工程科学学报，第40卷，第3期：357-365,2018年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.3:357-365,March 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.03.012:http://journals.ustb.edu.cn 基于微晶刚玉砂轮的20 CrMnTi齿轮成型磨削表面完 整性 刘谦，杨理钧四，田欣利，王龙，孟凡卓 装甲兵工程学院装备维修与再制造技术国防科技重点实验室，北京100072 ☒通信作者，E-mail:retum_li@163.com 摘要为研究微晶刚玉砂轮成型磨削20 CrMnTi齿轮的表面完整性，开展了20 CrMnTi齿轮成型磨削试验，分析了砂轮线速 度、轴向进给速度及径向进给量对齿面粗糙度、表层/次表层显微硬度、微观组织和残余应力的影响规律，探讨了由磨削引起 的磨削烧伤、微观裂纹等损伤缺陷的形成机理，结果表明：径向进给量对表面粗糙度的影响最显著，砂轮线速度次之，轴向进 给速度最不显著：磨削温度过高会导致磨削烧伤，淬火烧伤使得表面硬度提高5%~20%，回火烧伤则导致表面硬度不同程度 地下降：表层组织从外至内分别为白层、暗层和基体组织，白层主要由致密的马氏体+碳化物+残余奥氏体组成：砂轮线速度 和径向进给量的增大使得由磨削引起的残余拉应力增大，表面残余压应力下降并逐渐向拉应力转变，当表面最终残余拉应力 大于材料的断裂强度时，表面产生微观裂纹， 关键词20 CrMnTi;微晶刚玉砂轮；成型磨削：表面完整性：表面缺陷 分类号TG142.71 Surface integrity of form grinding 20CrMnTi gear based on a new microcrystalline corundum wheel LIU Qian,YANG Li-jun,TIAN Xin-i,WANG Long,MENG Fan-zhuo National Defense Key Laboratory for Remanufacturing Technology,Academy of Armored Forces Engineering,Beijing 100072,China Corresponding author,E-mail:return_li@163.com ABSTRACT To study the surface integrity of 20CrMnTi gears for form grinding by a microcrystalline corundum wheel,a grinding ex- periment on 20CrMnTi gear was performed.Furthermore,the effects of wheel speed,axial feed rate,and radial feed on tooth surface roughness,hardness,microstructure,and residual stresses of the surface/sub-surface were studied.The mechanism of the damage caused by grinding and micro-cracks was discussed.The results show that the effect of radial feed on the surface roughness is the most significant.The wheel speed is then the second most significant,and the axial feed rate is the least significant.In addition,an exces- sive grinding temperature leads to grinding burns,which the quenching burns cause the surface hardness to increase by 5%-20%,and the tempering burns cause the surface hardness to drop by varying degrees.The surface/subsurface structure is composed of a white layer,dark layer,and bulk material,with the white layer on the top and the bulk material being on the bottom.The white layer is com- posed of a dense martensitic structure,carbide,and retained austenite.The increase in the wheel speed and radial feed then increases the residual tensile stress caused by grinding.Surface residual compressive stress decreases and gradually changes to tensile stress. When the final residual tensile stress is greater than the breaking strength of the material,the surface produces micro cracks,compro- mising the integrity of the surface. KEY WORDS 20CrMnTi:microcrystalline corundum wheel:form grinding:surface integrity:surface detects 收稿日期：201705-23 基金项目：国家科技重大专项资助项目(2015ZX04003006)
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期: 357--365，2018 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 40，No． 3: 357--365，March 2018 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2018． 03． 012; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于微晶刚玉砂轮的 20CrMnTi 齿轮成型磨削表面完 整性 刘 谦，杨理钧，田欣利，王 龙，孟凡卓 装甲兵工程学院装备维修与再制造技术国防科技重点实验室，北京 100072 通信作者，E-mail: return_li@ 163． com 摘 要 为研究微晶刚玉砂轮成型磨削 20CrMnTi 齿轮的表面完整性，开展了 20CrMnTi 齿轮成型磨削试验，分析了砂轮线速 度、轴向进给速度及径向进给量对齿面粗糙度、表层/次表层显微硬度、微观组织和残余应力的影响规律，探讨了由磨削引起 的磨削烧伤、微观裂纹等损伤缺陷的形成机理，结果表明: 径向进给量对表面粗糙度的影响最显著，砂轮线速度次之，轴向进 给速度最不显著; 磨削温度过高会导致磨削烧伤，淬火烧伤使得表面硬度提高 5% ～ 20% ，回火烧伤则导致表面硬度不同程度 地下降; 表层组织从外至内分别为白层、暗层和基体组织，白层主要由致密的马氏体 + 碳化物 + 残余奥氏体组成; 砂轮线速度 和径向进给量的增大使得由磨削引起的残余拉应力增大，表面残余压应力下降并逐渐向拉应力转变，当表面最终残余拉应力 大于材料的断裂强度时，表面产生微观裂纹． 关键词 20CrMnTi; 微晶刚玉砂轮; 成型磨削; 表面完整性; 表面缺陷 分类号 TG142. 