，，，

(1.武漢材料保護(hù)研究所，特種表面保護(hù)材料及應(yīng)用技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430030；2.中車株洲電機(jī)有限公司，株洲 412000)

0 引 言

超聲加工(Ultrasonic Machining，USM)是一種高頻脈沖光整加工技術(shù)，也是一種表面強(qiáng)化工藝[1];與擠壓、噴丸和滾壓等工藝類似，超聲加工通過位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)使材料表層組織細(xì)化[2]。超聲加工工藝?yán)媒饘俚睦渌苄蕴攸c(diǎn)，采用刀具固結(jié)金剛石工具頭對(duì)工件表層進(jìn)行高頻撞擊，增加工件表層的自由能，使其產(chǎn)生強(qiáng)烈塑性變形，將工件表面“削峰填谷”，從而提高工件表面的質(zhì)量并細(xì)化工件表層的組織[3-7]。超聲加工工藝提高工件表面質(zhì)量的效果遠(yuǎn)超傳統(tǒng)的磨削和拋光等工藝，在軍事、航空航天、汽車工業(yè)、生物醫(yī)療等領(lǐng)域都有廣泛的應(yīng)用[8-9]。目前，國(guó)內(nèi)外有關(guān)超聲加工工藝的研究主要集中在材料去除機(jī)理、工藝參數(shù)對(duì)工件表面質(zhì)量的影響[10-13]及有限元仿真[14-15]等方面，而有關(guān)超聲加工工藝對(duì)表面粗糙度影響的研究較少。

電動(dòng)機(jī)端蓋軸承室的材料通常為QT400-18L球墨鑄鐵，其較大表面粗糙度所造成的磨損使得電動(dòng)機(jī)發(fā)生嚴(yán)重的機(jī)械振動(dòng)，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子與定子摩擦掃膛，從而燒毀電機(jī)定子繞組[16]。為了降低軸承室表面粗糙度，作者利用超聲加工工藝對(duì)QT400-18L球墨鑄鐵表面進(jìn)行處理，采用白光共焦三維顯微鏡對(duì)其表面形貌、表面粗糙度等進(jìn)行了表征，并結(jié)合掃描電子顯微鏡、光學(xué)顯微鏡、維氏硬度計(jì)等研究了超聲加工對(duì)球磨鑄鐵表層組織和硬度的影響。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

試驗(yàn)所用QT400-18L球墨鑄鐵端蓋軸承室由株洲中車電機(jī)提供，熱處理狀態(tài)為中低溫退火；該球墨鑄鐵的抗拉強(qiáng)度為430 MPa，屈服強(qiáng)度為134 MPa，伸長(zhǎng)率為20.14%，硬度為180～200 HV。從端蓋軸承室中取出軸件和圓盤，尺寸如圖1和圖2所示。

圖1 軸件的形狀與尺寸Fig.1 Shape and dimension of shaft

圖2 圓盤的形狀與尺寸Fig.2 Shape and dimension of disc

將超聲加工設(shè)備安裝在CA6150型臥式車床上，然后對(duì)軸件和圓盤進(jìn)行超聲加工試驗(yàn)，超聲加工過程如圖3所示，圖中n為車床主軸轉(zhuǎn)速，v為刀具進(jìn)給速度。試樣由三角卡盤固定在車床上，車床主軸帶動(dòng)試樣轉(zhuǎn)動(dòng)，超聲加工刀具在豎直方向?qū)υ嚇舆M(jìn)行高頻撞擊且沿水平方向進(jìn)給，刀具的工具頭為金剛石球，直徑為14 mm。軸件加工預(yù)壓力為0.20 MPa，采用液壓隨動(dòng)加壓，刀具進(jìn)給速度為0.1 mm·r-1，車床主軸轉(zhuǎn)速為71 r·min-1，超聲工具頭的工作頻率為27 kHz；圓盤加工預(yù)壓力為0.35 MPa，采用液壓隨動(dòng)加壓，刀具進(jìn)給速度為0.2 mm·r-1，車床主軸轉(zhuǎn)速為110 r·min-1，超聲工具頭的工作頻率為27 kHz。試驗(yàn)環(huán)境為大氣環(huán)境，溫度為25 ℃，相對(duì)濕度為63%。在加工過程中采用循環(huán)流動(dòng)的切削液，防止黏附現(xiàn)象的出現(xiàn)。

