汪東明，單以才，孟龍暉

（1.江蘇電子信息職業(yè)學(xué)院 汽車工程學(xué)院，江蘇 淮安 223003；2.南京曉莊學(xué)院 電子工程學(xué)院，南京 211171；3.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，南京 211816）

在零件的長(zhǎng)時(shí)間服役過程中，會(huì)存在零件疲勞壽命問題，即長(zhǎng)時(shí)間的交變應(yīng)力變化會(huì)使得零件存在較為有限的使用壽命，過了相應(yīng)的期限，零件便會(huì)發(fā)生疲勞破壞[1]。而影響疲勞壽命的一個(gè)重要因素便是零件殘余應(yīng)力的分布[2]，合適的殘余壓應(yīng)力分布可以在很大程度上提高零件疲勞壽命，而不合適的殘余拉應(yīng)力分布會(huì)使得零件疲勞壽命大打折扣。

通常的切削和磨削加工過程往往也會(huì)在零件表面形成致密的殘余應(yīng)力層，不過其殘余應(yīng)力的性質(zhì)往往是不固定的，且相應(yīng)的應(yīng)力層的厚度較為淺，絕大部分情況下不超過0.2 mm，相應(yīng)的應(yīng)力分布性質(zhì)主要取決于工件的材料和加工參數(shù)，合適的加工參數(shù)可以在工件表面形成殘余壓應(yīng)力并提高零件疲勞壽命，而不合適的加工參數(shù)會(huì)在零件表面形成殘余拉應(yīng)力并降低疲勞壽命。

噴丸處理所需設(shè)備簡(jiǎn)單、成本低廉，加工過程不會(huì)受到工件形狀和位置限制，操作過程較為方便，是工業(yè)生產(chǎn)過程中廣泛采用的一種工件表面強(qiáng)化工藝[3]，噴丸處理所形成的殘余應(yīng)力層的厚度較切削加工和磨削加工所形成的殘余應(yīng)力層更厚，且壓應(yīng)力值更大，分布更為致密，由噴丸處理所形成的殘余應(yīng)力分布明顯優(yōu)于切削加工過程所形成的殘余應(yīng)力層。其使用彈丸高速撞擊工件表面，使得零件表面材料發(fā)生一定的塑性變形和硬化現(xiàn)象，從而在表面形成一定的殘余壓應(yīng)力，提高了工件機(jī)械強(qiáng)度以及耐磨性、抗疲勞和耐腐蝕性等[4]。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)于噴丸的研究較多，文獻(xiàn)[5]使用不同材質(zhì)的彈丸撞擊材料表面，分析了粗糙度和殘余應(yīng)力分布的性質(zhì)；文獻(xiàn)[6]主要分析了切削參數(shù)對(duì)于后續(xù)噴丸工藝處理的影響，結(jié)果表明，切削工藝使噴丸后最終殘余應(yīng)力值增加,但對(duì)噴丸過程的變形增量影響較小；文獻(xiàn)[7] 通過仿真和實(shí)驗(yàn)對(duì)TC4 鈦合金的噴丸過程進(jìn)行了分析，結(jié)果表明,彈丸數(shù)量與彈丸直徑的增加均可提高表面覆蓋率；文獻(xiàn)[8]研究了噴丸處理對(duì)于不銹鋼材料的表面殘余應(yīng)力和疲勞壽命的影響；文獻(xiàn)[9]主要通過實(shí)驗(yàn)研究了噴丸速度、噴丸距離以及覆蓋率對(duì)于18CrNiMo7-6鋼表面的影響；文獻(xiàn)[10]主要研究了噴丸殘余應(yīng)力和表面粗糙度對(duì)于7075-T651 鋁合金疲勞壽命的影響；文獻(xiàn)[11]通過數(shù)值仿真研究了7075-T6 鋁合金在撓性負(fù)載下噴丸殘余應(yīng)力的重新分布特征。

本文基于數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)航空領(lǐng)域常用7075 鋁合金的噴丸過程進(jìn)行分析，得出了不同的噴丸參數(shù)對(duì)于零件表面的粗糙度和殘余應(yīng)力分布的影響，仿真結(jié)果從本質(zhì)上揭露了不同噴丸參數(shù)對(duì)于結(jié)果的影響機(jī)理，而實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了仿真結(jié)果的可靠性。

