劉 瑤, 李 睿, 趙亦東, 徐利軍, 吳重軍

(1. 中北大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 太原 030051) (2. 上海航天動(dòng)力技術(shù)研究所, 上海201108) (3. 東華大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 上海 201600)

20CrMnTi滲碳處理后表面硬度高而芯部韌性強(qiáng)，廣泛應(yīng)用于齒輪和軸類等傳動(dòng)零件中。20CrMnTi精加工以磨削為主，但加工后經(jīng)常發(fā)現(xiàn)裂紋和燒傷等缺陷[1-2]，影響零件的使用壽命和性能。

針對(duì)20CrMnTi的磨削過程中出現(xiàn)的問題，許多學(xué)者開展廣泛研究。王龍等對(duì)20CrMnTi單顆磨粒劃擦成屑機(jī)理[3-4]、磨削力[5-6]進(jìn)行了系統(tǒng)地試驗(yàn)、仿真和建模研究，指出材料去除過程同時(shí)存在應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化以及熱軟化3類作用，并得出了磨粒特性、劃擦速度、工件進(jìn)給速率和磨削深度對(duì)劃擦力的影響規(guī)律；王麗等[2]分析20CrMnTi磨削加工產(chǎn)生裂紋的原因并給出了解決磨削裂紋的措施；劉偉強(qiáng)等[7-8]分析了20CrMnTi磨削工藝對(duì)表面粗糙度的影響，給出了降低表面粗糙度的磨削工藝優(yōu)化方案；GU等[9]研究單層釬焊CBN砂輪磨削20CrMnTi時(shí)的溫度場(chǎng)，指出相同條件下CBN砂輪能夠有效地降低磨削溫度。

磨削裂紋和疲勞點(diǎn)蝕作為20CrMnTi零件的主要損傷形式主要由磨削熱引起[10]。磨削熱加熱和冷卻液冷卻使20CrMnTi表面軟化而易磨損以及產(chǎn)生殘余應(yīng)力和裂紋[11]，而針對(duì)磨削工藝對(duì)工件表面硬度和殘余應(yīng)力影響的研究并沒有報(bào)道。

開展20CrMnTi的磨削試驗(yàn)，對(duì)磨削后的工件表面硬度、殘余應(yīng)力和亞表面的殘余壓應(yīng)力分布進(jìn)行測(cè)量，分析磨削工藝參數(shù)對(duì)上述指標(biāo)的影響，給出不同磨削要求下的最優(yōu)磨削工藝參數(shù)組合。

1 材料磨削去除機(jī)理分析

影響20CrMnTi磨削表面顯微硬度和殘余應(yīng)力的主要因素為磨削溫度回火軟化和表面彈塑性形變強(qiáng)化[12]。磨削溫度主要通過改變材料表面的顯微組織來改變其硬度，同時(shí)使材料發(fā)生熱脹冷縮而出現(xiàn)殘余應(yīng)力。形變強(qiáng)化主要通過材料的塑性流動(dòng)實(shí)現(xiàn)，同時(shí)對(duì)表面產(chǎn)生擠壓而影響殘余應(yīng)力。無論是磨削溫度還是形變都與材料的微觀去除過程直接相關(guān)。

圖1給出了磨削中單顆磨粒去除材料的微觀過程。圖1中的粉紅色區(qū)域表示磨粒去除的材料，去除后即為磨屑。磨粒作用于工件材料并將其去除需要經(jīng)過3個(gè)階段，各階段的劃分即定義可參考文獻(xiàn)[13]。第1階段是劃擦階段，此時(shí)磨粒與磨屑接觸發(fā)生彈性變形，磨粒劃過后工件表面恢復(fù)形變，此時(shí)未產(chǎn)生材料去除，僅產(chǎn)生摩擦熱；第2階段為耕犁階段，此時(shí)磨粒擠壓使磨屑發(fā)生塑性變形，此時(shí)也未產(chǎn)生材料去除，產(chǎn)生摩擦熱和塑性變形強(qiáng)化；第3階段為成屑階段，此時(shí)磨粒去除材料，被去除的材料發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形并生成大量的熱，在成屑階段磨屑的變形程度最大。各階段的區(qū)分主要依據(jù)磨粒侵入工件的深度。劃擦和耕犁階段由于沒有材料去除，此階段的材料保留在工件上形成磨削表面。而成屑階段的磨屑材料被去除，產(chǎn)生的變形熱以熱傳導(dǎo)的方式傳入到加工工件，對(duì)工件組織產(chǎn)生影響。

圖1 磨削中材料的去除過程

根據(jù)文獻(xiàn)[14]，單顆磨粒的最大未變形厚度agmax可由公式(1)獲得:

(1)

將單顆磨粒去除的材料形狀近似為四面體，則其體積為:

(2)

