崔鳳奎， 凌遠非， 薛進學， 李玉璽， 李言， 解克各

(1.河南科技大學 機電工程學院， 河南 洛陽 471003; 2.機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心， 河南 洛陽 471003；3.西安理工大學 機械與精密儀器工程學院， 陜西 西安 710048)

花鍵冷滾打成形表層加工硬化研究

崔鳳奎1，2， 凌遠非1，2， 薛進學1，2， 李玉璽3， 李言3， 解克各1，2

(1.河南科技大學 機電工程學院， 河南 洛陽 471003; 2.機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心， 河南 洛陽 471003；3.西安理工大學 機械與精密儀器工程學院， 陜西 西安 710048)

依據(jù)冷滾打成形原理，分析花鍵成形表層加工硬化機理，進行冷滾打成形的仿真和花鍵試件的掃描電鏡實驗、透射電鏡實驗和顯微硬度實驗，得到了花鍵成形過程中等效應(yīng)變和溫度分布情況；分析花鍵表層晶粒、位錯和花鍵齒不同部位的硬度沿硬化層深的變化情況，闡明沿層深方向晶粒大小、位錯密度和硬度三者之間的關(guān)系，揭示了冷滾打工藝參數(shù)對加工硬化程度的影響規(guī)律。結(jié)果表明：冷滾打成形花鍵表層加工硬化主要受到位錯密度影響，分度圓硬化程度最大，齒廓不同部位硬化程度隨著工件進給量的增大而上升，隨著滾打輪轉(zhuǎn)速的增大而下降。研究結(jié)果為揭示20號鋼冷滾打花鍵成形表層加工硬化行為提供了參考依據(jù)。

機械制造工藝與設(shè)備； 冷滾打； 硬化層； 晶粒； 位錯； 硬度

0 引言

漸開線花鍵具有傳動平穩(wěn)、承載能力強和傳遞轉(zhuǎn)矩大等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于車輛、航空、機床等領(lǐng)域[1]，其生產(chǎn)制造能力直接影響這些行業(yè)的發(fā)展水平。冷滾打成形[2-5]作為一種重要的花鍵軸塑性成形方法，不僅具有生產(chǎn)效率高、產(chǎn)品質(zhì)量穩(wěn)定、原材料消耗少等特點，而且在成形過程中由于機械力的作用使得成形花鍵表層產(chǎn)生一定的加工硬化。加工硬化能夠提高工件表面的強度、抗疲勞性、耐沖擊性等。但是，加工硬化程度過高，工件表層會出現(xiàn)細微裂紋等缺陷，降低花鍵的使用性能，同時會加速滾打輪的磨損。因而，為了合理控制加工硬化程度，研究花鍵冷滾打成形的表層加工硬化形成機理，探討冷滾打花鍵表層加工硬化行為具有重要的科學意義和工程應(yīng)用價值。

Zella等[6]用有限元方法對漸開線花鍵在對軸對稱加載和非軸對稱加載兩種情況下的接觸情況進行分析，給出了應(yīng)力和應(yīng)變在扭矩不斷增加下的變化情況，得到了兩種模型應(yīng)力集中分布狀況；Kurt[7]指出冷滾打成形技術(shù)可以用來加工輕量化、高精度內(nèi)外花鍵、齒輪，并且廣泛用于汽車行業(yè)；馬群等[8]分析了滾打輪與工件產(chǎn)生干涉現(xiàn)象的原理，設(shè)計改進了滾打頭的結(jié)構(gòu)，在不改變滾打輪輪廓的情況下減小成形誤差，并用實驗驗證了改進滾打頭結(jié)構(gòu)的合理性；張璐等[9]依據(jù)主應(yīng)力法，建立了平板板料冷滾打成形的變形力解析方程，利用ABAQUS/Explicit有限元仿真計算結(jié)果對該方程進行了修正，并進行了冷滾打變形力實驗測量，驗證了修正后的冷滾打變形力解析方程的正確性；全建輝等[10]采用顯式中心差分算法，利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對花鍵冷打成形過程進行了數(shù)值模擬，通過對數(shù)值模擬結(jié)果的分析和討論，揭示了花鍵冷打成形過程中應(yīng)力變化情況和金屬流動規(guī)律，為深入研究冷滾打成形機理奠定了基礎(chǔ)；王曉強等[11]將40Cr宏觀應(yīng)力和位錯密度變化機理相結(jié)合，建立了40Cr位錯密度變化模型，通過模型驗證和實驗分析，進一步從微觀角度解釋了40Cr在冷滾打成形過程中的變化規(guī)律。梁小明等[12]分析了冷滾打成形過程中鱗紋產(chǎn)生的原因，獲得了鱗紋高度的表達式，依據(jù)仿真結(jié)果對表達式進行修正，并對冷滾打成形工件表面產(chǎn)生的鱗紋進行測量，理論與實驗對比，驗證了修正后的鱗紋高度表達式的正確性。

