杜凱, 焦黎, 顏培, 余建杭, 王玉彬, 仇天陽, 王西彬

(北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081)

0 引言

45CrNiMoVA 超高強(qiáng)度鋼是一種廣泛應(yīng)用于裝甲車輛扭桿懸掛系統(tǒng)以及航空航天工業(yè)系統(tǒng)的合金鋼[1]，其淬透性高，在淬火、回火之后強(qiáng)度及硬度顯著提升。因此針對(duì)該材料所制造構(gòu)件通常采用磨削的方式進(jìn)行精加工，但磨削工藝普遍存在磨削溫度高易燒傷加工表面且在加工表面引入殘余拉應(yīng)力、大量使用磨削液造成環(huán)境污染、切屑成顆粒狀難于處理并且加工效率低等問題[2]。由此近年來“以車代磨”工藝以其對(duì)環(huán)境友好、加工效率高等優(yōu)勢成為研究熱點(diǎn)。

針對(duì)淬硬高強(qiáng)鋼以車代磨工藝的研究，國內(nèi)外眾多學(xué)者的研究熱點(diǎn)主要集中在硬車削過程中切削力、切屑形態(tài)以及刀具磨損等切削性能指標(biāo)和硬車削與磨削表面完整性指標(biāo)對(duì)比等方面，從而評(píng)價(jià)以車代磨工藝的優(yōu)劣性。Lazoglu 等[3]研究了硬車削淬硬51CrV4 鋼過程中三向切削力的分布情況，建立了切削力預(yù)測模型，研究結(jié)果表明硬車削過程中徑向切削力(即切深抗力)要大于主切削力，這一結(jié)果與預(yù)測模型有較好的一致性，Bartarya 等[4]和Hakim 等[5]后續(xù)對(duì)硬車削過程中切削力的研究結(jié)果與此結(jié)論保持一致。Das 等[6]對(duì)模具鋼AISI D6 的干式硬車削性能進(jìn)行了研究，分析了不同切削參數(shù)下刀具磨損、切屑形態(tài)、表面粗糙度以及切削力等指標(biāo)，研究結(jié)果表明在高切削速度下，刀具磨損嚴(yán)重，而表面粗糙度值及切削力較小，在不同切削參數(shù)下切屑形態(tài)大多為鋸齒形。Revel 等[7]研究了硬車削淬硬AISI 52100 軸承鋼過程中切削參數(shù)對(duì)表面粗糙度的影響，結(jié)果表明硬車削可達(dá)到與磨削同水平的表面粗糙度值。崔伯第[8]運(yùn)用正交試驗(yàn)分析法研究了硬車削切削參數(shù)和刀尖圓弧半徑對(duì)工件表面粗糙度的影響規(guī)律，研究結(jié)果表明增大刀尖圓弧半徑可有效降低已加工表面的表面粗糙度，切削參數(shù)中進(jìn)給量對(duì)表面粗糙度的影響最大。吳茂寧等[9]研究了低溫硬車削軸承鋼工件加工表面殘余應(yīng)力的分布狀況，研究結(jié)果表明，在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)硬車削軸承鋼在加工表面均形成殘余壓應(yīng)力，且殘余壓應(yīng)力的大小隨著切削參數(shù)的改變而改變。Ajaja 等[10]研究了硬車削300M 超高強(qiáng)度鋼切削參數(shù)對(duì)工件表面殘余應(yīng)力的影響，研究結(jié)果表明硬車削可在加工表面引入殘余壓應(yīng)力，并且殘余壓應(yīng)力沿層深呈典型的“勺形”分布。丁紅漢等[11]與Smith 等[12]在對(duì)硬車削表面完整性的研究中得到了硬車削可在加工工件表層引入“勺形”分布的殘余壓應(yīng)力層的一致結(jié)論。Jouini 等[13]對(duì)硬車削與精密磨削的工件表面完整性進(jìn)行了對(duì)比研究。邢萬強(qiáng)等[14]研究了切削參數(shù)對(duì)硬車削加工表面殘余主應(yīng)力的影響情況。 徐蘭英等[15]運(yùn)用仿真的手段研究了硬車削加工工件表層的殘余應(yīng)力分布情況，并與試驗(yàn)結(jié)果取得較好吻合。Bertolini 等[16]對(duì)硬車削工件表層的顯微硬度變化進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明硬車削可以引入一定深度的加工硬化層。目前，針對(duì)淬火-低溫回火45CrNiMoVA 鋼硬車削切削性能以及表面完整性變化規(guī)律的研究相對(duì)較少，并且硬車削加工表面顯微硬度梯度以及殘余主應(yīng)力的分布規(guī)律尚不明確。

