鎳基單晶高溫合金DD5 磨削成屑機理研究

于貴華　朱濤　蔡明　安志欣　王成靜　羅書寶

關鍵詞 磨削；切屑形貌；鎳基單晶高溫合金DD5；有限元分析

中圖分類號 TG58; TH161 文獻標志碼 A

文章編號 1006-852X（2023）06-0760-12

DOI 碼 10.13394/j.cnki.jgszz.2022.0169

收稿日期 2022-10-11 修回日期 2023-01-16

作為航空發動機渦輪盤、轉子葉片、渦輪導向葉片等關鍵零部件的主要材料，鎳基單晶高溫合金具有優異的物理和化學性能，例如抗蠕變性能、耐高溫性能、抗沖擊性能等[1-2]。然而，這些優異的力學性能也給其加工制造帶來了巨大困難，使其出現加工質量差、加工成本高等缺點[3]。和其他傳統加工方式相比，磨削加工具有加工質量好、精度高等特點，能夠滿足鎳基單晶高溫合金在特殊工況下的使用條件[4]。但是，在磨削過程中鎳基單晶高溫合金仍出現磨削溫度高、磨削力大、能量損耗高、加工效率低等難點[5]。

隨著磨料磨具技術的迅速發展，學者們對鎳基高溫合金磨削技術進行了大量研究，旨在提高其表面質量和磨削效率。CAI 等[6] 使用CBN 砂輪對DD5 進行了磨削各向異性實驗，研究發現當（001） 晶面上不同晶向與[100] 晶向夾角為45°時，磨削表面光潔度最高。通過極差法和方差法得到DD5 最佳磨削工藝參數，即磨削速度為30 m/s， 磨削深度為20 μm， 進給速度為0.4 m/min。ZHOU 等[7] 在DD98 的微磨削實驗中指出，在面心立方體結構晶體的磨削過程中，表面粗糙度會表現出顯著的各向異性。研究發現在相同磨削參數下，沿（111） 晶面磨削獲得的表面光潔度最好，沿（100） 晶面磨削的表面光潔度最低。ZHAO 等[8] 研究了DZ125合金渦輪葉片根部磨削過程中的比磨削能和磨削熱，研究發現當磨削速度從30 m/s 增加到80 m/s 時，比磨削能急劇降低20.8%。然而，當磨削速度高于80 m/s 時，比磨削能幾乎保持不變。

值得注意的是，磨削的實質是砂輪上數以萬計的磨粒之間相互協同對材料進行去除[9]。正是由于磨粒眾多，導致研究鎳基高溫合金磨削去除機理存在較大困難。為解決這一難題，將復雜的多磨粒磨削過程簡化為單顆磨粒磨削過程的方法被人們廣泛應用。LIANG等[10] 研究了單顆磨粒超聲輔助磨削藍寶石的材料去除特性，研究發現：超高速磨削的韌脆轉變的臨界深度比普通無振動時的大得多，且振幅越大改善越大。ZHU 等[11] 基于納米壓痕和金剛石劃痕試驗評估了TiC/Ni 的磨削表面損傷機理， 其損傷機制主要包括TiC 顆粒的位錯和斷裂等。LI 等[12] 通過對Lu₂O₃ 進行納米劃痕試驗及其理論建模，發現Lu₂O₃的韌性變形機制是晶粒內多晶納米晶和非晶的轉變的結合。