國內(nèi)外學者主要從運動學、動力學、金屬流動、微觀組織演變等方面對冷滾打成形進行了大量的研究，而有關(guān)花鍵冷滾打成形表層加工硬化的研究較少，沒有得到期望的研究成果，使冷滾打花鍵的表面質(zhì)量和使用性能無法達到關(guān)鍵行業(yè)的要求。因此，本文根據(jù)冷滾打成形原理分析花鍵表層加工硬化機理，進行了花鍵冷滾打基于掃描電鏡實驗、透射電鏡實驗和顯微硬度實驗結(jié)果對花鍵齒加工硬化層晶粒、位錯和硬度的分布規(guī)律以及不同工藝參數(shù)對花鍵齒不同部位的硬化程度的影響規(guī)律研究，旨在為提高20號鋼冷滾打花鍵的表層性能提供理論基礎(chǔ)。

1 花鍵冷滾打成形原理

冷滾打成形原理如圖1所示，偏心安裝在兩根高速旋轉(zhuǎn)軸上的滾打輪同步逆向旋轉(zhuǎn)的同時，工件作連續(xù)分齒旋轉(zhuǎn)，并進行軸向移動，滾打輪每轉(zhuǎn)一轉(zhuǎn)，滾打輪對工件擊打一次，漸次擊打工件迫使冷態(tài)金屬多次漸變塑性變形和回彈，發(fā)生金屬體積漸變轉(zhuǎn)移累積，最終成形高性能零部件[8]。

圖1 花鍵冷滾打成形原理圖Fig.1 Schematic diagram of high speed cold roll-beating

2 花鍵冷滾打成形表層加工硬化機理

冷滾打成形過程中，花鍵軸受到應(yīng)力場和溫度場的耦合作用，成形過程快；受到滾打輪擊打作用的金屬產(chǎn)生塑性變形，隨著塑性變形的累積，工件材料的流動阻力上升，塑性和韌性下降，使得工件的加工變難，強度和硬度有所提高，產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象；同時，成形過程中塑性變形功以及滾打輪與工件之間的摩擦和劇烈碰撞產(chǎn)生熱量，這些熱量使得工件表層溫度迅速升高，由于塑性變形在短時間內(nèi)完成，表層溫度沒有足夠時間向深層處擴散，從而表層區(qū)域產(chǎn)生一定的軟化，導致工件抵抗變形能力減弱，加工硬化程度有所下降，溫度越高，材料軟化效應(yīng)越明顯，硬化程度也會減小。因此，花鍵冷滾打成形加工硬化的產(chǎn)生受到塑性變形應(yīng)力場強化和擊打溫度場弱化的耦合作用。

3 花鍵冷滾打成形有限元模擬結(jié)果及分析

在冷滾打成形過程中，滾打輪與工件接觸處形成一個不均勻的熱力耦合變形區(qū)域，此區(qū)域具有彈塑性變形大、熱應(yīng)力集中和摩擦界面復雜的特點。為了使冷打接觸面變形區(qū)的應(yīng)變場、溫度場實現(xiàn)可視化，本文采用ABAQUS軟件建模仿真，為后面的實驗分析提供依據(jù)。

3.1 幾何模型

由于高速冷打成形是一個軸對稱問題，故模擬分析時考慮工件的1/2便可。幾何模型如圖2所示，圓柱體工件半徑和長度分別為17.5 mm和20 mm，滾打輪半徑和回轉(zhuǎn)半徑分別為19 mm和36 mm.

