硬态车削工艺对18CrNiMo7-6钢表层硬度及微观组织的影响

为了探究18CrNiMo7-6钢硬态车削工艺参数对加工硬化及金相组织的影响,采用PCBN刀具对18CrNiMo7-6钢漏斗形疲劳试样硬态车削圆弧段时的主轴转速n、背吃刀量a_(p)和进给速度v_(f)进行了单因素实验研究。运用显微硬度计和超景深三维显微系统表征了试样在不同工艺条件下的表层硬度、加工硬化影响深度及微观组织。研究结果表明:硬态车削为漏斗形疲劳试样的圆弧段造成了一定的加工硬化,硬化影响层深度为120~200μm,加工硬化程度为4.31%~8.27%。在试验条件下,随着n的增大,试样的硬化程度先增大后减小,硬化影响层深变化不大;随着a_(p)增大,试样的硬化影响层深和硬化程度都逐渐增大;v_(f)对试样的加工硬化程度先增大后减小,对硬化影响层深没有明显规律;随着径向深度的增加,试样金相组织发生变化,且硬度值逐渐下降,车削工艺参数对试样表层金相组织的影响很小;当n、a_(p)及v_(f)分别为1 200 r/min、0.15 mm、 50 mm/min时,试样表层出现软化现象,高碳马氏体转化为硬度较低的回火屈氏体。该研究为18CrNiMo7-6淬硬钢的硬态车削工艺制定提供了参考依据。

18CrNiMo7-6钢高速外圆磨削残余应力和硬度的试验分析

针对18CrNiMo7-6渗碳钢工件,以砂轮线速度vs、工件转速nw、砂轮径向进给速度vfr和砂轮CBN磨料粒度为变量设计单因素试验,分别采用X射线残余应力分析仪和显微硬度计对工件的表面残余应力和硬度进行检测。结果表明:高速外圆磨削可为18CrNiMo7-6渗碳钢工件的表面引入残余压应力,X方向的压应力小于Y方向的压应力,同时高速外圆磨削可以提高工件表面的硬度;随着vs的增大,残余压应力先增大后趋于平稳,硬度先减小后增大且在vs为75 m/s时最小;随着nw的增大,工件表面残余压应力和硬度的变化不具单调性;vfr对工件表面残余压应力和硬度的影响较大,线性拟合后残余压应力和硬度整体上均呈减小趋势;不同CBN磨料粒度砂轮磨削在工件表面产生残余压应力和硬度的大小依次为M10/20最大,120/140次之,230/270最小;18CrNiMo7-6钢表面存在拉应力时硬度较低,表面存在压应力时硬度较高。

18CrNiMo7-6钢高速外圆磨削的残余应力

为探究高速外圆磨削工艺对18CrNiMo7-6钢残余应力层分布的影响,使用陶瓷结合剂CBN砂轮进行高速磨削试验,对砂轮线速度v_(s)、工件线速度v_(w)、砂轮径向进给速度v_(fr)和砂轮粒度等工艺参数进行了单因素试验分析;设计制作了圆柱工件外圆面辅助剖层夹具,采用X射线衍射仪对工件应力分布进行检测。研究结果表明:高速磨削工艺为工件表面引入残余压应力,工件表面残余压应力随vs的提高小幅增大,v_(w)和v_(fr)对工件表面残余应力的影响规律不明显;X、Y方向的残余应力分布趋势基本一致,但Y方向的应力略大;v_(fr)对残余应力分布影响较大,应力影响层深达到100~150μm,应力分布中出现残余拉应力;v_(s)对残余应力分布的影响小于v_(fr)的影响,60 m/s时的残余应力呈“塔”形分布;v_(w)没有明显影响规律;230/270粒度的砂轮对残余应力分布影响较大,应力影响层深为80~100μm,120/140、W20粒度的砂轮影响较为接近;辅助剖层夹具有效提高了圆柱工件残余应力的检测精度和效率,检测效率提高一倍以上。

喷丸工艺对DC53钢表面完整性的影响试验研究

为了探究喷丸角度、喷丸压力等喷丸工艺参数对DC53钢表面完整性的影响,通过试验研究了不同喷丸角度、喷丸压力对DC53钢表层残余应力场分布及硬度场分布的影响规律,同时分析了喷丸后的表面形貌及喷丸工艺参数对表面粗糙度的影响。结果表明:喷丸后DC53钢引入了一定深度的残余压应力层,残余压应力随深度的增加呈现“U”型分布,当喷丸压力为0.5 MPa,喷丸角度为90°时,最大残余压应力趋于稳定在约1075 MPa,残余压应力层深度大约为410μm;喷丸后DC53钢的表层硬度值及硬化层深度均有明显增大,当喷丸角度为90°,喷丸压力为0.55 MPa时,表面硬度可由58.3 HRC提高至62.4 HRC,并形成了约330μm厚的硬化层;喷丸后表面形貌发生明显变化,相较于原始试样,随着喷丸角度与喷丸压力的增大,表面粗糙度值先减小再增大。研究结果可为DC53钢喷丸工艺参数的合理选择提供参考依据。