延性域磨削㊂ＣＨＥＮＧ等［１０］在低磨削速度下进行一系列单颗金刚石微磨单晶硅划痕试验，运用显微镜和表面轮廓仪观测单点金刚石加工的微槽的裂纹，发现磨粒的锋利程度影响材料的脆塑转变和临界切削深度，对比分析了不同划擦速度与材料脆塑转变的关系㊂ＧＵＯ等［１１］分析了样品尺寸对材料从脆性到延性转变的影响㊂ＴＡＮＡＫＡ等［１２］研究了材料中的镍㊁锰元素对试验试样延性域的影响㊂肖志信等［１３］基于硬脆材料磨削加工机制，进行石英玻璃纳米级压痕试验，分析压痕试验位移－载荷曲线与石英玻璃临界破裂深度之间的变化关系，探究磨削参数对磨削表面粗糙度的影响，为进一步研究延性域临界磨削提供了试验支撑㊂葛琦等人［１４］对单晶硅片进行磨削试验，运用三维形貌轮廓仪和扫描电子显微镜观察工件磨削表面微观形貌，从表面破碎面积百分比㊁表面破碎率㊁分形维数㊁表面纹理纵横比等方面，对单晶硅磨削表面脆塑转变进行表征，发现表面纹理纵横比能够准确地表示单晶硅材料磨削表面的脆塑转变行为㊂经过试验研究，人们对硬脆材料加工中延性域有了整体的认识，近年来关于硬脆材料加工中延性域的研究主要分为：（１）加工参数对材料延性域的影响；（２）不同硬脆材料延性域的研究；（３）磨削试验使用的砂轮对材料延性域的影响㊂然而，关于硬脆材料延性域机制方面的研究还有很大的空间，尤其针对磨削加工过程中材料的力学特性㊁消耗的能量等对材料延性域的影响仍需要更深入的研究㊂１ ２㊀理论建模利用试验方法研究硬脆材料延性域需要耗费大量的精力，对硬脆材料延性域的产生机制也不能进行更进一步的探究㊂为此，许多研究者从理论方面对硬脆材料延性域产生机制进行深入研究㊂郑建新等［１５］从加工过程中所需的能量㊁材料去㊃８７１㊃机床与液压第４９卷除率㊁陶瓷材料本身的性质等方面，分析陶瓷材料延性域磨削的可行性，基于压痕断裂力学原理构建陶瓷材料延性域磨削的模型，将超声磨削应用于陶瓷材料，得到陶瓷材料实现延性域超声磨削的临界深度㊂吴重军［１６］对比分析传统与新建立的延性域磨削临界切屑厚度模型，发现在延性域磨削临界切屑厚度模型中考虑材料力学特性㊁磨削加工参数，可以提高工件表面质量，并借助高速磨削碳化硅试验对新建立的临界切屑厚度模型进行验证㊂ＳＵＮ等［１７］基于磨削原理，确定了硬脆材料的脆塑转变临界值，建立了磨削过程中切屑产生的３个阶段中单位宽度总法向力和切向力的数学模型㊂ＷＵ等［１８］认为脆性材料的切削力包括塑性切削力和脆性切削力，塑性切削力主要由摩擦力㊁犁耕力和切削力组成，脆性切削力主要与摩擦力和断裂切削力有关，并进行了不同转速和未变形切屑厚度下的塑性去除系数和裂纹尺寸的对比试验，构建了塑性去除力和脆性去除力共存的模型㊂杨晓京等［１９］根据单晶锗纳米划痕试验脆塑转变机制，计算了单晶锗材料脆塑转变的临界载荷，并开展变载荷纳米划痕试验，基于试验结果对单晶锗脆塑转变临界深度模型进行修正，修正后的模型可以更好地控制单晶锗在延性域内加工㊂学者们通过构建模型及对建立的模型进行修正，从理论上对硬脆材料磨削加工延性域进行了分析并取得了一定进展，但仅从理论方面进行分析还不严谨，为获得更加精确㊁更贴近于实际工况的理论模型，他们将理论分析与有限元仿真分析相结合，以期获得更加严谨㊁全面的分析结果㊂１ ３㊀仿真模拟随着科学技术水平的迅速发展和计算机水平的提高，以及有限元分析技术的广泛应用，许多学者运用数值模拟方法对硬脆材料的磨削过程进行建模分析㊂由于砂轮的磨粒排布是无规则的，学者们为简化模拟砂轮磨削过程的建模，将砂轮简化为单颗磨粒，对单颗磨粒磨削过程进行仿真分析㊂吴书安等［２０］通过研究单颗磨粒划痕，构建热－力耦合平面仿真模型，分析流动应力与单颗磨粒半径㊁磨削深度的变化关系，通过数值模拟获得了塑性流动阈值范围和产生脆塑转变的临界值㊂ＪＩ等［２１］运用非线性有限元分析软件，对单点金刚石磨削碳化硅过程进行数值模拟，通过合理控制磨削参数，得到了高精度的碳化硅自由表面㊂ＤＵＡＮ［２２］基于尖端半径不同的金刚石磨粒对单晶硅的划痕试验结果，运用数值模拟与ＳＰＨ相耦合的方法，探究了单晶碳化硅在不同尖端半径的锥形金刚石颗粒划痕处的脆塑转变㊂ＺＨＡＮＧ等［２３］基于Ｄ－Ｐ本构模型，建立了金刚石磨粒磨削单晶硅的仿真模型，观察仿真过程中切屑形貌和切削力的变化，区分了单晶硅的脆性去除行为和塑性去除行为㊂ＬＩＵ等［２４］基于光滑粒子流体动力学的单颗磨粒划痕模拟方法，分析了碳化硅陶瓷磨削机制，探究了材料去除过程㊁划痕速度对裂纹扩展㊁磨削表面粗糙度和划痕力的影响，仿真结果表明磨削深度的改变对材料的脆㊁塑性影响较大㊂通过数值模拟方法获得的研究成果，为更加全面地探究硬脆材料磨削加工中的延性域奠定了基础，但数值模拟过程中使仿真模型更接近于实际工况㊁计算分析时间更短㊁更精确等方面还受到限制，运用数值模拟方法探究硬脆材料磨削加工中的延性域仍然需要进行更加深入的研究㊂２ 超声辅助振动磨削加工脆塑转变研究现状超声辅助振动磨削是一种复合加工技术，结合了传统超声加工与普通磨削加工的材料去除方式，具有提高材料去除率㊁减小磨削力㊁提高加工精度㊁改善表面质量等优点，尤其在硬脆材料精密加工中其优势较为突出［２５－２６］㊂学者们将超声辅助振动作用与磨削加工有机结合在一起，对工件进行内圆㊁平面㊁侧面等超声振动辅助磨削加工㊂ＣＡＯ等［２７］根据超声振动辅助内圆磨削机制，建立单颗磨粒的运动轨迹方程及磨削力模型，开展传统内圆磨削与超声辅助振动内圆磨削对比试验，分析超声作用对工件表面微观形貌㊁磨削力㊁切屑截面积的影响，得到超声振动辅助的存在可以改善工件表面质量，且容易实现硬脆材料延性域加工㊂ＣＨＥＮ等［２８］基于椭圆超声辅助振动磨削原理，构建了椭圆超声振动磨削加工时临界未变形切屑厚度模型，分析工艺参数对磨削力和比磨削能的影响规律，获得了椭圆超声振动磨削脆性材料的脆塑转变行为机制以及控制脆性材料在延性域内磨削㊂ＸＩＡＯ等［２９］研究了超声振动辅助侧磨陶瓷的塑性－脆性过渡去除机制，建立了理论切削力模型，通过试验确定了塑性－脆性临界切削深度，从而区分陶瓷材料的塑性区和脆性区㊂针对磨削硬脆材料时在不同方向上施加超声振动方面的研究，张嘉桐［３０］对微晶玻璃进行无超声振动㊁不同方向的超声辅助振动划擦对比试验，探究超声振动对划擦力㊁振动方向对材料去除率的影响，揭示了Ｙ向超声振动作用增加了微晶玻璃韧脆转变深度且能够实现脆性材料延性域去除㊂为探究超声辅助振动作用对硬脆材料延性域加工有显著效果，学者们建立理论模型并进行更加深入的研究㊂ＬＩ等［３１］基于变深度纳米划痕试验和超声振动辅助磨削单颗磨粒轨迹，构建以单位时间内材料的去除率为桥梁的法向磨削力模型，通过对比分析，得到超声振动辅助磨削可以改善工件表面质量㊁降低表面㊃９７１㊃第９期李征等：磨削加工硬脆材料的延性域研究进展㊀㊀㊀损伤深度，有助于实现材料延性域磨削㊂ＺＨＯＵ和ＺＨＡＯ［３２］由超声振动辅助磨削玻璃加工中特定切削能量的表达式，提出了将塑性模态和脆性模态去除过程中所消耗的能量作为超声振动参数㊁磨削参数和工件材料固有特性的函数来进行建模，预测超声振动辅助磨削玻璃加工中脆塑转变的临界切削深度㊂以上研究结果表明，超声辅助振动作用有助于实现硬脆材料延性域加工，一方面可以改善工件表面质量，提高工件加工精度；另一方面能够增大硬脆材料的临界切削深度，扩大硬脆材料延性域㊂３㊀结论在磨削加工硬脆材料过程中，为使其处于延性域加工，可以通过调整加工参数㊁改变砂轮磨粒排布形式以及将传统磨削与超声辅助振动相结合等方法来实现㊂但是，现阶段多采用传统速度的磨削工艺，磨削速度较低，加工效率较低㊂如果将超声辅助振动与高速㊁超高速磨削加工技术相结合，必定能在保证加工工件拥有良好抗疲劳㊁抗腐蚀性能的基础上，提高加工效率㊂为实现该目标，需要进行以下更进一步的深入探究：（１）磨削热㊂磨削硬脆材料加工过程中产生的磨削热属于瞬态冲击热，需研究瞬态冲击热对硬脆材料的变化机制㊁临界切削深度是否有影响㊂（２）预热处理㊂高温可以使硬脆材料产生热软化效应，能够使硬脆材料延性域加工变得更加容易，考虑对硬脆材料磨削加工前进行一定的预热加工，能够使工件得到更好的表面质量和更高的加工效率㊂（３）仿真分析模型㊂硬脆材料磨削加工仿真分析中，通常是建立单颗磨粒磨削仿真分析模型，没有针对整个砂轮建立磨削仿真分析模型㊂为使仿真分析更贴近实际磨削工况，应考虑对整个砂轮进行仿真分析㊂（４）磨削加工模型㊂针对硬脆材料延性域磨削加工，不同材料需构建不同的磨削加工模型，对于不同材料的磨削试验，考虑引入变材料系数建立不同硬脆材料之间通用的磨削加工模型㊂参考文献：［１］任敬心，华定安．磨削原理［Ｍ］．北京：电子工业出版社，２０１１．［２］陈明君，王立松，梁迎春，等．脆性材料塑性域的超精密加工方法［Ｊ］．航空精密制造技术，２００１，３７（２）：１０－１２．ＣＨＥＮＭＪ，ＷＡＮＧＬＳ，ＬＩＡＮＧＹＣ，ｅｔａｌ．Ｕｌｔｒａ⁃ｐｒｅｃｉｓｉｏｎｍａｃｈｉｎｉｎｇｏｆｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｉｎｄｕｃｔｉｌｅｒｅｇｉｍｅ［Ｊ］．ＡｖｉａｔｉｏｎＰｒｅｃｉｓｉｏｎＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００１，３７（２）：１０－１２．［３］刘新，黄帅，陈发泽，等．一种实时调控脆性材料脆塑转变厚度的方法：ＣＮ１０４４４５９９８Ａ［Ｐ］．２０１５－０３－２５．［４］陈明君，董申，李旦，等．脆性材料超精密磨削时脆转变临界条件的研究［Ｊ］．