磨削燒傷對超聲波聲速變化影響的實驗研究

毛漢穎 付俊程 劉玉琨 鄒志強

摘 要：磨削燒傷會顯著影響零件的使用性能，檢測磨削燒傷對確保零件安全使用具有重要意義。超聲波聲速已被應用于檢測金屬晶粒尺寸、殘余應力和金屬熱處理狀態(tài)等方面，其能否用于檢測磨削燒傷程度倍受關注。本文搭建了臨界折射縱波（critical refraction longitudinal wave，簡稱LCR波）聲速檢測系統(tǒng)，對不同磨削燒傷程度的45#鋼試件進行超聲波聲速測量，實驗結果表明：超聲波聲速對磨削燒傷不敏感，對于不同燒傷程度的45#鋼試件，超聲波聲速僅有較小變化。根據(jù)材料金相組織、殘余應力、晶粒大小等因素對超聲波聲速影響機理進行分析，由于各影響因素對超聲波聲速變化具有綜合影響，超聲波聲速不隨不同燒傷程度敏感變化，不能靈敏地檢測磨削燒傷。

關鍵詞：磨削燒傷；超聲波聲速；臨界折射縱波（LCR波）；金相組織

中圖分類號：TG580.6 DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2023.01.010

0 引言

磨削是一種應用廣泛的機械加工工藝，用于去除零件表面多余材料使其達到高精度的尺寸要求和規(guī)定的粗糙度。金屬零件由于磨削溫度控制不合理，容易發(fā)生磨削燒傷[1]。磨削加工過程中磨具高速旋轉(zhuǎn)并與金屬零件表面接觸，產(chǎn)生大量磨削熱，接觸區(qū)最高溫度可達到1 000 ℃。對于金屬材料，磨削引起的瞬間高溫對零件表面產(chǎn)生了熱處理現(xiàn)象，導致材料表面發(fā)生軟化、金相改變等現(xiàn)象[2-3]。磨削燒傷對金屬零件帶來諸多不利影響，由于磨削燒傷改變了零件表面的金相組織，將影響材料表面的強度、硬度、韌性、脆性等機械性能，同時材料內(nèi)部產(chǎn)生殘余應力[4]，影響零件的使用壽命。因此，磨削燒傷的檢測對確保零件的安全使用非常重要。

目前工業(yè)應用中常用的磨削燒傷檢測法主要為硬度法和金相法，這些方法是有損檢測，有很大的局限性。在無損檢測方面，常用特征識別方法進行故障診斷[5]。目前針對磨削燒傷的檢測提出了渦流檢測法[6]、巴克豪森噪聲檢測法[7]和聲發(fā)射檢測法[8]等方法，但是這些方法存在結果易受干擾、未形成統(tǒng)一檢測標準等不足，仍需進一步完善。超聲波的聲速作為一種表征介質(zhì)特征的物理量，可用于材料缺陷的無損評價。目前超聲波聲速已被應用于檢測金屬疲勞[9]、晶粒尺寸[10]、殘余應力[11]、金屬熱處理狀態(tài)[12]、顯微組織[13]等方面，但是，對金屬材料磨削燒傷現(xiàn)象的超聲波聲速特性研究較少。本文提出了臨界折射縱波（critical refraction longitudinal wave，簡稱LCR波）檢測模型，對不同燒傷程度的45#鋼試件進行超聲波聲速實驗，分析了45#鋼在磨削燒傷時的聲速特征和聲速變化原因，研究磨削燒傷對超聲波聲速變化的影響，探討聲速檢測磨削燒傷的可行性。

1 試件制備

1.1 磨削實驗

磨削實驗以常用的45#鋼材料為研究對象，試件尺寸為：230 mm×40 mm×10 mm。準備了10個未經(jīng)熱處理的45#鋼原始試件（標記為：A1—A10）和10個經(jīng)過熱處理的45#鋼試件（標記為：B1—B10），試件B1—B10進行淬火和回火處理，熱處理工藝為：800 °C淬火，鹽水冷卻并在300 °C回火4 h。磨削實驗在臥式M7130G/F平面磨床上進行，該磨床配備了直徑為350 mm的氧化鋁砂輪，砂輪線速度vs為30 m/s，磨削過程采用干磨加工方式，磨削時工件速度vw可通過無級調(diào)速系統(tǒng)進行調(diào)節(jié)。