隨后，為了對磨削過程中切屑的形成過程進行定量分析，基于數值模擬的方法被廣泛應用。一些核心問題，如臨界磨削速度、臨界磨削深度等問題已經被研究。應變硬化、應變率硬化和熱軟化的綜合效應被假設為影響切屑形成的主要因。DAI 等[13] 通過建立單顆磨粒有限元模型評估了Inconel 718 在不同磨削速度和磨削深度下的切屑形態，研究發現Inconel 718 的臨界磨削速度為150 m/s。鞏亞東等[14] 針對鎳基單晶高溫合金顯著的各向異性，建立了基于Hill 模型的三維溫度仿真模型，研究了不同晶面對磨削溫度的影響規律。研究表明，加工不同晶面時的磨削溫度從高到低依次是（111）、（110）、（100）。ESMAEILI 等[15] 發現磨削速度和磨粒前角的減小會導致不連續切屑的產生，并基于方差分析和SSD 預測模型確定了磨削最佳參數，即磨削速度為80 m/s，切削深度為0.719 μm，切削刃半徑為0.5 μm，磨粒前角為30°。MIAO 等[16] 對二代單晶DD6 及葉片榫齒磨削加工進行了一定研究，研究表明磨削力受磨削參數和葉片橫截面根部輪廓顯著影響。不同磨削區域的表面加工質量差異很大，葉片根谷區域的表面粗糙度、塑性變形和加工硬化分別較根峰區域高出25%、20% 和7%。KUANG 等[17] 通過研究DD6在緩進深切磨削中的微動磨損行為，發現當法向載荷超過100 N 時，拋光面的主要缺陷為裂紋、破裂、分層和剝落。當載荷從50 N 增加到180 N 時，磨損機制由嚴重的氧化磨損轉變為疲勞磨損和磨粒磨損。

盡管難加工材料的磨削去除機理在過去的幾十年里已經被廣泛研究，但是此過程中顯著具有各向異性的單晶材料的去除機制尚未得到系統的解釋。特別的是，在過去的研究中，實驗材料主要包括鎳基多晶高溫合金、鈦合金、碳鋼等各向同性材料，對于鎳基單晶高溫合金的研究較為缺乏。此外，近年的FEM 研究主要集中在2 維模型，難以準確評估磨削過程中磨粒兩側的塑性流動[13，15]。同時，應用中的FEM 通常具有恒定的切削深度，沒有考慮到磨削過程中磨粒的實際切削厚度變化。

因此，開展鎳基單晶高溫合金的磨削試驗與仿真研究。根據磨削過程中磨粒實際切削深度變化建立三維有限元模型，基于Hill 模型賦予材料各向異性參數，評估鎳基單晶高溫合金磨削過程中切屑形貌的演變過程，分析磨削深度對磨削力、切屑形貌、臨界磨削深度、鋸齒形切屑形成頻率等材料去除特征信息的影響。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗選用第二代鎳基單晶高溫合金DD5，其具有優異的高溫性能，是制造航空發動機渦輪轉子葉片、導向葉片等重要零部件的主要材料。DD5 的主要物理性能如表1 所示。圖1 所示為鎳基單晶高溫合金DD5試件及其微觀組織。試驗采用的磨削方向為（001） 晶面的[100] 晶向， 如圖1a 所示。圖1b 為DD5 試件（001） 晶面的金相組織，主要為“十字”枝晶結構。通過掃描電鏡可以在枝晶中觀察到γ 相和γ'相，如圖1c、圖1d所示。

1.2 研究方法

針對鎳基單晶高溫合金難加工和磨削去除效率低的特點，采用理論研究與試驗研究相結合的方法，開展鎳基單晶高溫合金磨削成屑機理研究，如圖2 所示。在理論研究部分，通過ABAQUS 軟件建立單顆磨粒的三維有限元仿真模型，研究鎳基單晶高溫合金磨削過程中切屑形貌、磨削力、塑性流動等特征變量的演變過程。在試驗研究部分，使用M7120A 平面磨床對試樣進行磨削試驗。磨削過程中，使用測力儀對磨削過程中產生的磨削力進行記錄。磨削后，使用超景深顯微鏡和三維輪廓儀對工件磨削表面形貌、三維輪廓等參數進行觀測。隨后使用掃描電鏡對不同磨削參數下收集到的切屑形貌進行觀察。

