超聲振動常溫/中溫滾壓鈦合金應力場分析

王嘉鈿 張常勝 蘇 豪 沈學會 蘇國勝

(齊魯工業大學機械與汽車工程學院，山東 濟南250353)

鈦及鈦合金作為高強度、耐腐蝕的輕質材料廣泛應用于化工、船舶、航空航天等領域。其中，TC11鈦合金更是因其良好的熱強性和較高的室溫強度用于制造航空發動機壓縮機盤、葉片、鼓筒等零件[1-2]。航空發動機零部件承受循環應力和周期性振動，疲勞斷裂是主要失效形式，而在疲勞失效案例中，80%是由于零部件表面完整性差引發[3]。疲勞裂紋起始于材料表面微觀缺陷，比如切削加工刀痕、硬物劃傷、腐蝕等，同時 TC11鈦合金材料對表面缺陷更具有高度敏感性[4]。

通過機械強化工藝在材料表面和近表面引入殘余壓應力層可以抑制和減少疲勞裂紋萌生和擴展[5-8]。超聲振動滾壓表面強化技術是傳統靜力滾壓工藝的發展，將靜壓力與高頻機械沖擊耦合作用于材料表面，迫使表面和近表面材料發生劇烈彈塑性變形，在材料近表面形成一定深度的強化改性層。已有大量研究表明，超聲滾壓比傳統滾壓具有更好的工藝效果，可有效降低達到一定塑性變形量需要的靜壓力。Bozdana等對Ti-6Al-4V合金進行超聲深冷滾壓發現在靜載荷為380 N時可獲得488 HV的顯微硬度，而通過常規深冷滾壓工藝處理獲得相同級別硬度則需要1 364 N的靜載荷[9]。另外，與噴丸和激光沖擊強化技術相比，超聲振動滾壓更容易實現振動頭沖擊強度和密度的精準控制，保證了工藝的可重復性[10]。

然而，盡管超聲振動滾壓的有效性已經被工程實踐證明，但其工藝效果在很大程度上受制于被處理材料本身的特點。對于高強度合金材料，由于較高硬度和相對較低的延展性，在超聲滾壓中很容易因嚴重的塑性變形導致過度硬化[11]，反而加速了裂紋萌生。基于對金屬材料在高溫條件下往往具有更好的加工塑性這一理論的思考，提出超聲振動溫滾壓工藝，即在300 ℃條件下對材料進行超聲振動滾壓處理，完成后繼續保溫一段時間。同時，為了深入分析改性層深度方向殘余應力和瞬態應力場的動態分布，采用有限元分析和實驗研究相結合的方法，對常溫/中溫條件下超聲振動滾壓強化鈦合金材料的應力應變場展開了系統分析。

1 實驗裝置與方法

超聲滾壓實驗在數控車床上完成，滾壓刀具可直接裝夾于機床刀架，試樣為直徑25 mm的鈦合金棒料。圖1為加工原理圖。超聲振動滾壓裝置包括3部分：滾壓刀具、電子控制系統和潤滑系統。電子控制系統產生超聲頻交流電信號，并保證加工過程中振動輸出穩定可靠。潤滑系統為液壓驅動，用于加工過程少量潤滑以防止滾壓頭和材料黏著。滾壓刀具從內向外分為3層：超聲振子、套筒和外殼。超聲振子將超聲頻交流電信號轉化為同頻率機械振動，然后通過變幅桿放大振幅，并傳遞給滾壓頭。實驗用滾壓頭為圓弧面輥柱，材料為硬度92 HRC硬質合金，可沿固定回轉軸線自由轉動。

滾壓溫度設定為300 ℃。加熱方式為電阻絲加熱，使用紅外溫度計(FlirA315)實時監控試樣表面溫度，確保加工過程溫度波動不超過± 10℃。超聲振動滾壓工藝參數列于表1,TC11鈦合金化學成分列于表2。

