论文发表指导,期刊推荐,国际出版
论文发表指导,期刊推荐,国际出版
学术出版，国际教著，国际期刊，SCI，SSCI，EI，SCOPUS，A&HCI等高端学术咨询
来源：职称驿站所属分类：机械论文 发布时间：2022-01-13浏览：28次
摘 要：为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漸减小，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：A
《推进技术》的服务对象为导弹、载体和从事宇宙飞船动力装置开发的科技人员、高等学校教师和相关人员科技管理和使用者。
Simulation and Experimental Study on Diamond Grit with
Positive Rake Angle Grinding Titanium Alloy
CHEN 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、汽车和医疗器械等領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+Cln
1-
(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 ℃.
1.4 仿真参数设计
在单颗粒磨削仿真模拟中，保持磨粒后角为0°，发生改变的工艺参数为磨削速度vs、磨削深度ap、磨粒前角γ，对这3个参数均选取了四个水平：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°). 选择单因素试验法对磨削力在不同工艺参数发生改变时的变化规律进行研究. 磨削工艺参数如表2所示.
2 有限元仿真结果及分析
在磨削过程中，磨削力是一个重要的评价指标，它对磨削过程中的磨粒磨损、磨痕形貌以及磨屑形态有着重要的影响，对磨削过程中的磨削力进行研究能够帮助我们更好地理解复杂磨削过程.
2.1 磨削速度对磨削力的影响
为了研究磨削速度对磨削力的影响，仿真时保持磨削深度与磨粒前角不变，只改变磨削速度的大小，其中磨削速度分别为6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s. 仿真结果如图3所示. 从图3可以看出，在保持磨削深度与磨粒前角不变时，随着磨削速度提高，切向与法向磨削力均降低，切向磨削力总体上大于法向磨削力. 原因是当磨削深度与磨粒前角固定不变时，磨削速度增加会使得磨削区域的温度升高，增强了材料的软化塑性，绝热剪切效应增大;同时，随着磨削速度的增加，相同的时间内磨粒对材料进行磨削的次数增加，导致磨削厚度降低，因此导致磨削力的降低. 此外，从图中能够得出，磨粒前角增大，切向磨削力及法向磨削力均减小.
2.2 磨削深度对磨削力的影响
保持磨削速度和磨粒前角不变，仿真时仅改变磨削深度的大小，其中磨削深度的参数分别为5 μm、10 μm、15 μm、20 μm，得到仿真结果如图4所示. 从图中可知，当磨削速度和磨粒前角不变时，切向与法向磨削力均随磨削深度的增大而增加. 原因是当磨削速度与磨粒前角不变时，增大磨削深度，磨削厚度增大，相同时间内发生塑性变形的材料增加，磨粒需要克服较大的塑性应变，从而使得变形力与摩擦力增大，磨削力也随之增大.
2.3 磨粒前角对磨削力的影响
保持磨削速度与磨削深度不变，仿真时仅改变磨粒前角的大小. 为更准确地得到磨粒前角对磨削力影响的大致趋势，磨粒前角分别取-10°、-5°、5°、10°. 得出仿真结果如图5所示. 从图中可知，当磨削速度与磨削深度不变时，随着磨粒前角增大，切向与法向磨削力均显著降低. 原因是磨粒前角越小，磨粒和磨屑之间产生接触的位置压应力越大，使得磨屑在前刀面的剪切应力增加;剪切应变增大，产生较多的磨削热，磨削温度随之上升，发生更为严重的剪切变形，磨屑的变形更大，因此导致磨削力增大.
尽管有限元仿真研究表明，使用具有较大正前角的磨粒磨削时，将产生更小的法向和切向磨削力，但随着磨粒前角的进一步增大，磨粒磨削刃的强度会有所降低，而且在磨削过程中容易出现磨粒嵌入工件和崩刃的现象. 因此在后续试验中，拟用飞秒激光将金刚石磨粒顶角烧蚀至85°，即金刚石磨粒前角为5°.
3 正、负前角单颗磨粒磨削试验
3.1 试验装置与方案
试验采用的Ti6Al4V 钛合金材料尺寸大小为60 mm×25 mm×12 mm，工件表面作抛光处理. 将预先经飞秒激光烧蚀加工形成正前角的金刚石磨粒镶块安装在订制的砂轮上进行磨削，并选用磨粒尺寸接近的原始负前角金刚石磨粒镶块进行对比试验. 综合考虑正前角对磨削力和磨粒强度的影响，正前角磨粒的前角选择5°;未经激光加工的原始单颗金刚石磨粒的前角一般为-20°～-40°，因此选用前角为-30°的负前角磨粒. 采用Keyence VHX-5000超景深显微镜观测到原始单颗负前角金刚石磨粒及经激光加工的正前角金刚石磨粒的微观几何结构分别如图6(a)(b)所示.