1.3 有限元仿真模型的建立

1.3.1 磨粒與工件模型

工件模型的建立如圖3 所示。磨削加工的實質是通過砂輪上數以萬計的微小磨料之間相互協同作用對工件材料進行去除[9]，如圖3a 所示。在磨削弧區內，由于砂輪高速旋轉和工件的進給，單顆磨粒與被加工材料之間的作用機制發生變化。因此可將磨削過程分為劃擦、耕犁、成屑3 個階段[18]。由于砂輪上的磨粒并非是均勻分布的，其形狀、尺寸、突出高度是隨機的，所以研究鎳基高溫合金的成屑方式存在較大困難，難以進行定量分析。單顆磨粒有限元仿真分析法將復雜的磨削過程簡化為單顆磨粒磨削過程，能有效獲得并分析磨削過程中切屑的形成過程及其形成過程中的應變、應變率、溫度等特征信息[19]。

圖3b 所示為簡化后的單顆磨粒磨削過程。曲線ABD 為第n 顆磨粒的切削加工軌跡，曲線ABC 為第n +1 顆磨粒的切削加工軌跡。從圖3b 中可以觀察到：區域ABCFED 為第n + 1 顆磨粒實際切削區域，其單顆磨粒的實際切削厚度在不停地變化。磨粒先后經歷了劃擦、耕犁、成屑等3 個階段。為了簡化分析模型，加快單顆磨粒有限元仿真計算速度，將工件模型設置為楔形，如圖3c 所示。在磨粒的單次磨削過程中，其實際切削厚度由0逐漸增加至最大未變形切削厚度a_gmax，隨后急劇降為0。

1.3.3 單顆磨粒磨削有限元仿真參數設置

單顆磨粒磨削ABAQUS 仿真模型的工件長為60μm，寬為16 μm，a_gmax為1.5 μm。工件網格單元數為2122 720，磨粒網格單元數為112 158。工件為正交各向異性材料，在賦予材料屬性時可以通過改變材料坐標實現對工件材料（001） 晶面和[100] 晶向的磨削仿真。因為磨粒硬度顯著高于DD5，故將磨粒設置為剛體。單顆磨粒的具體磨削參數如表2 所示：

2 結果與分析

2.1 磨削表面與切屑形態

圖6 為DD5 在磨削速度v_s=25 m/s 條件下的磨削表面形貌。其中，圖6a～圖6d 為DD5 在單顆磨粒有限元分析法下的磨削表面和切屑形貌圖。圖6f～圖6k為砂輪在v_s=25 m/s，a_p=60 μm，v_f=0.4 m/min 下的磨削表面和切屑形貌。

通過圖6a 可以觀察到：在工件整體單顆磨粒磨削形貌中，DD5 材料受到磨粒的擠壓并在其前刀面與側面形成隆起。隨著磨削的進行，工件材料在磨粒的作用下發生塑性流動，一部分材料流向磨粒兩側形成毛刺或飛邊，另一部分則堆積在磨粒前刀面形成切屑。在相同磨削參數下，通過超景深顯微鏡對鎳基單晶高溫合金DD5 磨削表面形貌進行觀測，觀察到其表面形貌也出現了隆起和微溝壑等微觀缺陷，如圖6i～圖6k所示。數以萬計的微小磨粒之間相互協同作用對DD5 材料進行去除，其中突出程度較高的磨粒在工件表面留下較深的劃痕，其兩側材料塑性流動大，隆起程度高，而突出程度較低的磨粒則會在DD5 表面留下較淺的磨痕，隆起程度低。

在鎳基單晶高溫合金DD5 的單顆磨粒磨削過程中產生的切屑主要有兩個特征面，即自由表面與接觸表面，如圖6b 所示。與磨粒前刀面接觸的一面被稱為接觸表面，其流出方向與磨粒前角方向基本一致。由于磨粒的擠壓，切屑接觸表面主要表現為光滑平整且殘留有磨粒在切屑內表面滑擦過的痕跡，如圖6c 所示。背向接觸表面的一側則稱為自由表面，與接觸表面相比，其主要為周期性鋸齒形切屑，如圖6d 所示。此外，通過Ultra Plus 場發射掃描電鏡對收集到的切屑形貌進行觀察。如圖6f～圖6h 所示，鎳基單晶高溫合金DD5的切屑形貌主要為連續鋸齒狀和單元節狀。通過圖6g 和圖6h 可以很明顯地觀察到切屑的自由表面與接觸表面，其形貌與仿真結果類似。

