2019, Vol. 40
与传统外圆磨削相比, 点磨削加工工艺砂轮轴线与工件轴线不平行, 而是倾斜一定角度α, 把α称作倾斜角, 使砂轮与工件由线接触变成理论上的点接触, 降低了砂轮与工件的接触面积[1-2], 减小了磨削力[3].表面质量是磨削性能的一个重要评估指标, 亚表面质量对零件的机械性能也有着重要的影响.国内外学者对磨削加工的表面/亚表面质量做了一些研究工作.Chakrabarti等[4]通过研究磨粒运动轨迹, 建立了不同加工参数下表面形貌和表面粗糙度的预测模型.Fricker等[5]研究了CBN砂轮磨削42CrMo4合金钢的表面加工硬化, 并且预测了硬化层的厚度.Umbrello等[6]在磨削实验中发现较低的砂轮速度和冷却液的使用增加了硬化率.杜随更等[7]研究了磨削高温合金GH4169表面变质层的微观组织结构, 指出在加工表面/亚表面发生了剧烈的塑性变形.黄新春等[8]通过正交试验研究了难加工材料磨削表面的残余应力, 指出残余应力随着磨削深度的增加而增大, 随着砂轮速度的增加而减小, 磨削深度影响起主要作用.但是, 现有文献主要集中于传统磨削, 对于点磨削加工工艺尤其是新型砂轮的研究鲜有报道.
本文在新型砂轮磨削表面粗糙度研究[2]的基础上, 对新型砂轮磨削工件表面/亚表面质量(金相组织、加工硬化、残余应力)进行了研究, 比较新型砂轮与传统砂轮的区别, 为新型砂轮的磨削性能提供相关的实验数据基础.
1 新型砂轮接触区几何模型 1.1 新型砂轮传统磨削加工新型砂轮磨料层轴向前端带有粗磨区倾角θ, 前面的粗磨区负责去除材料, 后面的精磨区负责光整和精磨, 从而减小表面粗糙度, 提高了加工效率[9], 如图 1a所示.
|
图 1 新型砂轮传统磨削示意图 Fig.1 Schematic of traditional grinding with NPGW (a)—传统磨削示意图；(b)—A-A视图. |
传统外圆磨削加工, 砂轮轴线平行于工件轴线, 如图 1a所示, 但是由于新型砂轮具有θ角, 在垂直于砂轮粗磨区与工件接触面的方向, 即A-A方向, 砂轮和工件都等效为椭圆如图 1b所示.等效直径和等效速度可以通过曲率半径计算:
|
(1) |
|
(2) |
式中:ρ1为工件在接触点处的曲率半径; dw和ds分别为工件和砂轮的直径; dw, e1和ds, e1分别为工件和砂轮的等效直径; vw和vs分别为工件和砂轮速度; vw, e1和vs, e1分别为工件和砂轮的等效速度.
1.2 新型砂轮点磨削加工点磨削加工, 砂轮轴线与工件轴线之间存在倾斜角α, 如图 2a所示, 为了简化推导过程, 同时考虑粗磨区倾角θ, 将工件等效成直径为dw/cosθ的虚拟工件, 平面C-C垂直于砂轮轴线, 接触点E在C-C平面上, 如图 2b所示, 工件和砂轮在C-C平面的等效直径和等效速度分别为
|
(3) |
|
(4) |
式中:ρ为工件在点E处的曲率半径; dw, e和ds, e分别为工件和砂轮在C-C平面的等效直径; vw, e和vs, e分别为工件和砂轮在C-C平面的等效速度.
|
图 2 新型砂轮点磨削示意图 Fig.2 Schematic of point grinding with NPGW (a)—点磨削示意图；(b)—C-C视图. |
新型砂轮的粗磨区宽度X=1.8 mm, 精磨区宽度b=3.2 mm(图 1), X, b不变, 只改变θ角, 3片砂轮其他参数相同, 砂轮参数见表 1.
