0引百磨削硬化是利用磨削过程中产生的热、机械复合作用直接对钢质零件进行表面淬火的新工艺121.该工艺实现了磨削加工与表面淬火的集成制造，减少了热处理设备与人员的投入以及热处理排放物对生态环境的污染，因而具有显著的经济效益和社会效益134.众所周知，不同的磨削方式、冷却条件之间存在着明显的差异，这种差异将通过磨削热与磨削力影响磨削表面硬化层。1996年以来，国内外学者广泛采用干式逆磨对轴承钢、高淬透性调质钢和弹簧钢进行了磨削硬化处理，并研究了磨削表面硬化层的组织与性能|4~81，但有关顺磨、逆磨以及干磨、湿磨对磨削表面硬化层的影响至今鲜见收穑日期：004-08基金项目：国家自然科学基金资助项目（50275066）；福建省教育厅科技项目（JA03133）厦门市科技计划项目（3502Z20041066）相关研究报道。

　　为了进一步充实和丰富磨削硬化理论，并促进磨削硬化工艺的发展与应用，本文在平面磨床上，采用普通刚玉砂轮对非淬硬钢进行了磨削硬化处理，着重研究了顺磨、逆磨及干磨、湿磨对磨削表面硬化层的影响规律。

　　1试验材料与方法1.1试验材料试验材料选用国内广泛应用的40Cr钢，并对其进行常规调质处理；调质后原始组织为回火索氏体，硬度值为28~32HRC. 1.2磨削工艺条件顺磨、逆磨对磨削表面硬化层的影响试验在MMD7125型精密平面缓进给磨床上进行，采用P300X 127A60L6V砂轮磨削试件。砂轮速度vs=25m/s，工件进给速度vw 1~0.3mm，干磨。米用Kistler9265B三向压电式测力仪在线测量磨削力。

　　干磨、湿磨对磨削表面硬化层的影响试验在M7130型卧轴矩台平面磨床上进行，采用P350X40X127WA46L8V砂轮磨削试件，磨削方式为切入式顺磨。砂轮速度vs =26.3m/s工件进给5mm.冷却条件为空冷与4%乳化液冷却。

　　1.3组织与性能的分析测试磨削硬化后，将试件沿硬化层深度方向切取试样，经镶嵌后研磨抛光，用4%硝酸酒精溶液腐蚀，制成金相试样。采用JXA-840A型扫描电镜观察硬化层组织，采用ARL- XTRA型X射线衍射仪对硬化层进行物相分析。

　　硬化层显微硬度采用HVS-1000型数字显微硬度计测量，载荷4. 9N，加载时间15s.硬化层深度采用Nikon EPIPHOT300型金相显微镜测量。磨削方向的表面残余应力及其沿硬化层深度方向分布的测定在上海交通大学材料科学与工程学院的X-350A型X射线应力测定仪上采用腐蚀剥层法进行。

　　2试验结果与分析2.1硬化层表面形貌是顺磨、逆磨硬化层的表面形貌。由图可见，顺磨硬化层表面纹理较为清晰，基本上是磨粒耕犁、切削纹路，局部区域出现高温下金属材料流动涂覆痕迹。逆磨时，硬化层表面纹理发生明显变化，高温下金属材料流动涂覆极为严重，并有大量黑色细小颗粒状异物滞留，经PHOENIX-60S能谱仪检测为氧化铁，说明这是粘附在砂轮上的磨屑局部脱落而造成的。

　　在平面磨削中，顺磨、逆磨因工件进给速度和进给方向的不同而造成磨削过程的差异。通常，逆磨时，砂轮磨粒从已加工表面进入磨削区，并依次经历弹性滑擦、塑性耕犁和切削等三个阶段。在砂轮刚进入磨削区的弹性滑擦阶段，堆积在砂轮孔隙中的磨屑被处于高温的表面金属材料粘结而局部脱落，从而滞留在已加工表面；同时，高温下金属材料受到砂轮的挤压和摩擦作用，导致表面出现极为严重的流动涂覆痕迹。

　　2.2硬化层组织在磨削硬化过程中，砂轮类似于电接触加热表面淬火的滚轮，并通过砂轮-工件接触区传递热量，因此，硬化层组织按照加热温度的梯度分布，由表及里依次可分为加热温度处于Ac3以上的完全硬化区和加热温度处于Ad ~Ac3之间的过渡区。

　　2.2.1完全硬化区由于不同试样的完全硬化区组织形貌及X射线衍射谱图基本相同，限于篇幅，文中只给出了ap=0. 2mm时顺磨、逆磨硬化层完全硬化区的组织形貌（、）和湿磨硬化层完全硬化区表面的组织形貌（），以及完全硬化区的X射线衍射谱图（）。由图可见，完全硬化区由细小的板条马氏体和孪晶马氏体组成。

　　在扫描电镜下通过大量的视场观察发现，由表及里，完全硬化区的马氏体相均呈现“细略粗较细”的变化规律，而且略为粗大的马氏体相均出现在靠近表面的次表层，这与笔者前期的研究结果181没有区别。同时，观察还发现，与逆磨相比，顺磨硬化层略粗马氏体相出现的位置距表面较远。而与干磨相比，湿磨硬化层略粗马氏体相距表面更近，而且从0.05mm深度处开始到该区底部为止，在相同深度处，湿磨试样的马氏体相较干磨试样的略为细小。

