強化研磨微納加工參數對軸承套圈滾道表面硬度的影響

蕭金瑞，劉曉初，梁忠偉，黃建楓，高偉林

（廣州大學 a.機械與電氣工程學院；b.廣州市金屬材料強化研磨高性能加工重點實驗室；c.廣東省強化研磨高性能微納加工工程技術研究中心，廣州 510006）

軸承作為機械傳動部件的關節，是機械裝備最重要的核心基礎件之一[1]。由于其運行工況復雜多變，易發生疲勞磨損等失效，阻礙了精密機械裝備的發展，因而對軸承整體剛度及接觸區的高強度、高耐磨、高可靠等性能提出了更高的要求。在表面強化方面常用的技術有涂層強化、改性強化以及機械強化[2—4]。與機械強化相比，前兩種強化方法受限于高端加工裝備及苛刻的制造工藝[5—7]，因而在實際生產中應用范圍較小。常用的機械強化技術包括滾壓強化、噴丸強化、激光強化以及強化研磨等[8—9]。由于軸承部件接觸表面（尤其是球軸承滾道表面）帶弧度，滾壓技術無法實現均勻加載強化，而噴丸強化則易引入高表面粗糙度，激光強化層厚度較薄[10—12]。強化研磨加工技術作為一種集研磨微切削、機械強化以及摩擦化學表面改性等多種處理工藝于一體的微納加工技術，有望克服現有軸承套圈滾道表面強化技術的不足[13]。通過不同工藝之間的組合可獲得不同的表層強化效果，然而加工工藝與強化效果之間的作用機理尚未被完全揭示。文中著重研究強化研磨微納加工中不同加工參數對軸承套圈滾道表面硬度的影響規律，可為后續的工藝優化及提高強化效果提供借鑒。

1 強化研磨微納加工原理及試驗

1.1 強化研磨微納加工原理

強化研磨微納加工技術是一種集研磨微切削、機械強化以及摩擦化學表面改性等多種處理工藝于一體的抗磨損、抗疲勞、延壽命加工技術。基本原理是將鋼珠、研磨粉、強化研磨改性液以及高壓氣體組成的氣液固三相混合噴射流斜向噴射至金屬工件表面，進行隨機等概率沖擊和滑擦，如圖1所示[14—15]。在沖擊作用下，強化研磨改性液中的活性分子釋放出離子，并與沖擊滑擦區金屬材料發生化學配對，誘導摩擦化學反應，生成氮硼絡合物強化層。同時，金屬工件表層晶體發生位錯滑移及晶粒細化等塑性變形，形成晶粒尺寸及晶格位錯呈梯度分布的非均勻微納結構，如圖2所示，在提高表層硬度的同時誘導殘余壓應力的形成，進而提高金屬材料的抗疲勞以及耐磨損性能。

圖1 強化研磨微納加工原理Fig.1 Principle of strengthen grinding micro-nano machining

圖2 強化研磨表面微納處理后截面形貌Fig.2 Morphology of the cross section after micro-nano processing

1.2 研究參數的確定

在軸承套圈表面強化研磨微納加工過程中，影響其處理效果的因素眾多，包括噴射距離、噴射流成分配比、噴射壓力、噴射角度以及加工時間等。

1.2.1 噴射距離

強化研磨加工過程是鋼珠等介質的動能轉化為機械能、熱能及化學能，進而改變材料內部致密度、晶格位錯及化合物成分的過程。同等條件下，噴射距離不同，則其受阻力影響而導致動能衰減幅度不同。由于鋼珠質量在噴射流中占比遠大于其他介質，故求解鋼珠的動能變化即可近似表征噴射流的動能變化情況。鋼珠動能又與其運動速度直接相關，故可通過運動速度間接表示其動能變化。離開高壓噴嘴后，鋼珠作類拋物運動，受重力、浮力以及空氣阻力共同作用。由于空氣密度低，鋼珠體積小，則其受浮力作用可忽略不計。重力作用則使鋼珠獲得與運動方向相同的重力加速度，可表示為：

