鄭向周

(運(yùn)城職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)電工程系，山西 運(yùn)城 044000)

0 引言

鈦合金作為航天、醫(yī)療器械和核電等領(lǐng)域廣泛使用的材料，具有比強(qiáng)度高、耐腐蝕性好和抗高溫性能強(qiáng)等良好性能[1]。單鈦合金也是一種典型的難加工材料。在精密與超精密的磨削加工中，鈦合金的導(dǎo)熱性差和韌性大等特點(diǎn)也使得磨削區(qū)的磨削力和磨削溫度都較高，這給加工過(guò)程帶來(lái)了一定的困難[2]。在介觀尺度下研究鈦合金的磨削過(guò)程的規(guī)律時(shí)，微觀尺寸不易把握，實(shí)驗(yàn)很難實(shí)現(xiàn)真實(shí)的磨粒微磨削的切削過(guò)程，并且實(shí)驗(yàn)成本很高。因此利用有限元軟件進(jìn)行仿真分析能達(dá)到省時(shí)省力的效果。

SU等[3]采用ALE網(wǎng)格劃分技術(shù)，建立了一種具有四凌錐切刃的單顆磨粒磨削模型。言蘭等[4]采用FEM分析了單磨粒磨削D2鋼時(shí)磨削速度對(duì)磨削溫度的影響。廖熙淘等[5]采用有限元分析來(lái)研究了磨削過(guò)程中的磨屑形成機(jī)理。劉偉等[6]對(duì)單顆金剛石磨粒切削氮化硅陶瓷進(jìn)行仿真與試驗(yàn)研究，分析了工件材料的切屑去除、切削力變化以及應(yīng)力動(dòng)態(tài)變化與分布等現(xiàn)象，并對(duì)有限元仿真的正確性進(jìn)行了驗(yàn)證。

目前，尚未見針對(duì)TC4合金材料切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力受單顆磨粒磨削時(shí)磨削深度、磨削速度和磨粒圓錐角影響的綜合分析。文中針對(duì)單磨粒磨削時(shí)工件材料受磨粒磨削參數(shù)——磨削深度、磨削速度和磨粒圓錐角的影響，利用有限元軟件ABAQUS的Explicit模塊建立熱-力耦合的單顆磨粒磨削仿真平面模型，并對(duì)磨削過(guò)程中切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的變化情況進(jìn)行分析。

1 單顆磨粒磨削的模型建立

磨粒磨削的外形特征有別于普通車削，磨粒磨削時(shí)為磨粒頭部的半圓弧面與工件材料接觸，因此將磨粒磨削部位簡(jiǎn)化成圓錐角為θ的圓錐體[7]。磨粒磨削刃的等效半徑為r，磨削深度為h。用三角形網(wǎng)格單元和四邊形網(wǎng)格單元分別對(duì)磨粒和工件進(jìn)行劃分，如圖1所示。工件兩個(gè)上表面和左右邊均采用密度偏離撒種，工件模型網(wǎng)格總單元數(shù)為5715，總節(jié)點(diǎn)數(shù)為5935。當(dāng)磨粒刃圓半徑r為0.1μm和1μm時(shí)，工件的幾何尺寸為40μm×12μm；當(dāng)磨粒刃圓半徑r為10μm時(shí)，工件的幾何尺寸為400μm×1200μm。

(a)磨粒網(wǎng)格

(b)工件網(wǎng)格圖1 磨粒和工件的有限元網(wǎng)格劃分

在介觀尺度下，精密與超精密磨削會(huì)使材料的應(yīng)力變化不同于普通磨削。許多學(xué)者實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：材料在介觀尺度下的變形，其應(yīng)力分布出現(xiàn)應(yīng)變梯度效應(yīng)的現(xiàn)象。建立熱-力耦合的正交微磨削有限元仿真平面模型，設(shè)置接觸面的傳熱系數(shù)為0.9。為簡(jiǎn)化模型分析，做以下假設(shè)[8]：①磨粒的磨削簡(jiǎn)化為為平面切削過(guò)程；②磨削過(guò)程視為穩(wěn)態(tài)切削過(guò)程；③磨削溫度不足以使材料有金相組織等變化；④刀具被約束為剛體。

為體現(xiàn)介觀尺度下應(yīng)變梯度的材料本構(gòu)模型，選擇Johnson-Cook模型，其數(shù)學(xué)模型為[8]：

(1)

