摘 要:采用 3 種 不 同 噴 丸 強 化 工 藝 (干 噴 丸、先 干 噴 丸 后 濕 噴 丸 以 及 濕 噴 丸 )對 1Cr11Ni2W2MoV 鋼螺母表面進行強化處理,比較了噴丸工藝對螺母表面殘余應力、粗糙度、顯微 組織的影響。結果表明:濕噴丸后螺母表面殘余壓應力最大,且最大殘余壓應力出現在大圓弧截面 處,達到550MPa,同時表面粗糙度Ra 最小,分布在0.75~0.85μm 范圍;干噴丸后螺母的表面殘 余壓應力最小,表面粗糙度Ra 最大,分布在2.5~3.2μm 范圍。噴丸后螺母外層晶粒破碎而得到 明顯細化,而中心層的晶粒未發生明顯變化;濕噴丸工藝和先干噴丸后濕噴丸工藝分別在螺母表面 形成0.15,0.25mm 深度的殘余應力層,適合采用先干噴丸后濕噴丸方式對1Cr11Ni2W2MoV 鋼 螺母表面進行強化處理。

關鍵詞:螺母;噴丸強化;殘余應力;表面粗糙度;顯微組織 

中圖分類號:TG174 文獻標志碼:A 文章編號:1000-3738(2022)02-0031-04

0 引 言 

噴丸強化通常利用彈丸高速撞擊材料,使得材 料表面發生不均勻的塑性變形[1],在材料表層產生一定厚度的殘余壓應力層,殘余壓應力的存在可以 提高裂紋的閉合能力,抑制裂紋擴展,提高材料的疲 勞極限,并且在一定程度上提高材料的疲勞壽命和 表面硬度[2-4],該工藝具有操作簡單且高效等優點, 在航空、航天以及汽車等領域應用廣泛[5]。 

 噴丸強化可以分為濕噴丸強化和干噴丸強化。 濕噴丸強化的介質通常是丸料和液體按照一定比例 混合的混合物,在噴丸過程中液體介質起到潤滑的 作用[6],而干噴丸則是不混合任何液體直接將金屬 顆粒撞擊在被強化材料表面。彈丸離開材料表面 后,材料內部單元體還保留一部分塑性變形,材料嘗 試將發生變形的單元體回復到噴丸處理前的形狀而 在表層產生殘余壓應力。噴丸強化改變了零件被噴 表面的殘余應力狀態,并引入了表面殘余壓應力,提 高了零件的疲勞性能,其顯微組織也產生了一定變 化。李金魁等[7]根據斷口分析和應力計算,提出了 材料的內部疲勞極限概念及相應的強化機制,并建 立了噴丸強化的綜合效應理論。過大的表面粗糙度 會使零件在工作中產生應力集中而產生裂紋繼而導 致失效[8-10]。徐松超等[11]分別采用干噴丸、濕噴丸 對 TC17鈦合金表面進行強化處理,分析了噴丸強 度對材料表層殘余應力、顯微組織以及硬度的影響。 陰曉寧等[12]研究發現,TC4鈦合金表面經過濕噴丸 后,表面的位錯密度增加,晶粒發生破碎、細化,并且 表面粗糙度顯著降低。陳國清等[13]研究發現,濕噴 丸可以有效降低 Ti-6Al-4V 鈦合金表面的粗糙度, 且表面位錯密度增加,晶粒細化,基面織構由(100) 向(101)轉變。李康等[14]研究發現,濕噴丸強化可 使 TC4鈦合金零件改性層內的晶粒發生細化,表面 存在的殘余壓應力能夠很好地抑制裂紋的擴展。

航空用螺母一般都在高壓力條件下服役,容易 出現疲勞裂紋等失效現象,提高螺母疲勞壽命的方 法通常是優化結構,而在改進工藝方面的研究較少。 作者以1Cr11Ni2W2MoV 鋼螺母為研究對象,分別 采用干噴丸、濕噴丸以及先干噴丸后濕噴丸3種不 同的噴丸工藝對螺母表面進行強化處理,比較了不 同噴丸工藝下螺母的表面殘余應力、粗糙度以及顯 微組織。

