使用单层碳化硼（CBN）磨料砂轮对窄深槽进行渐进式磨削：磨削性能与表面完整性研究

《Journal of Materials Research and Technology》：Creep feed grinding of narrow-deep-groove with monolayer cBN abrasive wheels: Grinding performance and surface integrity

　　光立|黄永贵|顾云岐|张一东|卢慧华|梁国兴
中国北方大学机械工程学院，太原，030051，中国

**摘要**
爬行进给磨削工艺在精密加工窄深槽（NDG）部件时得到广泛应用。然而，NDG的侧面和底面之间的垂直几何结构导致不同表面具有不同的表面完整性特征。本研究探讨了爬行进给磨削过程中NDG部件底部、过渡圆角和侧面材料去除机制以及表面完整性的分布情况。建立了一个用于描述NDG不同磨削区域中最大未变形切屑厚度（MUCT）的模型，并研究了磨削力、磨削温度、磨料形态、粗糙度、微观结构、显微硬度和残余应力等关键参数。研究发现，MUCT从底部向过渡圆角逐渐减小，在侧面达到更低值。底部表面的最低磨削温度为153.1°C，而侧面表面的最高温度为297.3°C，侧面表面的磨削温度比底部高22.4%至31.7%。由于较大的MUCT导致的高磨削力，底部表面发生了严重的塑性变形，形成了厚度为52.5μm的加工硬化层。底部和侧面表面都产生了压缩残余应力，且底部的残余应力幅度大于侧面。这些发现为磨削的多力学机制提供了更深入的见解，从而有助于高效制造高可靠性的NDG部件。

**1. 引言**
窄深槽（NDG）结构是复杂部件中的关键特征，例如叶轮泵转子、涡轮叶片和涡轮盘，广泛应用于航空航天、工业液压和汽车领域[1]、[2]、[3]。传统的NDG部件加工方法通常包括铣削、淬火和使用传统磨料轮进行磨削。然而，这些方法往往会导致磨料轮严重磨损、表面粗糙度增加和热损伤，从而限制了其工业应用[4,5]。采用超硬磨料轮的爬行进给磨削技术彻底改变了NDG的加工方式，具有高硬度、热稳定性和耐磨性等优点。该技术将粗加工和精加工整合到一个过程中，实现了高效的材料去除和优异的表面质量[6]。NDG部件通常由难加工材料制成，如镍基超级合金。这些材料具有出色的性能，包括高温强度、耐腐蚀性和抗疲劳性，能够在高温、循环载荷和往复滑动等恶劣工况下保持稳定[7]、[8]、[9]。尽管磨削技术取得了显著进步，但由于其复杂的几何形状和难加工的特性，实现NDG结构的高效精确加工仍然是一个重大挑战。

以往的研究广泛探讨了NDG结构的可磨削性和表面完整性。例如，Matsuo等人[10]研究了使用CBN和金刚石磨料轮对S50C钢和氧化铝陶瓷NDG的磨削性能，强调了磨料轮硬度和浓度对磨削力的影响。Ohbuchi等人[11]通过分析切屑大小和材料去除率来优化NDG磨削条件。Soo等人[12]证明，与CBN磨料轮相比，金刚石磨料轮在钛叶片槽磨削中能抑制表面烧结现象，并且在所有测试条件下都观察到最小的裂纹。Sunarto等人[13]评估了超细晶粒CBN磨料轮在镍基超级合金爬行进给磨削中的性能，展示了PcBN-U粒度的优异磨削效果。Ding等人[14]进一步研究了工艺参数对可磨削性和表面完整性的影响，强调了控制磨削温度以实现无裂纹表面的重要性。然而，表面完整性的变化——特别是微观结构改变和残余应力分布及其与磨削引起的热负荷和机械负荷的相关性——尚未得到系统研究。

作为特殊的NDG部件，枞树叶片根部槽是航空发动机涡轮叶片和涡轮盘中的关键安装结构。这些槽的精密加工引起了广泛的研究兴趣，特别是热管理和表面完整性方面。数值建模被广泛用于解决这些热挑战。Grimmert等人[15]开发了一种热有限元模型（FEM），通过模拟磨料轮与工件接口处的热量分布来预测磨削烧结现象，并通过实验温度测量验证了其准确性。Yin等人[16]将热损伤形成与轮廓依赖的热量和热量散发模式联系起来，强调了最大未变形切屑厚度（MUCT）在调节表面完整性中的作用。Kuang等人[17]提出了一种包含晶粒-工件相互作用的热力学FEM，实现了残余应力的高精度预测，残余应力在峰值区域为压缩状态，在山谷区域为拉伸状态。MUCT理论被用来阐明磨削表面完整性。然而，具有复杂几何形状的截面上MUCT的分布常常被忽视。

实验研究表明磨削结果的局部差异。Miao等人[18]观察到单晶超级合金枞树槽中的磨削力和表面质量不均匀，将这种差异归因于工艺参数与复杂轮廓几何形状之间的相互作用。类似地，Chen等人[19]确定热机械效应是γ-TiAl叶片榫头表面粗糙度和亚表面变形的关键驱动因素，底部区域表现出最严重的加工硬化。Miao等人[20]的先进表征揭示了磨削表面的梯度微观结构，从表面的纳米晶粒层过渡到内部材料的位错丰富区。然而，枞树槽的几何特征是倾斜的侧面，这与其他特征底部和侧面之间的垂直取向不同。

尽管这些研究提高了对NDG加工中热和机械行为的理解，但它们主要集中在均匀表面或简化几何形状上。然而，与多表面NDG区域（如底部、圆角和侧面）相关的独特材料去除机制和表面完整性特征仍未被探索，尽管这些区域对疲劳和耐磨性有重要影响。先前的研究表明，这些区域表现出不同的表面形态，磨削划痕特征和表面完整性存在显著差异[21]。NDG底部和侧面之间的垂直取向在爬行进给磨削过程中导致晶粒切割深度的显著变化，从而导致不同的材料去除机制和表面完整性特征[14]。这些变化对NDG部件的疲劳、磨损和耐腐蚀性至关重要，对其服役性能有显著影响。

为了填补这一空白，本研究建立了NDG底部、过渡圆角和侧面磨削区域的材料去除模型，分析了NDG截面上MUCT的分布，并研究了磨削参数对MUCT的影响。实验使用单层电镀CBN磨料轮对Inconel 718镍基超级合金NDG进行了磨削。从表面形态、粗糙度、金相结构、显微硬度和残余应力等方面评估了表面完整性。这些发现为NDG结构的材料去除机制和表面完整性提供了新的见解，有助于开发更高效和精确的复杂部件加工方法。

**2. NDG爬行进给磨削的材料去除机制**
**2.1 NDG表面上的材料去除异质性**
NDG的爬行进给磨削过程可在一次磨削过程中完全去除材料（图1(a)）。如图1(b)所示，单层电镀CBN磨料轮具有三个不同的边缘区域：顶部边缘（负责主要材料去除）、过渡边缘（负责渐进式材料去除）和侧面边缘（负责表面精加工）。这些边缘与NDG工件的相互作用形成了三个相应的磨削区域：底部表面区域、过渡圆角区域和侧面表面区域（图1(c)）。先前的研究表明，NDG不同磨削区域之间的表面形态各不相同，它们之间存在明显的边界[21]。截面材料去除模型显示，MUCT具有空间异质性，如图1(d)–(f)所示。在底部表面，MUCT在整个截面保持不变，由于材料去除率最大化，形成了粗糙的划痕槽。在过渡圆角表面，MUCT向侧面边缘逐渐减小，导致过渡表面形态为半精加工状态。在侧面表面，侧面磨削区域内的磨料颗粒主要去除由过渡边缘产生的微突起。因此，在侧面边缘磨削区域观察到的MUCT显著较低，这归因于底部和侧面之间的垂直取向。这种条件促进了精细的表面精加工，主要通过摩擦和耕犁机制实现。