1 數(shù)值仿真分析

1.1 有限元模型

本文仿真過程基于大型商業(yè)有限元軟件Abaqus/CAE 2018 進(jìn)行相應(yīng)的模擬，首先需要對(duì)基體和彈丸進(jìn)行建模?？紤]到仿真效率以及彈丸的彈性模量要遠(yuǎn)高于基體鋁合金材料，仿真過程將彈丸設(shè)置成剛體，即不考慮噴丸過程中彈丸的變形，相應(yīng)的設(shè)置不會(huì)對(duì)結(jié)果產(chǎn)生過大的誤差，且會(huì)大大提高仿真效率。

噴丸過程示意圖如圖1 所示，高壓氣體在管道內(nèi)給彈丸施加動(dòng)能，將噴嘴對(duì)準(zhǔn)需處理表面，噴丸在高速撞擊表面過程中使得表面材料發(fā)生塑性變形，從而使得零件表面形態(tài)發(fā)生變化。彈丸的速度可通過氣體壓強(qiáng)進(jìn)行調(diào)整。

圖1 噴丸過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of the shot blasting process

實(shí)驗(yàn)過程中，單位時(shí)間內(nèi)從噴嘴噴出的彈丸數(shù)量較為有限，零件表面達(dá)到一定的覆蓋率，需要一定的時(shí)間來完成。本文仿真中，為提高仿真效率，設(shè)定所有的彈丸同時(shí)撞擊零件表面，且不考慮彈丸之間的碰撞，即不同的彈丸模型之間可發(fā)生穿透，使得噴丸過程可在一個(gè)短時(shí)間內(nèi)完成，不同的覆蓋率可以通過在模型中設(shè)定不同的彈丸數(shù)量以及彈丸的間距進(jìn)行實(shí)現(xiàn)。在傳統(tǒng)覆蓋率計(jì)算過程中，往往忽略了彈丸重復(fù)作用的區(qū)域，即其覆蓋率數(shù)值范圍始終在0 ～100%之間，隨著噴丸處理時(shí)間的延長(zhǎng)，最終會(huì)使得噴丸的覆蓋率呈現(xiàn)固定不變的狀態(tài)。本文在涉及到噴丸覆蓋率的問題會(huì)考慮彈丸的重復(fù)作用，即相應(yīng)的覆蓋率會(huì)大于100%，如圖2 所示。

圖2 不同噴丸覆蓋率示意圖Fig.2 Schematic diagram of different shot blasting coverage rates

圖2a）中噴丸作用區(qū)域面積占比50%，圖2b）中，實(shí)際上零件表面并未100%受到彈丸的撞擊，但是部分區(qū)域由于受到彈丸的重復(fù)撞擊，將其考慮在內(nèi)，認(rèn)為此時(shí)相應(yīng)的噴丸覆蓋率已達(dá)到100%。同理，可理解圖2c）和圖2d）中的覆蓋率達(dá)到150%以及200%。

對(duì)于噴丸過程仿真，由于該過程考慮彈丸速度的影響，選用Abaqus 的Dynamic/Explicit 分析步類型。仿真過程中，材料本構(gòu)模型的選取對(duì)于仿真結(jié)果影響至關(guān)重要。本文選取Johnson-Cook 模型作為工件材料的本構(gòu)模型，其表達(dá)式為

式中：A為材料的屈服強(qiáng)度，MPa；B為材料的應(yīng)變硬化率，MPa；C為應(yīng)變率參數(shù)；n為硬化參數(shù)；m為熱軟化參數(shù)； σˉ為等效流動(dòng)應(yīng)力； εˉ為等效塑性應(yīng)變；ε˙ˉ為等效應(yīng)變率；T為材料溫度;Tmelt和Troom分別為材料的熔點(diǎn)和室溫，相應(yīng)的參數(shù)如表1 所示。

表1 7075 鋁合金Johnson-Cook 本構(gòu)模型參數(shù)[12]Tab.1 Parameters for the Johnson-Cook constitutive model of 7075 aluminium alloy[12]

1.2 仿真結(jié)果分析

仿真過程中，基于不同的覆蓋率，相應(yīng)的有限元模型設(shè)定不同彈丸數(shù)量以及間距，讓其撞擊零件表面，零件表面產(chǎn)生一定的塑性變形，并留下凹坑，如圖3 所示。

圖3 不同噴丸覆蓋率仿真結(jié)果Fig.3 Simulation results for different shot blasting coverage rates

整體而言，隨著覆蓋率的增高，零件表面會(huì)呈現(xiàn)下沉越深的結(jié)果，這一點(diǎn)不難理解，由于彈丸的多次撞擊，零件表面發(fā)生了更大的塑性變形。下面通過仿真分析不同噴丸參數(shù)對(duì)噴丸結(jié)果的影響。

