外圓縱向磨削工藝對18CrNiMo7–6鋼表面完整性的影響＊

朱浩陽，郜 偉，張銀霞，王子樂，王 棟

（鄭州大學 機械與動力工程學院,抗疲勞制造技術河南省工程實驗室,鄭州 450001）

18CrNiMo7–6 是一種性能優越的滲碳淬硬鋼，其表面硬度高、耐磨性好，芯部韌性好，其作為齒輪材料被廣泛應用于重型汽車、礦山機械等高速重載領域[1-2]。而外圓縱向磨削工藝具有加工表面質量好、加工精度高、自銳性好等優點，常作為終加工工序應用[3]。但用其對齒輪材料進行磨削加工時，工件近表面層容易產生殘余拉應力，從而出現硬度降低、工件變形、表面產生裂紋等現象，會嚴重削弱零件的抗疲勞性能[4]。而工件的表面粗糙度、殘余應力、硬度及金相組織等是衡量其加工表面完整性的重要指標[5-6]。

MAMALIS 等[7]研究了淬硬鋼的CBN 砂輪外圓磨削，指出磨削工藝參數和砂輪的鋒利性均會影響其表面完整性。朱大虎[8]進行了TC4 鈦合金高速外圓磨削對工件表面粗糙度和殘余應力的影響研究，指出磨削速比對工件表面粗糙度影響較大，隨著砂輪線速度的增加，工件的軸向和切向殘余應力呈現上升趨勢。ICHIDA等[9]研究了加工表面在超高速（砂輪線速度＞200 m/s）磨削下的磨削機理，證明材料表面粗糙度隨砂輪線速度的增大而得到改善。王棟等[10]用樹脂CBN 砂輪在萬能工具磨床上進行18CrNiMo7–6 鋼的外圓縱向磨削，得到了其加工硬化層和殘余壓應力層，材料的抗疲勞性能得到提升。楊鑫等[11]指出采用陶瓷CBN 砂輪的高速外圓磨削工藝，可以在18CrNiMo7–6 鋼工件表層引入殘余壓應力，工藝參數對應力層深度與應力值的影響有較大差異。張銀霞等[12]分別使用燒結、電鍍金剛石滾輪和單顆粒金剛石筆修整剛玉砂輪，采用單因素試驗探究了不同修整參數對18CrNiMo7–6 鋼外圓橫向磨削工件殘余應力的影響，結果表明：在相同的修整參數和磨削狀況下，使用電鍍金剛石滾輪修整時的砂輪的磨削表面殘余壓應力值大于使用燒結金剛石滾輪修整時的。李國發等[13]研究了外圓縱向磨削表面粗糙度的預測模型，實驗和仿真結果表明：基于進化計算的BP 神經網絡可以克服單純使用BP 神經網絡易陷入局部極小值等問題，模型預測精度較高。

目前，有關18CrNiMo7–6 鋼的高速磨削及外圓橫向磨削的研究較多[11-12,14]，而有關18CrNiMo7–6 鋼的外圓縱向磨削加工表面完整性的研究較少。因此，基于剛玉砂輪采用單因素試驗，探究工件轉速nw、磨削深度ap和縱向進給速度vf等工藝參數對工件外圓縱向磨削加工表面粗糙度和表層殘余應力的影響規律。

1 試驗材料與方案

1.1 試驗材料及試樣

試驗材料為18CrNiMo7–6 合金鋼，其毛坯材料為鍛件，對毛坯依次進行線切割、粗車和精車加工，然后進行滲碳淬火處理，得到滲碳層深度為1.3～1.6 mm、表面硬度為62.8 HRC 的18CrNiMo7–6 合金鋼試樣，如圖1所示，其化學成分和力學性能如表1 和表2所示。將18CrNiMo7–6 合金鋼試樣進行去氧化皮處理，得到直徑為25 mm、長為165 mm 的待磨削試樣。

圖1 熱處理后試樣Fig.1 Sample after heat treatment

表1 18CrNiMo7–6 材料化學成分組成Tab.1 Chemical composition of 18CrNiMo7–6 material

表2 18CrNiMo7–6 鋼力學性能Tab.2 Mechanical properties of 18CrNiMo7–6 steel

1.2 試驗設備及條件

外圓縱向磨削試驗在上海機床廠生產的MKE1620A數控端面外圓磨床上進行，該機床砂輪主軸固定轉速為1 488 r/min，使用的砂輪為PA60L5V35 鉻剛玉砂輪，鉻剛玉粒度尺寸為250 μm，砂輪外徑為410 mm，孔徑為203 mm，寬度為30 mm，線速度為32 m/s，加工方式為濕式磨削。

試驗選取nw，ap和vf開展單因素試驗，工藝參數設置如表3所示。

表3 外圓磨削試驗單因素試驗參數Tab.3 Single factor test parameters of cylindrical grinding test

1.3 表面完整性檢測

用NPFLEX 三維表面形貌測量系統（Bruker Nano Inc）檢測加工后工件表面形貌和表面粗糙度，操作模式為垂直掃描，物鏡放大2.5 倍，目鏡放大1.0 倍，每組試樣測量3 個點取平均值。

