張亞龍 ,吳魯紀(jì) ,何肖飛 ,王 振 ,屈盛官 ,秦海迪

(1.鄭州航空工業(yè)管理學(xué)院 航空宇航學(xué)院,河南 鄭州 450046;2.鄭州機(jī)械研究所有限公司,河南 鄭州 450052;3.鋼鐵研究總院 特殊鋼研究所,北京 100081;4.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院,廣東 廣州 510640)

隨著高速重載車輛對功率密度需求的提升，車輛傳動系統(tǒng)因強(qiáng)度不足引起的疲勞失效問題嚴(yán)重限制了承載能力和加速性能.中國工程院院士趙振業(yè)等[1]認(rèn)為表層改性是解決機(jī)械構(gòu)件疲勞強(qiáng)度低、服役壽命短及可靠性差等問題的關(guān)鍵方法.多數(shù)文獻(xiàn)[2-4]都表明通過表面強(qiáng)化技術(shù)使材料表層獲取較深的強(qiáng)化改性層和較大的殘余應(yīng)力場以抑制疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展是改善機(jī)械構(gòu)件的磨損性能和抗疲勞性能的有效途徑.

噴丸強(qiáng)化是在高壓氣流作用下使丸粒高速沖擊機(jī)械構(gòu)件產(chǎn)生一定深度的強(qiáng)化改性層，進(jìn)而提高構(gòu)件的疲勞性能.王成等[5]探究噴丸強(qiáng)化誘導(dǎo)的殘余壓應(yīng)力對裂紋擴(kuò)展特性的相應(yīng)規(guī)律，研究結(jié)果表明了相同的外加載荷工況下200%覆蓋率試樣比100%覆蓋率試樣更能有效降低疲勞裂紋擴(kuò)展速率.蔡雨晴等[6]研究了不同噴丸處理參數(shù)對曲軸材料的摩擦學(xué)特性的影響規(guī)律，對比了噴丸前后試樣微、宏觀特征以及耐磨性能，研究結(jié)果表明了噴丸處理改善了曲軸材料試樣的摩擦磨損特性.Zhang等[7]認(rèn)為噴丸強(qiáng)化雖然能夠在高強(qiáng)齒輪鋼表層引入較大的殘余壓應(yīng)力，但在試樣表面形成的噴丸彈坑造成應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致了表面材料的剝落，造成磨損體積的增加.

為了解決高速重載車輛機(jī)械傳動系統(tǒng)的疲勞問題，鋼鐵研究院研發(fā)了1種Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼.前期已研究了該高強(qiáng)鋼的接觸疲勞性能以及微動磨損性能，而噴丸強(qiáng)化對該材料摩擦磨損性能影響的相關(guān)研究尚未開展.本研究中主要開展噴丸強(qiáng)化對Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼試樣的表面形貌、顯微組織、顯微硬度、殘余應(yīng)力和摩擦磨損性能的影響，進(jìn)一步揭示噴丸處理對Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼試樣的強(qiáng)化機(jī)制，為Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼的工程化應(yīng)用奠定基礎(chǔ).

1 試驗部分

1.1 試驗材料及制備

通過線切割完成尺寸為Φ48 mm×8 mm摩擦用樣品的制備，然后對試樣熱處理.試驗用材料的化學(xué)成分列于表1中，其熱處理工藝：利用高溫馬弗爐(ZH-1600MFL)將材料加熱到860 ℃并保溫1 h，然后油冷至室溫，最后在180 ℃下回火2 h，水冷直到室溫.熱處理完成后試樣表面經(jīng)磨削和拋光工藝處理，其表面粗糙度Ra均在0.8 μm左右.

表1 試驗用鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical composition of Cr-Ni-Mo steel(mass fraction/%)

1.2 試驗方法

利用銷盤摩擦磨損試驗機(jī)(MMU-10G)開展摩擦磨損試驗，其摩擦對偶材料為AISI 52100銷試樣，表面粗糙度Ra和顯微硬度分別為0.8 μm和60 HRC.試驗機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，試驗參數(shù)列于表2中.采用Mobil潤滑油(APIGL-5,80W90)進(jìn)行潤滑；利用掃描電子顯微鏡(SEM,NOVA NANOSEM 430)觀察磨損形貌；利用能譜分析儀(EDS,EDAX SDD)測定試樣磨損表面的元素分布.