砂輪與工件之間的大量磨削熱會使試件產(chǎn)生磨削燒傷。本實驗通過改變磨削深度ap、工件速度vw和橫向進給量fa的方式，制備不同程度磨削燒傷的試件。磨削實驗各參數(shù)如圖1所示。對試件A1和B1僅進行精磨處理以去除氧化膜，試件A2—A7和B2—B7進行往復磨削，試件A8—A10和B8—B10進行單次磨削，磨削參數(shù)設置如表1所示。

圖2為試件經(jīng)過磨削實驗后的典型外觀形貌，對經(jīng)過試件磨削表面的外觀特征進行歸納，可分為4種典型的外觀。圖2（a）為精磨試件A1和B1的外觀，此時試件表面光滑，未出現(xiàn)磨削加工痕跡。圖2（b）為試件A2—A4、B2—B4的表面狀態(tài)，此時試件表面出現(xiàn)輕微的加工痕跡。隨著磨削參數(shù)設置值的增大，試件表面加工痕跡越來越明顯。圖2（c）為試件A5—A7、B5—B7的表面狀態(tài)，試件表面可觀察到嚴重的加工痕跡。圖2（d）為試件A8—A10和B8—B10的表面狀態(tài)，由于單次研磨，大量的磨削熱作用于試件表面，表面整體呈深色。

1.2 金相組織分析及磨削燒傷程度分級

為了準確地判斷試件狀態(tài)，對試件進行金相組織分析，并對試件進行磨削燒傷分級，以便于后續(xù)的超聲波聲速檢測實驗結果分析。對試件進行切割取樣，用金相拋光機拋光每個試件的橫截面，并用4%硝酸酒精溶液腐蝕，最后使用金相顯微鏡觀察，以50倍放大倍率觀察橫截面2 mm深度內(nèi)的燒傷層。

對試件橫截面金相組織進行歸納，可分為3種典型的金相組成。圖3（a）—圖3（c）為原始45#鋼磨削試件橫截面中3種典型的金相組織，其中試件的基體組織為鐵素體和珠光體。圖3（a）為試件A1—A4橫截面的典型的金相組織，此時金相組織沒有發(fā)生明顯變化，仍為鐵素體和珠光體，試件A2—A4的近表面A層中的鐵素體、珠光體分布更加均勻，鐵素體少量增加。圖3（b）為試件A5—A7橫截面的金相組織，此時表面出現(xiàn)2種金相組織，試件發(fā)生回火燒傷，基體組織仍為鐵素體和珠光體，而近表面B層中鐵素體呈網(wǎng)狀，并且回火索氏體開始逐漸形成。圖3（c）為試件A8—A10橫截面的金相組織，此時出現(xiàn)了3種金相組織，近表面的C層發(fā)生了脫碳現(xiàn)象，形成了少量馬氏體和大量鐵素體組織，中間D層出現(xiàn)大量回火索氏體。

圖4（a）—圖4（c）為熱處理后45#鋼磨削試件橫截面中的3種典型的金相組織，其中試件的基體組織為回火馬氏體、碳化物和先共析鐵素體。圖4（a）為試件B1—B4橫截面金相組織，此時材料中金相組織未發(fā)生改變，近表面A層中的鐵素體含量略微增大，部分碳化物分解。圖4（b）為試件B5—B7橫截面金相組織，此時出現(xiàn)了2種金相組織，其中近表面B層中出現(xiàn)回火馬氏體。圖4（c）為試件B8—B10橫截面金相組織，此時出現(xiàn)了3種組織，近表面的C層中形成大量粗大的過熱馬氏體，中間D層中為回火索氏體。

金相組織觀察結果表明，試件A1—A4和B1—B4中金相組織并未發(fā)生明顯變化，對材料性能影響很小，因此試件A1—A4和B1—B4未發(fā)生磨削燒傷；試件A5—A7和B5—B7中出現(xiàn)了2種金相組織，其中網(wǎng)狀鐵素體會降低材料的強度和塑性，粗大的回火馬氏體會導致材料表面脆性增加，因此定義試件A5—A7和B5—B7發(fā)生燒傷；試件A8—A10和B8—B10出現(xiàn)了3種不同金相組織，其中脫碳會導致材料強度下降并軟化，而過熱淬火導致的粗大馬氏體會增大材料開裂傾向，因此定義材料A8—A10和B8—B10發(fā)生嚴重燒傷。