1.2 試驗(yàn)方法

利用高精度千分尺測(cè)試樣加工區(qū)與未加工區(qū)的尺寸，分析超聲加工的尺寸控制能力。采用MICROMEASURE2型白光共焦三維顯微鏡觀察試樣表面的三維形貌，測(cè)其表面粗糙度，軸件試樣的分析區(qū)域如圖4所示，白光掃描平面尺寸為10 mm×1 mm，步長(zhǎng)為4 μm×7 μm，比率為300，光筆景深為300 μm。采用MVD-1000JMT2型顯微硬度計(jì)測(cè)圓盤和軸件的表面硬度和截面硬度分布，軸件表面硬度的測(cè)試區(qū)域如圖5所示，其中區(qū)域1,3位于加工區(qū)，區(qū)域2位于未加工區(qū)，載荷為9.8 N，保載時(shí)間為10～15 s,各測(cè)3點(diǎn)取平均值。

圖3 超聲加工過程示意Fig.3 Schematic of USM process

圖4 軸件試樣的三維形貌分析區(qū)域示意Fig.4 Schematic of analyzed area of three-dimensional morphology of the shaft sample

圖5 軸件試樣的硬度測(cè)試區(qū)域示意Fig.5 Schematic of hardness measuring area of the shaft sample

圖6 軸件試樣SEM取樣位置示意Fig.6 Schematic of SEM sampling position of the shaft sample

在圖6所示的軸件試樣的6個(gè)位置上截取金相試樣，其中頭部為未加工區(qū)，位置0為弧面加工區(qū)，位置1為加工區(qū)與未加工區(qū)的過渡區(qū)域，位置2為未加工區(qū)，位置3為未加工區(qū)與加工區(qū)的過渡區(qū)域，位置4為加工區(qū)，金相試樣經(jīng)磨制、拋光和用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，在JSM-6510LV型掃描電子顯微鏡(SEM)上觀察軸件試樣表面加工區(qū)和未加工區(qū)的微觀形貌。在軸件試樣超聲加工區(qū)平行于徑向方向截取金相試樣，經(jīng)磨制、拋光和用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，在DMI8-C型光學(xué)顯微鏡上觀察其旋轉(zhuǎn)截面顯微組織；分別在軸件試樣超聲加工區(qū)垂直于徑向方向和圓盤試樣沿直徑方向截取金相試樣，經(jīng)相同處理后觀察其刀具進(jìn)給截面顯微組織。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 對(duì)尺寸的影響

由圖7可以看出，超聲加工區(qū)與未加工區(qū)有明顯區(qū)別，分界線如圖中箭頭所指，未加工區(qū)表面明顯比加工區(qū)的粗糙。超聲加工后，軸件試樣中加工區(qū)和未加工區(qū)的直徑分別為9.992，10.008 mm，二者僅相差0.016 mm。圓盤試樣在超聲加工前后的厚度分別為14.712，14.702 mm，厚度減小0.010 mm。由此可見，超聲加工對(duì)試樣尺寸的影響很小，對(duì)軸承室的剛度影響不大。

圖7 超聲加工后軸件試樣的宏觀形貌Fig.7 Macroscopic morphology of the shaft sample after USM

圖8 軸件試樣分析區(qū)域的三維形貌和中心輪廓線Fig.8 Three-dimensional morphology (a) and contour of center (b) of analysis area of the shaft sample

2.2 對(duì)表面形貌的影響

由圖8(a)可以看出，加工區(qū)與未加工區(qū)的交界處有明顯的蝶形凸起。由圖8(b)可知，蝶形凸起的高度約30 μm，寬度約1.20 mm。由表1可以看出，超聲加工后，輪廓算術(shù)平均偏差Ra由加工前的1.465 μm減小到0.948 μm，降低了35.29%，因此超聲加工能顯著降低軸件試樣的表面粗糙度。

表1 軸件試樣加工區(qū)和未加工區(qū)的表面粗糙度Tab.1 Surface roughness of machining area andnon-machining area of the shaft sample μm

由圖8(b)中,A，E兩點(diǎn)的高度分別為35.19,37.78 μm，可知加工區(qū)的輪廓高度比未加工區(qū)的低約1.6 μm。在超聲加工過程中，刀具的高頻撞擊導(dǎo)致試樣出現(xiàn)裂紋，發(fā)生破碎，從而將其表面的材料去除。鑒于在常規(guī)的拋光過程中經(jīng)常出現(xiàn)的類似切削過程中的“積削瘤”現(xiàn)象，將分析區(qū)域蝶形凸起左側(cè)加工區(qū)分成6段，每段長(zhǎng)0.8 mm，測(cè)試各段的表面粗糙度，從而分析試樣在超聲加工過程中能否實(shí)現(xiàn)連續(xù)拋光。由測(cè)試結(jié)果可知，隨距蝶形凸起距離的縮短,各段的粗糙度依次為0.632,0.557,0.656,0.577,0.542,0.841 μm,除了最后一段因靠近凸起部分而導(dǎo)致其粗糙度明顯增大外，其他5段的表面粗糙度相近，這說明超聲加工可實(shí)現(xiàn)連續(xù)拋光。這是因?yàn)槌暭庸み^程中的高頻振動(dòng)使刀具和試樣有規(guī)律的分離，即使出現(xiàn)凸起也會(huì)被后面的撞擊壓平，從而使得試樣在超聲加工過程中不會(huì)堆積凸起[17]。三維形貌輪廓儀測(cè)得的蝶形凸起是在最后退刀階段，產(chǎn)生的凸起因無后續(xù)刀具的撞擊而形成的；該蝶形凸起可能會(huì)造成應(yīng)力集中和材料脫落，因此在實(shí)際工程應(yīng)用中需進(jìn)行進(jìn)一步的處理。