高技术通讯，２０００，１０（２）：６４－６７．ＣＨＥＮＭＪ，ＤＯＮＳ，ＬＩＤ，ｅｔａｌ．Ｓｔｕｄｙｏｎｃｒｉｔｉｃａｌｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｂｅｉｔｔｌｅ⁃ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｏｆｂｅｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｏｆｕｌｔｒａ⁃ｐｒｅ⁃ｃｉｓｉｏｎｇｒｉｎｄｉｎｇ［Ｊ］．ＨｉｇｈＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＬｅｔｔｅｒｓ，２０００，１０（２）：６４－６７．［５］姜峰，李剑峰，孙杰，等．硬脆材料塑性加工技术的研究现状［Ｊ］．工具技术，２００７，４１（８）：３－８．ＪＩＡＮＧＦ，ＬＩＪＦ，ＳＵＮＪ，ｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈａｃｔｕａｌｉｔｉｅｓｏｆｄｕｃ⁃ｔｉｌｅｍａｃｈｉｎｉｎｇｆｏｒｈａｒｄａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．ＴｏｏｌＥｎｇｉ⁃ｎｅｅｒｉｎｇ，２００７，４１（８）：３－８．［６］王景贺，李顺增，宋晓莉，等．基于纳米压痕疲劳实验的微晶玻璃脆塑转变研究［Ｊ］．光学学报，２０１３，３３（９）：（０９２２００４－１）－（０９２２００４－６）．ＷＡＮＧＪＨ，ＬＩＳＺ，ＳＯＮＧＸＬ，ｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｃｅｒａｍｉｃ⁃ｇｌａｓｓ ｓｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｎａｎｏ⁃ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎｆａｔｉｇｕｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ［Ｊ］．ＡｃｔａＯｐｔｉｃａＳｉｎｉｃａ，２０１３，３３（９）：（０９２２００４－１）－（０９２２００４－６）．［７］傅玉灿，张贝，徐鸿钧，等．单颗磨粒切厚均匀化实现脆性材料延性域磨削技术［Ｊ］．南京航空航天大学学报，２０１２，４４（５）：７５４－７６１．ＦＵＹＣ，ＺＨＡＮＧＢ，ＸＵＨＪ，ｅｔａｌ．Ｄｕｃｔｉｌｅｒｅｇｉｍｅｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｗｉｔｈｕｎｉｆｙｉｎｇｕｎｄｅｆｏｒｍｅｄｃｈｉｐｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｇｒａｉｎｃｕｔｔｉｎｇｅｄｇｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ＆Ａｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓ，２０１２，４４（５）：７５４－７６１．［８］张昆，苏宏华，徐旺，等．碟轮修整单层钎焊金刚石砂轮对磨削ＳｉＣ的材料去除机理的影响［Ｊ］．南京航空航天大学学报，２０１４，４６（５）：７３２－７３７．ＺＨＡＮＧＫ，ＳＵＨＨ，ＸＵＷ，ｅｔａｌ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｌａｔｅｗｈｅｅｌｄｒｅｓｓｉｎｇｏｆｍｏｎｏｌａｙｅｒｂｒａｚｅｄｄｉａｍｏｎｄｗｈｅｅｌｏｎｍａｔｅｒｉａｌｒｅ⁃ｍｏｖａｌｍｅｃｈａｎｉｓｍｉｎＳｉＣｇｒｉｎｄｉｎｇ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｎｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ＆Ａｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓ，２０１４，４６（５）：７３２－７３７．［９］马振芳，王丽，姜雪，等．镁铝尖晶石的塑性域磨削［Ｊ］．光学精密工程，２０１７，２５（４）：４３１－４３６．ＭＡＺＦ，ＷＡＮＧＬ，ＪＩＡＮＧＸ，ｅｔａｌ．ＤｕｃｔｉｌｅｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆＭｇＡｌ２Ｏ４ｓｐｉｎｅｌ［Ｊ］．ＯｐｔｉｃｓａｎｄＰｒｅｃｉｓｉｏｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７，２５（４）：４３１－４３６．［１０］ＣＨＥＮＧＪ，ＷＵＪ，ＧＯＮＧＹＤ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｓｉｎｇｌｅｇｒｉｔｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｕｒａｎｄｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｏｆｇｒｉｎｄｉｎｇｗｉｔｈａｄｉａｍｏｎｄｍｉｃｒｏ⁃ｇｒｉｎｄｉｎｇｔｏｏｌ［Ｊ］．ＴｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１７，９１（１／２／３／４）：１２０９－１２２６．［１１］ＧＵＯＪＪ，ＭＡＤＨＡＶＲＥＤＤＹＫ，ＨＩＲＡＴＡＡ，ｅｔａｌ．Ｓａｍｐｌｅｓｉｚｅｉｎｄｕｃｅｄｂｒｉｔｔｌｅ－ｔｏ－ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｏｆｓｉｎｇｌｅ⁃ｃｒｙｓｔａｌａｌｕｍｉｎｕｍｎｉｔｒｉｄｅ［Ｊ］．ＡｃｔａＭａｔｅｒｉａｌｉａ，２０１５，８８：２５２－２５９．［１２］ＴＡＮＡＫＡＭ，ＭＡＴＳＵＯＫ，ＹＯＳＨＩＭＵＲＡＮ，ｅｔａｌ．ＥｆｆｅｃｔｓｏｆＮｉａｎｄＭｎｏｎｂｒｉｔｔｌｅ－ｔｏ－ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｉｎｕｌｔｒａｌｏｗ⁃ｃａｒｂｏｎｓｔｅｅｌｓ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ：Ａ，２０１７，６８２：３７０－３７５．㊃０８１㊃机床与液压第４９卷［１３］肖志信，郑煜，李白冰，等．硬脆性材料功能微结构精密磨削实验［Ｊ］．航空精密制造技术，２０１８，５４（６）：１－５．ＸＩＡＯＺＸ，ＺＨＥＮＧＹ，ＬＩＢＢ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｐｒｅｃｉｓｅｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｆｕｎｃｔｉｏｎａｌｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｈａｒｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌ［Ｊ］．ＡｖｉａｔｉｏｎＰｒｅｃｉｓｉｏｎＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，５４（６）：１－５．［１４］葛琦，周平，赵林杰，等．单晶硅磨削表面脆塑转变表征方法［Ｊ］．机电工程技术，２０１９，４８（１０）：６９－７３．ＧＥＱ，ＺＨＯＵＰ，ＺＨＡＯＬＪ，ｅｔａｌ．Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｐｌａｓｔｉｃｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｏｆｇｒｏｕｎｄｍｏｎｏｃｒｙｓｔａｌｌｉｎｅｓｉｌｉ⁃ｃｏｎｓｕｒｆａｃｅ［Ｊ］．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ＆ＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９，４８（１０）：６９－７３．［１５］郑建新，徐家文，吕正兵．陶瓷材料延性域磨削机理［Ｊ］．硅酸盐学报，２００６，３４（１）：１０２－１０６．ＺＨＥＮＧＪＸ，ＸＵＪＷ，ＬＶＺＢ．Ｇｒｉｎｄｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｃｅ⁃ｒａｍｉｃｓｉｎｔｈｅｄｕｃｔｉｌｅｒｅｇｉｍｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆｔｈｅＣｈｉｎｅｓｅＣｅｒａｍｉｃＳｏｃｉｅｔｙ，２００６，３４（１）：１０２－１０６．［１６］吴重军．碳化硅磨削微观损伤机理及其高性能磨削技术研究［Ｄ］．上海：东华大学，２０１７．ＷＵＣＪ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｍｉｃｒｏ⁃ｄａｍａｇｅｍｅｃｈａｎｉｓｍｉｎｇｒｉｎｄ⁃ｉｎｇｏｆｓｉｌｉｃｏｎｃａｒｂｉｄｅａｎｄｉｔｓｈｉｇｈｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｇｒｉｎｄｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ［Ｄ］．