磨削液供給參數對工件表面完整性的影響

張修銘 姜 昂 史小亮 修世超

東北大學機械工程與自動化學院, 沈陽，110819

磨削液供給參數對工件表面完整性的影響

張修銘 姜 昂 史小亮 修世超

東北大學機械工程與自動化學院, 沈陽，110819

針對不同磨削液供給參數，通過CFD軟件構建磨削過程中磨削區處氣-液兩相的磨削液噴射模型，并對噴嘴的噴射參數進行仿真與計算。通過比較不同噴射速度、噴射方位和噴射角度對磨削液流場的質量流量的影響，以及它們對噴射過程中磨削液在整個磨削區的體積分數的影響，來確定合理的噴嘴噴射方位。最后通過磨削液噴射角度對工件表面完整性影響的試驗研究，為確定相對合適的噴嘴方位提供試驗依據，驗證磨削加工過程中磨削液供給參數選擇的合理性。

磨削液；氣流；供給參數；噴嘴；表面完整性

0 引言

磨削液在磨削加工過程中具有重要的作用[1-2]：第一，磨削過程中的散熱條件可以得到有效的改善，使散熱速率得到一定的提升，進而減少進入工件的磨削熱，降低磨削區的溫度，有效減少磨削件表面產生的損傷；第二，流動的磨削液對磨削件表面具有沖洗作用，能有效沖刷磨削區內磨屑和砂輪脫落的磨粒，防止砂輪堵塞，提高砂輪使用效率[3-4]。因此，如何合理高效地利用磨削液，增大磨削液進入磨削區的比例，提高磨削件表面質量，確保加工精度，一直是學者們研究的焦點。

磨削加工過程中，由于砂輪的轉速較高，使得砂輪周圍存在一個伴隨砂輪轉動的空氣層，且砂輪轉速越高，空氣層內形成的壓力越大[5]，導致磨削液更難進入磨削區，只有少量磨削液可以冷卻周邊，嚴重影響了工件的磨削質量。為了克服氣流場的影響，提高磨削液的利用率，國內外研究學者做了很多探索，并取得了一定的成果。文獻[6-7]用液態氮替換普通的磨削液直接噴射到磨削區，發現相比于磨削或其他介質的磨削冷卻液，液態氮能更好地冷卻工件與砂輪的接觸區，降低磨削溫度，提高工件表面質量，延長砂輪使用壽命。文獻[8]研究了氣流場對磨削液注入磨削區的影響，通過設置不同位置的噴嘴，對比磨削液進入接觸區的流量以及磨削后工件表面粗糙度特征值，認為當噴嘴位置略高于磨削區內的反向氣流，可以有效增大磨削液進入磨削接觸區內的流量，并且對工件表面質量的改善以及尺寸精度的提高有一定的促進作用。

通過對磨削液噴嘴位置、供給參數的理論研究，利用流體體積(volume of fluid,VOF)方法，找到最合適的理論噴嘴噴射方位；試驗磨削過程中磨削液的不同噴射過程，研究不同噴射角度冷卻液對工件表面完整性的影響，在確保磨削過程中磨削液冷卻效果的同時，最大限度地利用磨削液，并尋找磨削液的最小使用量。這不僅能夠降低經濟成本，還能減少環境污染，符合綠色制造的發展要求。

1 磨削液VOF模型仿真與分析

1.1 仿真模型及參數

由于在磨削過程中，砂輪表面的磨粒突出高度不同以及砂輪內部氣孔率不均勻等因素的影響，在實際建模中可以等效認為砂輪和工件接觸區存在最小間隙實現磨削液的冷卻和沖洗作用[9]。根據平面磨削模型(圖1)，建立磨削區磨削液流場幾何模型和邊界條件，如圖2所示。

圖1 平面磨削過程示意圖Fig.1 Plane grinding process

(a)幾何模型 (b)邊界條件圖2 接觸區磨削液流場的幾何模型及邊界條件Fig.2 Geometry model and boundary conditions of flowfield in contact area

由于在磨削液的供給過程中，磨削液供給參數對磨削液進入磨削接觸區的流量有一定的影響，因此，選取模擬供給參數必須要綜合考慮各因素的影響。磨削液流場的具體模擬參數如表1所示。

表1 仿真參數

1.2 砂輪周圍回轉氣流層分析

磨削過程中存在一個回轉空氣流邊界層，它存在于高速旋轉砂輪的周圍，并阻礙噴射區和磨削區的磨削液供給[5]。砂輪高速旋轉(vs≥30 m/s)時，由于回轉氣流層僅存在于砂輪周圍的極薄一層，因此，可以認為氣流層流速va≈vs。根據伯努利方程，氣流層的動態壓力為

