離心壓縮機葉片材料FV520B沖蝕過程演變規律

王光存，李劍峰，賈秀杰，徐文汗

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離心壓縮機葉片材料FV520B沖蝕過程演變規律

王光存，李劍峰，賈秀杰，徐文汗

(山東大學機械工程學院，高效潔凈機械制造教育部重點實驗室，山東濟南，250061)

利用高速沖蝕試驗系統，模擬葉輪實際工作情況，對離心壓縮機葉片材料FV520B進行增量沖蝕試驗，以研究材料沖蝕率、表面形貌、金相組織及應力狀態隨沖蝕磨損過程的演變規律。研究結果表明：在不同的沖擊角度下，FV520B靶材的沖蝕過程均存在過渡期和穩定期。在24°和90°沖擊角度下，沖蝕率在過渡期先上升后降低，然后趨于平穩進入穩定期；而在12°和60°沖擊角下，沖蝕率在過渡期逐漸降低，然后趨于平穩進入穩定期。隨沖蝕的進行，在12°沖擊角度下，沖蝕表面粗糙度逐漸降低，在90°沖擊角度下，沖蝕表面粗糙度變化較?。欢?4°和60°沖擊角下，沖蝕表面粗糙度先降低后升高，且深度沖蝕后表面形成橫向沖蝕條紋，沖蝕角度產生分化。沖蝕后試樣亞表層金相組織無變化，仍為索氏體組織，但試樣表面原有應力狀態發生很大變化，在12°，24°和60°沖擊角度下，沖蝕表面形成較高的殘余拉應力；在90°沖擊下，表面形成殘余壓應力。

沖蝕演變規律；沖蝕率；表面形貌；殘余應力；離心壓縮機葉輪；FV520B

離心壓縮機是石油精煉、化工、天然氣以及空氣分離等企業中的關鍵設備[1]。葉輪作為其主要做功部件具有非常高的旋轉速度((2~100)×103r/min)。由于輸運介質中固體顆粒(有機顆粒物、二次顆粒物、煤粉、工業粉塵等)的存在，即使經過濾芯過濾，仍有粒徑大于5 μm的固體顆粒進入壓縮機流道，在高速氣流的帶動下沖擊葉片，葉片出現較嚴重的固體顆粒沖蝕磨損[2]。而沖蝕導致的凹坑、減薄往往成為疲勞裂紋或腐蝕的源頭，加劇葉輪的破壞[3]。葉輪作為離心壓縮機的核心部件，制造工藝復雜、價格昂貴，一級葉輪的價格高達數十萬甚至上百萬元人民幣，為了最大限度地回收利用廢舊葉輪所具有的價值，采用先進的修復技術對葉輪進行修復和再制造，恢復其原有的性能，可為企業創造非常大的利潤。葉輪再制造工作的首要問題是對服役葉輪的可再制造性進行合理評價。要評價葉輪的可再制造性，就必須掌握葉輪沖蝕失效機制及葉片材料金相組織及性能的變化。在材料的沖蝕行為和沖蝕機制研究方面，大量學者對金屬材料、非金屬材料、復合材料、涂層等進行了多種條件下的沖蝕試驗[4?9]。但針對沖蝕后基材的表面形貌、亞表層金相組織、表面應力狀態變化規律的研究較少。王順森[10]研究了汽輪機葉柵材料深度沖蝕后，表面形貌演變規律，并發現了沖蝕條紋。JENG等[11]研究了Cr3C2/Al2O3復合陶瓷在30°和90°沖蝕后靶材表面殘余應力分布規律，但并未從微觀角度解釋殘余應力的產生。FV520B是制造離心壓縮機葉輪的重要材料，研究闡明其在高速微細粒子沖擊下的沖蝕磨損演變規律對指導葉片的疲勞及腐蝕研究，評估離心壓縮機葉輪的可再制造性具有非常重要的指導意義。本文作者在高速沖蝕試驗臺上，以粒徑為7 μm的多角氧化鋁顆粒為沖蝕顆粒，對壓縮機葉輪材料FV520B設計進行增量沖蝕試驗。以獲得在不同沖擊角度下沖蝕率的變化規律；借助表面形貌儀分析沖蝕表面宏觀形貌演變規律；通過沖蝕微觀形貌的SEM分析，研究沖蝕磨損機制及表面形貌演變的機制；借助金相顯微鏡、X線殘余應力分析儀對亞表層微觀組織及表面應力狀態進行測試和分析。試驗結果為研究固體顆粒沖蝕磨損導致的葉片性能變化，提供更貼近工程應用的基礎數據。