71 收稿日期: 2017--05--23 基金项目: 国家科技重大专项资助项目( 2015ZX04003006) Surface integrity of form grinding 20CrMnTi gear based on a new microcrystalline corundum wheel LIU Qian，YANG Li-jun ，TIAN Xin-li，WANG Long，MENG Fan-zhuo National Defense Key Laboratory for Ｒemanufacturing Technology，Academy of Armored Forces Engineering，Beijing 100072，China Corresponding author，E-mail: return_li@ 163． com ABSTＲACT To study the surface integrity of 20CrMnTi gears for form grinding by a microcrystalline corundum wheel，a grinding experiment on 20CrMnTi gear was performed． Furthermore，the effects of wheel speed，axial feed rate，and radial feed on tooth surface roughness，hardness，microstructure，and residual stresses of the surface / sub-surface were studied． The mechanism of the damage caused by grinding and micro-cracks was discussed． The results show that the effect of radial feed on the surface roughness is the most significant． The wheel speed is then the second most significant，and the axial feed rate is the least significant． In addition，an excessive grinding temperature leads to grinding burns，which the quenching burns cause the surface hardness to increase by 5% --20% ，and the tempering burns cause the surface hardness to drop by varying degrees． The surface / subsurface structure is composed of a white layer，dark layer，and bulk material，with the white layer on the top and the bulk material being on the bottom． The white layer is composed of a dense martensitic structure，carbide，and retained austenite． The increase in the wheel speed and radial feed then increases the residual tensile stress caused by grinding． Surface residual compressive stress decreases and gradually changes to tensile stress． When the final residual tensile stress is greater than the breaking strength of the material，the surface produces micro cracks，compromising the integrity of the surface． KEY WOＲDS 20CrMnTi; microcrystalline corundum wheel; form grinding; surface integrity; surface detects
·358· 工程科学学报，第40卷，第3期 20 CrMnTi是一种典型的难加工材料，因具有优 控制渗碳量及控制奥氏体的晶粒度和残余奥氏体来 良的高温强度、热稳定性及抗热疲劳性被广泛应用 防止磨削裂纹的方法.周涛对20 CrMnTi的成型 于农业、汽车、船舶与航天工业中，主要用于机械传 磨削开展了试验与仿真研究，仿真计算得出成型磨 动齿轮部件口.为满足传动齿轮准确、高效及使用 削20 CrMnTi的磨削力经验公式和磨削温度场，并进 寿命长的要求，在精加工中采用成型磨削法，作为精 行了试验验证，在防止磨削烧伤的前提下优选工艺 密齿轮制造工艺的最后环节.其磨削表面完整性决 参数，但是并未对表面完整性进行深入研究. 定了零件的服役性能和寿命.因此开展20 CrMnTi 上述研究大多针对20 CrMnTi磨削过程量的变化 齿轮钢的磨削表面完整性研究意义重大.针对 规律，或者仅对于磨削加工表面完整性的某一方面或 20 CrMnTi淬硬齿轮钢的加工特点，众多学者在磨削 者几个方面进行了研究，缺乏对表面完整性系统的阐 工艺方面做了积极的研究. 述.本文对于磨削表面完整性进行了全面系统的试验 顾珅珅等)开展了单层钎焊超硬立方氮化硼 研究：深入研究了磨削参数对20 CrMnTi成型磨削加工 轮磨削渗碳淬硬20 CrMnTi的试验，研究了磨削参数 表面完整性的影响，并且对磨削引起的微损伤进行检 对磨削力、磨削比能与磨削温度影响，以低应力磨削 测和机理分析，从而为磨削工艺参数的优化提供指导. 为目标结合表面粗糙度、显微硬度和金相组织的特 1试验准备 征优选磨削工艺，获得了实现低应力磨削的参考工 艺：50ms-1≤砂轮线速度≤100ms-1,3mmin≤ 1.1试验过程 进给速度≤9m·min-',进给量为l0um.郭天官 在北京机电研究院生产的BV-75立式加工中 针对20 CrMnTi磨削过程中过高的热量容易导致磨 心上建立微晶砂轮单齿面成型磨削试验系统，磨削 削裂纹的问题，提出了采用等温正火代替常规正火、 方式为逆磨，采用水基乳化液冷却，如图1所示.微 (a) 径向进给量a 主轴 砂轮夹具 PC数据采集 与处理 中 试验用砂轮 砂轮线速度D, 齿轮夹具 三相测力仪 电荷放大器 KISTLER 9275B KISTLER 5070B 加工中心工作台 ⑧⊙轴向进给速度”， 主轴控制器 冷却系统 齿轮 新型微品 刚玉砂轮 平口钳 KISTLER测力仪 图1磨齿试验系统.(a)系统模型图：(b)装置图 Fig.1 Experimental system of gear grinding:(a)model:(b)experimental device
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 20CrMnTi 是一种典型的难加工材料，因具有优 良的高温强度、热稳定性及抗热疲劳性被广泛应用 于农业、汽车、船舶与航天工业中，主要用于机械传 动齿轮部件［1］． 为满足传动齿轮准确、高效及使用 寿命长的要求，在精加工中采用成型磨削法，作为精 密齿轮制造工艺的最后环节． 其磨削表面完整性决 定了零件的服役性能和寿命． 因此开展 20CrMnTi 齿轮钢的磨削表面完整性研究意义重大． 针 对 20CrMnTi 淬硬齿轮钢的加工特点，众多学者在磨削 工艺方面做了积极的研究． 图 1 磨齿试验系统． ( a) 系统模型图; ( b) 装置图 Fig． 1 Experimental system of gear grinding: ( a) model; ( b) experimental device 顾珅珅等［2--3］开展了单层钎焊超硬立方氮化硼 轮磨削渗碳淬硬 20CrMnTi 的试验，研究了磨削参数 对磨削力、磨削比能与磨削温度影响，以低应力磨削 为目标结合表面粗糙度、显微硬度和金相组织的特 征优选磨削工艺，获得了实现低应力磨削的参考工 艺: 50 m·s － 1≤砂轮线速度≤100 m·s － 1，3 m·min － 1≤ 进给速度≤9 m·min － 1，进给量为 10 μm． 郭天官［4］ 针对 20CrMnTi 磨削过程中过高的热量容易导致磨 削裂纹的问题，提出了采用等温正火代替常规正火、 控制渗碳量及控制奥氏体的晶粒度和残余奥氏体来 防止磨削裂纹的方法． 周涛［5］对 20CrMnTi 的成型 磨削开展了试验与仿真研究，仿真计算得出成型磨 削 20CrMnTi 的磨削力经验公式和磨削温度场，并进 行了试验验证，在防止磨削烧伤的前提下优选工艺 参数，但是并未对表面完整性进行深入研究． 上述研究大多针对 20CrMnTi 磨削过程量的变化 规律，或者仅对于磨削加工表面完整性的某一方面或 者几个方面进行了研究，缺乏对表面完整性系统的阐 述． 本文对于磨削表面完整性进行了全面系统的试验 研究: 深入研究了磨削参数对 20CrMnTi 成型磨削加工 表面完整性的影响，并且对磨削引起的微损伤进行检 测和机理分析，从而为磨削工艺参数的优化提供指导． 1 试验准备 1. 1 试验过程 在北京机电研究院生产的 BV--75 立式加工中 心上建立微晶砂轮单齿面成型磨削试验系统，磨削 方式为逆磨，采用水基乳化液冷却，如图 1 所示． 微 · 853 ·
