周兆鋒，洪捐

（鹽城工學(xué)院 機械工程學(xué)院，江蘇鹽城 224051）

噴丸強化是以小的彈丸（鑄鋼丸、鑄鐵丸、陶瓷 丸、玻璃丸等）為介質(zhì)，通過控制大量彈丸高速且連續(xù)噴射，撞擊零件表面，從而在表面產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力層，彈丸撞擊零件表面時，就在其上撞出凹陷（或小壓痕）；凹陷形成時，金屬表層產(chǎn)生拉伸，表層下壓縮的晶粒試圖將表面恢復(fù)到原來形狀，就產(chǎn)生一個壓縮力作用下的半球。無數(shù)的凹陷聯(lián)接重疊，就形成了均勻的殘余壓應(yīng)力層。最終，零件在表面壓應(yīng)力層的作用下，極大程度地改善其疲勞強度，從而延長了安全工作壽命。長期處于高應(yīng)力工況下的金屬零件，如飛機引擎壓縮機葉片、機身結(jié)構(gòu)件、汽車傳動系統(tǒng)零件等，它們的制造工程中都要經(jīng)過噴丸強化，以提高其抗疲勞需求[1]。鈦合金因其比重小、比強度高、耐腐蝕性好等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域[2]，但由于鈦合金自身的疲勞強度低、分散性大、硬度和耐磨性較差等缺點限制了其進一步應(yīng)用。噴丸強化是提高鈦合金零件的抗疲勞性能和微動疲勞抗力的有效方法[3-4]。

為研究噴丸參數(shù)對工件表面完整性參數(shù)的影響規(guī)律，國內(nèi)外學(xué)者建立了不同的噴丸模型，進行了大量的仿真研究，文獻[5-9]建立了不同的單彈丸撞擊模型，包括四分之一模型、軸對稱模型等，研究了不同噴丸參數(shù)對不同材料表面完整性參數(shù)的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上發(fā)展出了在空間按一定位置分布的陣列彈丸模型[10-13]，通過控制彈丸的位置分布與數(shù)量來提高覆蓋率。謝俊峰等[14]也對噴丸試驗進行了研究。該噴丸試驗中主要調(diào)整的噴丸參數(shù)包括噴丸直徑、噴丸強度，通過調(diào)整這些噴丸工藝參數(shù)來研究噴丸強化后對18CrNiMo7-6 滲碳齒輪表面性能的影響。

總的來說，國內(nèi)外對噴丸強化仿真進行了大量的研究，但研究靶材以鋼材料為主，針對鈦合金材料的噴丸仿真研究相對比較少，且建立的仿真模型以單丸模型為主，忽略了真實噴丸過程中彈丸位置的連續(xù)性和隨機特性。因此，本文利用大型商業(yè)有限元軟件Abaqus研究彈丸工藝參數(shù)對TC4鈦合金噴丸強化影響規(guī)律，對噴丸沖擊強化過程進行數(shù)值模擬，噴丸強化過程中主要調(diào)整的工藝參數(shù)為噴丸速度和彈丸入射角度。分別通過調(diào)整噴丸速度的大小和調(diào)整彈丸入射角度后對TC4鈦合金靶材進行噴丸強化，得出對TC4鈦合金噴丸強化的影響規(guī)律，對TC4噴丸工藝的制定具有重要的指導(dǎo)意義。

1 有限元模型建立

1.1 模型參數(shù)

在該多丸模型中彈丸采用直徑為0.4 mm的鑄鋼丸。為了方便建立之后的仿真模型，將TC4靶材的尺寸定義為2 mm × 2 mm × 1.5 mm。

為了使噴丸強化的效果達到和現(xiàn)實更接近，該模型中采用相對緊密的排列方式，如圖1采用第n+1層相對于第n層向y軸偏移一定距離的方式分布。本文中采用的非對稱模型都是使用25粒彈丸的噴丸強化模型。