其中：aw為磨屑寬度，可表示為:

aw=agmaxtanθ

(3)

lc為磨屑的長(zhǎng)度:

(4)

圖2給出磨削參數(shù)變化對(duì)單顆磨粒去除材料的形狀和體積的影響。如圖2所示：在vw和ap不變的情況下，材料的去除率(即單位時(shí)間內(nèi)單位砂輪寬度上去除的材料體積，由vw×ap表示)相同。增大vs，磨屑的最大未變形厚度agmax減小，磨屑變薄而長(zhǎng)度不變，則單顆磨粒去除的材料的體積減小。保持vs和ap不變，隨著vw的增大，磨屑的整體長(zhǎng)度lc幾乎不變，同時(shí)劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度也等比例變長(zhǎng)。保持vs和vw不變，增大ap，磨削過程在單位時(shí)間內(nèi)去除的材料增多，由公式(1)可得單顆磨粒的agmax增大，劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度減小。

2 試驗(yàn)裝置及條件

試驗(yàn)采用的機(jī)床為MGKS1332/H高速外圓磨床。

圖2 磨削工藝參數(shù)對(duì)成屑過程的影響

采用陶瓷結(jié)合劑CBN砂輪(D91 J1SC-23 V, Winter, Swiss)，磨粒大小約為91 μm，砂輪直徑為400 mm，厚度為22 mm。砂輪使用前先用金剛石滾輪修整，修整時(shí)進(jìn)給量為3 μm/r；砂輪和工件的速度比為0.8，方向相反。選用的20CrMnTi材料的機(jī)械性能如表1所示，材料經(jīng)過淬火處理，表面硬度(HRC)為65。

表1 20CrMnTi材料性能

表2 試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置

采用單因素法開展試驗(yàn)，分別考察vs、vw和ap對(duì)20CrMnTi的磨削表面洛氏硬度H、表面殘余應(yīng)力σs和亞表面殘余應(yīng)力σss的影響。表2給出了試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置，試驗(yàn)分3大組，每組進(jìn)行5小組參數(shù)試驗(yàn)。第1大組試驗(yàn)保持vw=0.418 m/s和ap=6 μm不變，將vs以15 m/s的增量從60 m/s增大至120 m/s，考察vs對(duì)H、σs和σss的影響；類似地，第2大組試驗(yàn)保持vs=90 m/s和ap=6 μm不變，研究vw以0.209 m/s的增量從0.209 m/s增大至1.405 m/s時(shí)的影響；第3大組試驗(yàn)保持vs=90 m/s和vw=0.418 m/s不變，考察ap以3 μm的增量從3 μm增大至15 μm過程中的影響。

考慮到后期還需要對(duì)亞表面進(jìn)行化學(xué)拋光，同時(shí)為防止前面的試驗(yàn)結(jié)果影響后續(xù)試驗(yàn)結(jié)果，特別是殘余應(yīng)力的影響，每大組試驗(yàn)采用同1個(gè)工件，一共3個(gè)工件，每個(gè)工件事先被加工出5塊待加工區(qū)域。如圖3所示，不同的區(qū)域?qū)?yīng)大組中不同的試驗(yàn)參數(shù)。

圖3 工件設(shè)置

試驗(yàn)結(jié)束后，采用HBRVU-187.5布洛維光學(xué)硬度計(jì)進(jìn)行表面洛氏硬度的測(cè)量；采用Proto-LXRD大功率殘余應(yīng)力測(cè)量?jī)x(MG2000，Proto)測(cè)量工件表面殘余應(yīng)力；然后在工件圓柱表面對(duì)稱選取幾個(gè)點(diǎn)，采用Proto電解拋光機(jī)對(duì)表面拋光，測(cè)量工件表面的殘余應(yīng)力隨深度的分布，并取其平均值為最終結(jié)果。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 磨削工藝參數(shù)對(duì)表面硬度的影響

圖4給出了采用表2的參數(shù)開展試驗(yàn)后測(cè)量的磨削工件表面洛氏硬度H。如圖4a和4c所示，磨削后H隨著vs和ap的增大而降低；如圖4b所示，H隨著vw的增大而升高。

如圖4a所示，在第1大組試驗(yàn)(1-X，X=1，2，3，4，5)中，當(dāng)vs從60 m/s增大至120 m/s時(shí)，提升了100%，磨削工件H(HRC)由58.3 降至56.7，下降約2.7%，兩者間存在較強(qiáng)的線性關(guān)系，線性擬合后的公式為H=0.37vs+58.49(可決系數(shù)R2達(dá)0.93)。隨著vs增大，磨屑受到的磨粒沖擊變大，同時(shí)磨屑變薄且單顆磨粒去除的材料的體積V0減小，如圖2所示，導(dǎo)致磨屑的擠壓變形程度增大。即在高速下被去除的材料生成的磨屑更多，且變形更嚴(yán)重，將產(chǎn)生更大的變形熱，磨削溫度升高，使磨削表面出現(xiàn)高溫回火而軟化，洛氏硬度H降低。