1 試驗條件和試驗設備

1.1 試驗材料

FV520B是一種馬氏體沉淀硬化不銹鋼，具有耐腐蝕性好、強度高、硬度高和焊接性能良好等優點，廣泛應用于航空航天、醫療器械和機械制造等重大工程結構領域，是制造離心壓縮機葉輪的理想材料。由沈陽鼓風機廠提供的FV520B的化學成分如表1所示，經過熱處理之后，其力學性能如表2所示。

表1 FV520B材料化學成分(質量分數)

Table 1 Chemical components of FV520B %

表2 FV520B物理力學性能

Table 2 Physical and mechanical properties of FV520B

沖蝕試樣為厚度為5 mm的FV520B板材，經線切割加工成長度×寬度為60 mm×70 mm的試樣片，根據工廠提供的葉輪葉片制造工藝要求，將所有試樣磨削至表面粗糙度約為0.8 μm。先用熱堿液和流水洗去表面油污，再浸入丙酮用超聲清洗機清洗，試樣清洗完畢吹干后放入干燥器中備用。

離心式壓縮機一般在工業地區使用，Al2O3顆粒、SiO2顆粒、煤灰、碳黑、二次顆粒物等為工業大氣的主要成分[12]。為了探索進入空分壓縮機流道的微細尺寸粒子對葉輪材料的沖蝕行為，考慮空壓機濾芯的過濾參數和過濾效率，選擇粒徑為7 μm的多角氧化鋁顆粒(白剛玉微粉)進行沖蝕試驗。顆粒采用浮選法獲得，主粒徑體積分數為70%以上。粒徑為7 μm的氧化鋁微粉粒徑分布及其SEM照片如圖1所示。白剛玉微粉是極難溶于水的白色粉末，無味，質極硬，堆積密度為1.53~1.99 g/cm3，真密度為3.9 g/cm3，努譜硬度為2 000~2 200 kg/mm2，莫氏硬度為9.0。

(a) 粒徑分布；(b) 電子顯微鏡照片

大氣中固體顆粒質量濃度非常小，一般為100~ 200 μg/m3，在進行加速試驗時，為了保證靶材的沖蝕是由大量單個粒子沖蝕的疊加造成的，文獻[13]要求每min參與沖蝕的粒子質量不得超過10 g，考慮到氧化鋁微粉粒徑極小，亦具有團聚性，本實驗將加料速度降為2.5 g/min。

1.2 試驗設備和操作

采用西安交通大學葉輪機械研究室設計建造的高速沖蝕試驗系統[14]。該系統由顆粒加料系統、高速氣流系統、沖蝕實驗段3個模塊組成，如圖2所示。由圖2可見：高速沖蝕試驗系統的工作原理是由一套最大流量為10 m3/min的ZL2?10/8?G型無基礎少油壓縮機提供的高速氣流經主管道進入沖蝕試驗段；另有由1臺最大流量為0.8 m3/min的小型壓縮機、1臺干燥器和1個儲氣罐組成的氣源為顆粒加料系統提供干燥氣流，來自螺桿加料器的粒子在加料系統氣流的帶動下，進入氣固混合室與高速氣流混合，共同經過加速段，產生滿足實驗要求速度的氣固兩相混合物由噴嘴噴出，并與事先按一定角度安裝于沖蝕試驗段內的試樣相撞擊。沖蝕試驗后，氣固兩相流經過分離器進行處理后排入地溝。氣流的速度可通過調整位于主管道上的排氣閥調節；粒子流的濃度(單位時間內噴砂質量)通過調節螺桿加料器電機的轉速進行調整；沖擊角度的變化可通過調整頂蓋與角度調整卡槽的裝配位置來實現，多試樣試驗時，試樣依靠旋轉裝置切換。