為研究淬硬45CrNiMoVA 鋼的硬車削性能，本文進(jìn)行了干式硬車削試驗(yàn)，分析了切削參數(shù)對(duì)切削力以及表面完整性的影響規(guī)律，為淬硬鋼的以車代磨技術(shù)研究提供了參考和試驗(yàn)依據(jù)。

1 研究方案

本文中工件材料為45CrNiMoVA 高強(qiáng)度鋼，是一種鉻-鎳-鉬-釩合金鋼，其材料化學(xué)成分如表1 所示。試驗(yàn)前對(duì)材料進(jìn)行淬火、低溫回火熱處理。熱處理后45CrNiMoVA 鋼具有高強(qiáng)度、高硬度，抗拉強(qiáng)度可達(dá)1 900~2 100 MPa，硬度可達(dá)53~54 HRC。熱處理后材料微觀組織結(jié)構(gòu)以細(xì)小針狀的回火馬氏體顆粒為主，基體材料的微觀組織結(jié)構(gòu)如圖1 所示。將熱處理后的材料加工成標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，得到其力學(xué)性能參數(shù)如表2 所示。

表2 45CrNiMoVA 材料的力學(xué)性能Table 2 Mechanical parameters of 45CrNiMoVA

圖1 45CrNiMoVA 微觀組織Fig. 1 Microstructure of 45CrNiMoVA

表1 45CrNiMoVA 化學(xué)成分含量Table 1 Chemical composition of 45CrNiMoVA wt.%

以HAWK TC150 型數(shù)控高速精密車床作為硬車削試驗(yàn)平臺(tái)，其最高轉(zhuǎn)速可達(dá)5 000 r/min，最大功率為11 kW，試驗(yàn)平臺(tái)現(xiàn)場如圖2 所示。試件為直徑 50 mm，長度 250 mm 棒料，采用為DNGA150402S01225ME 型55°CBN 刀片，刀具前角-4°、后角6°，主偏角93°，刀尖圓弧半徑0.2 mm。為研究硬車削超高強(qiáng)度鋼切削參數(shù)對(duì)切削力及表面完整性的影響規(guī)律，進(jìn)行變工藝參數(shù)的單因素試驗(yàn)，工藝參數(shù)如表3 所示，共進(jìn)行10 組硬車削試驗(yàn)，每組的切削長度定為15 mm。

圖2 硬車削試驗(yàn)平臺(tái)Fig. 2 Test platform for hard turning

表3 硬車削單因素試驗(yàn)方案Table 3 Single-factor hard-turning experiment parameters

采集試驗(yàn)過程中的切削力信號(hào)，使用Kistler9257B 型三向動(dòng)態(tài)壓電式測力儀監(jiān)測三向切削力。試驗(yàn)完成后測量加工表面形貌、表面粗糙度、殘余應(yīng)力及顯微硬度。使用基恩士VK-X100型3D 激光共聚焦掃描顯微鏡觀察表面形貌；采用TR240 型便攜式觸針測量儀測量加工表面的粗糙度值，取樣長度為0.8 mm，評(píng)定長度為5 個(gè)取樣長度，即4 mm；使用愛斯特X-350A 型X 射線殘余應(yīng)力測量儀，對(duì)加工表面殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測，測試裝置如圖3 所示；使用VTD402 型維氏顯微硬度計(jì)測量加工表面顯微硬度，測量載荷設(shè)置為500 gf，保載時(shí)間15 s。為減小誤差，同一組工藝參數(shù)的加工表面均在3 個(gè)不同位置測量，取3 組平均值作為最終測量結(jié)果。

圖3 殘余應(yīng)力測試裝置圖Fig. 3 Residual stress test device

2 結(jié)果分析

2.1 切削力

將切削過程中測得的切削力信號(hào)圖選取平穩(wěn)階段經(jīng)降噪濾波處理后求取平均值，作為該組工藝參數(shù)下的切削力值，實(shí)測切削力信號(hào)如圖4 所示。