如圖4b所示，在第2組試驗(yàn)(2-X，X=1，2，3，4，5)中，當(dāng)vw從0.209 m/s增大至1.045 m/s，提升400%，磨削工件H(HRC)由55.0升高至56.8，上升3.3%。隨著vw的增大，磨粒劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度變長(zhǎng)，已加工表面的變形強(qiáng)化程度增強(qiáng)，所以H隨著vw的增大而升高。

如圖4c所示，在第3組試驗(yàn)(3-X，X=1，2，3，4，5)中，ap由3 μm增大到15 μm，磨削工件H(HRC)由55.1降低至51.0，下降7.4%。隨著ap增大，劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度減小，表面強(qiáng)化效應(yīng)減弱。同時(shí)去除的材料增多，產(chǎn)生的變形能增多并產(chǎn)生更大熱量，引起工件表面溫度顯著升高，使得工件表面出現(xiàn)回火而軟化，因此H隨ap增大而急劇降低。

需要指出的是，試驗(yàn)1-3、2-2和3-2采用的試驗(yàn)參數(shù)一樣，而試驗(yàn)后測(cè)得的磨削后H(HRC)依次為57.4、55.4和54.6，該差異主要是由不同工件經(jīng)過材料熱處理后的硬度存在差異而引起。

3.2 磨削工藝參數(shù)對(duì)表面殘余應(yīng)力的影響

表面殘余壓應(yīng)力能增強(qiáng)工件的耐腐蝕和抗疲勞特性，同時(shí)也有利于抑制微裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展[10]，而表面拉應(yīng)力能促進(jìn)裂紋的擴(kuò)展，因此表面殘余應(yīng)力對(duì)零件質(zhì)量有較大的影響。圖5給出了磨削后的工件表面的縱向(σs0，沿工件縱向)和切向(σs90，沿工件切向)殘余應(yīng)力的大小。在所有磨削工藝參數(shù)條件下，工件表面的σs0和σs90均為壓應(yīng)力，該現(xiàn)象主要是磨削過程中磨粒負(fù)前角所決定的，導(dǎo)致工件材料被去除同時(shí)也受到擠壓，這也是磨削工藝的一大優(yōu)勢(shì)。同時(shí)磨削過后的σs0均大于σs90(絕對(duì)值)，這是由于磨削過程中磨粒沿縱向切入并擠壓前端材料時(shí)，材料受擠壓后先在磨粒前端堆積，當(dāng)堆積到一定的厚度后，材料會(huì)沿著磨粒的兩側(cè)流動(dòng)，形成劃痕兩邊的突起，同時(shí)來不及流動(dòng)到兩側(cè)的材料則被去除[3]。由此可見，切向殘余應(yīng)力是由工件材料塑性流動(dòng)形成的，并未達(dá)到材料的壓縮破壞極限，而縱向殘余應(yīng)力由材料去除后形成，已達(dá)到材料的壓縮破壞極限，所以縱向的壓應(yīng)力更大。

如圖5a所示：在vw和ap不變的情況下，增大vs，工件表面的σs0和σs90殘余應(yīng)力均先減小后增大。當(dāng)vs由60 m/s增大至75 m/s時(shí)，工件表面的σs0和σs90分別由-460 MPa和-242 MPa降低為-738MPa和-571 MPa；而后隨著vs進(jìn)一步增大至120 m/s，σs0和σs90殘余應(yīng)力上升為-498 MPa和-275 MPa。

如圖5b所示：在vs和ap不變的情況下，增大vw，工件表面的σs0和σs90均減小。工件表面的殘余應(yīng)力由0.209 m/s時(shí)的-397 MPa和-201 MPa下降到1.045 m/s時(shí)的-458 MPa和-390 MPa。vw較大時(shí)(大于0.627 m/s后)，工件表面的殘余應(yīng)力逐漸趨于平穩(wěn)。由于vw的增大，劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度延長(zhǎng)，工件表面受磨粒擠壓的程度增強(qiáng)，壓應(yīng)力增強(qiáng)。由于劃擦和耕犁階段的長(zhǎng)度也正比于vw的1/2次方(見公式1)，所以顯著增大vw后表面殘余應(yīng)力的值會(huì)趨于平緩。

如圖5c所示：在vs和vw不變的情況下，增大ap，工件表面的σs0和σs90均增大。當(dāng)ap從3 μm增大到15 μm后，σs0和σs90應(yīng)力分別由-589 MPa和-460 MPa增大到-368 MPa和-245 MPa。隨著ap增大，劃擦和耕犁長(zhǎng)度變短，σs0和σs90均減小。

