張鵬舉，陳靜青*，楊 霄

(1 西南交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院材料先進(jìn)技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都610031;2 東方電氣集團(tuán)科技技術(shù)研究院有限公司，成都 611731)

16MnR鋼是一種高強(qiáng)度低合金結(jié)構(gòu)鋼，廣泛應(yīng)用于高溫壓力容器、動(dòng)力設(shè)備、運(yùn)輸機(jī)械、橋梁、建筑結(jié)構(gòu)和管道等制造方面。該材料含C(≤0.20%，質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)和Mn(≤1.60%)量較低，具有良好的焊接適應(yīng)性[1-5]。但在大型工程結(jié)構(gòu)的焊接制造中存在焊接殘余應(yīng)力累積的問題，對(duì)焊接構(gòu)件的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和服役壽命均會(huì)產(chǎn)生不利影響[6-8]，因此對(duì)于16MnR鋼的焊接接頭殘余應(yīng)力控制及提高接頭力學(xué)性能等問題一直被國內(nèi)外學(xué)者所關(guān)注。激光沖擊(laser shock peening，LSP)技術(shù)，被認(rèn)為是改善金屬材料性能最有效的技術(shù)之一，尤其是對(duì)耐化學(xué)腐蝕性能、磨損性能、抗應(yīng)力腐蝕開裂和抗疲勞強(qiáng)度等性能的改善方面[9-12]。目前LSP技術(shù)在航空航天、國防軍工、核電等諸多工業(yè)領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用。與傳統(tǒng)的噴丸強(qiáng)化技術(shù)相比，LSP處理過程具有更大的沖擊壓力和沖擊能量，而且處理過程更加靈活可控、環(huán)保。Chu等[13]研究了LSP處理對(duì)低碳鋼表面顯微組織和性能的影響。結(jié)果證實(shí)經(jīng)LSP處理后，材料表面硬度提高80%，表面凹坑變形量1.5 μm，材料表面深度方向的高位錯(cuò)密度和殘余應(yīng)力在深度100 μm以上逐漸趨于平緩。Luo等[14]研究了單次LSP處理對(duì)ANSI304不銹鋼表面納米硬度和殘余應(yīng)力的影響。與未處理樣品相比，LSP可以明顯改善材料近表層的納米硬度，并在材料表面引入最大達(dá)900 μm的塑性變形層，產(chǎn)生最大-305 MPa的表面壓應(yīng)力分布。Karthik等[15]研究了無保護(hù)涂層激光噴丸(laser peening without coating, LPwC)對(duì)鎳基高溫合金Inconel 600殘余應(yīng)力、硬度、晶粒形貌和腐蝕性能的影響。結(jié)果表明，優(yōu)化參數(shù)后的LPwC處理可在Inconel 600表面引入峰值為-672 MPa的殘余壓應(yīng)力，壓縮塑性變形層深度達(dá)到1400 μm。與未經(jīng)處理的材料表面相比，經(jīng)LPwC處理后的表面腐蝕速率顯著降低。Li等[16]研究了不同激光功率密度對(duì)316L不銹鋼焊接接頭的影響。隨著功率密度的增加，焊縫及熱影響區(qū)的殘余拉應(yīng)力分布逐漸轉(zhuǎn)化為殘余壓應(yīng)力。當(dāng)表層產(chǎn)生的沖擊塑性變形層深度約為18 μm時(shí)，焊縫區(qū)表面形成峰值約為-100 MPa的壓應(yīng)力分布。王連慶等[17]對(duì)7075-T6鋁合金激光-電弧復(fù)合焊接接頭進(jìn)行了激光沖擊強(qiáng)化處理。結(jié)果表明，LSP處理后的焊縫區(qū)域顯微硬度由152HV提高至175HV，有效強(qiáng)化層深度約為100 μm。經(jīng)激光沖擊強(qiáng)化后，焊縫區(qū)最大殘余壓應(yīng)力為-200 MPa。