刘谦等：基于微晶刚玉砂轮的20 CrMnTi齿轮成型磨削表面完整性 ·359· 晶刚玉砂轮的尺寸规格（外径×厚度×孔径）为 2结果与讨论 中200mm×20mm×中32mm.研究采用20 CrMnTi渗 碳淬火后的齿轮毛坯件，模数为4mm,压力角20°， 2.1表面粗糙度 密度为7800kg·m3,比热容460Jkg-1K-1,热扩 表面粗糙度是影响零件表面耐磨、耐腐蚀及抗 散率9.73mm2s-1.表面硬度HRC58~62,心部硬 疲劳性能的重要因素，降低己磨削工件的表面粗糙 度HRC30~42.本研究采用正交试验法研究砂 度可以有效地提高零件的服役性能).以垂直于磨 轮线速度、轴向进给速度及径向进给量对表面完整 削方向的齿面粗糙度为表征量，研究工艺参数对于 性的影响，正交试验表如表1所示，砂轮线速度为 表面质量的影响 30~70ms-1、轴向进给速度为1.5~7.5mmin-1 根据线性回归分析法，对表2中的齿面粗糙度 及径向进给量为0.05~0.2mm. 度测试数据进行分析，建立了其随着磨削工艺参数 表1正交试验参数 变化的经验公式，如式(1)所示.可以看出齿面粗糙 Table 1 Orthogonal experimental parameters 度对径向进给量最敏感，对砂轮线速度次之，对轴向 砂轮线速度， 轴向进给速度， 径向进给量， 进给速度最不敏感 试验编号 /(ms1) /(m'min-1) dp/mm 表2齿面粗糙度的正交试验结果 1# 30 1.5 0.05 Table 2 Orthogonal test results of tooth surface roughness um 2# 30 3.5 0.10 1# 2# 3# 4* 5#6# 7# 8# 3 吃 5.5 0.15 0.6950.8200.9000.9610.6740.5280.8730.860 30 7.5 0.20 9# 10 11 12#13#14#1516# 5 40 1.5 0.10 0.6350.7960.4850.7690.5620.7320.7170.429 6 40 3.5 0.05 7# 40 5.5 0.20 R=10a8674e,a482380o1·a8931 (1) 8 40 7.5 0.15 图2是齿面粗糙度R,随砂轮线速度U,、轴向进 9* 50 1.5 0.15 给速度v.与径向进给量a,等磨削用量的变化趋势. 10* 50 3.5 0.20 总体而言，新型微晶刚玉砂轮成型磨齿后的表面粗 11# 50 5.5 0.05 糙度大都控制在0.8m以内：惟有当工艺参数不合 12 50 7.5 0.10 宜时，才会落在0.8~1.6m区间内.由图2(a)可 13+ 60 1.5 0.20 知，齿面粗糙度随着砂轮线速度的增大而减小，这是 14+ 60 3.5 0.15 因为：砂轮线速度的提高使得磨削力减小，磨削过程 15# 60 5.5 0.10 中齿面的塑性变形减弱，因此齿面粗糙度下降.当 16 60 7.5 0.05 砂轮线速度上升到60m·s1以上时，齿面粗糙度呈 现低幅度上升趋势，其原因归结：砂轮转速的提高增 1.2试验测试 强了砂轮的边缘气障作用，使得冷却液难以进入磨 磨削温度信号采用HRsoft MTMS2.O6单通道 削区域内，同时砂轮速度升高也增加了磨削热量，从 热电偶数据采集卡进行采集.采用LINKS2300A一 而导致磨削温度升高，这不仅会导致局部烧伤或微 RC型轮廓粗糙度测量仪测量磨齿表面的粗糙度，采 观裂纹的出现，而且磨削温度升高也会加重砂轮的 用MICHOMET6030型自动显微硬度计测量己磨工 黏附现象，砂轮上的黏附物通过磨粒一工件的摩擦 件表面及表层的显微硬度.采用Olvmpus显微镜观 黏结作用转移到工件表面，使得局部区域出现大量 测磨齿变质层的金相变化情况，采用Xstress.30O0应 的斑驳涂覆物，因此导致齿面粗糙度的增大.由图2 力分析仪选用Cr靶、156.31°衍射角测试表面圆周 (b)可知，齿面粗糙度随着轴向进给速度的增大而 方向与轴线方向残余应力.由于X射线法只能测量 增大.其原因为，轴向进给速度的增大，使砂轮与齿 工件表层0~35m的残余应力，因此，采用DJP-2 面的磨削接触时间变短，使磨齿表面材料残余量增 型电解抛光仪电解抛光逐层去除的方法测量残余应 多，因此表面质量恶化.由图2(c)可知，齿面粗糙 力的分布，所测得的结果约为5μm表面层内残余应 度随着径向进给量的增大而增大.其原因为：径向 力的平均值.采用Quanta-200型扫描电子显微镜 进给量的增大，会使单颗磨粒未变形切屑厚度增大， (SEM)观察磨削微观裂纹. 导致磨粒侧面的塑性隆起越明显，所以磨齿表面越
刘 谦等: 基于微晶刚玉砂轮的 20CrMnTi 齿轮成型磨削表面完整性 晶刚玉砂轮 的 尺 寸 规 格( 外 径 × 厚 度 × 孔 径) 为 200 mm × 20 mm × 32 mm． 研究采用 20CrMnTi 渗 碳淬火后的齿轮毛坯件，模数为 4 mm，压力角 20°， 密度为 7800 kg·m － 3，比热容 460 J·kg － 1·K － 1，热扩 散率 9. 73 mm2 ·s － 1 ． 表面硬度 HＲC 58 ～ 62，心部硬 度 HＲC 30 ～ 42［6］． 本研究采用正交试验法研究砂 轮线速度、轴向进给速度及径向进给量对表面完整 性的影响，正交试验表如表 1 所示，砂轮线速度为 30 ～ 70 m·s － 1、轴向进给速度为 1. 5 ～ 7. 5 m·min － 1 及径向进给量为 0. 05 ～ 0. 2 mm． 表 1 正交试验参数 Table 1 Orthogonal experimental parameters 试验编号 砂轮线速度， vs /( m·s － 1 ) 轴向进给速度， vw /( m·min － 1 ) 径向进给量， ap /mm 1# 30 1. 5 0. 05 2# 30 3. 5 0. 10 3# 30 5. 5 0. 15 4# 30 7. 5 0. 20 5# 40 1. 5 0. 10 6# 40 3. 5 0. 05 7# 40 5. 5 0. 20 8# 40 7. 5 0. 15 9# 50 1. 5 0. 15 10# 50 3. 5 0. 20 11# 50 5. 5 0. 05 12# 50 7. 5 0. 10 13# 60 1. 5 0. 20 14# 60 3. 5 0. 15 15# 60 5. 5 0. 10 16# 60 7. 5 0. 05 1. 2 试验测试 磨削温度信号采用 HＲsoft MTMS 2. 06 单通道 热电偶数据采集卡进行采集． 采用 LINKS 2300A-- ＲC 型轮廓粗糙度测量仪测量磨齿表面的粗糙度，采 用 MICHOMET--6030 型自动显微硬度计测量已磨工 件表面及表层的显微硬度． 采用 Olympus 显微镜观 测磨齿变质层的金相变化情况，采用 Xstress3000 应 力分析仪选用 Cr 靶、156. 31°衍射角测试表面圆周 方向与轴线方向残余应力． 由于 X 射线法只能测量 工件表层 0 ～ 35 μm 的残余应力，因此，采用 DJP--2 型电解抛光仪电解抛光逐层去除的方法测量残余应 力的分布，所测得的结果约为 5 μm 表面层内残余应 力的平均值． 