2 超聲波聲速檢測實驗

2.1 LCR波檢測模型

磨削燒傷導致材料表面2 mm深度內(nèi)發(fā)生金相組織改變，為了使超聲波盡量穿越更多的燒傷層組織和較少的基體組織，提高檢測分辨率，提出沿表面?zhèn)鞑サ腖CR波檢測模型。當超聲波以一定的角度從材料A傳播到材料B時會發(fā)生反射和折射。根據(jù)Snell定律，折射角與超聲波在介質(zhì)中的傳播速度有關。入射縱波、折射縱波和折射橫波之間的關系式為：

[sinαc1L=sinβLc2L=sinβSc2S]. （1）

式中：α為入射角；βL為縱波折射角；βS為橫波折射角；c1L為縱波在材料A中的傳播速度；c2L為縱波在材料B中的傳播速度；c2S為橫波在材料B中的傳播速度。LCR波在縱波折射角為90°時產(chǎn)生，沿試件表面?zhèn)鞑ァ？v波在有機玻璃楔塊和低碳鋼中的傳播速度依次為2.7 km/s和5.9 km/s，根據(jù)式（1），入射角度設定為27°，LCR波聲速檢測模型如圖5所示。

2.2 超聲波聲速檢測方法

超聲波聲速檢測主要基于傳播距離與傳播時間比值進行計算。對未磨削試件A1和B1進行透射檢測，其計算結果作為原始試件中的超聲波聲速。為了避免傳播距離檢測帶來的誤差，在LCR波檢測模型中采用《材料超聲速度測量方法》（GB/T 23900—2009）[14]中的聲速比值法進行全部試件聲速計算，檢測過程中將探頭靠在一起保證間距恒定為0，則縱波的速度比和傳播的時間比呈倒數(shù)關系，測量試件中聲波傳播時間即可根據(jù)式（2）計算出聲速。

[vtv1=t1t]. （2）

式中：vt為各試件磨削后的超聲波聲速；v1為通過透射法在試件A1和B1中測得的超聲波聲速；t1為通過LCR波在試件A1和B1中超聲波傳播時間；t為LCR模型中各磨削試件中超聲波聲速測量值。超聲波由RITEC RAM-5000-SNAP非線性高能超聲測試系統(tǒng)激勵，經(jīng)過50 Ω負載、低通濾波器和可變角度傳感器。可變角度傳感器中心頻率為2.5 MHz，可以對超聲入射角從0°到90°進行調(diào)節(jié)，其壓電晶片尺寸為15 mm×10 mm。在實驗過程中，RITEC RAM-5000-SNAP非線性超聲系統(tǒng)產(chǎn)生具有5個周期的正弦脈沖，頻率為2.5 MHz。為保證測試精度，在試件表面進行多次測試并取平均值。

2.3 超聲波聲速實驗結果

超聲波聲速實驗結果如圖6所示，原始45#鋼在正常狀態(tài)下聲速略微升高，最大漲幅為18 m/s；在磨削燒傷發(fā)生時，試件聲速降低了5 m/s，最大降低10 m/s；當發(fā)生嚴重燒傷時聲速突然上升，聲速高于試件A1—A7 40 m/s以上。熱處理45#鋼在正常狀態(tài)下聲速最高上升23 m/s；而在磨削燒傷狀態(tài)時明顯升高，漲幅最高可達75 m/s；在嚴重燒傷時聲速略微減低，最大降幅為7 m/s。聲速的檢測誤差主要來源于耦合劑厚度影響、機器響應延遲和時間讀取誤差。

3 實驗結果分析

3.1 磨削燒傷的聲速變化分析

3.1.1 金相變化影響

當介質(zhì)尺寸遠大于波長時，可視為無限大介質(zhì)。當介質(zhì)中不存在應力時，縱波聲速為：

[CL=E1-ξρ01+ξ1-2ξ]. （3）

式中：E為材料的彈性模量；ρ0為材料的密度；ξ為材料的泊松比。由式（3）可知，聲速與介質(zhì)的密度、泊松比和彈性模量有關，而材料的密度和泊松比基本不變，主要通過彈性模量E分析聲速變化。彈性模量E受到鍵合方式和晶體結構影響，E值可反映聲波傳播質(zhì)點位移大小，質(zhì)點位移越小，聲速CL越低。