1 試樣制備與試驗方法 

試驗對象為1Cr11Ni2W2MoV 鋼螺母,其化學 成分 (質 量 分 數/%)為 0.13C,0.22Si,0.51Mn, 11.60Cr,1.78Ni,1.85W,0.47Mo,0.23V[15],密度為 7.8g·cm-3,彈性模量為 210000 MPa,泊松比為 0.3,材 料 的 屈 服 強 度 為 281.2 MPa,硬 化 模 量 為 1086.68MPa[16]。螺母的圓角半徑為1.6mm。噴 丸工藝中采用的強化彈丸為直徑0.35mm 的 CZ35 陶瓷丸,其 彈 性 模 量 為 390GPa,密 度 為 2.7kg· cm-3,泊松比為0.26。采用干噴丸、濕噴丸以及先 干噴丸后濕噴丸3種不同噴丸工藝對螺母表面進行 強化處理,設計噴丸壓力為 0.4 MPa,噴丸距離為 100mm,噴丸角度為90°,噴丸覆蓋率為100%,噴 丸時間為 4 min,其中干噴丸采用流量為 2.5kg· min-1的彈丸,濕噴丸采用流量為2.5kg·min-1 的 彈丸和流量為10kg·min-1 水的混合物,先干噴丸 后濕噴丸時先采用流量為2.5kg·min-1的彈丸噴丸 2min后再采用流量為2.5kg·min-1的彈丸和流量 為10kg·min-1水的混合物噴丸2min。

采用 面的殘余應μ-力X3進60行型測X試射,測線試測位試置試為驗小裝圓置弧對截螺面母、表大 圓弧截面和直段截面,測試方向沿螺母的軸向方向, 每個截面表面均取4個點進行測試,然后取平均值, 測試部位如圖1所示。采用 MitutoyoSJ-4105型粗 糙度儀測螺母的表面粗糙度Ra,測試位置為螺母小 圓弧、大圓弧和直段表面,每個位置測8個點取平均 值。采用線切割方法在螺母直段上截取金相試樣, 經鑲嵌、粗磨、細磨和精拋光,用體積分數4%硝酸 酒精溶液腐蝕后,采用IM300型光學顯微鏡觀察螺 母表層和心部的顯微組織。

2 試驗結果與討論

2.1 殘余應力 

由圖2可以看出:干噴丸下螺母不同位置的殘 余應力差距較大,濕噴丸下螺母表面的殘余壓應力 最大;不同噴丸工藝下螺母大圓弧截面的表面殘余 壓應力最大,小圓弧截面的表面殘余壓應力最小。 濕噴丸下螺母表面殘余壓應力最大值位于大圓弧截面,達到550MPa。噴丸角度為90°時,彈丸速度方 向與螺母直段部分垂直,小圓弧截面受到彈丸的撞 擊較弱,因此小圓弧截面的表面殘余壓應力較小;而 大圓弧截面的圓弧段在結構上朝噴嘴方向突出,彈 丸更容易擊打在相對突出的部位,且突出的部分距 離噴嘴更近,因此表面殘余壓應力較大。材料表面 被彈丸不間斷撞擊時會發生不均勻的塑性變形,材 料表層晶格發生畸變,位錯密度變大。在濕噴丸強 化中,螺母表面不僅受到彈丸的撞擊作用,同時液體 介質對于螺母表面的沖擊作用也會使其表面發生塑 性變形,在彈丸與介質的共同作用下表面的殘余壓 應力較大。 

2.2 表面粗糙度 

由圖3可以看出,濕噴丸后螺母表面光亮,而干 噴丸后螺母表面最粗糙。由圖4可以看出,干噴丸 下螺母的表面粗糙度最大,Ra 分布在2.5~3.2μm 范圍;濕噴丸后表面粗糙度最小,Ra 分布在0.75~ 0.85μm 范圍;先干噴丸后濕噴丸后表面粗糙度介 于干噴丸和濕噴丸之間,Ra 分布在1.0~1.2μm 范 圍。陶瓷丸的硬度大于螺母表面硬度,在干噴丸中, 當陶瓷丸撞擊在螺母表面時,螺母表面不斷形成凸 起和凹坑,導致表面凹凸不平,表面粗糙度增大;在 濕噴丸中,當彈丸和液體的混合物撞擊螺母表面時, 液體介質在螺母表面可以形成一層液體膜,起到潤 滑作用,大大降低表面粗糙度。噴丸角度為90°時, 在有液體介質的潤滑作用下,直段截面與小圓弧截 面粗糙度較小,大圓弧截面的圓弧段突出結構受到 彈丸更猛烈的擊打,表面粗糙度較大。 

2.3 顯微組織 

由于干噴丸工藝下螺母表面粗糙度較大,不符 合螺母的粗糙度要求,且過大的粗糙度會導致零件 在工作中因應力集中而產生裂紋,因此僅對先干噴丸后濕噴丸與濕噴丸下的顯微組織進行觀察。由圖 5可以看出:未噴丸螺母表層和心部組織為低碳馬 氏體;與未噴丸螺母相比,先干噴丸后濕噴丸后螺母 最外層低碳馬氏體晶粒出現破碎和細化 噴丸強化使螺母表層發生較大的塑性變,形這是因為 ,使得外 層晶粒得到明顯細化,而心部晶粒未發生變化,螺母 表面形成了0.25mm 深的殘余壓應力層;與先干噴 丸后濕噴丸工藝下的螺母相比,濕噴丸工藝下螺母 表層晶粒破碎程度較小,細化層深度較淺,形成的殘 余壓應力層深度為0.15mm。在先干噴丸后濕噴丸 工藝中,干噴丸階段使螺母表層形成一定深度的殘 余壓應力層后,濕噴丸階段僅對其表面粗糙度進行 修正光飾,而在濕噴丸工藝全程有液體介質的條件 下,強化所產生的殘余壓應力層較淺。 