采用 Quanta--200 型扫描电子显微镜 ( SEM) 观察磨削微观裂纹． 2 结果与讨论 2. 1 表面粗糙度 表面粗糙度是影响零件表面耐磨、耐腐蚀及抗 疲劳性能的重要因素，降低已磨削工件的表面粗糙 度可以有效地提高零件的服役性能［7］． 以垂直于磨 削方向的齿面粗糙度为表征量，研究工艺参数对于 表面质量的影响． 根据线性回归分析法，对表 2 中的齿面粗糙度 度测试数据进行分析，建立了其随着磨削工艺参数 变化的经验公式，如式( 1) 所示． 可以看出齿面粗糙 度对径向进给量最敏感，对砂轮线速度次之，对轴向 进给速度最不敏感． 表 2 齿面粗糙度的正交试验结果 Table 2 Orthogonal test results of tooth surface roughness μm 1# 2# 3# 4# 5# 6# 7# 8# 0. 695 0. 820 0. 900 0. 961 0. 674 0. 528 0. 873 0. 860 9# 10# 11# 12# 13# 14# 15# 16# 0. 635 0. 796 0. 485 0. 769 0. 562 0. 732 0. 717 0. 429 Ｒa = 100. 8674 v － 0. 4823 s ·v 0. 0801 w ·a0. 5931 p ( 1) 图 2 是齿面粗糙度 Ｒa随砂轮线速度 vs、轴向进 给速度 vw与径向进给量 ap等磨削用量的变化趋势． 总体而言，新型微晶刚玉砂轮成型磨齿后的表面粗 糙度大都控制在 0. 8 μm 以内; 惟有当工艺参数不合 宜时，才会落在 0. 8 ～ 1. 6 μm 区间内． 由图 2( a) 可 知，齿面粗糙度随着砂轮线速度的增大而减小，这是 因为: 砂轮线速度的提高使得磨削力减小，磨削过程 中齿面的塑性变形减弱，因此齿面粗糙度下降． 当 砂轮线速度上升到 60 m·s － 1以上时，齿面粗糙度呈 现低幅度上升趋势，其原因归结: 砂轮转速的提高增 强了砂轮的边缘气障作用，使得冷却液难以进入磨 削区域内，同时砂轮速度升高也增加了磨削热量，从 而导致磨削温度升高，这不仅会导致局部烧伤或微 观裂纹的出现，而且磨削温度升高也会加重砂轮的 黏附现象，砂轮上的黏附物通过磨粒--工件的摩擦 黏结作用转移到工件表面，使得局部区域出现大量 的斑驳涂覆物，因此导致齿面粗糙度的增大． 由图 2 ( b) 可知，齿面粗糙度随着轴向进给速度的增大而 增大． 其原因为，轴向进给速度的增大，使砂轮与齿 面的磨削接触时间变短，使磨齿表面材料残余量增 多，因此表面质量恶化． 由图 2( c) 可知，齿面粗糙 度随着径向进给量的增大而增大． 其原因为: 径向 进给量的增大，会使单颗磨粒未变形切屑厚度增大， 导致磨粒侧面的塑性隆起越明显，所以磨齿表面越 · 953 ·
·360 工程科学学报，第40卷，第3期 0.9 0.8 (a） (b) a=0.1m·s 0.8 .=3.5 m.min-t 0.7 0.7 三0.6 0.6 0.5 a=0.1m‘g 0.5 ,=50 mmin 0.4 30 0.4 40 50 60 4 vm·s) v/(m .min-y 0.9 (c) 0.8 0.7 0.6 0.5 0=50m…s-1 .=3.5m'min 0.4 0.05 0.10 0.15 0.20 a/mm 图2表面粗糙度随磨削参数的趋势.(a)砂轮线速度：(b)轴向进给速度：()径向进给量 Fig.2 Trend of the surface roughness with the grinding parameters:(a)grinding speed:(b)axial feed speed:(e)radial feed 粗糙 1200r ·显微硬度 21000 2.2显微硬度 ·磨削温度 ,1000 727℃ 800 如图3建立了磨削温度与表面显微硬度的关 800 500℃ 600盘 系，图中的三条直线由上至下分别为淬火与回火烧 400显 600 .350℃ 伤温度分界线、高温和中温回火烧伤温度分界线、回 200 火烧伤与低温回火温度分界线，经过渗碳淬火处理 400 0 后，齿面为淬火马氏体组织，齿面硬度在HV667~ 12345678910111213141516 试验编号 745.4网.可以看出，当工件表面磨削温度低于350℃ 图3表面硬度与磨削温度的关系 时，工件表面的显微硬度变化不大，这是由于在此温 Fig.3 Relationship of surface hardness and grinding temperature 度区域内不发生回火烧伤，磨削表面处于低温回火 状态，马氏体转变为低温回火马氏体，其硬度与淬火 图4反映了不同磨削参数下齿面表层及次层的 马氏体相当回：当工件表面的磨削温度大于350℃ 显微硬度变化趋势，20 CrMnTi齿轮经渗碳淬火处理 且小于500℃时，工件表面的显微硬度明显低于原 后会形成0.8~1.2mm的淬火硬化层，其表面硬度 始表面硬度，此时，表面发生中温回火烧伤，马氏体 可以达到HV667~745.从图中可以看出，在v.=50 转变为硬度较低的回火屈氏体0：当工件表面的磨 m's,w=3.5mmin,ap=0.2mm的磨削参数 削温度大于500℃但未超过相变温度727℃时，表 下，试件表面硬化，且硬化程度大约为20%，而次表 面显微硬度急剧下降，远低于原始表面硬度（如 面硬度显著下降，这是因为：当表层磨削温度超过相 7"),这主要归结于表面发生高温回火烧伤，马氏体 变温度Ac,(727℃)时，发生二次淬火烧伤，表层表 转变为硬度比回火屈氏体更低的回火索氏体0：当 现为硬脆性特征，次表层发生回火烧伤，马氏体转变 工件表面的磨削温度高于材料的相变温度727℃ 为回火屈氏体和回火索氏体，其硬度远低于淬火马 时，由于发生淬火烧伤，出现二次淬火马氏体，显微 氏体，因此出现次表层硬度显著下降的现象；磨削力 硬度增大，但表面组织很脆，使得齿轮在运转过程中 的强化效应和磨削热软化效应是磨削接触区域中硬 易发生剥落的现象m. 度变化的主要原因，磨削力使得塑性变形区域的晶
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 图 2 表面粗糙度随磨削参数的趋势． ( a) 砂轮线速度; ( b) 轴向进给速度; ( c) 径向进给量 Fig． 2 Trend of the surface roughness with the grinding parameters: ( a) grinding speed; ( b) axial feed speed; ( c) radial feed 粗糙． 2. 2 显微硬度 如图 3 建立了磨削温度与表面显微硬度的关 系，图中的三条直线由上至下分别为淬火与回火烧 伤温度分界线、高温和中温回火烧伤温度分界线、回 火烧伤与低温回火温度分界线，经过渗碳淬火处理 后，齿面为淬火马氏体组织，齿面硬度在 HV 667 ～ 745. 4 ［8］． 可以看出，当工件表面磨削温度低于 350 ℃ 时，工件表面的显微硬度变化不大，这是由于在此温 度区域内不发生回火烧伤，磨削表面处于低温回火 状态，马氏体转变为低温回火马氏体，其硬度与淬火 马氏体相当［9］; 当工件表面的磨削温度大于 350 ℃ 且小于 500 ℃时，工件表面的显微硬度明显低于原 始表面硬度，此时，表面发生中温回火烧伤，马氏体 转变为硬度较低的回火屈氏体［10］; 当工件表面的磨 削温度大于 500 ℃ 但未超过相变温度 727 ℃ 时，表 面显微硬 度 急 剧 下 降，远低于原始表面硬度( 如 7# ) ，这主要归结于表面发生高温回火烧伤，马氏体 转变为硬度比回火屈氏体更低的回火索氏体［10］; 当 工件表面的磨削温度高于材料的相变温度 727 ℃ 时，由于发生淬火烧伤，出现二次淬火马氏体，显微 硬度增大，但表面组织很脆，使得齿轮在运转过程中 易发生剥落的现象［11］． 图 3 表面硬度与磨削温度的关系 Fig． 3 Ｒelationship of surface hardness and grinding temperature 图 4 反映了不同磨削参数下齿面表层及次层的 显微硬度变化趋势，20CrMnTi 齿轮经渗碳淬火处理 后会形成 0. 8 ～ 1. 2 mm 的淬火硬化层，其表面硬度 可以达到 HV 667 ～ 745． 从图中可以看出，在 vs = 50 m·s － 1，vw = 3. 5 m·min － 1，ap = 0. 2 mm 的磨削参数 下，试件表面硬化，且硬化程度大约为 20% ，而次表 面硬度显著下降，这是因为: 当表层磨削温度超过相 变温度 Ac1 ( 727 ℃ ) 时，发生二次淬火烧伤，表层表 现为硬脆性特征，次表层发生回火烧伤，马氏体转变 为回火屈氏体和回火索氏体，其硬度远低于淬火马 氏体，因此出现次表层硬度显著下降的现象; 磨削力 的强化效应和磨削热软化效应是磨削接触区域中硬 度变化的主要原因，磨削力使得塑性变形区域的晶 · 063 ·