Fig.1 Schematic diagram of pin disc friction and wear tester:(a) schematic diagram;(b) equipment diagram圖1 銷盤摩擦磨損試驗機(jī)示意圖：(a)試驗原理圖；(b)設(shè)備照片

表2 摩擦磨損試驗參數(shù)Table 2 The parameters of friction and wear test

采用壓送式自動噴丸機(jī)(LSWPC1010FK-A)完成試樣的噴丸處理，采用粒徑為0.6 mm的陶瓷丸粒，噴丸氣壓分別設(shè)置為0.6、0.4和0.2 MPa，噴丸覆蓋率分別設(shè)置為100%、200%和300%，具體噴丸工藝參數(shù)列于表3中.

表3 噴丸參數(shù)Table 3 The parameters of shot peening

利用三維形貌儀(RTEC Up Dual-Mode)獲取不同噴丸參數(shù)處理后試樣的表面形貌特征和磨損形貌特征；利用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸乙醇溶液腐蝕試樣表面，并通過光學(xué)顯微鏡(OM，Leica,M165C)觀察試樣金相特征；在熱處理后試樣取下尺寸為8 mm×8 mm×8 mm的塊狀試樣進(jìn)行X射線衍射(XRD)檢測；透射電子顯微鏡(TEM)試樣制備過程如下：在塊狀試樣上利用線切割取下尺寸為Φ3 mm×0.5 mm的圓片狀試樣，然后利用砂紙打磨至厚度約為15 μm，再使用電解液對樣品進(jìn)行雙噴射電解拋光，其中，電解液溫度為-20 ℃，含有 90 mL的C2H5OH和10 mL的 HClO4，利用透射電子顯微鏡表征；將試樣安裝在專用夾具中，通過旋轉(zhuǎn)調(diào)節(jié)按鈕，實現(xiàn)試樣在顯微硬度計載物臺上的位置移動，進(jìn)而利用顯微硬度儀(SCTMC，HV-50)測試試樣截面硬度分布，其載荷和保壓時間分別為1.96 N和15 s；利用Proto-LXRD型應(yīng)力儀測試噴丸前后的殘余應(yīng)力值.

2 結(jié)果與討論

2.1 表面形貌分析

噴丸強(qiáng)化對試樣三維形貌的影響如圖2所示.由圖2(a)可見，原始試樣表面規(guī)律地分布著機(jī)械加工痕跡，表面形貌相對平整，無明顯起伏現(xiàn)象，痕跡底部與凸起位置的最大高度差為5.8 μm.經(jīng)過噴丸處理后，試樣表面的加工痕跡基本消失，表面產(chǎn)生了大量的不均勻分布彈坑，表面形貌變化較大，噴丸試樣SP1、SP2、SP3、SP4和SP5的最大高度差分別為25.0、18.0、11.8、19.0和21.0 μm.可見，隨著噴丸氣壓和覆蓋率的增加，試樣表層材料塑性變形程度增大.前期研究[8]表明了雖然較大的噴丸氣壓和覆蓋率可形成較強(qiáng)的沖擊作用，誘導(dǎo)表層材料產(chǎn)生強(qiáng)化改性層，但表面產(chǎn)生的沖擊損傷和微缺陷也加劇了接觸面的材料剝落.

Fig.2 Three dimensional morphology of samples with and without shot peening:(a) unteated;(b) SP1;(c) SP2;(d) SP3;(e) SP4 and(f) SP5圖2 噴丸前后試樣的三維形貌：(a)原始試樣；(b) SP1；(c) SP2；(d) SP3；(e) SP4和(f) SP5

噴丸強(qiáng)化對試樣表面粗糙度的影響如圖3所示.原始試樣表面粗糙度值Ra為0.960 μm，噴丸試樣的表面粗糙度值顯著增加，SP1、SP2、SP3、SP4和SP5表面粗糙度值分別為1.600、1.381、0.957、1.353和1.365 μm.對比不同噴丸氣壓處理試樣(SP1、SP2和SP3)的表面粗糙度值可知，噴丸氣壓的提高，增大了試樣表面粗糙度值.隨著噴丸覆蓋率從100%提高到300%，表面粗糙度值先降低后略有升高.其原因為覆蓋率增加200%時，在彈坑邊緣區(qū)域形成的凸起現(xiàn)象減少，表面相對平整，但隨著覆蓋率增加到300%，導(dǎo)致試樣表面過噴，在彈坑邊緣區(qū)域形成形成新的凸起特征，增大了表面粗糙度，Zhang等[9]在噴丸對齒輪材料表面特征的影響研究中得到了類似的結(jié)論.Kovaci等[10]的研究結(jié)果也表明了噴丸彈坑引起的應(yīng)力集中是降低接觸副疲勞性能的主要誘因之一.因此，在實際的噴丸強(qiáng)化處理中，應(yīng)重點(diǎn)考慮表面形貌特征的變化.