由于NDG侧面和底部表面之间的垂直几何结构，在爬行进给磨削过程中观察到了阶段性磨削行为。材料去除过程分为三个阶段：初始阶段、切入阶段和稳定阶段，如图2所示。在初始阶段（图2(a)），顶部边缘开始材料去除，形成一个宽度小于NDG设计尺寸的狭窄槽。在切入阶段（图2(b)），过渡边缘的参与使槽变得更加宽，材料去除主要由顶部和过渡边缘共同完成。在稳定阶段（图2(c)），侧面边缘的磨料颗粒通过消除划痕突起来精细化侧面表面，同时槽宽度保持不变。因此，由MUCT驱动的异质性直接决定了NDG不同区域的表面质量。在底部表面，高MUCT导致深的划痕槽和粗糙的形态，类似于传统的粗糙磨削[22]。在过渡圆角表面，减小的MUCT产生了介于底部和侧面区域之间的中等表面质量，可以视为半精加工。在侧面表面，侧面磨削区域内的磨料颗粒主要去除由过渡边缘产生的高微突起。此外，显著较低的MUCT使得磨料颗粒能够进行滑动和耕犁，有效平滑表面不规则性，达到最佳的表面效果，这对应于精加工操作。这种多阶段、多区域的机制系统地将粗加工、半精加工和精加工操作结合在一个磨削过程中，从而实现了NDG部件的尺寸精度和表面完整性。

**2.2 NDG磨削区域内的MUCT分布**
MUCT是磨削力学中的关键参数，因为它直接影响磨削力和温度的分布、磨料轮磨损模式以及表面完整性的结果[23]、[24]、[25]。为了简化磨料颗粒位置和大小的随机分布建模，采用了以下假设：
(1) 忽略了颗粒突出对MUCT的影响；
(2) 磨料轮上相邻颗粒之间的距离相同，用平均晶粒间距λg表示；
(3) 忽略了颗粒大小变化对划痕微突起的影响。

如图3(a)所示，MUCT在NDG的三个区域（顶部边缘(x0-x1)、过渡边缘(x1-x3)和侧面边缘(x3-x4)显示出不同的空间特性。

在顶部边缘磨削区域(x0 ≤ xi < x1)，磨削条件类似于传统的表面磨削，其特征是均匀的切割深度。MUCT (agpmax) 的计算公式为[26]：
\[agpmax(xi) = 2\lambda_g v_w v_s h_g d_s\]
其中vw和vs表示工件进给速度和磨料轮速度，hg是NDG深度，λg是平均晶粒间距，ds是磨料轮直径。该公式证实了该区域内的主导粗糙加工行为。

如图3(a)所示，过渡边缘磨削区域(x1 ≤ xi < x3)具有弧形三角形几何形状。在弧形段上的任意点xi，可以根据几何关系计算过渡边缘磨削区域内的MUCT。对于受磨料轮圆角半径r0控制的弧形段(x1-x2)，MUCT沿径向减小。应用几何余弦定律，位于位置x?的瞬时MUCT为：(2)agrcmax(x)=agpmaxcosxi?x1r0?agpmax2(cos2xi?x1r0?1)+r02+r0，其中r0是砂轮上过渡圆角的半径。在直线段(x2–x3)上，MUCT遵循线性衰减关系：(3)agrlmax(xi)=r02+(xi?x2)2?r0。这种双区域行为解释了在过渡圆角表面观察到的半精加工特征。在稳定阶段，侧面研磨区域的磨粒主要去除由过渡边缘产生的凸起微突起。根据本研究的假设，这些被侧面边缘切割的微突起是由过渡边缘上的磨粒生成的。这些磨粒到边界的距离对应于平均磨粒间距λg（图3(b)）。因此，MUCT等于这些微突起的厚度，如图3(b)所示。在侧面研磨区域（x3 ≤xi < x4）内，可以使用公式(3)在特定点xi′ = x3-λg计算磨粒的MUCT。因此，侧面研磨区域的MUCT可以表示为：(4)agsmax(xi)=r02+(x3?λg?x2)2?r0。因此，为NDG的顶部边缘、过渡边缘和侧面研磨区域推导出了一个综合的MUCT剖面。NDG上MUCT的空间分布表示为一个分段函数（图3）：(5)agmax(xi)={agpmax(xi)，x0≤xi< />< />< />
3. 实验材料和方法
3.1. 磨粒分布表征
单层电镀cbn砂轮显示出磨粒的随机分布（图4(a)）。为了便于建模muct，假设磨粒均匀分布并且具有相同的凸起高度。平均磨粒间距（λg）是计算muct的关键参数，使用jiapan s2000 vhx数字显微镜进行测量（图4(b)）。分析了三个随机区域（图4(c)），并将λg确定为最近邻测量的平均值。

3.2. 爬行进给研磨ndg方法
研磨实验在配备单层电镀cbn砂轮的mv-40立式加工中心上进行（图5(a和b)）。主轴转速范围为10至10,000 rpm。研磨力使用kistler 9119aa2测力计测量，如图5(b)所示。采用多点温度测量方法在单次研磨过程中获取所有数据。三个测量位置分别对应于侧面表面、过渡圆角表面和底部表面（图5(c)）。这种方法减少了由于单点测量过程中固有的研磨条件变化而引起的研磨温度测量误差。此外，在单次研磨过程中在多个位置测量温度确保了记录的温度差值的有效性。研磨温度测量装置包括wrnk191标准热电偶和mik-r200t无纸记录器。温度测量范围为0到1000°c，测量误差为±2°c。在工件上钻了三个直径为1mm的盲孔以容纳热电偶探头。在每个热电偶探头与其相应的测量点之间保持等于预设研磨深度的间隙，以防止在研磨过程中探头被切断[16,27]。砂轮用于单次完整的ndg加工。研磨后的ndg试样如图5(d)所示。然而，ndg的接触区域是半封闭的，这使得直接将冷却液注入研磨区域极为困难。即使在接触区域注入少量冷却液，一旦研磨热量超过某个阈值，其冷却效率也会降低。为了解决这个问题，采用了空气自冷砂轮进行ndg的干磨（图5(e)）。这种砂轮设计并制造了内部空气通道。在高速旋转时，空气叶轮的叶片将周围空气吸入砂轮的内部通道（图5(f和g)）。然后高速气流从通道出口喷出，冲击研磨区域表面进行冷却（图5(h)）。高速气流提高了冷却效率，并消除了大量的研磨热量，从而防止了研磨烧伤的发生。

