菱形颗粒冲击延性材料的运动行为及凹坑形态研究_杜明超.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 20 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．20 2019 基金项目山东省自然科学基金 ZR2018MA028; ZR2018BA020 ; 国家 科 技 重 大 专 项 2016ZX05011004- 002 ; 研 究 生 创 新 工 程 YCX2018054 收稿日期 2018 －04 －16修改稿收到日期 2018 －07 －14 第一作者 杜明超 男， 博士生， 1992 年生 通信作者 李增亮 男， 博士， 教授， 1962 年生 菱形颗粒冲击延性材料的运动行为及凹坑形态研究 杜明超，李增亮，董祥伟，孙召成，范春永，车家琪 中国石油大学 华东 机电工程学院， 山东 青岛266580 摘 要 针对菱形颗粒的冲蚀磨损过程建立了基于拉格朗日法的耦合数值计算模型， 通过模型分析了不同冲击速 度 vi 、 冲击角 αi和方位角 θi下菱形颗粒冲击延性材料的运动学行为和凹坑轮廓形态。结果表明 冲击角和方位角是决定 颗粒旋转的关键因素， 但会受冲击速度的影响发生变化。冲击速度对前旋颗粒的旋转方向和运动行为影响较小， 产生的 凹坑轮廓基本不变; 对 “后旋” 颗粒的运动行为影响较大， 存在某一切削速度范围 55 ～100 m/s， 当 vi在该范围内时， 延性 材料表面发生切屑分离， 当 vi小于或大于该范围， 均无切屑分离现象发生， 只发生材料堆积， 但形成材料堆积的原因不 同， 冲击速度小时初始动能低， 不足以将材料切断剔除， 被“挖掘” 的材料堆积在凹坑表面; 冲击速度大时颗粒法向嵌入 深， 颗粒出现 “挖掘” 和 “微切削” 的综合作用， 在 “微切削” 的作用下产生细长切屑堆积在凹坑前面。低冲击角和大方位 角的临界冲击在不同冲击速度下产生的颗粒运动行为和凹坑轮廓与 “后旋” 冲击产生的规律一致， 高冲击角和小方位角 的临界冲击在不同冲击速度下产生的颗粒运动行为和凹坑轮廓与前旋冲击产生的规律一致。 关键词 菱形颗粒; 冲蚀磨损; 耦合数值计算模型; 颗粒旋转; 冲击速度 中图分类号 TH17． 1; TH691． 9文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 20． 015 A study on the kinematic behavior and crater shape of rhomboid particle impacting ductile material DU Mingchao，LI Zengliang，DONG Xiangwei，SUN Zhaocheng，FAN Chunyong，CHE Jiaqi Mechanic and Electronic Engineering，China University of Petroleum East China ，Qingdao 266580，China AbstractA coupled numerical simulation model based on the Lagrange was established for the erosion wear process of rhomboid particles，and the kinematic behavior and crater shape of rhomboid particle impact ductile materials at different impact velocity vi，impact angle αiand orientation angle θiwere analyzed by the model． The results show that the impact angle and orientation angle are the key factors that determine the rotation of particles，but will be affected by the impact velocity． From the results，it is