16Cr3NiWMoVNbE 航空齒輪彈振珩磨光整表面完整性試驗(yàn)研究

方園園，劉 偉，姚金鑫，程從前，王守純，邢 彬，曹鐵山，趙 杰

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽 110015；2.大連理工大學(xué)，大連 116024）

航空發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)部件服役工況具有高轉(zhuǎn)速、重載、高功率密度、交變載荷等特征，其性能必須滿足抗疲勞、高可靠性和長壽命的苛刻要求。由于疲勞失效與表面質(zhì)量有關(guān)，相關(guān)表面完整性（粗糙度、表面幾何形貌、殘余應(yīng)力等）指標(biāo)的控制成為高品質(zhì)齒輪制造關(guān)鍵[1–3]。16Cr3NiWMoVNbE 合金齒輪具有合金元素含量高、滲碳層硬度高、有磨削燒傷傾向的特點(diǎn)，是典型難加工齒輪[4–6]。為適應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)部件性能提升要求，有必要對磨削加工表面進(jìn)一步處理，以適應(yīng)齒輪高強(qiáng)度、高精度表面完整性多目標(biāo)要求。

光整加工可有效改善表面完整性，成為高品質(zhì)齒輪制造中重要加工環(huán)節(jié)[7–8]。齒輪光整加工工藝主要包括研磨、珩磨及滾磨等[9–11]。其中，以振動(dòng)光飾為代表的滾磨光整加工具有成本低廉、效率高、操作方便的優(yōu)點(diǎn)[12–14]；珩磨具有加工范圍廣、加工精度高的特點(diǎn)。滾磨和珩磨光整在多種航空發(fā)動(dòng)機(jī)零部件制造中得到應(yīng)用[15–18]。這些典型光整加工技術(shù)是否適用于難加工齒輪，目前尚未有相關(guān)研究報(bào)道。此外，珩磨磨料與工藝直接影響最終產(chǎn)品表面質(zhì)量[18–19]，除了對齒面光整之外，光整對齒廓倒角等關(guān)鍵部位是否進(jìn)行有效加工，實(shí)現(xiàn)表面質(zhì)量和幾何尺寸優(yōu)化，是目前高質(zhì)量齒輪加工重點(diǎn)。

本研究采用新型黏彈磨體振動(dòng)珩磨（彈振珩磨）工藝，對比分析了不同珩磨周期對16Cr3NiWMoVNbE 齒輪齒面粗糙度、形貌、表面殘余應(yīng)力等表面完整性的影響，總結(jié)彈振珩磨在齒輪光整應(yīng)用中的特點(diǎn)，支撐先進(jìn)航空齒輪高品質(zhì)制造。

1 試驗(yàn)材料及方法

以某企業(yè)16Cr3NiWMoVNbE 滲碳磨削齒輪為研究對象，如圖1（a）所示，對其采用新型彈振珩磨工藝進(jìn)行表面處理。該工藝采用圖1（b）所示數(shù)控黏彈磨料彈振珩磨機(jī)床（TTVM），其基本構(gòu)成如圖1（c）所示。彈振珩磨光整是在裝有磨料磨體的增壓密閉容器中對工件激振，利用激振工件沖擊黏彈磨料和磨料形狀恢復(fù)滯后特性，獲得工件表面與磨料之間的高頻超短程相對位移運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)工件表面等壓多磨粒滾動(dòng)多刃珩磨效果，避免了磨體剪切變稀效應(yīng)；可以通過增壓壓力調(diào)節(jié)、激振振頻和振幅調(diào)節(jié)等方法實(shí)現(xiàn)分級珩磨[20]。

圖1 彈振珩磨光整齒輪及其設(shè)備Fig.1 Elastic vibration honing finishing gear and its equipment