本工作采用16MnR鋼為研究對(duì)象，分析LSP工藝(沖擊能量、沖擊次數(shù)、覆蓋率和光斑直徑)對(duì)16MnR鋼的表面變形量、表面顯微硬度分布及殘余壓應(yīng)力的影響。選擇優(yōu)化的LSP工藝對(duì)16MnR鋼焊接接頭進(jìn)行消應(yīng)力處理，測試并分析處理前后的殘余應(yīng)力分布演變。采用慢應(yīng)變速率應(yīng)力腐蝕實(shí)驗(yàn)測試LSP前后16MnR鋼激光-MAG復(fù)合焊焊接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力，分析LSP處理對(duì)16MnR鋼焊接接頭殘余應(yīng)力分布規(guī)律和腐蝕性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)材料為10 mm厚的16MnR鋼板，尺寸為150 mm×75 mm×10 mm。LSP實(shí)驗(yàn)采用中科院沈陽自動(dòng)化研究所自主開發(fā)的SIA-LSP-1型的LSP設(shè)備。設(shè)備的主要參數(shù)為：Nd:YAG脈沖激光器，激光束波長1064 nm，重復(fù)頻率5 Hz，脈沖寬度15 ns。吸收層和約束層分別為黑膠帶和蒸餾水。圖1為LSP與殘余應(yīng)力測試路徑示意圖。圖1(a)為不同沖擊能量、沖擊次數(shù)、光斑直徑和覆蓋率對(duì)16MnR母材表面的LSP處理路徑示意圖。焊接后采用優(yōu)化后的LSP工藝對(duì)焊接接頭進(jìn)行消應(yīng)力處理，其中LSP處理路徑如圖1(b)所示。

圖1 LSP與殘余應(yīng)力測試路徑示意圖

對(duì)16MnR采用激光-MAG復(fù)合焊接方法(激光引導(dǎo)方式)進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)。使用的焊接設(shè)備由額定功率為10 kW的TRUMPF LASER TruDisk 10002光纖激光器、Fronius焊機(jī)構(gòu)成。焊絲牌號(hào)為JM56，直徑為1.2 mm。母材16MnR及填充材料JM56的化學(xué)成分如表1所示。焊接坡口采用Y型坡口，并留2 mm鈍邊，對(duì)接間隙為0.8 mm。焊接過程分為打底焊和蓋面焊。焊接坡口尺寸及焊道布置示意圖如圖2所示。表2為激光-MAG復(fù)合焊接工藝參數(shù)，其中V1為焊接速度，V2為送絲速度，P為激光功率，I和U分別為焊接電流和電壓，保護(hù)氣體為80%Ar+20%CO2(體積分?jǐn)?shù))。

表1 母材16MnR及填充材料JM56的化學(xué)成分

圖2 焊接坡口、焊道布置示意圖

表2 激光-MAG復(fù)合焊焊接工藝參數(shù)

采用三坐標(biāo)測量儀測量試樣LSP處理后的表面凹坑變形量；采用DHV-1000ZTEST型數(shù)顯顯微維氏硬度計(jì)測試激光沖擊后的試樣截面硬度(實(shí)驗(yàn)載荷為25 g，保荷時(shí)間為15 s)，沿著試樣深度方向以40 μm為間隔，每個(gè)位置測量5組數(shù)據(jù)，取平均值作為顯微硬度值，分析LSP處理后試樣深度方向顯微硬度的變化規(guī)律；采用RGM-4020微機(jī)控慢應(yīng)變應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行慢應(yīng)變速率腐蝕實(shí)驗(yàn)(依據(jù)《GB/T 15970.7-2000金屬和合金的腐蝕應(yīng)力腐蝕實(shí)驗(yàn)第7部分：慢應(yīng)變速率實(shí)驗(yàn)》)。慢應(yīng)變拉伸試件垂直焊縫取樣，加工尺寸如圖3所示(厚度為1.6 mm)。慢應(yīng)變腐蝕實(shí)驗(yàn)拉伸速率取10-5s-1，環(huán)境分別為空氣和3.5%NaCl溶液，溫度為20～25 ℃；采用SEM QUANTA FEG250 型掃描電子顯微鏡觀察慢拉伸斷口顯微形貌；采用μ-X360 s型X射線殘余應(yīng)力分析儀進(jìn)行LSP處理前后的16MnR母材和焊接接頭的殘余應(yīng)力測試，測量路徑為圖1中X方向測試點(diǎn)所示。