圖2 冷滾打幾何模型圖Fig.2 Geometrical model of cold roll-beating

3.2 材料模型

工件材料為20號鋼，由于20號鋼在不同溫度和應(yīng)變率下的性質(zhì)不同，選用Johnson-Cook本構(gòu)方程[13]能較好地描述20號鋼在高應(yīng)變速率下的加工硬化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)，Johnson-Cook本構(gòu)方程為

(1)

3.3 仿真結(jié)果及分析

圖3 不同時刻等效應(yīng)變分布圖Fig.3 Equivalent strain profiles at different times

花鍵高速冷打成形過程中不同時刻的等效應(yīng)變分布如圖3所示。從圖3可以看出，在冷打變形開始時等效應(yīng)變和等效應(yīng)變分布范圍都較小且工件變形的不均勻性較小，隨著冷打成形過程的進行，等效應(yīng)變及其分布區(qū)域逐漸擴大，工件變形的不均勻性加劇，并且等效應(yīng)變分布的范圍主要是工件外層金屬，等效應(yīng)變比較大的部位是工件與滾打輪接觸的兩側(cè)和底部表層區(qū)域，并且應(yīng)變沿內(nèi)層逐漸遞減，這是由于高速冷打成形過程中，與滾打輪接觸的工件表層區(qū)域是直接受力部分，金屬流動和變形最為劇烈，而在遠離表層區(qū)域由于受沖擊力影響越來越小，應(yīng)變變化越來越不明顯。

花鍵高速冷打成形過程中不同時刻溫度分布如圖4所示。從圖4可以看出，工件溫度較高的區(qū)域產(chǎn)生在與滾打輪接觸的部分，溫度分布不均勻，并且分布規(guī)律與工件等效塑性應(yīng)變相類似。原因主要在于塑性功和熱量之間的轉(zhuǎn)化關(guān)系，塑性變形量較大，功熱轉(zhuǎn)化相對集中，溫度相對較高。當滾打輪脫離工件時，熱量向周圍擴散，溫度逐漸降低，由于齒根處的熱量不易向周圍擴散，使得齒根處溫度高于其他部分說明齒根處溫升弱化效應(yīng)高于分度圓和齒頂；齒廓的頂端塑變形量較小，產(chǎn)生的熱量較少，并且離功熱轉(zhuǎn)化區(qū)域較遠，溫度變化不是特別明顯。

4 花鍵冷滾打成形表層加工硬化實驗研究

4.1 實驗方案

工件材料化學成分見表1，在ZRMe9冷滾打機床上進行冷滾打花鍵加工?；ㄦI模數(shù)2.5，壓力角30°，齒數(shù)14，花鍵成形工藝參數(shù)包括滾打輪轉(zhuǎn)速和工件進給量，見表2.

表1 20號鋼主要化學成分(質(zhì)量分數(shù))

表2 工藝參數(shù)

4.2 實驗過程

實驗所用14根花鍵在德國GROB公司生產(chǎn)的ZRMe9冷滾打機床上加工，如圖5所示，每根花鍵加工耗時大約4.5 min，對已加工好的花鍵(見圖6)采用線切割成實驗試樣(花鍵齒)如圖7所示。用2000號砂紙對試樣端面進行磨樣，在拋光機上對試樣進行拋光至無明顯劃痕，用丙酮清洗，再用含有3%硝酸的酒精溶液腐蝕試樣表面；當試樣表面呈暗灰色時停止腐蝕，用蒸餾水清洗后烘干；將試樣放入儀器樣品臺上，儀器抽真空，真空度達到后，電子槍自動加高壓20 kV，掃描電鏡進入工作狀態(tài)，通過計算機移動樣品臺，改變放大倍數(shù)、調(diào)焦以獲得滿意圖像，觀察試樣表面微觀形貌，進行圖像拍照。