在磨削過程中，材料發生高速變形（其應變率一般能達到10⁷～10⁸s^?1），其塑性功主要轉化為熱量。由于材料整個變形時間是非常短的，因此切削區域內的熱量來不及傳出。同時，磨粒切削刃多為負前角，材料在加工時變形更為劇烈，更容易發生絕熱剪切，形成鋸齒形切屑。鎳基單晶高溫合金具有優異的熱強性、高溫強度以及低熱導率，其磨削加工時產生的熱量難以傳導出去，從而導致絕熱剪切程度更為明顯。

為進一步探索鎳基單晶高溫合金DD5 鋸齒形切屑的形成過程，分別調取了不同單顆磨粒切削深度下的切屑形貌圖，如圖7 所示。

從圖7 中可以觀察到： DD5 磨削過程中材料隆起程度不斷增加，達到某一臨界值時形成塑形斷裂而很快變薄。切屑周期性重復上述動作，從而形成鋸齒形切屑。具體而言，隨著磨削的進行，第n 段切屑在磨粒的作用下沿著一定方向發生塑性流動脫離工件，第n +1 個切屑逐漸隆起（如圖7a、圖7b 所示）。磨粒剪切角減小，切屑變厚，導致切屑變形區域受到的應力增大、變形加劇（如圖7c 所示）。當應力達到某一界限時，切屑自由表面一側發生劇烈變形（ 如圖7d 所示） 。隨后逐漸形成塑形斷裂，最后發生塑性流動形成鋸齒形切屑（如圖7e、圖7f 所示）。

2.2 磨削過程中的切屑形態變化

為探究不同單顆磨粒切削深度下的切屑形貌，分別截取了單顆磨粒切削深度為0.038、0.188、0.300、0.600、1.050、1.275 μm 下的切屑形貌，如圖8 所示。

當單顆磨粒切削深度小于0.038 μm 時，鎳基單晶高溫合金DD5 只發生彈性變形，此間的磨粒處于劃擦階段，如圖8a 所示。隨著單顆磨粒切削深度增大，當其超過0.038 μm 時，材料發生塑性變形，在磨粒前刀面和側面發生塑性流動形成隆起，導致磨粒在工件上形成劃痕，如圖8b 所示。隨著單顆磨粒切削深度進一步增加，材料隆起程度逐漸增大。當其達到一定程度時，切削從耕犁階段轉變為成屑階段，開始形成切屑，如圖8c～圖8f 所示。具體說， 當單顆磨粒切削深度為0.300 μm 時，出現少量碎屑狀切屑；而在0.600 μm 時，出現大量碎屑狀切屑并開始形成鋸齒形切屑；在1.050μm 和1.275 μm 時，切屑的鋸齒化程度增強，切屑形成頻率加快。因此，DD5 磨削過程可分為劃擦、耕犁、成屑三個階段。在單顆磨粒切削深度為0～0.038 μm 時，加工處于劃擦階段；在0.038～0.188 μm時，加工處于耕犁階段；當超過0.188 μm 時，加工則處于成屑階段。

工件在劃擦和耕犁階段不形成切屑，這不僅不利于材料的去除，而且損害磨削加工質量和加工效率。為了探索磨削加工過程中磨削速度對劃擦、耕犁、成屑3 個階段轉變的影響，分別記錄了磨削速度為15、25、35、45、60、80、100 m/s 下磨削3 個階段的轉變情況，如圖9 所示。其中，圖9a～圖9c 分別對應單顆磨料磨削過程中的劃擦、耕犁、成屑3 個階段；圖9d 為不同單顆磨料切削速度下，劃擦、耕犁、成屑3 個階段的轉變情況。其中， 0.045 0 μm 等數值指代的是DD5 在不同磨削速度下的臨界劃擦厚度，而0.225 μm 等數值指代的是DD5 在不同磨削速度下的臨界成屑厚度。