圖3 慢應(yīng)變拉伸試樣示意圖

2 結(jié)果與分析

2.1 LSP區(qū)域的表面塑性變形量

為研究激光光斑直徑、沖擊次數(shù)、覆蓋率和沖擊能量對(duì)16MnR表面塑性變形程度的影響，首先在16MnR母材表面進(jìn)行4組LSP實(shí)驗(yàn)。圖4為不同LSP工藝引起的表面變形量。

圖4 不同LSP工藝引起的表面變形量

設(shè)定沖擊能量為20 J，覆蓋率為30%，沖擊次數(shù)為2次，研究不同光斑直徑對(duì)材料表面變形量的影響?？梢钥闯?，當(dāng)光斑直徑分別為3，4，5 mm時(shí)，LSP在材料表面引起的變形量分別為3.91，1.64，0.61 μm。光斑直徑越大，表面變形量越小。說明同等條件下，光斑直徑越小，激光能量密度越集中[18]。

選擇沖擊能量為20 J，覆蓋率為70%，光斑直徑為3 mm，研究沖擊次數(shù)對(duì)表面變形量的影響?？芍瑳_擊次數(shù)為1，2，3次時(shí)，材料表面變形量分別為2.93，5.73，8.10 μm。隨著沖擊次數(shù)的增加，變形量也在增加，但增幅在減小，這是由于材料表面產(chǎn)生了硬化現(xiàn)象，沖擊次數(shù)越多該現(xiàn)象越明顯。

選擇激光沖擊能量為20 J，光斑直徑為3 mm，沖擊次數(shù)為2次，研究覆蓋率對(duì)材料表面變形量的影響?？梢钥闯?，覆蓋率為30%，50%和70%時(shí)，變形量分別為3.91,4.37，5.73 μm。說明覆蓋率越大，LSP材料表面變形量越大，對(duì)材料表面的變形影響就越強(qiáng)。這是因?yàn)?，光斑覆蓋率越大，重疊區(qū)域材料經(jīng)歷了多次LSP處理，導(dǎo)致引入更大的表面變形量。

選取光斑直徑為3 mm，覆蓋率為70%，沖擊次數(shù)為3次，研究激光沖擊能量對(duì)材料表面變形量的影響。可知，沖擊能量分別為8，14 J和20 J時(shí)，變形量分別為3.60，5.78，8.10 μm。說明隨著沖擊能量的增大，LSP對(duì)表面變形塑性的影響增加。

2.2 LSP區(qū)域的深度塑性變形

硬度是衡量材料加工硬化程度的一個(gè)指標(biāo)，本工作采用顯微硬度測試LSP的塑性變形深度。圖5為不同LSP工藝下16MnR平板試樣深度方向的顯微硬度分布，其中綠色線條為未沖擊材料(基體區(qū))的平均顯微硬度值，為159HV。由圖5(a)可見，當(dāng)光斑直徑分別為3，4 mm和5 mm時(shí)，LSP在材料表面引起的塑性變形影響層深度分別為240，160 μm和116 μm。當(dāng)采用4 mm的激光光斑直徑時(shí)，其塑性變形深度相比采用 5 mm的激光光斑直徑增加了37.93%。而采用3 mm的激光光斑直徑時(shí)，其塑性變形深度相比采用4 mm的激光光斑直徑增加了50%?？梢姡谄渌に囅嗤瑫r(shí)，采用較小的光斑直徑可以引起更深的塑性變形影響層。

從圖5(b)可以看出，當(dāng)覆蓋率為30%，50%和70%時(shí)，塑性變形深度分別為240，292 μm和342 μm。由于采用不同覆蓋率的LSP工藝沖擊試樣重疊區(qū)域可以經(jīng)歷多次沖擊，故較大的覆蓋率必然給材料表層引入更大的塑性變形層深度。