Fig.3 Surface roughness of samples with and without shot peening圖3 噴丸前后試樣的表面粗糙度

2.2 顯微組織分析

噴丸強(qiáng)化對試樣顯微組織的影響如圖4所示.由圖4(a)可知，原始試樣的表層微觀組織分布相對均勻.經(jīng)過噴丸強(qiáng)化后，表層材料出現(xiàn)明顯的塑性變形并產(chǎn)生強(qiáng)化改性層.同時，噴丸試樣的表層產(chǎn)生了“白亮層”，經(jīng)過XRD分析可知，試樣表層產(chǎn)生變形并誘發(fā)材料相變.在試樣表面取樣，從TEM照片分析微觀特征，可以看出，材料塑性變形會促使位錯沿不同方向產(chǎn)生滑移，提高位錯密度[圖4(e)和(f)]并阻礙裂紋的擴(kuò)展.當(dāng)噴丸氣壓和覆蓋率增大，丸粒攜帶的沖擊能和沖擊次數(shù)增大，引起材料改性層深度增加.但噴丸覆蓋率過大，會引起包辛格效應(yīng)而導(dǎo)致表面材料軟化，降低材料疲勞強(qiáng)度[11-12].

Fig.4 OM and TEM micrographs of microstructure of samples with and without shot peening:(a,d) unteated;(b,e) SP1;(c,f) SP2.(g) XRD pattern of samples with and without shot peening圖4 噴丸前后試樣微觀組織的OM和TEM照片：(a,d) 原始試樣；(b,e) SP1試樣；(c,f) SP2(g)噴丸前后試樣的XRD圖譜

2.3 顯微硬度分析

噴丸強(qiáng)化對試樣顯微硬度分布的影響如圖5所示.原始試樣表面顯微硬度為493 HV0.2，沿深度方向上的硬度值變化較平緩，硬度值在493 HV0.2～496 HV0.2之間變化.試樣經(jīng)過噴丸處理后，顯微硬度大幅度提高并隨表面到基體內(nèi)部呈遞減的趨勢.噴丸試樣SP1、SP2、SP3、SP4和SP5的表面顯微硬度值分別為602 HV0.2、582 HV0.2、563 HV0.2、584 HV0.2和587 HV0.2.與原始樣相比，顯微硬度分別提高了22.11%、18.05%、14.20%、18.46%和19.07%.可見，隨著噴丸氣壓和覆蓋率的增加，試樣的顯微硬度均顯著增加.

Fig.5 Microhardness distribution of samples with and without shot peening圖5 噴丸前后試樣的顯微硬度

2.4 殘余應(yīng)力分析

噴丸強(qiáng)化對試樣表面殘余應(yīng)力的影響如圖6所示.原始試樣的表面殘余壓應(yīng)力為-90 MPa，主要是試樣在熱處理和機(jī)械加工過程中產(chǎn)生的.噴丸處理后試樣殘余應(yīng)力值增加，其原因是表層材料受到?jīng)_擊后發(fā)生了不均勻變形，且強(qiáng)化改性層內(nèi)部和外部材料產(chǎn)生了不同方向的約束力而形成殘余壓應(yīng)力.噴丸試樣SP1、SP2、SP3、SP4和SP5的表面殘余應(yīng)力值分別為-646、-629、-599、-635和-638 MPa.與原始樣相比，表面殘余壓應(yīng)力分別提高617.78%、598.89%、565.56%、605.56%和608.89%.還應(yīng)注意的是，不同噴丸氣壓誘導(dǎo)的表面殘余應(yīng)力值(-646、-629和-599 MPa)存在明顯區(qū)別，而噴丸覆蓋率誘導(dǎo)的表面殘余應(yīng)力值(-629、-635和-638 MPa)大致相同.Maleki等[13]分析了不同噴丸參數(shù)對AISI 1045碳鋼殘余應(yīng)力分布規(guī)律的影響，得出了提高噴丸覆蓋率并不能有效提高殘余壓應(yīng)力分布水平的結(jié)論，其研究結(jié)論與本試驗中結(jié)果具有高度的相似性.