圖2 高速沖蝕試驗系統

在已有的沖蝕試驗中，粒子的速度多數通過雙盤測速、高速攝影或LDV(laser doppler velocimetry，激光多普勒測速)進行測量。但是本試驗中顆粒直徑小、速度快，粒子粒徑和形狀又有一定的分散度和多樣性，為了獲得粒子運動速度場精確的統計學數據，本實驗采用了基于統計分析和互相關技術的瞬態流場測量方法：粒子成像測速技術(PIV，particle image velocimetry)[15]，事實上，對如此高速微細粒子的群體行為，PIV系統是目前最有效的測量手段[14]。

試驗前、后試樣的質量用德國Sartorious公司的BS224S型精密電子天平測量。表面粗糙度及表面形貌采用美國Veeco Instruments Inc的Wyko NT9300白光干涉儀測量或觀察。沖蝕區域微觀形貌使用掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope)觀察。利用金相顯微鏡觀察亞表層金相組織變化。采用X線應力分析儀STRESS 3000系統對試樣表面殘余應力狀態進行測試。

本課題組前期開展的研究[16]表明，FV520B材料具有典型塑性材料的沖蝕特性，隨沖擊角度的升高，沖蝕率先升高后降低，最大沖蝕率發生在24°附近，90°時沖蝕率最低。FV520B靶材在相同質量的顆粒沖蝕下，當沖擊角度為60°時，沖蝕深度最大。為了研究低、中、高沖蝕角度下沖蝕演變規律，同時根據試驗設備允許的條件，針對12°，24°，60°和90°這4個沖擊角度進行沖蝕試驗。

2 試驗結果與分析

2.1 不同沖擊角度下沖蝕率演化規律

圖3所示為FV520B在常溫、粒子直徑為7 μm、粒子速度為180 m/s、不同沖擊角度下沖蝕率隨沖蝕過程的變化規律，加料速度為2.5 g/min。

沖擊角度/(°)：1—12；2—24；3—60；4—90。

由圖3可以看出：在不同的沖擊角度下，FV520B靶材的沖蝕過程均存在過渡期和穩定期。在12°和60°沖擊角度下，沖蝕顆粒質量為15~40 g時為沖蝕過渡期，沖蝕率逐漸降低，超過40 g后沖蝕率雖略有降低但逐漸趨于平穩，進入沖蝕穩定期；在24°和90°沖擊角度下，當沖蝕顆粒質量為15~100 g時，先升高后降低，這是沖蝕過渡期，超過100 g進入沖蝕穩定期；當沖蝕進入穩定期之后，沖蝕率從大到小依次為24°，12°，60°和90°，即沖蝕率隨沖擊角度增大呈現先升高后降低的趨勢，且最大沖蝕率發生在24°附近。

沖蝕過渡期沖蝕率變化規律的不同，是沖蝕機制的不同導致的。FV520B沖蝕機制的研究[16]表明，FV520B沖蝕磨損的實質是微切削與變形磨損共同作用，在低角度沖蝕時，以微切削磨損為主，而在大于60°的高角度沖蝕下，以變形磨損為主。

在12°沖擊角度下，沖蝕磨損以微切削為主，初期沖蝕階段材料表面為非光滑表面，凹凸不平的表面更容易被顆粒切除，沖蝕率較高；隨著沖蝕的進行，表面變得光滑、且由于表層材料的加工硬化，抑制了微切削作用，故沖蝕率逐漸降低并趨于穩定。

24°為最大沖蝕率發生的角度，此時微切削與變形磨損相互促進。當沖蝕粒子的質量為15~40 g時，在顆粒尖端犁削和沖擊鍛打下，越來越多的靶材表面材料接近或達到塑性變形極限，在過渡期，開始集中從表面脫落，導致沖蝕率突然增大。隨著粒子沖擊鍛打，變形磨損過程趨于穩定，導致沖蝕率逐漸下降并趨于穩定。

在60°沖擊角度時，微切削與變形磨損共同作用，但是變形磨損機制略占主導，表層材料發生加工硬化，在一定程度上抑制了微切削作用，使沖蝕率降低。

在90°沖擊角度時，材料的去除機制為變形磨損，在最初的15 g顆粒沖擊下，靶材表面材料塑性變形逐漸積累，沖蝕率較低，這是沖蝕孕育期，是變形磨損機制特有的階段；隨著塑性變形的積累，表層材料在沖蝕顆粒質量為40 g左右時開始集中從表面脫落，出現沖蝕率的峰值；隨后靶材表面的塑性變形直至剝落過程趨于平穩進入沖蝕穩定期。