3 結 論 

(1)干噴丸后螺母的表面殘余壓應力最小,濕 噴丸后的殘余壓應力最大,且濕噴丸后螺母的最大 殘余壓應力出現在大圓弧截面處,達到550MPa,而 先干噴丸后濕噴丸后螺母表面殘余壓應力介于干噴 丸和濕噴丸之間。

(2)干噴丸后螺母的表面粗糙度最大,Ra 分布 在2.5~3.2μm 范圍,濕噴丸后表面粗糙度最小,Ra 分布在0.75~0.85μm 范圍,先干噴丸后濕噴丸后 表面粗糙度介于干噴丸和濕噴丸之間,Ra 分布在 1.0~1.2μm 范圍。

(3)噴丸強化使螺母表層晶粒破碎而得到明顯 細化,心部組織未發生變化。先干噴丸后濕噴丸后 螺母表面殘余壓應力層深度為0.25mm,而濕噴丸 后殘余壓應力層深度為0.15mm,綜合考慮采用先 干噴丸后濕噴丸工藝對螺母進行強化處理。

參考文獻: 

[1] 俞應煒,沈國喜,李智勇,等.金屬材料表面噴丸及其后續檢測 技術[J].江西化工,2016(4):12-14. YU Y W,SHEN G X,LIZ Y,etal.Effectofshotpeening processingonmetalmaterialandthetechnologyoftesting[J]. JiangxiChemicalIndustry,2016(4):12-14. [2] ZHANGP,LINDEMANNJ.Influenceofshotpeeningonhigh cycle fatigue properties of the high-strength wrought magnesiumalloy AZ80[J].Scripta Materialia,2005,52(6): 485-490. [3] 何家文,胡奈賽,張定銓.殘余應力對高周疲勞性能的影響[J]. 西安交通大學學報,1992,26(3):25-32. HEJW,HU NS,ZHANGDQ.Effectsofresidualstresseson highcyclefatigue[J].JournalofXi'anJiaotong University, 1992,26(3):25-32. [4] 田欣利,于愛兵,林彬.陶瓷磨削殘余應力對表面性能的影響 [J].機械科學與技術,2002,21(4):615-616. TIAN X L,YU A B,LIN B.Effectofresidualstressesof ceramicgrindingonsurfaceproperty[J].MechanicalScience andTechnology,2002,21(4):615-616. [5] LI K, WU X,CHEN L,et al.Residual stress and microstructurecharacterizationof34CrMo4steelmodifiedby shotpeening[J].Scanning,2020,2020:5367345. [6] CHEN Y X,WANG JC,GAO Y K,etal.Effectofshot peeningonfatigueperformanceofTi2AlNbintermetallicalloy [J].InternationalJournalofFatigue,2019,127:53-57. [7] 李金魁,姚枚,王仁智,等.噴丸強化的綜合效應理論[J].航空 學報,1992,13(11):670-677. LIJ K,YAO M,WANG R Z,etal.Comprehensiveeffects theoryforshotpeeningstrengthening[J].ActaAeronauticaet AstronauticaSinica,1992,13(11):670-677. [8] 鄭富強,鄒丹,劉艷軍.硬質合金磨削表面粗糙度對材料力學性 能的影響[J].模具制造,2009,9(9):22-24. ZHENG F Q,ZOU D,LIU YJ.Effectofhardalloygrinding surface granulation degree to mechanics performance of meterials[J].Die& MouldManufacture,2009,9(9):22-24. [9] VELARDEJ,KRAMH?FTC,S?RENSENJD,etal.Fatigue reliabilityoflarge monopilesforoffshorewindturbines[J]. InternationalJournalofFatigue,2020,134:105487. [10] 邱欽宇,王建明,鄭林彬.噴丸試件表面粗糙度與殘余應力相 關性研究[J].組合機床與自動化加工技術,2018(8):23-28. QIU QY,WANGJM,ZHENGLB.Studyonthecorrelation betweensurfaceroughnessandresidualstressofshotpeen [J].Modular Machine Tool & Automatic Manufacturing Technique,2018(8):23-28. [11] 徐松超,蓋鵬濤,付雪松,等.干、濕噴丸強化對 TC17鈦合金 噴丸強化層的影響[J].表面技術,2021,50(9):91-98. XUSC,GAIPT,FU XS,etal.Influencesofdryandwet shotpeeningprocessonstrengtheninglayerofTC17titanium alloy[J].SurfaceTechnology,2021,50(9):91-98.

< 文章來源>材料與測試網 > 機械工程材料 > 46卷 >