圖5 不同LSP工藝時(shí)深度方向顯微硬度分布

不同LSP工藝下16MnR母材塑性變形深度變化規(guī)律如圖6所示?？梢钥闯觯瑳_擊次數(shù)的增加同樣使得材料表層塑性變形影響層的深度增大，但隨著沖擊次數(shù)的增加，材料表層產(chǎn)生了加工硬化，塑性變形層深度的增幅略微減小。當(dāng)沖擊次數(shù)從1次增加至3次時(shí)，塑性變形層深度由192 μm增加至475 μm。此外，當(dāng)沖擊能量從8 J增加至20 J時(shí),材料表面塑性變形層深度從235 μm增加至475 μm。激光沖擊能量越大，沖擊波的作用深度就會(huì)越強(qiáng)，塑性影響層的深度隨之增加，顯著提高了材料表層的位錯(cuò)密度[19]。

圖6 不同LSP處理后塑性變形深度變化

LSP處理使得材料表層硬度增加的主要原因是激光誘導(dǎo)的沖擊波會(huì)在材料表層引入塑性變形，引起材料表層位錯(cuò)密度顯著提升，大量的位錯(cuò)增值、聚集使得材料表面發(fā)生加工硬化現(xiàn)象。為了研究LSP處理對(duì)16MnR表面塑性變形程度的影響，對(duì)其進(jìn)行沖擊能量8 J、光斑直徑5 mm、1次沖擊的LSP工藝處理。圖7為16MnR材料在LSP處理前后的電子背散射衍射分析(EBSD)。如圖7(a-1)，(a-2)所示，與未處理的試樣截面相比，LSP處理的試樣在距離沖擊表面一定區(qū)域內(nèi)晶粒度變化不明顯，但對(duì)比沖擊前后局部位錯(cuò)圖7(b-1)，(b-2)發(fā)現(xiàn)，沖擊后的材料表層部分晶粒內(nèi)部產(chǎn)生較多的位錯(cuò)累積，即發(fā)生了塑性變形累積，導(dǎo)致在材料表層產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象，從而提高了材料的顯微硬度。由于LSP處理表面的塑性變形嚴(yán)重且制樣邊緣處不可避免出現(xiàn)傾斜，導(dǎo)致表面LSP作用區(qū)域無法有效標(biāo)定，采用EBSD觀察到的塑性變形深度小于實(shí)際值。

圖7 LSP處理前(1)后(2)的EBSD分析 (a)IPF圖;(b)局部位錯(cuò)圖

2.3 LSP區(qū)域的殘余應(yīng)力分布

對(duì)16MnR鋼母材進(jìn)行不同LSP工藝處理后的殘余應(yīng)力測量，結(jié)果如圖8所示。由于實(shí)驗(yàn)采用多點(diǎn)重疊的LSP工藝進(jìn)行強(qiáng)化處理，所以采用X射線法對(duì)每條LSP路徑沿著X方向測試殘余應(yīng)力。

圖8 不同LSP工藝時(shí)試樣表面殘余應(yīng)力分布

由圖4，6，8(a)對(duì)比可知，殘余應(yīng)力分布的整體變化規(guī)律與2.1節(jié)和2.2節(jié)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有良好的匹配性。選擇3，4 mm和5 mm的光斑直徑對(duì)材料表面進(jìn)行沖擊強(qiáng)化時(shí)，表層X方向的殘余應(yīng)力分別為-397，-293 MPa和-209 MPa?？梢钥闯?，光斑直徑的減小可有效提高殘余壓應(yīng)力值，所以選用較小的光斑直徑會(huì)顯著提高LSP強(qiáng)化效果。

經(jīng)1次沖擊后，試樣表面最大產(chǎn)生-316 MPa的殘余壓應(yīng)力；經(jīng)2次沖擊后，最大殘余壓應(yīng)力值達(dá)到-485 MPa，相比第1次沖擊應(yīng)力提升53.48%；3次沖擊后，表面殘余壓應(yīng)力進(jìn)一步增大，為-593 MPa，相較于2次沖擊提升22.27%。由此可以得出，沖擊次數(shù)的增加可以提高表面最大殘余壓應(yīng)力，但表面殘余應(yīng)力增幅在減小。