圖1 多丸模型

1.2 多丸模型網(wǎng)格劃分

噴丸強化多丸模型的網(wǎng)格劃分分為兩個部分，靠近噴丸強化表面的部分尺寸為2 mm × 2 mm ×0.6 mm，該部分在噴丸強化過程中產(chǎn)生主要的殘余應(yīng)力和塑性變形，為了保證模型計算結(jié)果的準確性和可靠性，將該部分設(shè)定為細化網(wǎng)格，該部分同樣也是后處理過程中的主要分析區(qū)域，該部分細化網(wǎng)格共將該部分劃分為300000個單元，細化單元的尺寸為0.02 mm × 0.02 mm × 0.02 mm，在多丸模型中靶材和彈丸都選用C3D8R六面體線性減縮積分單元劃分網(wǎng)格[15-16]。

1.3 多丸模型邊界條件設(shè)置

通過對模型和實際情況的對比分析，在靶材模型仿真中，對底面約束了其法相位移和繞3個轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)動，對另外4個側(cè)面僅約束了法向位移。該模型中設(shè)定相互作用為表面與表面接觸，彈丸表面為第一接觸面（主接觸面），TC4靶材的上表面為第二接觸面（從接觸面），將彈丸設(shè)置為剛體，并且設(shè)置彈丸和靶材之間的摩擦因數(shù)為0.2。同樣是對25粒彈丸設(shè)置初速度60 m/s以模擬噴丸過程，先將該模型在Abaqus/Explicit中求解沖擊過程，再將結(jié)果導(dǎo)入Abaqus/Standard中求解應(yīng)力釋放后的穩(wěn)定收斂結(jié)果，得到噴丸強化后的殘余應(yīng)力分布。

本文研究的是用鑄鋼丸作為彈丸材料對TC4鈦合金靶材進行噴丸強化后的殘余應(yīng)力分析，兩種材料的主要性能參數(shù)如表1所示。TC4的塑性應(yīng)變參數(shù)如表2所示。

表1 基本材料參數(shù)

表2 TC4塑性應(yīng)變參數(shù)

2 噴丸速度的影響

2.1 噴丸速度對殘余應(yīng)力的影響

本文建立的仿真模型中彈丸的直徑為0.4 mm，選取噴丸速度40 m/s、60 m/s、80 m/s和100 m/s分別進行分析。其噴丸模型的模擬結(jié)果如圖2和圖3所示。

圖2 不同彈丸速度噴丸強化后材料表面殘余應(yīng)力云圖

圖3 不同彈丸速度噴丸強化后材料殘余應(yīng)力剖面圖

可以看出，彈丸速度較低時，噴丸后殘余壓應(yīng)力主要集中在噴丸中心區(qū)域，隨著噴丸速度的增加，殘余壓應(yīng)力的范圍逐漸擴大，在低速模型下的表面殘余拉應(yīng)力逐漸消失，因此不同的噴丸速度對靶材的殘余應(yīng)力情況有一定影響，噴丸速度越大，表面殘余壓應(yīng)力越大,這主要歸結(jié)于最表層材料發(fā)生了更大的塑性變形，而次表層的材料未能發(fā)生塑性變形，于是表層和次表層的材料發(fā)生相互作用而導(dǎo)致殘余應(yīng)力發(fā)生變化。根據(jù)圖3結(jié)果，TC4靶材在彈丸速度為40 m/s的模型中噴丸強化后如圖4所示，靶材表層形成了殘余壓應(yīng)力層，隨著厚度的增加，殘余壓應(yīng)力減小，并且形成一定的殘余拉應(yīng)力。

