硬質(zhì)材料像高合金化高速鋼在磨削加工過(guò)程中出現(xiàn)的復(fù)雜熱機(jī)械載荷，會(huì)影響表面完整性進(jìn)而影響工程零件的性能。殘留應(yīng)力則是評(píng)估磨削零件性能的一個(gè)顯著參數(shù)。早期研究指出磨削工藝通常就是工件的拉伸表面殘余應(yīng)力的來(lái)源。

本研究中，通過(guò)x射線衍射對(duì)磨削工件的測(cè)量發(fā)現(xiàn)表面產(chǎn)生較大的壓縮殘余應(yīng)力。為理解該殘余應(yīng)力的來(lái)源，實(shí)驗(yàn)建立了外圓精磨有限元素模擬模型，且溫度取決于材料屬性；并采用SYSWELD 2010軟件根據(jù)二維數(shù)值模擬建立了熱機(jī)械模擬。利用工件表面移動(dòng)的等量熱通量來(lái)模擬CBN砂輪對(duì)工件的加工作用。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)量和分析計(jì)算求得熱源輪廓。將砂輪的機(jī)械作用模擬為分布在接觸區(qū)磨粒上的正常壓力。求得溫度分布和殘余應(yīng)力。模擬結(jié)果和測(cè)量結(jié)果之間的差別是比較明顯的。進(jìn)一步對(duì)磨削表面層進(jìn)行表征，發(fā)現(xiàn)在給定的工藝參數(shù)、砂輪和材料屬性條件下，等量載荷的熱機(jī)械模型不足以在塑性變形和結(jié)構(gòu)變化中再生誘導(dǎo)殘余應(yīng)力。

1、實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)ハ餮b置

本研究采用HERMLE CNC 5軸加工中心進(jìn)行外圓外圍縱向精磨加工；所用CBN砂輪直徑Ds=150mm，寬度b=12mm；工件為硬鋼柱，直徑Dw=116mm、200mm，硬度為63HRC；設(shè)計(jì)定制特殊的噴嘴用于磨削區(qū)的油潤(rùn)滑。整個(gè)實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖一：實(shí)驗(yàn)裝置

根據(jù)包含5個(gè)工藝參數(shù)和混合水準(zhǔn)（兩到三個(gè)[32 23]）的部分析因試驗(yàn)設(shè)計(jì)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，共計(jì)36組實(shí)驗(yàn)；加工方向?yàn)轫樐?、逆磨兩個(gè)方向；不同砂輪速度、工件速度、切割深度、進(jìn)給速率和磨削防線。如表一所示。

表一：因子水準(zhǔn)分配

1.2 殘余應(yīng)力測(cè)量

每組實(shí)驗(yàn)做完后，利用帶有鉻放射線 Cr Kα（λ=0.229mm）和一個(gè)3.14mm直徑的入射光束準(zhǔn)直器的MGR40頭的PROTO X射線衍射進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)量，如圖2所示。對(duì)鐵板（211）的測(cè)量也用該裝置，Bragg’s角2θ=156.1°。以ψ正負(fù)值進(jìn)行sin2ψ方法的測(cè)量：

6-ψ角度（-30°~+30°）

Ψ振蕩：±3°

對(duì)表面層進(jìn)行持續(xù)的電溶解直至達(dá)到要求的深度后就可以實(shí)現(xiàn)徹底的殘余應(yīng)力分布。以兩個(gè)正交方向進(jìn)行殘余應(yīng)力的測(cè)量：進(jìn)給方向（σzz）和砂輪切削方向（σxx）。

圖二：X射線機(jī)進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)量

2、實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖三為磨削加工前后工件的殘余應(yīng)力深度輪廓數(shù)據(jù)。由圖觀察可知，前期加工工藝所產(chǎn)生的拉伸表面殘余應(yīng)力在經(jīng)過(guò)磨削加工后，被轉(zhuǎn)化為最大表面壓縮應(yīng)力。