從圖8(c)可以清楚地看出，覆蓋率為30%，50%和70%時(shí)的表面壓縮殘余應(yīng)力最大值分別為-397，-444 MPa和-485 MPa。相比覆蓋率為30%時(shí)，采用50%的覆蓋率，殘余應(yīng)力提升11.84%，覆蓋率為70%比50%的殘余應(yīng)力值提升9.23%。當(dāng)激光光斑重疊率增大時(shí)，表面殘余應(yīng)力的波動(dòng)率逐漸減小，但總體上隨著覆蓋率的增大，沖擊區(qū)域表面殘余應(yīng)力也增大，這主要是因?yàn)楦采w率增大使得材料表層在相同區(qū)域的沖擊次數(shù)增多。

從圖8(d)可以看出，隨著沖擊能量的增大，殘余應(yīng)力整體呈現(xiàn)增大趨勢。沖擊能量為8 J時(shí)最大殘余壓應(yīng)力為-388 MPa，14 J時(shí)最大殘余壓應(yīng)力為-515 MPa，20 J時(shí)最大殘余應(yīng)力為-593 MPa。這是因?yàn)?，隨著沖擊能量的增大，LSP強(qiáng)化過程傳遞給材料的能量增加，與材料的交互作用加劇，最終形成較大的殘余壓應(yīng)力分布。同樣，采用14 J沖擊能量相比8 J沖擊能量殘余壓應(yīng)力提升32.73%，20 J沖擊能量相比14 J沖擊能量應(yīng)力提升15.15%。隨著沖擊能量的增大，表面殘余壓應(yīng)力水平也在不斷增加，但增加幅度不斷減小。

2.4 LSP對(duì)16MnR焊接接頭殘余應(yīng)力的影響

采用激光-MAG復(fù)合焊技術(shù)對(duì)16MnR鋼進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)，焊縫成型良好，焊接過程穩(wěn)定，焊道宏觀形貌如圖9所示。本工作通過X射線殘余應(yīng)力測試方法得到16MnR鋼焊接接頭的殘余應(yīng)力峰值，通過選擇合適的LSP工藝，確保接頭的殘余拉應(yīng)力可通過LSP處理轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力分布。

圖9 焊道宏觀形貌 (a)焊縫表面；(b)焊縫根部

采用圖1(b)中16MnR鋼激光-MAG復(fù)合焊后焊接接頭殘余應(yīng)力測試路徑，LSP處理前后焊接接頭殘余應(yīng)力如圖10所示。由于采用平板對(duì)接焊，因此在焊縫整體上縱向?qū)a(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變累積，造成縱向殘余應(yīng)力整體應(yīng)力水平明顯高于橫向的殘余應(yīng)力，具體表現(xiàn)為熱影響區(qū)拉應(yīng)力集中的應(yīng)力分布。從圖10(a)可以看出，焊縫中心的橫向拉應(yīng)力較小，而熱影響區(qū)的橫向拉應(yīng)力較大，產(chǎn)生的最大橫向拉應(yīng)力為351 MPa。原因是,X射線測量殘余應(yīng)力要求材料表面平整，因此在測量焊接接頭殘余應(yīng)力之前，對(duì)焊縫余高進(jìn)行打磨釋放了殘余應(yīng)力，破壞了焊縫區(qū)域原來的應(yīng)力狀態(tài)。從圖10(b)中可以看出，縱向拉應(yīng)力集中在焊縫邊緣及熱影響區(qū)。最大縱向殘余拉應(yīng)力出現(xiàn)在熔合線附近，為530 MPa。遠(yuǎn)離熱影響區(qū)，拉應(yīng)力逐漸減小?？v向殘余拉應(yīng)力整體應(yīng)力水平高于橫向殘余拉應(yīng)力，原因是縱向及沿焊縫方向的塑性應(yīng)變累積大于橫向的塑性應(yīng)變累積，導(dǎo)致工件產(chǎn)生更大的縱向殘余應(yīng)力。