　　分析认为，不同试样完全硬化区中略粗马氏体相距表面的远近是磨削热引起的温度梯度和磨削力引起的应变梯度的叠加结果（）。在其他磨削工艺条件恒定时，与逆磨相比，顺磨的磨削力较大，且表面温度较高19 101.因此，在相同的传热条件下，顺磨的表层的应变量较大，加热温度也较高，从而使其略粗马氏体相距表面较远。同理，湿磨时由于乳化液的作用使湿磨试样表层的温度梯度增大以及应变梯度减小，因而其略粗马氏体相更加靠近表面。

　　2.2.2过渡区是过渡区组织形貌。与完全硬化区相比，该区加热温度较低，原始组织奥氏体化不完图全，加之在Ac以上停留的时间较短，奥氏体晶粒来不及长大，因此，冷却后形成了比完全硬化区更为细小的马氏体+少量铁素体+少量碳化物的混合组织。

　　过渡区组织是加热温度的必然产物，在这方面与其他表面淬火并无差异。因此，顺磨、逆磨和干磨、湿磨硬化层的过渡区组织基本相同。

　　2.3硬化层性能2.3.1显微硬度是硬化层显微硬度分布曲线。根据其变化规律，可分为高硬度区、硬度陡降区和低硬度区，分别对应完全硬化区、过渡区和基体。由图可表1进给速度和硬化层深度2.3.2硬化层深度是磨削用量恒定的情况下，顺磨、逆磨对切向磨削力及硬化层深度h的影响曲线。可见，切向磨削力Fi与硬化层深度h具有相同的变化趋势，且顺磨的切向磨削力及硬化层深度均大于逆磨。

　　根据磨削理论，在磨削过程中，传入试件表面的单位能量eC可用下式估算：磨削力。

　　显然，在磨削用量恒定时，随着F1的增大，eC相应增加，从而使得试件表层处于相变温度以上的区域增大，硬化层深度也随之增加。为了更加全面地揭示顺磨、逆磨对磨削表面硬化层的影响，本文还考察了切向磨削力（即磨削功率）相同时顺磨、逆磨硬化层深度的差异。在固定vs=25m/，顺磨ap =0.3mm的情况下，通过调节进给速度vw完成了若干次磨削硬化试验。测得顺磨、逆磨Fi相同时的vw及相应的硬化层深度HLD如表1所示。可见，在Fi相同的情况下，逆磨硬化层深度较顺磨硬化层深度增加了15%.这是因为，在K相同的情况下，逆磨的vw较小，使得eC增加，硬化层深度也随之增大。

　　另外，在其他磨削工艺条件相同的情况下，干磨、湿磨试样的硬化层深度分别为1.1mm和a8m.显然，湿磨时表层加热温度的降低以及温度梯度的增加，势必导致湿磨硬化层深度的相应减小，与干磨相比，大约减不了2.3.3残余应力0是残余应力an沿磨削表面硬化层深度方向的分布曲线。由图可见，磨削硬化层均存在残余压应力，其分布状态与高频感应淬火层相似1111.其中，顺磨、逆磨硬化层表面残余压应力分别为-326MPa和-407MPa*大残余压应力分别为-506MPa和-456MPa；干磨、湿磨硬化层表面残余压应力分别为-345MPa和-354MPa*大残余压应力分别为-488MPa和磨削硬化层及其表面的残余应力是机械应力（包括塑性凸出效应引起的拉应力和挤压效应引起的压应力）、热应力和相变应力等三方面的叠加结果。与热应力相比，由于珠光体向马氏体转变0硬化层残余应力分布曲线导致体积膨胀而引起的相变应力占主导作用，因此，磨削硬化层均出现残余压应力。

　　与逆磨相比，顺磨时未变形切屑厚度增大，挤压效应减弱，加之其表面温度较高19101，使得残余应力向拉伸方向发展。由于机械压应力降低以及热应力增大的影响超过了相变压应力增大的影响，因此，其表面残余压应力值降低。

　　湿磨时热应力的降低，使其表面残余应力值向压缩方向有所发展，则是其表面具有略大残余压应力的主要原因。

　　3结论磨削过程中的弹性滑擦导致逆磨硬化层表面出现大量的磨屑滞留物。

　　磨削表面硬化层由完全硬化区和过渡区组成，其中，完全硬化区为细小的板条马氏体和孪晶马氏体的混合组织。

　　随着磨削表层温度的升高和磨削力的降低，硬化层略粗马氏体相出现在距表面更远的次表层。

　　顺磨、逆磨和干磨、湿磨对硬化层的组织形貌及显微硬度无显著影响，显微硬度值均在630~700HV之间。

　　在磨削用量恒定时，顺磨硬化层的深度以及*大残余压应力均大于逆磨硬化层，但表面残余压应力较小。在切向磨削力恒定时，采用逆磨方式可以获得更深的硬化层。

　　在乳化液的作用下，湿磨硬化层马氏体相的变化梯度更为陡峭，硬化层表面残余压应力有所提高；但与干磨相比，湿磨硬化层深度大约减少