Fig.6 Surface residual stress of samples with and without shot peening圖6 噴丸前后試樣的表面殘余應(yīng)力

2.5 摩擦磨損性能分析

噴丸強(qiáng)化對試樣的動態(tài)摩擦系數(shù)的影響如圖7所示.可以看出，原始試樣和噴丸試樣在磨損初期摩擦系數(shù)沒有產(chǎn)生大幅度波動，說明摩擦副運(yùn)行穩(wěn)定，這樣的現(xiàn)象可歸因于潤滑油的減摩作用.其中，原始試樣的摩擦系數(shù)波動范圍相對較小，說明在滑動磨損過程中，銷試樣與原始盤試樣保持著平穩(wěn)摩擦狀態(tài)，動態(tài)摩擦系數(shù)在0.06～0.09之間波動，其平均摩擦系數(shù)為0.073.噴丸后試樣動態(tài)摩擦系數(shù)的變化區(qū)間均有所增大，特別是噴丸覆蓋率為300%的試樣SP5，其動態(tài)摩擦系數(shù)在0.04～0.09之間波動，且平均摩擦系數(shù)為0.058.試樣SP5動態(tài)摩擦系數(shù)波動大的原因可能是在磨損的過程中銷盤接觸點(diǎn)處的金屬處于塑性狀態(tài)，隨著銷盤間瞬時高溫的產(chǎn)生，形成了黏結(jié)力強(qiáng)的黏結(jié)點(diǎn).形成的黏結(jié)點(diǎn)在銷盤摩擦副循環(huán)接觸過程中被剪切，從而引起波動[2,14].噴丸試樣SP1、SP2和SP3的平均摩擦系數(shù)分別為0.051、0.034和0.023.與原始試樣相比，試樣SP1、SP2和SP3的摩擦系數(shù)分別降低了30.14%、53.42%和68.49%.可見，試樣的摩擦系數(shù)隨著噴丸氣壓的增加而降低.Mitrovic等[15]認(rèn)為噴丸引起的表面凹凸形貌增大了磨損過程中的銷盤接觸面積，改善了潤滑效果，是噴丸引起摩擦系數(shù)降低的重要因素之一.同時，還應(yīng)考慮到噴丸氣壓的增加形成更深的沖擊彈坑，提高了接觸界面的潤滑油儲量.不同噴丸覆蓋率試樣的摩擦系數(shù)也存在明顯不同，覆蓋率為100%的試樣SP2、覆蓋率200%的試樣SP4和覆蓋率300%的試樣SP5的平均摩擦系數(shù)分別為0.034、0.040和0.058，與原始試樣相比，分別降低了53.42%、45.20%和20.55%，噴丸處理試樣摩擦系數(shù)均小于原始試樣.李劍鋒等[16]認(rèn)為表面強(qiáng)化處理提高了材料的表層硬度，引入殘余應(yīng)力，降低了摩擦過程中的冷焊結(jié)強(qiáng)度，進(jìn)而降低表面的附著力，導(dǎo)致摩擦系數(shù)下降.值得注意的是，噴丸試樣SP5的摩擦系數(shù)波動區(qū)間最大，這是由于噴丸試樣SP5的表面彈坑較多[圖2(f)]，且在邊緣位置產(chǎn)生了較多的應(yīng)力集中點(diǎn)，造成表面微觀缺陷和材料剝落的現(xiàn)象.在磨損過程中應(yīng)力集中位置發(fā)生了劇烈的剪切效應(yīng).Wang等[17]認(rèn)為摩擦波動現(xiàn)象是因為隨著摩擦磨損試驗的進(jìn)行，產(chǎn)生的摩擦熱不斷增加，接觸表面形成的氧化膜逐步被破壞.