刘谦等：基于微晶刚玉砂轮的20 CrMnTi齿轮成型磨削表面完整性 ·361· 粒扭曲从而发生硬化效应，而磨削热软化效应致使 1000 一原始硬度 强化相的数量减少.在v。=40m·s,v.=1.5m· 900 ·=50m·g1,.=3.5mmin1,a=02mm =40 ms..=1.5 mmin,o.=0.1 mm min-,a。=0.1mm试件中，磨削力强化起主导作 800 ￥=60m·g1,.=55mmin,a=0.1mm 用，因此，表面被强化，硬度升高了约5%；在。=60 t=40 m's,r.=5.5 m-min-,a-0.2 mm m's,v.=5.5 m*min,ap =0.I mm=40m 700 s1,.=5.5mmin-l,a,=0.2mm的磨削参数下， 600 磨削热软化作用起主导作用，马氏体分别发生高温 500 回火和中温回火变化，得到的回火索氏体和回火屈 400 氏体硬度均低于淬火马氏体，且回火索氏体的硬度 200 400600800 1000 更低。 距离表面深度，h/4m 2.3金相组织 图4沿若深度方向的显微硬度分布 在u,=50ms-,t.=3.5mmin-,a。=0.2mm Fig.4 Microhardness distribution along the depth direction 工艺参数下磨削的试件横截面经过研磨、抛光处理 且沿着磨削方向发生了强烈的塑形变形).在磨 后，经过4%硝酸酒精溶液腐蚀后在0 Olympus金相 削过程中，磨粒与工件材料之间存在滑擦、耕犁与切 显微镜下的组织结构如图5所示，图5(a)为金相组 削作用，这使得磨粒及其周边的工件材料产生高温 织结构，可以看出：其金相组织存在明显的分层现 以及强烈的塑性变形.因此，白层的形成实际上是 象，(I)白层，（Ⅱ）暗层，（Ⅲ）为基体组织. 磨削过程中的热力耦合作用的结果.当磨削过程中 如图5(b)所示，区域(I)在500倍下可以观察 的表层瞬时温度达到20 CrMnTi材料的相变温度时， 到白层的组织结构.白层是一层晶粒尺寸远小于暗 齿面磨削表层材料将重新奥氏体化：同时磨削力作 层和基体组织的隐晶马氏体结构，存在高密度位错， 用促使表层发生强烈的塑性变形，根据高温形变热 100μm 图5金相组织 Fig.5 Metallographic structure
刘 谦等: 基于微晶刚玉砂轮的 20CrMnTi 齿轮成型磨削表面完整性 粒扭曲从而发生硬化效应，而磨削热软化效应致使 强化相的数量减少． 在 vs = 40 m·s － 1，vw = 1. 5 m· min － 1，ap = 0. 1 mm 试件中，磨削力强化起主导作 用，因此，表面被强化，硬度升高了约 5% ; 在 vs = 60 m·s － 1，vw = 5. 5 m·min － 1，ap = 0. 1 mm 及 vs = 40 m· s － 1，vw = 5. 5 m·min － 1，ap = 0. 2 mm 的磨削参数下， 磨削热软化作用起主导作用，马氏体分别发生高温 回火和中温回火变化，得到的回火索氏体和回火屈 氏体硬度均低于淬火马氏体，且回火索氏体的硬度 更低． 图 5 金相组织 Fig． 5 Metallographic structure 2. 3 金相组织 在 vs = 50 m·s － 1，vw = 3. 5 m·min － 1，ap = 0. 2 mm 工艺参数下磨削的试件横截面经过研磨、抛光处理 后，经过 4% 硝酸酒精溶液腐蚀后在 Olympus 金相 显微镜下的组织结构如图 5 所示，图 5( a) 为金相组 织结构，可以看出: 其金相组织存在明显的分层现 象，( Ⅰ) 白层，( Ⅱ) 暗层，( Ⅲ) 为基体组织． 如图 5( b) 所示，区域( I) 在 500 倍下可以观察 到白层的组织结构． 白层是一层晶粒尺寸远小于暗 层和基体组织的隐晶马氏体结构，存在高密度位错， 图 4 沿着深度方向的显微硬度分布 Fig． 4 Microhardness distribution along the depth direction 且沿着磨削方向发生了强烈的塑形变形［8--9］． 在磨 削过程中，磨粒与工件材料之间存在滑擦、耕犁与切 削作用，这使得磨粒及其周边的工件材料产生高温 以及强烈的塑性变形． 因此，白层的形成实际上是 磨削过程中的热力耦合作用的结果． 当磨削过程中 的表层瞬时温度达到 20CrMnTi 材料的相变温度时， 齿面磨削表层材料将重新奥氏体化; 同时磨削力作 用促使表层发生强烈的塑性变形，根据高温形变热 · 163 ·
·362· 工程科学学报，第40卷，第3期 处理原理，奥氏体晶粒将细化，晶粒内位错密度较 高，发生动态再结晶的形核部位较多，形核率较高， -100 因此高温奥氏体形变、碎化后会形成致密结构) -200 在冷却液的作用下，磨削表面高速冷却，导致表层材 料来不及进行奥氏体重结晶，故产生细小的二次淬 -300 火马氏体组织，此外，奥氏体向马氏体的转变并没有 400 全部完成，白层内仍残留着残余奥氏体组织.因此 500 磨削余量 白层组织是由二次淬火马氏体、颗粒状碳化物和残 余奥氏体组成 -600 0.1 020.3 0.4 如图5(c)所示，区域（Ⅱ）为暗层的组织结构， 距离表面深度，h/mm 暗层即为回火烧伤层.沿着齿面向下的深度方向， 图6渗碳淬火后原始表层残余应力 Fig.6 Original residual stress in surface layer of workpiece after car- 磨削力引起的次表层塑性变形作用及磨削热导致的 burizing and quenching 温升作用都减弱.当温升低于材料的相变温度时， 次表层材料就不会发生奥氏体转变，因此淬火层的 600 --.=40m*s,=1.5mmin,a=0.1mm 马氏体组织被瞬时回火，形成回火组织，由于磨削温 -4-e.=60mgl.=1.5m·min1,a=0.1mm 400 --无.=60m*s,p.=1.5mmin,a。=0.2mm 度、应力应变随着深度方向不断下降，因此不同深度 的回火组织不同，暗层组织是主要由高温回火索氏 200 体、回火屈氏体和回火马氏体组成 结合图4中在该磨削参数下的显微硬度曲线分 析，在0~60m区域，显微硬度大于磨削加工前的 200 原始硬度，这是因为表层发生了二次淬火烧伤，生成 400 了如图5(b)所示的白层组织，结构致密，呈现硬脆 20406080100 120140 距离表面深度，h/m 性特征；在80~100μm区域显微硬度下降，出现拐 点，这可以归结于：从图5()可以看出，白层与暗层 图7不同磨削参数下的平行于磨削方向的残余应力分布 Fig.7 Distribution of residual stresses under different grinding pa- 之间存在明显的过渡区域，暗层组织的硬度远远低 rameters 于淬火马氏体，因此显微硬度曲线在此处显著下降， 同时，这可以预测在该磨削参数下的白层厚度大概 时，表面残余压应力达到-330.4MPa,通过与渗碳 在60~80μm之间；在深度约240um处显微硬度曲 淬火后的表面残余压应力对比（图6），可以看出磨 线又一次出现拐点，根据图5()所示，此处为暗层 削使表面产生了残余压应力，原因是在法向磨削力 与基体组织的分界处，也就是说磨削加工的热影响 作用下，磨粒与工件材料的挤压作用占主导，使得加 厚度约为240μm.在240m的深度以下（区域 工表面材料的横向和纵向尺寸增加，表层产生残余 (Ⅲ))，其硬度与原始硬度相差不大，基体组织如图 压应力.当砂轮线速度升高时，表层在热应力作用 5(d)所示. 下产生了拉应力，使得最终表面的残余压应力下降， 2.4残余应力 并且在20~30μm处压应力开始转变为拉应力.这 磨削残余应力来源于磨削力所引起的冷塑性变 是因为表层的受热膨胀受到了低温里层的抵制而产 形、磨削热应力以及材料组织变化造成的组织应力 生了压缩变形，而后在磨削热的作用下表层的冷却 等各种综合作用@.采用经过渗碳淬火的齿轮，其 速度大于里层，导致表层材料受到里层的阻碍而产 表层存在一定的残余压应力层，如图6所示.在磨 生了残余拉应力.当磨削参数为，=60m·s', 削时产生的拉伸应力减去渗碳处理时形成的残余压 ap=0.2mm,iw=1.5mmin1时，在距离磨削表面 应力后，当其大于材料的断裂强度时就出现了裂纹， 0~35μm区域内，表面残余应力表现为拉应力，结 就是说热处理是影响磨削裂纹产生的内在原因，而 合磨削金相组织分析可知，该区域为淬火烧伤层，在 磨削条件是外在原因 此区域内磨削液急冷作用引起的残余拉应力占主导 图7为不同磨削参数下（磨削余量均为0.2 作用：在距离35~110μm的区域内，残余应力表现 mm)平行于磨削方向的残余应力沿层深的分布规 为压应力，该区域为白层一暗层过渡区以及暗层，该 律.当v,=40ms-,a。=0.1mm,.=1.5mmin-1 区域以法向磨削力的挤压作用为主导，因此产生残