known that the impact velocity has little effect on the rotation direction and the kinematic behavior of the forward rotating particles，and the crater profile generated by the particles was almost unchanged． On the contrast，the impact velocity has great influence on the kinematic behavior of the backward particles; there is a cutting speed range from 55 m/s to 100 m/s． When viis within this range，chip separation occurs on the ductile material surface． When viis smaller or larger than this range，no chip separation occurs，but the material pile- up happens． The reasons for the material pile- up in the two cases are different． When the impact velocity is small，the initial kinetic energy is low，which is not enough to cut off the material，and the material accumulated on the surface of the crater; when the impact velocity is large，the normal insertion of the particles is deep，and the particles have the combined effects of“dig”and“micro- cutting” ． Under the effect of“micro- cutting” ，slender chips accumulated on the surface of the crater． The critical impact of low impact angle and large orientation angle generated particle kinematic behavior and crater profile under different impact velocity is consistent with the law of backward impact，and the critical impact of high impact angle and small orientation angle produced particle kinematic behavior and crater profile under different impact velocity is consistent with the law of forward impact． Key words rhomboid particle; erosion wear; coupled numerical model; particle rotation; impact velocity ChaoXing 微小杂质颗粒 微米至毫米量级 冲击材料表面导 致材料去除的现象广泛存在于许多工程领域中， 例如 冲蚀磨损 ［1 ］， 射流破岩［2 ］， 喷砂清理［3 ］等。该过程既可 以是有益的， 也可能是有害的。颗粒冲击材料表面属 于双体碰撞问题， 其破坏行为取决于冲击速度、 冲击角 度、 颗粒形状及尺寸、 材料的类型等因素， 可导致材料 表面产生微小划痕 凹坑 、 微切削、 颗粒破碎、 颗粒嵌 入等现象。研究者们针对颗粒冲蚀现象进行过许多研 究， 例如 Azimian 等 ［4 ］建立模拟夹杂颗粒的固液流场环 境， 结合冲刷实验研究了冲蚀磨损问题。