2.2 不同沖蝕角度下表面形貌演化規律

圖4所示為FV520B在常溫、粒子直徑為7 μm、粒子速度為180 m/s、不同沖擊角度下，靶材沖蝕區域表面粗糙度隨沖蝕過程的變化規律，加料速度為2.5 g/min。

沖擊角度/(°)：1—12；2—24；3—60；4—90。

由圖4可以看出：在12°沖擊角度下，表面粗糙度逐漸降低，說明持續地低角度沖蝕可用來提高零部件表面質量；在24°沖擊角度下，當沖蝕顆粒小于15 g時，表面粗糙度迅速降低，而超過15 g之后，又迅速升高；在60°沖擊角度下，表面粗糙度變化和24°沖擊角下較為類似沖蝕，不同的是拐點在40 g，且表面粗糙度的變化較緩慢。說明在24°最大沖擊角度時，用極少的顆粒即可達到表面光整的效果，顆粒過量后表面質量會迅速下降；在60°沖擊角下，少量顆粒會使表面粗糙度降低但效果不明顯，超量之后，粗糙度會緩慢升高。在90°沖擊角下，粗糙度變化不明顯，粗糙度約為0.85 μm。

為了了解在不同沖擊角度下沖蝕表面粗糙度差別較大的原因，用表面形貌儀對沖蝕表面長度×寬度為0.8 mm×0.8 mm的區域進行觀察。發現在24°和60°沖擊角下，隨著沖蝕顆粒的增加，沖蝕表面由光滑而變粗糙的原因是出現了與沖蝕方向垂直的沖蝕波紋，如圖5和圖6所示。由圖5和圖6可以看出：在24°沖擊角下，當沖蝕顆粒為15 g時，沖蝕區域表面較平坦，在超過40 g之后，沖蝕條紋逐漸明顯，溝壑變深；而當沖擊角為12°，沖蝕顆粒質量為100 g時，沖蝕表面逐漸光滑，90°沖擊角下除了出現沖蝕凹坑，表面宏觀形貌變化不大。

沖蝕顆粒質量/g：(a) 15；(b) 40；(c) 100；(d) 160

沖擊角度/(°)：(a) 12；(b) 90

為了揭示不同沖擊角度下的沖蝕機制和沖蝕條紋出現的原因。借助SEM對沖蝕區域的微觀形貌進行了更細致的觀察。圖7所示為在24°沖擊角度下，沖蝕顆粒質量為100 g時沖蝕條紋從宏觀到微觀的形貌特征。

(a) 沖蝕條紋宏觀形貌；(b) 區域A的SEM形貌；(c) 區域B的SEM形貌；(d) 區域C的SEM形貌

圖7(a)所示為沖蝕條紋的全貌，沖蝕條紋有連續的，亦有斷續的，形成明顯的凸起和溝壑，但方向均垂直于沖蝕氣流的方向。王順森[10]稱之為深度沖蝕條紋，即靶材表面已經形成較穩定的沖蝕特征。在此試驗中，沖蝕顆粒質量超過100 g之后，已經進入深度沖蝕階段。

其中的1個條紋形貌如圖7(b)所示，其中，面為條紋的陡面，面為坡面。在圖7(c)和7(d)中可以更細致地觀察到：在面上布滿密密麻麻的唇片、凹坑，以及即將剝落的磨屑，說明此處粒子沖擊角度大；在面上主要是微切削溝槽和帶唇犁痕，說明此處粒子沖擊角度小。這表明深度沖蝕之后，局部沖蝕行為產生了分化。

圖8所示為在12°和90°沖擊角度下，當沖蝕顆粒質量達到100 g時沖蝕區域微觀形貌。由圖8可以看出：當沖擊角度為12°沖蝕時，沖蝕表面布滿淺而長的切削溝槽，伴有少量的帶唇犁痕，說明沖蝕磨損的主要機制是微切削；而當沖擊角度為90°時，靶材表面全部是深淺不一、麻點狀的凹坑，及細小唇片，證明在高角度下，變形磨損和擠壓鍛造為沖蝕磨損的主要機制[16?17]。