圖10 LSP處理前后焊接接頭殘余應(yīng)力 (a)橫向應(yīng)力；(b)縱向應(yīng)力

由于采用激光-MAG復(fù)合焊技術(shù)得到的16MnR鋼焊后殘余應(yīng)力較大，且選用覆蓋率為70%的LSP工藝可以使焊接接頭殘余應(yīng)力場分布更加均勻。綜合考慮上述的研究結(jié)果，選擇激光沖擊能量20 J，光斑直徑3 mm，覆蓋率為70%，沖擊3次的LSP工藝對(duì)距離焊縫中心30 mm的16MnR鋼焊接接頭進(jìn)行消應(yīng)力處理。從圖10可以看出，經(jīng)過上述LSP工藝對(duì)接頭消應(yīng)力處理后，使焊接接頭由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變成壓應(yīng)力。最大橫向殘余壓應(yīng)力和縱向殘余壓應(yīng)力分別為-482，-203 MPa。可見，LSP形成的殘余壓應(yīng)力分布改善了焊接接頭的焊后殘余拉應(yīng)力。此外，發(fā)現(xiàn)激光沖擊形成的殘余應(yīng)力場與焊接殘余應(yīng)力場之間的關(guān)系并不是簡單的應(yīng)力疊加關(guān)系。

2.5 抗應(yīng)力腐蝕性能測試結(jié)果及拉伸斷口分析

LSP處理前后16MnR鋼焊接接頭分別在空氣和3.5%NaCl溶液中的慢應(yīng)變拉伸實(shí)驗(yàn)后試樣宏觀形貌和拉伸曲線如圖11所示。慢應(yīng)變拉伸相關(guān)性能參數(shù)如表3所示。由表3可知，未經(jīng)LSP處理的16MnR接頭試樣在空氣中的斷裂強(qiáng)度為419.3 MPa，伸長率為18.44%，未經(jīng)LSP處理的接頭試樣在3.5%NaCl溶液中的斷裂強(qiáng)度為393.5 MPa，伸長率為17.50%，經(jīng)過LSP處理的16MnR鋼焊接接頭試樣在空氣中的斷裂強(qiáng)度為421.4 MPa，伸長率為19.19%，經(jīng)過LSP處理的接頭試樣在3.5%NaCl溶液中的斷裂強(qiáng)度為395.5 MPa，伸長率為18.25%。通過計(jì)算(式(1))，LSP處理前后接頭試樣在3.5%NaCl溶液中的應(yīng)力腐蝕敏感系數(shù)ISSRT分別為0.106和0.104。

表3 LSP處理前后16MnR鋼接頭試樣慢應(yīng)變拉伸性能參數(shù)

圖11 LSP處理前后16MnR焊接接頭在空氣和3.5%NaCl溶液中拉伸試樣的斷裂位置(a)和拉伸曲線(b)

(1)

式中：σfw和σfa分別為3.5%NaCl溶液中和空氣中的斷裂強(qiáng)度；δfw和δfa分別為3.5%NaCl溶液中和空氣中的伸長率。

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過LSP處理的試樣在空氣環(huán)境中的斷裂強(qiáng)度和伸長率有一定的改善，同樣在3.5%NaCl溶液中經(jīng)過LSP處理的試樣斷裂強(qiáng)度和伸長率也有所提高，導(dǎo)致經(jīng)過LSP處理的接頭試樣腐蝕敏感系數(shù)略小于未經(jīng)處理的，但兩者差距較小。這主要是由于本實(shí)驗(yàn)僅對(duì)接頭試樣的其中一面做了LSP強(qiáng)化處理，所以其強(qiáng)化效果有限，但其結(jié)果可以說明LSP處理提高了16MnR鋼焊接接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力。