|
表 1 砂轮参数表 Table 1 Parameters of grinding wheels |
磨削实验在MK9025A光学曲线磨床上完成, 实验参数见表 2.工件直径55 mm, 工件转速60 r/min, 轴向进给速度1.2 mm/min保持不变, 采用逆磨、干磨加工方式.测量加工表面/亚表面硬度, 试验力50 N, 持续时间10 s, 放大倍率400倍, 测量方法如图 3a所示.将试件表面抛光后, 滴涂4%硝酸酒精溶液进行腐蚀, 腐蚀时间10 s, 用ULTRA PLUS场发射扫描电镜观测金相组织.采用MGR40P型X射线衍射残余应力测量仪测量表面/亚表面残余应力, 无应力布拉格角156.41°, 拟合曲线采用椭圆法, 测量结果负值代表压应力, 正值代表拉应力.
|
|
表 2 实验参数表 Table 2 Experimental parameters |
|
图 3 亚表面质量检测 Fig.3 Subsurface quality test (a)—硬度测量；(b)—金相组织. |
图 4左、右图片分别为超景深三维显示系统放大1 000倍和三维轮廓仪测量的工件相同位置表面形貌.沿着磨粒的切削路径, 存在许多划痕和塑性隆起.θ角从0增加到20°的过程中, 划痕和塑性隆起都变小.说明θ角的存在可以减小磨削表面的塑性变形, 而且形成较好的表面形貌.
|
图 4 工件表面形貌 Fig.4 Workpiece surface morphology (a)—θ=0；(b)—θ=20°. |
从图 3b金相组织检测照片可知, 加工表面没有发生金相组织的变化, 这是因为新型砂轮和点磨削加工工艺共同降低了磨削温度, 未达到QT700的再结晶温度, 但是表层金属发生了明显的塑性变形, 表层的球墨也被拉长, 可知在加工表层发生了加工硬化以及残余应力的变化, 因此有必要对工件表面/亚表面的加工硬化和残余应力进行深入研究.
3.2 加工硬化 3.2.1 倾斜角α对硬度影响由图 5~8可知, 加工表面/亚表面硬度都大于材料基体的硬度, 而且沿着深度方向硬度逐渐减小到基体的程度, 与图 3b相符合, 塑性变形导致硬化层产生, 而硬度值和硬化层厚度与磨削参数有关.
|
图 5 α对表面/亚表面硬度影响 Fig.5 Influence of α on surface/subsurface hardness |
|
图 6 θ对表面/亚表面硬度影响 Fig.6 Influence of θ on surface/subsurface hardness |
|
图 7 ap对表面/亚表面硬度影响 Fig.7 Influence of ap on surface/subsurface hardness |
|
图 8 vs对表面/亚表面硬度影响 Fig.8 Influence of vs on surface/subsurface hardness |
由图 5可知, 从加工表面到基体内部的方向, 硬度逐渐减小, 倾斜角α=-1°时, 硬度从最大值迅速减小到基体的程度, 而α=0时减小速度较慢, 说明α=-1°时, 硬化层厚度小于α=0时的厚度.因为从文献[3]可知, 随着α绝对值的增加, 磨削力减小, 不利于硬化层的形成, 这也证明了在限制加工硬化方面, 点磨削加工工艺要优于传统外圆磨削.
3.2.2 粗磨区倾角θ对硬度影响从图 6可知, 磨削表面硬度最大, 随着深度的增加硬度逐渐减小到基体的程度.粗磨区倾角θ=0砂轮磨削表面硬度最大, θ=10°和θ=20°砂轮磨削表面硬度依次减小.θ=20°砂轮磨削表面硬度从表面最大值降低到基体的程度, 经历的材料厚度最小, 即硬化层厚度最小为95 μm, θ=0和θ=10°砂轮磨削表面硬化层厚度比较接近, 约为190 μm, θ=10°砂轮略小.另外, 在同一深度上, 随着θ角的增加, 硬度逐渐减小.可以得出, 新型砂轮减小了磨削表面/亚表面的加工硬化, 而且θ角越大, 减小的程度越大.
3.2.3 磨削深度ap对硬度影响从图 7可知, 随着磨削深度ap从0.03 mm增加到0.08 mm, 表面硬度逐渐增大, 硬化层厚度也逐渐增大, 分别为110, 190和220 μm.另外, 在同一深度上, 磨削深度ap越大, 硬度也越大.因为, ap增加, 单颗磨粒的平均未变形切屑厚度和磨削力都增大, 金属塑性变形增大, 加工硬化程度也随之增大.