齒輪光整分為40 目碳化硅磨粒的磨料粗珩磨和80目碳化硅磨粒的磨料精珩磨兩步。其中，粗珩磨磨料壓力1～2 MPa、振動(dòng)頻率30 ～ 40 Hz、粗珩磨周期3H；精珩磨時(shí)的磨料壓力0～1 MPa, 振動(dòng)頻率40～50 Hz、精珩磨周期1H，以該珩磨光整工藝加工的齒輪記為TTVM–C1。為了對比珩磨周期影響，按照上述工藝將珩磨周期加倍、其他參數(shù)不變，獲得光整后的齒輪記為TTVM–C2。

對上述不同光整齒輪開展表面完整性檢測。采用觸針式三禾粗糙度儀檢測齒面線粗糙度；使用OLYMPUS 激光共聚焦顯微鏡開展表面微觀形貌觀察和面粗糙度檢測；分別在每個(gè)齒面的3 處位置開展表面粗糙度檢測，每個(gè)齒輪檢測4～10 個(gè)齒的平均值作為表面粗糙度；采用場發(fā)射掃描電鏡 （SEM）觀察表面形貌及齒廓形貌；采用顯微硬度計(jì) （HVD–51S，載荷1 kg）檢測硬度分布；采用X 射線檢測儀 （XL–640 型號Cr 靶）檢測殘余應(yīng)力，每個(gè)輪齒測齒面節(jié)圓3 個(gè)位置殘余應(yīng)力均值作為該輪齒變化的表面殘余應(yīng)力值；每個(gè)加工狀態(tài)選取1 個(gè)輪齒進(jìn)行電化學(xué)剝層，每個(gè)剝層厚度節(jié)圓處3個(gè)位置均值為該層厚度的殘余應(yīng)力值。

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀與低倍幾何形貌

圖2 為不同彈振珩磨在周期下的齒面宏觀形貌。珩磨前齒面沿磨削方向有加工條紋、齒面與齒頂面交匯棱邊毛糙 （圖2（a））；端面齒廓倒角打磨條紋清晰、齒根圓弧面粗糙 （圖2（d））。在TTVM– C1 珩磨周期條件下，齒面光亮、局部殘留較淺的磨削條紋，齒頂與齒面棱邊相對圓滑 （圖2（b））；齒面與齒根接刀痕過渡較圓滑 （圖2（e））；珩磨周期加倍后，齒面磨削條紋進(jìn)一步減少 （圖2（c））；倒角面加工紋理減少，端面粗糙度有改善 （圖2（f））。

圖2 不同彈振珩磨周期下齒面和端面倒角表面形貌Fig.2 Surface morphology at different locations on gears after different periods of elastic vibrating honing

圖3 為近齒頂區(qū)和齒根區(qū)的低倍掃描電鏡圖。未光整樣品齒面磨削條紋和齒頂面倒棱加工條紋清晰（圖3（a））；TTVM– C1 珩磨后近齒頂區(qū)倒棱圓滑，端面和齒面切削加工痕跡減輕（圖3（b））； 2 周期珩磨后齒頂面倒棱未見加工刀痕、端面齒廓倒棱圓滑（圖3（c））。在近齒根端面齒廓區(qū)，珩磨周期加倍后，齒廓圓滑（圖3（e））；齒廓倒角加工刀痕有所減輕（圖3（f））。