當45#鋼發(fā)生淬火燒傷時，表面生成一層淬火馬氏體。淬火馬氏體是碳溶于α-Fe中所形成的過飽和固溶體，碳原子分布在體心立方的扁八面體中心，使晶體點陣產(chǎn)生嚴重畸變，降低了原子之間的結合力，因此彈性模量變低，導致聲速下降；同時馬氏體中存在大量位錯，位錯的阻尼效應也會降低聲速。

在淬火燒傷材料的中間層和回火燒傷表面層中分布著各種回火組織，如回火馬氏體、回火索氏體等。回火過程中馬氏體中的碳原子從富集區(qū)析出，轉(zhuǎn)變?yōu)樘蓟铩４藭r馬氏體的正方度隨碳含量不斷減少而下降，引起點陣畸變程度降低，使得彈性模量E不斷升高，導致CL升高。

未經(jīng)熱處理的45#鋼在正常狀態(tài)下，其組織為珠光體類組織，與淬火馬氏體組織相比，點陣畸變程度較小，彈性模量E相對較大，聲速CL較高。而且組織中鐵素體含量越高，珠光體片層尺寸越小，聲速CL越高[15]。

3.1.2 殘余應力影響

聲彈性理論是基于有限變形連續(xù)介質(zhì)力學，研究彈性固體應力狀態(tài)與彈性波聲速之間的關系。當固體為各向同性時，在笛卡爾坐標系下，沿應力方向傳播的縱波對應力最敏感[16]，該方向下應力與聲速的關系為：

[ρ0C2L=λ+2μ+σ3λ+2μλ+μμ4λ+10μ+4m+λ+2l] .

（4）

式中：λ、μ為固體的二階彈性系數(shù)；l、m為三階彈性常數(shù)；σ為施加的單向應力。

磨削過程中熱態(tài)塑性變形引起的殘余應力如圖7（a）所示，切削時零件表面在切削熱作用下產(chǎn)生熱膨脹，溫度下降時，已產(chǎn)生熱塑性變形的表層收縮，產(chǎn)生殘余拉應力。冷態(tài)塑性變形引起的殘余應力如圖7（b）所示，表面產(chǎn)生的殘余應力方向與熱態(tài)塑性變形時相反，磨削時刀具去除金屬材料，由于后刀面的擠壓和摩擦，表面層發(fā)生伸長，而伸長變形受基體金屬的限制，在表面層產(chǎn)生了殘余拉應力。磨削燒傷導致的金相組織變化同樣引起表面產(chǎn)生殘余應力。馬氏體組織密度較低而珠光體組織密度較高，馬氏體向珠光體轉(zhuǎn)變時密度增大而體積減小，產(chǎn)生殘余拉應力；相反，珠光體向馬氏體轉(zhuǎn)變時產(chǎn)生殘余壓應力。

LCR波在材料表面的傳播方向與殘余應力方向平行，該檢測模型下聲速對殘余應力十分敏感，并且殘余應力會引起聲速的降低[10]。機械加工后在表面的殘余應力是熱態(tài)塑性變形、冷態(tài)塑性變形和金相組織變化三方面綜合的結果。

3.1.3 晶粒大小影響

磨削過程中的磨削熱會引起材料表面組織發(fā)生相變，改變晶粒大小。材料的晶粒大小影響晶界處的彈性模量，由式（3）可知，彈性模量會引起聲速變化。目前已有許多關于聲速評價晶粒大小的研究[17-18]。雷洋等[10]發(fā)現(xiàn)2219鋁合金晶粒尺寸和超聲波聲速存在線性衰減關系。崔東等[15]發(fā)現(xiàn)晶粒尺寸越大，聲速越小。

3.2 聲速測量結果分析

磨削燒傷導致的聲速變化是金相變化、殘余應力和晶粒尺寸的綜合結果，其中，殘余應力是熱塑性變形、冷塑性變形和金相變化的綜合結果。由于熱塑性變形和冷塑性變形引起的表面殘余應力方向相反，磨削后產(chǎn)生的殘余應力情況比較復雜。為了分析金相變化和晶粒尺寸引起的聲速變化，將測得聲速進行歸一化，計算方法為：（各試件聲速-未磨削加工試件聲速）/原始試件聲速。根據(jù)《金屬平均晶粒度測量方法》（GB/T 6394—2017）[19]測量珠光體組織的平均直徑，并利用ImageJ軟件計算部分金相組織占比，分析歸一化相對聲速與其他影響因素的關系。

