镍基单晶高温合金DD5 磨削成屑机理研究

于贵华　朱涛　蔡明　安志欣　王成静　罗书宝

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）06-0760-12

DOI 码 10.13394/j.cnki.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]。

随着磨料磨具技术的迅速发展，学者们对镍基高温合金磨削技术进行了大量研究，旨在提高其表面质量和磨削效率。CAI 等[6] 使用CBN 砂轮对DD5 进行了磨削各向异性实验，研究发现当（001） 晶面上不同晶向与[100] 晶向夹角为45°时，磨削表面光洁度最高。通过极差法和方差法得到DD5 最佳磨削工艺参数，即磨削速度为30 m/s， 磨削深度为20 μm， 进给速度为0.4 m/min。ZHOU 等[7] 在DD98 的微磨削实验中指出，在面心立方体结构晶体的磨削过程中，表面粗糙度会表现出显著的各向异性。研究发现在相同磨削参数下，沿（111） 晶面磨削获得的表面光洁度最好，沿（100） 晶面磨削的表面光洁度最低。ZHAO 等[8] 研究了DZ125合金涡轮叶片根部磨削过程中的比磨削能和磨削热，研究发现当磨削速度从30 m/s 增加到80 m/s 时，比磨削能急剧降低20.8%。然而，当磨削速度高于80 m/s 时，比磨削能几乎保持不变。

值得注意的是，磨削的实质是砂轮上数以万计的磨粒之间相互协同对材料进行去除[9]。正是由于磨粒众多，导致研究镍基高温合金磨削去除机理存在较大困难。为解决这一难题，将复杂的多磨粒磨削过程简化为单颗磨粒磨削过程的方法被人们广泛应用。LIANG等[10] 研究了单颗磨粒超声辅助磨削蓝宝石的材料去除特性，研究发现：超高速磨削的韧脆转变的临界深度比普通无振动时的大得多，且振幅越大改善越大。ZHU 等[11] 基于纳米压痕和金刚石划痕试验评估了TiC/Ni 的磨削表面损伤机理， 其损伤机制主要包括TiC 颗粒的位错和断裂等。LI 等[12] 通过对Lu₂O₃ 进行纳米划痕试验及其理论建模，发现Lu₂O₃的韧性变形机制是晶粒内多晶纳米晶和非晶的转变的结合。

随后，为了对磨削过程中切屑的形成过程进行定量分析，基于数值模拟的方法被广泛应用。一些核心问题，如临界磨削速度、临界磨削深度等问题已经被研究。应变硬化、应变率硬化和热软化的综合效应被假设为影响切屑形成的主要因。DAI 等[13] 通过建立单颗磨粒有限元模型评估了Inconel 718 在不同磨削速度和磨削深度下的切屑形态，研究发现Inconel 718 的临界磨削速度为150 m/s。巩亚东等[14] 针对镍基单晶高温合金显著的各向异性，建立了基于Hill 模型的三维温度仿真模型，研究了不同晶面对磨削温度的影响规律。研究表明，加工不同晶面时的磨削温度从高到低依次是（111）、（110）、（100）。ESMAEILI 等[15] 发现磨削速度和磨粒前角的减小会导致不连续切屑的产生，并基于方差分析和SSD 预测模型确定了磨削最佳参数，即磨削速度为80 m/s，切削深度为0.719 μm，切削刃半径为0.5 μm，磨粒前角为30°。MIAO 等[16] 对二代单晶DD6 及叶片榫齿磨削加工进行了一定研究，研究表明磨削力受磨削参数和叶片横截面根部轮廓显著影响。不同磨削区域的表面加工质量差异很大，叶片根谷区域的表面粗糙度、塑性变形和加工硬化分别较根峰区域高出25%、20% 和7%。KUANG 等[17] 通过研究DD6在缓进深切磨削中的微动磨损行为，发现当法向载荷超过100 N 时，抛光面的主要缺陷为裂纹、破裂、分层和剥落。当载荷从50 N 增加到180 N 时，磨损机制由严重的氧化磨损转变为疲劳磨损和磨粒磨损。