在SL800A/1-HZ型平面精密磨床上开展磨削试验，为防止磨削液对磨削力检测的干扰，采取干磨削方式. 为使得单颗磨粒的磨削加工方式与实际砂轮中磨粒磨削的形式更接近，确保其加工路径与实际磨削更吻合，在试验中通过调整磨床工作台移动速度来产生连续的磨痕. 在磨削试验时采用Kistler 9119AA2型测力仪对磨削过程中的磨削力大小进行测量. 试验装置如图7所示，分别将装有正前角金刚石磨粒镶块和负前角金刚石磨粒镶块的砂轮安装到磨床上，测力仪通过电磁吸盘固定在平面磨床工作台上，Ti6Al4V钛合金材料通过定制夹具固定在测力仪上，进行正、负前角金刚石磨粒磨削钛合金材料的对比试验.
为评估激光加工制备的正前角金刚石磨粒的耐磨性，开展连续磨削试验. 根据Yin等[12]和Zhou等[15]的试验方法，设定磨削加工参数如下：磨削速度为10 m/s，磨削深度为15 μm，磨粒前角分别为-30°和5°，总磨削时间为30 min.
磨削试验完成后，采用蔡司倒置金相显微镜观测磨削后的钛合金工件表面形貌以及磨粒的磨损情况，采用TIME3200手持式表面粗糙度仪测量磨削表面粗糙度.
磨削试验除分别采用具有正前角和负前角的金刚石磨粒之外，在试验过程中改变磨削速度vs和磨削深度ap，具体加工参数如表3所示.
3.2 磨削力测量结果与分析
图8为磨削速度10 m/s、磨削深度10 μm、磨粒前角-30°时采集到的未经滤波的切向磨削力时域信号. 从图8可以看出，磨粒切入工件后，磨削力逐漸变大，在磨削的过程中保持平稳，在磨粒切出工件后，磨削力逐渐减小. 将磨削信号放大后发现，其由许多离散点所组成，这是因为当磨粒与工件接触后，测力仪便会产生一个阶跃信号，之后信号自由振动，磨削力幅值大小逐渐减小为零.
3.2.1 不同磨削速度下的磨削力对比
为了探究磨削速度与磨削力之间的关系，试验所选用的工艺参数为：磨粒前角分别为-30°和5°、磨削深度10 μm、磨削速度分别为6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s，磨削力的测量结果如图9所示. 在图中将磨粒前角分别为-30°和5°时的磨削力仿真结果用虚线表示，作为参考.
由图9可以看出，磨削深度不变时，随着磨削速度的增大，单颗正前角与负前角磨粒的磨削力均逐渐减小. 这是因为磨削速度增大，相同时间内材料受到的磨削次数变多，导致磨削厚度减小，磨粒受到的磨削力随之降低. 显然，正前角磨削时的磨削力小于负前角磨削时的磨削力. 不同磨削速度下，正前角磨削时的切向磨削力减小了37% ～ 41%，法向磨削力减小了83% ～ 86%，因为负前角磨削时，磨粒和磨屑之间产生接触的位置压应力更大，使得剪切应变增大，产生较多的磨削热，磨削温度随之上升，发生更为严重的剪切变形，磨屑的变形更大，故磨削力特别是法向磨削力较大. 同时，可以看出仿真测得的磨削力变化趋势与试验结果基本一致，验证了仿真模型的正确性.
3.2.2 不同磨削深度下的磨削力
为了探究磨削深度和磨削力之间的关系，试验所采用的磨削工艺参数为：磨粒前角为-30°和5°、磨削速度10 m/s、磨削深度5 μm、10 μm、15 μm、20 μm，磨削力测量结果及其与仿真结果的对照情况如图10所示.
由图10可知，在相同的磨削速度下，随着磨削深度增加，单颗正前角与负前角磨粒的磨削力均逐渐增大，这是因为磨削深度增加，导致磨削厚度增大，相同时间内发生塑性变形的材料增加，磨粒需要克服较大的塑性应变，从而使得变形力与摩擦力增大，磨削力也随之增大. 正前角磨削时的磨削力要小于负前角磨削时的磨削力，在不同磨削深度下，正前角磨削时的切向磨削力和法向磨削力分别减小了25% ～38%和81%～89%. 同样地，仿真测得的磨削力变化趋势与试验结果基本一致.