(a) 沖擊角度24°，沖蝕顆粒100 g；(b) 沖擊角度90°，沖蝕顆粒100 g

沖蝕表面宏微觀形貌揭示了沖蝕條紋形成及表面粗糙度變化的過程。在中等沖擊角度(24°~60°)下進行深度沖蝕，容易在靶材表面形成沖蝕條紋，這是沖蝕角度分化的結果，因為在此角度下材料的去除是微切削、犁削、變形磨損的共同作用。在初期沖蝕階段，在顆粒的刮擦、沖擊下，材料表面形成了密集的切削溝槽、犁痕，以及凹坑和堆積唇。當進一步沖蝕時，粒子的實際沖擊角度將會由于表面形貌的變化而發生變化。如與切痕兩側面接觸的粒子，沖擊角度將減小，繼續以微切削去除材料；而與犁溝末端、擠出唇正面接觸的粒子的沖擊角度將增大，甚至接近正沖擊，以變形磨損去除材料，這將導致靶材不同區域因粒子實際沖擊角度的變化而使沖蝕行為產生分化，最終形成波紋狀沖蝕條紋[10]。因此，在此沖擊角度下(24°~60°)，初期的沖蝕使表層凸起被切除，表面粗糙度減小，而隨著沖蝕條紋的出現，沖蝕表面粗糙度又逐漸升高。

在更低的沖擊角度(0°~12°)下，材料的去除以微切削為主，初期沖蝕后的表面形貌以平行于氣流方向的淺而長的切削溝槽為主，伴有少量帶唇犁痕。在后續沖蝕時，雖然顆粒的實際沖擊角度會有所變化但是不明顯，不易產生沖蝕行為分化，材料的去除仍是以微切削為主，表面微觀凹凸被逐層切削掉，使表面粗糙度呈降低趨勢。

在較高的沖擊角度(90°)下，材料的去除以表面塑性變形積累引發的硬化剝落為主，在表面形成密密麻麻的凹坑及堆積唇；當進一步沖蝕時，粒子對溝壑處沖擊角度將減小，而對凸起頂面的沖擊角將增大，甚至接近正沖擊。由于溝壑和凸起的分布是隨機的，不易在表面形成波紋形貌，而是以隨機凹坑和凸起為主。且隨著沖蝕進入穩定期，表層材料的變形積累直至剝落過程趨于穩定，表面粗糙度變化不是很明顯。

2.3 不同沖蝕角度下亞表層微觀組織演化規律

為了研究在沖蝕過程中，表層金屬的移除對亞表層金屬組織是否有影響，對沖蝕亞表層和基體微觀組織進行了對比觀察。將沖蝕后的試樣沿垂直于表面方向剖開，做成鑲嵌塊，并拋光。采用三氯化鐵5 g、鹽酸24 mL、乙醇25 mL配制成的浸蝕劑，浸蝕2 min，放在金相顯微鏡下進行觀察。沖蝕試樣亞表層金相組織與基體組織如圖9所示。

(a) 沖擊角度為24°，沖蝕顆粒質量為160 g；(b) 沖擊角度為60°，沖蝕顆粒質量為160 g；(c) 材料基體

由圖9可以看出：沖蝕前后試樣的金相組織主要為索氏體組織，沖蝕對表層及亞表層的金相組織并無明顯影響。這是因為沖蝕顆粒太小，在沖蝕區域碰撞的動能轉化為表面內能后，沖蝕區域熱作用仍然不明顯，不足以引起金屬材料的相變。

2.4 不同沖蝕角度下殘余應力演化規律

為了研究沖蝕表面應力狀態變化規律，采用芬蘭Stresstech公司生產的X線應力分析儀STRESS 3000系統對試樣表面進行殘余應力測試。基本測量參數如表3所示。

表3 殘余應力測量參數

Table 3 Residual stress measurement parameters

測量時，將沖蝕磨損表面朝上放置于工作臺，使沖蝕氣流方向與應力測試儀=0°方向平行，這樣可保證能夠測量到平行沖蝕方向和垂直沖蝕方向的應力。

在正式測量之前，先利用無應力?Fe粉末試樣進行校準，確定準直器至試樣測量表面的合適距離。正式測量時，在沖蝕表面沖蝕區域選取3個測試點，按照校準后的測試參數分別測量出測試點平行于沖蝕方向和垂直沖蝕方向的殘余應力。取3次測量應力的平均值作為該試驗水平引起的殘余應力。為了比較沖蝕前后靶材表面殘余應力的變化，對FV520B未沖蝕試樣同時進行對比試驗。在不同角度下，不同沖蝕時期表層殘余應力測試結果如圖10所示。