尽管难加工材料的磨削去除机理在过去的几十年里已经被广泛研究，但是此过程中显著具有各向异性的单晶材料的去除机制尚未得到系统的解释。特别的是，在过去的研究中，实验材料主要包括镍基多晶高温合金、钛合金、碳钢等各向同性材料，对于镍基单晶高温合金的研究较为缺乏。此外，近年的FEM 研究主要集中在2 维模型，难以准确评估磨削过程中磨粒两侧的塑性流动[13，15]。同时，应用中的FEM 通常具有恒定的切削深度，沒有考虑到磨削过程中磨粒的实际切削厚度变化。

因此，开展镍基单晶高温合金的磨削试验与仿真研究。根据磨削过程中磨粒实际切削深度变化建立三维有限元模型，基于Hill 模型赋予材料各向异性参数，评估镍基单晶高温合金磨削过程中切屑形貌的演变过程，分析磨削深度对磨削力、切屑形貌、临界磨削深度、锯齿形切屑形成频率等材料去除特征信息的影响。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

试验选用第二代镍基单晶高温合金DD5，其具有优异的高温性能，是制造航空发动机涡轮转子叶片、导向叶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。图1 所示为镍基单晶高温合金DD5试件及其微观组织。试验采用的磨削方向为（001） 晶面的[100] 晶向， 如图1a 所示。图1b 为DD5 试件（001） 晶面的金相组织，主要为“十字”枝晶结构。通过扫描电镜可以在枝晶中观察到γ 相和γ'相，如图1c、图1d所示。

1.2 研究方法

针对镍基单晶高温合金难加工和磨削去除效率低的特点，采用理论研究与试验研究相结合的方法，开展镍基单晶高温合金磨削成屑机理研究，如图2 所示。在理论研究部分，通过ABAQUS 软件建立单颗磨粒的三维有限元仿真模型，研究镍基单晶高温合金磨削过程中切屑形貌、磨削力、塑性流动等特征变量的演变过程。在试验研究部分，使用M7120A 平面磨床对试样进行磨削试验。磨削过程中，使用测力仪对磨削过程中产生的磨削力进行记录。磨削后，使用超景深显微镜和三维轮廓仪对工件磨削表面形貌、三维轮廓等参数进行观测。随后使用扫描电镜对不同磨削参数下收集到的切屑形貌进行观察。

1.3 有限元仿真模型的建立

1.3.1 磨粒与工件模型

工件模型的建立如图3 所示。磨削加工的实质是通过砂轮上数以万计的微小磨料之间相互协同作用对工件材料进行去除[9]，如图3a 所示。在磨削弧区内，由于砂轮高速旋转和工件的进给，单颗磨粒与被加工材料之间的作用机制发生变化。因此可将磨削过程分为划擦、耕犁、成屑3 个阶段[18]。由于砂轮上的磨粒并非是均匀分布的，其形状、尺寸、突出高度是随机的，所以研究镍基高温合金的成屑方式存在较大困难，难以进行定量分析。单颗磨粒有限元仿真分析法将复杂的磨削过程简化为单颗磨粒磨削过程，能有效获得并分析磨削过程中切屑的形成过程及其形成过程中的应变、应变率、温度等特征信息[19]。

图3b 所示为简化后的单颗磨粒磨削过程。曲线ABD 为第n 颗磨粒的切削加工轨迹，曲线ABC 为第n +1 颗磨粒的切削加工轨迹。从图3b 中可以观察到：区域ABCFED 为第n + 1 颗磨粒实际切削区域，其单颗磨粒的实际切削厚度在不停地变化。磨粒先后经历了划擦、耕犁、成屑等3 个阶段。为了简化分析模型，加快单颗磨粒有限元仿真计算速度，将工件模型设置为楔形，如图3c 所示。在磨粒的单次磨削过程中，其实际切削厚度由0逐渐增加至最大未变形切削厚度a_gmax，随后急剧降为0。

1.3.3 单颗磨粒磨削有限元仿真参数设置

单颗磨粒磨削ABAQUS 仿真模型的工件长为60μm，宽为16 μm，a_gmax為1.5 μm。工件网格单元数为2122 720，磨粒网格单元数为112 158。工件为正交各向异性材料，在赋予材料属性时可以通过改变材料坐标实现对工件材料（001） 晶面和[100] 晶向的磨削仿真。因为磨粒硬度显著高于DD5，故将磨粒设置为刚体。单颗磨粒的具体磨削参数如表2 所示：