為進(jìn)一步確認(rèn)珩磨光整對倒棱幾何形態(tài)的影響，在近齒頂橫截面取樣并觀察低倍幾何特征，如圖4 所示。光整后近齒頂斜邊棱角過渡逐漸圓滑（圖4（b））； 2 倍周期珩磨后，倒棱區(qū)呈圓弧過渡特征（圖4（c））。在彈振珩磨密閉容器增壓條件下，黏彈磨料與被加工面完全吻合，被加工表面受壓均勻；即使在工件激振狀態(tài)下，不會(huì)產(chǎn)生黏彈磨料流體剪切變稀現(xiàn)象。所謂剪切變稀現(xiàn)象，即黏彈磨料流體因表面不同位置速度梯度差異引起層面間剪切效應(yīng)，使黏彈磨料中長鏈高分子喪失黏彈性[21]。密閉容器下黏彈磨體始終受到增壓力控制，通過壓力變化調(diào)節(jié)能夠?qū)崿F(xiàn)磨料對各區(qū)域連續(xù)精密珩磨，避免磨削或常規(guī)工藝不連續(xù)加工，由此改善倒棱圓滑度。其中，40 目碳化硅磨粒粒徑比80 目碳化硅磨粒粒徑更大，且具有較高珩磨效率，在延長珩磨周期條件下有望獲得倒棱過渡圓角（圖3 和4）。齒頂?shù)估鈳缀涡螒B(tài)直接影響齒輪運(yùn)行過程中的振動(dòng)和接觸應(yīng)力集中狀態(tài)，進(jìn)而影響齒面接觸疲勞磨損特性[22–24]?？梢灶A(yù)見，彈振珩磨改善齒頂圓弧過渡特征，將有利于減輕近齒頂和近齒根區(qū)疲勞接觸損傷。

圖4 不同彈振珩磨周期近齒頂?shù)估鈾M截面宏觀形貌Fig.4 Cross-sectional morphology on crest chamfered edge of gear tooth after different periods of elastic vibrating honing

2.2 齒面形貌與粗糙度

圖5 所示為不同彈振珩磨周期齒面三維形貌與表面粗糙度。未光整條件下表面分布有溝壑狀的齒輪軸向磨削加工痕跡 （圖5（a）），因磨削加工的方向性，齒面徑向線粗糙度遠(yuǎn)高于軸向線粗糙度。彈振珩磨使黏彈磨料與齒輪表面完全貼合，工件表面各點(diǎn)能夠獲得均等壓力。因此，彈振珩磨后溝壑狀磨痕逐漸被去除，較深的磨痕逐漸變淺 （圖5（b）和（c））。粗糙度測試表明，彈振珩磨后齒輪表面徑向線粗糙度從Ra0.65 μm降低到Ra0.4 μm；面粗糙度從Sa0.47 μm 逐漸降低到Sa0.2 μm （圖5（d））。

圖5 不同彈振珩磨周期的齒面形貌 （x200）和粗糙度Fig.5 Surface morphology (x200) and roughness on tooth flank after different periods of elastic vibrating honing

圖6 為不同彈振珩磨周期的齒面微觀形貌掃描電鏡照片。磨削狀態(tài)條件下齒面有成條束狀磨削溝槽 （圖6（a））；在彈振珩磨TTVM– C1 條件下，表面為較淺的軸向短且交叉的細(xì)微網(wǎng)狀條紋 （圖6（b））；在加倍周期的TTVM– C2 條件下，交叉網(wǎng)狀細(xì)紋更加明顯（圖6（c））。網(wǎng)狀條紋是珩磨光整的典型微觀形貌[25–26]。在密閉增加條件下，黏彈磨料能充分填充工件表面相對較深的磨削加工刀痕（圖5（a））和（圖6（a））；在工件高頻往復(fù)振動(dòng)過程中，多磨粒滾動(dòng)對齒輪表面具有多刃切削作用，是網(wǎng)狀條紋形成的主要原因。40 目碳化硅磨粒的切削作用優(yōu)于80 目碳化硅，80 碳化硅磨料的主要作用是細(xì)化40 目碳化硅磨粒粗珩磨后較深加工紋理。根據(jù)圖3 和4 結(jié)果可知，在延長珩磨周期條件下，40 目碳化硅磨粒的網(wǎng)紋形成得到累積增強(qiáng) （圖6（c））。網(wǎng)狀條紋有利于零部件服役過程中潤滑油膜在表面的形成和駐留[27–28]，有望降低齒輪齒面的磨損。

圖6 不同彈振珩磨周期的齒面微觀形貌SEM 圖Fig.6 SEM morphology on tooth flank after different periods of elastic vibrating honing