1—12°，平行于沖蝕方向；2—12°，垂直于沖蝕方向；3—24°，平行于沖蝕方向；4—24°，垂直于沖蝕方向；5—60°，平行于沖蝕方向；6—60°，垂直于沖蝕方向；7—90°，平行于沖蝕方向；8—90°，垂直于沖蝕方向。

由圖10可以看出：沖蝕試驗前的試樣表面為殘余壓應力，這是試樣準備階段的磨削和拋光工藝導致的。后面的沖蝕過程打破了表面原有的應力狀態。

在各個沖蝕角度下，平行于沖蝕方向和垂直于沖蝕方向殘余應力變化規律基本一致。以拉應力為力的正方向，在12°沖擊角下，隨著沖蝕顆粒質量的增加，殘余應力呈現先緩再急后緩的上升趨勢，最后在表面形成殘余拉應力。在24°沖擊角下，殘余應力先迅速上升，再平緩上升，在沖蝕顆粒質量超過100 g后略有下降，在表面形成殘余拉應力。在60°沖蝕角下，殘余應力和24°沖擊角度下變化趨勢一致，但是殘余應力低，最后在表面形成殘余拉應力。在90°沖擊角下，殘余應力先上升后平緩降低，在表面形成的始終是殘余壓應力，但是此應力低于試樣初始的殘余壓應力水平。

在沖蝕磨損中，殘余應力的產生與沖蝕過程材料去除機制有很大關系。沖蝕表面應力狀態隨不同沖蝕機制的主導作用，可表現為拉應力或壓應力[11]。

低角度沖蝕過程與切削加工過程有類似之處，殘余應力的產生來源于：塑性凸出和擠光效應。塑性凸出是指顆粒以一定的角度沖擊在材料表面并進行劃擦，顆粒尖端像刀具的前刀面對材料進行堆擠，位于顆粒尖端前部區域的靶材材料受到壓縮并發生塑性流動，一部分材料沿顆粒前刀面流出成為切屑，一部分材料繞過顆粒尖端形成劃痕表面，如圖11(a)所示。這樣沿加工表面方向出現塑性收縮，沿垂直表面的方向出現塑性拉伸，從而在表面產生殘余拉應力。

(a) 塑性凸出；(b) 擠光作用；(c) 噴丸效應

擠光作用是指微切削過程中，顆粒和靶材之間會產生作用力，垂直于切削表面的作用力和由此產生 的摩擦力一起對切削表面產生擠光作用，如圖11(b)所示。靶材材料沿垂直加工表面方向受到壓縮，沿切削表面方向產生塑性伸長，從而導致殘余壓應力產生。當顆粒尖端不鋒利時，擠光作用的影響更明顯。

高角度沖蝕過程和噴丸強化有類似的地方。眾多顆粒連續擊打靶材表面，引起表面局部塑性變形，形成沖擊凹坑，如圖11(c)所示。凹陷的形成引起金屬表層產生拉伸，而表層下被壓縮的晶粒試圖將表面恢復到原來形狀，所以，產生1個高度壓縮力作用下的半球，眾多凹陷重疊形成殘余壓應力層[18]。

綜上分析，沖蝕表面殘余應力的形成是顆粒沖擊的塑性凸出、擠光效應及噴丸效應，三者共同作用的結果。因為白剛玉微粉屬于多角尖銳顆粒，在低角度沖擊下，微切削、犁削的塑性凸出效應比較明顯，且顆粒施加在材料表面的壓力衰減快，持續性不強，擠光作用不明顯，故在沖蝕表面形成殘余拉應力。在沖蝕過渡期及剛進入穩定期期間，在24°沖擊角度下，切痕較深，形成的殘余壓應力較高。在60°沖擊角度下，顆粒法相沖擊力增大，在擠光作用下，表面殘余拉應力較低。隨著沖蝕的進行，在24°和60°沖擊角度下，由于不同位置沖蝕量的差異，甚至出現橫向沖蝕條紋，材料去除的不均勻性使表面逐漸變得凹凸不平，局部殘余應力得到釋放，應力水平略有降低。而在12°沖擊角度下，塑性凸出作用一直占據主導，隨著沖蝕的進行，沖蝕表面粗糙度降低，殘余拉應力緩慢積累，慢慢升高。在90°法向沖擊下，噴丸強化效應占據主導，故表面形成殘余壓應力。

