20CrMnTi磨削表面质量试验研究

刘 瑶, 李 睿, 赵亦东, 徐利军, 吴重军

(1. 中北大学 机械工程学院, 太原 030051) (2. 上海航天动力技术研究所, 上海201108) (3. 东华大学 机械工程学院, 上海 201600)

20CrMnTi渗碳处理后表面硬度高而芯部韧性强，广泛应用于齿轮和轴类等传动零件中。20CrMnTi精加工以磨削为主，但加工后经常发现裂纹和烧伤等缺陷[1-2]，影响零件的使用寿命和性能。

针对20CrMnTi的磨削过程中出现的问题，许多学者开展广泛研究。王龙等对20CrMnTi单颗磨粒划擦成屑机理[3-4]、磨削力[5-6]进行了系统地试验、仿真和建模研究，指出材料去除过程同时存在应变硬化、应变率强化以及热软化3类作用，并得出了磨粒特性、划擦速度、工件进给速率和磨削深度对划擦力的影响规律；王丽等[2]分析20CrMnTi磨削加工产生裂纹的原因并给出了解决磨削裂纹的措施；刘伟强等[7-8]分析了20CrMnTi磨削工艺对表面粗糙度的影响，给出了降低表面粗糙度的磨削工艺优化方案；GU等[9]研究单层钎焊CBN砂轮磨削20CrMnTi时的温度场，指出相同条件下CBN砂轮能够有效地降低磨削温度。

磨削裂纹和疲劳点蚀作为20CrMnTi零件的主要损伤形式主要由磨削热引起[10]。磨削热加热和冷却液冷却使20CrMnTi表面软化而易磨损以及产生残余应力和裂纹[11]，而针对磨削工艺对工件表面硬度和残余应力影响的研究并没有报道。

开展20CrMnTi的磨削试验，对磨削后的工件表面硬度、残余应力和亚表面的残余压应力分布进行测量，分析磨削工艺参数对上述指标的影响，给出不同磨削要求下的最优磨削工艺参数组合。

1 材料磨削去除机理分析

影响20CrMnTi磨削表面显微硬度和残余应力的主要因素为磨削温度回火软化和表面弹塑性形变强化[12]。磨削温度主要通过改变材料表面的显微组织来改变其硬度，同时使材料发生热胀冷缩而出现残余应力。形变强化主要通过材料的塑性流动实现，同时对表面产生挤压而影响残余应力。无论是磨削温度还是形变都与材料的微观去除过程直接相关。

图1给出了磨削中单颗磨粒去除材料的微观过程。图1中的粉红色区域表示磨粒去除的材料，去除后即为磨屑。磨粒作用于工件材料并将其去除需要经过3个阶段，各阶段的划分即定义可参考文献[13]。第1阶段是划擦阶段，此时磨粒与磨屑接触发生弹性变形，磨粒划过后工件表面恢复形变，此时未产生材料去除，仅产生摩擦热；第2阶段为耕犁阶段，此时磨粒挤压使磨屑发生塑性变形，此时也未产生材料去除，产生摩擦热和塑性变形强化；第3阶段为成屑阶段，此时磨粒去除材料，被去除的材料发生严重的塑性变形并生成大量的热，在成屑阶段磨屑的变形程度最大。各阶段的区分主要依据磨粒侵入工件的深度。划擦和耕犁阶段由于没有材料去除，此阶段的材料保留在工件上形成磨削表面。而成屑阶段的磨屑材料被去除，产生的变形热以热传导的方式传入到加工工件，对工件组织产生影响。

图1 磨削中材料的去除过程

根据文献[14]，单颗磨粒的最大未变形厚度agmax可由公式(1)获得:

(1)

将单颗磨粒去除的材料形状近似为四面体，则其体积为:

(2)

其中：aw为磨屑宽度，可表示为:

aw=agmaxtanθ

(3)

lc为磨屑的长度:

(4)

图2给出磨削参数变化对单颗磨粒去除材料的形状和体积的影响。如图2所示：在vw和ap不变的情况下，材料的去除率(即单位时间内单位砂轮宽度上去除的材料体积，由vw×ap表示)相同。增大vs，磨屑的最大未变形厚度agmax减小，磨屑变薄而长度不变，则单颗磨粒去除的材料的体积减小。保持vs和ap不变，随着vw的增大，磨屑的整体长度lc几乎不变，同时划擦和耕犁阶段的长度也等比例变长。保持vs和vw不变，增大ap，磨削过程在单位时间内去除的材料增多，由公式(1)可得单颗磨粒的agmax增大，划擦和耕犁阶段的长度减小。

2 试验装置及条件

试验采用的机床为MGKS1332/H高速外圆磨床。

图2 磨削工艺参数对成屑过程的影响

采用陶瓷结合剂CBN砂轮(D91 J1SC-23 V, Winter, Swiss)，磨粒大小约为91 μm，砂轮直径为400 mm，厚度为22 mm。砂轮使用前先用金刚石滚轮修整，修整时进给量为3 μm/r；砂轮和工件的速度比为0.8，方向相反。选用的20CrMnTi材料的机械性能如表1所示，材料经过淬火处理，表面硬度(HRC)为65。