LSP處理前后16MnR焊接接頭在空氣及3.5%NaCl溶液中的慢應(yīng)變拉伸斷口的微觀形貌如圖12所示。LSP處理前的斷口形貌(圖12(a-2)，(b-2))中韌窩數(shù)量較少，并且形狀小而淺。而經(jīng)過LSP處理后的接頭拉伸斷口(圖12(c-2),(d-2))中韌窩數(shù)量多，且形狀大而深。相較于圖12(c-2)試樣在空氣中的拉伸斷口，未經(jīng)LSP處理的試樣在空氣中(圖12(a-2))的韌窩呈不均勻分布，其整體韌窩密度低于經(jīng)LSP空氣環(huán)境中的慢應(yīng)變拉伸試樣，其中部分區(qū)域出現(xiàn)較少的河流狀花樣，中間夾雜著一定數(shù)量的淺韌窩，說明未經(jīng)LSP處理的試樣在空氣環(huán)境中韌性較差[20]。圖12(b-2)，(d-2)中同樣分布大量的韌窩，相比于LSP處理后的斷口(圖12(d-2))，未經(jīng)LSP處理的斷口(圖12(b-2))在3.5%NaCl溶液中韌窩間發(fā)現(xiàn)微裂紋，裂紋方向與拉伸方向垂直。且從圖12(b-1)看出，離斷口處較近位置的裂紋長度較長，裂紋數(shù)量也較多。反之，離斷口越遠(yuǎn)，裂紋的長度越短，裂紋的數(shù)量也越少。表明LSP可起到抑制應(yīng)力腐蝕裂紋萌生的作用，使得裂紋擴(kuò)展驅(qū)動(dòng)力降低，延長短裂紋的擴(kuò)展壽命[11]。另外，在圖12(b-2)中雖然韌窩較多，但大小不一致，部分區(qū)域有一定的解理小平面(紅色框區(qū)域)。對(duì)不同環(huán)境中LSP處理的試樣拉伸斷面形貌圖(12(c-2)，(d-2))進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)兩者具有相似的斷面形貌，其斷口主要存在均勻分布、大小相近的韌窩。圖12(d-2)比圖12(c-2)韌窩密度小，主要是由于腐蝕介質(zhì)的影響使得韌性比在空氣環(huán)境中差。此外，從圖12(c-1)中發(fā)現(xiàn)，經(jīng)LSP處理的試樣在進(jìn)行慢應(yīng)變拉伸實(shí)驗(yàn)時(shí)，距離斷口表面深度方向300 μm左右處開始發(fā)生撕裂，即處于材料亞表面發(fā)生斷裂破壞，說明LSP有效強(qiáng)化層至少達(dá)300 μm。

圖12 LSP處理前后16MnR鋼焊接接頭試樣慢應(yīng)變拉伸斷口微觀形貌

LSP處理提高16MnR鋼的斷裂強(qiáng)度和伸長率，主要原因是，LSP過程可以在材料表面引入一定程度的壓縮應(yīng)力分布。由于在慢應(yīng)變拉伸實(shí)驗(yàn)中，焊接殘余拉應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)拉伸應(yīng)力的疊加作用促進(jìn)了應(yīng)力腐蝕開裂，但LSP給材料表面引入的壓應(yīng)力可以抵消接頭的部分焊接殘余拉應(yīng)力，從而提高了接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力[11]。此外，LSP處理過程使得16MnR鋼焊接接頭拉伸試樣表面產(chǎn)生一定程度的加工硬化，提高了拉伸試樣本身的強(qiáng)度。因此，在這兩種因素的共同作用下，經(jīng)過LSP處理的拉伸試樣具有更好的抗應(yīng)力腐蝕能力。

3 結(jié)論

(1)16MnR鋼經(jīng)不同工藝LSP處理后，在材料表面最大可引入475 μm的塑性變形層，并同時(shí)引入-593 MPa的壓應(yīng)力分布。

(2)16MnR鋼通過激光-MAG復(fù)合對(duì)接焊后，在焊接接頭沿縱向和橫向兩個(gè)方向產(chǎn)生高拉應(yīng)力分布，具體表現(xiàn)為熱影響區(qū)拉應(yīng)力集中的應(yīng)力分布。其中最大橫向殘余拉應(yīng)力和縱向殘余拉應(yīng)力分別為351 MPa和530 MPa。

(3)對(duì)16MnR鋼焊接接頭進(jìn)行LSP消應(yīng)力處理后，焊接接頭殘余拉應(yīng)力明顯下降，殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，最大橫向殘余壓應(yīng)力和縱向殘余壓應(yīng)力分別為-482 MPa和-203 MPa，有效消除了焊接殘余拉應(yīng)力。

(4)LSP處理前后接頭拉伸試樣的應(yīng)力腐蝕敏感系數(shù)ISSRT分別為0.106和0.104，沖擊處理后接頭的ISSRT系數(shù)降低，伸長率提高，說明LSP處理提高了16MnR鋼焊接接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力。