表1. 研磨ndg的实验参数
参数 值
研磨轮 单层cbn砂轮 砂轮直径 ds/mm 200
砂轮宽度 bg/mm 4
过渡圆角半径 r0/mm 0.5
磨粒 cbn 100/120
工件材料 inconel 718 工件尺寸/mm3 30 × 20 × 15
研磨轮转速 vs/(m/s) 31.4, 41.9, 52.3, 62.8
工件进给率 vw/(mm/min) 1.0, 1.5, 2.0, 2.5
ndg深度 hg/mm 10, 14, 18, 22
研磨环境 空气冷却干磨

表2. inconel 718镍基超级合金的化学成分（%）
元素 ni fe cr nb mo ti o al co mn ps
值（重量%） 49.0 18.0 18.1 6.2 2.9 2.5 1.0 0.7 0.6 0.4 0.3 0.2 0.1

表3. inconel 718镍基超级合金的物理性能
密度 (kg/m3) 屈服强度 (mpa) 抗拉强度 (mpa) 泊松比 弹性模量 (gpa) 硬度 (hv)
82 40 10 30 12 80 0.3 3 20 4 3

3. 表征方法
本研究中使用的表征方法如图6所示。ndg试样通过线电极切割分为四部分，以便表征侧面、过渡圆角和底部表面[28,29]（图6(a)）。侧面的表面形貌和过渡圆角的表面形貌通过部件2获得（图6(b)），而底部表面的形貌使用部件3进行检测（图6(c)）。使用sm-1000 3d轮廓仪评估了三维（3d）表面形貌和粗糙度（图6(d)）。采用算术平均高度（sa）来评估研磨试样的表面粗糙度。ndg试样的切割表面经过研磨和抛光（图6(e)），然后用5g cuso4、100 ml hcl和100 ml c2h5oh溶液进行蚀刻。随后，使用扫描电子显微镜（sem，sigma 300）分析表面形态和金属相结构，如图6(f)所示。通过氩离子抛光准备了用于电子背散射衍射（ebsd）分析的试样（图6(f)）。测量步长为1.2 μm。使用hmv-g21st微硬度测试仪在hv0.05（490.3 mn）的负载下测量微硬度。测量点沿着研磨表面的法线方向间隔5 μm。为了防止相邻测量点的压痕相互干扰，如图6(g)和(h)所示，后续测量点向侧面移动了5 μm。通过在同一试样上进行三次测量来获得不同位置的微硬度值，以确保准确性。使用x射线衍射仪（td-3600）和cu-kα辐射测量ndg侧面和底部表面的残余应力，如图6(i)和(j)所示。x射线管电压设置为35 kv，管电流为25 ma。穿透深度约为7 μm[30]。无应力铁粉测量的平均误差约为7.0 mpa。使用sin2ψ方法在ψ角为0°、15°、30°和45°的四个角度进行测量。应用sin2ψ方法的一个关键步骤是确定出现最大峰值的布拉格角2θ。从同一区域内进行的三次重复测量中得出平均残余应力值。

4. 结果与讨论
4.1. 不同研磨区域的muct演变
从公式(1)可以得出，顶部边缘的磨粒muct受多个参数的影响，包括工件进给率(vw)、砂轮转速vs、ndg深度(hg)和平均磨粒间距(λg)。对于给定的砂轮，ds和λg是固定的，而muct主要由操作研磨过程控制。分析了单层电镀砂轮上的cbn磨粒分布。测量了相邻磨粒之间的距离，如图4(c)所示。λg的统计结果如图7所示，表明cbn磨粒分布遵循正态分布。在三个随机选定的测量区域计算出的λg的平均值为217.36 μm。

4.2. 研磨参数对muct的影响
如图8所示，在ndg的所有检查部分中，过渡边缘研磨区域的muct呈现出逐渐减少的趋势。随着砂轮转速从31.4 m/s增加到62.8 m/s，muct减少了38%（图8(a)），主要是由于磨粒的 engagement频率增加，从而减少了材料去除量。相反，随着工件进给率从1.0 mm/min增加到2.5 mm/min，磨粒的切割深度增加，导致muct增加了152%，如图8(b)所示。此外，随着ndg深度的增加，砂轮的材料去除率也增加，导致muct逐渐增加，如图8(c)所示。这种muct的异质性直接决定了表面完整性的变化。