表1 20CrMnTi材料性能

表2 试验参数设置

采用单因素法开展试验，分别考察vs、vw和ap对20CrMnTi的磨削表面洛氏硬度H、表面残余应力σs和亚表面残余应力σss的影响。表2给出了试验参数设置，试验分3大组，每组进行5小组参数试验。第1大组试验保持vw=0.418 m/s和ap=6 μm不变，将vs以15 m/s的增量从60 m/s增大至120 m/s，考察vs对H、σs和σss的影响；类似地，第2大组试验保持vs=90 m/s和ap=6 μm不变，研究vw以0.209 m/s的增量从0.209 m/s增大至1.405 m/s时的影响；第3大组试验保持vs=90 m/s和vw=0.418 m/s不变，考察ap以3 μm的增量从3 μm增大至15 μm过程中的影响。

考虑到后期还需要对亚表面进行化学抛光，同时为防止前面的试验结果影响后续试验结果，特别是残余应力的影响，每大组试验采用同1个工件，一共3个工件，每个工件事先被加工出5块待加工区域。如图3所示，不同的区域对应大组中不同的试验参数。

图3 工件设置

试验结束后，采用HBRVU-187.5布洛维光学硬度计进行表面洛氏硬度的测量；采用Proto-LXRD大功率残余应力测量仪(MG2000，Proto)测量工件表面残余应力；然后在工件圆柱表面对称选取几个点，采用Proto电解抛光机对表面抛光，测量工件表面的残余应力随深度的分布，并取其平均值为最终结果。

3 试验结果及分析

3.1 磨削工艺参数对表面硬度的影响

图4给出了采用表2的参数开展试验后测量的磨削工件表面洛氏硬度H。如图4a和4c所示，磨削后H随着vs和ap的增大而降低；如图4b所示，H随着vw的增大而升高。

如图4a所示，在第1大组试验(1-X，X=1，2，3，4，5)中，当vs从60 m/s增大至120 m/s时，提升了100%，磨削工件H(HRC)由58.3 降至56.7，下降约2.7%，两者间存在较强的线性关系，线性拟合后的公式为H=0.37vs+58.49(可决系数R2达0.93)。随着vs增大，磨屑受到的磨粒冲击变大，同时磨屑变薄且单颗磨粒去除的材料的体积V0减小，如图2所示，导致磨屑的挤压变形程度增大。即在高速下被去除的材料生成的磨屑更多，且变形更严重，将产生更大的变形热，磨削温度升高，使磨削表面出现高温回火而软化，洛氏硬度H降低。

如图4b所示，在第2组试验(2-X，X=1，2，3，4，5)中，当vw从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%。随着vw的增大，磨粒划擦和耕犁阶段的长度变长，已加工表面的变形强化程度增强，所以H随着vw的增大而升高。

如图4c所示，在第3组试验(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%。随着ap增大，划擦和耕犁阶段的长度减小，表面强化效应减弱。同时去除的材料增多，产生的变形能增多并产生更大热量，引起工件表面温度显著升高，使得工件表面出现回火而软化，因此H随ap增大而急剧降低。

需要指出的是，试验1-3、2-2和3-2采用的试验参数一样，而试验后测得的磨削后H(HRC)依次为57.4、55.4和54.6，该差异主要是由不同工件经过材料热处理后的硬度存在差异而引起。

3.2 磨削工艺参数对表面残余应力的影响

表面残余压应力能增强工件的耐腐蚀和抗疲劳特性，同时也有利于抑制微裂纹的产生和扩展[10]，而表面拉应力能促进裂纹的扩展，因此表面残余应力对零件质量有较大的影响。图5给出了磨削后的工件表面的纵向(σs0，沿工件纵向)和切向(σs90，沿工件切向)残余应力的大小。在所有磨削工艺参数条件下，工件表面的σs0和σs90均为压应力，该现象主要是磨削过程中磨粒负前角所决定的，导致工件材料被去除同时也受到挤压，这也是磨削工艺的一大优势。同时磨削过后的σs0均大于σs90(绝对值)，这是由于磨削过程中磨粒沿纵向切入并挤压前端材料时，材料受挤压后先在磨粒前端堆积，当堆积到一定的厚度后，材料会沿着磨粒的两侧流动，形成划痕两边的突起，同时来不及流动到两侧的材料则被去除[3]。由此可见，切向残余应力是由工件材料塑性流动形成的，并未达到材料的压缩破坏极限，而纵向残余应力由材料去除后形成，已达到材料的压缩破坏极限，所以纵向的压应力更大。