圖5 冷滾打機床Fig.5 Cold-roll beating machine tool

圖6 冷滾打花鍵Fig.6 Cold roll-beating spline

圖7 花鍵齒試樣Fig.7 Sample of spline tooth

用線切割機床沿花鍵齒齒面層深方向切下3片方形薄樣，每片薄樣厚度為0.4 mm，用細砂紙將薄樣磨至0.04 mm左右，再將薄樣裁剪成直徑為3 mm的圓片，放入雙噴離子減薄儀進行減薄，減薄完成后作消磁處理，進行透射電鏡觀察。

用HVS-1000A型數(shù)顯顯微硬度計首先測量試樣的機體硬度，再測量試樣3個部位(齒頂、分度圓和齒根)的硬度，測量方向沿表面的法線由表向里，每個部分測量15個點的維氏硬度，每個測量點之間的距離為0.1 mm；每次測量施加載荷100 g，加載時間10 s，計算出各部位實際硬度與機體硬度的比值。

4.3 實驗結(jié)果

以11號樣為例，花鍵齒試樣表層掃描電鏡圖像如圖8所示，圖8顯示了冷滾打花鍵表層微觀組織變化情況。從圖8中可以看出，材料基本組織沒有發(fā)生變化，只是沿層深方向晶粒的形狀和大小發(fā)生了不同程度的變化?；ㄦI齒試樣表層透射電鏡圖像如圖9所示，圖9顯示了冷滾打花鍵表層位錯的分布情況，晶界的存在阻礙了位錯的滑移，當障礙足夠強時，位錯難以通過，會使晶界附近堆積的位錯數(shù)目不斷增加，靠近晶界的位錯比較密集，而后面逐漸稀疏?；ㄦI齒頂、分度圓和齒根處沿法線方向硬度變化測試結(jié)果如圖10所示，圖10顯示了冷滾打花鍵表層硬度分布情況、硬化程度和硬化層深。不同成形參數(shù)下花鍵不同部位硬化程度如圖11所示，圖11顯示了花鍵不同部位硬化程度的變化規(guī)律。

圖8 層深方向不同部位的掃描電鏡圖像(放大1 000倍)Fig.8 Scanning electron microscopical images of different positions in the direction of layer depth(1 000×)

圖9 層深方向不同部位的透射電鏡圖像 (放大50 000倍)Fig.9 Transmission electron microscopical images of different positions in the direction of layer depth(50 000×)

圖11 不同進給量下硬化程度變化曲線Fig.11 Hardening curves at different feed rates

4.4 結(jié)果分析

由圖8可以看出：試樣表層晶粒得到明顯細化，呈纖維狀分布，流線形狀與花鍵齒外形基本保持一致，如圖8(a)所示；次表層晶粒也產(chǎn)生一定程度的變化，晶粒得到一定的細化，沒有表層變形那么劇烈，如圖8(b)所示；距離齒面較遠的基體部分與原始組織狀態(tài)相同，在成形過程中沒有發(fā)生明顯變化，鐵素體晶粒和珠光體晶粒呈胞狀分布，晶粒之間的晶界明顯，組織呈現(xiàn)片層間距較為均勻的珠光體，并沿各個方向隨機排列，如圖8(c)所示。

