2017, Vol. 38
2.辽宁科技学院 机械工程学院， 辽宁 本溪 117004;
3.新疆工程学院 机械工程系， 新疆 乌鲁木齐 830091
School of Mechanical Engineering, Liaoning Institute of Science and Technology, Benxi 117004, China;
3.Department of Mechanical Engineering, Xinjiang Institute of Engineering, Urumqi 830091, China
磨削工艺中，磨削热量一般被认为对零件表面质量不利，需要冷却剂或设置合理磨削条件抑制其造成的表面热损伤. Brinksmeier等对回火态AISI4140钢(对应中国的40CrMnMo钢)进行平面磨削试验，提出把磨削和热处理两种加工工艺集成在一起的磨削淬硬技术(grinding hardening,GH)，验证了利用磨削热使表面形成马氏体和碳化物为基本组织的淬硬强化层在实际生产中的可行性[1-3].此后，各国学者对零件表面磨削淬硬加工技术展开研究，例如澳大利亚的Zarudi通过对AISI4140钢的磨削试验，验证了冷却方式、应力状态、位错密度及微粒尺寸几个因素对表面硬化层相变动力学特征、亚表面层结构具有显著影响[4-5].
磨削过程中产生表面强化的关键因素是磨削热造成的相变(主导因素)和加工硬化，但磨削深度过大、工件进给速度过快会导致单位时间内工件吸收更多的磨削热，加剧残余拉应力及磨削烧伤，二者均不利于零件表面完整性指标.因此磨削淬硬技术中的热量控制和表面残余应力表现形式至关重要. 磨削热量控制方面，文献[6-7]已证实在一定范围内控制切深能有效抑制磨削热量的释放；表面残余应力控制方面：已证明预应力磨削(pre-stressed grinding,PSG)技术能够获得有利于疲劳寿命及抗化学腐蚀能力提高的残余压应力[8]；修世超等又提出一种施加一定预应力的淬硬磨削(pre-stressed hardening grinding,PSHG)复合加工技术[6]，把残余应力的性态调整也集成在磨削淬硬加工过程，在对45#钢试件进行的GH和PSHG加工试验的结果表明：预应力控制在100 MPa以下，对宏观形貌三维几何尺寸相差不太大的非薄壁型或狭长条形零件变形无显著影响，其作用更多是改变和控制表面残余应力特征，使同层马氏体组织更细化，小切深加工条件下一定程度上对磨削烧伤有抑制作用，证明PSHG技术可作为表面热处理的有益补充.
但切深与预应力两个控制因素的结合，尤其连贯磨削淬硬加工工艺的表面硬化层试验评估，尚有值得探讨的问题，例如刘菊东等验证了大梯度温度场和机械应力场耦合作用下，40Cr工件表层在马氏体形核发育的同时抑制晶粒增大，工件表层—纵深向淬硬表面强化层呈“细—略粗—细”态分布的针状马氏体相[9].但切深较小、磨削热受抑制的情况下，加工应力对硬化层金相组织形貌影响的准确描述仍有待研究，尤其在工件主动施加预应力后，磨削温度场与机械加工应力场的耦合关系还会进一步复杂化.为分析在预应力加载条件下小切深磨削加工硬化层影响因素，以PSHG复合加工方法进行预应力加载条件下的表面硬化过程的PSHG试验研究.
1 试样制备与试验方法 1.1 试验条件预应力淬硬磨削加工过程如图 1所示，通过转动专用夹具后部的螺杆，施加预紧力矩获得预应力，预应力大小可依螺栓紧固应力公式计算得到[10].
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图 1 试件与试验系统 Fig.1 Workpiece & experiment system |
试验设备及试件信息如表 1所示.
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表 1 试验设备及试件 Table 1 Equipment and workpiece of test |
因磨削深度和工件进给速度是显著影响表面磨削热量和加工硬化程度的因素，故以这两个参数为变量，在不同转矩，即不同预应力加载条件下完成淬硬磨削试验，测试方案如表 2所示.
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表 2 预应力淬硬磨削加工试验方案与条件 Table 2 PSHG experiment scheme & conditions |
从图 2a中看出：未淬硬试件组织主要由珠光体、铁素体及少量块状碳化物构成，晶粒大小较均匀，铁素体结构单一且与珠光体分界平滑.