1.2.1 速度影響分析

首先分析噴丸速度對(duì)結(jié)果的影響。圖4 為不同噴丸速度下7075 鋁合金表面殘余應(yīng)力分布的變化趨勢(shì)。

圖4 不同噴丸速度下表面殘余應(yīng)力的分布Fig.4 Distribution of surface residual stresses at different shot blasting velocities

從圖4 中可以看出：當(dāng)噴丸速度從30 m/s 增大到60 m/s 時(shí)，表層殘余應(yīng)力增大趨勢(shì)較為明顯，隨著噴丸速度持續(xù)增大，最外層殘余應(yīng)力變化呈現(xiàn)較為緩和的趨勢(shì)，這是由于當(dāng)速度30 m/s 增大到60 m/s時(shí)，表面發(fā)生的塑性變形程度會(huì)增大較多，而隨著塑性變形的增大，表面壓應(yīng)力會(huì)增大；當(dāng)噴丸速度為90 m/s 時(shí)，表層已經(jīng)發(fā)生了較大的塑性變形；當(dāng)速度持續(xù)增大到120 m/s 時(shí)，表面的塑性變形不會(huì)有太大的變化，而此時(shí)彈丸所攜帶的多余的能量會(huì)作用在次表層的材料中，從而使得7075 鋁合金次表層的壓應(yīng)力呈現(xiàn)較大的變化趨勢(shì)。

圖5 為不同噴丸速度仿真下零件表面的三維形貌提取圖。

圖5 不同噴丸速度仿真下零件表面的三維形貌提取圖Fig.5 Extraction of three-dimensional surface topography for the component simulated at different shot blasting velocities

可以看出：當(dāng)噴丸速度較低時(shí)，7075 鋁合金零件表面形貌較為均勻，而當(dāng)速度逐漸增大，會(huì)使得表面呈現(xiàn)較大的凹凸形貌，這其實(shí)都可以歸結(jié)于彈丸攜帶更多能量做功所導(dǎo)致。

圖6 為不同噴丸速度下7075 鋁合金表面粗糙度變化趨勢(shì)?？梢钥闯?，隨著噴丸速度的增大，7075 鋁合金表面粗糙度呈現(xiàn)明顯的增大趨勢(shì)，其也是完全由于零件7075 鋁合金材料在較高噴丸速度下發(fā)生了較大塑性變形的結(jié)果。

圖6 不同噴丸速度下零件表面粗糙度變化趨勢(shì)Fig.6 Surface roughness variation trend for the component at different shot blasting velocities

1.2.2 覆蓋率影響分析

為考察不同噴丸覆蓋率對(duì)于7075 鋁合金噴丸處理結(jié)果的影響，本文選取了4 種不同的覆蓋率c，分別為50%、100%、150%和200%。相應(yīng)的7075 鋁合金表面殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)如圖7 所示。

圖7 不同噴丸覆蓋率下表面殘余應(yīng)力的分布Fig.7 Distribution of surface residual stresses at different shot blasting coverage rates

可以看出：當(dāng)覆蓋率c從50%增加到100%時(shí)，7075 鋁合金最表層殘余應(yīng)力有明顯的變化趨勢(shì)，而當(dāng)覆蓋率從100% 增加到200% 過程中，最表層殘余應(yīng)力沒有太明顯變化。這是由于彈丸的速度一定，其所攜帶的能量也一定，當(dāng)最表層材料發(fā)生塑性變形硬化后，隨著覆蓋率的持續(xù)增加，并不會(huì)使得最表層材料發(fā)生更大的塑性變形，而多余的能量會(huì)使得材料次表層發(fā)生一定的塑性變形，這就解釋了當(dāng)覆蓋率從100% 增大到200% 的過程中，最表層的殘余應(yīng)力并未發(fā)生很大變化，而次表層的殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)表現(xiàn)的更加明顯，尤其是覆蓋率從150%增大到200%階段。

對(duì)于不同噴完覆蓋率下仿真得到的7075 鋁合金表面三維形貌如圖8 所示。

圖8 不同噴丸覆蓋率仿真下零件表面的三維形貌提取圖Fig.8 Extraction of three-dimensional surface topography for the component simulated at different shot blasting coverage rates

可以看出，在覆蓋率較低時(shí)，表面的形貌較為粗糙，隨著覆蓋率的增大，表面形貌逐漸平整，而觀察相應(yīng)粗糙度變化趨勢(shì)，如圖9 所示。

圖9 不同噴丸覆蓋率下零件表面粗糙度變化趨勢(shì)Fig.9 Surface roughness variation trend for the component at different shot blasting coverage rates