但是其主要 关注一定冲刷时间所造成的冲蚀宏观效应， 并未从颗 粒微观的角度， 研究颗粒撞击微观过程。 Finnie［5 ］最早从单个颗粒冲击入手， 研究角型颗粒 撞击导致的材料变形行为， 分析了角型颗粒在冲击过 程中对塑性材料的“切削” 机制， 假定颗粒在碰撞过程 中不产生变形， 建立了冲蚀理论模型， 其适用于颗粒硬 度远高于靶体和低速撞击的情况。Hutchings 等 ［6 －7 ］改 进了 Finnie 模型， 考虑了颗粒在碰撞过程中的自由旋 转， 研究了单个方形颗粒冲击韧性金属材料表面导致 塑性变形特征以及颗粒的反弹行为。同时， Hutchings 发现角型颗粒在撞击过程中的旋转对颗粒的冲蚀机制 有很大的影响。Papini 及其研究团队 ［8 －9 ］采用气动发 射装置研究对称形状的角型颗粒在射速 30 ～ 100 m/s 的入射速度下的冲蚀机理， 并开发了数值计算模型辅 助实验研究， 但其研究仍局限在“刚 － 塑性” 假设的框 架之内。 近年来， 计算流体力学 Computational Fluid Dy- namics，CFD 的发展为研究磨料射流、 射流破岩以及 冲蚀磨损中涉及的固液两相流问题提供了有效的数值 模拟手段。国内外学者开始采用 CFD 模拟方法对相关 过程进行研究。Babets 等 ［10 ］将水和空气作为连续相， 磨料颗粒作为分散相， 采用 VOF 模型处理连续相， 采用 拉格朗日 Lagrangian 方法跟踪颗粒相， 得出流场中颗 粒轨迹等参数的变化规律。Ahmed 等 ［11 ］将磨料颗粒、 空气和水都作为连续相， 采用 Euler 方法对其进行处 理， 借助于商业 CFD 软件研究了混和腔内磨料颗粒入 射角和入射位置对准直管喷嘴出口处各相速度分布的 影响。高激飞等 ［12 ］采用双流体模型， 计算了实验室条 件下模拟深水域环境淹没磨料射流流场， 得到了淹没 条件下固液两相射流的速度与压力分布规律， 并与实 验结果进行了对比。陆朝晖等基于 VOF 模型和动网格 技术建立了截断式脉冲射流的两相流瞬态计算模型， 研究了射流流体结构的动态演变特征， 并与常规圆柱 射流进行了对比。基于 CFD 的数值模拟方法是从固液 两相流场入手， 分析固相在流场中的分布， 从而得到固 相对壁面的冲刷参数， 但是再计算冲蚀速率或冲蚀量 时， 需要借助已有的经验或半经验的冲蚀模型。 本文借助 ABAQUS 商业仿真软件， 建立了菱形颗 粒冲击延性材料的冲蚀磨损耦合数值模型， 研究单个 菱形颗粒冲蚀磨损过程的运动行为及产生的凹坑轮廓 形态， 并通过重现参考文献［ 9］ 中的实验过程验证了该 模型的准确性， 随后针对 6 组不同冲击角与方位角的 组合研究了冲击速度对颗粒运动行为及凹坑轮廓的影 响， 充分了解冲击速度对冲蚀磨损过程的影响情况， 为 后续冲蚀机理的研究打下基础。 1FEM- SPH 模型 1． 1FEM 模型 固体力学中的数值模拟方法如有限元法 FEM 可 用于颗粒与壁面碰撞过程的模拟。以往的关于微小颗 粒冲击问题的研究大多将颗粒假定为球形， 引入变形 本构方程描述基底的变形行为， 能够完整重现颗粒冲 击、 破坏材料的动态过程， 并可实现冲蚀量的定量计 算。但 FEM 并不适合于角型颗粒， 这是因为角型颗粒 冲击可造成材料的局部大变形甚至脱落， 从而导致网 格扭曲等问题， 影响数值计算稳定性。此外， FEM 迭代 时间步长由最小单元尺寸控制， 网格极度扭曲会加大 计算机 CPU 耗时， 降低工作效率。通过采用自适应网 格重构或单元失效等方法可解决上述问题， 但自适应 网格重构法不能添加失效模型， 只适合颗粒前旋冲击 造成的材料堆积情况。其次， 计算效率低， 每次迭代会 重新生成网格， 导致整个数值计算过程容易出现错误。 单元失效法是一种自动删除扭曲大变形单元的方法， 对不同形状颗粒适用性不同， 对尖角菱形颗粒适用性 较好， 对钝角方形颗粒适用性差。实验中颗粒对工件 的 “犁耕” 作用会在工件表面产生材料堆积， 仿真模拟 中材料堆积处网格单元变形过大被删除 ［13 ］， 与物理实 际相悖。因此， 无网格拉格朗日方法为角型颗粒冲蚀 计算提供了另一种解决方案， 如 SPH 方法 ［14 －17 ］、 离散 单元法 ［18 ］ Discrete Element ，DEM 方法等。 1． 