3.2.4 砂轮速度vs对硬度影响由图 8可知, 从加工表面到基体内部的方向, 硬度逐渐减小到基体的程度.随着砂轮速度vs的增大, 磨削表面硬度逐渐减小, 但是变化程度不大.因为, vs对加工硬化的影响是力和热因素共同作用的结果.一方面, 随着vs增加, 单颗磨粒和工件材料的作用时间减少, 金属塑性变形程度减小, 加工硬化减小；另一方面, 随着vs增加, 磨削热对工件表面的作用时间缩短, 加工硬化的程度增加.从实验结果可知, 力因素对加工硬化的影响比热因素要显著, 但是两个因素共同作用的结果对加工硬化的影响程度较小.
3.3 残余应力磨削过程中, 被加工金属表面/亚表面会产生剧烈的塑性变形, 晶粒被拉长, 而内层材料限制这种变形, 从而产生残余压应力.另外, 磨削热从工件表面传到内部基体, 导致热塑性变形, 磨削结束后, 工件冷却至环境温度, 材料体积回缩, 产生了拉应力[10].残余应力的产生是各种因素共同作用的结果, 当塑性变形占主要作用时表现为压应力, 当磨削热占主要作用时表现为拉应力.
3.3.1 倾斜角α对残余应力影响从图 9可知, 加工后表面产生了压应力, 意味着塑性变形起主要作用, 这与图 3b的结果一致.当α＝-1°时, 加工表面的压应力小于α＝0时的压应力.因为, α绝对值增加, 砂轮与工件之间由线接触变成点接触, 接触面积减小, 塑性变形作用减弱, 残余压应力减小.在亚表面压应力逐渐减小, 拉应力逐渐增大, 压应力逐渐转变为拉应力, 说明在亚表面磨削热起主要作用.拉应力在表面以下0.1 mm处达到最大值, 随着深度的增加, 拉应力逐渐减小.α＝-1°时的最大拉应力值小于α＝0时最大拉应力值, 因为α＝-1°时磨削温度较低, 磨削热作用减小, 拉应力也随之减小.因此, 点磨削加工工艺能够减小表面/亚表面残余应力.
|
图 9 α对残余应力影响 Fig.9 Influence of α on residual stress |
从图 10可知, 加工表面产生了压应力, θ=10°砂轮磨削工件表面残余应力小于θ=0砂轮, 因为, 随着θ角增大, 磨削力减小, 挤压力减小, 塑性变形减小, 残余应力减小.但是, 随着θ角增大, 磨削热迅速减小, 而且减小的程度较大, 二者的共同作用使得压应力有所增加.所以, θ=20°砂轮磨削工件表面残余应力大于θ=10°砂轮.在亚表面, 压应力逐渐转变为拉应力, 拉应力在表面以下0.1 mm处达到最大值, 随着深度的进一步增加, 拉应力逐渐减小.θ=0时, 最大拉应力值最大, 因为θ=0时磨削温度最高, 磨削热作用最大, 拉应力最大.根据以上分析, 新型砂轮减小了磨削工件表面/亚表面的残余应力, 包括压应力和拉应力, θ=10°砂轮减小的程度最大, 与普通砂轮相比, 约为12%.
|
图 10 θ对残余应力影响 Fig.10 Influence of θ on residual stress |
从图 11可知, 磨削深度ap=0.03和0.05 mm时磨削表面都表现为压应力, 压应力随着ap的增加而减小, 而ap=0.08 mm时, 磨削表面表现为拉应力.因为, ap较小时, 磨削温度不高, 金属表层塑性变形起主要作用, 表现为压应力.但是, 当ap较大时, 磨削温度升高, 单颗磨粒的平均未变形切屑厚度增大, 磨削热增加, 起主要作用, 表现为拉应力.在亚表面, 压应力逐渐转变为拉应力, 拉应力在表面以下0.1 mm处达到最大值.ap为0.03, 0.05和0.08 mm时, 最大拉应力值分别为224.5, 253.3和289.7 MPa.随着深度的进一步增加, 拉应力逐渐减小.