圖4 實(shí)測切削力信號(hào)圖Fig. 4 Measured cutting force signals

圖5 為切削力隨進(jìn)給量的變化。由圖5 可知，三向切削力均隨進(jìn)給量的增大而增大。由于切削參數(shù)設(shè)置主要面向精加工，即切削深度和進(jìn)給量較小，因此切深抗力大于主切削力[3-5]。圖6 為切削力隨切削深度的變化。由圖6 可知，三向切削力均隨切削深度的增大而增大，在切削深度較小時(shí)，切深抗力大于主切削力，當(dāng)切削深度增大至0.15~ 0.2 mm 時(shí)，主切削力大于切深抗力，這是因?yàn)楣に噮?shù)設(shè)置面向精加工，切削深度一般小于刀尖圓弧半徑，從而造成主要切削區(qū)域集中在圓弧刃上，由圖7 刀具-工件切削接觸區(qū)域示意圖所示(rε為刀尖圓弧半徑，Kr為主偏角)，加工過程中實(shí)際主偏角發(fā)生變化，隨切削深度的增大而增大，而切深抗力隨主偏角的增大而減小，主切削力隨主偏角的增大先減小后增大，且主切削力的變化范圍很小，一般不超過10%[17]，因此當(dāng)切削深度增大到刀尖圓弧半徑0.2 mm 左右時(shí)，三向切削力的變化規(guī)律會(huì)符合金屬切削理論的基本規(guī)律，即主切削力大于切深抗力。圖8 為切削力隨切削速度的變化。由圖8可知，切削力隨切削速度的增大變化趨勢不明顯，總體呈減小趨勢，由于切削速度的升高導(dǎo)致切削溫度增大，進(jìn)而使工件材料發(fā)生熱軟化硬度降低，因此切削力會(huì)變小。

圖5 進(jìn)給量對(duì)切削力的影響曲線 (vc=120 m/min，ap=0.10 mm)Fig. 5 Influence of feed on cutting force (vc=120 m/min,ap=0.10 mm)

圖6 切削深度對(duì)切削力的影響曲線 (vc= 120 m/min，f= 0.09 mm/r)Fig. 6 Influence of cutting depth on cutting force (vc= 120 m/min,f= 0.09 mm/r)

圖7 刀具-工件切削接觸區(qū)域示意圖Fig. 7 Schematic diagram of the tool-workpiece contact area

圖8 切削速度對(duì)切削力的影響曲線 (f= 0.09 mm/r，ap=0.10 mm)Fig. 8 Influence of cutting speed on cutting force (f=0.09 mm/r,ap=0.10 mm)

綜上分析，在淬硬鋼的硬車削加工中，選擇較小切削深度、中等切削速度和進(jìn)給量在保證加工效率的同時(shí)，可有效降低切削力。

2.2 表面形貌

表面形貌測量結(jié)果如圖9 所示，其中表面形貌編號(hào)與表3 工藝參數(shù)編號(hào)相對(duì)應(yīng)。由圖9 可知，工件加工后的表面形貌隨進(jìn)給量的改變呈現(xiàn)顯著不同的形貌特征，而隨切削速度和切削深度的變化表面形貌的改變不大。硬車削加工后表面形成明顯的加工溝痕，且可看出硬車削加工工件表面的表面形貌一致性較好，無顯著加工缺陷。

圖9 不同工藝參數(shù)下的表面形貌圖(上為二維紋理圖，下為三維形貌圖)Fig. 9 Surface topography of the specimens under different cutting process parameters(the above is a two-dimensional pattern map and the following is a three-dimensional morphology picture)

圖10 所示為進(jìn)給量對(duì)表面粗糙度的影響規(guī)律。由圖10 可以看出，表面粗糙度隨進(jìn)給量的增大而增大，當(dāng)進(jìn)給量在0.03~0.12 mm/r 范圍變化時(shí)，表面粗糙度Ra最小值為0.64 μm，最大值為1.07 μm。切削加工表面粗糙度主要是由加工后表 面的殘留面積高度形成，殘留面積高度的理論計(jì)算公式可由式(1)表示。由式(1)可知表面粗糙度與進(jìn)給量呈二次方非線性關(guān)系，即當(dāng)進(jìn)給量等比例增加時(shí)，表面粗糙度的增長速率逐漸增大，與圖10 中的變化趨勢相一致。