4.3. 研磨力
研磨力表征了ndg研磨过程中砂轮和工件之间的机械相互作用。这种力受到工艺参数的影响，如砂轮转速、工件进给率和ndg深度[31]。因此，在不同参数条件下研究研磨力对于理解ndg研磨过程至关重要。在爬行进给研磨中，ndg在一次研磨中完成，导致砂轮和工件之间的接触弧长变长。因此，研磨力被建模为作用在接触弧中点的平均合力。研磨力使用以下公式计算[14]：
(6){ft=fysinθ0+fxcosθ0；fn=fycosθ0?fxsinθ0}
其中ft是切向研磨力，fn是法向研磨力，fy是测量到的水平力，fy是测量到的垂直力，θ0是垂直力fy与法向力fn之间的夹角，可以计算为：
(7)θ=1/2arccos(1?2hg/ds)
图9展示了在不同条件下测量的研磨力作为砂轮转速、工件进给率和ndg深度的函数。具体来说，图9(a)显示了在以下条件下的测量研磨力曲线：砂轮转速为52.3 m/s，工件进给率为1.5 mm/min，ndg深度为14 mm。使用公式(5)计算了切向研磨力(ft)和法向研磨力(fn)。如图9(b)所示，随着砂轮转速的增加，切向和法向研磨力都减小。相比之下，工件进给率或ndg深度的增加导致研磨力增加，如图9(c)和(d)所示。研磨力显著受到muct的影响，较高的muct通常会导致研磨力增加[32]。正如结果所示，较低的砂轮转速结合较高的工件进给率和ndg深度会增加muct，从而导致研磨力相应增加。 3. 实验材料和方法 3.1. 磨粒分布表征 单层电镀cbn砂轮显示出磨粒的随机分布（图4(a)）。为了便于建模muct，假设磨粒均匀分布并且具有相同的凸起高度。平均磨粒间距（λg）是计算muct的关键参数，使用jiapan s2000 vhx数字显微镜进行测量（图4(b)）。分析了三个随机区域（图4(c)），并将λg确定为最近邻测量的平均值。 3.2. 爬行进给研磨ndg方法 研磨实验在配备单层电镀cbn砂轮的mv-40立式加工中心上进行（图5(a和b)）。主轴转速范围为10至10,000 rpm。研磨力使用kistler 9119aa2测力计测量，如图5(b)所示。采用多点温度测量方法在单次研磨过程中获取所有数据。三个测量位置分别对应于侧面表面、过渡圆角表面和底部表面（图5(c)）。这种方法减少了由于单点测量过程中固有的研磨条件变化而引起的研磨温度测量误差。此外，在单次研磨过程中在多个位置测量温度确保了记录的温度差值的有效性。研磨温度测量装置包括wrnk191标准热电偶和mik-r200t无纸记录器。温度测量范围为0到1000°c，测量误差为±2°c。在工件上钻了三个直径为1mm的盲孔以容纳热电偶探头。在每个热电偶探头与其相应的测量点之间保持等于预设研磨深度的间隙，以防止在研磨过程中探头被切断[16,27]。砂轮用于单次完整的ndg加工。研磨后的ndg试样如图5(d)所示。然而，ndg的接触区域是半封闭的，这使得直接将冷却液注入研磨区域极为困难。即使在接触区域注入少量冷却液，一旦研磨热量超过某个阈值，其冷却效率也会降低。为了解决这个问题，采用了空气自冷砂轮进行ndg的干磨（图5(e)）。这种砂轮设计并制造了内部空气通道。在高速旋转时，空气叶轮的叶片将周围空气吸入砂轮的内部通道（图5(f和g)）。然后高速气流从通道出口喷出，冲击研磨区域表面进行冷却（图5(h)）。高速气流提高了冷却效率，并消除了大量的研磨热量，从而防止了研磨烧伤的发生。 表1. 研磨ndg的实验参数 参数 值 研磨轮 单层cbn砂轮 砂轮直径 ds mm 200 砂轮宽度 bg mm 4 过渡圆角半径 r0 mm 0.5 磨粒 cbn 100 120 工件材料 inconel 718 工件尺寸 mm3 30 × 20 × 15 研磨轮转速 vs (m s) 31.4, 41.9, 52.3, 62.8 工件进给率 vw (mm min) 1.0, 1.5, 2.0, 2.5 ndg深度 hg mm 10, 14, 18, 22 研磨环境 空气冷却干磨 表2. inconel 718镍基超级合金的化学成分（%） 元素 ni fe cr nb mo ti o al co mn ps 值（重量%） 49.0 18.0 18.1 6.2 2.9 2.5 1.0 0.7 0.6 0.4 0.3 0.2 0.1 表3. inconel 718镍基超级合金的物理性能 密度 (kg m3) 屈服强度 (mpa) 抗拉强度 (mpa) 泊松比 弹性模量 (gpa) 硬度 (hv) 82 40 10 30 12 80 0.3 3 20 4 3 3. 表征方法 本研究中使用的表征方法如图6所示。ndg试样通过线电极切割分为四部分，以便表征侧面、过渡圆角和底部表面[28,29]（图6(a)）。侧面的表面形貌和过渡圆角的表面形貌通过部件2获得（图6(b)），而底部表面的形貌使用部件3进行检测（图6(c)）。使用sm-1000 3d轮廓仪评估了三维（3d）表面形貌和粗糙度（图6(d)）。采用算术平均高度（sa）来评估研磨试样的表面粗糙度。ndg试样的切割表面经过研磨和抛光（图6(e)），然后用5g cuso4、100 ml hcl和100 ml c2h5oh溶液进行蚀刻。随后，使用扫描电子显微镜（sem，sigma 300）分析表面形态和金属相结构，如图6(f)所示。通过氩离子抛光准备了用于电子背散射衍射（ebsd）分析的试样（图6(f)）。测量步长为1.2 μm。使用hmv-g21st微硬度测试仪在hv0.05（490.3 mn）的负载下测量微硬度。测量点沿着研磨表面的法线方向间隔5 μm。为了防止相邻测量点的压痕相互干扰，如图6(g)和(h)所示，后续测量点向侧面移动了5 μm。通过在同一试样上进行三次测量来获得不同位置的微硬度值，以确保准确性。使用x射线衍射仪（td-3600）和cu-kα辐射测量ndg侧面和底部表面的残余应力，如图6(i)和(j)所示。x射线管电压设置为35 kv，管电流为25 ma。穿透深度约为7 μm[30]。无应力铁粉测量的平均误差约为7.0 mpa。使用sin2ψ方法在ψ角为0°、15°、30°和45°的四个角度进行测量。应用sin2ψ方法的一个关键步骤是确定出现最大峰值的布拉格角2θ。从同一区域内进行的三次重复测量中得出平均残余应力值。 4. 结果与讨论 4.1. 不同研磨区域的muct演变 从公式(1)可以得出，顶部边缘的磨粒muct受多个参数的影响，包括工件进给率(vw)、砂轮转速vs、ndg深度(hg)和平均磨粒间距(λg)。对于给定的砂轮，ds和λg是固定的，而muct主要由操作研磨过程控制。分析了单层电镀砂轮上的cbn磨粒分布。测量了相邻磨粒之间的距离，如图4(c)所示。λg的统计结果如图7所示，表明cbn磨粒分布遵循正态分布。在三个随机选定的测量区域计算出的λg的平均值为217.36 μm。 4.2. 研磨参数对muct的影响 如图8所示，在ndg的所有检查部分中，过渡边缘研磨区域的muct呈现出逐渐减少的趋势。随着砂轮转速从31.4 m s增加到62.8 m s，muct减少了38%（图8(a)），主要是由于磨粒的 engagement频率增加，从而减少了材料去除量。相反，随着工件进给率从1.0 mm min增加到2.5 mm min，磨粒的切割深度增加，导致muct增加了152%，如图8(b)所示。此外，随着ndg深度的增加，砂轮的材料去除率也增加，导致muct逐渐增加，如图8(c)所示。这种muct的异质性直接决定了表面完整性的变化。 4.3. 研磨力 研磨力表征了ndg研磨过程中砂轮和工件之间的机械相互作用。这种力受到工艺参数的影响，如砂轮转速、工件进给率和ndg深度[31]。因此，在不同参数条件下研究研磨力对于理解ndg研磨过程至关重要。在爬行进给研磨中，ndg在一次研磨中完成，导致砂轮和工件之间的接触弧长变长。因此，研磨力被建模为作用在接触弧中点的平均合力。研磨力使用以下公式计算[14]： (6){ft=Fysinθ0+Fxcosθ0；Fn=Fycosθ0?Fxsinθ0} 其中ft是切向研磨力，fn是法向研磨力，fy是测量到的水平力，fy是测量到的垂直力，θ0是垂直力fy与法向力fn之间的夹角，可以计算为： (7)θ=1/2arccos(1?2hg/ds) 图9展示了在不同条件下测量的研磨力作为砂轮转速、工件进给率和ndg深度的函数。具体来说，图9(a)显示了在以下条件下的测量研磨力曲线：砂轮转速为52.3 m s，工件进给率为1.5 mm min，ndg深度为14>
3. 实验材料和方法
3.1. 磨粒分布表征
单层电镀cbn砂轮显示出磨粒的随机分布（图4(a)）。为了便于建模muct，假设磨粒均匀分布并且具有相同的凸起高度。平均磨粒间距（λg）是计算muct的关键参数，使用jiapan s2000 vhx数字显微镜进行测量（图4(b)）。分析了三个随机区域（图4(c)），并将λg确定为最近邻测量的平均值。

3.2. 爬行进给研磨ndg方法
研磨实验在配备单层电镀cbn砂轮的mv-40立式加工中心上进行（图5(a和b)）。主轴转速范围为10至10,000 rpm。研磨力使用kistler 9119aa2测力计测量，如图5(b)所示。采用多点温度测量方法在单次研磨过程中获取所有数据。三个测量位置分别对应于侧面表面、过渡圆角表面和底部表面（图5(c)）。这种方法减少了由于单点测量过程中固有的研磨条件变化而引起的研磨温度测量误差。此外，在单次研磨过程中在多个位置测量温度确保了记录的温度差值的有效性。研磨温度测量装置包括wrnk191标准热电偶和mik-r200t无纸记录器。温度测量范围为0到1000°c，测量误差为±2°c。在工件上钻了三个直径为1mm的盲孔以容纳热电偶探头。在每个热电偶探头与其相应的测量点之间保持等于预设研磨深度的间隙，以防止在研磨过程中探头被切断[16,27]。砂轮用于单次完整的ndg加工。研磨后的ndg试样如图5(d)所示。然而，ndg的接触区域是半封闭的，这使得直接将冷却液注入研磨区域极为困难。即使在接触区域注入少量冷却液，一旦研磨热量超过某个阈值，其冷却效率也会降低。为了解决这个问题，采用了空气自冷砂轮进行ndg的干磨（图5(e)）。这种砂轮设计并制造了内部空气通道。在高速旋转时，空气叶轮的叶片将周围空气吸入砂轮的内部通道（图5(f和g)）。然后高速气流从通道出口喷出，冲击研磨区域表面进行冷却（图5(h)）。高速气流提高了冷却效率，并消除了大量的研磨热量，从而防止了研磨烧伤的发生。