2.3 對(duì)顯微組織的影響

2.3.1 表層顯微組織

由圖9可以看出：頭部、位置2均存在明顯的凹坑、切削劃痕等，表面粗糙且有微孔；位置0和位置4表面平整，機(jī)加工痕跡不明顯，局部存在塑性變形；位置1和位置3較未加工區(qū)更光滑。由圖10可以看出，位置1中未加工區(qū)與加工區(qū)存在明顯的分界線，且未加工區(qū)有明顯的機(jī)加工痕跡。由此可知，超聲加工可使球墨鑄鐵獲得平滑的表面。

經(jīng)金剛石工具頭高頻撞擊后，軸件試樣中產(chǎn)生了大量脆性微裂紋，導(dǎo)致石墨脫落、晶粒位錯(cuò)線堆積，從而造成表面材料的剝離、去除[18]，在高應(yīng)力的作用下，試樣表面最終達(dá)到鏡面效果。

圖9 圖6所示不同位置的SEM形貌Fig.9 SEM morphology of different positions shown in Fig.6: (a) head; (b) position 0; (c) position 1; (d) position 2;(e) position 3 and (f) position 4

圖10 圖6中位置1中SEM低倍形貌Fig.10 SEM morphology at low magnification of position 1 shown in Fig.6

2.3.2 旋轉(zhuǎn)截面顯微組織

由圖11可知：軸件試樣旋轉(zhuǎn)截面的顯微組織是由鐵素體+石墨組成的等軸晶組織，石墨大部分呈球狀、團(tuán)狀、團(tuán)絮狀，少量呈蠕蟲狀，還有一些石墨被鐵素體包圍，呈“牛眼”狀；試樣表層的塑性變形最劇烈，塑性變形的影響深度約為100 μm，表層的平均晶粒尺寸明顯小于心部的，在刀具的高頻撞擊下，表層晶粒明顯細(xì)化，同時(shí)試樣的旋轉(zhuǎn)使其塑性變形具有一定的方向性。

2.3.3 刀具進(jìn)給截面顯微組織

由圖12可以看出：圓盤試樣表層的石墨沿刀具進(jìn)給方向發(fā)生變形，可見超聲加工的刀具進(jìn)給使試樣組織的變形具有一定的方向性；軸件試樣的刀具沿進(jìn)給方向的塑性變形不明顯，這可能是因?yàn)槠浼庸?shù)和加工面形狀不同。

在超聲加工過程中，材料表層原子及微觀組織被激活，產(chǎn)生局部塑性變形，軸件的旋轉(zhuǎn)、刀具的進(jìn)給都會(huì)使塑性變形具有一定的方向性，如圖13(a)所示。對(duì)于無磨粒超聲加工而言，脆性微裂紋的形成是材料去除的主要機(jī)理，刀具的直接撞擊導(dǎo)致試樣表面材料的去除和晶粒細(xì)化[18-19]，使試樣表面質(zhì)量提高并出現(xiàn)塑性變形層。塑性變形過程中的位錯(cuò)滑移、交滑移等導(dǎo)致晶粒細(xì)化，晶粒細(xì)化的程度取決于變形程度和方向；當(dāng)晶粒細(xì)化到一定程度后，位錯(cuò)的產(chǎn)生與由結(jié)構(gòu)回復(fù)導(dǎo)致的位錯(cuò)湮滅相平衡，從而使晶粒尺寸趨于穩(wěn)定[20]。晶粒吸收外界能量后，晶核提前形成，刀具撞擊導(dǎo)致枝晶破碎，從而造成晶核數(shù)量增多、晶粒細(xì)化并使應(yīng)力得以釋放。QT400-18L球墨鑄鐵的組織為體心立方結(jié)構(gòu)的鐵素體，該球墨鑄鐵屬于48組滑移系的高層錯(cuò)能金屬，形變過程中易發(fā)生滑移而形成流線形組織。超聲加工過程中刀具的高頻撞擊所產(chǎn)生的應(yīng)力使材料發(fā)生局部塑性變形，晶粒中的位錯(cuò)密度隨著變形程度的增大而增大，從而造成晶粒細(xì)化。晶粒細(xì)化機(jī)制主要包括：(1)大晶粒通過傾斜或扭曲形成亞晶界，亞晶粒經(jīng)旋轉(zhuǎn)而形成大角度晶界，如圖13(b)所示；(2)由應(yīng)變引起的位錯(cuò)塞成在舊晶界附近，構(gòu)成了累積位錯(cuò)區(qū)，最終形成了新的大角度晶界，如圖13(c)[21]所示。