用高速X 射線殘余應力分析儀（LXRD,Proto,Canada）檢測工件軸向和切向殘余應力，掃描方式為固定Ψ角法，選用Cr 靶和馬氏體{211}衍射晶面，每組試樣檢測3 個點取平均值。為了得到沿深度方向的殘余應力，使用Proto 8 818?V3 電解拋光機進行剖層[11]，表面剖層深度與腐蝕時間的關系如圖2所示，當腐蝕電壓為20 V 的情況下，剖層深度與腐蝕時間呈線性關系。

圖2 剖層深度與腐蝕時間關系Fig.2 Relationship between profile depth and corrosion time

2 結果與討論

2.1 工藝參數對表面粗糙度的影響

圖3 為表3 中1 號條件下工件表面粗糙度Ra隨nw的變化規律。從圖3 可以看出：隨著nw的增大，表面粗糙度Ra先減小，當nw為120 r/min 時，Ra達到最小值；之后隨著nw的增大，表面粗糙度Ra增大。這是因為磨削試驗為逆磨，在砂輪轉速不變的情況下，nw的提高使最大未變形磨屑厚度降低，單顆磨粒的切深減小，磨屑減薄，單顆磨粒的磨痕深度減小，所以Ra值有所減??；但nw的增大也會增加單位時間內的有效磨粒數，當達到一定值后，磨粒與工件表面接觸時會有更多的磨粒留下磨削軌跡；此外，nw的增大使得磨粒的磨削力增大，磨削時工件表面磨痕增大，因此，工件表面粗糙度Ra會隨nw的增大而增大。

圖3 工件轉速對工件表面粗糙度的影響Fig.3 Effect of workpiece speed on surface roughness

圖4 為當nw為100 r/min、vf為150 mm/min 時（表3 中條件2），磨削深度ap對表面粗糙度Ra的影響規律。從圖4 中可看到，隨著ap的增大，Ra先減小后增大。因為在ap較小時，砂輪與工件的接觸弧長較小，磨削中的產熱較少，磨削接觸區溫度較低，工件的軟化程度較輕，以脆性去除方式為主，因此，初期表面粗糙度Ra較大。隨著ap的增大，砂輪與工件的接觸弧長增大，磨削區熱量增多，使得工件塑性方式去除的程度增加，表面粗糙度Ra會隨著ap的增大而減小。但伴隨著ap的進一步增大，單個顆粒的未變形磨屑厚度變大，磨削力也隨之增大，工件表面磨削溝痕增大，從而使Ra增大。

圖4 磨削深度對工件表面粗糙度的影響Fig.4 Effect of grinding depth on surface roughness

圖5 為當nw為80 r/min，ap為20 μm 時（表3 中條件3），縱向進給速度vf對表面粗糙度Ra的影響規律。從圖5 中可看出：vf在低于210 mm/min 時，表面粗糙度Ra隨vf的增大而減小。這是因為vf的增大，磨削區域溫度會顯著升高，工件軟化作用明顯，塑性去除增多，導致表面粗糙度Ra減小。隨著vf進一步的增大，實際作用在工件單位面積上的磨粒減少，單顆粒未變形磨屑厚度增大，使得表面粗糙度Ra又增大。

圖5 縱向進給速度對表面粗糙度的影響Fig.5 Effect of longitudinal feed speed on surface roughness

2.2 工藝參數對表層殘余應力的影響

在進行磨削試驗前，原始鍛件在經過粗精加工和熱處理之后，工件原始殘余應力沿深度方向的分布如圖6所示。從圖6 中可看出：工件表面及內部均為殘余壓應力，工件內部的殘余壓應力穩定在?200 MPa附近。

圖6 工件原始殘余應力Fig.6 Original residual stress of the workpiece

表3 條件1 下的工件轉速nw對工件表面殘余應力的影響規律如圖7所示。從圖7 可以看出：nw在80～120 r/min 時，隨著nw的增大，X方向和Y方向的表面殘余應力值減小；nw超過120 r/min 后，工件表面殘余應力出現起伏；最大殘余壓應力發生在nw為120 r/min 時。這是因為隨著nw的增大，工件單位面積與砂輪的接觸時間縮短，熱源移動變快，冷卻效果顯著，有利于減少熱應力的影響，所以殘余應力向殘余壓應力轉化。但當nw增大到一定程度時，nw對熱應力分布的影響達到飽和，繼續增大nw對殘余應力的影響出現不規則變化。對比X方向和Y方向的表面殘余應力變化情況，可以看出X方向的變化相對Y方向的較平穩。X方向呈現壓應力狀態，Y方向多呈現拉應力狀態。