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图 2 预应力淬硬磨削前后铁素体分布特征 Fig.2 Distribution characteristics of ferrite before and after PSHG (a)—淬硬磨削前； (b)—淬硬磨削后. |
距磨削起始点5 mm(切入区),25 mm(中间区)和45 mm(切出区)测基体硬度，取中线及左右两侧各2 mm处三点的维氏硬度.工件切入区基体硬度为236.2;中间区基体硬度为250.2;切出区基体硬度为239.7.从预应力淬硬磨削工件中切割出5 mm×10 mm×10 mm试样，做研磨、抛光、清洗和侵蚀处理后，通过Olympus GX71倒置式金相显微镜观察表面淬硬层发现：
1) 试件组织中包括：黑色的珠光体、白色铁素体及少量块状碳化物，晶粒排列均匀，铁素体和珠光体界限清晰，预应力作用下试件在淬硬磨削前后铁素体均出现明显被拉伸特征(图 2b).
2) 经预应力淬硬磨削试件的金相组织有显著的相变与未相变层界限，图 3中自上至下(由表及里)是完全硬化层、过渡区和基体区.可以发现：完全硬化区和过渡区均大量存在奥氏体转换得到的马氏体；磨削力作用最强,且冷却速度梯度最大的表层马氏体组织致密；过渡区则因温度场的延时传递及较慢的冷却速度导致较多铁素体和马氏体混合物以及一定量的回火索氏体；随磨削力的挤压和冲击效果的削弱，过渡区组织不如完全硬化区致密，但依然属于相变区域；里层基体因温度场无法达到奥氏体化临界温度，不属于相变区域，可认为相变区厚度即为试件强化层厚度.
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图 3 预应力淬硬磨削试件金相组织 Fig.3 Metallographic microstructure of the specimens after PSHG |
图 4为4号和1号试件表面强化层的马氏体组织金相图.两试件施加预应力值均为66.7 MPa，进给速度均为0.02 m/s，但4号试件磨削深度0.2 mm，1号试件磨削深度0.1 mm，对比图 2a，图 2b，发现4号试件相变层厚度明显大于1号试件相变层厚度，且4号试件表层马氏体组织更多并致密，塑性变形程度更大.表明磨削深度增加将明显导致试件相变层厚度的增大及细化表层组织，塑性变形程度更加明显.
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图 4 试件的金相组织 Fig.4 Metallographic microstructure of the specimens (a)—4号试件； (b)—1号试件. |
图 5依次为1号和2号试件表层金相组织图.磨削深度相同，均为0.1 mm，施加预应力值均为66.7 MPa，1号试件进给速度0.02 m/s，2号试件0.03 m/s，对比两图发现1号试件相变层厚度大于2号试件相变层厚度，且1号试件表层马氏体组织更多且致密，塑性变形程度更大.说明磨削进给速度的降低导致试件相变层厚度增大，单位时间内磨削弧在工件表面滞留时间更长，导致温度场对表层硬化结果影响程度增大.
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图 5 试件的金相组织 Fig.5 Metallographic microstructure of the specimens (a)—1号试件； (b)—2号试件. |
采用THV-5维氏硬度计，在磨削深度200 μm、进给速度0.022 mm条件下，对3，4和5号试件分别施加20,40和60 N·m预紧力矩,获得不同预应力数值，并测量表面硬度，结果如图 6所示.
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图 6 试件表面硬度分布 Fig.6 Surface hardness distribution of the specimens |
图 6由左至右从切入区到中间区再到切出区，预应力加载值最小的3号试件硬度均为最大，而预应力加载值最大的5号试件硬度最小，说明当磨削深度和进给速度不变的情况下，预拉应力会在一定程度降低表面层的硬化效果.这是由于预拉应力造成表层组织拉伸，降低了磨削作用层厚度所造成的.
2.3.2 试件沿深度方向硬度测量结果分析以5号试件为例，对试件截面由上至下每间隔0.1 mm测量硬度结果如图 7所示.
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图 7 试件截面硬度分布 Fig.7 Distribution of hardness on the specimens section |
由图 7得知，试件表面硬度值随距离表面的深度增加而减小，且距离表面深度0≤hx≤0.6 mm以内，硬度递减变化梯度接近常数，当0.6≤hx≤0.8 mm时，硬度降低速度加剧；当hx>0.8 mm后，硬度几乎不再变化，相当于已越过磨削淬硬层进入试件基体.试验从另一方面说明马氏体相变和塑性变形区厚度临界值约位于表面之下0~0.6 mm范围.
3 结 论1) 磨削深度200 μm时，预应力淬硬磨削试验后所有试件相比试件基体，其硬度有明显提高，金相组织显示自表面向下0~0.6 mm范围内较稳定，呈现致密针状马氏体组织.
2) 相同预应力条件下，磨削深度和进给速度显著影响磨削淬硬层厚度的变化，较大的磨削深度和较小的进给速度有利于相变强化层厚度增加.
3) 预应力主要是通过温度、金相组织结构对硬化效果产生一定影响，相比不施加预应力的试件，宏观影响可综合为硬化层硬度数值的轻微下降及对磨削热造成烧伤所具有的一定抑制作用.
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