2.3 橫截面金相與顯微硬度分析

圖7 為齒輪表面金相組織，可以發(fā)現(xiàn)，3 種加工狀態(tài)下表面組織主要為馬氏體和少量塊狀碳化物，按照國標(biāo)對碳化物評級為2 級；未光整樣品表面未見切削加工變質(zhì)層，彈振珩磨光整表面也未見明顯變質(zhì)層。

圖7 不同彈振珩磨周期下的齒面橫截面金相組織Fig.7 Cross-sectional metallurgic microstructure of tooth flank after different periods of elastic vibrating honing

圖8 所示為齒面不同位置橫截面的顯微硬度分布。近表面3 個(gè)區(qū)域顯微硬度大小順序?yàn)椋航X頂>節(jié)圓>近齒根。與未磨削樣品相比，彈振珩磨光整后近表面顯微硬度沒有明顯變化；不同區(qū)域顯微硬度的差異與滲碳過程相關(guān)[29]。彈振珩磨的磨料在工件高頻振動(dòng)下緩慢流動(dòng)，帶走了工件表面劃擦所積累的熱量，使得磨粒以冷加工方式珩磨齒輪表面，不產(chǎn)生二次硬化層[20]，此表面組織和顯微硬度變化不明顯（圖7 和8）。

圖8 不同位置齒面橫截面顯微硬度分布Fig.8 Cross-sectional microhardness distribution at different locations of tooth flank

2.4 殘余應(yīng)力

圖9 為齒面殘余應(yīng)力及不同厚度殘余應(yīng)力分布曲線。未光整齒面為殘余壓應(yīng)力，其均值為–286 MPa；TTVM– C1 彈振珩磨后，表面殘余壓應(yīng)力增大，其均值–389 MPa；TTVM– C2 彈振珩磨后殘余壓應(yīng)力進(jìn)一步增大，均值為–436 MPa（圖9（a）），比未光整齒面增加了52%。電化學(xué)剝層不同厚度的殘余應(yīng)力測試表明，未光整齒面殘余壓應(yīng)力隨深度增加而逐漸減小，最終降到約–100 MPa；彈振珩磨提升齒面殘余壓應(yīng)力，其作用深度范圍在15 μm 以內(nèi)（圖9（b））。彈振珩磨的黏彈磨料是典型非牛頓流體[20]，當(dāng)激振工件沖擊磨料后，磨料形狀恢復(fù)相對滯后于工件表面的二次沖擊，在磨料界面和工件表面間形成微小空隙；在獲得磨粒相對運(yùn)動(dòng)同時(shí)，通過調(diào)節(jié)激振頻率和幅度，結(jié)合增壓系統(tǒng)，有利于磨料對工件表面反復(fù)磨壓并形成壓應(yīng)力。其中80 目碳化硅磨料的非牛頓特性比40 目碳化硅磨料的更強(qiáng)，在有效減輕磨痕條件下，通過延長珩磨周期能提高表面殘余壓應(yīng)力。

圖9 不同彈振珩磨周期的齒面分度圓殘余應(yīng)力分布Fig.9 Residual stress distribution at tooth pitch circle after different periods of elastic vibrating honing

3 結(jié)論

（1） 表面幾何特征觀察表明，彈振珩磨光整能減輕齒廓倒角刀痕，增加倒角圓滑度；在2 倍珩磨周期條件下，齒頂?shù)估獾逗郾煌耆宄⑿纬蓤A弧過渡。

（2） 表面形貌和粗糙度分析表明，彈振珩磨光整顯著降低表面粗糙度，其面粗糙度從0.47 μm 降低到0.2 μm；在2 倍珩磨周期條件下，表面短且交叉的細(xì)微網(wǎng)狀條紋得到增強(qiáng)。

（3） 齒面金相組織、顯微硬度和殘余應(yīng)力觀察表明，彈振珩磨對金相組織和顯微硬度分布沒有明顯影響，但提高了齒面殘余壓應(yīng)力，在2 倍珩磨周期下表面殘余壓應(yīng)力增加了52%。