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 处理原理，奥氏体晶粒将细化，晶粒内位错密度较 高，发生动态再结晶的形核部位较多，形核率较高， 因此高温奥氏体形变、碎化后会形成致密结构［8--9］． 在冷却液的作用下，磨削表面高速冷却，导致表层材 料来不及进行奥氏体重结晶，故产生细小的二次淬 火马氏体组织，此外，奥氏体向马氏体的转变并没有 全部完成，白层内仍残留着残余奥氏体组织． 因此 白层组织是由二次淬火马氏体、颗粒状碳化物和残 余奥氏体组成． 如图 5( c) 所示，区域( Ⅱ) 为暗层的组织结构， 暗层即为回火烧伤层． 沿着齿面向下的深度方向， 磨削力引起的次表层塑性变形作用及磨削热导致的 温升作用都减弱． 当温升低于材料的相变温度时， 次表层材料就不会发生奥氏体转变，因此淬火层的 马氏体组织被瞬时回火，形成回火组织，由于磨削温 度、应力应变随着深度方向不断下降，因此不同深度 的回火组织不同，暗层组织是主要由高温回火索氏 体、回火屈氏体和回火马氏体组成． 结合图 4 中在该磨削参数下的显微硬度曲线分 析，在 0 ～ 60 μm 区域，显微硬度大于磨削加工前的 原始硬度，这是因为表层发生了二次淬火烧伤，生成 了如图 5( b) 所示的白层组织，结构致密，呈现硬脆 性特征; 在 80 ～ 100 μm 区域显微硬度下降，出现拐 点，这可以归结于: 从图 5( e) 可以看出，白层与暗层 之间存在明显的过渡区域，暗层组织的硬度远远低 于淬火马氏体，因此显微硬度曲线在此处显著下降， 同时，这可以预测在该磨削参数下的白层厚度大概 在 60 ～ 80 μm 之间; 在深度约 240 μm 处显微硬度曲 线又一次出现拐点，根据图 5( f) 所示，此处为暗层 与基体组织的分界处，也就是说磨削加工的热影响 厚度约为 240 μm． 在 240 μm 的深度以下( 区 域 ( Ⅲ) ) ，其硬度与原始硬度相差不大，基体组织如图 5( d) 所示． 2. 4 残余应力 磨削残余应力来源于磨削力所引起的冷塑性变 形、磨削热应力以及材料组织变化造成的组织应力 等各种综合作用［10］． 采用经过渗碳淬火的齿轮，其 表层存在一定的残余压应力层，如图 6 所示． 在磨 削时产生的拉伸应力减去渗碳处理时形成的残余压 应力后，当其大于材料的断裂强度时就出现了裂纹， 就是说热处理是影响磨削裂纹产生的内在原因，而 磨削条件是外在原因． 图 7 为不同 磨 削 参 数 下( 磨 削 余 量 均 为 0. 2 mm) 平行于磨削方向的残余应力沿层深的分布规 律． 当 vs = 40 m·s － 1，ap = 0. 1 mm，vw = 1. 5 m·min － 1 图 6 渗碳淬火后原始表层残余应力 Fig． 6 Original residual stress in surface layer of workpiece after carburizing and quenching 图 7 不同磨削参数下的平行于磨削方向的残余应力分布 Fig． 7 Distribution of residual stresses under different grinding parameters 时，表面残余压应力达到 － 330. 4 MPa，通过与渗碳 淬火后的表面残余压应力对比( 图 6) ，可以看出磨 削使表面产生了残余压应力，原因是在法向磨削力 作用下，磨粒与工件材料的挤压作用占主导，使得加 工表面材料的横向和纵向尺寸增加，表层产生残余 压应力． 当砂轮线速度升高时，表层在热应力作用 下产生了拉应力，使得最终表面的残余压应力下降， 并且在 20 ～ 30 μm 处压应力开始转变为拉应力． 这 是因为表层的受热膨胀受到了低温里层的抵制而产 生了压缩变形，而后在磨削热的作用下表层的冷却 速度大于里层，导致表层材料受到里层的阻碍而产 生了残余拉 应 力． 当 磨 削 参 数 为 vs = 60 m·s － 1， ap = 0. 2 mm，vw = 1. 5 m·min － 1时，在距离磨削表面 0 ～ 35 μm 区域内，表面残余应力表现为拉应力，结 合磨削金相组织分析可知，该区域为淬火烧伤层，在 此区域内磨削液急冷作用引起的残余拉应力占主导 作用; 在距离 35 ～ 110 μm 的区域内，残余应力表现 为压应力，该区域为白层--暗层过渡区以及暗层，该 区域以法向磨削力的挤压作用为主导，因此产生残 · 263 ·
刘谦等：基于微晶刚玉砂轮的20 CrMnTi齿轮成型磨削表面完整性 ·363· 余压应力.因此，为了防止表面产生过大的残余拉 区热量增加，导致磨削热造成的拉应力变大；(2)磨 应力，磨齿过程不宜选用过大的砂轮线速度及径向 削力的降低减弱了磨粒对材料的挤压作用，导致冷 进给量 塑性变形引起的表面残余压应力减小，这两方面的 分析正交试验结果，可以得到表面残余应力随 原因使残余压应力下降.当径向进给量增大时，表 砂轮线速度和径向进给量的水平量的变化趋势，如 面残余压应力的值同样呈现下降趋势.这是因为磨 图8所示.可以看出表面残余压应力随着砂轮线速 削力及磨削热都随径向进给量增大而增大，但磨削 度的增大而减小，这是因为：(1)随着砂轮线速度。 热增大引起的残余拉应力起主导作用.因此，残余 的增加，单位时间内参与磨削的磨粒数量增多，磨削 压应力的值逐渐减小 100 100 04 0 -100 -200 -200 -300 -300 400 400 -500 -500L 30 40 50 60 0.05 0.10 0.15 0.20 砂轮线速度，m·s) 径向进给量，0mm 图8表面残余应力随磨削参数的变化趋势.()砂轮线速度：(b)径向进给量 Fig.8 Trend of surface residual stress with the grinding parameters:(a)wheel speed:(b)radial feed 斑、黑块和灰色交替的现象，产生了烧伤，由于强烈 3表面微损伤的检测与分析 塑性变形和磨削高温的综合作用，烧伤表面出现大 3.1表面烧伤情况 量的鱼鳞状皱叠，磨削纹路不清晰、规整，两侧塑性 图9在取定砂轮线速度v,=50m"s-1及轴向进 隆起不均匀；加工表面上磨屑及黏附物比较多.通 给速度v.=3.5mmin1工况下，不同径向进给量对 常，颜色越深暗，说明烧伤程度越重.对比图9(a) 应的磨削烧伤表面形貌，可以看出，表面都出现亮 和图9(b),在a。=0.15mm时烧伤比较严重. a b) 100m 100μm 图9不同径向进给量的磨削烧伤表面形貌.(a)a。=0.12mm:(b)a。=0.15mm Fig.9 Grinding burn surface topographies with different radial feeds:(a)p=0.12 mm:(b)a=0.15 mm 3.2磨削表面裂纹 图10所示为采用图像测量仪和扫描电镜观测 在磨削过程中，磨削接触区的磨削热导致试件 磨削表面的微观裂纹，试样工艺参数为：砂轮线速度 表面产生热应力并引起体积应力变化，当残余拉应 v,=60ms-l,轴向进给速度v.=3.5m·min1和径 力大于材料断裂极限，工件表面就会产生磨削裂纹 向进给量为a。=0.2mm.微观裂纹是20 CrMnTi齿 或者显微裂纹，影响零件的抗疲劳强度、抗腐蚀氧化 轮材料受到过大的力一热负荷导致的断裂现象.在 能力和断裂强度1-) 磨削过程中，齿面可以达到820℃甚至更高的温度