花鍵表層晶粒的變化是由于花鍵受到滾打輪擊打力作用而產(chǎn)生金屬流動造成的，對冷滾打花鍵齒成形過程進行有限元仿真，選出兩個時刻的齒廓應(yīng)變云圖如圖3所示，根據(jù)金屬塑性成形最小阻力定律，金屬質(zhì)點會選擇阻力最小的方向移動。冷滾打成形過程中，滾打輪齒頂最先與工件接觸，滾打輪齒頂兩側(cè)的金屬受到兩端齒頂處的切向流動應(yīng)力，則金屬向滾打輪兩側(cè)自由表面的方向移動，形成凸起，如圖3(a)所示。齒廓成形初期隨著滾打輪的運動，凸起越來越明顯如圖3(b)所示，并且流向滾打輪的齒底，齒側(cè)受到滾打輪側(cè)面的壓力和摩擦力，使得齒側(cè)金屬流動受到阻力，流動減緩，而齒中間的金屬會繼續(xù)向滾打輪底部流動，最終形成花鍵的齒頂。因此，花鍵齒表層在金屬流動的推動下變形不斷增大，外表層變形量最大，向內(nèi)逐漸減小，受到金屬流動影響，外表層晶粒等軸晶粒得到充分地細化，沿齒外輪廓呈纖維狀分布，晶粒平均尺寸減小，而晶粒尺寸對材料屈服應(yīng)力和流動應(yīng)力的影響可由Hall-Petch方程[14]表示為

σ=σi+Kd-1/2,

(2)

式中：σi為晶格間的摩擦力；K為常數(shù)，大小與晶界結(jié)構(gòu)有關(guān)；d為各晶粒平均尺寸。

由(2)式可知，晶粒平均尺寸越小，材料屈服極限越高，花鍵在冷滾打成形過程中表層細化的晶粒使得花鍵成形后抵抗變形能力增加，強度和硬度顯著提升，機械強化作用明顯。

由圖9可以看出：試樣表層在晶界處附近的鐵素體中產(chǎn)生大量類似棉絮狀的位錯，如圖9(a)所示，分布在珠光體和鐵素體晶界附近；在次表層處產(chǎn)生一定量的位錯，如圖9(b)所示，次表層變形程度相對表層較小；基體部分沒有產(chǎn)生明顯的位錯，如圖9(c)所示，這是由于距表層較遠的基體幾乎不產(chǎn)生塑性變形。

在高應(yīng)變率變形條件下，工件局部受力很大，位錯在短時間內(nèi)大量增殖形成位錯的塞積，位錯的塞積模型[15]為

n(τ-τi)=τc,

(3)

式中：n為聚集在晶界附近位錯的數(shù)量；τ=σ/M為切應(yīng)力，M為泰勒因子；τi為晶格間的摩擦分力；τc為位錯滑移穿過晶界所需的切應(yīng)力。

受到滾打輪擠壓力和摩擦力作用，原子沿著應(yīng)力場梯度方向不斷運動，使金屬在瞬間產(chǎn)生塑性變形，開始進入塑性變形時變形主要由鐵素體提供，鐵素體晶粒變形時受到周圍晶粒的約束，由于多晶體的連續(xù)性，使得在晶界附近區(qū)域產(chǎn)生的多個滑移系同時開動，從而使鐵素體晶粒出現(xiàn)不同程度的細化，晶粒細化使得晶界數(shù)量增加，晶界數(shù)量的增加不僅為位錯的產(chǎn)生提供來源，而且對位錯滑移的阻礙作用增強，位錯滑移穿過晶界所需的切應(yīng)力τc增大，位錯難以越過障礙，冷滾打多道次的耦合作用會使晶界附近位錯數(shù)量n不斷增加，在晶界附近形成位錯的塞積，位錯密度ρ上升，使得材料抵抗變形能力增強，產(chǎn)生硬化效應(yīng)。由于滾打輪轉(zhuǎn)速較高，滾打輪每一次對工件的擊打持續(xù)時間較短，離變形區(qū)最近的花鍵外表層金屬變形速度較快，應(yīng)變率較高，位錯運動較為劇烈，塞積現(xiàn)象較為明顯，隨著變形的繼續(xù)，分布在珠光體附近的位錯也使得珠光體也發(fā)生劇烈的塑性變形。此外，花鍵塑性變形和滾打輪與工件之間的滾滑摩擦產(chǎn)生一定的熱量，而滾打輪對花鍵的擊打在很短的時間完成，因此產(chǎn)生的熱量不能在短時間內(nèi)擴散到大氣中，導致局部溫度升高，在鐵素體和珠光體晶界附近的溫升降低了材料的屈服強度，鐵素體和珠光體更容易產(chǎn)生塑性變形，同時溫升使位錯的滑移阻力減小，滑移更容易進行，位錯密度下降，產(chǎn)生一定的軟化效應(yīng)。