2SPH 模型 光滑粒子流体动力学法 Smoothed Particle Hydro- dynamics，SPH 是一种无网格 自由网格 的数值计算 方法， 该方法通过一系列粒子代替网格法中的节点和 单元 这些粒子即是计算域中的积分点 ， 对目标区域 进行离散化处理， 本质上是一种自适应拉格朗日粒子 法。SPH 方法中的粒子携带所有计算信息， 能够在空 间运动， 形成了求解描述连续性流体动力学守恒定律 的偏微分方程的计算框架。 SPH 方法中网格单元被粒子代替， 不会出现网格 畸变和扭曲缠绕等问题， 但边界区域的处理是 SPH 方 法中一个重要的问题。由于缺少相邻粒子， 标准 SPH 89振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 方程无法求解边界层粒子的运动方程， 为解决该问题， Randles 等 ［19 ］和 Vilad 等［20 ］提出了一种重整化 SPH 方 程， 不仅适用于边界层粒子， 也适用于无规则扰动粒 子; 此外， SPH 计算过程耗时长， CPU 负荷大， 单核运算 影响工作效率。 1． 3FEM- SPH 模型 由于微小颗粒冲击的持续时间非常短暂， 且时间 尺度会随着颗粒尺寸的降低而降低， 在单颗粒实验中 一般使用放大尺寸的颗粒 通常大于 1 mm 。因此， 有 必要引入数值方法来辅助实验研究更低尺度的颗粒冲 击问题。ABAQUS 6． 14 是一款功能强大的工程模拟有 限元 FE 软件， 在动态显示求解下， 其网格属性模块 可将网格单元转化成无网格粒子， 用于模拟材料大变 形及冲击载荷的实验工况。本文采用 FEM- SPH 耦合 方法， 采用多处理器并行运算和重整化 SPH 方程求解， 同时解决了 FEM 和 SPH 方法的局限性。 颗粒冲击金属表面的特征参数定义如图 1 所示， vi 为初始冲击速度， αi为冲击角， θi为初始方位角， θi0为 初始旋转角， vr ， α r ， θ r分别定义为颗粒的反弹速度， 反 弹角和反弹方位角。A 定义为菱形颗粒的菱角度， h 为 颗粒棱长， w 为颗粒厚度， 本文中实验和仿真的数值 为 A 60， h 5． 46 mm， w 3． 2 mm。 图 1颗粒特征参数的定义 Fig． 1Particle with its characteristic parameters 本文针对 Takaffoli 和 Papini 等的实验对菱形颗粒 高速冲蚀过程建立了数值模型， 如图 2 所示。由图 2 可知， 在 FEM- SPH 耦合模型中， 只有冲击后发生材料 大变形的区域被离散成无网格粒子， 剩余区域以及菱 形颗粒仍然离散成有限元网格单元。SPH 模块和 FE 模块是通过 ABAQUS 中 tie 约束命令耦合在一起。颗 粒与金属表面通过罚定义接触， 为提高仿真结果与实 验结果的吻合度， 金属表面动摩擦因数设为 0． 1， 模型 底部完全约束， 侧面设置关于 X- Z 平面和 Y- Z 平面的 对称约束， 冲击颗粒约束为刚体， 被冲击金属材料为 OFHC copper， 材料参数， 如表 1 所示。 2材料模型 2． 1状态方程 EOS 固体颗粒冲蚀金属材料是一个瞬时大变形过程， 图 2 FEM- SPH 耦合模型 Fig． 2Coupled of FEM- SPH 表 1 OFHC copper 的材料参数 Tab． 1Material properties of OFHC copper 材料属性符号数值 密度/ kgm －3 ρ08 960 剪切模量/GPaG 47． 7 泊松比υ0． 34 熔融温度/KTm 1356 参考温度/KTr 294 比热/ J kgK CP383 J- C 初始屈服应力 A90 MPa J- C 应变强化系数 B292 MPa J- C 硬化指数 n0． 31 J- C 应变率强化系数C 0． 025 J- C 热软化指数 m1． 09 颗粒冲击瞬间的动压远远超过材料本身的屈服极限， 状态方程 ESO 通过定义静压、 密度和比能之间的关 系， 可完整描述被冲击材料的动态响应过程 ［21 ］。冲击 状态方程是用于描述固体碰撞的数学方程， 需通过动 载实验测出颗粒速度 Up 和冲击速度 Us 。