如图5a所示：在vw和ap不变的情况下，增大vs，工件表面的σs0和σs90残余应力均先减小后增大。当vs由60 m/s增大至75 m/s时，工件表面的σs0和σs90分别由-460 MPa和-242 MPa降低为-738MPa和-571 MPa；而后随着vs进一步增大至120 m/s，σs0和σs90残余应力上升为-498 MPa和-275 MPa。

如图5b所示：在vs和ap不变的情况下，增大vw，工件表面的σs0和σs90均减小。工件表面的残余应力由0.209 m/s时的-397 MPa和-201 MPa下降到1.045 m/s时的-458 MPa和-390 MPa。vw较大时(大于0.627 m/s后)，工件表面的残余应力逐渐趋于平稳。由于vw的增大，划擦和耕犁阶段的长度延长，工件表面受磨粒挤压的程度增强，压应力增强。由于划擦和耕犁阶段的长度也正比于vw的1/2次方(见公式1)，所以显著增大vw后表面残余应力的值会趋于平缓。

如图5c所示：在vs和vw不变的情况下，增大ap，工件表面的σs0和σs90均增大。当ap从3 μm增大到15 μm后，σs0和σs90应力分别由-589 MPa和-460 MPa增大到-368 MPa和-245 MPa。随着ap增大，划擦和耕犁长度变短，σs0和σs90均减小。

3.4 磨削工艺参数对亚表面残余应力分布的影响

除了σs以外，σss对于抗疲劳性能也特别重要。图6给出了vw=0.418 m/s、ap=6 μm 和vs=60 m/s以及120 m/s时，工件σss沿工件深度h方向的分布。亚表面纵向残余应力σss0分布和切向残余应力σss90分布如图6所示。在h约14 μm以内的亚表面，残余应力为压应力，且应力值随着亚表面距离表面深度的增大而增大。当亚表面的深度大于14 μm后，σss0表现为拉应力，且先增大后减小，最后在深度约为60 μm时趋于0。当砂轮速度vs增大到120 m/s后，工件表面和亚表面的应力分布趋势与60 m/s时相似，但应力值增大(图6b)。对于磨削后的工件，表面压应力减小和亚表面拉应力增大均是不利的，所以相同vw和ap情况下，低vs情况下获得的工件的残余应力分布更有利。

图7给出了相同vs和ap条件下，vw变化对σss的影响。从图7中可以看出：不同的工艺参数情况下，随着h的增加，工件亚表面的纵向和切向残余应力均由压应力逐渐转变为拉应力并最后趋于0；vw较大时，产生的磨削工件表面残余应力更有利，即表面压应力更大而亚表面拉应力更小。

图8给出了相同vs和vw条件下，ap变化对亚表面残余应力的影响。σss0和σss90的变化趋势与图6和图7相似。ap更小时产生的表面压应力更大而亚表面拉应力更小，这样更有利。

亚表面残余应力的大小主要受加工热和工件表面受到的挤压程度影响[15]。磨削过程产生大量的热量使磨削工件表面受热膨胀。磨削过后工件逐渐冷却，由于工件表面的冷却条件较好(冷却液和空气的热对流)，所以工件表面先冷却收缩。而距离表面一定深度的亚表面冷却条件较表面差，所以冷却较慢，导致表面冷却缩小后亚表面依然未全部冷却。随着时间的推移，亚表面逐渐冷却并有体积缩小的趋势，但表面已经冷却而无法发生形变，从而阻碍亚表面材料的收缩，所以导致亚表面受拉而表面受压，出现表面为压应力，而亚表面为拉应力的情况。随着亚表面深度的增加，磨削热的影响变小，残余拉应力也减小并逐渐趋于原始材料特性(本试验使用的20CrMnTi的原始残余应力为0)。残余应力首次为0所对应的亚表面深度就是磨削加工的热影响区。磨削热越大，磨削温度越高，亚表面的热影响区越深。同时磨削加工过程中大的磨粒负前角对磨削表面的挤压也会在表面形成压应力。

随着vs增大，去除材料的变形能增加，磨削热增加，磨削温度升高，所以高速下的表面残余应力值较小而亚表面拉应力更大。随着vw或者ap增大，材料的去除效率增加，单位时间内的产热也必然增加，磨削温度上升，使得亚表面的拉应力增大。采用小vs，大vw，小ap的加工工艺，在相同亚表面深度情况下可以获得更大的压应力或者更小的拉应力。

4 结论

(1)表面硬度随vs和ap增大而减小，随vw增大而增大，ap影响最大，vw次之，vs最小。

(2)磨削后工件表面表现为残余压应力，压应力的大小(绝对值)随vw增大而增大，随ap增大而减小，随vs增大呈现波动。

(3)磨削后工件σss随着深度增加逐渐由压应力转变为拉应力最后趋于0，在低vs和较小的ap时，在相同亚表面深度情况下可以获得更大的压应力或者更小的拉应力。在本试验所讨论的参数范围内，获得最佳磨削表面质量的参数为vs=60 m/s，vw=1.045 m/s，ap=3 μm。