原始狀態(tài)下45#鋼的試件A1—A4處于正常狀態(tài)，還未發(fā)生金相轉(zhuǎn)變，表2為各試件晶粒大小和珠光體含量的統(tǒng)計數(shù)據(jù)。此時試件表面中的鐵素體-珠光體組織晶粒比未磨削時小，并且鐵素體含量逐漸增加，這2種因素均能導致聲速上升，試件A4中聲速變化率降低可能是受到了殘余應力的影響。試件A5—A7發(fā)生燒傷時，表面形成燒傷層，表3為鐵素體含量和燒傷層深度變化。圖8（a）為試件A5—A7表面層放大1 000倍時的金相組織圖，其中鐵素體含量繼續(xù)減少，并且逐漸形成回火索氏體。鐵素體含量減少會引起聲速降低，而回火組織能夠使聲速升高，在2種因素綜合作用下，聲速從試件A5開始逐漸下降，隨著燒傷層深度增加，聲速下降趨勢更加明顯。試件A8—A10發(fā)生嚴重燒傷，表4是各試件中的淬火馬氏體含量和燒傷層深度。圖8（b）和圖8（c）分別為試件A8—A10表面層和中間層放大1 000倍的金相組織圖。雖然包含淬火馬氏體的燒傷層深度不斷增加，然而脫碳現(xiàn)象使表面層含有大量鐵素體，脫碳現(xiàn)象如圖8（b）所示，淬火馬氏體含量明顯下降，并且中間層產(chǎn)生大量回火屈氏體，在各試件中占比均接近90％，在這3種現(xiàn)象的綜合影響下，聲速略微升高。

熱處理狀態(tài)下的45#鋼的試件B1—B4處于正常狀態(tài)，表5是試件表面中鐵素體含量的變化情況，此時鐵素體含量明顯上升，由于殘余應力和碳化物的分解會引起聲速降低，在綜合因素作用下聲速僅略微升高。表6是其余試件的燒傷層深度情況。圖9（a）為試件B5—B7中放大1 000倍時的金相組織圖，此時試件處于磨削燒傷狀態(tài)，材料表面產(chǎn)生了大量回火馬氏體，隨著燒傷層深度的增加，聲速明顯上升。圖9（b）為試件B8—B10表面層放大1 000倍時的金相組織圖，此時試件處于嚴重燒傷狀態(tài)，表面發(fā)生二次淬火，產(chǎn)生晶粒粗大的淬火馬氏體，聲速有降低趨勢。圖9（c）為試件B8—B10中間層放大1 000倍時的金相組織圖，其中包含大量回火索氏體，聲速有上升趨勢。由于回火層深度逐漸減少，二次淬火層深度逐漸增加，聲速在綜合因素影響下降低。

4 結論

本文基于LCR檢測模型，對磨削燒傷的45#鋼試件進行了聲速檢測。在正常狀態(tài)、磨削燒傷和嚴重燒傷3個階段，未經(jīng)熱處理的45#鋼試件聲速變化分別表現(xiàn)為微小上升、略微下降和明顯上升，熱處理狀態(tài)下的45#鋼試件聲速變化分別表現(xiàn)為微小上升、明顯上升和明顯下降。引起這些變化的原因是金相變化、殘余應力和晶粒尺寸的綜合結果，結合所提出的3個因素和聲速變化率，分析了聲速變化與這3個因素的關系。結果表明超聲波聲速對不同程度磨削燒傷存在變化，但變化微小且沒有明顯的規(guī)律性，無法對零件的磨削燒傷現(xiàn)象進行準確判斷，該方法不適用于檢測金屬材料磨削燒傷。

參考文獻

[1] KOVACH J A，MALKIN S. Thermally induced grinding damage in superalloy materials[J].CIRP Annals-Manufacturing Technology，1988，37（1）：309-313.

[2] 溫宗胤，馮樹強.加熱區(qū)金屬組織變化與加熱切削深度的關系[J].廣西工學院學報，1997，8（3）：59-62.