对于大 多数固体和流体而言， 在一定压力范围内， 颗粒速度 Up 和冲击速度 Us 呈线性关系， 但在高速冲击条件 下， 颗粒速度 Up 和冲击速度 Us 的关系表现为非线 性， 对非金属材料尤为明显。ABAQUS 中嵌入了 Mie- Gruneisen 状态方程， 通过输入 OFHC copper 材料的 Mie- Gruneisen 参数可定义被冲击金属材料的动态响应 过程， OFHC copper 材料的 Mie- Gruneisen 参数， 如表 2 所示。 99第 20 期杜明超等 菱形颗粒冲击延性材料的运动行为及凹坑形态研究 ChaoXing 表 2 OFHC copper 的 Mie- Gruneisen 参数 Tab． 2M- G parameters of OFHC copper C0/ ms －1 γ0Sa 3 9331． 991． 5 2． 2Johnson- Cook 本构模型 FEM- SPH 耦合模型中金属材料的塑性模型选用 Johnson- Cook［22 ］本构模型， 该塑性模型考虑了机械硬 化、 黏性应变率以及材料热软化的影响， 在强荷载、 大 应变和高温模拟中应用最为广泛， 函数方程如公式 1 所示， 其中流动应力 σf是等效塑性应变 ε， 等效塑性应 变率ε 和温度 T 的函数。 σf A Bεn 1 Cln ε * 1 － T* m 1 式中 无量纲化塑性应变率和温度定义如公式 2 、 式 3 所示。 ε * ε /ε 0 2 T* T － Tr/Tm－ Tr 3 式中 ε0是参考等效塑性应变率，Tm和 Tr分别为熔 融温度和参考温度，A， B， C， m， n 是材料参数， 由实验 获得， 其中参数 A， B， n 描述了材料屈服应力与应变率 和机械硬化之间的关系， 参数 C 和 m 描述了材料应变 率和热软化敏感度。本文实验选用的颗粒材料为 W18Cr4V， 工件材料为 OFHC copper， Johnson- Cook 的材 料参数， 如表 1 所示。 2． 3失效模型 颗粒后旋冲击运动对金属表面产生机加工， 出现 材料切屑分离和剔除现象， 为模拟金属材料的失效行 为， 需要引入失效模型。本文采用基于 Johnson- Cook 塑性模型的失效模型， 当方程 4 中破坏参数 Di1［23 ］ 时， 失效发生， SPH 粒子单元 i 标记失效并从模型表面 去除。 D ΣΔε/εf 4 式中 Δε 是积分周期内粒子塑性应变的增量， 通过计 算每个粒子的累积塑性应变增量， 得到 ΣΔε i ， ε f为 材料的失效应变， 该失效模型考虑了机械硬化、 黏性应 变率以及材料热软化的影响， 其函数方程如公式 5 所示。 εf d1d2ed3 σ p /σ e 1d4ln ε * 1d5T* 5 式中 σp为主应力，σe为等效应力，T 为材料基体温 度，d1， d2， d3， d4， d5是 Johnson- Cook 失效模型的5 个参 数 ［24 ］， 由实验测试得出， 具体数值见表 3。 表 3OFHC copper 中 Johnson- Cook 失效模型参数 Tab． 3Johnson- Cook failure model parameters for OFHC copper d1d2d3d4d5 0． 544． 89－3． 030． 0141． 12 3结果和分析 3． 1模型验证 为验证 FEM- SPH 耦合模型的准确性， 首先进行了 仿真验证实验。表 4 给出了 Takaffoli 和 Papini 等的原 始实验数据， 包括初始实验条件和测得实验参数。表 4 中 case2、 3 的颗粒为前旋旋转 顺时针 ， 反弹角小于 90， 颗粒向前反弹; case4、 6、 7、 9、 10 中颗粒为后旋旋转 逆时针 ， 反弹角小于 90， 颗粒向前反弹; case1、 5 中 颗粒为后旋旋转 逆时针 ， 反弹角大于 90， 颗粒向后 反弹; case8 为特殊工况， 颗粒由后旋旋转转变为前旋 旋转。保证初始实验条件不变， 进行了与实验一一对 应的仿真模拟， 测量出仿真模拟中颗粒的反弹速度 vr ， 反弹角度 αr ， 凹坑周围材料堆积高度 dmax以及凹 坑最大深度 hlip， 如表 5 所示。对比表 4 和表 5 可知， 除 case4， 其它工况中实验结果与仿真结果高度吻合。case4 中实验结果出现切屑分离， 但仿真模拟并未出现， 原因之 一是该工况下实际冲击速度可能大于测量值， 随着仿真 模拟中入射速度的增加， 切削分离现象出现。 