圖10 進(jìn)給量對(duì)表面粗糙度的影響曲線 (vc= 120 m/min，ap= 0.10 mm)Fig. 10 Influence of feed rate on surface roughness (vc= 120 m/min,ap= 0.10 mm)

在試驗(yàn)所選切削參數(shù)范圍內(nèi)，表面粗糙度隨切削速度和切削深度的改變變化不明顯，圖11、 圖12 分別為切削速度和切削深度對(duì)表面粗糙度的影響。車削加工表面粗糙度值主要由殘留面積高度決定，由式(1)可知?dú)埩裘娣e高度主要受進(jìn)給量、刀尖圓弧半徑等因素影響，在穩(wěn)定切削的狀態(tài)下，切削速度及切削深度對(duì)其影響不大，因此在試驗(yàn)所選擇切削參數(shù)范圍內(nèi)即切削速度從100 m/min 增加到160 m/min 時(shí)，表面粗糙度Ra值0.65~0.75 μm 范圍內(nèi)波動(dòng)，總體變化不大，當(dāng)切削速度為120 m/min時(shí)，表面粗糙度Ra最小為0.65 μm；當(dāng)切削深度從0.05 mm 增加到0.2 mm 時(shí)，表面粗糙度Ra值0.67~0.78 μm 范圍內(nèi)波動(dòng)，總體變化不大。

圖11 切削速度對(duì)表面粗糙度的影響曲線 (f= 0.09 mm/r，ap= 0.10 mm)Fig. 11 Influence of cutting speed on surface roughness (f= 0.09 mm/r,ap= 0.10 mm)

圖12 切削深度對(duì)表面粗糙度的影響曲線 (f= 0.09 mm/r，vc= 120 m/min)Fig. 12 Influence of cutting depth on surfaceroughness (f= 0.09 mm/r,vc= 120 m/min)

2.3 殘余主應(yīng)力

為了更好地表征加工表面的殘余應(yīng)力狀態(tài)，分析了加工表面的殘余主應(yīng)力大小及方向，殘余應(yīng)力測試示意圖如圖13 所示，其中軸向定義為0°，周向定義為90°，以軸向逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)角度為正，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)角度為負(fù)。基于平面應(yīng)力狀態(tài)分析法可計(jì)算得到加工表面的殘余主應(yīng)力大小及方向，其計(jì)算公式[18]如下：

圖13 殘余應(yīng)力測試示意圖Fig. 13 Schematic diagram of residual stress test

式中：σ0°、σ90°分別表示加工表面測試點(diǎn)軸向、周向的殘余應(yīng)力大小值；σmax、σmin分別表示殘余應(yīng)力的最大值及最小值；τ表示加工表面測試點(diǎn)的切應(yīng)力；α表示相差90°的兩個(gè)殘余主應(yīng)力方向角。

切應(yīng)力τ的計(jì)算公式為

式中：σ45°表示加工表面測試點(diǎn)45°方向的殘余 應(yīng)力。

基于平面應(yīng)力狀態(tài)分析法，通過測量已加工表面軸向、周向以及45°方向的殘余應(yīng)力值，計(jì)算得出殘余主應(yīng)力的大小及方向角。如圖14~圖16 所示為殘余主應(yīng)力測量計(jì)算結(jié)果，從中可以看出，工件表面軸向、周向以及45°方向的殘余應(yīng)力值均在殘余主應(yīng)力最大值和最小值之間的范圍內(nèi)變化，且3 個(gè)方向的殘余應(yīng)力的變化趨勢同殘余主應(yīng)力的變化趨勢相同，但各自的變化速率并不相同。

由圖14 可知，隨進(jìn)給量由0.03 mm/r 增大到0.12 mm/r，殘余主應(yīng)力向著壓應(yīng)力的方向變化，并且隨進(jìn)給量的增大，殘余壓應(yīng)力值也隨之增大。這是因?yàn)楫?dāng)進(jìn)給量增加時(shí)，一方面切屑體積和切削力會(huì)變大，因?yàn)榍邢鲾D壓作用導(dǎo)致表層材料發(fā)生顯著的塑性變形從而引入較大的殘余壓應(yīng)力；另一方面，切削加工過程會(huì)在工件表面引入切削熱，工件表面溫度高，里層溫度較低，金屬表面層受熱膨脹，但受到里層金屬的制約而受到壓縮塑性變形，切削過后，表層金屬因冷卻而發(fā)生的壓縮變形又受到里層金屬的抑制，從而在工件表面形成拉應(yīng)力工件里層形成壓應(yīng)力，即外拉內(nèi)壓的應(yīng)力狀態(tài)，隨著進(jìn)給量的增大，切削溫度會(huì)升高，這樣由切削熱在加工表面形成的殘余拉應(yīng)力值會(huì)變大。而在切削過程中加工表面最終所呈現(xiàn)的殘余應(yīng)力狀態(tài)是由上述因素綜合作用所導(dǎo)致的結(jié)果。在本文中隨進(jìn)給量的增大殘余壓應(yīng)力值不斷增大的變化規(guī)律說明，在試驗(yàn)所選切削參數(shù)范圍內(nèi)，因塑性變形而形成的殘余壓應(yīng)力是最終應(yīng)力狀態(tài)形成的主導(dǎo)因素。