Ｓｈａｎｇｈａｉ：ＤｏｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１７．［１７］ＳＵＮＬ，ＹＡＮＧＳＭ，ＹＡＮＧＬ，ｅｔａｌ．Ａｎｅｗｍｏｄｅｌｏｆｇｒｉｎｄ⁃ｉｎｇｆｏｒｃｅｓｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｆｏｒｍａｃｈｉｎｉｎｇｂｒｉｔｔｌｅａｎｄｈａｒｄｍａｔｅｒｉ⁃ａｌｓ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｄｉａＣＩＲＰ，２０１５，２７：１９２－１９７．［１８］ＷＵＣＪ，ＬＩＢＺ，ＹＡＮＧＪＧ，ｅｔａｌ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｇｒｉｎｄｉｎｇｆｏｒｃｅｆｏｒｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｃｏ⁃ｅｘｉｓｔｉｎｇｏｆｄｕｃｔｉｌｉｔｙａｎｄｂｒｉｔｔｌｅｎｅｓｓ［Ｊ］．ＴｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１６，８７（５）：１９６７－１９７５．［１９］杨晓京，刘浩，赵彪，等．单晶锗脆塑转变纳米划痕实验研究［Ｊ］．有色金属工程，２０１９，９（６）：１２－１６．ＹＡＮＧＸＪ，ＬＩＵＨ，ＺＨＡＯＢ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｎａｎｏｓｃａｌｅｓｃｒａｔｃｈｉｎｓｉｎｇｌｅｃｒｙｓｔａｌｇｅｒｍａｎｉｕｍｂｒｉｔｔｌｅｐｌａｓ⁃ｔｉｃｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ［Ｊ］．ＮｏｎｆｅｒｒｏｕｓＭｅｔａｌｓＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１９，９（６）：１２－１６．［２０］吴书安，祝锡晶，郭策．基于热力耦合的单磨粒临界磨削仿真分析［Ｊ］．表面技术，２０１６，４５（８）：１４４－１４９．ＷＵＳＡ，ＺＨＵＸＪ，ＧＵＯＣ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆｃｒｉｔｉｃａｌｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｓｉｎｇｌｅｇｒａｉｎｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｔｈｅｒｍｏ⁃ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｃｏｕｐｌｅ［Ｊ］．ＳｕｒｆａｃｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１６，４５（８）：１４４－１４９．［２１］ＪＩＳＪ，ＬＩＵＬＬ，ＺＨＡＯＪ，ｅｔａｌ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｂｏｕｔａｂｒａｓｉｖｅｂｅｌｔｇｒｉｎｄｉｎｇｓｉｌｉｃｏｎｃａｒｂｉｄｅ［Ｊ］．ＫｅｙＥｎｇｉ⁃ｎｅｅｒｉｎｇＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０１６，６７９：２７－３２．［２２］ＤＵＡＮＮ．ＴｈｅｍａｔｅｒｉａｌｒｅｍｏｖａｌｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｍｏｎｏｃｒｙｓｔａｌＳｉＣｓｃｒａｔｃｈｉｎｇｂｙｓｉｎｇｌｅｄｉａｍｏｎｄｇｒｉｔｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｐｒａ⁃ｄｉｕｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７，５３（１５）：１７１．［２３］ＺＨＡＮＧＪＪ，ＨＡＮＬ，ＺＨＡＮＧＪＧ，ｅｔａｌ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｔｏｏｌｒａｋｅａｎｇｌｅｏｎｂｒｉｔｔｌｅ－ｔｏ－ｄｕｃ⁃ｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｉｎｄｉａｍｏｎｄｃｕｔｔｉｎｇｏｆｓｉｌｉｃｏｎ［Ｊ］．ＴｈｅＩｎｔｅｒ⁃ｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９，１０４（１／２／３／４）：８８１－８９１．［２４］ＬＩＵＹ，ＬＩＢＺ，ＷＵＣＪ，ｅｔａｌ．Ｓｍｏｏｔｈｅｄｐａｒｔｉｃｌｅｈｙｄｒｏｄｙ⁃ｎａｍｉｃｓｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆＳｉＣｃｅｒａｍ⁃ｉｃｇｒｉｎｄｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍ［Ｊ］．ＣｅｒａｍｉｃｓＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２０１８，４４（１１）：１２１９４－１２２０３．［２５］曹建国，张勤俭．碳化硅陶瓷超声振动辅助磨削材料去除特性研究［Ｊ］．机械工程学报，２０１９，５５（１３）：２０５－２１１．ＣＡＯＪＧ，ＺＨＡＮＧＱＪ．Ｍａｔｅｒｉａｌｒｅｍｏｖａｌｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｕｌｔｒａ⁃ｓｏｎｉｃａｓｓｉｓｔｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆＳｉＣｃｅｒａｍｉｃｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅ⁃ｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１９，５５（１３）：２０５－２１１．［２６］陈剑斌．硬脆难加工材料高速磨削表面完整性及亚表面损伤研究［Ｄ］．长沙：湖南大学，２０１５．ＣＨＥＮＪＢ．Ｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｉｎｔｅｇｒｉｔｙａｎｄｓｕｂｓｕｒｆａｃｅｄａｍａｇｅｉｎｈｉｇｈｓｐｅｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｈａｒｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｄ］．Ｃｈａｎｇｓｈａ：ＨｕｎａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１５．［２７］ＣＡＯＪＧ，ＮＩＥＭ，ＬＩＵＹＭ，ｅｔａｌ．Ｄｕｃｔｉｌｅ⁃ｂｒｉｔｔｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｔｈｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ⁃ａｓｓｉｓｔｅｄｉｎｔｅｒｎａｌｇｒｉｎｄ⁃ｉｎｇｏｆｓｉｌｉｃｏｎｃａｒｂｉｄｅｃｅｒａｍｉｃｓ［Ｊ］．ＴｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒ⁃ｎａｌｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，９６（９／１０／１１／１２）：３２５１－３２６２．［２８］ＣＨＥＮＪＢ，ＦＡＮＧＱＨ，ＷＡＮＧＣＣ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｎｂｒｉｔｔｌｅ⁃ｄｕｃｔｉｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｅｌｌｉｐｔｉｃａｌｕｌ⁃ｔｒａｓｏｎｉｃａｓｓｉｓｔｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｈａｒｄｂｒｉｔｔｌｅｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｐｒｅ⁃ｃｉｓｉｏｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１６，４６：１０４－１１７．［２９］ＸＩＡＯＸＺ，ＺＨＥＮＧＫ，ＬＩＡＯＷＨ，ｅｔａｌ．Ｓｔｕｄｙｏｎｃｕｔｔｉｎｇｆｏｒｃｅｍｏｄｅｌｉｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎａｓｓｉｓｔｅｄｓｉｄｅｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｚｉｒｃｏｎｉａｃｅｒａｍｉｃｓ［Ｊ］．