表 4实验数据 Tab． 4Experimental data 工况初始条件 测量数据 反弹参数凹坑轮廓尺寸 vi/ ms－1 αi/ θi/ vr/ ms－1 ar/ dmax/ mm hlip/ mm 18080206． 0168． 00． 840． 35 281602014． 047． 00． 970． 57 34660207． 055． 00． 350． 35 481604028． 033． 00． 27－ 55060406． 0157． 00． 340． 71 685505033． 015． 00． 30－ 751505017． 032． 00． 16－ 88040408． 066． 00． 580． 79 981405041． 012． 00． 29－ 10816050 表 5仿真模拟预测数据 Tab． 5Simulation predicted data 工况初始条件 测量数据 反弹参数凹坑轮廓尺寸 vi/ ms－1 αi/ θi/ vr/ ms－1 ar/ dmax/ mm hlip/ mm 18080208． 0371600． 9630． 395 281602013． 67943． 01． 160． 57 34660208． 08741． 00． 6840． 329 48160403． 07563． 00． 490． 833 55060403． 024169． 00． 380． 644 685505036． 82816． 00． 351－ 751505018． 231200． 177－ 880404017． 85363． 00． 740． 947 981405041． 36910． 00． 335－ 1081605026． 531250． 381－ 001振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图 3 展示了 case1、 2、 8 颗粒运动轨迹的实验结果 和仿真结果， 实验结果图片取自文献［ 9］ ， 由高速摄像 机抓拍获得， 仿真结果取自本文 FEM- SPH 耦合模型。 对比实验结果和仿真结果可以看出， 该耦合模型能够 很好地捕捉冲蚀磨损过程菱形颗粒的运动行为， 3 种工 况下颗粒运动轨迹的实验结果与仿真结果吻合度较 高， 并能够重现冲蚀磨损过程中颗粒的前旋旋转和后 旋旋转行为。 图 3模型验证 Fig． 3Model validation 冲蚀磨损过程颗粒角速度随时间的变化规律如图 4 所示， 其中 case1、 6、 10 为后旋旋转， case2 为前旋旋 转， case8 为后旋向前旋转变 注 转变只能从后旋向前 旋转变 。图 5 展示了 case2 和 case6 中实验测得的凹 坑轮廓与仿真获得的凹坑轮廓对比， 通过对比可以看 出仿真模拟结果与实验测得结果一致， 证明了该耦合 模型的准确性。 图 4 FEM- SPH 模型中颗粒角速度与时间的关系 Fig． 4Time history of angular velocities of the particles in FEM- SPH model 3． 2冲击速度对颗粒运动行为的影响 研究表明， 颗粒的冲击角和方位角是决定颗粒旋 向的主要因素， 但会受冲击速度的影响发生轻微改变。 冲击速度对不同旋向颗粒的运动行为影响程度不同。 图 6 －8 展示了前旋旋转 αi60θi20， αi50θi 20和 αi40θi20 的颗粒在不同冲击速度下产生 图 5实验和仿真预测的 case2 和 case6 的凹坑轮廓 Fig． 5Experiment and FEM- SPH predicted crater for case 2 and case 6 的运动行为以及反弹角速度的变化情况， 由图 6 ～8 可 知， 冲击速度对前旋颗粒的运动行为和旋转方向影响 较小， 颗粒冲击后的旋转方向不变， 旋转角速度变化规 律一致， 符合前旋颗粒冲蚀磨损速率规律 ［25 ］。特别需 要说明的是， 图 6 b 中角速度变化规律表明颗粒接触 到延性材料的表面瞬间有后旋趋势， 随后转变为前旋 旋转， 这是特殊工况中后旋向前旋转变的情况， 但由于 该过程非常短暂， 通过实验很难观测到初始的后旋过 程， 且宏观上颗粒冲击后表现为向前旋转， 因此划分为 前旋旋转。 