圖三：HSS外圓磨削前后的殘余應(yīng)力

根據(jù)參考文獻(xiàn)[20]對(duì)殘余應(yīng)力反映圖中實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的分析可知，工件速度對(duì)磨削試樣上產(chǎn)生的殘余應(yīng)力的影響最大，其次是砂輪進(jìn)給速度。圖4為順磨方向上不同工件速度（7、14、22m.min-1）和經(jīng)過(guò)修整的其他工藝參數(shù)條件（Vs＝17m.s-1，fz＝3mm.tr-1，ap＝8μm）下求得的殘余應(yīng)力輪廓。在兩個(gè)方向上，殘余應(yīng)力是完全壓縮的。值得注意的是，位于外層的壓縮峰值在Vw=7m.m-1處最高且主要在切削方向上（4a）。進(jìn)一步分析則會(huì)發(fā)現(xiàn)，峰值之間的差異更顯著，工件速度對(duì)殘余應(yīng)力的影響表現(xiàn)在了磨削表面下方的受影響層上。工件速度越低，受影響深度就越大，從Vw=22m.min-1的10μm到Vw=7m.min-1的80μm。

圖四：不同工件速度條件下的殘余應(yīng)力輪廓

3、外援磨削加工后殘余應(yīng)力的計(jì)算模型

3.1 數(shù)字模型設(shè)計(jì)

數(shù)字模型主要用來(lái)模擬外圓精磨工藝中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，如圖5所示。所采用的方法并未考慮切屑去除機(jī)理。將砂輪假設(shè)為隨著工件速度Vw沿著表面移動(dòng)的熱源。

圖五：數(shù)字模型：熱載荷和界面狀況

在砂輪的單圈加工過(guò)程中，沿表面的磨削條件在切削、進(jìn)給兩個(gè)方向上保持常量，因此可以僅考慮柱工件的一部分即可。利用SYSWELD軟件對(duì)柱件的第8個(gè)2D平面應(yīng)變模型進(jìn)行處理。在建立該2D模型時(shí)還要考慮不同溫度條件下的材料屬性。

工件的初始溫度T（t＝0）=20℃。在上表面和側(cè)面，用熱對(duì)流傳導(dǎo)系數(shù)hconv（W.K-1.mm-2）來(lái)表示熱對(duì)流。底面的熱損失假定為0。熱邊界條件如圖五所示。

3.2 熱源求值

熱源長(zhǎng)度和砂輪-工件之間的接觸長(zhǎng)度相等。

進(jìn)入工件的熱通量計(jì)算如下：

圖六：熱源計(jì)算

公式1為磨削過(guò)程中產(chǎn)生的總能量。Ft為磨削切向力，Vg為工件-砂輪滑動(dòng)速度。此外，還觀察到在磨削中所有產(chǎn)生的能量都被轉(zhuǎn)化為熱能。砂輪-工件間的熱通量總量qT（W.mm-2）和公式4的滑動(dòng)速度以及公式2中單位接觸面積ft（N.mm-2）上的切向磨削力成比例關(guān)系。

最后，工件qw（W/mm-2）上的熱通量密度計(jì)算如下： 其中， εw是轉(zhuǎn)化為工件上熱量的總能量的一部分。在CBN砂輪配用油潤(rùn)滑加工中，εw約為20%。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在外圓精磨中，熱通量形狀為準(zhǔn)矩形。

3.3 機(jī)械模型裝置

機(jī)械計(jì)算考慮了熱彈塑性機(jī)械性能；求得弱耦合熱機(jī)械計(jì)算。砂輪的影響模擬為速度為Vw沿著表面移動(dòng)的正常壓力。外加荷載的量級(jí)由接觸區(qū)的正常磨削力求得。通過(guò)X、Y方向上對(duì)位移的限制求得工件底面上的運(yùn)動(dòng)學(xué)邊界條件。

3.4 熱學(xué)結(jié)果

圖七為模擬的熱學(xué)結(jié)果，條件參數(shù)為：Vw=7m.mn-1，Vs=17m.s-1，fz=3mm.tr-1，ap=8μm。

圖七：不同深度條件下沿切削方向的溫度輪廓

觀察發(fā)現(xiàn)最高峰值溫度接近Ac1=750℃（奧氏體化初始溫度）。但達(dá)到一定深度后，溫度超過(guò)了HSS（450-600℃）的回火溫度。此外，由于冷卻速率過(guò)高，磨削表面出現(xiàn)了高度集中的熱梯度（≈300μm）。

圖8給出了Jaeger分析策略對(duì)比，結(jié)果顯示一致性良好；從而證實(shí)了數(shù)字模型。圖中的差異主要是由于FE模型的熱對(duì)流引起的熱交換所致，而Jaeger模型則沒(méi)有考慮該因素。