|
图 11 ap对残余应力影响 Fig.11 Influence of ap on residual stress |
从图 12可知, 加工表面产生了压应力, 随着砂轮速度vs的增加, 残余压应力逐渐减小.在亚表面, 压应力逐渐转变为拉应力, 拉应力在表面以下0.1 mm处达到最大值.因此, 若以磨削工件表面残余应力为主要质量指标, 建议选择较小的vs, 但是vs减小, 表面粗糙度[2]和加工硬化的程度会增大, 实际加工中需要综合考虑vs对表面/亚表面质量影响, 选择适当的砂轮速度vs.
|
图 12 vs对残余应力影响 Fig.12 Influence of vs on residual stress |
1) 采用新型点磨削砂轮磨削工件表面/亚表面没有发生金相组织的变化.但是发生了加工硬化, 表面硬度和硬化层厚度都随着α和θ绝对值的增加而减小.此外, 随着磨削深度ap的增大和砂轮速度vs的减小, 表面硬度和硬化层厚度都增大.
2) 磨削工件表面主要表现为压应力, 亚表面压应力逐渐转变为拉应力, 拉应力在表面以下0.1 mm处取得最大值.新型砂轮和点磨削加工工艺减小了磨削表面/亚表面的残余应力, 包括拉应力和压应力.
3) 随着磨削深度ap和砂轮速度vs的增大, 表面压应力减小, 亚表面最大拉应力值增大.获得最优表面/亚表面质量的工艺参数:α＝-1°, θ=20°, ap=0.03 mm以及适当的砂轮速度vs.
| [1] |
Wang X W, Guo P Q, Zhao H D, et al.
Review of quick-point grinding technology[J]. Key Engineering Materials, 2012, 499: 295–300.
DOI:10.4028/www.scientific.net/KEM.499 |
| [2] |
Gong Y D, Yin G Q, Wen X L, et al.
Research on simulation and experiment for surface topography machined by a novel point grinding wheel[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2015, 29(10): 4367–4378.
DOI:10.1007/s12206-015-0935-y |
| [3] |
尹国强, 巩亚东, 温雪龙, 等.
新型点磨削砂轮磨削力模型及试验研究[J]. 机械工程学报, 2016, 52(9): 193–200.
( Yin Guo-qiang, Gong Ya-dong, Wen Xue-long, et al. Modeling and experimental investigations on point grinding force for novel point grinding wheel[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2016, 52(9): 193–200. ) |
| [4] |
Chakrabarti S, Paul S.
Numerical modelling of surface topography in super abrasive grinding[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2008, 39(1/2): 29–38.
|
| [5] |
Fricker D C, Pearce T R A, Harrison A J L.
Predicting the occurrence of grind hardening in cubic boron nitride grinding of crankshaft steel[J]. Journal of Engineering Manufacture, 2004, 218(10): 1339–1356.
DOI:10.1243/0954405042323577 |
| [6] |
Umbrello D, Pu Z, Caruso S, et al.
The effects of cryogenic cooling on surface integrity in hard machining[J]. Procedia Engineering, 2011, 19(3): 371–376.
|
| [7] |
杜随更, 姜哲, 张定华, 等.
GH4169合金磨削表面塑性变形层的微观结构[J]. 机械工程学报, 2015, 51(12): 63–68.
( Du Sui-geng, Jiang Zhe, Zhang Ding-hua, et al. Microstructure of plastic deformation layer on grinding surface of GH4169 alloy[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(12): 63–68. ) |
| [8] |
黄新春, 张定华, 姚倡锋, 等.
镍基高温合金GH4169磨削参数对表面完整性影响[J]. 航空动力学报, 2013, 28(3): 621–628.
( Huang Xin-chun, Zhang Ding-hua, Yao Chang-feng, et al. Effects of grinding parameters on surface integrity of GH4169 nickel-based superalloy[J]. Journal of Aerospace Power, 2013, 28(3): 621–628. ) |
| [9] |
Gong Y D, Yin G Q, Wang C, et al.
Study on the effect of coarse grinding area slope angle on surface quality in point grinding[J]. Advanced Materials Research, 2013, 797: 118–122.
DOI:10.4028/www.scientific.net/AMR.797 |
| [10] |
Tonissen S, Klocke F, Feldhaus B, et al.
Residual stress prediction in quick point grinding[J]. Production Engineering, 2012, 6(3): 243–249.
DOI:10.1007/s11740-012-0382-x |