圖4為TC4鈦合金靶材在經(jīng)過鑄鋼丸的不同彈丸速度噴丸強化后的表面殘余應(yīng)力的分布曲線。

圖4 不同彈丸速度噴丸強化后材料殘余應(yīng)力距表面距離分布曲線

可以看出，噴丸速度由40 m/s逐漸增大到100 m/s，40 m/s時表面殘余壓應(yīng)力為379.8 MPa，60 m/s、80 m/s和100 m/s的 表 面殘 余 應(yīng)力 都為587.2 MPa左右，最大殘余壓應(yīng)力由415.8 MPa增加為669.1 MPa，增幅37.8%，最大殘余應(yīng)力層距表面38.1 μm增加到58.8 μm。殘余壓應(yīng)力層由118.7 μm隨彈丸速度的增加逐漸增加到198.6 μm?？梢缘贸鲭S著彈丸速度的逐漸增加，彈丸攜帶的能量就越大，彈丸在撞擊材料表面的過程中會使得材料發(fā)生更大的塑性變形，從而產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力。在不考慮靶材表面粗糙度的情況下，噴丸強化過程中增大噴丸速度能夠提高TC4鈦合金的抗疲勞強度。

2.2 噴丸速度對表面粗糙度的影響

如圖5所示，彈丸初速度40 m/s、60 m/s、80 m/s和100 m/s的噴丸強化后靶材表面節(jié)點沿Y方向（U2）的位移云圖。

圖5 不同彈丸速度噴丸強化后材料表面Y軸位移云圖

可以看出，在速度為40 m/s的仿真模型中，彈丸在靶材表面的彈坑直徑較小，在彈丸速度逐漸增大的過程中，彈坑直徑也逐漸增大，通過運算得到不同彈丸速度噴丸強化后靶材表面的表面粗糙度。當彈丸速度為40 m/s時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為1.2 μm，當彈丸速度為60 m/s時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為2.6 μm，當彈丸速度為80 m/s時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為4.7 μm，當彈丸速度為100 m/s時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為5 μm。結(jié)果表明，噴丸速度越大，靶材表面粗糙度也越大，這一點其實很好理解，主要是由于彈丸速度過大在沖擊材料表面時導(dǎo)致材料表面發(fā)生更大的塑性變形。表面粗糙度過大將導(dǎo)致過大的應(yīng)力集中，這會影響到靶材的抗疲勞強度。

綜上所述，在噴丸過程中采用較高的速度能獲得較大的表面殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層厚度，對靶材抗疲勞強度的提升有顯著效果，但是另一方面，過大的彈丸速度會降低靶材的表面完整性，從而對靶材的抗疲勞強度的提升具有副作用。因此，要共同考慮彈丸速度對殘余壓應(yīng)力和表面粗糙度的影響，使噴丸對靶材的抗疲勞強度的提升達到最大。

3 入射角度的影響

3.1 入射角度對殘余應(yīng)力的影響

在上述兩種分析方法中都是用垂直噴丸的方式，為了研究噴丸角度對噴丸效果的影響，分別建立了10°和20°噴丸入射角的模型，和垂直噴丸模型的結(jié)果進行對比。其噴丸模型的模擬結(jié)果X-Z方向的表面殘余應(yīng)力云圖和X-Y方向的剖面殘余應(yīng)力云圖如圖6和圖7所示，可以得出，在相同的彈丸速度和直徑的情況下，改變彈丸的入射角度對靶材表面的彈坑大小沒有顯著的影響。