圖14 進(jìn)給量對(duì)殘余應(yīng)力的影響曲線 (vc= 120 m/min，ap= 0.10 mm)Fig. 14 Influence of feed rate on residual stress (vc= 120 m/min,ap= 0.10 mm)

由圖15 可知，隨著切削深度由0.05 mm 增大到0.20 mm，殘余主應(yīng)力向著壓應(yīng)力的趨勢變化，隨切削深度的不斷增大，殘余壓應(yīng)力值也不斷增大。由于對(duì)切削溫度影響最小的因素就是切削深度，因此隨切削深度的增加切削溫度不會(huì)有明顯的變化，但是由于切削深度增大使得切屑體積變大，由切屑帶走的熱量會(huì)增加，工件表面溫度降低，這樣就使由切削熱引入的殘余拉應(yīng)力會(huì)變小；同時(shí)切削力隨切削深度的增大而明顯的增大，這樣刀具對(duì)工件表面的擠壓作用就更明顯，因而由塑性變形引起的殘余壓應(yīng)力值會(huì)有增大的趨勢，綜合上述因素導(dǎo)致隨著切削深度的增大殘余壓應(yīng)力會(huì)隨之增大。

圖15 切削深度對(duì)殘余應(yīng)力的影響曲線 (vc= 120 m/min，f= 0.09 mm/r)Fig. 15 Influence of cutting depth on residual stress (vc= 120 m/min,f= 0.09 mm/r)

由圖16 可知，隨著切削速度從100 m/min 增加到160 m/min，殘余主應(yīng)力有先減小后增大的趨勢，即先向著壓應(yīng)力方向變化隨后向拉應(yīng)力方向變化。這主要是由于切削速度是影響切削溫度的主要切削參數(shù)，隨著切削速度的增加切削溫度會(huì)明顯的升高，使得由切削熱引起的殘余拉應(yīng)力相應(yīng)增大；另一方面切削速度的提高會(huì)使得塑性變形和應(yīng)變速率變大，故而會(huì)產(chǎn)生更大的壓應(yīng)力。綜上，在試驗(yàn)所選切削參數(shù)范圍內(nèi)，在不同階段有著不同的主導(dǎo)因素，在切削速度增大的前期由塑性變形產(chǎn)生的應(yīng)力占主導(dǎo)因素，而隨著切削速度的進(jìn)一步增大，由切削熱引起的應(yīng)力占主導(dǎo)因素。

圖16 切削速度對(duì)殘余應(yīng)力的影響曲線 (f= 0.09 mm/r，ap= 0.10 mm)Fig. 16 Influence of cutting speed on residual stress (f= 0.09 mm/r,ap= 0.10 mm)

此外，由圖14~圖16 可以看出，當(dāng)加工表面的周向、軸向殘余應(yīng)力值相近時(shí)，殘余主應(yīng)力的最大值與加工表面45°方向的殘余應(yīng)力值很接近，這表明此時(shí)殘余主應(yīng)力最大值的位置在加工表面45°截面附近，這一結(jié)果可通過圖17 所示莫爾圓進(jìn)行解釋。