冲击速度对 “后旋” 及临界冲击颗粒的运动行为和 旋转方向影响影响较大。图 9 ～11 展示了“后旋” 旋转 α i60， θi 50; αi60， θi50 和临界冲击 αi 40， θi50 的颗粒在不同冲击速度下产生的运动行为 和反弹角速度的变化情况， 通过仿真可知， 在不同的冲 击速度范围内 ， “后旋” 颗粒冲击反弹后的运动行为各 101第 20 期杜明超等 菱形颗粒冲击延性材料的运动行为及凹坑形态研究 ChaoXing 图 6冲击速度对前旋旋转 α i60， θi20 颗粒运动行为的影响 Fig． 6Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle whenforward rotating αi60， θi20 图 7冲击速度对前旋旋转 α i50， θi20 颗粒运动行为的影响 Fig． 7Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle whenforward rotating αi50， θi20 图 8冲击速度对前旋旋转 α i40， θi20 颗粒运动行为的影响 Fig． 8Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle whenforward rotating αi40， θi20 图 9冲击速度对后旋旋转 α i60， θi50 颗粒运动行为的影响 Fig． 9Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle whenbackward rotating αi60， θi50 201振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图 10冲击速度对后旋 αi 50， θi50 颗粒运动行为的影响 Fig． 10Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle whenbackward rotating αi50， θi50 图 11冲击速度对临界冲击 αi 40， θi50 颗粒运动行为的影响 Fig． 11Effect of impact velocity on kinematicbehavior of particle when critical impact αi40， θi50 不相同， 当颗粒入射速度在0 ～55 m/s 时， 冲击后运动行 为由后旋向前旋转变; 当颗粒入射速度在 55 ～ 80 m/s 时， 颗粒冲击后出现标准后旋旋转行为; 当入射速度 大于 80 m/s 时， 颗粒冲击后发生前旋旋转。冲击速 度对该种冲击角与方位角组合的临界冲击影响规律 与对“后旋” 冲击的影响规律近似相同。颗粒冲击 后的运动行为和旋转方向与凹坑形成机制有关， 具 体原因见下文。 3． 3冲击速度对凹坑轮廓的影响 研究表明 ［25 ］， 前旋旋转的颗粒对延性材料表面产 生 “犁耕” 作用， 材料堆积在凹坑表面。本文通过数值 模拟对三种不同冲击角与方位角的组合进行研究， 获 得了冲击速度对前旋冲蚀过程产生的凹坑轮廓形态的 影响程度， 如图 12 所示。由图 12 可知， 同一冲击角与 方位角的组合下， 凹坑的尺寸随着冲击速度的增长成比 例增加， 但凹坑的轮廓形态基本不变， 这表明， 随着冲击 速度的增加， 颗粒尖端对材料产生“犁耕” 作用增强， 凹 坑发生塑性变形的程度更加严重， 但冲蚀变形机制未发 生改变， 表明冲击速度不影响前旋颗粒的冲蚀运动行为。 图 12前旋冲击产生的凹坑轮廓 Fig． 12Crater profile generated by forward impact 301第 20 期杜明超等 菱形颗粒冲击延性材料的运动行为及凹坑形态研究 ChaoXing 研究表明 ， “后旋” 旋转的颗粒将导致延性材料“撬 起” 并切断剔除， 但通过仿真可知， 在不同的冲击速度 范围内， 颗粒冲击获得的凹坑轮廓形态各不相同。本 文通过两种不同冲击角与方位角的组合， 仿真获得了 冲击速度对 “后旋” 冲蚀过程产生凹坑轮廓形态的影响 程度， 如图 13 所示。