圖11 軸件試樣旋轉(zhuǎn)截面的顯微組織Fig.11 Microstructure of rotational section of the shaft sample: (a) at low magnification and (b) at high magnification

圖12 軸件試樣和圓盤試樣刀具進(jìn)給截面顯微組織Fig.12 Microstructures of feeding section of the shaft sample (a) and disc sample (b-c): (a-b) machining area and (c) non-machining area

圖13 晶粒細(xì)化機(jī)制示意Fig.13 Schematic of mechanisms of grain refinement: (a) directionality of plastic deformation; (b) low angle grain boundaries rotation to high angle grain boundaries and (c) dislocation accumlated in the vicinity of old grain boundaries

2.4 對(duì)硬度的影響

由測(cè)試結(jié)果可知：軸件試樣加工區(qū)(區(qū)域1和區(qū)域3)和未加工區(qū)(區(qū)域2)的平均硬度分別為233.4，187.0 HV，超聲加工區(qū)的表面硬度比未加工區(qū)的提高了24.8%；圓盤試樣加工區(qū)和未加工區(qū)的平均硬度分別為223.8,186.8 HV，超聲加工后的表面硬度比未加工的提高了19.8%。綜上可知，超聲加工后試樣的表面硬度提高了約20%，同時(shí)表層晶粒明顯細(xì)化，符合Hall-Petch關(guān)系，因此晶粒細(xì)化對(duì)球墨鑄鐵的表面強(qiáng)化起到了重要作用；同時(shí)，球墨鑄鐵在塑性變形時(shí)，其晶粒發(fā)生滑移，滑移面和其他晶格發(fā)生扭曲，導(dǎo)致晶粒伸長(zhǎng)和殘余應(yīng)力的產(chǎn)生，阻礙其進(jìn)一步變形，產(chǎn)生加工硬化效應(yīng)。因此，晶粒細(xì)化和加工硬化的共同作用使球墨鑄鐵表面的硬度提高。

由圖14可以看出：圓盤試樣和軸件試樣的硬度隨距表面距離的增加均整體呈先升后降的趨勢(shì)，最大硬度均出現(xiàn)在距表面約0.1 mm的次表面處；超聲加工對(duì)試樣硬度的影響深度均約為0.6 mm。在超聲加工過程中，試樣表面產(chǎn)生較大的應(yīng)變，導(dǎo)致表面損傷，從而使表面硬度略低于次表面的[22]；且與次表面相比，表面只受到同一平面晶粒的阻礙，超聲加工后表面有較大程度的彈性回復(fù)，使得晶粒之間的致密程度下降，從而導(dǎo)致最大硬度出現(xiàn)在超聲加工試樣的次表面[23]。

圖14 圓盤試樣和軸件試樣加工區(qū)的硬度隨距表面距離的分布曲線Fig.14 Distribution curves of hardness vs the distance from the surface of machining areas of the disc sample and shaft sample

3 結(jié) 論

(1) 超聲加工對(duì)試樣的尺寸影響很小，可實(shí)現(xiàn)連續(xù)拋光；加工區(qū)與未加工區(qū)的交界處有明顯的蝶形凸起，凸起高度約30 μm，寬度約1.2 mm；超聲加工能顯著降低試樣的表面粗糙度，輪廓算術(shù)平均偏差由加工前的1.465 μm減小到0.948 μm，降低了35.29%。

(2) 超聲加工后，試樣表面產(chǎn)生具有一定方向性的塑性變形層，塑性變形的影響深度約100 μm。超聲加工后，試樣表層晶粒明顯細(xì)化。

(3) 球墨鑄鐵試樣超聲加工區(qū)的表面硬度比未加工區(qū)的提高了約20%，在該試驗(yàn)條件下，超聲加工對(duì)球墨鑄鐵試樣硬度的影響深度為0.6 mm左右。

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