從圖9d 中可以觀察到磨削3 階段在不同磨削速度下的占比具有不同程度的變化。具體說來，在磨削速度為15 m/s 時，劃擦、耕犁、成屑3 個階段在整個單顆磨粒磨削過程中分別占比3.0%、12.0%、85.0%，此時的臨界劃擦深度和臨界成屑厚度分別為0.045 0 μm、0.225 μm。更多的是，隨著磨削速度的增加，磨粒能更快進入切削階段， 其臨界成屑厚度由0.225 μm 降為0.158 μm，而臨界劃擦厚度受磨削速度變化影響不大。當磨削速度增大為25、35、45、60、80、100 m/s 時， 其臨界成屑厚度依次為0.210、0.188、0.180、0.165、0.158、0.158 μm，其臨界耕犁厚度在0.037 5～0.045 0 μm 之間波動。其中，劃擦階段占比分別變為2.5%、2.5%、3.0%、3.0%、2.5%、3.0%， 耕犁階段占比分別變為11.5%、10.0%、9.0%、8.0%、8.0%、7.5%，成屑階段占比分別變為86.0%、87.5%、88.0%、89.0%、89.5%、89.5%。當速度超過80 m/s 時，成屑階段占比達到最大且幾乎保持不變。這表明加工在磨削速度為80 m/s 時取得最顯著的材料去除效率。

由材料變形速度引起的應變率強化成為影響鎳基單晶高溫合金DD5 臨界成屑厚度的主要因素。圖10所示為不同磨削速度下DD5 在臨界成屑時的應變率分布。隨著磨削速度增加，單顆磨粒磨削DD5 在臨界成屑時的最大應變率分布呈線性增加。當磨削速度為15、25、35、45、80、100 m/s 時， DD5 最大應變率分別為6.195 × 10⁷、1.126 × 10⁸、1.248 × 10⁸、1.682 × 10⁸、2.416 × 10⁸、2.891 × 10⁸。因此，在切削參數范圍內，不斷增加的應變率是材料臨界成屑厚度降低的關鍵原因。隨著材料變形速度的加快，其應變率不斷增大，從而導致材料塑性增強，更容易形成切屑。這會使DD5 臨界成屑厚度不斷降低。田霖等[24] 通過單顆磨粒實驗也發現速度效應會顯著影響磨削過程階段的轉變以及臨界成屑厚度。他們認為這種趨勢是材料應變率強化和熱軟化效應之間相互博弈而形成的。隨著材料變形速度增加，其塑形指標分別為應變率效應顯著區、溫度效應顯著區和高溫脆區。當材料處于應變率效應顯著區時，材料塑性降低、韌性增強更容易形成切屑；處于溫度效應顯著區的材料，其塑性會隨著變形速度增加而增加，導致其臨界成屑厚度增加；而高溫脆區材料溫度的上升并不引起塑性的提高，所以材料臨界成屑厚度增幅減小。

2.3 磨削過程中的磨削力變化

為探索DD5 鋸齒形切屑形成過程中磨削力的變化過程，對圖8 中鋸齒形切屑形成過程中一個周期內的磨削力進行了記錄，最后形成了DD5 鋸齒形切屑形成過程中的法向磨削力變化圖，如圖11 所示。其中，圖11 中的A～F 點分別對應圖8a～圖8f。

從圖11 中可以看出：在第n 段切屑形成時，其磨削力大小處于谷底，為0.033 N；之后第n + 1 段切屑開始形成隆起，不斷在磨粒前刀面堆積，導致磨削力急劇增大，達到0.045 N；隨著隆起程度不斷增加，磨削力達到其峰值0.056 N；隨后第n + 1 段切屑開始形成微裂紋和塑性滑移帶，磨削力不斷減小；隨著剪切滑移的不斷發生，磨削力不斷跌入谷底，第n + 1 段切屑基本形成。因此，磨削力周期性波動情況與切屑形成是一一對應的。夏江等[19] 通過建立鎳基多晶高溫合金GH4169 的FEM 模型，發現單顆磨粒磨削GH4169 時，其磨削力呈現出高頻率周期性波動，并且其波動周期與鋸齒形切屑節塊相對應。