(1)

式中，pa為空氣帶動態壓力，Pa；va為空氣流速，m/s；ρa為空氣密度，kg/m3。

由式(1)可知，隨著砂輪轉速的增大，回轉氣流層產生的阻礙作用越大，進入磨削區的磨削液越少。因此，只要供液壓力大于氣流層的動態壓力，磨削液就能夠沖破回轉氣流層進入磨削區。根據等壓力原理p>pa和式(1)可得

(2)

由式(2)可知，在一定范圍內提高磨削液的供液壓力，可以有效增大磨削液噴射速度，提高磨削液進入磨削區的能力。這對提升磨削散熱、清除砂輪表面上磨屑以及保障砂輪不堵塞有一定作用。

1.3 VOF模型仿真過程

(1)網格劃分。采用三維六面體單元進行映射網格劃分，同時為了提高網格質量，對流域采用分割劃分。網格由線網格生成面網格再生成體網格，同時需要對最小間隙處的網格進行等比加密。

(2)邊界條件的設置。為計算出流場的參數值，需要設置一些邊界條件，如圖2b所示。邊界條件主要包括速度入口邊界、壓力出口邊界以及壁面邊界等。

(3)最小間隙的確定。磨削過程中，砂輪和工件在磨削接觸區內實際存在一個最小間隙，這是砂輪氣孔率和磨粒不均勻等因素造成的。磨削液可以滲透到砂輪和工件之間，在磨削區形成磨削液薄膜，并由此實現磨削液的冷卻和沖洗作用。因此，可以把磨削液滲透層的厚度作為砂輪與工件間的最小磨削間隙值[10]。由于測量磨削液滲透層厚度比較困難，因此，在實際應用中根據砂輪的粒度號、組織號或氣孔率等特性參數，基于統計學方法，以磨粒突出的平均高度近似作為砂輪與工件間的最小間隙值。對于普通的磨料磨具，在低流量率的水基磨削液供給條件下，砂輪與工件間的最小間隙值一般在0.05～0.15 mm之間[11-12]。因此，仿真選用最小間隙dmin=0.1 mm。

(4)參考壓力位置和壓力差值計算。選用的參考壓力位置應選在能夠有效減小壓力計算量處。在一般情況下，參考壓力位置選在單元中心(0,0,0)處。同時，選擇的位置應當總是包含密度最小的流體。由于當給定相同的磨削液噴射速度分布時，磨削液液體的靜壓變化大于空氣氣體流體，如果相對壓力為零位置存在于壓力變化較大的非零值區域，將增大壓力計算的計算量。因此，壓力為零位置應存在于壓力變化較小的區域。本仿真的VOF模型壓力差值計算選擇Solve-Controls-Solution命令。

1.4 VOF模型模擬結果與分析

1.4.1 噴射距離的影響

當出口壓力及流量一定時，不同噴射距離下磨削液進入磨削區流量的仿真曲線如圖3所示。由圖3可知，磨削液進入磨削區的流量隨著噴射距離的增大而減小。這是由于磨削液沖破氣流層所需的能量在達到磨削區的過程中損失更多。同時，磨削液通過滲入砂輪氣孔進入磨削區的流量減小。因此，噴嘴位置應選在離砂輪表面較近處。出口磨削液流量隨砂輪的轉速提高，呈現類似的下降趨勢，這是由于形成的回轉氣流層隨著砂輪轉速的增大而變厚，對阻礙磨削液進入磨削接觸區的作用越強。

圖3 噴射距離對出口流量的影響Fig.3 Effect of a on outlet flow variation

1.4.2 噴射高度的影響

在出口壓力和流量不變時，不同噴射高度對進入磨削區磨削液流量的影響結果如圖4所示。由圖4可知，磨削液進入磨削區的流量隨噴射高度的增大呈先增大后減小的趨勢。當噴射高度為10 mm時，磨削液能有效避開反向氣流層，沿著砂輪表面進入磨削區的效率最高；當噴射高度偏離10 mm處越多，磨削液被沖回的流量越大。因此，在不同磨削條件下，存在最佳的噴射高度。