圖八：不同深度條件下數(shù)值模擬溫度和分析計(jì)算溫度

工件速度變化的影響如圖9所示。

圖九：Vw對(duì)磨削表面下的溫度輪廓的影響

表面溫度和熱影響深度都達(dá)到最大，隨工件速度的降低而快速增大。較高的速度縮短了接觸時(shí)間從而降低了工件上的熱量。

3.5 預(yù)測(cè)殘余應(yīng)力

圖10為沿深度的計(jì)算殘余應(yīng)力輪廓（考慮、未考慮砂輪的機(jī)械作用），工件速度為Vw=7m.min-1（Tmax=666℃）和Vw=22m.min-1（Tmax=242℃）模擬值和實(shí)測(cè)值之間的差異是十分顯著的。和實(shí)驗(yàn)測(cè)量相比，數(shù)值模擬的結(jié)果表明工件速度對(duì)殘余應(yīng)力有非常顯著的影響。在較低速度下，切削和進(jìn)給兩個(gè)方向上都觀察到了較高的表面拉伸殘余應(yīng)力。距離表面100μm距離時(shí)，該值逐漸降低至-100MPa(10a)。在較高速度下，磨削表面下觀察到較低的壓縮殘余應(yīng)力。值得注意的是，在所有加工中，砂輪的模擬機(jī)械作用對(duì)殘余應(yīng)力的分布無(wú)影響。

圖十：殘余應(yīng)力輪廓（a）Vw=7m.min-1（b）Vw=22m.min-1

4、討論

實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果之間的顯著差異說(shuō)明了高速鋼磨削加工中殘余應(yīng)力來(lái)源的很多問(wèn)題。利用熱機(jī)械模型求得的數(shù)字結(jié)果給出了兩種殘余應(yīng)力狀態(tài)類型：當(dāng)熱效應(yīng)明顯時(shí)（Vw=7m.min-1），拉伸殘余應(yīng)力產(chǎn)生，如圖10a；當(dāng)機(jī)械效應(yīng)大于熱效應(yīng)時(shí)，產(chǎn)生低壓縮殘余應(yīng)力，如圖10b。本研究所用數(shù)字模型并未考慮相位變換引起的形變和材料回火以及工件上材料的脫落。所有這些現(xiàn)象都會(huì)降低拉伸殘余應(yīng)力并提高壓縮殘余應(yīng)力。
由于冶金材料屬性的信息缺失，研究重點(diǎn)主要集中在受影響層面上。磨削加工后，表面試樣被涂附上一層樹(shù)脂，然后進(jìn)行機(jī)械拋光和蝕刻。圖11為改性層面，厚度約5μm。

圖十一：HSS磨削表面微結(jié)構(gòu)的SEM觀察圖

在圖11a中，改性形成的層面可能是由嚴(yán)重的塑性變形引起的，也可能是由熱激化奧氏體相變引起。磨削表面的壓縮殘余應(yīng)力也可能是由磨削過(guò)程中經(jīng)轉(zhuǎn)化的殘留奧氏體含量所致，如圖11b所示。

此外，臨近磨削表面的EBSD檢測(cè)顯示出較低的指數(shù)（黑色區(qū)域），這說(shuō)明有其他相的存在，其變形的微結(jié)構(gòu)和馬氏體結(jié)構(gòu)是不一樣的。

圖12：HSS磨削表面微結(jié)構(gòu)的EBSD觀察

為更多了解改性層的相組份，實(shí)驗(yàn)還進(jìn)行了磨削前后X射線衍射相分析。結(jié)果顯示磨削和未磨削試樣的馬氏體相的觀察圖是一樣的。

5、結(jié)論

利用CBN砂輪對(duì)高合金化高速鋼進(jìn)行外圓精磨加工后，表面層產(chǎn)生了100μm厚的顯著壓縮殘余應(yīng)力。實(shí)驗(yàn)測(cè)量顯示工件速度是外圓磨削過(guò)程中最關(guān)鍵的動(dòng)力參數(shù)，它會(huì)影響磨削試樣上殘余應(yīng)力的分布。利用熱機(jī)械模型求得的熱學(xué)結(jié)果顯示溫度可以大于材料的回火溫度并接近Ac1值。但數(shù)值模擬求得的殘余應(yīng)力和試驗(yàn)實(shí)測(cè)值并不匹配。磨削高速鋼微結(jié)構(gòu)的分析說(shuō)明殘余應(yīng)力是機(jī)械、熱學(xué)和變形效應(yīng)共同作用的結(jié)果。變形結(jié)構(gòu)的改性表面層有SEM/EBSD圖可以看出。微結(jié)構(gòu)的變化和磨削過(guò)程中殘留的奧氏體相變、回火現(xiàn)象和塑性變形有關(guān)。