圖12 所示為不同磨削速度下，單顆磨粒磨削DD5過程中的法向磨削力變化。從圖12 中可以觀察到：磨粒與工件剛開始接觸時，單顆磨粒實際切削厚度較小，此時不形成切屑，磨削力緩慢增加，且不呈周期性波動；隨著單顆磨粒實際切削厚度的增加，切屑開始形成，但其形成過程并不穩定；之后磨粒進入穩定切削狀態，磨削力穩定增加并伴有一定的周期性波動；在單顆磨粒切削厚度達到1.500 μm 之后，磨粒開始進入切出狀態，其磨削力迅速降低為0 N。此外還可以觀察到：在同一個磨削距離下，切削速度更大的磨粒往往能得到更高的法向磨削力。例如，在切削速度為15 m/s 時，最大磨削力為0.042 N。之后隨著切削速度增加為35 m/s 和60 m/s，最大磨削力分別增加到0.070 N 和0.094 N。這是因為在相同的切削深度下，由速度效應引起的加工硬化現象會顯著影響材料的力學性能，從而使磨削力增加。

為了消除磨床的振動對磨削力的影響，通過Origin對測力儀記錄的瞬時磨削力信號進行濾波， 如圖13a、圖13b 所示。在磨削過程中，砂輪先后經歷了切入階段、穩定切削階段、切出階段3 個階段。其中切入階段和切出階段的磨削力波形信號相對平穩，穩定切削階段的磨削力信號由于切削加工作用而相對波動較大。具體而言，砂輪與工件開始接觸時，參與切削的磨粒數逐漸增加，磨削力迅速增加。隨后，砂輪進入穩定切削狀態，法向磨削力和切削磨削力分別為（23.0 ±6.0） N 和（?7.7 ± 3.0） N。最后，磨削力隨著砂輪的切出而逐漸降低。這一結果與單顆磨粒FEM 分析得到的磨削力變化圖（圖12）相似。

圖13c 為CBN 砂輪磨削DD5 在不同磨削速度下產生的法向磨削力和切向磨削力。如圖13c 所示，法向磨削力和切向磨削力隨磨削速度增加而減小。這是因為在砂輪參與磨削過程中，其單位時間內參與磨削的磨粒數會隨著磨削速度的增加而增加，這會使單顆磨粒最大未變形切削厚度減少，切屑截面積減小，切屑變薄，從而使得單顆有效磨粒受到的磨削力減小。同時塑性變形傳播速度小于砂輪線速度，工件材料還未變形就被磨粒去除，切屑瞬間被磨粒切離磨削加工區域，絕大部分磨削熱被切屑帶走，磨削力大大減小[25-26]。

2.4 磨削速度對切屑形貌的影響

眾所周知，磨削速度是材料磨削去除過程中最為重要的影響因素，不僅影響切屑臨界成屑厚度還影響其切屑形貌。為探究磨削速度對DD5 切屑形貌的影響，分別觀察了磨削速度在15、25、35、45、60、100 m/s下的切屑形貌，其FEM 結果如圖14 所示。

從圖14 中可以看出：隨著磨削速度的增加， DD5切屑形貌由鋸齒分節密集堆疊的單元節狀向連續型鋸齒狀轉變，最后發展為條形帶狀切屑。例如，當磨削速度為15 m/s 時， DD5 切屑形貌主要表現為鋸齒分節堆疊的單元節狀；而在25 m/s 時，鋸齒分節堆疊程度降低，切屑鋸齒形更明顯；到35 m/s 時，鋸齒分節的切屑逐漸轉變為連續狀；隨著磨削速度繼續增加，在45 和60 m/s時鋸齒形切屑連續性進一步增強，但切屑的自由表面仍有細微的片狀層；當磨削速度達到100 m/s 時，切屑轉變為不規則帶狀切屑。