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｃｈｉｎｅＴｏｏｌｓａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｅ，２０１６，１０４：５８－６７．［３０］张嘉桐．超声辅助磨削中振动方向对材料去除的影响［Ｄ］．大连：大连理工大学，２０１８．ＺＨＡＮＧＪＴ．Ｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｄｉｒｅｃｔｉｏｎｏｎｍａｔｅｒｉａｌｒｅｍｏｖａｌｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃａｓｓｉｓ⁃ｔｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇ［Ｄ］．Ｄａｌｉａｎ：ＤａｌｉａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８．［３１］ＬＩＣ，ＺＨＡＮＧＦＨ，ＭＥＮＧＢＢ，ｅｔａｌ．Ｍａｔｅｒｉａｌｒｅｍｏｖａｌｍｅｃｈａｎｉｓｍａｎｄｇｒｉｎｄｉｎｇｆｏｒｃｅｍｏｄｅｌｌｉｎｇｏｆｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉ⁃ｂｒａｔｉｏｎａｓｓｉｓｔｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇｆｏｒＳｉＣｃｅｒａｍｉｃｓ［Ｊ］．ＣｅｒａｍｉｃｓＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２０１７，４３（３）：２９８１－２９９３．［３２］ＺＨＯＵＭ，ＺＨＡＯＰＹ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｃｒｉｔｉｃａｌｃｕｔｔｉｎｇｄｅｐｔｈｆｏｒｄｕｃｔｉｌｅ⁃ｂｒｉｔｔｌｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｉｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎａｓｓｉｓｔｅｄｇｒｉｎｄｉｎｇｏｆｏｐｔｉｃａｌｇｌａｓｓｅｓ［Ｊ］．ＴｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１６，８６（５／６／７／８）：１７７５－１７８４．（责任编辑：张楠）㊃１８１㊃第９期李征等：磨削加工硬脆材料的延性域研究进展㊀㊀㊀。
正前角金刚石磨粒磨削钛合金仿真与试验研究
正前角金刚石磨粒磨削钛合金仿真与试验研究作者：陈根余殷赳朱智超胡搒来源：《湖南大学学报·自然科学版》2021年第12期摘要：為研究正前角金刚石磨粒磨削加工的机理，论证正前角磨削的可行性，采用有限元仿真软件ABAQUS建立单颗金刚石磨粒磨削Ti6Al4V钛合金过程的模型，对比研究不同工艺条件下具有正、负前角的单颗金刚石磨粒磨削过程中磨削力的变化规律. 在此基础上，分别针对飞秒激光加工的正前角金刚石磨粒和原始的负前角金刚石磨粒开展钛合金磨削试验，采用测力仪测量磨削力，并将测得的磨削力与仿真结果进行对比;观测磨削加工表面形貌，测量表面粗糙度，将正、负前角磨削时的磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度进行对比. 结果表明，在单颗金刚石磨粒磨削中，磨削力随着磨削速度的增大而减小，随着磨削深度的增加而增大，随着磨粒前角由负到正而逐渐减小，仿真得到的磨削力与试验结果的变化趋势基本吻合. 相比于传统的负前角磨削，正前角金刚石磨粒具备良好的耐磨性，磨削表面磨痕较浅、加工缺陷少，表面粗糙度值降低58%～66%，可有效提高磨削加工表面质量.关键词：磨削力;表面质量;正前角;单颗磨粒;有限元仿真中图分类号：TG580 文献标志码：ASimulation and Experimental Study on Diamond Grit withPositive Rake Angle Grinding Titanium AlloyCHEN Genyu1，3，YIN Jiu1，2，3†，ZHU Zhichao1，3，HU Bang1，3（1. College of Mechanical and Vehicle Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China;2. School of Mechanical and Electrical Engineering，Hunan City University，Yiyang 413049，China;3. Laser Research Institute，Hunan University，Changsha 410082，China）Abstract：In order to explore the mechanism of positive rake angle （PRA） grinding for diamond grit and to demonstrate the feasibility of PRA grinding， the finite element simulation software ABAQUS was used to establish a grinding model of Ti6Al4V titanium alloy with single diamond grit. Then， the change law of grinding force in the grinding process of single diamond grit with PRA or negative rake angle under different process parameters was studied and compared. On this basis， titanium alloy grinding experiments were carried out for the PRA diamond grit fabricated by femtosecond laser and the original negative rake angle diamond grit. The grinding force was measured by the dynamometer and compared with the simulation results. The grinding surface morphology was observed， and surface roughness was measured. Furthermore， the grinding force，grinding surface morphology and surface roughness between PRA and negative rake angle grinding were compared. The results show that，in single diamond grit grinding， the grinding force decreases with the increase of grinding speed， increases with the increase of grinding depth， and decreases gradually as the rake angle varies from negative to positive. And the trends of grinding force obtained by simulation are basically consistent with the experimental results. Compared with the traditional negative rake angle grinding， the PRA diamond grit also has good wear resistance， and the grinding surface with PRA diamond grit has the advantages of shallow grinding traces， fewer machining defects， and the surface roughness is reduced by 58%～66%， which can effectively improve the surface quality of grinding.Key words：grinding force;surface quality;positive rake angle（PRA）;single grit;finite element simulation当前，钛合金、硬质合金、工程陶瓷等难加工材料的精密加工大多通过金刚石砂轮、CBN砂轮等超硬磨料磨具磨削来完成. 但是，难加工材料的高硬度、高耐磨性给磨削加工带来了极大困难，容易导致磨削表面完整性差，影响这类材料的使用性能[1-2]. Ti6Al4V钛合金是一种典型的难加工材料，具有比强度高、热强度好、抗腐蚀性好等优良性能，在航空航天、汽车和医疗器械等领域得到了广泛的应用[3- 4]. 