2 结果与分析

2.1 磨削表面与切屑形态

图6 为DD5 在磨削速度v_s=25 m/s 条件下的磨削表面形貌。其中，图6a～图6d 为DD5 在单颗磨粒有限元分析法下的磨削表面和切屑形貌图。图6f～图6k为砂轮在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。

通过图6a 可以观察到：在工件整体单颗磨粒磨削形貌中，DD5 材料受到磨粒的挤压并在其前刀面与侧面形成隆起。随着磨削的进行，工件材料在磨粒的作用下发生塑性流动，一部分材料流向磨粒两侧形成毛刺或飞边，另一部分则堆积在磨粒前刀面形成切屑。在相同磨削参数下，通过超景深显微镜对镍基单晶高温合金DD5 磨削表面形貌进行观测，观察到其表面形貌也出现了隆起和微沟壑等微观缺陷，如图6i～图6k所示。数以万计的微小磨粒之间相互协同作用对DD5 材料进行去除，其中突出程度较高的磨粒在工件表面留下较深的划痕，其两侧材料塑性流动大，隆起程度高，而突出程度较低的磨粒则会在DD5 表面留下较浅的磨痕，隆起程度低。

在镍基单晶高温合金DD5 的单颗磨粒磨削过程中产生的切屑主要有两个特征面，即自由表面与接触表面，如图6b 所示。与磨粒前刀面接触的一面被称为接触表面，其流出方向与磨粒前角方向基本一致。由于磨粒的挤压，切屑接触表面主要表现为光滑平整且残留有磨粒在切屑内表面滑擦过的痕迹，如图6c 所示。背向接触表面的一侧则称为自由表面，与接触表面相比，其主要为周期性锯齿形切屑，如图6d 所示。此外，通过Ultra Plus 场发射扫描电镜对收集到的切屑形貌进行观察。如图6f～图6h 所示，镍基单晶高温合金DD5的切屑形貌主要为连续锯齿状和单元节状。通过图6g 和图6h 可以很明显地观察到切屑的自由表面与接触表面，其形貌与仿真结果类似。

在磨削过程中，材料发生高速变形（其应变率一般能达到10⁷～10⁸s^?1），其塑性功主要转化为热量。由于材料整个变形时间是非常短的，因此切削区域内的热量来不及传出。同时，磨粒切削刃多为负前角，材料在加工时变形更为剧烈，更容易发生绝热剪切，形成锯齿形切屑。镍基单晶高温合金具有优异的热强性、高温强度以及低热导率，其磨削加工时产生的热量难以传导出去，从而导致绝热剪切程度更为明显。

为进一步探索镍基单晶高温合金DD5 锯齿形切屑的形成过程，分别调取了不同单颗磨粒切削深度下的切屑形貌图，如图7 所示。

从图7 中可以观察到： DD5 磨削过程中材料隆起程度不断增加，达到某一临界值时形成塑形断裂而很快变薄。切屑周期性重复上述动作，从而形成锯齿形切屑。具体而言，随着磨削的进行，第n 段切屑在磨粒的作用下沿着一定方向发生塑性流动脱离工件，第n +1 个切屑逐渐隆起（如图7a、图7b 所示）。磨粒剪切角减小，切屑变厚，导致切屑变形区域受到的应力增大、变形加剧（如图7c 所示）。当应力达到某一界限时，切屑自由表面一侧发生剧烈变形（ 如图7d 所示） 。随后逐渐形成塑形断裂，最后发生塑性流动形成锯齿形切屑（如图7e、图7f 所示）。

2.2 磨削过程中的切屑形态变化

为探究不同单颗磨粒切削深度下的切屑形貌，分别截取了单颗磨粒切削深度为0.038、0.188、0.300、0.600、1.050、1.275 μm 下的切屑形貌，如图8 所示。