刘 谦等: 基于微晶刚玉砂轮的 20CrMnTi 齿轮成型磨削表面完整性 余压应力． 因此，为了防止表面产生过大的残余拉 应力，磨齿过程不宜选用过大的砂轮线速度及径向 进给量． 分析正交试验结果，可以得到表面残余应力随 砂轮线速度和径向进给量的水平量的变化趋势，如 图 8 所示． 可以看出表面残余压应力随着砂轮线速 度的增大而减小，这是因为: ( 1) 随着砂轮线速度 vs 的增加，单位时间内参与磨削的磨粒数量增多，磨削 区热量增加，导致磨削热造成的拉应力变大; ( 2) 磨 削力的降低减弱了磨粒对材料的挤压作用，导致冷 塑性变形引起的表面残余压应力减小，这两方面的 原因使残余压应力下降． 当径向进给量增大时，表 面残余压应力的值同样呈现下降趋势． 这是因为磨 削力及磨削热都随径向进给量增大而增大，但磨削 热增大引起的残余拉应力起主导作用． 因此，残余 压应力的值逐渐减小． 图 8 表面残余应力随磨削参数的变化趋势． ( a) 砂轮线速度; ( b) 径向进给量 Fig． 8 Trend of surface residual stress with the grinding parameters: ( a) wheel speed; ( b) radial feed 3 表面微损伤的检测与分析 3. 1 表面烧伤情况 图 9 在取定砂轮线速度 vs = 50 m·s － 1及轴向进 给速度 vw = 3. 5 m·min － 1工况下，不同径向进给量对 应的磨削烧伤表面形貌，可以看出，表面都出现亮 斑、黑块和灰色交替的现象，产生了烧伤，由于强烈 塑性变形和磨削高温的综合作用，烧伤表面出现大 量的鱼鳞状皱叠，磨削纹路不清晰、规整，两侧塑性 隆起不均匀; 加工表面上磨屑及黏附物比较多． 通 常，颜色越深暗，说明烧伤程度越重． 对比图 9( a) 和图 9( b) ，在 ap = 0. 15 mm 时烧伤比较严重． 图 9 不同径向进给量的磨削烧伤表面形貌． ( a) ap = 0. 12 mm; ( b) ap = 0. 15 mm Fig． 9 Grinding burn surface topographies with different radial feeds: ( a) ap = 0. 12 mm; ( b) ap = 0. 15 mm 3. 2 磨削表面裂纹 在磨削过程中，磨削接触区的磨削热导致试件 表面产生热应力并引起体积应力变化，当残余拉应 力大于材料断裂极限，工件表面就会产生磨削裂纹 或者显微裂纹，影响零件的抗疲劳强度、抗腐蚀氧化 能力和断裂强度［11--13］． 图 10 所示为采用图像测量仪和扫描电镜观测 磨削表面的微观裂纹，试样工艺参数为: 砂轮线速度 vs = 60 m·s － 1，轴向进给速度 vw = 3. 5 m·min － 1和径 向进给量为 ap = 0. 2 mm． 微观裂纹是 20CrMnTi 齿 轮材料受到过大的力--热负荷导致的断裂现象． 在 磨削过程中，齿面可以达到 820 ℃甚至更高的温度， · 363 ·
·364 工程科学学报，第40卷，第3期 结合笔者前一阶段关于磨削温度场试验及仿真研究 表面有较高的残余压应力，应控制砂轮线速度)，≤ 发现，刀具-工件表面的接触区以高达6000℃· 50ms,径向进给量a,≤0.15mm.当砂轮线速度 s的升温速率上升，表面受热体积膨胀后产生塑性 为60ms1,径向进给量为0.2mm时，磨削表面的 变形，然后以1.2×10℃·s1的速率急速冷却，体积 残余拉应力大于20 CrMnTi的断裂强度，磨削表面产 收缩，表层次表层产生较大的残余拉应力.其次， 生微观裂纹.因此，应该合理地控制磨削参数，避免 磨削温度超过相变温度，齿面在急冷下发生二次淬 磨削裂纹的产生. 火烧伤，次表层发生回火烧伤，淬火一回火烧伤过渡 区域硬度及性能将大幅下降，同时在回火烧伤区域 参考文献 也将会产生拉应力，表面与内部应力失去平衡加上 磨削力的综合作用，在齿面中就会产生磨削裂纹. [Zhong Z W,Venkatesh V C.Recent developments in grinding of advanced materials.Int J Adr Manuf Technol,2009,41:468 因此，磨削过热与热突变是导致磨削微裂纹产生的 2]Gu S S.Research on Low Residual Stress Grinding of Hardened 主要原因 20CrMnTi [Dissertation].Nanjing:Nanjing University of Aero- nautics and Astronautics,2014 (顾珅珅.渗碳淬硬20 CrMnTi低应力磨削研究[学位论文]， 南京：南京航空航天大学，2014) B]Gu S S,Yang C Y,Fu Y C,et al.Grinding force and specific en- ergy in plunge grinding of 20CrMnTi with monolayer brazed CBN wheel.Mater Sci Forum,2014,770:34 4]Guo T G.The Mechanism and Prevention Measures of Grinding Cracks in the Parts of Automotive Transmission [Dissertation] 00u四 Changchun:University of Jilin,2011 (郭天官.汽车变速器零件磨削裂纹产生机理及防止措施[学 图10磨削表面微观裂纹 Fig.10 Micro cracks in grinding surface 位论文].长春：吉林大学，2011) 5]Zhou T.The Experimental and Simulation Study on Form Grinding Technology in Carburized and Quenched 20CrMnTi [Dissertation] 4结论 Changsha:Hunan University,2012 (周涛.合金渗碳钢20 CrMnTi的成形磨削工艺试验及仿真研 (1)通过试验分析了齿面粗糙度影响因素及影 究[学位论文].长沙：湖南大学，2012) 响规律，径向进给量对粗糙度的影响最大，砂轮线速 令 Wang L,Tian XL,Liu Q,et al.Experimental study and theoreti- 度次之，轴向进给速度最小，齿面粗糙度随着径向进 cal analysis of the form grinding of gears using new type micro- 给量、轴向进给速度的增大而增大，随着砂轮线速度 crystal corundum grinding wheels.Int J Adr Manuf Technol, 2017,92(58):1659 的增大先减后增. ]Qiao Z,Liang Z Q,Zhao W X,et al.Grinding hardening of (2)磨削温度过高会导致磨削烧伤，淬火烧伤 30CrMnTi gear steel.China Surf Eng,2017,30(1):26 会导致表面硬度提高5%~20%，回火烧伤导致硬 (乔治，梁志强，赵文祥，等.齿轮钢30 CrMnTi磨削强化试 度不同程度地下降，表层组织从外至内分别为白层、 验.中国表面工程，2017,30(1)：26) 8] Fu Y D,He Z J,Zhang L J,et al.Effects of intensive quenching 暗层和基体组织.白层微观组织为二次淬火马氏体 on microstructure and mechanical properties of 20CrMnTi steel. +碳化物+少量残余奥氏体，回火烧伤微观组织主 Heat Treat Met,2009,34(8):25 要由回火索氏体、回火屈氏体和回火马氏体组成，回 (傅宇东，何祖娟，张丽君，等.强烈淬火对20CrMT钢组织 火温度不同，其微观组织也会有所不同.磨削烧伤 与性能的影响.