運(yùn)用有限元軟件ABAQUS的Explicit模塊對(duì)單顆磨粒正交磨削過(guò)程進(jìn)行仿真分析。其邊界條件設(shè)置如下：①工件三條邊的平面自由度受約束；②給刀具設(shè)定一參考點(diǎn)，在此點(diǎn)上添加向左的速度自由度，其他均被約束。如圖2所示。

圖2 單顆磨粒磨削模型的邊界條件約束

該模型選用罰函數(shù)的摩擦模型，摩擦因數(shù)為0.5。TC4鈦合金材料性能參數(shù)如表1所示[9]。

表1 工件和磨粒材料參數(shù)

2 結(jié)果及分析

2.1 仿真結(jié)果

單顆磨粒的仿真磨削過(guò)程如圖3所示。從圖上可看出，該模型證明了在介觀尺度下磨削時(shí)工件材料應(yīng)力分布的應(yīng)變梯度效應(yīng)現(xiàn)象。從放大圖中可看出切屑變形區(qū)應(yīng)力分布不均的特點(diǎn)——切屑內(nèi)的應(yīng)力以磨粒與切屑接觸表面的某一點(diǎn)為中心向切屑根部呈梯度變化的現(xiàn)象，應(yīng)力先增大后減小，從而在切屑與磨粒的接觸附近出現(xiàn)應(yīng)力梯度現(xiàn)象，這會(huì)對(duì)切屑的塑性形成過(guò)程以及磨削后工件表面的質(zhì)量產(chǎn)生一定的影響[10]。

圖3 單顆磨粒磨削仿真模型

改變單顆磨粒磨削的磨削深度h、磨削速度v與圓錐角θ的數(shù)值大小，如圖4所示。圖4分別表示不同磨削深度、圓錐角和磨削速度的仿真效果圖。從四張圖可以看出，所用幾種參數(shù)不同，與磨粒切刃部位接觸的材料表面應(yīng)力分布也有所差異。具體從圖4a和圖4b可看出其它參數(shù)不變僅改變磨削深度，增大磨削深度后高應(yīng)力區(qū)向切削根部轉(zhuǎn)移；從圖4b和圖4c可看出其它參數(shù)不變僅改變圓錐角度，增大圓錐角可能會(huì)使得切削第二變形區(qū)有高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)，這會(huì)加劇磨粒表面的磨損；從圖4c和圖4d可看出其它參數(shù)不變僅改變磨削速度，切削第二變形區(qū)的高壓區(qū)依然存在，應(yīng)力只有微弱的減少。

(a) θ=30°，r=1μm，h=0.3μm，v=60m/min

(b) θ=30°，r=1μm，h=3μm，v=60m/min

(c) θ=90°，r=1μm，h=3μm，v=60m/min

(d) θ=90°，r=1μm，h=3μm，v=180m/min圖4 不同參數(shù)的單顆磨粒磨削仿真模型

2.2 數(shù)據(jù)分析

針對(duì)單磨粒磨削工件時(shí)材料表面形成隆起切屑變形區(qū)的最小流動(dòng)應(yīng)力(σ-Min)和最大流動(dòng)應(yīng)力(σ-Max)以及流動(dòng)應(yīng)力的差值(Δσ)進(jìn)行分析。接下來(lái)將具體研究單磨粒磨削深度、磨削速度和圓錐角的變化對(duì)以上三個(gè)因變量的影響。

(1)磨削深度取h=0.2，0.3，0.5，1，1.5，2，2.5，3μm；采集仿真數(shù)據(jù)并繪制曲線圖，如圖5所示。由圖可知，在磨削深度很小時(shí)，切屑變形區(qū)的應(yīng)力大小體現(xiàn)越小越強(qiáng)的現(xiàn)象，即在介觀尺度下的應(yīng)力梯度效應(yīng)現(xiàn)象，隨著磨削深度的增加，流動(dòng)應(yīng)力先降低并趨于穩(wěn)定。然而在磨削深度h<0.5μm時(shí)Δσ數(shù)值在200MPa左右，隨著磨削深度的增加Δσ逐漸增大。Δσ數(shù)值越小，則切屑的塑性變形越穩(wěn)定，從而減少切屑的崩裂去除并提高工件表面的平整度。