圖6 不同彈丸入射角噴丸強化后材料表面殘余應(yīng)力云圖

圖7 不同彈丸入射角噴丸強化后材料殘余應(yīng)力剖面圖

在各模型中選取模型中的節(jié)點分析殘余應(yīng)力，研究殘余應(yīng)力與距離表面距離的變化關(guān)系，得到如圖8所示的3條殘余應(yīng)力分布曲線。分析圖表數(shù)據(jù)可得，噴丸角度由垂直入射逐漸調(diào)整入射角為20°，表面殘余壓應(yīng)力從562.4 MPa減小為481.3 MPa，最大殘余壓應(yīng)力由607.3 MPa逐漸減小為504.4 MPa，降幅20.4%，最大殘余應(yīng)力層距表面基本沒有變動。殘余壓應(yīng)力層的厚度由158.5 μm降低到145.2 μm?？梢缘贸鰢娡璧娜肷浣嵌仍酱?，速度和彈丸直徑不變，則彈丸的能量不變，但是作用在Y方向的載荷分量逐漸變小，導(dǎo)致殘余壓應(yīng)力層的厚度和最大殘余壓應(yīng)力減小，在不考慮靶材表面完整性的情況下，彈丸入射角越小則噴丸強化更有利于提高靶材的抗疲勞強度。且同時可以從曲線圖中分析得出，入射角為10°的情況相對于垂直入射對殘余應(yīng)力的影響并不大，但20°入射角相對與前兩者殘余應(yīng)力下降的程度不能忽視，因此為了保證高質(zhì)量的噴丸效果應(yīng)盡量選擇較小的入射角。

圖8 不同彈丸入射角噴丸強化后材料殘余應(yīng)力距表面距離分布曲線

3.2 入射角度對表面粗糙度的影響

如圖9所示，垂直入射、入射角為10°和入射角為20°的噴丸強化后靶材表面節(jié)點沿Y方向（U2）的位移云圖，通過運算得到不同入射角度噴丸強化后靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差，當彈丸垂直入射時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為2.6 μm，當彈丸入射角為10°時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為2.57 μm，當彈丸入射角度為20°時，靶材表面的輪廓算術(shù)平均偏差為2.56 μm。結(jié)果表明，隨著彈丸入射角度的增加，靶材表面粗糙度會稍有降低，但其變化幅度較小，對表面完整性的影響不顯著。

圖9 不同彈丸入射角噴丸強化后材料表面Y軸位移云圖

綜上所述，隨著入射角的不斷增大，靶材的表面粗糙度并沒有顯著的改變，但對殘余壓應(yīng)力的影響不可忽視，同時考慮到現(xiàn)實噴丸強化過程中，垂直噴丸時，反彈的彈丸和入射的彈丸之間產(chǎn)生碰撞導(dǎo)致能量損失，進而會大幅影響噴丸效果，則不宜選用垂直的噴丸方式。因此，應(yīng)該選擇具有一定入射角的噴丸方式，同時為了使噴丸強度和噴丸效果達到最優(yōu)，入射角度控制在0 ～ 10°之間最合適。

4 結(jié)論

為了研究工藝參數(shù)對TC4鈦合金噴丸強化的影響效果，運用Abaqus模擬軟件建立了TC4鈦合金噴丸強化的有限元仿真模型，運用該模型分別對彈丸初速度分別為40 m/s、60 m/s、80 m/s和100 m/s的模型和彈丸入射角度分別為垂直入射、入射角為10°和入射角為20°的TC4鈦合金進行了噴丸強化仿真分析，最終得到結(jié)論如下：

1）TC4鈦合金經(jīng)過噴丸強化后，表面沿深度方向會依次形成殘余壓應(yīng)力層和殘余拉應(yīng)力層，殘余壓應(yīng)力層對鈦合金的力學(xué)性能提升有顯著作用，但最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在次表層。

2）當噴丸速度逐漸增大的過程中，表面殘余應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層厚度都逐漸增大，靶材的表面粗糙度由1.2 μm增加到5 μm。

3）隨著入射角的不斷增大，靶材的表面粗糙度并沒有顯著的改變，但對殘余壓應(yīng)力的影響不可忽視，主要體現(xiàn)在最大殘余應(yīng)力由607.3 MPa逐漸減小為504.4 MPa，降幅20.4%，殘余壓應(yīng)力層的厚度由158.5 μm降低到145.2 μm，降幅8.4%。為了使噴丸強度和噴丸效果達到最優(yōu)，入射角度要控制在0 ～ 10°之間最合適。