表1. 研磨ndg的实验参数
参数 值
研磨轮 单层cbn砂轮 砂轮直径 ds/mm 200
砂轮宽度 bg/mm 4
过渡圆角半径 r0/mm 0.5
磨粒 cbn 100/120
工件材料 inconel 718 工件尺寸/mm3 30 × 20 × 15
研磨轮转速 vs/(m/s) 31.4, 41.9, 52.3, 62.8
工件进给率 vw/(mm/min) 1.0, 1.5, 2.0, 2.5
ndg深度 hg/mm 10, 14, 18, 22
研磨环境 空气冷却干磨

表2. inconel 718镍基超级合金的化学成分（%）
元素 ni fe cr nb mo ti o al co mn ps
值（重量%） 49.0 18.0 18.1 6.2 2.9 2.5 1.0 0.7 0.6 0.4 0.3 0.2 0.1

表3. inconel 718镍基超级合金的物理性能
密度 (kg/m3) 屈服强度 (mpa) 抗拉强度 (mpa) 泊松比 弹性模量 (gpa) 硬度 (hv)
82 40 10 30 12 80 0.3 3 20 4 3

3. 表征方法
本研究中使用的表征方法如图6所示。ndg试样通过线电极切割分为四部分，以便表征侧面、过渡圆角和底部表面[28,29]（图6(a)）。侧面的表面形貌和过渡圆角的表面形貌通过部件2获得（图6(b)），而底部表面的形貌使用部件3进行检测（图6(c)）。使用sm-1000 3d轮廓仪评估了三维（3d）表面形貌和粗糙度（图6(d)）。采用算术平均高度（sa）来评估研磨试样的表面粗糙度。ndg试样的切割表面经过研磨和抛光（图6(e)），然后用5g cuso4、100 ml hcl和100 ml c2h5oh溶液进行蚀刻。随后，使用扫描电子显微镜（sem，sigma 300）分析表面形态和金属相结构，如图6(f)所示。通过氩离子抛光准备了用于电子背散射衍射（ebsd）分析的试样（图6(f)）。测量步长为1.2 μm。使用hmv-g21st微硬度测试仪在hv0.05（490.3 mn）的负载下测量微硬度。测量点沿着研磨表面的法线方向间隔5 μm。为了防止相邻测量点的压痕相互干扰，如图6(g)和(h)所示，后续测量点向侧面移动了5 μm。通过在同一试样上进行三次测量来获得不同位置的微硬度值，以确保准确性。使用x射线衍射仪（td-3600）和cu-kα辐射测量ndg侧面和底部表面的残余应力，如图6(i)和(j)所示。x射线管电压设置为35 kv，管电流为25 ma。穿透深度约为7 μm[30]。无应力铁粉测量的平均误差约为7.0 mpa。使用sin2ψ方法在ψ角为0°、15°、30°和45°的四个角度进行测量。应用sin2ψ方法的一个关键步骤是确定出现最大峰值的布拉格角2θ。从同一区域内进行的三次重复测量中得出平均残余应力值。

4. 结果与讨论
4.1. 不同研磨区域的muct演变
从公式(1)可以得出，顶部边缘的磨粒muct受多个参数的影响，包括工件进给率(vw)、砂轮转速vs、ndg深度(hg)和平均磨粒间距(λg)。对于给定的砂轮，ds和λg是固定的，而muct主要由操作研磨过程控制。分析了单层电镀砂轮上的cbn磨粒分布。测量了相邻磨粒之间的距离，如图4(c)所示。λg的统计结果如图7所示，表明cbn磨粒分布遵循正态分布。在三个随机选定的测量区域计算出的λg的平均值为217.36 μm。

4.2. 研磨参数对muct的影响
如图8所示，在ndg的所有检查部分中，过渡边缘研磨区域的muct呈现出逐渐减少的趋势。随着砂轮转速从31.4 m/s增加到62.8 m/s，muct减少了38%（图8(a)），主要是由于磨粒的 engagement频率增加，从而减少了材料去除量。相反，随着工件进给率从1.0 mm/min增加到2.5 mm/min，磨粒的切割深度增加，导致muct增加了152%，如图8(b)所示。此外，随着ndg深度的增加，砂轮的材料去除率也增加，导致muct逐渐增加，如图8(c)所示。这种muct的异质性直接决定了表面完整性的变化。

4.3. 研磨力
研磨力表征了ndg研磨过程中砂轮和工件之间的机械相互作用。这种力受到工艺参数的影响，如砂轮转速、工件进给率和ndg深度[31]。因此，在不同参数条件下研究研磨力对于理解ndg研磨过程至关重要。在爬行进给研磨中，ndg在一次研磨中完成，导致砂轮和工件之间的接触弧长变长。因此，研磨力被建模为作用在接触弧中点的平均合力。研磨力使用以下公式计算[14]：
(6){ft=fysinθ0+fxcosθ0；fn=fycosθ0?fxsinθ0}
其中ft是切向研磨力，fn是法向研磨力，fy是测量到的水平力，fy是测量到的垂直力，θ0是垂直力fy与法向力fn之间的夹角，可以计算为：
(7)θ=1/2arccos(1?2hg/ds)
图9展示了在不同条件下测量的研磨力作为砂轮转速、工件进给率和ndg深度的函数。具体来说，图9(a)显示了在以下条件下的测量研磨力曲线：砂轮转速为52.3 m/s，工件进给率为1.5 mm/min，ndg深度为14 mm。使用公式(5)计算了切向研磨力(ft)和法向研磨力(fn)。如图9(b)所示，随着砂轮转速的增加，切向和法向研磨力都减小。相比之下，工件进给率或ndg深度的增加导致研磨力增加，如图9(c)和(d)所示。研磨力显著受到muct的影响，较高的muct通常会导致研磨力增加[32]。正如结果所示，较低的砂轮转速结合较高的工件进给率和ndg深度会增加muct，从而导致研磨力相应增加。>研磨温度
研磨温度显著影响NDG的表面光洁度和可磨性。研磨过程中的高温可能引起热损伤，降低NDG部件的耐腐蚀性和抗疲劳性。评估研磨参数对研磨区域温度以及ASCGW效率的影响至关重要。图10(a)展示了NDG不同表面的研磨温度信号。研磨温度最初逐渐升高，然后沿着研磨路径下降。侧面表面的温度最高，其次是过渡圆角表面，而底部表面的温度最低。如2.1节所讨论的，侧面 surfaced是按照顶边、过渡边和侧边的顺序加工的。这些表面受到三个热源的影响，并且由于砂轮的侧面作用而经历了显著的滑动。因此，侧面表面的温度达到了最高水平。图10(b)显示了在不同砂轮转速下NDG不同表面的峰值研磨温度。随着砂轮转速从31.4 m/s增加到62.8 m/s，研磨温度上升，侧面表面的温度比底部表面高出22.4%到25.3%。这是因为在高转速研磨时MUCT减少，导致正常研磨力显著增加。因此，砂轮与NDG之间的摩擦加剧，导致研磨温度显著升高[33]。相比之下，如图10(c)所示，随着工件进给率的增加，侧面表面、过渡圆角表面和底部表面的温度逐渐下降。侧面表面的研磨温度比底部表面高出24.2%到31.7%。工件进给率的增加导致MUCT增大，因此研磨切屑变大，通过切屑的散热效果增强。此外，参与在NDG表面犁切和滑动的磨料颗粒数量减少。这种摩擦能耗的降低最终导致研磨温度降低。如图10(d)所示，研磨温度随着NDG深度的增加而升高，侧面表面的温度比底部表面高出25.2%到29.6%。由于槽是沿着单一路径加工的，MUCT随着NDG深度的增加而显著增加，从而导致更高的热流密度。因此，研磨温度随着NDG深度的增加而升高。研磨温度范围为153.1°C到293.7°C，这高于使用乳化液冷却的研磨工艺（通常低于100°C）[14]。然而，在表面上没有观察到烧蚀痕迹，表明ASCGW研磨工艺可以实现NDG部件的高质量制造。