圖7 工件轉速對工件表面殘余應力的影響Fig.7 Effect of workpiece speed on the residual stress on the surface of the workpiece

工件轉速nw對表層殘余應力分布的影響如圖8所示。從圖8 可以看出：隨著距表面深度的增加，殘余拉應力作用逐漸增大，最大殘余拉應力出現在距表面10～20 μm 內；之后，隨著深度的進一步增加，殘余拉應力逐漸變為殘余壓應力，最終趨近穩定于?200 MPa。從圖8 中曲線逐漸平穩的位置可知，本組試驗的殘余應力影響層深度約為120 μm。X方向和Y方向的最大殘余拉應力表現出了一定的規律，隨著工件轉速的增大，最大殘余拉應力整體表現出減小的趨勢。這是因為較大的殘余拉應力多源自較大的磨削量帶來的熱效應以及磨削區工件表面出現的燒傷。

圖8 工件轉速對工件表層殘余應力的影響Fig.8 Effect of workpiece speed on the residual stress on the surface of the workpiece

表3 條件2 下的磨削深度ap對工件表面殘余應力的影響規律如圖9所示。隨著ap的增大，工件表面殘余應力中的拉應力作用增大，表面X方向和Y方向的殘余應力都表現出從壓應力到拉應力的轉變。當ap較小時，工件表面主要在機械力的作用下發生塑性流動和延展，里層金屬的彈性恢復變形受到已發生塑性變形表面的影響，所以表面產生殘余壓應力。但隨著ap的增大，磨削力和磨削熱都會顯著增加，殘余拉應力作用隨之增大并穩定在一定的區間。

圖9 磨削深度對工件表面殘余應力的影響Fig.9 Effect of grinding depth on the residual stress on the surface of the workpiece

磨削深度ap對表層殘余應力分布的影響如圖10所示。隨著ap的增大，工件表層X方向和Y方向的殘余應力變化趨勢相似。隨著距離表面深度的增加，殘余應力迅速轉變為較大的殘余拉應力，之后逐漸減小并趨近于原始工件內部的殘余壓應力。由于ap的增大，導致了磨削力和磨削熱的升高，熱因素作用占主導地位，使得工件表層的殘余拉應力增大。ap的增大使最大殘余拉應力的拐點所在深度略微增加，最大殘余拉應力值增大，殘余應力達到穩定值的深度也增大。

圖10 磨削深度對工件表層殘余應力的影響Fig.10 Effect of grinding depth on the residual stress on the surface of the workpiece

圖11 為表3 條件3 下縱向進給速度vf對表面殘余應力的影響規律。由圖11 可知：提高縱向進給速度vf，X方向和Y方向殘余應力在波動中整體表現為殘余壓應力逐漸減小并最終轉變為逐漸增大的殘余拉應力。這是因為vf的增大使單位時間內參與磨削的磨粒增多，磨削區域中磨粒和工件的擠壓和摩擦更加頻繁，磨削溫度升高，使得磨削熱增大，磨削區域塑性變形增大，比磨削能增大，從而轉變為較大的殘余拉應力。

圖11 縱向進給速度對工件表面殘余應力的影響Fig.11 Effect of longitudinal feed speed on the residual stress on the surface of the workpiece

由圖12 縱向進給速度對工件表層殘余應力的影響可以看出：vf對表層X方向和Y方向的殘余應力都帶來了比較明顯的且有一定規律的變化，2 個方向的變化具有一致性。從工件表面開始，隨著檢測深度的增加，殘余應力分布快速向著殘余拉應力的方向變化，在一定深度區間內，vf越大，殘余拉應力值越大，之后隨著距表面深度的增加，其逐漸減小并趨近于原始工件內部的殘余壓應力。這是因為vf的增大使磨削區溫度明顯增加，加劇了塑性變形的能力，熱應力作用更加顯著，加上不斷增大的磨削力作用，從而呈現較大的殘余拉應力。

圖12 縱向進給速度對工件表層殘余應力的影響Fig.12 Effect of longitudinal feed speed on the residual stress on the surface of the workpiece

3 結論

（1）18CrNiMo7–6 鋼外圓縱向磨削時，當ap為15 μm、vf為120 mm/min 時，工件表面粗糙度隨著nw的增大先減小后增大，表面和表層殘余應力沒有明顯規律；當nw為120 r/min 時，表面粗糙度值最小，同時表面殘余壓應力最大。

（2）當nw為100 r/min、vf為150 mm/min 時，隨著ap的增大，工件表面粗糙度先減小后增大，當ap為20 μm時，表面粗糙度值最小；表面殘余拉應力及表層最大殘余拉應力值也隨著ap的增大而增大。

（3）當nw為80 r/min，ap為20 μm 時，隨著vf的增大，工件表面粗糙度先減小后增大，當vf為210 mm/min時，表面粗糙度值最小；表面殘余拉應力及表層最大殘余拉應力值均隨著vf的增大而增大。