圖5 磨削深度對(duì)切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的影響

(2)磨削速度取v=30，60，90，120，150，180，210，240，270m/min；采集仿真數(shù)據(jù)并繪制曲線圖，如圖6所示。由圖可知，切屑變形區(qū)最大流動(dòng)應(yīng)力變化很?。蛔钚×鲃?dòng)應(yīng)力先減小后增大；二者的差值Δσ也比較大，即400MPa左右。因此磨削速度對(duì)切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力差值的影響不明顯。

圖6 磨削速度對(duì)切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的影響

(3)圓錐角取θ=30°，60°，90°；采集仿真數(shù)據(jù)并繪制曲線圖，如圖7所示。由圖可知，切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力均略微有所降低，Δσ變化穩(wěn)定，在400MPa左右，幾乎不受圓錐角的影響。因此圓錐角對(duì)流動(dòng)應(yīng)力差值幾乎沒(méi)有影響。

圖7 圓錐角對(duì)切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的影響

由以上三張流動(dòng)應(yīng)力曲線圖對(duì)比可知，減小磨削深度可使切屑變形區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的差值降低，減少磨削時(shí)的振動(dòng)，從而提高工件表面質(zhì)量的穩(wěn)定性。分析三種因素影響切屑變形區(qū)材料流動(dòng)應(yīng)力的變化情況可知：增大磨削速度更容易引起磨削時(shí)材料去除的振動(dòng)，從而降低工件表面質(zhì)量；而增大磨削深度對(duì)材料去除的振動(dòng)影響最小。綜合分析可得出最優(yōu)參數(shù)組為：磨削深度取1μm，磨削速度取90m/min，圓錐角度,取30°。

3 結(jié)論

基于熱力耦合理論建立了TC4合金的單顆磨粒磨削平面模型，并通過(guò)有限元仿真觀察了介觀尺度下材料的應(yīng)變梯度效應(yīng)。結(jié)果顯示磨粒的磨削深度、速度及磨粒圓錐角度對(duì)切屑變形區(qū)應(yīng)力及工件表面質(zhì)量有影響。具體表現(xiàn)為：減小磨削深度更有利于提高工件表面質(zhì)量；減小磨削速度，工件表面應(yīng)力的最小值有

所增加；而減小磨粒圓錐角度會(huì)使有先流動(dòng)應(yīng)的最大值和最小值等值變化，其差值幾乎穩(wěn)定不變。通過(guò)分析我們得出較為合理的磨削參數(shù)組，分析結(jié)果對(duì)進(jìn)一步研究TC4合金的磨削奠定了重要的理論基礎(chǔ)。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 朱知壽，王新南，童路，等.中國(guó)航空結(jié)構(gòu)用新型鈦合金研究[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展，2007，24(6)：28-32.

[2] 唐洋洋，袁守謙，衛(wèi)琛浩，等.TC4鈦合金表面處理技術(shù)對(duì)腐蝕性能的影響[J]. 熱加工工藝，2015，44(8)：21-23.

[3] SU Chong，HOU Jun-ming，ZHU Li-da，et al. Simulation Study of Single Grain Cutting Based on Fluid-Solid-Interaction Method [J]. Journal of System Simulation, 2008, 20(19)：5250-5253.

[4] 言蘭，姜峰，融亦鳴.基于數(shù)值仿真技術(shù)的單顆磨粒切削機(jī)理[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2012，48(11)：172-182.

[5] 廖熙淘，劉德福，唐進(jìn)元.負(fù)前角磨粒磨削過(guò)程磨屑形成的有限元仿真分析[J]. 現(xiàn)代制造工程，2009(4)：36-41.

[6] 劉偉，鄧朝暉，萬(wàn)林林，等.單顆金剛石磨粒切削氮化硅陶瓷仿真與試驗(yàn)研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2015，51(21)：191-198.

[7] 宿崇，許立，李明高，等.磨粒建模方法與切削過(guò)程仿真研究[J]. 航空學(xué)報(bào)，2012，33(11)：2130-2135.

[8] 楊闖，劉靜，馬亞芹，等.TC4鈦合金表面低壓滲氮層的顯微組織與耐磨性能[J]. 機(jī)械工程材料，2016，40(6)：98-101.

[9] Gavrus A，Caestecker P，Ragneau E，et al. Analysis of the Dynamic Shpb Test Using the Finite Element Simulation [J]. Journal de Physique IV, 2003, 110(1)：353-358.

[10] 李大虎，李蓓智.單顆磨粒磨削成屑機(jī)理的分子動(dòng)力學(xué)模擬[J]. 組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù)，2013 (10)：14-19.