Fig.7 Friction coefficient of samples with and without shot peening:(a) unteated;(b) SP1;(c) SP2;(d) SP3;(e) SP4;(f) SP5圖7 噴丸前后試樣的動態(tài)摩擦系數(shù)：(a)原始試樣；(b) SP1；(c) SP2；(d) SP3；(e) SP4；(f) SP5

噴丸前后試樣的磨損形貌和磨損輪廓如圖8所示.可以看出噴丸前后試樣的磨損輪廓形貌均呈U型，磨痕兩側(cè)產(chǎn)生材料凸起現(xiàn)象，磨痕底部表現(xiàn)處明顯的犁溝破壞特征，且磨痕底部的磨損曲線波動較大，說明銷盤磨損過程中底部材料移除相對嚴(yán)重.提取形貌的三維圖繪制輪廓曲線，曲線中的最大值與最小值之差為試樣磨損深度.經(jīng)計算，原始試樣磨痕輪廓最大深度為24.73 μm，試樣SP1、SP2和SP3的磨痕輪廓深度分別為20.46、20.89和20.52 μm，結(jié)果表明，隨著噴丸氣壓的增大，試樣的磨痕深度明顯降低.對比不同噴丸覆蓋率試樣的磨損輪廓可以發(fā)現(xiàn)，噴丸試樣SP2、SP4和SP5的磨痕深度分別為20.89、18.12和18.58 μm.應(yīng)當(dāng)注意的是，隨著噴丸覆蓋率的增加，磨損深度先降低后增加，噴丸覆蓋率為300%的試樣SP5的磨痕深度略微升高.結(jié)合噴丸試樣SP5的表面形貌特征[圖2(f)]和摩擦系數(shù)特性[圖7(f)]，可以推斷出覆蓋率為300%的噴丸試樣磨損深度較深的原因是表層材料出現(xiàn)的軟化效應(yīng)加劇了銷盤接觸區(qū)域內(nèi)材料的脫落.

Fig.8 Wear profile and curve of samples with and without shot peening:(a,a1) unteated;(b,b1) SP1;(c,c1) SP2;(d,d1) SP3;(e,e1) SP4;(f,f1) SP5圖8 噴丸前后試樣的磨損形貌和磨損輪廓曲線：(a,a1)原始試樣；(b,b1) SP1；(c,c1) SP2；(d,d1) SP3；(e,e1) SP4；(f,f1) SP5

由三維磨損形貌計算試樣噴丸前后的磨損率，如圖9所示，原始試樣的磨損體積為1.25×10-5mm3/(N·m)，噴丸試樣SP1、SP2、SP3、SP4和SP5的磨損體積分別為0.81×10-5、0.86×10-5、1.05×10-5、0.92×10-5和0.97×10-5mm3/(N·m).可見，噴丸處理試樣的磨損率均顯著降低，說明噴丸處理提高了試樣的耐磨性.其中，試樣SP1表現(xiàn)出最優(yōu)的耐磨性，與原始樣相比，SP1的磨損體積減小了35.20%.這是因為試樣噴丸處理后，表層材料產(chǎn)生塑性變形和晶粒組織細(xì)化，并形成了一定深度的殘余壓應(yīng)力場，其次噴丸試樣SP1表面的應(yīng)力集中點(diǎn)和接觸區(qū)域材料脫落相對較少.在上述因素綜合的影響下，噴丸試樣SP1的耐磨性得到顯著提高.