可以看出：7075 鋁合金表面粗糙度基本上呈現(xiàn)逐漸減小的變化趨勢(shì)，不過當(dāng)覆蓋率從150%增大到200%過程中，粗糙度有稍微增大的趨勢(shì)，但不是很明顯。相應(yīng)的變化趨勢(shì)可解釋為，當(dāng)覆蓋率較低時(shí)，彈丸所引起的局部材料發(fā)生較大的塑性變形以及相應(yīng)的硬化現(xiàn)象，且變形的區(qū)域距離較遠(yuǎn)，而當(dāng)覆蓋率逐漸增大時(shí)，相應(yīng)的變形區(qū)域距離較近，而當(dāng)覆蓋率增大到一定的程度時(shí)，表面基本上呈現(xiàn)較為均勻的塑性變形和硬化現(xiàn)象，這就使得相應(yīng)的表面粗糙度基本上呈現(xiàn)降低的趨勢(shì)，而隨著覆蓋率的持續(xù)增大，由于表面已經(jīng)形成了較為均勻的硬化現(xiàn)象，難以對(duì)其表面形貌和粗糙度再次形成較大的影響，因此相應(yīng)的變化會(huì)顯得較為緩和。

1.2.3 彈丸尺寸影響分析

在仿真過程中，選取了3 種不同的彈丸直徑d，分別為1.0 mm、1.5 mm 和2.0 mm，最終得到的零件表面殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)如圖10 所示。

圖10 不同彈丸直徑下表面殘余應(yīng)力的分布Fig.10 Distribution of surface residual stresses at different shot diameter

由圖10 可以看出：隨著彈丸直徑d增大，7075 鋁合金最表層殘余壓應(yīng)力呈現(xiàn)逐漸增大趨勢(shì)，但不是很明顯，隨著深度的增大，變化趨勢(shì)會(huì)逐漸明顯。當(dāng)d從1.0 mm 增大到1.5 mm 時(shí)，表層殘余應(yīng)力變化最為明顯，而當(dāng)d從1.5 mm 增大到2.0 mm時(shí)，表層殘余應(yīng)力的變化稍微緩和。相應(yīng)的變化趨勢(shì)可解釋為，在相同的彈丸速度條件下，隨著彈丸直徑d的增加，其所攜帶的能量也會(huì)增加，但同時(shí)彈丸和零件表面材料的接觸面積也會(huì)增大，這就使得最終接觸區(qū)域的壓力變化不是很明顯，因此最外層材料的塑性變形和硬化程度并未呈現(xiàn)較大的變化趨勢(shì)，而直徑較大的彈丸所攜帶的能量會(huì)表現(xiàn)在作用于零件次表層材料上，最終使得次表層材料發(fā)生更大的塑性變形和硬化，從而使得次表層呈現(xiàn)更大的殘余壓應(yīng)力。

不同彈丸直徑下所形成的表面三維形貌如圖11 所示。

圖11 不同噴丸覆蓋率仿真下零件表面的三維形貌提取圖Fig.11 Extraction of three-dimensional surface topography for the component simulated at different shot blasting coverage rates

可以看出，隨著彈丸直徑d的增大，7075 鋁合金表面形貌基本呈現(xiàn)起伏增大的趨勢(shì)，而粗糙度Ra變化趨勢(shì)如圖12 所示，可以認(rèn)為具有相同的變化趨勢(shì)。

圖12 不同彈丸直徑下零件表面粗糙度變化趨勢(shì)Fig.12 Surface roughness variation trend for the component at different shot diameter

在前面的描述中，隨著彈丸直徑增大，彈丸所攜帶的能量和接觸面積同時(shí)增大，最終使得最表層塑性變形和硬化現(xiàn)象差別不是很大，但在次表層材料上會(huì)呈現(xiàn)較大的區(qū)別，隨著次表層材料硬化程度的增大，使得最表層形貌隨次表層材料的塑性變形的變化而呈現(xiàn)更大的起伏現(xiàn)象。

2 實(shí)驗(yàn)分析

2.1 粗糙度分析

實(shí)驗(yàn)過程中選取了3 種彈丸的尺寸（d=1.0、1.5、2.0 mm），噴丸速度v= 60 m/s，為了確保相應(yīng)的噴丸速度為選定值，根據(jù)文獻(xiàn)[13]，彈丸速度可以基于流體的速率、彈丸直徑和空氣壓強(qiáng)決定，相應(yīng)的表達(dá)式為