3.4 磨削工藝參數(shù)對(duì)亞表面殘余應(yīng)力分布的影響

除了σs以外，σss對(duì)于抗疲勞性能也特別重要。圖6給出了vw=0.418 m/s、ap=6 μm 和vs=60 m/s以及120 m/s時(shí)，工件σss沿工件深度h方向的分布。亞表面縱向殘余應(yīng)力σss0分布和切向殘余應(yīng)力σss90分布如圖6所示。在h約14 μm以內(nèi)的亞表面，殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，且應(yīng)力值隨著亞表面距離表面深度的增大而增大。當(dāng)亞表面的深度大于14 μm后，σss0表現(xiàn)為拉應(yīng)力，且先增大后減小，最后在深度約為60 μm時(shí)趨于0。當(dāng)砂輪速度vs增大到120 m/s后，工件表面和亞表面的應(yīng)力分布趨勢(shì)與60 m/s時(shí)相似，但應(yīng)力值增大(圖6b)。對(duì)于磨削后的工件，表面壓應(yīng)力減小和亞表面拉應(yīng)力增大均是不利的，所以相同vw和ap情況下，低vs情況下獲得的工件的殘余應(yīng)力分布更有利。

圖7給出了相同vs和ap條件下，vw變化對(duì)σss的影響。從圖7中可以看出：不同的工藝參數(shù)情況下，隨著h的增加，工件亞表面的縱向和切向殘余應(yīng)力均由壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力并最后趨于0；vw較大時(shí)，產(chǎn)生的磨削工件表面殘余應(yīng)力更有利，即表面壓應(yīng)力更大而亞表面拉應(yīng)力更小。

圖8給出了相同vs和vw條件下，ap變化對(duì)亞表面殘余應(yīng)力的影響。σss0和σss90的變化趨勢(shì)與圖6和圖7相似。ap更小時(shí)產(chǎn)生的表面壓應(yīng)力更大而亞表面拉應(yīng)力更小，這樣更有利。

亞表面殘余應(yīng)力的大小主要受加工熱和工件表面受到的擠壓程度影響[15]。磨削過程產(chǎn)生大量的熱量使磨削工件表面受熱膨脹。磨削過后工件逐漸冷卻，由于工件表面的冷卻條件較好(冷卻液和空氣的熱對(duì)流)，所以工件表面先冷卻收縮。而距離表面一定深度的亞表面冷卻條件較表面差，所以冷卻較慢，導(dǎo)致表面冷卻縮小后亞表面依然未全部冷卻。隨著時(shí)間的推移，亞表面逐漸冷卻并有體積縮小的趨勢(shì)，但表面已經(jīng)冷卻而無法發(fā)生形變，從而阻礙亞表面材料的收縮，所以導(dǎo)致亞表面受拉而表面受壓，出現(xiàn)表面為壓應(yīng)力，而亞表面為拉應(yīng)力的情況。隨著亞表面深度的增加，磨削熱的影響變小，殘余拉應(yīng)力也減小并逐漸趨于原始材料特性(本試驗(yàn)使用的20CrMnTi的原始?xì)堄鄳?yīng)力為0)。殘余應(yīng)力首次為0所對(duì)應(yīng)的亞表面深度就是磨削加工的熱影響區(qū)。磨削熱越大，磨削溫度越高，亞表面的熱影響區(qū)越深。同時(shí)磨削加工過程中大的磨粒負(fù)前角對(duì)磨削表面的擠壓也會(huì)在表面形成壓應(yīng)力。

隨著vs增大，去除材料的變形能增加，磨削熱增加，磨削溫度升高，所以高速下的表面殘余應(yīng)力值較小而亞表面拉應(yīng)力更大。隨著vw或者ap增大，材料的去除效率增加，單位時(shí)間內(nèi)的產(chǎn)熱也必然增加，磨削溫度上升，使得亞表面的拉應(yīng)力增大。采用小vs，大vw，小ap的加工工藝，在相同亞表面深度情況下可以獲得更大的壓應(yīng)力或者更小的拉應(yīng)力。

4 結(jié)論

(1)表面硬度隨vs和ap增大而減小，隨vw增大而增大，ap影響最大，vw次之，vs最小。

(2)磨削后工件表面表現(xiàn)為殘余壓應(yīng)力，壓應(yīng)力的大小(絕對(duì)值)隨vw增大而增大，隨ap增大而減小，隨vs增大呈現(xiàn)波動(dòng)。

(3)磨削后工件σss隨著深度增加逐漸由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力最后趨于0，在低vs和較小的ap時(shí)，在相同亞表面深度情況下可以獲得更大的壓應(yīng)力或者更小的拉應(yīng)力。在本試驗(yàn)所討論的參數(shù)范圍內(nèi)，獲得最佳磨削表面質(zhì)量的參數(shù)為vs=60 m/s，vw=1.045 m/s，ap=3 μm。