由圖10可以看出，由不同位置的硬度變化曲線可知，每一處的硬度隨著與齒面距離的增大總體趨于減小，基體硬度為216 HV，三處的硬度均明顯有所提高，形成明顯的加工硬化層。齒頂處最大硬度達到297 HV，隨著沿表面法向距離的增大，開始硬度明顯下降，深度大約為0.5 mm時硬度逐漸趨于穩(wěn)定，因此硬化層厚度接近0.5 mm；分度圓處最大硬度達到339 HV，其硬度隨著測量深度的加深，開始下降比較明顯，中間一小段較為平緩，而后繼續(xù)下降，最后趨于穩(wěn)定，硬化層深在1.1 mm左右；齒根處最大硬度為317 HV，硬度從表層向?qū)由罘较蛞恢毕陆?，硬度沒有出現(xiàn)趨于平緩的趨勢，硬化層深超過1.5 mm.

花鍵冷滾打成形過程中各個部分變形程度不相同，加工硬化程度也不相同，由圖3、圖8和圖9可知，花鍵齒表層處應(yīng)變最高，纖維組織比較密集，晶粒被拉長，位錯塞積明顯，而在遠離表層的位置晶粒的變形和位錯的塞積不是特別明顯，工件表層受到機械力的加工硬化和溫升軟化的共同作用，雖然外表層變形劇烈，溫升也較為明顯，但是硬化作用在整個過程中依然占據(jù)主導地位，和次表層和基體相比，硬化程度最高，沿層深方向硬化程度逐漸減弱。成形過程與滾打輪最先接觸的區(qū)域為毛坯件外圓部分，也就是齒頂圓所在的區(qū)域，隨著擊打深度的增加，整個齒廓都會與滾打輪接觸，工件變形部分的廓形與滾打輪打入部分的廓形相吻合，輪廓各部分變形程度和溫度變化各不相同。由圖10可知，雖然最先與滾打輪接觸的是齒頂圓區(qū)域，但由于齒頂圓處金屬流動較為自由，受到的擠壓力并不強烈，硬化程度較小。雖然齒根處變形量最大，但由于散熱困難導致溫升較高，動態(tài)軟化效應(yīng)明顯，因此齒根處的硬化程度低于分度圓。

在轉(zhuǎn)速恒定的條件下，不同進給量下齒廓不同部位硬化程度變化曲線如圖11所示。從圖11中可以看出，進給量為21 mm/min時齒頂、分度圓和齒根處硬化程度最小，轉(zhuǎn)速為42 mm/min時齒頂、分度圓和齒根處硬化程度最大，3個部位的硬化程度隨著進給量的增大而上升?；ㄦI齒廓由滾打輪多次擊打產(chǎn)生的變形累積而成，每次擊打時工件變形量較??；在同一轉(zhuǎn)速下，工件的變形量隨著進給量的增大而增大，變形量越大，應(yīng)變硬化效應(yīng)越為明顯，抵抗變形的能力越強，硬化程度也就越為明顯；隨著變形量的增大，塑性變形產(chǎn)生的熱量也會增多，溫升軟化效應(yīng)也會明顯，但變形量在小范圍內(nèi)變化，溫升軟化效應(yīng)有限，應(yīng)變硬化效應(yīng)依然占據(jù)主導地位。