本文以Ti6Al4V钛合金作为仿真和试验的磨削加工对象.在磨削机理研究领域，将复杂的磨削过程简化成单颗磨粒磨削可以避免其他磨粒的影响，易于对磨粒几何参数进行优化控制，许多学者采用该方法研究了不同磨削条件下的磨削机理. Anderson等[5]使用单颗金刚石磨粒对AISI 4340合金钢进行磨削试验，并采用相同工艺参数进行了有限元仿真计算. 研究结果表明，磨削速度提高，法向力变大，切向力则减小，其主要原因是刀具与工件之间的摩擦因数减小以及切削机理的改变. Dai等[6]采用单颗金刚石对镍基高温合金开展了磨削试验，研究了磨削过程中磨粒磨损对材料去除的影响. 研究发现磨粒磨损主要表现为4种类型：前刀面新月形凹陷、后刀面磨损、磨粒微观破裂以及宏观断裂. 马志飞等[7]基于有限元法模拟了不同磨粒负前角下Ti6Al4V高速磨削时的磨屑形态、磨屑剪切角和磨削力的变化趋势. 仿真得到的磨屑形态和磨削力与试验具有较好的一致性. 尽管单颗磨粒磨削法已被广泛应用于磨削机理研究，并取得了一系列进展[8-10]，但针对正前角磨削机理的研究鲜有报道.研究表明，采用超短脉冲激光加工技术将金刚石磨粒顶部的倾斜角减小至小于90°，从而使传统的负前角磨削变成正前角磨削，可以有效地降低磨削力，减轻难加工材料的表面/亚表面损伤[11-12]. 为进一步探究正前角磨削机理，本文采用仿真与试验相结合的方法，对比研究不同工艺参数下具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削钛合金过程中磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度的变化规律，从而论证正前角磨削的可行性和优势.1 有限元仿真模型1.1 材料本构模型金属磨削加工是一个高应变、高应变率和高温的热力耦合过程，在这个过程中往往伴随着材料应变硬化、应变率强化等效应的产生. Johnson-Cook本构模型认为，在高应变速率的情况下，材料会出现应变率强化、应变硬化以及热软化效应，因此，该模型可以较好地描述钛合金磨削过程中的变形行为，其表达式为[13]：σ=（A+Bεn）1+Cln1-（1）式中：σ为等效流动应力;A为材料的初始屈服强度;B为材料的硬化强度;ε表示材料的等效塑性应变;n为材料的应变硬化指数;C为应变率强化系数; [ε] 为等效应变率;[ε] 0为参考应变率;Tr为参考温度;T为变形温度;Tm为材料熔点;m为材料的温度软化系数.Ti6Al4V钛合金材料的本构模型参数如表1所示[7].1.2 材料失效准则从微观角度分析，钛合金材料的失效主要是由裂纹的形成与扩展引起的塑性断裂[14]. 本文采用基于应变分析的Johnson-Cook断裂准则来实现对材料失效过程的控制. 等效塑性应变的数值大小有没有超过材料的失效应变值，是应变失效准则判定有无失效现象发生的依据. Johnson-Cook断裂模型的失效参数ω定义如下：ω = （2）当ω > 1时，材料出现失效现象，同时将失效材料处的单元网格进行删除，可以认为此时磨屑与工件发生分离. 其中，Δ[εp]为等效塑性应变增量;[εp] f为临界等效塑性应变，其表达式如下.[εp] f =[D1+D2 exp（D3σ*）]（1+D4 ln[ε] *e）（1+D5T *）（3）式中：D1～D5为材料失效参数（取值分别为-0.090、0.250、-0.500、0.014、3.870）;σ* = p/σ表示无量纲力，p表示静水压力;[ε] *e = [ε] p/[ε] 0表示无量纲应变率;T * = （T - Tr）/（Tm - Tr）表示无量纲温度.1.3 几何模型在使用砂轮对工件进行磨削时，单颗磨粒的运动是磨削厚度改变的旋转运动，但是由于磨削弧长一般为毫米量级，而磨削厚度为微米量级，因此在一个较短的砂轮磨削行程中，可以将磨粒的运动看成是磨削厚度不变的直线运动. 分别对具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削Ti6Al4V钛合金的过程进行ABAQUS二维有限元仿真分析，正、负前角单颗磨粒磨削方案如图1所示.在单颗磨粒磨削有限元几何模型中，Ti6Al4V钛合金工件尺寸大小为0.2 mm × 0.06 mm，为了减少计算成本，同時又能够最大限度地保证仿真计算精度，将未变形切屑层网格、靠近磨削区域的工件基体部分的网格以及金刚石磨削刃附近的网格进行细化处理，简化后的单颗磨粒磨削有限元几何模型如图2所示. 模型中，刀具和工件采用的均是四节点温度位移耦合积分单元. 仿真时工件基体底部采用完全固定约束，左右边界只限制X方向的移动和转动. 将金刚石磨粒视为刚体，磨粒右上角设为参考点，并与磨粒绑定约束，磨削方向为水平向左. 模拟开始时将磨粒温度与工件温度均设置为与环境温度相同的20 ℃.Key words：grinding force;surface quality;positive rake angle（PRA）;single grit;finite element simulation当前，钛合金、硬质合金、工程陶瓷等难加工材料的精密加工大多通过金刚石砂轮、CBN砂轮等超硬磨料磨具磨削来完成. 但是，难加工材料的高硬度、高耐磨性给磨削加工带来了极大困难，容易导致磨削表面完整性差，影响这类材料的使用性能[1-2]. Ti6Al4V钛合金是一种典型的难加工材料，具有比强度高、热强度好、抗腐蚀性好等优良性能，在航空航天、汽车和医疗器械等领域得到了广泛的应用[3- 4]. 本文以Ti6Al4V钛合金作为仿真和试验的磨削加工对象.在磨削机理研究领域，将复杂的磨削过程简化成单颗磨粒磨削可以避免其他磨粒的影响，易于对磨粒几何参数进行优化控制，许多学者采用该方法研究了不同磨削条件下的磨削机理. Anderson等[5]使用单颗金刚石磨粒对AISI 4340合金钢进行磨削试验，并采用相同工艺参数进行了有限元仿真计算. 研究结果表明，磨削速度提高，法向力变大，切向力则减小，其主要原因是刀具與工件之间的摩擦因数减小以及切削机理的改变. Dai等[6]采用单颗金刚石对镍基高温合金开展了磨削试验，研究了磨削过程中磨粒磨损对材料去除的影响. 研究发现磨粒磨损主要表现为4种类型：前刀面新月形凹陷、后刀面磨损、磨粒微观破裂以及宏观断裂. 马志飞等[7]基于有限元法模拟了不同磨粒负前角下Ti6Al4V高速磨削时的磨屑形态、磨屑剪切角和磨削力的变化趋势. 仿真得到的磨屑形态和磨削力与试验具有较好的一致性. 尽管单颗磨粒磨削法已被广泛应用于磨削机理研究，并取得了一系列进展[8-10]，但针对正前角磨削机理的研究鲜有报道.研究表明，采用超短脉冲激光加工技术将金刚石磨粒顶部的倾斜角减小至小于90°，从而使传统的负前角磨削变成正前角磨削，可以有效地降低磨削力，减轻难加工材料的表面/亚表面损伤[11-12]. 为进一步探究正前角磨削机理，本文采用仿真与试验相结合的方法，对比研究不同工艺参数下具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削钛合金过程中磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度的变化规律，从而论证正前角磨削的可行性和优势.1 有限元仿真模型1.1 材料本构模型金属磨削加工是一个高应变、高应变率和高温的热力耦合过程，在这个过程中往往伴随着材料应变硬化、应变率强化等效应的产生. Johnson-Cook本构模型认为，在高应变速率的情况下，材料会出现应变率强化、应变硬化以及热软化效应，因此，该模型可以较好地描述钛合金磨削过程中的变形行为，其表达式为[13]：σ=（A+Bεn）1+Cln1-（1）式中：σ为等效流动应力;A为材料的初始屈服强度;B为材料的硬化强度;ε表示材料的等效塑性应变;n为材料的应变硬化指数;C为应变率强化系数; [ε] 为等效应变率;[ε] 0为参考应变率;Tr为参考温度;T为变形温度;Tm为材料熔点;m为材料的温度软化系数.Ti6Al4V钛合金材料的本构模型参数如表1所示[7].1.2 材料失效准则从微观角度分析，钛合金材料的失效主要是由裂纹的形成与扩展引起的塑性断裂[14]. 本文采用基于应变分析的Johnson-Cook断裂准则来实现对材料失效过程的控制. 等效塑性应变的数值大小有没有超过材料的失效应变值，是应变失效准则判定有无失效现象发生的依据. Johnson-Cook断裂模型的失效参数ω定义如下：ω = （2）当ω > 1时，材料出现失效现象，同时将失效材料处的单元网格进行删除，可以认为此时磨屑与工件发生分离. 其中，Δ[εp]为等效塑性应变增量;[εp] f为临界等效塑性应变，其表达式如下.[εp] f =[D1+D2 exp（D3σ*）]（1+D4 ln[ε] *e）（1+D5T *）（3）式中：D1～D5为材料失效参数（取值分别为-0.090、0.250、-0.500、0.014、3.870）;σ* = p/σ表示无量纲力，p表示静水压力;[ε] *e = [ε] p/[ε] 0表示无量纲应变率;T * = （T - Tr）/（Tm - Tr）表示无量纲温度.1.3 几何模型在使用砂轮对工件进行磨削时，单颗磨粒的运动是磨削厚度改变的旋转运动，但是由于磨削弧长一般为毫米量级，而磨削厚度为微米量级，因此在一个较短的砂轮磨削行程中，可以将磨粒的运动看成是磨削厚度不变的直线运动. 