圖17 莫爾圓分析法Fig. 17 Mohr’s circle method

首先，莫爾圓中直線AB為基準(zhǔn)線，其中A、B點(diǎn)分別與加工表面軸向、周向殘余應(yīng)力相對(duì)應(yīng)，莫爾圓與σ軸交點(diǎn)為正應(yīng)力的最大值及最小值，即殘余主應(yīng)力的最大值及最小值，直線AB與σ軸之間夾角代表主應(yīng)力方向角的兩倍。當(dāng)加工表面周向、軸向殘余應(yīng)力值相接近或者相等時(shí)，基準(zhǔn)線AB的位置就會(huì)與圖17 所示莫爾圓中直線A0B0相接近甚至重合，即與莫爾圓中的τ軸近似保持平行，此時(shí)基準(zhǔn)線與σ軸之間夾角為90°左右，因此主應(yīng)力的方向角為45°左右，即殘余主應(yīng)力最大值的位置在加工表面45°截面位置附近。

為驗(yàn)證切削加工表面運(yùn)用平面應(yīng)力狀態(tài)分析法計(jì)算殘余主應(yīng)力的準(zhǔn)確性，測量了殘余主應(yīng)力最大值位于45°截面附近的加工表面的殘余主應(yīng)力最小值，并將結(jié)果與計(jì)算值進(jìn)行比較，此時(shí)殘余主應(yīng)力最小值位置位于加工表面-45°截面附近，測試的試驗(yàn)組別包括表3 所示的1-3、1-4、2-3、2-4 及 3-1，測試結(jié)果如表4 所示。

表4 殘余主應(yīng)力最小值計(jì)算結(jié)果與測量結(jié)果對(duì)比Table 4 Calculation and measurement results of minimum residual principal stress

由表4 可以看出，運(yùn)用平面應(yīng)力狀態(tài)分析法計(jì)算得出的切削加工表面的殘余主應(yīng)力的結(jié)果與測試結(jié)果偏差在3.64% ~ 10.49%，考慮到測試儀器及人為誤差的影響，因此可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與測試結(jié)果較為吻合，進(jìn)一步驗(yàn)證了平面應(yīng)力狀態(tài)分析法在切削加工表面殘余主應(yīng)力檢測方面的可靠性。

此外，基于平面應(yīng)力狀態(tài)分析法，研究了在各種切削參數(shù)水平下殘余主應(yīng)力的方向角，這對(duì)避免零部件在實(shí)際服役過程中外加載荷的方向與殘余主應(yīng)力最大值的方向重合而導(dǎo)致零部件過早地疲勞失效具有重要意義。圖18 為切削參數(shù)對(duì)殘余主應(yīng)力最大值方向角的影響，其中橫坐標(biāo)代表某一切削參數(shù)依次增大的4 個(gè)水平。由圖18 可以看出，隨著切削速度和切削深度的改變，αmax的變化不大，變化范圍穩(wěn)定在37°~45°，而隨著進(jìn)給量由0.03 mm/r 增大到0.12 mm/r 時(shí)，αmax在22° ~ 45°范圍內(nèi)先增大后保持穩(wěn)定。表明在試驗(yàn)所選切削參數(shù)范圍內(nèi)，切削速度和切削深度對(duì)αmax的變化影響較為集中，而進(jìn)給量對(duì)αmax變化的影響相對(duì)較分散，為合適調(diào)控硬切削加工表面殘余主應(yīng)力的方向提供參考和依據(jù)。

圖18 切削參數(shù)對(duì)殘余主應(yīng)力最大值方向角的影響 曲線Fig. 18 Influence of cutting parameters on direction angle of maximum residual principal stress

2.4 加工硬化

經(jīng)測試得基體顯微硬度為585 ~ 590 HV0.5，為分析硬車削加工過程中的加工硬化現(xiàn)象，研究了加工表面顯微硬度隨切削速度的變化規(guī)律以及加工表面硬化層深度，加工表面硬化程度N以式(4)表 示[19]，加工表面顯微硬度測量結(jié)果如圖19 所示。

圖19 切削速度對(duì)加工表面顯微硬度的影響曲線Fig. 19 Influence of cutting speed on microhardness of machined surface

式中：HV0表示材料基體顯微硬度；HV表示材料加工表面顯微硬度。

由圖19 可見，經(jīng)硬車削加工后，加工表面發(fā)生了明顯的加工硬化現(xiàn)象，并且表面顯微硬度值隨切削速度的增大而減小，在切削速度vc=100 m/min時(shí)，加工表面顯微硬度為661.3 HV0.5，此時(shí)表面硬化程度約為13%，當(dāng)切削速度升高至vc=160 m/min時(shí)，加工表面顯微硬度為631 HV0.5，此時(shí)表面硬化程度約為7.9%。這是因?yàn)橐环矫骐S著切削速度的增大，會(huì)加快材料塑性變形過程，從而使第一變形區(qū)寬度變窄，材料的屈服極限變大且塑性隨之下降，進(jìn)而減少了刀具-工件的接觸時(shí)間，造成加工硬化進(jìn)行的不充分；另一方面，切削速度是影響切削溫度的重要因素，隨切削速度的增大，切削溫度顯著升高，材料在加工過程中發(fā)生熱軟化，導(dǎo)致顯微硬度降低。