圖4 噴射高度對出口流量的影響Fig.4 Effect of h on outlet flow variation

1.4.3 噴射速度的影響

當a=45 mm，h=5 mm，θ=0，vs分別為20 m/s、40 m/s時，不同噴射速度對磨削液進入磨削區的流量及比例的影響如圖5所示。

(a)不同噴射速度進入磨削區有效磨削液流量

(b)不同噴射速度進入磨削區磨削液的流量比例圖5 噴射速度對出口流量的影響Fig.5 Effect of v on outlet flow variation

隨著磨削液噴射速度的增大，出口流量也增大，但有效磨削液的比例呈先增大后減小的趨勢。這是由于隨著噴射速度及流量增大到一定程度時，磨削液在進入磨削區的過程中更容易產生飛濺、霧化現象，同時會有更多的磨削液通過砂輪兩側直接流出，而未進入磨削區。因此，增加噴射速度及流量可以增大進入磨削區的磨削液流量，但磨削液的使用效率并沒有有效提高。在選擇磨削液的噴射速率及噴射壓力時，還需要綜合考慮磨削液的有效利用率。

1.4.4 噴射角度的影響

當vs分別為20 m/s、40 m/s時，不同噴射角度下磨削液進入磨削區的流量仿真曲線如圖6所示。由圖6可知，當噴射距離相同，噴射角度為10°時，磨削液能夠有效地進入磨削區，其流量最大。這表明磨削液在噴射角度θ=10°時，只損失很小的一部分就能夠沖破砂輪表面回轉氣流層，直接進入磨削區。因此，當噴射角度θ=10°時最有利于磨削液進入磨削區。

(a)vs=20 m/s時出口流量的變化

(b)vs=40 m/s時出口流量的變化圖6 噴射角度對出口流量的影響Fig.6 Effect of θ on outlet flow variation

1.4.5 噴射角度對磨削液體積分數的影響

在仿真的過程中可以近似地認為，磨削液貼近砂輪表面，而非工件表面[12-14]。為了觀察磨削液在磨削區的分布，提取不同噴射角度下磨削區的磨削液體積分數，如圖7所示。由于在砂輪表面存在回轉氣流層，當磨削液到達最小間隙時受到的阻力使大部分磨削液無法通過回轉氣流層進入磨削區，進而出現回流現象。因此，如果進入磨削區的磨削液體積分數較小，可以認為磨削液對磨削過程的冷卻效果較差。當噴射角度θ=10°時，由仿真結果可知，此時磨削液在磨削區內的體積分數分布比較均勻且分布區域較為廣泛。因此，在不改變其他條件時，應選擇θ=10°,使更多的磨削液進入磨削區，獲得相對較好的冷卻效果。

2 噴射角度對表面完整性影響的試驗研究

根據仿真結果，磨削液供給參數直接影響磨削液進入磨削接觸區的流量及其有效比例，進而對工件表面完整性產生影響。由于磨削加工條件一定時,磨削液噴射角度存在一個理論最佳值，因此，以磨削液噴射角度為研究對象展開工件表面完整性試驗更具有研究意義。

2.1 試驗方案與試驗參數

試驗選用M7130磨床，并選用粒度號為F60、直徑為300 mm、寬度為40 mm的白剛玉砂輪，單程平面逆磨削，工件材料為非調質45鋼，其他條件和參數如表2所示。

2.2 表面粗糙度測量

用TR300粗糙度測量儀測量不同噴射角度下的工件表面輪廓曲線，測量結果如圖8所示。

(a)θ=0

(b)θ=5°

(c)θ=7.5°

(d)θ=10°

(e)θ=15°圖7 不同θ角度下的體積分數Fig.7 Jet volume fraction with different θ

砂輪速度vs(m/s)35噴射距離(mm)50噴嘴流量(L/min)7.5噴射角度(°)0～10噴射高度(mm)10磨削深度(μm)30

(a)θ=0 (b)θ=5°

(c)θ=7.5° (d)θ=10°圖8 不同θ角度下的工件表面輪廓曲線Fig.8 Workpiece roughness curve with different θ

當其他磨削加工條件確定時，改變磨削液噴射角度，磨削后工件表面粗糙度變化規律如圖9所示。由圖9可知，當磨削液供給充分時，工件表面粗糙度較小。這是由于當磨削液充足時，磨削熱被磨削液快速帶走，磨削區的溫度隨之降低，有效減緩了工件表面產生塑性變形。同時，磨削區內磨削液的增加使得黏附在砂輪表面的磨屑等顆粒被及時沖洗掉，工件表面損傷的概率降低，磨削過程中的滑擦與耕犁減少。因此，磨削后工件表面粗糙度Ra較小，表面質量較高。