式中：a1為重力加速度在鋼珠運動方向上的分量；θ為噴射角度；g為重力加速度，取值為9.8 m/s2。

根據文獻[16]可得強化研磨加工中鋼珠所受空氣阻力為：

式中：ρ為空氣密度，取值為1.293 kg/m3；v為鋼珠運動速度；d為鋼珠直徑。

設鋼珠密度為ρ1，由牛頓第二定律可得空氣阻力對鋼珠的加速度為：

假設鋼珠在噴嘴出口速度為v0，接觸工件瞬時速度為vt，鋼珠從噴嘴出口到工件表面時間為t，結合式（1）和（3）有：

根據文獻[17]可求得鋼珠在噴嘴出口的瞬時速度：

式中：p為噴射壓力；Q為噴射流流量（kg/min）；d為鋼珠直徑。

在強化研磨加工常用的噴射壓力為0.6 MPa，噴射流流量為3 kg/min，鋼珠粒徑為1 mm的工藝下，v0為56 m/s。受加工腔體空間限制，最大噴射距離可達 0.5 m，則鋼珠從噴嘴出口到工件表面時間約為0.01 s。將相關參數代入式（4）可得vt≈v0，即在軸承套圈強化研磨加工中噴射距離對噴射流動能的影響可忽略不計，對加工效果的影響也可忽略[18]，因此，文中不考慮噴射距離對軸承套圈滾道表面硬度的影響。

1.2.2 噴射流成分配比

混合噴射流主要成分包含鋼珠、研磨粉、強化研磨改性液，與工件加工表面硬度直接相關的為鋼珠和研磨粉的配比，而研磨粉粒徑大小對混合噴射流整體運動的影響并不大，選用粒徑為 100目的常規棕剛玉粉末即可。根據文獻[19]，選用直徑分別為1，2，3 mm的鋼珠，并將固、液介質按1∶1的質量比進行配制。

1.2.3 噴射壓力、噴射角度及加工時間

將噴射壓力設為0.4～0.8 MPa，間隔為0.1 MPa。噴射角度設置為35°～55°，間隔為5°。加工時間設置為1～9 min，間隔為1 min。

1.3 軸承套圈表面強化研磨微納加工試驗

采用廣州大學廣州市金屬材料強化研磨高性能加工重點實驗室自主研制的軸承強化研磨機對熱處理及超精后的 6012深溝球軸承內圈滾道表面進行強化研磨微納加工，6012深溝球軸承內圈的密度為 7850 kg/m3，彈性模量為 217 GPa，抗拉強度為2352 MPa，泊松比為0.3，屈服極限為1744 MPa。三相混合噴射流介質按表1配制，加工參數如表2所示，各試驗中三相混合噴射流介質配制及加工參數對應關系如表3所示。采用洛氏硬度計對加工前后套圈滾道表面硬度進行檢測。

表1 三相混合噴射流介質配制Tab.1 Three-phase mixed jet media preparation

表2 強化研磨微納加工參數Tab.2 Processing parameters for strengthen grinding micro-nano

表3 各試驗中混合射流介質及加工參數對應關系Tab.3 The corresponding relationship of mixed jet media and processing parameters for each test

2 結果與分析

2.1 噴射壓力對表面硬度的影響

將強化研磨加工時間設為5 min，噴射壓力依次由0.4 MPa增大至0.8 MPa，加工所得套圈表面硬度變化規律如圖3所示。可見，套圈滾道平均硬度值隨著噴射壓力增大而提高。噴射壓力低于0.6 MPa時，表面平均硬度增量也隨著噴射壓力的增大而依次增加約HRC0.1。噴射壓力由0.7 MPa增大至0.8 MPa時，加工后套圈滾道表面硬度為 HRC61.61，與0.7 MPa壓力加工所得套圈表面硬度幾乎相等。噴射壓力的增加，三相混流的動能也隨之增加，在其他條件不變的前提下，對軸承套圈滾道表面的沖擊強度也隨之增加，進而誘導更為激烈的晶格畸變，生成的強化層晶粒尺寸更小、位錯密度和材料密度更高，因而其表面硬度也更高。

圖3 試樣表面硬度隨噴射壓力的變化曲線Fig.3 The variation curve of sample surface hardness with injection pressure

2.2 加工時間對表面硬度的影響

將噴射壓力設置為0.6 MPa，加工時間由1 min依次增加至9 min，所得套圈表面硬度變化曲線如圖4所示。隨著加工時間的增加，樣品表面硬度增量由HRC0.49增加至HRC1.38。加工時間少于5 min，所得套圈表面硬度增量值增加較快，而超過 5 min后，所得套圈表面硬度及其增量均近似維持在同一水平線上。由于噴射時間主要影響噴射點的覆蓋率，當覆蓋率達到100%后，增加噴射時間對表面硬度的影響甚微。

圖4 試樣表面硬度隨加工時間的變化曲線Fig.4 The variation curve of sample surface hardness with processing time