圖20 為切削速度vc=120 m/min、切削深度ap=0.1 mm、進(jìn)給量f=0.09 mm/r 工藝參數(shù)下工件加工表層顯微硬度沿層深的分布。由圖20 可知，硬車削加工在工件次表層引入了一定的加工硬化層深，顯微硬度由表面沿層深逐漸減小至基體顯微硬度值，硬化層深度約180 ~ 200 μm。

圖20 顯微硬度沿層深分布曲線Fig. 20 Distribution of microhardness along the depth of subsurface layer

2.5 硬車削與磨削結(jié)果對(duì)比

針對(duì)45CrNiMoVA 合金鋼進(jìn)行的精密磨削工藝研究[20]，本文所采取的工藝參數(shù)為工件轉(zhuǎn)速ns=150 r/min、磨削深度ap=0.01 mm、砂輪軸向進(jìn)給速度f=200 mm/min、砂輪線速度v=25 m/s。以單位時(shí)間內(nèi)金屬材料的去除率體現(xiàn)加工效率，具體計(jì)算如式(5)所示[2]，選取硬車削工藝中的基礎(chǔ)切削參數(shù)vc= 120 m/min、f= 0.09 mm/r、ap= 0.1 mm的試驗(yàn)結(jié)果與磨削工藝的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表5 所示。

表5 硬車削與磨削工藝對(duì)比Table 5 Comparison of hard turning and grinding processes

式中：Qz為單位時(shí)間金屬去除率(mm3/min)。

由表5 可以看出，在加工效率方面，硬車削工藝每分鐘材料去除率是磨削工藝的13 倍左右，具有極大優(yōu)勢；在表面粗糙度方面，硬車削與磨削工藝加工的表面粗糙度值處于同一等級(jí)，而且在構(gòu)件實(shí)際加工過程中，經(jīng)硬車削加工之后還要開展超聲滾壓強(qiáng)化工藝進(jìn)一步提升表面質(zhì)量，研究結(jié)果表明[21]，同等級(jí)粗糙度值的加工表面經(jīng)超聲滾壓強(qiáng)化之后表面粗糙度值幾乎一致；在表面殘余應(yīng)力方面，硬車削工藝引入更大的殘余壓應(yīng)力，相比磨削工藝，加工表面軸向殘余壓應(yīng)力值提高約50%、周向殘余壓應(yīng)力值提高約90%，殘余壓應(yīng)力值的提高有利于構(gòu)件服役壽命的提升。

3 結(jié)論

1)硬車削加工過程中切深抗力為三向切削力中的主導(dǎo)因素，在切削深度和進(jìn)給量較小時(shí)，切深抗力大于主切削力，三向切削力均隨進(jìn)給量和切削深度的增大而增大，隨切削速度的改變切削力的變化很小。

2)硬車削加工后工件表面形貌一致性良好，表面粗糙度隨進(jìn)給量的增大呈二次方非線性增大，切削速度和切削深度的改變對(duì)表面粗糙度的影響不大，硬車削表面粗糙度Ra值可達(dá)0.64 μm。

3)硬車削可在加工表面引入殘余壓應(yīng)力，加工表面殘余主應(yīng)力隨著進(jìn)給量和切削深度的增加而減小，隨著切削速度的增加先減小后增大；當(dāng)加工表面周向和軸向殘余應(yīng)力相近時(shí)，殘余主應(yīng)力最大值的位置位于加工表面45°截面位置；殘余主應(yīng)力最大值方向角隨著切削速度和切削深度的改變變化不大，隨著進(jìn)給量的增加先增加后保持穩(wěn)定。

4)硬車削可顯著提升加工表面的顯微硬度，加工表面顯微硬度值可由585~590 HV0.5左右提升至661.3 HV0.5，表面硬化程度達(dá)13%，加工硬化影響層深度為200 μm 左右。