当单颗磨粒切削深度小于0.038 μm 时，镍基单晶高温合金DD5 只发生弹性变形，此间的磨粒处于划擦阶段，如图8a 所示。随着单颗磨粒切削深度增大，当其超过0.038 μm 时，材料发生塑性变形，在磨粒前刀面和侧面发生塑性流动形成隆起，导致磨粒在工件上形成划痕，如图8b 所示。随着单颗磨粒切削深度进一步增加，材料隆起程度逐渐增大。当其达到一定程度时，切削从耕犁阶段转变为成屑阶段，开始形成切屑，如图8c～图8f 所示。具体说， 当单颗磨粒切削深度为0.300 μm 时，出现少量碎屑状切屑；而在0.600 μm 时，出现大量碎屑状切屑并开始形成锯齿形切屑；在1.050μm 和1.275 μm 时，切屑的锯齿化程度增强，切屑形成频率加快。因此，DD5 磨削过程可分为划擦、耕犁、成屑三个阶段。在单颗磨粒切削深度为0～0.038 μm 时，加工处于划擦阶段；在0.038～0.188 μm时，加工处于耕犁阶段；当超过0.188 μm 时，加工则处于成屑阶段。

工件在划擦和耕犁阶段不形成切屑，这不仅不利于材料的去除，而且损害磨削加工质量和加工效率。为了探索磨削加工过程中磨削速度对划擦、耕犁、成屑3 个阶段转变的影响，分别记录了磨削速度为15、25、35、45、60、80、100 m/s 下磨削3 个阶段的转变情况，如图9 所示。其中，图9a～图9c 分别对应单颗磨料磨削过程中的划擦、耕犁、成屑3 个阶段；图9d 为不同单颗磨料切削速度下，划擦、耕犁、成屑3 个阶段的转变情况。其中， 0.045 0 μm 等数值指代的是DD5 在不同磨削速度下的临界划擦厚度，而0.225 μm 等数值指代的是DD5 在不同磨削速度下的临界成屑厚度。

从图9d 中可以观察到磨削3 阶段在不同磨削速度下的占比具有不同程度的变化。具体说来，在磨削速度为15 m/s 时，划擦、耕犁、成屑3 个阶段在整个单颗磨粒磨削过程中分别占比3.0%、12.0%、85.0%，此时的临界划擦深度和临界成屑厚度分别为0.045 0 μm、0.225 μm。更多的是，随着磨削速度的增加，磨粒能更快进入切削阶段， 其临界成屑厚度由0.225 μm 降为0.158 μm，而临界划擦厚度受磨削速度变化影响不大。当磨削速度增大为25、35、45、60、80、100 m/s 时， 其临界成屑厚度依次为0.210、0.188、0.180、0.165、0.158、0.158 μm，其临界耕犁厚度在0.037 5～0.045 0 μm 之间波动。其中，划擦阶段占比分别变为2.5%、2.5%、3.0%、3.0%、2.5%、3.0%， 耕犁阶段占比分别变为11.5%、10.0%、9.0%、8.0%、8.0%、7.5%，成屑阶段占比分别变为86.0%、87.5%、88.0%、89.0%、89.5%、89.5%。当速度超过80 m/s 时，成屑阶段占比达到最大且几乎保持不变。这表明加工在磨削速度为80 m/s 时取得最显著的材料去除效率。

由材料变形速度引起的应变率强化成为影响镍基单晶高温合金DD5 临界成屑厚度的主要因素。图10所示为不同磨削速度下DD5 在临界成屑时的应变率分布。随着磨削速度增加，单颗磨粒磨削DD5 在临界成屑时的最大应变率分布呈线性增加。当磨削速度为15、25、35、45、80、100 m/s 时， DD5 最大应变率分别为6.195 × 10⁷、1.126 × 10⁸、1.248 × 10⁸、1.682 × 10⁸、2.416 × 10⁸、2.891 × 10⁸。因此，在切削參数范围内，不断增加的应变率是材料临界成屑厚度降低的关键原因。随着材料变形速度的加快，其应变率不断增大，从而导致材料塑性增强，更容易形成切屑。这会使DD5 临界成屑厚度不断降低。田霖等[24] 通过单颗磨粒实验也发现速度效应会显著影响磨削过程阶段的转变以及临界成屑厚度。他们认为这种趋势是材料应变率强化和热软化效应之间相互博弈而形成的。随着材料变形速度增加，其塑形指标分别为应变率效应显著区、温度效应显著区和高温脆区。当材料处于应变率效应显著区时，材料塑性降低、韧性增强更容易形成切屑；处于温度效应显著区的材料，其塑性会随着变形速度增加而增加，导致其临界成屑厚度增加；而高温脆区材料温度的上升并不引起塑性的提高，所以材料临界成屑厚度增幅减小。