圖9 噴射角度對磨削后表面粗糙度的影響Fig.9 Effect of θ on surface roughness after grinding

2.3 工件表面硬度測量

在砂輪與試件接觸區中點位置沿磨削方向取3個測量點測量表面維氏硬度，取其平均值作為測量值，以間接驗證氣流場條件下磨削液噴射角度對有效磨削液比例的影響。試驗測得不同噴射角度下的工件表面硬度HV(P=2 kg)值如表3所示。當θ=10°時，工件表面產生的硬度值變化最小。因此可以認為，此時磨削液通過砂輪表面氣流層的能力最強，進入到磨削區的磨削液流量最大，磨削過程的冷卻效果較好，工件產生的塑性變形較小，進而表層加工硬化程度變化較小。

表3 噴射角度對表面硬度的影響

2.4 工件表面微觀形貌分析

圖10所示為不同噴射角度的試件表面掃描電子顯微鏡(SEM)微觀形貌。

當θ=0時，磨粒切入工件，在工件表面形成耕犁溝槽，產生較大的塑性變形；當θ=5°時，進入磨削區的磨削液量不足，排屑不良。當磨粒脫落后，磨粒和磨屑夾在工件與砂輪之間造成工件表面的拉毛劃傷和線性劃傷。當θ=7.5°時，由于冷卻效果不佳，磨粒鈍化，切削力減小，在磨削過程中容易產生較大振動，因而出現魚鱗狀痕跡。當θ=10°時，工件表面微觀形貌較好，表面產生的磨痕比較均勻，同時不存在劃傷、魚鱗狀痕跡以及燒傷現象。

(a)θ=0 (b)θ=5°

(c)θ=7.5° (d)θ=10°圖10 不同噴射角度下工件表面微觀形貌Fig.10 Workpiece surface micro-appearance withdifferent θ

綜上所述，在給定試驗條件下，當θ=10°時，磨削液的供給較充分，進入磨削區的磨削液流量較大，具有較好的冷卻、潤滑和清洗作用，可以有效減少工件在磨削加工過程中產生的表面缺陷。

3 結論

(1)進入接觸區的磨削液流量及冷卻效果與噴嘴噴射方位有直接關系。增加磨削液的噴射流量及噴射速度可以提高磨削液進入磨削區進行冷卻的能力。但噴射速度及噴射流量增大到一定程度時，更易出現磨削液的飛濺、霧化現象，進入磨削區的磨削液比例下降，磨削液的有效利用率下降。

(2)在給定的磨削加工條件下，噴射角度對冷卻效果有較顯著的影響。當噴射角度θ=10°時，磨削液噴射動壓衰減較慢，通過最小間隙時仍能保持較高的流速，進入磨削區的流量最大。同時，試驗結果表明，此時的加工工件表面具有良好的完整性指標。

(3)在磨削加工條件一定時，存在最佳磨削液噴射方位及角度，使工件獲得最佳的表面完整性。

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(編輯 王旻玥)

Effects of Grinding Fluid Supply Parameters on Workpiece Surface Integrity

ZHANG Xiuming JIANG Ang SHI Xiaoliang XIU Shichao

School of Mechanical Engineering and Automation,Northeastern University,Shenyang，110819

According to the different parameters of grinding fluid supplyies, gas and liquid phase of jet flow model of grinding zone in the grinding processes was established by using CFD software. And the jet parameters of grinding machine nozzle were simulated and calculated. Through the comparison of the effects of jet speeds, jet directions and jet angles on mass flow rate of grinding fluid flow field and the volume fraction of jet flow process in the grinding zone, the most reasonable nozzle jet would be determined. At last, the experimental studies of workpiece surface integrity were used to provide experimental basis to determine the most suitable nozzle positions and verify the rationality of the grinding flow supply parameter selection in the grinding processes.

grinding fluid; airflow; supply parameter; nozzle; surface integrity

2014-05-13

2017-01-07

國家自然科學基金資助項目(51375083)；沈陽市科學技術計劃項目(F16-205-1-02)

TH161

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.04.014

張修銘，男，1988年生。東北大學機械工程與自動化學院博士研究生。主要研究方向為磨粒復合加工技術表面完整性控制及其摩擦磨損特性。發表論文10余篇。E-mail：zyzyzhangyong@126.com。姜 昂，男，1987年生。東北大學機械工程與自動化學院碩士研究生。史小亮，男，1989年生。東北大學機械工程與自動化學院博士研究生。修世超，男，1959年生。東北大學機械工程與自動化學院教授、博士研究生導師。