其原因是切屑形成過程中DD5 材料在磨粒前刀面堆積并形成隆起，當作用在DD5 上的磨削力超過其斷裂極限時，材料沿著剪切帶發生塑性滑移最后形成鋸齒形切屑。隨著磨削速度的增加，材料變形加劇，使切屑鋸齒形更明顯。當磨削速度超過材料變形速度時，DD5 材料來不及形成切屑就被磨粒切除，從而形成條形帶狀切屑。此外，磨削速度增加引起的材料硬化效應降低也可能是影響切屑形態轉變的主要原因。

通過SEM 對不同砂輪磨削速度下（a_p=60.000 μm，v_f=0.6 m/min）收集盒中的切屑進行觀察，其結果如圖15所示。其中：圖15a 為DD5 切屑整體形貌，圖15b～圖15d為不同磨削速度下單個切屑形貌圖。從圖15 中可以看出：磨削鎳基單晶高溫合金DD5 時產生的切屑多為鋸齒狀，且具有自由表面和接觸表面兩個典型面。由于磨粒的擠壓，靠近磨粒切削刃一側的接觸表面的特征是光滑的、整潔的，而自由表面的特征則是周期性的臺階狀。此外，通過觀察不同速度下單個切屑形貌圖可以發現：在切屑形成過程中，兩個相鄰切屑之間的剪切滑移面寬度L 逐漸增大； 當磨削速度為15 和25m/s 時，DD5 切屑自由表面的鋸齒狀單元形成頻率較低；而在35 m/s 時， DD5 切屑自由表面的鋸齒狀單元形成頻率得到了顯著提高。

驚喜的是，這些試驗結果與FEM 分析得到的結果并不是大相徑庭的。具體來說， 在磨削參數范圍內，FEM 和試驗得到的DD5 切屑形貌均為典型的鋸齒形切屑，且伴有接觸表面和自由表面兩個典型特征面；在切屑形成過程中，其分節頻率不斷降低，這是由磨削過程中單顆磨粒實際切削厚度不斷增大而導致的。此外，隨著磨削速度的增加，FEM 和試驗結果中均能顯著發現DD5 鋸齒形切屑形成頻率變化趨勢的一致性。這些均證實了模型的正確性。

3 結論

根據磨粒實際切削厚度變化和鎳基單晶高溫合金DD5 各向異性的特性， 建立了基于Hill 模型的ABAQUS 三維磨削仿真模型。通過對單顆磨粒磨削仿真結果進行分析，得到如下結論：

（1） 加工鎳基單晶高溫合金DD5 時，材料在磨粒的作用下沿第二變形區發生塑性流動和滑移形成鋸齒形切屑。磨削力整體與磨削深度變化趨勢保持一致且伴有周期性波動，其波動情況與鋸齒形切屑的形成過程一一對應。

（2） 隨著單顆磨粒切削厚度的增加，磨削狀態依次為劃擦、耕犁、成屑。隨著磨削速度的增大（15、25、35、45、60、80、100 m/s） ， 劃擦階段占比保持在2.5%～3.0% 左右，成屑階段占比分別為85.0%、86.0%、87.5%、88.0%、89.0%、89.5%、89.5%。這表明適當增加磨削速度有利于促進磨粒更快進入成屑階段，從而有效提高材料去除率和加工效率。DD5 最佳磨削速度為80 m/s，此時磨削具有最顯著的材料去除率。

（3） 當磨削速度為15 m/s 時，DD5 切屑形貌主要表現為鋸齒分節堆疊的單元節狀；而在25 m/s 時，鋸齒分節堆疊程度降低，切屑的鋸齒形更明顯；到35 m/s 時，鋸齒分節的切屑逐漸轉變為連續狀；隨著磨削速度繼續增加，鋸齒形切屑的連續性進一步增強，但切屑的自由表面仍有細微的片狀層；當磨削速度達到100 m/s 時，切屑轉變為不規則帶狀切屑。

作者簡介

通信作者： 蔡明，男，1990 年生，博士、副教授、碩士研究生導師。主要研究方向為磨削與精密加工技術、綠色加工。

E-mail： caiming199004@126.com

（編輯：趙興昊）