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图10. NDG不同表面的研磨温度：(a) 研磨温度-时间曲线，以及(b) 砂轮转速、(c) 工件进给率、(d) NDG深度的影响（vs = 52.3 m/s, vw = 1.5 mm/min, hg = 14 mm）。

4.4. 表面形态和粗糙度
NDG表面经过研磨后的表面形态、3D表面地形和线轮廓如图11所示，包括过渡圆角表面、侧面表面和底部表面。如图11(a)所示，过渡圆角表面的研磨划痕向侧面表面逐渐变小，形成了与侧面表面明显不同的形态。过渡圆角的3D表面地形和相应的线轮廓分别显示在图11(b)和(c)中。这些图显示过渡圆角的划痕高度逐渐减小。侧面表面的特征显示在图11(d)–(f)中。该表面具有较浅的划痕和减少的纹理波动；沟槽密集且排列规则。对于侧面表面，算术平均偏差（Sa）为0.417 μm，最大谷值高度（Sz）为4.07 μm。底部表面的表面形态和3D地形分别显示在图11(g)和(h)中。底部表面的划痕稀疏，特征是深沟槽和隆起的峰，这对应于较大的纹理波动幅度。底部表面的算术平均偏差（Sa）和最大谷值高度（Sz）分别为2.34 μm和19.6 μm。经过研磨的NDG表面在不同区域的形态变化显著，质量从侧面表面到过渡圆角表面再到底部表面逐渐下降。根据不同研磨区域的MUCT模型，未变形的切屑厚度从底部表面通过过渡圆角表面逐渐减小到侧面表面。底部表面的MUCT最高，导致形成更深的划痕沟槽。在过渡圆角表面，MUCT逐渐减小，形成的划痕沟槽随着向侧面表面的延伸而变浅。侧面边缘的磨料颗粒在较低的MUCT下继续切割过渡边缘颗粒产生的微突起，从而提高了表面质量。

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图11. NDG不同研磨区域的表面地形（vs = 52.3 m/s, vw = 1.5 mm/min, hg = 14 mm），(?c) 过渡圆角表面，(d～f) 侧面表面，(g～i) 底部表面。

作为叶片泵转子槽中的关键功能界面[34,35]，NDG侧面表面承受高速往复叶片的接触，其中表面粗糙度（Sa）直接影响摩擦性能、抗疲劳性和操作稳定性[36,37]。砂轮转速、工件进给率和NDG深度都直接影响研磨表面的形态和粗糙度，如图12所示。具体来说，随着砂轮转速从31.4 m/s增加到62.8 m/s，表面粗糙度明显下降（图12(a)），侧面表面的算术平均高度（Sa）从0.43 μm降低到0.16 μm，底部表面的算术平均高度从2.81 μm降低到2.06 μm。底部表面的粗糙度比侧面表面高出84.7%到92.2%。相应地，NDG的侧面表面（图12(a1)-(a4)）和底部表面（图12(a5)-(a8)的划痕逐渐变浅且更光滑。在更高的砂轮转速下，单位时间内与工件表面接触的磨料颗粒数量增加，从而减少了每个颗粒的MUCT。这导致更浅且更均匀的材料去除，进而减少了表面划痕和微突起。因此，表面平整度得到改善，粗糙度进一步降低。然而，在更高的砂轮转速下，底部表面观察到更多的切屑粘附，这归因于热量积累的增加。如2.1节关于材料去除机制的讨论，侧面表面的磨料颗粒主要去除划痕内的较高微突起和表面粘附物，使得表面比底部表面更光滑。相反，当工件进给率从1.0 mm/min增加到2.5 mm/min时，NDG侧面表面的表面粗糙度增加了156%（从0.16 μm增加到0.41 μm），而底部表面的表面粗糙度增加了29.9%（从2.11 μm增加到2.74 μm）（图12(b)）。底部表面的粗糙度比侧面表面高出86.5%到91.5%。相应地，NDG的侧面表面（图12(b1)-(b4)和底部表面（图12(b5)-(b8)的划痕逐渐变深且更明显。随着工件进给率的增加，底部表面的MUCT增加，导致形成更深的沟槽。随后的磨料颗粒切割作用不足以使侧面表面变平，从而留下更深的沟槽。如图12(c)所示，随着NDG深度的增加，侧面表面的粗糙度（Sa）从0.21 μm增加到0.41 μm，而底部表面的粗糙度从2.17 μm增加到2.83 μm。底部表面的粗糙度比侧面表面高出85.5%到90.3%。侧面表面（图12(c1)-(c4)和底部表面（图12(c5)-(c8)的形态变化与在不同砂轮转速参数下观察到的趋势相似。在更大的NDG深度下，工件与砂轮之间的接触弧长增加，导致磨料颗粒的MUCT增加，从而形成更深的沟槽。此外，高温加剧了塑性变形，有助于形成深沟槽。作为主要接触表面的侧面表面的粗糙度（Sa）满足了航空航天应用中高循环抗疲劳性的严格要求[36]。这种参数敏感性强调了协调过程控制以平衡生产力和表面质量的必要性。相比之下，底部表面的粗糙度（Sa）大于侧面表面。NDG的底部表面包括叶片泵转子槽和涡轮叶片槽等特征，接触应力较小。因此，其对NDG部件的抗疲劳性影响可以忽略不计。

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图12. 不同研磨参数下NDG的表面粗糙度和形态：(a) 研磨速度，(b) 工件进给率，(c) NDG深度。