式中：p為空氣壓強(qiáng)，p= 0.6 MPa ；m為流體速率，m=7 kg/min。

相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)裝置如圖13a）所示，基于KEYENCE VK-X100/X200 激光形貌儀對(duì)相應(yīng)的表面形貌進(jìn)行觀察和提取，如圖13b）所示，最終得到的表面照片如圖13c）所示。

圖13 噴丸實(shí)驗(yàn)過程和結(jié)果Fig.13 Shot blasting experimental processes and results

最終所提取得到的表面三維形貌如圖14 所示。

圖14 噴丸表面三維形貌提取Fig.14 Extraction of three-dimensional surface topography of the shot blasted surface

對(duì)實(shí)驗(yàn)得到的不同條件下的噴丸表面粗糙度值進(jìn)行提取，并用仿真結(jié)果進(jìn)行比較，如圖15 所示。

圖15 粗糙度仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison of surface roughness simulation results with experimental results

可以看出，仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定的差別，這可以歸結(jié)于實(shí)驗(yàn)過程中具備一定的隨機(jī)性，即彈丸的與工件表面的接觸點(diǎn)并未嚴(yán)格均勻分布，而仿真過程中存在人為干擾，即故意讓彈丸嚴(yán)格均勻與零件表面接觸。但是就相應(yīng)的變化趨勢(shì)而言，基本上是一致的，可以認(rèn)為仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果是較為符合的。

2.2 殘余應(yīng)力分析

對(duì)于表面噴丸引起的殘余應(yīng)力分布，實(shí)驗(yàn)過程中采用X 射線應(yīng)力儀進(jìn)行測(cè)量，由于X 射線對(duì)于普通金屬的穿透力比較弱，通常只有幾微米，因此需要對(duì)零件表面進(jìn)行剝層，每次剝層后進(jìn)行X 射線測(cè)量，記錄表面殘余應(yīng)力隨深度的變化，最終得到殘余應(yīng)力分布如圖16 所示。

圖16 不同彈丸直徑下表面殘余應(yīng)力分布的實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.16 Experimental results on surface residual stress distribution at different shot diameters

由圖16 可以看出，相應(yīng)的結(jié)果與圖10 相比存在一定誤差，相應(yīng)的誤差可以歸結(jié)于兩個(gè)方面：① 實(shí)驗(yàn)過程中的隨機(jī)性，即彈丸的分布不會(huì)像仿真那樣嚴(yán)格均勻分布，因此會(huì)存在局部應(yīng)力分布不均勻的情況，另外，檢測(cè)點(diǎn)位置的選取也同樣存在相應(yīng)的隨機(jī)性；② 基于X 射線法的殘余應(yīng)力測(cè)量本身就存在一定誤差，相應(yīng)的誤差范圍一般為 ± 20 MPa。不過在變化趨勢(shì)上兩者較為符合，可以認(rèn)為實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果具有較好的一致性。

3 結(jié)論

本文基于仿真對(duì)7075 鋁合金的噴丸過程進(jìn)行了相應(yīng)的仿真分析，分析了不同參數(shù)對(duì)于噴丸結(jié)果的影響，相應(yīng)的參數(shù)包括彈丸尺寸、噴丸速度以及噴丸覆蓋率，最終通過一組數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，最終得到結(jié)論如下：

1）基于Abaqus 的噴丸仿真過程，為了提高仿真效率將彈丸設(shè)置成剛體的做法是可行的，不會(huì)對(duì)噴丸結(jié)果產(chǎn)生大的影響，且相應(yīng)的仿真效率會(huì)大大提高。

2）覆蓋率一定的條件下，彈丸的速度越大，會(huì)在零件表面形成更大的殘余壓應(yīng)力，但同時(shí)也會(huì)使得表面粗糙度增大，在速度和覆蓋率一定的條件下，彈丸的尺寸越大，在零件最表層的殘余應(yīng)力沒有明顯變化，但是在次表層的應(yīng)力變化較大，可以認(rèn)為彈丸所攜帶的能量基本上作用在次表層，這主要是由于隨著彈丸尺寸的增大，在增大質(zhì)量的同時(shí)，也會(huì)增大相應(yīng)的接觸面積，因此在最表層的接觸應(yīng)力不會(huì)出現(xiàn)太大變化，而變化主要出現(xiàn)在次表層。

3）綜合考慮表面殘余應(yīng)力和表面粗糙度，增大覆蓋率是一個(gè)較優(yōu)的選擇，不過覆蓋率的增大會(huì)延長(zhǎng)加工時(shí)間，從而導(dǎo)致加工效率降低，在生產(chǎn)過程中應(yīng)該綜合考慮技術(shù)要求和加工成本因素選擇合適的噴丸參數(shù)。