表1 強化工藝參數

試樣滾壓后進行輕微拋光以去除氧化膜，并在丙酮溶液中進行超聲清洗。采用Xstress 300應力分析儀測量工件表面殘余應力值，每個試樣選取10個測量點多次測量，取均值作為測量值。

表2 TC11鈦合金化學成分 (%)

2 有限元模型

2.1 幾何模型即網格劃分

從試樣上提取6 mm×6 mm×6 mm的長方體(忽略其上表面曲率)，作為有限元分析幾何模型。如圖2所示，AB為滾壓路徑。有限元模型前表面設定為對稱約束表面，即中心面，以便于觀察材料內部瞬時應力分布。鑒于滾壓頭材料的硬度遠大于試樣材料，定義為解析剛體。室溫下超聲振動滾壓分析包含3個計算解析步驟：加載、滾壓和卸載。這3個分析步驟均使用動力顯式分析算法完成。超聲振動溫滾壓分析包括6個計算分析步驟：加熱、加載、滾壓、卸載、保溫和冷卻。其中，前5個分析步驟均執行動力顯式分析算法，冷卻過程通過熱力耦合算法完成，以準確模擬滾壓過程及后續保溫及冷卻過程中材料殘余應力變化。

模型采用帶沙漏控制的八節點線性減縮積分單元(C3D8R)劃分網格單元。為兼顧計算效率采用由細化區逐漸向邊界過渡為粗網格的劃分策略，整個模型總單元數為143 565個，其中細化區域單元數為25 500個。為避免應力波邊界反射對模擬結果的影響，在模型表層包覆一層半無限單元格，如圖2所示。

2.2 材料模型

超聲振動輔助滾壓強化處理過程伴隨著劇烈彈塑性應變，屈服強度、硬度等機械性能隨之發生變化，因此選擇可同時描述應變硬化和溫度軟化影響屈服強度的John-Cook材料本構模型，其方程式為：

表3 材料相關力學性能參數

3 結果與討論

圖3比較了超聲振動滾壓和超聲振動溫滾壓條件下得到的實驗與仿真結果。仿真數據與實驗數據差異在合理范圍內。隨著靜壓力的增加，試樣表面殘余應力總體呈現增大趨勢，這與李剛等報道的超聲波表面軋制Ti-6Al-4V合金所得結論一致[12]。圖4分別顯示了超聲振動滾壓與超聲振動溫滾壓條件下仿真完成后，材料內部最終的應力分布。如圖4a所示，僅在靜載荷作用下的傳統滾壓，應力作用范圍在表面層極淺處，約0.4 mm。圖4b所示為常溫下超聲振動滾壓應力云圖分布。對比發現，在超聲頻振動激勵下應力在材料內部的傳播模式發生了根本性變化，應力傳播深度擴展至整個模型高度大約6 mm，應力層厚度為1.5 mm，約為傳統滾壓的4倍。圖4c顯示了中溫超聲振動滾壓條件下的應力分布云圖。與圖4b對比可見，應力傳播范圍在深度和寬度方向上均明顯增加，幾乎覆蓋了整個模型區域。根據金屬材料“溫塑性”，在一定溫度條件下，金屬材料具有更好的流動性和更低的變形抗力，因此可以發生更強的塑性變形，促使了超聲條件下振動應力的長距離振蕩傳播。

圖5a1～d1顯示了超聲振動滾壓第一個振動周期中4個瞬時應力分布結果。超聲強化處理過程中，由于很高的沖擊頻率，材料已發生彈性無法及時恢復，隨著后續動態沖擊累積，形成應力向材料內部深處傳播，最終形成動態應力波。由此可以分析，超聲振動滾壓引入應力層厚度相對于傳統滾壓顯著增加的原因：一是超聲振動疊加于靜載荷，使滾壓頭與被處理材料表面接觸面積增大；二是超聲振動激勵從根本上改變了材料內部應力傳播方式，導致應力波在材料內部形成與傳播，表現為聲塑性。