分别对具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削Ti6Al4V钛合金的过程进行ABAQUS二维有限元仿真分析，正、负前角单颗磨粒磨削方案如图1所示.在单颗磨粒磨削有限元几何模型中，Ti6Al4V钛合金工件尺寸大小为0.2 mm × 0.06 mm，为了减少计算成本，同时又能够最大限度地保证仿真计算精度，将未变形切屑层网格、靠近磨削区域的工件基体部分的网格以及金刚石磨削刃附近的网格进行细化处理，简化后的单颗磨粒磨削有限元几何模型如图2所示. 模型中，刀具和工件采用的均是四节点温度位移耦合积分单元. 仿真时工件基体底部采用完全固定约束，左右边界只限制X方向的移动和转动. 将金刚石磨粒视为刚体，磨粒右上角设为参考点，并与磨粒绑定约束，磨削方向为水平向左. 模拟开始时将磨粒温度与工件温度均设置为与环境温度相同的20 ℃.Key words：grinding force;surface quality;positive rake angle（PRA）;single grit;finite element simulation当前，钛合金、硬质合金、工程陶瓷等难加工材料的精密加工大多通过金刚石砂轮、CBN砂轮等超硬磨料磨具磨削来完成. 但是，难加工材料的高硬度、高耐磨性给磨削加工带来了极大困难，容易导致磨削表面完整性差，影响这类材料的使用性能[1-2]. Ti6Al4V钛合金是一种典型的难加工材料，具有比强度高、热强度好、抗腐蚀性好等优良性能，在航空航天、汽车和医疗器械等领域得到了广泛的应用[3- 4]. 本文以Ti6Al4V钛合金作为仿真和试验的磨削加工对象.在磨削机理研究领域，将复杂的磨削过程简化成单颗磨粒磨削可以避免其他磨粒的影响，易于对磨粒几何参数进行优化控制，许多学者采用该方法研究了不同磨削条件下的磨削机理. Anderson等[5]使用单颗金刚石磨粒对AISI 4340合金钢进行磨削试验，并采用相同工艺参数进行了有限元仿真计算. 研究结果表明，磨削速度提高，法向力变大，切向力则减小，其主要原因是刀具与工件之间的摩擦因数减小以及切削机理的改变. Dai等[6]采用单颗金刚石对镍基高温合金开展了磨削试验，研究了磨削过程中磨粒磨损对材料去除的影响. 研究发现磨粒磨损主要表现为4种类型：前刀面新月形凹陷、后刀面磨损、磨粒微观破裂以及宏观断裂. 马志飞等[7]基于有限元法模拟了不同磨粒负前角下Ti6Al4V高速磨削时的磨屑形态、磨屑剪切角和磨削力的变化趋势. 仿真得到的磨屑形态和磨削力与试验具有较好的一致性. 尽管单颗磨粒磨削法已被广泛应用于磨削机理研究，并取得了一系列进展[8-10]，但针对正前角磨削机理的研究鲜有报道.研究表明，采用超短脉冲激光加工技术将金刚石磨粒顶部的倾斜角减小至小于90°，从而使传统的负前角磨削变成正前角磨削，可以有效地降低磨削力，减轻难加工材料的表面/亚表面损伤[11-12]. 为进一步探究正前角磨削机理，本文采用仿真与试验相结合的方法，对比研究不同工艺参数下具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削钛合金过程中磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度的变化规律，从而论证正前角磨削的可行性和优势.1 有限元仿真模型1.1 材料本构模型金属磨削加工是一个高应变、高应变率和高温的热力耦合过程，在这个过程中往往伴随着材料应变硬化、应变率强化等效应的产生. Johnson-Cook本构模型认为，在高应变速率的情况下，材料会出现应变率强化、应变硬化以及热软化效应，因此，该模型可以较好地描述钛合金磨削过程中的变形行为，其表达式为[13]：σ=（A+Bεn）1+Cln1-（1）式中：σ为等效流动应力;A为材料的初始屈服强度;B为材料的硬化强度;ε表示材料的等效塑性应变;n为材料的应变硬化指数;C为应变率强化系数; [ε] 为等效应变率;[ε] 0为参考应变率;Tr为参考温度;T为变形温度;Tm为材料熔点;m为材料的温度软化系数.Ti6Al4V钛合金材料的本构模型参数如表1所示[7].1.2 材料失效准则从微观角度分析，钛合金材料的失效主要是由裂纹的形成与扩展引起的塑性断裂[14]. 本文采用基于应变分析的Johnson-Cook断裂准则来实现对材料失效过程的控制. 等效塑性应变的数值大小有没有超过材料的失效应变值，是应变失效准则判定有无失效现象发生的依据. Johnson-Cook断裂模型的失效参数ω定义如下：ω = （2）当ω > 1时，材料出现失效现象，同时将失效材料处的单元网格进行删除，可以认为此时磨屑与工件发生分离. 其中，Δ[εp]为等效塑性应变增量;[εp] f为临界等效塑性应变，其表达式如下.[εp] f =[D1+D2 exp（D3σ*）]（1+D4 ln[ε] *e）（1+D5T *）（3）式中：D1～D5為材料失效参数（取值分别为-0.090、0.250、-0.500、0.014、3.870）;σ* = p/σ表示无量纲力，p表示静水压力;[ε] *e = [ε] p/[ε] 0表示无量纲应变率;T * = （T - Tr）/（Tm - Tr）表示无量纲温度.1.3 几何模型在使用砂轮对工件进行磨削时，单颗磨粒的运动是磨削厚度改变的旋转运动，但是由于磨削弧长一般为毫米量级，而磨削厚度为微米量级，因此在一个较短的砂轮磨削行程中，可以将磨粒的运动看成是磨削厚度不变的直线运动. 分别对具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削Ti6Al4V钛合金的过程进行ABAQUS二维有限元仿真分析，正、负前角单颗磨粒磨削方案如图1所示.在单颗磨粒磨削有限元几何模型中，Ti6Al4V钛合金工件尺寸大小为0.2 mm × 0.06 mm，为了减少计算成本，同时又能够最大限度地保证仿真计算精度，将未变形切屑层网格、靠近磨削区域的工件基体部分的网格以及金刚石磨削刃附近的网格进行细化处理，简化后的单颗磨粒磨削有限元几何模型如图2所示. 模型中，刀具和工件采用的均是四节点温度位移耦合积分单元. 仿真时工件基体底部采用完全固定约束，左右边界只限制X方向的移动和转动. 将金刚石磨粒视为刚体，磨粒右上角设为参考点，并与磨粒绑定约束，磨削方向为水平向左. 模拟开始时将磨粒温度与工件温度均设置为与环境温度相同的20 ℃.Key words：grinding force;surface quality;positive rake angle（PRA）;single grit;finite element simulation当前，钛合金、硬质合金、工程陶瓷等难加工材料的精密加工大多通过金刚石砂轮、CBN砂轮等超硬磨料磨具磨削来完成. 但是，难加工材料的高硬度、高耐磨性给磨削加工带来了极大困难，容易导致磨削表面完整性差，影响这类材料的使用性能[1-2]. Ti6Al4V钛合金是一种典型的难加工材料，具有比强度高、热强度好、抗腐蚀性好等优良性能，在航空航天、汽车和医疗器械等领域得到了广泛的应用[3- 4]. 本文以Ti6Al4V钛合金作为仿真和试验的磨削加工对象.在磨削机理研究领域，将复杂的磨削过程简化成单颗磨粒磨削可以避免其他磨粒的影响，易于对磨粒几何参数进行优化控制，许多学者采用该方法研究了不同磨削条件下的磨削机理. Anderson等[5]使用单颗金刚石磨粒对AISI 4340合金钢进行磨削试验，并采用相同工艺参数进行了有限元仿真计算. 研究结果表明，磨削速度提高，法向力变大，切向力则减小，其主要原因是刀具与工件之间的摩擦因数减小以及切削机理的改变. Dai等[6]采用单颗金刚石对镍基高温合金开展了磨削试验，研究了磨削过程中磨粒磨损对材料去除的影响. 研究发现磨粒磨损主要表现为4种类型：前刀面新月形凹陷、后刀面磨损、磨粒微观破裂以及宏观断裂. 马志飞等[7]基于有限元法模拟了不同磨粒负前角下Ti6Al4V高速磨削时的磨屑形态、磨屑剪切角和磨削力的变化趋势. 仿真得到的磨屑形态和磨削力与试验具有较好的一致性. 尽管单颗磨粒磨削法已被广泛应用于磨削机理研究，并取得了一系列进展[8-10]，但针对正前角磨削机理的研究鲜有报道.研究表明，采用超短脉冲激光加工技术将金刚石磨粒顶部的倾斜角减小至小于90°，从而使传统的负前角磨削变成正前角磨削，可以有效地降低磨削力，减轻难加工材料的表面/亚表面损伤[11-12]. 为进一步探究正前角磨削机理，本文采用仿真与试验相结合的方法，对比研究不同工艺参数下具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削钛合金过程中磨削力、磨削加工表面形貌和表面粗糙度的变化规律，从而论证正前角磨削的可行性和优势.1 有限元仿真模型1.1 材料本构模型金属磨削加工是一个高应变、高应变率和高温的热力耦合过程，在这个过程中往往伴随着材料应变硬化、应变率强化等效应的产生. Johnson-Cook本构模型认为，在高应变速率的情况下，材料会出现应变率强化、应变硬化以及热软化效应，因此，该模型可以较好地描述钛合金磨削过程中的变形行为，其表达式为[13]：σ=（A+Bεn）1+Cln1-（1）式中：σ为等效流动应力;A为材料的初始屈服强度;B为材料的硬化强度;ε表示材料的等效塑性应变;n为材料的应变硬化指数;C为应变率强化系数; [ε] 为等效应变率;[ε] 0为参考应变率;Tr为参考温度;T为变形温度;Tm为材料熔点;m为材料的温度软化系数.Ti6Al4V钛合金材料的本构模型参数如表1所示[7].1.2 材料失效准则从微观角度分析，钛合金材料的失效主要是由裂纹的形成与扩展引起的塑性断裂[14]. 