[3] 韓俊，孫有平，林峰，等.熱處理對2524鋁合金顯微組織及力學性能影響[J].廣西科技大學學報，2014，25（3）：6-9.

[4] ITO R，AZUMA T，KASUGA T，et al. Development of non-destructive inspection system for grinding burn-an application of the grinding burn detecting technique to evaluate residual stress [J]. Advanced Materials Research，2013，797：307-312.

[5] 陸建湖，黃文，毛漢領.機械設備振動監(jiān)測與故障診斷的發(fā)展與展望[J].廣西工學院學報，1998，9（4）：69-73.

[6] HOU H S，JIAO C F，ZHANG E G，et al. Detection of cam grinding burns using the eddy current method[J]. Insight，2019，61（6）：337-340.

[7] 苑會娟，付劍，李洪梅，等.基于巴克豪森效應的無損檢測技術應用現(xiàn)狀[J].計量學報，2016，37（1）：75-78.

[8] GAO Z Y，LIN J，WANG X F，et al. Grinding burn detection based on cross wavelet and wavelet coherence analysis by acoustic emission signal[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering，2019，32（4）：104-113.

[9] KENDERIAN S，BERNDT T P，GREEN R E，et al. Ultrasonic monitoring of dislocations during fatigue of pearlitic rail steel[J]. Materials Science and Engineering A-Structural Materials Properties Microstructure and Processing，2003，348（1-2）：90-99.

[10] 雷洋，龔海.超聲無損評價2219鋁合金晶粒尺寸[J].熱加工工藝，2019，48（19）：65-69.

[11] 路浩，劉雪松，楊建國，等.低碳鋼雙絲焊平板橫向殘余應力超聲波法測量[J].焊接學報，2008，29（5）：30-32，114.

[12] 鄔亞華.45#鋼熱處理狀態(tài)對超聲縱波聲速的影響[J].硅谷，2011（12）：40-41.

[13] 林莉.合金鋼顯微組織超聲無損表征研究[D].大連：大連理工大學，2003.

[14] 全國無損檢測標準化技術委員會.材料超聲速度測量方法：GB/T 23900—2009[S].北京：中國標準出版社，2009.

[15] 崔東，賀西平，劉小榮，等.金屬材料內(nèi)應力、鐵素體含量和晶粒尺寸對聲速的影響[J].陜西師范大學學報（自然科學版），2016，44（1）：24-28.

[16] 宋文濤，徐春廣.超聲法的殘余應力場無損檢測與表征[J].機械設計與制造，2015（10）：9-12，17.

[17] 吳偉，張顏艷，張士晶，等.超聲聲速無損評定304不銹鋼晶粒尺寸[J].金屬熱處理，2010，35（7）：94-97.

[18] 陳建忠，史耀武.低碳鋼晶粒尺寸的超聲無損評價技術[J].無損檢測，2002，24（9）：391-394.

[19] 全國鋼標準化技術委員會.金屬平均晶粒度測量方法：GB/T 6394—2017[S].北京：中國標準出版社，2017.

Experimental study on the influence of grinding burn

on the change of ultrasonic velocity

MAO Hanying， FU Juncheng， LIU Yukun， ZOU Zhiqiang

（School of Mechanical and Automotive Engineering，

Guangxi University of Science and Technology， Liuzhou 545616， China）

Abstract： The performance of materials is significantly affected by grinding burn. So the inspection of grinding burn is of great significance to ensure the use safety of materials. As ultrasonic velocity has been used to detect the grain size， residual stress and heat treatment state of metal， whether it can be used to detect the degree of grinding burn has attracted much attention. In this paper， a critical refraction longitudinal wave（LCR wave for short） wave detection system was established to measure the ultrasonic velocity of 45# steel specimens with various grinding burn degrees. The results show that the ultrasonic velocity was not sensitive to grinding burn， and there was only little rate of change in ultrasonic velocity for 45# steel specimens with various burn degrees. The change mechanism of ultrasonic velocity was analyzed according to metallographic structure， residual stress and grain size. Therefore， ?influenced by various factors， ultrasonic sound velocity can not be sensitive to different burn degrees and can not sensitively detect grinding burns.

Key words： grinding burn; ultrasonic velocity; critical refraction longitudinal wave（LCR wave）; metallographic structure

（責任編輯：黎 婭、于艷霞）