圖5a2～d2顯示了超聲振動溫滾壓中應力波的形成和傳播。對比不難看出，在中溫條件下，由于鈦合金材料塑性增加，變形抗力減小，單次沖擊影響深度增加，在后續高頻動態沖擊作用下應力累積更快更顯著，促進了動態應力波的更快速形成和更廣泛傳播。不難總結分析，超聲溫滾壓條件下，材料在溫塑性和聲塑性的共同作用下，更容易發生塑性變形，可以進一步減小達到所需塑性變形量所需要的靜壓力，或者說在相同的靜壓力和振動參數下，形成更深的壓應力層，產生更佳的工藝效果。

圖6顯示常溫超聲滾壓和中溫超聲滾壓在仿真完成最終時刻的殘余應力S22應力分布云圖。圖7顯示了在超聲振動滾壓和超聲振動溫滾壓兩種條件下深度方向殘余應力的變化。圖7中可見，中溫超聲振動滾壓試樣的最大殘余壓應力值明顯小于超聲振動滾壓處理試樣。分析原因在于：中溫條件下，材料變形抗力減小。同時，加工后保溫過程中存在部分應力釋放。然而，最大殘余壓應力的降低并不意味著超聲振動溫滾壓工藝引入殘余壓應力效果差。仔細觀察圖7發現，超聲振動溫滾壓試樣的殘余壓應力層厚度大約為750 μm，大約是常溫超聲振動滾壓試樣的1.5倍。此外，材料內部必然有拉應力以平衡表面殘余壓應力。綜合對比圖6和圖7，常溫超聲振動滾壓試樣材料內部拉應力集中于近表面殘余壓應力層下方，而超聲振動溫滾壓試樣中內部殘余拉應力向材料內部遷移并均布分散，可以改善殘余拉應力對零部件可能造成的不利影響。

圖8顯示了分別經常溫超聲振動輔助滾壓和超聲振動輔助溫滾壓處理樣品的等效塑性應變(PEEQ)隨深度的變化。如圖所示，超聲振動輔助溫滾壓滾壓處理試樣的等效塑性應變遠大于常溫超聲振動輔助滾壓，這意味著更嚴重的塑性變形。這種情況下，與常溫超聲振動輔助滾壓相比，超聲振動輔助溫滾壓工藝需要較小的靜載荷或者較少的滾壓道次就可獲得所需的彈塑性應變，這對薄壁工程零件/構件的強化處理具有特殊意義。

4 結語

使用自行研發制造的一套輥子頭超聲振動輔助滾壓設備。在對TC11鈦合金進行強化過程中，提出并研究了一種新的表面強化工藝。采用實驗與有限元分析相結合的方法對常溫超聲振動輔助滾壓和超聲振動輔助溫滾壓兩種工藝引入的殘余應力進行對比研究。主要發現如下：

(1)常溫超聲振動輔助滾壓和超聲振動輔助溫滾壓兩種工藝強化工件表面殘余應力的有限元分析結果與實驗結果一致性良好。

(2)瞬態應力分析表明：在超聲振動輔助滾壓過程中，超聲頻機械振動改變了應力傳播方式，導致應力波在材料內部形成與傳播，即超聲振動對材料的聲塑性效應；而超聲振動輔助溫滾壓過程中的高溫塑性可以極大的促進應力波形成和長距離傳播，即導致超聲振動對材料的聲塑性效應增強。

(3)雖然超聲振動輔助溫滾壓引入試樣中最大殘余應力最大值小于常溫超聲振動輔助滾壓處理試樣，但其強化層厚度遠大于超聲振動輔助滾壓試樣，約增加1.5倍(從300 μm增加到750 μm)。另外，相對于常溫超聲振動輔助滾壓所處理樣品，經超聲振動輔助溫滾壓處理樣品，其內部殘余拉應力向模型更深處遷移分散，這有助于減少殘余拉應力對零件應用造成的不利影響。

(4)相同靜載荷下，相對于常溫的超聲振動輔助滾壓，超聲振動輔助溫滾壓將引入更嚴重的塑性變形，對薄壁類工程零件/構件強化處理具有重要意義。