本文采用基于应变分析的Johnson-Cook断裂准则来实现对材料失效过程的控制. 等效塑性应变的数值大小有没有超过材料的失效应变值，是应变失效准则判定有无失效现象发生的依据. Johnson-Cook断裂模型的失效参数ω定义如下：ω = （2）当ω > 1时，材料出现失效现象，同时将失效材料处的单元网格进行删除，可以认为此时磨屑与工件发生分离. 其中，Δ[εp]为等效塑性应变增量;[εp] f为临界等效塑性应变，其表达式如下.[εp] f =[D1+D2 exp（D3σ*）]（1+D4 ln[ε] *e）（1+D5T *）（3）式中：D1～D5为材料失效参数（取值分别为-0.090、0.250、-0.500、0.014、3.870）;σ* = p/σ表示无量纲力，p表示静水压力;[ε] *e = [ε] p/[ε] 0表示无量纲应变率;T * = （T - Tr）/（Tm - Tr）表示无量纲温度.1.3 几何模型在使用砂轮对工件进行磨削时，单颗磨粒的運动是磨削厚度改变的旋转运动，但是由于磨削弧长一般为毫米量级，而磨削厚度为微米量级，因此在一个较短的砂轮磨削行程中，可以将磨粒的运动看成是磨削厚度不变的直线运动. 分别对具有正前角和负前角的单颗金刚石磨粒磨削Ti6Al4V钛合金的过程进行ABAQUS二维有限元仿真分析，正、负前角单颗磨粒磨削方案如图1所示.在单颗磨粒磨削有限元几何模型中，Ti6Al4V钛合金工件尺寸大小为0.2 mm × 0.06 mm，为了减少计算成本，同时又能够最大限度地保证仿真计算精度，将未变形切屑层网格、靠近磨削区域的工件基体部分的网格以及金刚石磨削刃附近的网格进行细化处理，简化后的单颗磨粒磨削有限元几何模型如图2所示. 模型中，刀具和工件采用的均是四节点温度位移耦合积分单元. 仿真时工件基体底部采用完全固定约束，左右边界只限制X方向的移动和转动. 将金刚石磨粒视为刚体，磨粒右上角设为参考点，并与磨粒绑定约束，磨削方向为水平向左. 模拟开始时将磨粒温度与工件温度均设置为与环境温度相同的20 ℃.Key words：grinding force;surface quality;positive rake angle（PRA）;single grit;finite element simulation当前，钛合金、硬质合金、工程陶瓷等难加工材料的精密加工大多通过金刚石砂轮、CBN砂轮等超硬磨料磨具磨削来完成. 但是，难加工材料的高硬度、高耐磨性给磨削加工带来了极大困难，容易导致磨削表面完整性差，影响这类材料的使用性能[1-2]. Ti6Al4V钛合金是一种典型的难加工材料，具有比强度高、热强度好、抗腐蚀性好等优良性能，在航空航天、汽车和医疗器械等领域得到了广泛的应用[3- 4]. 本文以Ti6Al4V钛合金作为仿真和试验的磨削加工对象.在磨削机理研究领域，将复杂的磨削过程简化成单颗磨粒磨削可以避免其他磨粒的影响，易于对磨粒几何参数进行优化控制，许多学者采用该方法研究了不同磨削条件下的磨削机理. Anderson等[5]使用单颗金刚石磨粒对AISI 4340合金钢进行磨削试验，并采用相同工艺参。
单颗磨粒磨削仿真研究进展
单颗磨粒磨削仿真研究进展刘伟;刘仁通;邓朝晖;商圆圆【摘要】概述了传统磨削仿真的基本方法及发展过程,总结了磨粒模型和工件模型的研究现状,具体分析了有限元法、光滑流体粒子动力学法、分子动力学法以及综合仿真方法等应用于单颗磨粒磨削材料的去除机理、戍屑机理、工件表面质量以及磨粒磨损等仿真中的研究现状,最后阐述了各类仿真方法的局限性,并提出了单颗磨粒磨削仿真进一步的发展前景.【期刊名称】《宇航材料工艺》【年(卷),期】2018(048)004【总页数】8页(P1-8)【关键词】单颗磨粒;磨削仿真;有限元;光滑流体粒子动力学;分子动力学【作者】刘伟;刘仁通;邓朝晖;商圆圆【作者单位】湖南科技大学智能制造研究院难加工材料高效精密加工湖南省重点实验室,湘潭411201;湖南科技大学智能制造研究院难加工材料高效精密加工湖南省重点实验室,湘潭411201;湖南科技大学智能制造研究院难加工材料高效精密加工湖南省重点实验室,湘潭411201;湖南科技大学智能制造研究院难加工材料高效精密加工湖南省重点实验室,湘潭411201【正文语种】中文【中图分类】TP391.90 引言随着新磨料磨具的出现，磨削加工精度与效率得到提高，在工业、国防军工、航天航空等精密加工领域得到广泛的应用。
磨削加工机理较为复杂，影响因素众多，工件材料特性、砂轮表面形貌、磨粒分布、磨削工艺参数等因素耦合作用决定磨削加工过程，磨削加工表面形貌是多颗磨粒的切削轨迹累积获得[1]。
磨削加工机理研究可从单颗磨粒磨削出发，将单颗磨粒切削结果在磨削加工区域进行有效集成，进而解释磨削加工过程中的各类物理现象，而实际上单颗磨粒磨削是对复杂磨削过程的一种简化分析手段，并不是一个真实的磨削加工工艺，与实际磨削过程差别很大。
因此单颗磨粒的磨削一般只能对磨粒加工的材料去除与成屑机理及磨粒磨损等具有一定的参考价值[2]。
单颗磨粒磨削仿真是认识复杂磨削作用的一种重要手段，把磨粒抽象为具有一定规则的几何形状，用金刚石或其他材料压头做滑擦、压痕或运动学仿真[3]。
基于DEFORM-3D单颗磨粒切削仿真与研究
基于DEFORM-3D单颗磨粒切削仿真与研究刘晓初;陈凡;赵传;何铨鹏【摘要】建立了单颗磨粒几何模型,运用DEFORM-3D有限元软件模拟AI203磨粒与45钢不同相对位置(旋转角度)时磨削力、等效应力、等效应变与磨削温度的变化规律,仿真结果表明:随着磨粒旋转角度的增大,法向磨削力和切向磨削力都增大,其比值约为(1～1.3),磨削温度先增大后减小,磨粒旋转角度越小,越易形成切屑,等效应力最大位置是磨粒耕犁作用产生的堆积材料挤压周围材料的那部分区域,而等效应变的最大位置是磨粒前刀面与工件接触的区域.单颗磨粒切削仿真为磨削加工之前磨削力与磨削温度的预测提供理论依据,也为砂轮的制备提供了参考.【期刊名称】《机械设计与制造》【年(卷),期】2016(000)010【总页数】5页(P69-73)【关键词】DEFORM-3D;单颗磨粒;磨削力;磨削温度;旋转角度【作者】刘晓初;陈凡;赵传;何铨鹏【作者单位】广州大学机械与电气工程学院,广东广州510006;金属材料强化研磨高性能加工重点实验室,广东广州510006;广州大学机械与电气工程学院,广东广州510006;金属材料强化研磨高性能加工重点实验室,广东广州510006;广州大学机械与电气工程学院,广东广州510006;金属材料强化研磨高性能加工重点实验室,广东广州510006;广州大学机械与电气工程学院,广东广州510006;金属材料强化研磨高性能加工重点实验室,广东广州510006【正文语种】中文【中图分类】TH16磨削过程实际上就是磨具表面大量排列参差不齐、分布不规则的形状各异的磨粒共同完成的切削过程［1］，由于磨粒的切入深度不同，因此磨削过程包括滑擦、耕犁和切削三个阶段。
磨削力与磨削温度是砂轮磨削加工中两个重要的参数。
磨削力产生于滑擦、耕犁和切削三个阶段，而每个阶段对磨削力的影响主要取决于磨料、工件材料、磨削液、化学反应及磨刃形状［2］。
磨削温度主要来自于磨粒与工件的耕犁和切削作用，而磨削力，磨削温度与砂轮耐用度、磨削表面粗糙度、比磨削能等均有直接的关系。
轴承钢球微观磨粒磨削过程的数值模拟
削试验来研究磨削 力、切屑的形成和次表面损 伤 等 [ 1- 4] 。
磨削过程是一个复杂的塑 性变形过程, 涉 及 到弹塑性理论、金属物理学、传热学等学科, 用 传 统方法很难精确描述。随着虚拟仿真技术在机械 制造业中不断发展, 越来越多的学者将数值模 拟 方法应用到切削加 工领域, 逐渐形成了金属切 削 加工仿真技术 [ 5 ] 。在各种有限元分析软件中, D eform - 2D专门用于模拟各种金属成形过程, 是模 拟材料流动的理想 工具, 其模拟引擎是基于经 过 修订的拉格朗日定理, 属于刚塑性有限元方法 [ 6] 。
为刚塑性变形体。 Deform - 2D 具有强大的网格划 分功能, 其单 元类型 为四边 形单元, 工件 划分 为 3 000个单元, 磨粒划分为 150个单元, 单元厚度和 尺寸比例均为 1。图 3为磨粒磨削的有限元模型。
图 3 磨粒磨削有限元模型
磨粒磨削属于热力耦合有 限元问题, 对于 此 类问题, 一般要设定变形边界条件和传热边界 条 件。由于工件被定义为 刚塑性变形体, 切削过 程 中会发生弹塑性变形, 同时伴随着温度的升高, 所 以要定义两种边 界条件; 而磨 粒为刚 体, 在磨削 过程中忽略弹塑性变形, 故只考虑热力学边界条 件。
= - 40
= - 30
= - 20
= - 10
图 5 不同前角下的切屑形态
3. 2 主磨削力
磨粒磨削过程中最重要的一个指标就是磨削
力的大小, 图 6为模拟得出的不同前角 下的 x 方
向磨削力的变化曲线。以前角 = - 30 为例可以