2.3 磨削过程中的磨削力变化

为探索DD5 锯齿形切屑形成过程中磨削力的变化过程，对图8 中锯齿形切屑形成过程中一个周期内的磨削力进行了记录，最后形成了DD5 锯齿形切屑形成过程中的法向磨削力变化图，如图11 所示。其中，图11 中的A～F 点分别对应图8a～图8f。

从图11 中可以看出：在第n 段切屑形成时，其磨削力大小处于谷底，为0.033 N；之后第n + 1 段切屑开始形成隆起，不断在磨粒前刀面堆积，导致磨削力急剧增大，达到0.045 N；随着隆起程度不断增加，磨削力达到其峰值0.056 N；随后第n + 1 段切屑开始形成微裂纹和塑性滑移带，磨削力不断减小；随着剪切滑移的不断发生，磨削力不断跌入谷底，第n + 1 段切屑基本形成。因此，磨削力周期性波动情况与切屑形成是一一对应的。夏江等[19] 通过建立镍基多晶高温合金GH4169 的FEM 模型，发现单颗磨粒磨削GH4169 时，其磨削力呈现出高频率周期性波动，并且其波动周期与锯齿形切屑节块相对应。

图12 所示为不同磨削速度下，单颗磨粒磨削DD5过程中的法向磨削力变化。从图12 中可以观察到：磨粒与工件刚开始接触时，单颗磨粒实际切削厚度较小，此时不形成切屑，磨削力缓慢增加，且不呈周期性波动；随着单颗磨粒实际切削厚度的增加，切屑开始形成，但其形成过程并不稳定；之后磨粒进入稳定切削状态，磨削力稳定增加并伴有一定的周期性波动；在单颗磨粒切削厚度达到1.500 μm 之后，磨粒开始进入切出状态，其磨削力迅速降低为0 N。此外还可以观察到：在同一个磨削距离下，切削速度更大的磨粒往往能得到更高的法向磨削力。例如，在切削速度为15 m/s 时，最大磨削力为0.042 N。之后随着切削速度增加为35 m/s 和60 m/s，最大磨削力分别增加到0.070 N 和0.094 N。这是因为在相同的切削深度下，由速度效应引起的加工硬化现象会显著影响材料的力学性能，从而使磨削力增加。

为了消除磨床的振动对磨削力的影响，通过Origin对测力仪记录的瞬时磨削力信号进行滤波， 如图13a、图13b 所示。在磨削过程中，砂轮先后经历了切入阶段、稳定切削阶段、切出阶段3 个阶段。其中切入阶段和切出阶段的磨削力波形信号相对平稳，稳定切削阶段的磨削力信号由于切削加工作用而相对波动较大。具体而言，砂轮与工件开始接触时，参与切削的磨粒数逐渐增加，磨削力迅速增加。随后，砂轮进入稳定切削状态，法向磨削力和切削磨削力分别为（23.0 ±6.0） N 和（?7.7 ± 3.0） N。最后，磨削力随着砂轮的切出而逐渐降低。这一结果与单颗磨粒FEM 分析得到的磨削力变化图（图12）相似。

图13c 为CBN 砂轮磨削DD5 在不同磨削速度下产生的法向磨削力和切向磨削力。如图13c 所示，法向磨削力和切向磨削力随磨削速度增加而减小。这是因为在砂轮参与磨削过程中，其单位时间内参与磨削的磨粒数会随着磨削速度的增加而增加，这会使单颗磨粒最大未变形切削厚度减少，切屑截面积减小，切屑变薄，从而使得单颗有效磨粒受到的磨削力减小。同时塑性变形传播速度小于砂轮线速度，工件材料还未变形就被磨粒去除，切屑瞬间被磨粒切离磨削加工区域，绝大部分磨削热被切屑带走，磨削力大大减小[25-26]。

2.4 磨削速度对切屑形貌的影响

众所周知，磨削速度是材料磨削去除过程中最为重要的影响因素，不仅影响切屑临界成屑厚度还影响其切屑形貌。为探究磨削速度对DD5 切屑形貌的影响，分别观察了磨削速度在15、25、35、45、60、100 m/s下的切屑形貌，其FEM 结果如图14 所示。