3.3 表面形貌及表面粗糙度结果与分析
为验证正前角磨削对磨削后Ti6Al4V钛合金工件表面质量的影响，磨削完成后，观测工件表面形貌，测量磨削后工件表面粗糙度值大小，分析磨粒前角对磨削后工件表面形貌及表面粗糙度的影响，并研究磨削参数与加工表面粗糙度之间的联系.
典型正、负前角磨削表面形貌对比结果如图11所示. 显然，负前角磨削表面的磨痕深度较大，并且数量较多，且存在着较多的裂纹与凹坑，这是因为负前角磨削时，磨粒对工件产生挤压作用，使得工件发生严重的塑性变形，最后形成切屑脱离工件. 在这个过程中，部分材料受到挤压发生滑移变形依附在工件上，导致裂纹等缺陷的出现. 与负前角相比，正前角磨削没有经过滑擦和耕犁阶段，直接对材料产生切削作用，不会产生严重的挤压滑移变形，因此正前角磨削表面磨痕较浅，磨削后表面比较平整. 在相同的加工条件下，正前角磨削能够得到更好的工件表面形貌.
不同磨削速度下正、负前角磨削后的工件表面粗糙度变化情况如图12所示. 当磨削深度保持不变时，磨削后工件表面粗糙度随着磨削速度的增大而减小，这是因为相同时间内磨粒对被磨削表面的磨削次数增加，磨削表面塑性变形程度减弱，因此工件表面加工缺陷相对减少，这与磨削力随磨削速度的变化趋势基本吻合. 正前角磨削后的工件表面粗糙度值小于负前角磨削的表面粗糙度值. 相比于负前角磨削，不同磨削速度下正前角磨削表面的粗糙度值降低了58%～65%，量化地验证了表面形貌的观测结果.
不同磨削深度下正、负前角磨削后的工件表面粗糙度变化情况如图13所示. 从图中可以得出，在磨削速度保持不变时，磨削后工件表面粗糙度随着磨削深度的增大而增大，这是因为磨削厚度增加，材料塑性变形加剧，使得加工表面承受更大的变形力与摩擦力. 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负前角磨削后的表面粗糙度值，大约降低了59%～66%. 因此，在相同磨削条件下，正前角磨粒磨削得到的工件表面质量更高.
3.4 磨粒磨损情况检测与分析
经过30 min连续磨削后的金刚石磨粒表面微观形貌如图14所示. 可以看出，未经处理的负前角金刚石磨粒与经激光加工的正前角磨粒经过一段时间的磨削后均产生了轻微的局部磨粒破损，这主要是由于单颗磨粒在磨削过程中承受了较大的冲击载荷，导致磨粒局部产生碎裂. 采用超景深显微镜检测得到负前角磨粒磨削刃最大破碎长度、最大破碎宽度和最大破碎深度分别为48.3 μm、28.6 μm、58.2 μm;正前角磨粒最大破碎长度、最大破碎宽度和最大破碎深度分别为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别为负前角磨粒的88.6%、67.5%、110.8%. 与负前角金刚石磨粒相比，正前角金刚石磨粒磨削刃的磨损程度并未明显增加，因此，可以认为经激光加工的正前角金刚石磨粒具有较好的耐磨性.
4 结 论
本文结合数值仿真和磨削试验，对比研究了具有正、负前角的单颗金刚石磨粒磨削钛合金过程中磨削力的变化规律，并研究了正、负前角磨削对加工表面形貌和表面粗糙度的影响，得到如下结论.
1)在单颗金刚石磨粒磨削中，不管是正前角磨削还是负前角磨削，切向和法向磨削力均随着磨削速度的增大而逐渐减小;随着磨削深度的增加，磨削力逐渐增大. 当磨粒前角由-30°增大到5°时，切向磨削力和法向磨削力分别减小25%～41%和81%～89%.
2)磨削后工件表面粗糙度随着磨削速度的增大而减小，随着磨削深度的增大而增大. 这与磨削力随磨削速度和磨削深度的变化趋势基本吻合.
3)與负前角磨粒磨削相比，正前角单颗金刚石磨粒磨削过程中没有经过滑擦和耕犁阶段，直接对材料产生切削作用，不会产生严重的挤压滑移变形，表面磨痕较浅、加工缺陷较少，耐磨性较好，表面粗糙度值降低58%～66%，可以有效地提高磨削加工表面质量.
参考文献
[1] 丁文锋，奚欣欣，占京华，等. 航空发动机钛材料磨削技术研究现状及展望[J]. 航空学报，2019，40(6)：6—41.