圖12 不同轉(zhuǎn)速下硬化程度變化曲線Fig.12 Hardening curves at different rotation speeds

在進給量恒定的條件下，不同轉(zhuǎn)速下齒廓不同部位硬化程度變化曲線如圖12所示。從圖12中可以看出，轉(zhuǎn)速為1 581 r/min時齒頂、分度圓和齒根處硬化程度硬化程度最大，轉(zhuǎn)速為2 258 r/min時齒頂、分度圓和齒根處硬化程度最小，3個部位的硬化程度隨著轉(zhuǎn)速的增大而下降。雖然滾打輪轉(zhuǎn)速的上升會使應(yīng)變率增大，位錯運動加劇，會起到一定的應(yīng)變率強化作用，但是滾打輪轉(zhuǎn)速的上升會使擊打次數(shù)增加，滾打輪與工件接觸時間變短，每次擊打時工件變形量減小，冷滾打過程中工件受到應(yīng)變率硬化效應(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)的綜合作用，和應(yīng)變率硬化效應(yīng)相比，20號鋼應(yīng)變硬化效應(yīng)更為明顯；同時，隨著變形量減小，塑性變形產(chǎn)生的熱量也會減少，溫升軟化效應(yīng)變得越不明顯，硬化程度受溫升影響越小。

5 結(jié)論

1)花鍵在冷滾打成形過程中受到應(yīng)力場強化和擊打溫度場弱化的耦合作用，應(yīng)力場的強化作用占據(jù)主導地位。

2)工件外表層由于塑性變形最為劇烈，晶粒變形和細化程度較高，位錯累塞積比較明顯，表層加工硬化主要受到位錯密度影響。

3)冷滾打成形花鍵形成明顯的加工硬化層，表明在成形過程中表層加工硬化效應(yīng)較為明顯，分度圓處硬化程度最大，其次是齒根處，齒頂圓處硬化程度最小。

4)同一轉(zhuǎn)速下齒廓不同部位的硬化程度隨著進給量的增大而上升，同一進給量下齒廓不同部位的硬化程度隨著轉(zhuǎn)速的增大而下降。

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Research on Work-hardening Behavior of Surface Layer of Spline during Cold Roll-beating

CUI Feng-kui1,2, LING Yuan-fei1,2, XUE Jin-xue1,2, LI Yu-xi3, LI Yan3, XIE Ke-ge1,2

(1.School of Mechatronics Engineering, Henan University of Science and Technology, Luoyang 471003, Henan, China;2.Collaborative Innovation Center of Machinery Equipment Advanced Manufacturing of Henan Province, Luoyang 471003, Henan, China; 3.School of Mechanical and Precision Instrument Engineering, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048, Shaanxi, China)

The work-hardening mechanism of surface layer of spline is analyzed based on the principle of cold-roll beating formation. The cold roll-beating formation is simulated, and the scanning electron microscopic and transmission electron microscopic examination and micro hardness test of spline test piece are conducted. The equivalent strain and temperature distribution during the forming process of cold roll-beating are obtained. The variations of grain, dislocation and hardness values at different positions of spline tooth along the direction of hardened layer depth are discussed, the relationships among grain size, dislocation density and hardness along the direction of layer depth are clarified, and the effect of cold roll-beating parameters on the degree of work hardening is revealed. The results show that work-hardening on surface layer of workpiece during high speed cold roll-beating is mainly affected by dislocation density. The hardening degree of pitch circle is maximal, the hardening degree of different positions of tooth profile increases with the increase in the feed rate of workpiece, but decreases with the increase in the rotational speed of roller. The research results provide a basis for revealing the work-hardening behavior of surface layer of spline of 1020 steel during cold roll-beating.

manufaturing technology and equipment; cold roll-beating; surface layer; grain; dislocation; hardness

2016-05-05

國家自然科學基金項目(51475146)

凌遠非(1990—)，男，碩士研究生。E-mail：18937976427@163.com

崔鳳奎(1957—)，男，教授，博士生導師。E-mail：cuifk2008@163.com

TG335.12

A

1000-1093(2017)02-0358-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.02.021