金属热处理，2009,34(8)：25) 表面会出现大量的鱼鳞状皱叠，磨削纹路不清晰，表 Lv H M,Wang Q,Fan N S.Study on grinding bums of case- hardened gear for automobile.J Mech Transmission,2009,33 面磨屑黏附现象严重. (3):108 (3)在淬火烧伤层存在较大的残余拉应力，在 (吕红明，王琪，范能胜。汽车渗碳淬火齿轮磨削烧伤的研 v,=60ms,ap=0.2mm,8w=1.5mmin的磨削 究.机械传动，2009,33(3)：108) 参数下可以达到481MPa,随着层深向内在深度 [10]Xu M,Feng Y M,Du G M,et al.Analysis and prevention on 30~40μm处拉应力转化为压应力，在回火烧伤层 grinding bum of small modulus hardened gear.I Mech Transmis- si0m,2014,38(7):127 表现为残余压应力.磨削表面残余压应力随着砂轮 (徐敏，冯育敏，杜改梅，等。小模数硬齿面齿轮磨削烧伤分 线速度与径向进给量的增大而降低，为了使磨削后 析与预防.机械传动，2014,38(7)：127)
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 结合笔者前一阶段关于磨削温度场试验及仿真研究 发现［14］，刀具--工件表面的接触区以高达 6000 ℃· s － 1的升温速率上升，表面受热体积膨胀后产生塑性 变形，然后以 1. 2 × 104 ℃·s － 1的速率急速冷却，体积 收缩，表层/次表层产生较大的残余拉应力． 其次， 磨削温度超过相变温度，齿面在急冷下发生二次淬 火烧伤，次表层发生回火烧伤，淬火--回火烧伤过渡 区域硬度及性能将大幅下降，同时在回火烧伤区域 也将会产生拉应力，表面与内部应力失去平衡加上 磨削力的综合作用，在齿面中就会产生磨削裂纹． 因此，磨削过热与热突变是导致磨削微裂纹产生的 主要原因． 图 10 磨削表面微观裂纹 Fig． 10 Micro cracks in grinding surface 4 结论 ( 1) 通过试验分析了齿面粗糙度影响因素及影 响规律，径向进给量对粗糙度的影响最大，砂轮线速 度次之，轴向进给速度最小，齿面粗糙度随着径向进 给量、轴向进给速度的增大而增大，随着砂轮线速度 的增大先减后增． ( 2) 磨削温度过高会导致磨削烧伤，淬火烧伤 会导致表面硬度提高 5% ～ 20% ，回火烧伤导致硬 度不同程度地下降，表层组织从外至内分别为白层、 暗层和基体组织． 白层微观组织为二次淬火马氏体 + 碳化物 + 少量残余奥氏体，回火烧伤微观组织主 要由回火索氏体、回火屈氏体和回火马氏体组成，回 火温度不同，其微观组织也会有所不同． 磨削烧伤 表面会出现大量的鱼鳞状皱叠，磨削纹路不清晰，表 面磨屑黏附现象严重． ( 3) 在淬火烧伤层存在较大的残余拉应力，在 vs = 60 m·s － 1，ap = 0. 2 mm，vw = 1. 5 m·min － 1的磨削 参数下可 以 达 到 481 MPa，随着层深向内在深度 30 ～ 40 μm 处拉应力转化为压应力，在回火烧伤层 表现为残余压应力． 磨削表面残余压应力随着砂轮 线速度与径向进给量的增大而降低，为了使磨削后 表面有较高的残余压应力，应控制砂轮线速度 vs≤ 50 m·s － 1，径向进给量 ap≤0. 15 mm． 当砂轮线速度 为 60 m·s － 1，径向进给量为 0. 2 mm 时，磨削表面的 残余拉应力大于 20CrMnTi 的断裂强度，磨削表面产 生微观裂纹． 因此，应该合理地控制磨削参数，避免 磨削裂纹的产生． 参 考 文 献 ［1］ Zhong Z W，Venkatesh V C． Ｒecent developments in grinding of advanced materials． Int J Adv Manuf Technol，2009，41: 468 ［2］ Gu S S． Ｒesearch on Low Ｒesidual Stress Grinding of Hardened 20CrMnTi ［Dissertation］． Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，2014 ( 顾珅珅． 渗碳淬硬 20CrMnTi 低应力磨削研究［学位论文］． 南京: 南京航空航天大学，2014) ［3］ Gu S S，Yang C Y，Fu Y C，et al． Grinding force and specific energy in plunge grinding of 20CrMnTi with monolayer brazed CBN wheel． Mater Sci Forum，2014，770: 34 ［4］ Guo T G． The Mechanism and Prevention Measures of Grinding Cracks in the Parts of Automotive Transmission ［Dissertation］． Changchun: University of Jilin，2011 ( 郭天官． 汽车变速器零件磨削裂纹产生机理及防止措施［学 位论文］． 长春: 吉林大学，2011) ［5］ Zhou T． The Experimental and Simulation Study on Form Grinding Technology in Carburized and Quenched 20CrMnTi［Dissertation］． Changsha: Hunan University，2012 ( 周涛． 合金渗碳钢 20CrMnTi 的成形磨削工艺试验及仿真研 究［学位论文］． 长沙: 湖南大学，2012) ［6］ Wang L，Tian X L，Liu Q，et al． Experimental study and theoretical analysis of the form grinding of gears using new type microcrystal corundum grinding wheels． Int J Adv Manuf Technol， 2017，92( 5-8) : 1659 ［7］ Qiao Z，Liang Z Q，Zhao W X，et al． Grinding hardening of 30CrMnTi gear steel． China Surf Eng，2017，30( 1) : 26 ( 乔治，梁志强，赵文祥，等． 齿轮钢 30CrMnTi 磨削强化试 验． 中国表面工程，2017，30( 1) : 26) ［8］ Fu Y D，He Z J，Zhang L J，et al． Effects of intensive quenching on microstructure and mechanical properties of 20CrMnTi steel． Heat Treat Met，2009，34( 8) : 25 ( 傅宇东，何祖娟，张丽君，等． 强烈淬火对 20CrMnTi 钢组织 与性能的影响． 金属热处理，2009，34( 8) : 25) ［9］ Lv H M，Wang Q，Fan N S． Study on grinding burns of casehardened gear for automobile． J Mech Transmission，2009，33 ( 3) : 108 ( 吕红明，王琪，范能胜． 汽车渗碳淬火齿轮磨削烧伤的研 究． 机械传动，2009，33( 3) : 108) ［10］ Xu M，Feng Y M，Du G M，et al． Analysis and prevention on grinding burn of small modulus hardened gear． J Mech Transmission，2014，38( 7) : 127 ( 徐敏，冯育敏，杜改梅，等． 小模数硬齿面齿轮磨削烧伤分 析与预防． 机械传动，2014，38( 7) : 127) · 463 ·
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