DING W F，Ⅺ X X，ZHAN J H，et al. Research status and future development of grinding technology of titanium materials for aero-engines[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2019，40(6)：6—41. (In Chinese)
[2] WU Q P，OUYANG Z Y，WANG Y，et al. Precision grinding of engineering ceramic based on the electrolytic dressing of a multi-layer brazed diamond wheel[J]. Diamond and Related Materials，2019，100：107552.
[3] ULUTAN D，OZEL T. Machining induced surface integrity in titanium and nickel alloys：a review[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2011，51(3)：250—280.
[4] 刘世锋，宋玺，薛彤，等. 钛合金及钛基复合材料在航空航天的应用和发展[J]. 航空材料学报，2020，40(3)：77—94.
LIU S F，SONG X，XUE T，et al. Application and development of titanium alloy and titanium matrix composites in aerospace field[J]. Journal of Aeronautical Materials，2020，40(3)：77—94. (In Chinese)
[5] ANDERSON D，WARKENTIN A，BAUER R. Experimental and numerical investigations of single abrasive-grain cutting[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2011，51(12)：898—910.
[6] DAI C W，DING W F，XU J H，et al. Influence of grain wear on material removal behavior during grinding nickel-based superalloy with a single diamond grain[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2017，113：49—58.
[7] 马志飞，梁国星，张昊，等. 单颗磨粒高速磨削Ti6Al4V仿真与试验验证[J]. 工具技术，2019，53(4)：49—53.
MA Z F，LIANG G X，ZHANG H，et al. Simulation and experimental investigation of high-speed grinding Ti6Al4V with single grain[J]. Tool Engineering，2019，53(4)：49—53. (In Chinese)
[8] 傅玉灿，田霖，徐九华，等. 磨削过程建模与仿真研究现状[J]. 机械工程学报，2015，51(7)：197—205.
FU Y C，TIAN L，XU J H，et al. Development and application on the grinding process modeling and simulation[J]. Journal of Mechanical Engineering，2015，51(7)：197—205. (In Chinese)
[9] AXINTE D，BUTLER-SMITH P，AKGUN C，et al. On the influence of single grit micro-geometry on grinding behavior of ductile and brittle materials[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2013，74：12—18.
[10] 楊军，李志鹏，李伟，等. 基于不同单颗磨粒模型的微细磨削力研究[J]. 湖南大学学报(自然科学版)，2018，45(8)：54—62.
YANG J，LI Z P，LI W，et al. Study on micro-grinding force based on different single abrasive particle models[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences)，2018，45(8)：54—62. (In Chinese)
[11] DAI H F，CHEN G Y，FANG Q H，et al. The effect of tool geometry on subsurface damage and material removal in nanometric cutting single-crystal silicon by a molecular dynamics simulation[J]. Applied Physics A，2016，122(9)：1—16.
[12] YIN J，CHEN G Y，XIONG B，et al. Femtosecond pulsed laser fabrication of a novel SCD grinding tool with positive rake angle[J]. Applied Physics A，2018，124(12)：1—10.
[13] 曹自洋，何寧，李亮，等. 高速切削钛合金Ti6Al4V切屑的形成及其数值模拟[J].中国机械工程，2008，19(20)：2450—2454.
CAO Z Y，HE N，LI L，et al. Chip formation and its numerical simulation in high speed cutting of Ti6Al4V alloy[J]. China Mechanical Engineering，2008，19(20)：2450—2454. (In Chinese)
[14] LESUER D R. Experimental investigations of material models for Ti-6Al-4V titanium and 2024-T3 aluminum[R]. Virginia：National Technical Information Service，1999：15—16.
[15] ZHOU Y C，AXINTE D，BUTLER-SMITH P，et al. Effects of novel rotary-abrasive finishing pad textures on the controlled 2-body abrasive wear of Type 304 stainless steel[J]. Wear，2016，348/349：89—97.
收稿日期：2020-09-12
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51675172)，National Natural Science Foundation of China(51675172);湖南省教育厅科学研究项目优秀青年项目(18B449)，Outstanding Youth Project of Scientific Research Project of Provincial Education Department of Hunan(18B449)
《正前角金刚石磨粒磨削钛合金仿真与试验研究》
本文由职称驿站首发，您身边的高端学术顾问
文章名称： 正前角金刚石磨粒磨削钛合金仿真与试验研究
上一篇：钻具失效原因分析及对策研究
扫码关注公众号
微信扫码加好友
职称驿站 www.zhichengyz.com 版权所有 仿冒必究 冀ICP备16002873号-3