4.5. 次表面微观结构
图13展示了NDG底部表面、过渡圆角表面和侧面表面的横截面微观结构，这些截面是垂直于进给方向取得的。NDG研磨区域横截面微观结构的演变显示了不同的变形模式，这归因于MUCT的异质性。如图13(a)和(d)所示，底部表面区域观察到严重的塑性变形。这导致颗粒逐渐扁平化，从等轴形态转变为带状形态，并形成了梯度微观结构。变形深度（大约52.5 μm）从表面向内部材料逐渐减小[38,39]。MUCT是研磨过程中的主要运动参数。较大的MUCT对应于施加在工件材料上的有效应变较大，局部应变率也显著增加。靠近底部表面的较高应变率有助于形成严重的塑性变形层。随着深度的增加，应变率迅速减小，因为应力场和切割深度下的应变梯度减小。这种衰减导致了梯度微观结构的形成。由颗粒重定向引起的晶体纹理各向异性显著提高了正向的屈服强度和耐磨性，这对于承载应用至关重要[[40], [41], [42], [43]]。如4.3节所述，研磨温度范围为153.1°C到293.7°C。虽然研磨温度可能导致局部表面软化，但不足以引起显著的塑性流动或微观结构演变，因此不会改变梯度微观结构的整体特征。过渡圆角表面表现出空间衰减的塑性变形（图13(b)和(e)），变形深度从靠近底部区域的27 μm减少到靠近侧面表面的9 μm。这种梯度与MUCT的径向线性减小相关。相比之下，侧面表面保持等轴颗粒结构，次表面变形可以忽略（图13(c)和(f)）。侧面表面的磨料颗粒主要去除过渡边缘产生的划痕的微突起。MUCT较低，因此磨料-工件相互作用主要引起有限的弹性-塑性变形而不是大量的材料去除。非常低的应变率意味着侧面表面处于准静态加载状态。在这种条件下，产生的摩擦剪切应力低于位错运动和积累所需的临界应力。因此，相互作用过程中的有效应变率不足以引起塑性应变积累，从而保持了加工表面的原始微观结构和机械性能[40]。这种原始微观结构的保持确保了尺寸稳定性，并提高了功能关键区域的抗疲劳性。相比之下，底部表面的粗糙度（Sa）大于侧面表面。NDG的底部表面包括叶片泵转子槽和涡轮叶片槽等特征，承受的接触应力较小。因此，它对NDG部件的抗疲劳性影响可以忽略不计。

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图12. 不同研磨参数下NDG的表面粗糙度和形态：(a) 研磨速度，(b) 工件进给率，(c) NDG深度。

4.5. 次表面微观结构
图13展示了NDG底部表面、过渡圆角表面和侧面表面的横截面微观结构，这些截面是垂直于进给方向取得的。NDG研磨区域横截面微观结构的演变揭示了不同的变形模式，这归因于MUCT的异质性。如图13(a)和(d)所示，在底部表面区域观察到严重的塑性变形。这导致颗粒逐渐扁平化，从等轴形态转变为带状形态，并形成了梯度微观结构。变形深度（大约52.5 μm）从表面向内部材料特性逐渐减小[38,39]。MUCT是研磨过程中的主要运动参数。较大的MUCT对应于施加在工件材料上的有效应变较大，局部应变率也显著增加。靠近底部表面的较高应变率促进了严重塑性变形层的形成。随着深度的增加，应力场和切割深度下的应变梯度减小，这种衰减导致梯度微观结构的形成。由颗粒重定向引起的晶体纹理各向异性显著提高了正向的屈服强度和耐磨性，这对于承载应用至关重要[[40], [41], [42], [43]]。如4.3节所述，研磨温度范围为153.1°C到293.7°C。尽管研磨温度可能导致局部表面软化，但它不足以引起显著的塑性流动或微观结构演变，因此不会改变梯度微观结构的整体特征。过渡圆角表面表现出空间衰减的塑性变形（图13(b)和(e)），变形深度从靠近底部区域的27 μm减少到靠近侧面表面的9 μm。这种梯度与MUCT的径向线性减小相关。相比之下，侧面表面保持等轴颗粒结构，次表面变形可以忽略（图13(c)和(f)）。侧面表面的磨料颗粒主要去除过渡边缘产生的划痕的微突起。MUCT较低，因此磨料-工件相互作用主要引起有限的弹性-塑性变形而不是大量的材料去除。非常低的应变率意味着侧面表面处于准静态加载状态。在这种条件下，产生的摩擦剪切应力低于位错运动和积累所需的临界应力。因此，相互作用过程中的有效应变率不足以引起塑性应变积累，从而保持了加工表面的原始微观结构和机械性能[40]。这种原始微观结构的保持确保了尺寸稳定性，并提高了功能关键区域的抗疲劳性。通过垂直于研磨方向的正交切片（如图13(d)–(f)所示）的交叉验证确认了变形各向异性，显示出带状颗粒沿着研磨方向优先排列。这种方向强化机制突出了通过MUCT控制的研磨策略设计次表面结构的潜力。

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图13. NDG不同研磨区域的微观结构：(a)～(c) 垂直于研磨方向的截面微观结构；(d)～(f) 平行于研磨方向的截面微观结构（vs = 52.3 m/s, vw = 1.5 mm/min, hg = 14 mm）。

图14展示了NDG不同研磨区域的EBSD（电子背散射显微镜）结果。图14(a)–(d)和(f)分别显示了底部磨削区、过渡圆角区和侧面磨削区的核平均错位(KAM)图。KAM图直接反映了NDG内部的塑性变形程度和位错密度。绿色和黄色的存在表明镍基超级合金经历了更大的应变。如图14(a)所示，高应变状态下的材料变形促进了密集位错缠结和变形孪晶的形成[44]，这导致NDG底部表面产生了更大的应变和更深的塑性变形层。这些发现与NDG横截面的SEM显微照片一致，如图13(a)所示，而在过渡圆角区和侧面区域观察到的塑性变形是空间衰减的，相应的变形区也非常小。逆极图(IPF)图(图14(b))显示NDG底部存在许多较小的晶粒，表明发生了晶粒细化。磨削温度低于再结晶温度，因此不足以引起相变。因此，磨削区的晶粒细化归因于表面严重的塑性变形以及较高的应变和应力[45]。如图14(e)所示，从过渡圆角区到侧面区域，晶粒细化的程度逐渐减小。这种趋势与过渡圆角区观察到的塑性变形深度的减小相似(图13(b))。因此，NDG不同磨削区的MUCT变化导致了塑性变形和晶粒细化特性的变化。不同磨削区的晶粒尺寸分布分别在图14(c)–(f)和(i)中展示。底部磨削区的平均晶粒尺寸小于过渡圆角区和侧面磨削区。最显著的晶粒细化产生了大量的细晶粒，从而导致平均晶粒尺寸的减小。

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图14. 不同磨削区的EBSD结果 (vs = 52.3 m/s, vw = 1.5 mm/min, hg = 14 mm)：(a-c) 底部区域的KAM图、IPF图和晶粒尺寸；(d-f) 过渡圆角区的KAM图、IPF图和晶粒尺寸；(g-i) 侧面区域的KAM图、IPF图和晶粒尺寸。