由圖3和圖4可知，與噴射壓力相比，加工時間對試樣表面硬度增量的影響較大。在各強化研磨加工試驗中，研磨料流量均相等，則相同加工時間內，加工區試樣受載次數相等，噴射壓力變化僅影響接觸應力的大小。又由于三相混流與試樣接觸瞬間形成高度集中的應力，0.4 MPa以上的噴射壓力加工5 min足以使軸承套圈試樣表層發生屈服變形和強化變形，形成高硬強化層[20]。處于強化變形階段的材料已具有較強抵抗變形的能力[21]，此時增加噴射壓力其變形量增長速率將有所下降。在相同噴射壓力的前提下，加工時間由1 min增加至5 min，試樣表層材料由屈服變形與強化變形過渡階段轉變為全面強化變形階段[22]，材料致密度以及抵抗變形能力將快速提高，進而導致了試樣表面硬度增量的快速增加。受往復沖擊載荷作用，加工時間的持續增加將誘導加工區材料晶格發生疲勞位錯及晶粒細化[23]，進而提高材料表面硬度。在沖擊應力保持不變的前提下，隨加工時間的增加，材料疲勞位錯密度逐漸增大，晶粒細化效率則逐漸下降，進而導致其表面硬度增量的增長速率隨時間增加而減小，因此，加工時間對試樣表面硬度增量的影響大于噴射壓力。

2.3 噴射角度對表面硬度的影響

由上述結果分析可知，工件表面硬度與混合噴射流的沖擊能量直接相關，而噴射角度變化將影響混合噴射流在垂直加工表面方向的作用力，進而影響在該方向上的沖擊能量，最終導致表面硬度發生變化（如圖5）。噴射角度從35°增加至55°，加工后試樣表面硬度先下降后增加，最后趨于平穩狀態，且表面硬度增量變化趨勢與之幾乎一致。加工前平均表面硬度約HRC60.5，加工后則在 HRC61.65～HRC63.45之間，表面硬度增量則在HRC1.16～HRC2.86之間。由此可見，噴射角度對試樣平均表面硬度影響很大。

圖5 試樣表面硬度隨噴射角度的變化曲線Fig.5 The variation curve of specimen surface hardness with injection angle

在該實驗過程中，混合噴射流介質（如鋼珠、研磨粉等）均重復循環使用。隨循環使用次數的增加，受往復交變沖擊載荷作用，鋼珠會發生不同程度的損傷，研磨粉則發生棱角鈍化和粒度細化[15]。由于往復循環使用致介質損傷及鈍化，在混合噴射流沖擊瞬間，試樣表面形成的應力集中程度逐漸下降，進而使試樣表層材料晶格畸變及位錯減少，因而，噴射角度從 35°增加至 40°，混合噴射流在試樣表面垂直方向的作用力增加，但介質棱角發生鈍化，加工所得試樣平均表面硬度及其增量反而有所下降。噴射角度從40°增加至55°的實驗過程中，由于研磨粉經歷了初始階段的粒度細化和棱角鈍化，進入平穩損傷鈍化過程，形態變化緩慢，故因介質損傷而引起的沖擊應力變化不大，因此，該階段平均表面硬度的變化由噴射角度變化而引起。當噴射角度增加至50°時，在實驗所設定的工藝條件下，三相混合噴射流在垂直試樣表面方向的沖擊強度足以使表層材料發生充分塑性變形和晶粒細化。噴射角度進一步增大時，細化晶粒的致密表層阻礙其進一步變形[24]，因而試樣平均表面硬度幾乎不變。

2.4 鋼珠配比對表面硬度的影響

從強化研磨加工原理看，粒徑不一的鋼珠組合實現交叉碰撞，提高碰撞區覆蓋率及塑性變形的均勻度。將噴射壓力設為 0.6 MPa，噴射角度設為 45°，加工時間設為5 min，并選用粒徑分別為1，2，3 mm的鋼珠按不同質量比配制混合噴射流，加工所得試樣平均表面硬度及其增量幾乎相等，如圖6所示。可見，鋼珠質量配比對試樣表面硬度影響不大。由于調整各鋼珠質量比的同時，保持其質量總和不變，故混合噴射流對試樣的沖擊強度及沖擊載荷總量相同，進而使得各試樣表層材料發生的晶粒細化及位錯也幾乎相同[25]，故表面硬度幾乎相同。

圖6 試樣表面硬度隨鋼珠配比的變化曲線Fig.6 The variation curve of specimen surface hardness with the ratio of steel ball

3 總結

通過對6012深溝球軸承內圈滾道表面進行強化研磨微納加工，研究不同噴射壓力、加工時間、噴射角度及鋼珠配比對套圈平均表面硬度的影響，結果表明，試樣平均表面硬度增量隨噴射壓力、加工時間及噴射角度的增加而增加，且受加工時間影響最大，而幾乎不受鋼珠配比影響。該研究結果可為強化研磨微納加工工藝優化提供借鑒依據，同時，對于提高軸承套圈滾道表面硬度也具有重要的參考價值。