Fig.9 Wear rate of samples with and without shot peening圖9 噴丸前后試樣磨損率

2.6 強(qiáng)化機(jī)理分析

利用掃描電子顯微鏡和能譜分析研究噴丸前后試樣的強(qiáng)化機(jī)理.噴丸強(qiáng)化對試樣表面形貌的影響如圖10所示.在原始試樣的磨損表面上有大量裂紋，材料發(fā)生嚴(yán)重變形，磨損表面存在的犁溝證明了試樣在銷盤接觸磨損中經(jīng)歷了微切削和塑性流動過程.由于原始試樣表面相對平整，表面出油量相對較少，難以形成性能穩(wěn)定且具有一定厚度的潤滑油膜[18]，且隨著銷盤接觸區(qū)域內(nèi)塑性流動的積累，磨損表面存在的微裂紋進(jìn)一步地擴(kuò)展并形成宏觀裂紋開裂，導(dǎo)致表面材料從基體中脫落，并在磨損過程中不斷研磨細(xì)化，引起接觸表面大量裂紋的出現(xiàn)，形成典型的犁溝破壞特征.對原始試樣中磨損表面A區(qū)域進(jìn)行能譜分析，可以檢測到Fe、C和Cr元素的存在，但未發(fā)現(xiàn)O元素，如圖11(a)所示，說明在磨損過程中銷盤之間沒有形成穩(wěn)定的氧化膜.由圖11(b～f)可知，噴丸試樣的磨損表面相對光滑，表面裂紋和表面犁溝破壞程度降低，其主要原因是噴丸試樣表面的彈坑(圖2)提高了摩擦界面的儲油量，改善了表面潤滑效果，降低了摩擦系數(shù)(圖7).其次，噴丸強(qiáng)化提高了試樣的微觀硬度(圖5)，根據(jù)摩擦磨損的經(jīng)典理論Archard原理可知，材料硬度越大，耐磨性越好.但仍可以觀察到噴丸試樣的磨損表面在犁溝附近存在大量材料脫落，但未形成較大的剝落坑，證明噴丸處理后材料的強(qiáng)度得到提高.雖然噴丸強(qiáng)化提高試樣的疲勞強(qiáng)度，但噴丸彈坑邊緣的應(yīng)力集中位置處于低強(qiáng)度狀態(tài)，當(dāng)銷盤接觸并相互滑動時，應(yīng)力薄弱的彈坑邊緣處開始發(fā)生材料脫落形成碎屑并參與到磨損過程中，形成“第三體”磨粒磨損.在基體上脫落的磨粒材料在摩擦熱的作用下形成了表面黏結(jié)[圖10(f)]，影響銷盤接觸副之間的運(yùn)行穩(wěn)定性，進(jìn)而造成動態(tài)摩擦系數(shù)的波動[圖7(f)].文獻(xiàn)[19]中將這種黏結(jié)磨損稱為“氧氣排除”，并證明摩擦副之間凹凸表面的摩擦功耗散利于氧化物的形成，導(dǎo)致更多的氧氣消耗.對噴丸試樣SP5用能譜儀(EDS)進(jìn)行元素檢測分析，如圖11(c)所示，在黏結(jié)特征區(qū)域內(nèi)檢測到氧元素含量相對較高，確定試樣SP5的磨損過程中發(fā)生了氧化磨損.同時，噴丸強(qiáng)化誘發(fā)的微觀位錯和材料相變(圖4)使試樣表層產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力場，在接觸磨損過程中可部分消除交變外載荷引起的表層拉應(yīng)力[20-21]，有效抑制裂紋的萌生和擴(kuò)展.因此，相對于原始試樣，噴丸試樣的磨損表面微裂紋和磨損剝落坑數(shù)量減小，噴丸試樣的耐磨性得到有效提高.

Fig.10 SEM micrographs of samples with and without shot peening after wear:(a) unteated;(b) SP1;(c) SP2;(d) SP3;(e) SP4;(f) SP5圖10 噴丸前后試樣磨損形貌的SEM照片：(a)原始試樣；(b) SP1；(c) SP2；(d) SP3；(e) SP4；(f) SP5

Fig.11 EDS analysis of samples with and without shot peening in Fig.10:(a) area A;(b) area B;(c) area C圖11 圖10中噴丸前后試樣不同區(qū)域的EDS分析：(a) A區(qū)域；(b) B區(qū)域；(c) C區(qū)域

3 結(jié)論

a.噴丸強(qiáng)化后，Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼試樣的表面機(jī)械加工痕跡消失并形成沖擊彈坑，增大了試樣的表面粗糙度；表層材料發(fā)生塑性變形并產(chǎn)生位錯，且試樣顯微硬度和殘余應(yīng)力均隨著噴丸氣壓和覆蓋率的增加而增大.

b.噴丸強(qiáng)化顯著降低了Cr-Ni-Mo系高強(qiáng)鋼試樣的摩擦系數(shù)和磨損率，與原始試樣相比，噴丸試樣的最大摩擦系數(shù)降低了68.49%，磨損率最大降低了35.20%；摩擦系數(shù)的降低是因為表面彈坑的存在提高了接觸界面的儲油量，改善了界面潤滑效果.

c.原始試樣的磨損形式主要表現(xiàn)為犁溝產(chǎn)生的材料剝落，噴丸強(qiáng)化試樣的磨損機(jī)制主要以犁溝、氧化磨損和黏結(jié)磨損為主.其強(qiáng)化機(jī)制歸因于噴丸誘導(dǎo)的表層材料塑性變形和殘余應(yīng)力抑制裂紋的萌生以及擴(kuò)展.