3 結論

1) 在不同沖擊角度下，FV520B的沖蝕均存在不同形式沖蝕過渡期和穩定期；在24°和90°沖擊角度下，沖蝕率在過渡期先上升后降低，最后趨于平穩進入穩定期；而在12°和60°沖擊角下，沖蝕率逐漸降低，然后趨于平穩進入穩定期，這是沖蝕機制的不同導 致的。

2) 在12°沖擊角度下，表面粗糙度逐漸降低，表面愈加光滑。在24°沖擊角度下，沖蝕顆粒小于15 g時，表面粗糙度迅速降低；而超過15 g之后，又逐漸升高。在60°沖擊角度下，當沖蝕顆粒小于40 g時，表面粗糙度降低，而后又逐漸升高。在90°沖擊下，粗糙度變化不明顯，約為0.85 μm。在24°和60°沖擊角下，深度沖蝕后表面形成橫向沖蝕條紋，在12°和90°沖擊角度下沒有觀察到，這是沖蝕角度產生分化的結果。

3) 因為沖蝕顆粒太小，沖蝕區域熱作用不明顯，不足以引起金屬材料的相變，所以，沖蝕前后試樣的金相組織無明顯變化，不妨礙葉輪的再制造修復工藝。

4) 沖蝕表面殘余應力的形成是顆粒沖擊的塑性凸出、擠光效應及噴丸效應共同作用的結果。沖蝕改變了試樣表面原有的應力狀態，在12°，24°和60°角度沖擊下，微切削、犁削的塑性凸出效應較明顯，故在沖蝕表面形成殘余拉應力。在90°沖擊下，噴丸強化效應占據主導，故表面形成殘余壓應力。

5) 沖蝕條紋和殘余應力是葉輪再制造必須考慮的問題。在12°沖擊角度下，沖蝕表面形貌較好，但會帶來殘余拉應力；在24°和60°沖擊表面粗糙度趨于劣化，再加上沖蝕條紋、殘余拉應力的出現，是對葉輪危害最大的沖擊角度；在90°沖擊下，表面形貌穩定，在表面形成殘余壓應力，對葉輪危害較小。

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(編輯 劉錦偉)

Erosion variation law of impeller’s material FV520B used in centrifugal compressor

WANG Guangcun, LI Jianfeng, JIA Xiujie, XU Wenhan

(School of Mechanical Engineering & Key Laboratory of High Efficiency and Clean Mechanical Manufacture,Ministry of Education, Shandong University, Jinan 250061, China)

To study the erosion variation law of impeller’s material FV520B used in centrifugal compressor, incremental erosion tests were carried out on the high-speed erosion experimental system by simulating the impeller’s actual working conditions. The erosion behaviors, surface morphology, metallurgical structure and residual stress were studied systematically. The results show that the transition and stable period of erosion exist at different impact angles. At the impact angles of 24° and 90°, the erosion rate increases first, and then decreases, and finally becomes stable. But at the impact angles of 12° and 60°, the erosion rate gradually reduces during the transition period, and then to be stable. As the erosion proceeds, the surface roughness value gradually decreases at the impact angle of 12°, and it remains stable at the impact angle of 90°. At the impact angles of 24° and 60°, the surface roughness first decreases and then increases, and the lateral erosion stripes are observed after the excessive erosion. The subsurface metallurgical structure of eroded sample remains sorbite, which is unchanged, but the surface stress state of the sample has undergone great changes, and erosion with the impact angles of 12°, 24°, 60° leads to residual tensile stress on the surface, while impact at 90° leads to compressive stress.

erosion variation law; erosion rate; surface morphology; residual stress; impellers of centrifugal compressor; FV520B

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.009

TB31；TH452

A

1672?7207(2016)06?1878?10

2015?06?23；

2015?08?19

國家重點基礎研究發展規劃(973計劃)項目(2011CB013401)(Project(2011CB013401) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China)

李劍峰，教授，博士生導師，從事機械加工工藝、綠色設計制造與再制造技術研究；E-mail：ljf@sdu.edu.cn