尹国强, 巩亚东, 李雨晴, 宋俊利
东北大学 机械工程与自动化学院, 辽宁 沈阳 110819
收稿日期：2018-05-22
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51705069，51775100)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(N182410002-2)。
作者简介：尹国强(1983-), 男, 辽宁沈阳人, 东北大学讲师, 博士;
巩亚东(1958-), 男, 辽宁本溪人, 东北大学教授, 博士生导师。

摘要：区别于传统外圆磨削, 点磨削加工砂轮轴线与工件轴线不平行, 而是存在倾斜角α.设计了一种带有粗磨区倾角θ的新型点磨削砂轮, 这种砂轮具有磨除率大、磨削表面粗糙度小等优点.由于α和θ的存在, 改变了砂轮-工件接触区的几何关系, 磨削表面/亚表面质量也随之发生变化.采用制备的新型砂轮, 磨削材料为QT700的工件, 检测工件表面/亚表面的金相组织、加工硬化和残余应力.分析α, θ以及磨削参数对表面/亚表面质量的影响规律, 给出获得最优表面/亚表面质量的工艺参数, 可知新型点磨削砂轮能够提高工件表面/亚表面质量.
关键词：新型点磨削砂轮金相组织加工硬化残余应力
Study on the Grinding Surface and Subsurface Quality of Novel Point Grinding Wheels
YIN Guo-qiang, GONG Ya-dong, LI Yu-qing, SONG Jun-li
School of Mechanical Engineering & Automation, Northeastern University, Shenyang 110819, China
Corresponding author: YIN Guo-qiang, E-mail: yinguoqiang@me.neu.edu.cn
Abstract: Different from the traditional cylindrical grinding, the axis of a grinding wheel is not parallel to the workpiece axis in the point grinding process, but rotates at an inclining angle α. A novel grinding wheel with angle θ is proposed, which is featured by high grinding rate and small surface roughness. Because of α and θ, the contact between the grinding wheel and workpiece has been changed, and the surface/subsurface quality is also changed. The novel wheels with different angles θ are used to grind QT700 workpieces. Then, the metallographic structure, work hardening and residual stress of the workpiece surface/subsurface are tested. The influence of α, θ and grinding parameters on the surface/subsurface quality is analyzed, and the process parameters for optimal surface/subsurface quality are obtained. In conclusion, the novel point grinding wheel can improve the surface/subsurface quality of workpieces.
Key words: novel point grinding wheel(NPGW)metallographic structurework hardeningresidual stress
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(Fig. 1)

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; d_w和d_s分别为工件和砂轮的直径; d_{w, e1}和d_{s, e1}分别为工件和砂轮的等效直径; v_w和v_s分别为工件和砂轮速度; v_{w, e1}和v_{s, 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d_w/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; d_{w, e}和d_{s, e}分别为工件和砂轮在C-C平面的等效直径; v_{w, e}和v_{s, e}分别为工件和砂轮在C-C平面的等效速度.
图 2(Fig. 2)

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.

2 磨削实验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(Table 1)

表 1 砂轮参数表Table 1 Parameters of grinding wheels 外径/内径 磨料层宽度/厚度 θ/(°) 粒度 体积分数/% mm mm 180/32 5/5 0/10/20 120# 100

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(Table 2)

表 2 实验参数表Table 2 Experimental parameters 序号 α/(°) θ/(°) ap/mm vs/(m·s-1) 1 -1, 0 10 0.03 45 2 -1 0, 10, 20 0.03 45 3 -1 10 0.03, 0.05, 0.08 45 4 -1 10 0.03 35, 45, 60

表 2 实验参数表 Table 2 Experimental parameters

图 3(Fig. 3)

图 3 亚表面质量检测Fig.3 Subsurface quality test (a)—硬度测量；(b)—金相组织.

3 实验结果及分析3.1 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(Fig. 4)

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(Fig. 5)

图 5 α对表面/亚表面硬度影响Fig.5 Influence of α on surface/subsurface hardness

图 6(Fig. 6)

图 6 θ对表面/亚表面硬度影响Fig.6 Influence of θ on surface/subsurface hardness

图 7(Fig. 7)

图 7 ap对表面/亚表面硬度影响Fig.7 Influence of ap on surface/subsurface hardness

图 8(Fig. 8)

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a_p对硬度影响从图 7可知, 随着磨削深度a_p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a_p越大, 硬度也越大.因为, a_p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v_s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v_s的增大, 磨削表面硬度逐渐减小, 但是变化程度不大.因为, v_s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v_s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v_s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(Fig. 9)

图 9 α对残余应力影响Fig.9 Influence of α on residual stress

3.3.2 粗磨区倾角θ对残余应力影响从图 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(Fig. 10)

图 10 θ对残余应力影响Fig.10 Influence of θ on residual stress

3.3.3 磨削深度a_p对残余应力影响从图 11可知, 磨削深度a_p=0.03和0.05 mm时磨削表面都表现为压应力, 压应力随着a_p的增加而减小, 而a_p=0.08 mm时, 磨削表面表现为拉应力.因为, a_p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a_p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.a_p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(Fig. 11)

图 11 ap对残余应力影响Fig.11 Influence of ap on residual stress

3.3.4 砂轮速度v_s对残余应力影响从图 12可知, 加工表面产生了压应力, 随着砂轮速度v_s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v_s, 但是v_s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v_s对表面/亚表面质量影响, 选择适当的砂轮速度v_s.
图 12(Fig. 12)

图 12 vs对残余应力影响Fig.12 Influence of vs on residual stress

4 结论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a_p的增大和砂轮速度v_s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a_p和砂轮速度v_s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°, a_p=0.03 mm以及适当的砂轮速度v_s.
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