由图 13 可知， 当颗粒的入射速度 在 0 ～55 m/s 时， 颗粒初始动能低， 不足以将“撬起” 的 延性材料切断剔除， 未切除的材料对颗粒尖端产生阻 碍作用， 颗粒运动行为由后旋向前旋转变; 当颗粒的入 射速度在55 ～80 m/s 时， 延性材料表面发生切屑分离， 该过程中颗粒会出现标准后旋旋转行为， 颗粒尖端将 “挖掘撬起” 的材料切断剔除， 并在材料表面造成一个 较浅但较长的凹坑， 凹坑轮廓相对比较平滑， 深度并不 会随冲击速度的增加呈明显增长趋势; 当入射速度在 80 ～100 m/s 时， 延性材料表面发生切屑分离， 颗粒尖 端仍然能将 “挖掘撬起” 的材料切断剔除， 但冲击后的 颗粒发生前旋旋转， 这是因为颗粒初始入射速度较大， 法向方向嵌入较深， 且颗粒尖端嵌入材料的同时不断 向前堆挤材料， 对延性材料表面产生 “挖掘” 和 “微切削” 的综合作用， 最终被 “挖掘” 的材料沿工件表面滑移并切 断， 切断的材料对颗粒尖端产生阻碍作用， 导致颗粒发生 前旋旋转; 当入射速度大于100 m/s 时， 颗粒尖端嵌入材 料的同时不断向前堆挤材料， 对延性材料表面产生“挖 掘” 和 “微切削” 的综合作用， 但初始速度太大， 颗粒法向 嵌入太深， 颗粒尖端的“挖掘力” 小于材料抵抗力， 被挖 掘的材料无法切断剔除， 在 “微切削” 的作用下产生细长 切屑堆积在凹坑前面， 导致颗粒发生前旋旋转。 图 13 “后旋” 冲击产生的凹坑轮廓 Fig． 13Crater profile generated by‘backward’impact 临界冲击的颗粒理论上无前旋或后旋的旋转趋 势， 颗粒冲击后应按入射路径返回， 但本文研究发现， 临界冲击的颗粒运动行为和产生的凹坑轮廓受冲击角 与方位角的组合以及冲击速度的影响较大， 仿真证明， 对于低冲击角和大方位角的临界冲击组合， 不同冲击 速度下颗粒运动行为和凹坑轮廓与“后旋” 冲击产生的 规律一致， 如图 14 所示; 对于高冲击角和小方位角的 临界冲击组合， 不同冲击速度下颗粒运动行为和凹坑 轮廓与前旋冲击产生的规律一致。由前人的研究成果 可知， 临界冲击下颗粒的动能损失最为严重， 颗粒旋转 行为被大大抑制， 但仍会对接近临界冲击的其它冲击 角与方位角的组合存在记忆功能， 因此会出现前旋或 后旋的冲击行为。 图 14临界冲击 αi 40， θi50 产生的凹坑轮廓 Fig． 14Crater profile generated by critical impact α i40， θi50 颗粒多次冲击现象是冲蚀磨损过程中一个特殊的 现象， 颗粒前旋旋转和后旋旋转皆会产生多次冲击， 由 前期的研究成果可知， 在非垂直冲击和负方位角组合 下， 前旋颗粒会出现二次乃至三次冲击， 且方位角绝对 值越大， 颗粒出现的冲击次数越多; 对于颗粒后旋产生 切屑分离的工况而言， 在非垂直冲击和正方位角组合 下， 颗粒至多出现二次冲击， 且方位角越大， 二次冲击 效果越明显， 如图 13 所示。 4结论 1 针对菱形颗粒的冲蚀磨损过程建立了基于拉 格朗日法的 FEM- SPH 耦合数值计算模型， 通过该模型 重现其他研究学者的冲击实验， 最终实验测量结果与 仿真预测结果吻合度较高， 颗粒运动轨迹及反弹参数 高度一致， 验证了该耦合模型的准确性。 2 冲击角和方位角是决定颗粒旋转的关键因 素， 但会受冲击速度的影响发生变化。冲击速度对前 旋颗粒运动参数的量值影响较大， 但对冲击诱导的颗 粒旋转行为影响较小， 不同冲击速度下导致的凹坑轮 廓形状基本不变 ， “犁耕” 的材料堆积在凹坑表面， 符合 前旋颗粒冲蚀磨损规律。 401振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 3 冲击速度对“后旋” 旋转的颗粒影响较大， 当 vi在 55 ～100 m/s 范围内时， 延性材料表面发生切屑分 离， 颗粒出现标准后旋旋转， 当 vi小于或大于该范围， 只发生材料堆积， 均无切屑分离现象发生， 低速冲击产 生的材料堆积是由于颗粒初始动能不足无法将“挖掘” 的材料切断剔除， 高速冲击产生的材料堆积是由于颗 粒法向嵌入太深， 颗粒尖端的“挖掘力” 小于材料抵抗 力， 被挖掘的材料无法切断剔除。 4 临界冲击下颗粒的动能损失最为严重， 颗粒 旋转行为被大大抑制， 但仍会对接近临界冲击的