从图14 中可以看出：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。例如，当磨削速度为15 m/s 时， DD5 切屑形貌主要表现为锯齿分节堆叠的单元节状；而在25 m/s 时，锯齿分节堆叠程度降低，切屑锯齿形更明显；到35 m/s 时，锯齿分节的切屑逐渐转变为连续状；随着磨削速度继续增加，在45 和60 m/s时锯齿形切屑连续性进一步增强，但切屑的自由表面仍有细微的片状层；当磨削速度达到100 m/s 时，切屑转变为不规则带状切屑。

其原因是切屑形成过程中DD5 材料在磨粒前刀面堆积并形成隆起，当作用在DD5 上的磨削力超过其断裂极限时，材料沿着剪切带发生塑性滑移最后形成锯齿形切屑。随着磨削速度的增加，材料变形加剧，使切屑锯齿形更明显。当磨削速度超过材料变形速度时，DD5 材料来不及形成切屑就被磨粒切除，从而形成条形带状切屑。此外，磨削速度增加引起的材料硬化效应降低也可能是影响切屑形态转变的主要原因。

通过SEM 对不同砂轮磨削速度下（a_p=60.000 μm，v_f=0.6 m/min）收集盒中的切屑进行观察，其结果如图15所示。其中：图15a 为DD5 切屑整体形貌，图15b～图15d为不同磨削速度下单个切屑形貌图。从图15 中可以看出：磨削镍基单晶高温合金DD5 时产生的切屑多为锯齿状，且具有自由表面和接触表面两个典型面。由于磨粒的挤压，靠近磨粒切削刃一侧的接触表面的特征是光滑的、整洁的，而自由表面的特征则是周期性的台阶状。此外，通过观察不同速度下单个切屑形貌图可以发现：在切屑形成过程中，两个相邻切屑之间的剪切滑移面宽度L 逐渐增大； 当磨削速度为15 和25m/s 时，DD5 切屑自由表面的锯齿状单元形成频率较低；而在35 m/s 时， DD5 切屑自由表面的锯齿状单元形成频率得到了显著提高。

惊喜的是，这些试验结果与FEM 分析得到的结果并不是大相径庭的。具体来说， 在磨削参数范围内，FEM 和试验得到的DD5 切屑形貌均为典型的锯齿形切屑，且伴有接触表面和自由表面两个典型特征面；在切屑形成过程中，其分节频率不断降低，这是由磨削过程中单颗磨粒实际切削厚度不断增大而导致的。此外，随着磨削速度的增加，FEM 和试验结果中均能显著发现DD5 锯齿形切屑形成频率变化趋势的一致性。这些均证实了模型的正确性。

3 结论

根据磨粒实际切削厚度变化和镍基单晶高温合金DD5 各向异性的特性， 建立了基于Hill 模型的ABAQUS 三维磨削仿真模型。通过对单颗磨粒磨削仿真结果进行分析，得到如下结论：

（1） 加工镍基单晶高温合金DD5 时，材料在磨粒的作用下沿第二变形区发生塑性流动和滑移形成锯齿形切屑。磨削力整体与磨削深度变化趋势保持一致且伴有周期性波動，其波动情况与锯齿形切屑的形成过程一一对应。

（2） 随着单颗磨粒切削厚度的增加，磨削状态依次为划擦、耕犁、成屑。随着磨削速度的增大（15、25、35、45、60、80、100 m/s） ， 划擦阶段占比保持在2.5%～3.0% 左右，成屑阶段占比分别为85.0%、86.0%、87.5%、88.0%、89.0%、89.5%、89.5%。这表明适当增加磨削速度有利于促进磨粒更快进入成屑阶段，从而有效提高材料去除率和加工效率。DD5 最佳磨削速度为80 m/s，此时磨削具有最显著的材料去除率。

（3） 当磨削速度为15 m/s 时，DD5 切屑形貌主要表现为锯齿分节堆叠的单元节状；而在25 m/s 时，锯齿分节堆叠程度降低，切屑的锯齿形更明显；到35 m/s 时，锯齿分节的切屑逐渐转变为连续状；随着磨削速度继续增加，锯齿形切屑的连续性进一步增强，但切屑的自由表面仍有细微的片状层；当磨削速度达到100 m/s 时，切屑转变为不规则带状切屑。

作者简介

通信作者： 蔡明，男，1990 年生，博士、副教授、硕士研究生导师。主要研究方向为磨削与精密加工技术、绿色加工。

E-mail： caiming199004@126.com

（编辑：赵兴昊）