4.6. 表面硬度
表面硬度是评估加工表面机械性能的关键参数。图15展示了NDG底部、过渡圆角区和侧面区域的表面硬度变化。底部和过渡圆角区都表现出明显的工作硬化现象。随着测量点沿法线方向远离磨削表面，表面硬度逐渐减小，最终稳定在Inconel 718基体的硬度大约350 HV0.05。相比之下，侧面的表面硬度几乎与基体相同，表明没有明显的工作硬化。底部表面的硬度比侧面高33.1%。施加在磨削表面上的热机械载荷引起了晶粒滑移和位错堆积，导致晶粒伸长、断裂和纤维化[46]。NDG底部的大MUCT导致材料挤出和摩擦更加显著，从而导致更大的塑性变形(图13, 图14)，进而产生更高的位错密度。由于这些位错与亚晶界和其他缺陷相互作用，位错堆积发生，从而增加了表面材料内的位错能量[47]。这种现象增强了工件的变形抗力和表面硬度。塑性变形引起了应变强化。因此，磨削表面的工作硬化程度对应于塑性变形的程度[41]。尽管较低的磨削温度可能会引起动态恢复并部分抵消工作硬化效应，但不足以改变工作硬化层的梯度分布[48]。

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图15. NDG不同磨削区的表面硬度。

图16展示了磨削参数对NDG底部表面硬度的影响。随着车轮转速的增加，底部表面的最大硬度从565 HV0.05逐渐降低到522 HV0.05(图16(a))。这种降低归因于底部表面的磨削力和塑性变形减小，这是由于MUCT降低所致。如图16(b)所示，随着工件进给速率从1.0增加到2.5 mm/min，表面硬度从520 HV0.05增加到567 HV0.05。这种增加是由于在较高MUCT条件下位错生成加剧所致。如图16(c)所示，随着NDG深度的增加，底部表面的硬度相对保持不变。理论上，对于尺寸足够的工件，随着NDG深度的增加，磨削过程中的接触弧长也会相应增加，从而增加MUCT。然而，由于NDG工件在进给方向上的长度相对较短，在蠕动进给磨削过程中达到稳定的磨削状态具有挑战性[29]。在本研究中，当磨轮最初接触底部表面时(图17)，接触弧长在NDG的不同深度上保持一致。此外，车轮接触的瞬态性质使得MUCT保持稳定，尽管几何形状发生变化，对底部表面硬度的影响最小。形成的工作硬化层增强了工件的表面硬度，从而改善了其机械性能[49]。然而，这一过程也会增加表面材料的脆性，可能导致裂纹的产生和扩展。因此，工件的疲劳强度和耐磨性可能会受到影响。正如预期的那样，作为主要工作表面的NDG侧面保持未硬化状态。这确保了材料性能接近初始状态，从而优化了NDG结构组件的性能并延长了其使用寿命。

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图16. 不同磨削参数下的底部表面硬度：(a) 车轮速度，(b) 工件进给速率，(c) NDG深度。

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图17. NDG不同深度处的接触弧长。

4.7. 残余应力
残余应力的分布对NDG组件的表面完整性和疲劳性能有着至关重要的影响[29]。机械诱导的塑性变形通常会导致压缩残余应力的形成，而机械加工中的热效应倾向于在NDG表面产生拉伸残余应力[50]。如图18所示，侧面和底部表面都表现出压缩残余应力。众所周知，磨削表面的残余应力生成主要受高应变率、显著的塑性变形和热能的影响[51]。在NDG的蠕动进给干磨过程中，使用高车轮转速结合低工件进给速率可以有效控制磨削温度，从而最小化热效应[14]。NDG底部表面表现出显著的塑性变形，导致磨削表面产生压缩残余应力[52]。随着车轮转速的增加(图18(a))，底部表面的残余应力范围从?110.8 MPa到?343.5 MPa，而侧面表面的残余应力在?35 MPa到?73 MPa之间变化。底部表面的残余应力值比侧面高68.4%到78.9%。这种增强源于MUCT的减小，这加剧了磨料抛光效应——一种通过位错缠结引起亚表面应变硬化的过程[14,53]。相反，当工件进给速率从1.0增加到2.5 mm/min时，底部表面的压缩应力值降低了59%，而侧面的压缩应力值降低了63%，如图18(b)所示。底部表面的残余应力值比侧面高78.3%到80.5%。MUCT随工件进给速率的增加而增加，从而减弱了磨料颗粒对磨削表面的抛光和刮擦效应。如图18(c)所示，随着NDG深度的增加，压缩应力值的变化很小。底部表面的残余应力值比侧面高78.9%到81.9%。这可以归因于NDG不同深度上保持一致的MUCT，从而对压缩残余应力的产生影响最小。

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图18. 不同磨削参数下NDG磨削表面的残余应力：(a) 车轮速度，(b) 工件进给速率，(c) NDG深度。

因此，采用ASCGW的蠕动进给磨削工艺成功应用于NDG组件的制造中。侧面和底部表面表现出不同的表面完整性特征。不同的晶粒细化程度、塑性变形和底部表面的压缩残余应力有效地抑制了疲劳裂纹的起始，通过增强局部应力集中的抵抗力来提高疲劳抗性[54]，从而提高了疲劳抗性。此外，细化的晶粒和塑性变形促进了更密集、更稳定的钝化膜的形成，提高了热力学稳定性和减少了腐蚀倾向[55]。此外，具有晶粒细化和塑性变形的表面表现出最佳的性能，显著增强了耐磨性。作为主要接触表面，侧面具有光滑的形态、较低的 surface roughness 和压缩残余应力，显示出更好的疲劳和耐腐蚀性[55]。此外，由于成功实施了ASCGW工艺，使用环境空气作为冷却介质，替代了传统的冷却液。该技术消除了与批量冷却剂生产、运输、处理和处置相关的污染[56]。这种环境友好性和较低的成本使其在工业应用中具有显著的潜力，从而促进了可持续的工业发展。

5. 结论
NDG组件的底部和侧面表面之间的几何垂直度决定了使用ASCGW进行蠕动进给磨削时的表面完整性结果。本研究调查了Inconel 718 NDG样本的蠕动进给磨削，重点关注MUCT模型和不同磨削区表面完整性的变化。在不同车轮转速、工件进给速率和NDG深度下分析了磨削力、温度、表面形态、粗糙度、微观结构、表面硬度和残余应力。主要结论如下：
(1) MUCT在底部区域保持不变，沿过渡圆角向侧面逐渐减小。侧面表面的磨料颗粒主要去除了由过渡边缘产生的高微凸起，从而获得了最光滑的表面。NDG的垂直几何形状导致磨削区域的切割深度不均匀。
(2) 降低车轮转速和NDG深度同时增加工件进给速率显著降低了磨削温度，温度范围从153.1°C到297.3°C。最高温度出现在侧面表面，最低温度出现在底部表面。侧面表面的温度比底部表面高22.4%到31.7%。由于MUCT较高，底部表面的粗糙度比侧面高84.7%到92.2%。作为主要接触表面，侧面的粗糙度Sa低于0.41 μm，从而提高了耐磨性。
(3) 在底部表面观察到严重的塑性变形，形成了52.5 μm的工作硬化层。变形层的厚度从过渡圆角向侧面逐渐减小。由于强烈的塑性变形，底部发生了晶粒细化。底部和侧面表面都表现出压缩残余应力，底部表面的残余应力值比侧面高68.4%到78.9%。较低的磨削温度有助于形成最小的拉伸应力，而较高的机械载荷则产生了更大的压缩残余应力。
(4) ASCGW磨削工艺能够高质量地制造NDG组件，产生无烧伤的侧面表面，其特征是光滑的形态、降低的粗糙度、较低的工作硬化和压缩残余应力。这些表面完整性特性提高了NDG组件的疲劳抗性和耐腐蚀性，例如叶片泵转子、涡轮叶片和涡轮盘。

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