看出: 磨粒未接触工件之前, 磨削力为 0; 当磨粒接
触工件之后, 磨削力几乎线性增加, 增大到一定程
取见表 1。
有限元模拟颗粒压实效应
有限元模拟颗粒压实效应1.引言1.1 概述概述部分的内容可以从以下的角度进行描述：概述部分为读者提供了对整篇文章的整体了解，并介绍了文章讨论的主题和内容。
本篇文章旨在通过有限元模拟方法来研究颗粒压实的效应。
颗粒压实是指将松散颗粒通过施加压力使之变得更加紧密的过程。
这个过程在多个领域中都具有重要的应用价值，如土壤力学、岩石力学、混凝土工程等。
通过有限元模拟方法，我们可以在计算机上对颗粒在受力情况下的压实过程进行模拟和分析。
有限元模拟方法是一种非常有效的数值方法，可以用来解决实际问题中的力学和物理现象。
它通过将连续体分割为有限数量的小元素，将物体的力学和物理性质以数学形式进行描述，并利用计算机进行数值求解。
在研究颗粒压实效应时，有限元模拟方法可以提供详细的应力和变形分布，进而分析颗粒压实的力学行为和影响因素。
本篇文章将首先介绍有限元模拟方法的基本原理和步骤。
然后，我们将详细探讨颗粒压实的原理和影响因素，包括颗粒形状、颗粒间的力学相互作用、应力传递机制等。
在仿真模拟中，我们将考虑不同颗粒参数的变化对压实效应的影响，并通过数值实验进行验证和分析。
最后，在结论部分，我们将对仿真结果进行分析，并讨论颗粒压实的研究意义和应用前景。
通过本文的研究，我们希望能够深入理解颗粒压实的力学行为，为相关领域的工程设计和实际应用提供科学依据。
通过本篇文章的阅读，读者将能够了解有限元模拟方法在颗粒压实效应研究中的应用，以及颗粒压实的基本原理和影响因素。
同时，本研究的结果对于土壤力学、岩石力学及混凝土工程等领域的工程设计和实际应用具有重要指导意义。
1.2文章结构文章结构部分的内容可以如下所示：1.2 文章结构本篇长文主要包括以下几个部分：1. 引言：首先对颗粒压实效应进行概述，介绍有限元模拟在颗粒压实效应研究中的重要性和应用背景。
进一步明确本文的目的和意义。
2. 正文：该部分主要分为两个子节。
2.1 有限元模拟方法：首先对有限元模拟方法进行解释和介绍，包括有限元模型的建立和数值计算的基本原理。
基于有限元及神经网络的磨削温度仿真预测
ｄ ｉ ｓ ｔ ｉ ｒ ｂ ｕ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｔ ｈ ｅ ｇ ｉｎ ｒ ｄ ｉ ｎ ｇ ｔ ｅ ｍｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｉ ｆ ｌ ｅ ｄ ｗａ ｓ ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｅ ｄ ａ ｎ ｄ ｆ ｏ ｒ ｅ ｃ ａ ｓ ｔ ｅ ｄ ．Ｆ ｉ ｒ ｓ ｔ ｌ ｙ ， ｔ ｈ ｅ ｇ ｒ ｉ ｎ ｄ ｉ ｎ ｇ ｔ ｅ ｍｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｌ ｆ ｉ ｅ ｄ ｗ ａ ｓ ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｅ ｄ ｂ ｙ Ｆ Ｅ Ｍ ｍｅ ｔ ｈ ｏ ｄ ， ａ ｎ ｄ ｔ ｈ ｅ ａ ｃ ｃ ｕ ｒ ａ ｃ ｙ ｏ ｆ ｔ ｈ ｅ ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｒ ｅ ｓ ｕ ｌ ｔ ｗ ａ ｓ ｖ ｅ ｒ ｉ ｉ ｆ ｅ ｄ ｂ ｙ ｅ ｘ ｐ ｅ ｉ ｒ ｍｅ ｎ ｔ ．Ｔ ｈ ｅ ｎ ， ｔ ｈ ｅ
结 果表 明 ： 采用有 限元 和神经 网络 相结合 的方法 对磨削温度进行仿 真预测具有较 高的准确 性 ， 为实际 应用 中磨削参 数的选
取提供 限元 ； 神经 网络 ； 仿真 ； 预测
中 图分 类号 ： Ｔ Ｇ１ ５ ６ ． ３ ３ ： Ｔ Ｇ ５ ８ ０ ． ６ ３ １ 文献标识码 ：Ａ 国家标 准学科分 类代码 ： ４ ６ ０ ． ３ ０ ３ ０
Ｍａ Ｚ ｈ ａ ｎ ｌ ｏ ｎ ｇ Ｗａ ｎ ｇ Ｇａ ｏ ｗｅ ｎ Ｚ ｈ ａ ｎ ｇ Ｊ ｉ ａ ｎ Ｇ ｕ Ｙ ｏ ｎ ｇ ｑ ｉ ａ ｎ ｇ Ｄ ａ ｉ Ｌ ｅ ｉ Ｐ ｅ ｎ ｇ Ｌ ｉ ｒ ｏ ｎ ｇ
（ Ｓ ｔ ａ ｔ ｅ Ｋ ｅ ｙ Ｌ ａ ｂ ｏ ｒ ａ ｔ ｏ ｒ ｙ ｏ ｆ Ａ ｐ ｐ ｌ ｉ ｅ ｄ Ｏ ｐ ｔ ｉ ｃ ｓ ， Ｃ ｈ ａ ｎ ｇ ｃ ｈ ｕ ｎ Ｉ ｎ ｓ ｔ ｉ ｔ ｕ ｔ ｅ ｏ ｆ Ｏ ｐ ｔ ｉ ｃ ｓ ， Ｆ ｉ ｎ ｅ Ｍｅ ｃ ｈ ａ ｎ ｉ ｃ ｓ ａ ｎ ｄ Ｐ ｈ ｙ ｓ ｉ ｃ ｓ ， Ｃ ｈ ｉ ｎ ｅ ｓ ｅ Ａ ｃ ａ ｄ ｅ ｍ ｙ ｏ ｆ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ ， Ｃ ｈ ａ ｎ ｇ ｃ ｈ ｕ ｎ， １ ３ ０ ０ ３ ３， Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ ）
超精密单点金刚石车削加工有限元仿真
超精密单点金刚石车削加工有限元仿真作者：王浩杜雪张志辉1 概述超精密加工，在精度等级上代表了发展的最高阶段。
通常，按加工精度等级，可将机械加工分为普通加工、精密加工、超精密加工三个不同阶段。
随着生产技术的不断发展，划分的界限也逐渐向前推移。
就加工精度等级而言，当前普遍认为：精密加工的精度为1-0.1mμ、表面粗糙度为Ra 0.1-0.025mμ；超精密加工的精度高于0.1mμ、表面粗糙度Ra小于0.025mμ。
精密和超精密加工主要包括下列三种不同的工艺技术：(1)超精密切削加工；(2)精密和超精密磨削和研磨；(3)精密特种加工，如电子束、离子束加工技术等。
单点金刚石车削（SPDT）加工技术（图1）是超精密加工中常用的技术。
由于金刚石的硬度高、耐磨性强、导热性优越，金刚石刀具的刃口可以非常锋利（刃口半径可以小于0.05mμ甚至更小），而且金刚石与有色金属的亲和力小。
对于铜、铝等有色金属以及塑料可以采用单点金刚石车削的方法，进行数控加工，直接得到超精密的光学表面。
图1 金刚石刀具与单点金刚石车削设备有限单元法作为一种计算机仿真技术与求解方法，已经被广泛应用于科学研究的各个领域。
计算机仿真实验的方法减少了物理实验的成本，加速了实验的过程。
近年来，有限元仿真方法也被广泛的应用于加工过程的仿真中，作为一种预测切削力与工件表面质量的工具。
本文主要介绍使用MSC.Marc进行单点金刚石车削原理的仿真方法。
2 超精密单点金刚石车削原理理想状态下，采用圆弧刃单点金刚石刀具进行超精密撤销加工时，在工件加工表面形成轮廓峰和轮廓谷，它们之间的距离，就是所谓的理论残留高度或者理论粗糙度（如图2a）。
图2 单点金刚石切削原理示意图在实际超精密切削塑性金属时，主切削刃和前刀面的主要任务是去除金属，切削层在前刀面的挤压作用下发生剪切滑移和塑性变形，然后形成切屑沿前刀面流出（如图2b）。
前刀面的形状直接影响塑性变形的程度、切屑的卷曲形式和切屑刀具之间的摩擦特性，并直接对切削力、切削温度、切屑的折断方式和加工表面质量形成显著影响。
微粒子喷丸单颗粒冲击的因次分析与仿真研究
微粒子喷丸单颗粒冲击的因次分析与仿真研究张海; 吕文博; 宋晓庆; 韩俊豪; 赵武【期刊名称】《《河南理工大学学报（自然科学版）》》【年(卷),期】2019(038)001【总页数】6页(P83-88)【关键词】微粒子; 喷丸; 单颗粒冲击; 因次分析; 有限元【作者】张海; 吕文博; 宋晓庆; 韩俊豪; 赵武【作者单位】河南理工大学机械与动力工程学院河南焦作454000【正文语种】中文【中图分类】TG170 引言与传统喷丸相比，微粒子喷丸(wonder process craft,WPC，直径0.02～0.20 mm)既能在材料表面附近产生更高的残余压应力，又能降低材料表面粗糙度，故可用于表面光洁度和抗疲劳性能要求较高的零部件进行表面处理[1-4]。
生产实际中常以弧高度试片法来评价喷丸强度。
但喷丸强度与喷丸工艺参数不具有一一对应的关系，即同样的喷丸强度可以通过不同的工艺参数组合实现，而工艺参数不同，喷丸处理后工件的残余应力场也不同，即相同的喷丸强度可以有不同的强化效果，且弧高度试片法无法给出残余压应力场的定量描述[5-6]。
为此，李金魁等[7]提出了用无量纲冲击弹痕直径作为量度喷丸强度新参量的思想，并通过试验证明了无量纲弹痕直径(弹痕直径与喷丸直径之比)与无量纲残余压应力层深度(残余压应力层深度与喷丸直径之比)具有线性关系。
李金魁等[8]定性研究了5种直径的GCr15钢丸在系列载荷下，静压于经不同热处理的40Cr靶材后的压痕直径分布规律，建立了残余应力场和载荷F与压痕直径的关系。
李欣等[9]，李金魁等[10]提出了单喷丸冲击计算弹痕直径和多喷丸顺序冲击计算残余应力场的有限元模型，针对40Cr钢利用有限元分析软件ABAQUS计算了残余应力场深度、表面残余压应力和最大残余压应力等特征值。
喷丸处理后的残余压应力场既与靶材、喷丸材料有关，也与喷丸直径、速度、靶距、入射角等有关。
当靶材、喷丸材料、靶距、入射角等确定后，靶材上的冲击痕(简称弹痕)直径和深度，以及残余压应力场等均是喷丸直径和喷丸速度的函数。