微粒子噴丸高速動車組車軸鋼疲勞性能的影響因素研究

朱守東，張繼旺，盧琪，張浩楠

（西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，成都 610031）

隨著我國高速鐵路的發展，動車組車軸承受著更加復雜的疲勞載荷，這對車軸的安全性和可靠性提出了新的挑戰。為了提高車軸鋼的疲勞性能，表面強化處理使用得較為廣泛，各種表面處理工藝后的材料的疲勞性能也備受關注。Regazzi 等人[1]研究了滾壓EA4T 車軸鋼的表面改性及其疲勞行為。Li 等人[2]研究了不同工藝的噴丸處理對E4AT 車軸鋼疲勞性能的影響。噴丸是一種廣泛應用于機械和航空領域的表面處理方式，它具有高效、便利和經濟等優點。噴丸使用高壓氣流將金屬丸粒噴擊至試樣或結構的表面，在材料表面引入塑性變形層，該塑性變形層的深度受噴丸強度、噴丸覆蓋率、丸粒材質和尺寸以及被噴試件的材料屬性等影響。傳統噴丸在低碳鋼表面引入的塑性變形層厚為400～800 μm[3]。丸粒直徑為0.02～0.2 mm 的微粒子噴丸能夠有效控制噴丸引入的表面粗糙度[4]，能滿足部分對表面粗糙度要求高的結構。該工藝在低碳鋼表面引入深度約100 μm 的殘余應力層和表面硬化層[5]，且其表面粗糙度較傳統噴丸顯著降低。微粒子噴丸在保證試樣表面具有較低的表面粗糙度外，能夠顯著提高材料的疲勞強度[2]。為進一步提高EA4T 車軸鋼的疲勞性能，微粒子噴丸是一種可行的表面強化處理方式。

進一步研究噴丸強化影響因素及其評估方法，將對噴丸試樣強度評估及壽命預測提供一定參考。為了研究殘余應力和表面塑性變形層在不同初始條件下對材料疲勞強度的影響，本研究在微粒子噴丸后，使用不同溫度回火處理的方法來改變試樣表面的殘余應力和表面組織硬化、細化參數。噴丸殘余應力的降低或去除，通常有熱處理和機械處理兩種方法。單次或循環的機械加載能去除部分或者全部的噴丸殘余壓應力，但可能會造成表面微裂紋或疲勞損傷。噴丸試樣在特定溫度的熱處理作用下，試樣表面的殘余應力在前期發生了快速松弛，而后殘余應力逐漸保持穩定，穩定的殘余應力值與熱處理溫度有關[6-8]。回火處理對噴丸試樣表面的組織和晶粒尺寸也有一定的影響。Fu 等人[7]采用X 射線衍射的方法定量研究了回火熱處理后噴丸試樣表面的晶粒和組織變化情況，其結果表明，隨著溫度的升高，試樣表面的晶粒尺寸逐漸回復增大。由于噴丸試樣表面殘余應力的松弛和表面硬化、細化組織回復等原因，噴丸后的熱處理一般會使得疲勞強度降低。

一般認為，噴丸強化因素主要有表層引入的殘余壓應力和組織結構強化層（包括表層組織硬化、晶粒細化、位錯密度提高）。噴丸引入的殘余應力、組織結構強化層以及表面粗糙度一直是眾多研究者關注的焦點[9-11]。噴丸在試樣表面引入的殘余壓應力在疲勞載荷作用下會發生松弛，其松弛過程通常可以分為兩個階段，即快速松弛階段和循環松弛階段。半高寬（Full Width at Half Maximum，FWHM）是X 射線衍射峰峰高一半處的峰寬，該參數與硬度和組織細化有關[12-13]。采用噴丸前后半高寬的比值來評估噴丸表面組織細化和硬化對疲勞強度影響的方法被一些學者所采用[14]。噴丸在試樣表面引入上述強化因子的同時，增加了材料表面的粗糙度。研究發現，高強度噴丸可能在試樣表面引入微裂紋[15]。噴丸引起的表面粗糙度增加，使得表面局部應力集中加劇[16]，試樣更容易從表面發生破壞。噴丸引入的殘余應力和組織結構強化層相互影響，且在疲勞載荷中發生變化，噴丸對疲勞強度的影響因子的定量化評估鮮有報道。

本文研究了微粒子噴丸以及噴丸后兩種回火工藝下EA4T 車軸鋼的表面性能和疲勞強度，對微粒子噴丸試樣和未處理試樣的粗糙度和表面形貌進行了測試，分析了不同工藝下材料表面的殘余應力，確定了不同工藝下材料表面一定衍射范圍內的X 射線衍射峰以及半高寬值。測試了回火工藝試樣表面深度方向的微觀硬度，確定了各表面狀態影響下試樣的疲勞性能。根據試驗結果，評估了微粒子噴丸影響因素對EA4T 車軸鋼疲勞性能的影響。

1 試驗

1.1 材料和表面處理

本研究使用的材料為EA4T 車軸鋼，是一種歐洲標準的車軸鋼，其化學成分和力學性能分別見表1 和表2[2]。疲勞試樣的形狀和規格如圖1 所示，未處理（Unpeening，UP）試樣表面在機械拋光后進行了電解拋光，來降低機械加工引起的表面硬化和粗糙度。微粒子噴丸（Micro Shot Peening，MSP）試樣是在UP 試樣中間圓弧段表面采用直徑為50 μm 的高速工具鋼丸粒進行噴丸，其噴丸強度是0.25 mmN，噴丸時間為20 s（覆蓋率大于100%）。對MSP 試樣進行550 ℃保溫4 h（High Temperature Tempering，HTT）和250 ℃保溫2 h（Low Temperature Tempering，LTT）的回火處理。回火處理采用真空管式電熱爐，為避免試樣在加熱過程中發生氧化，加熱過程中，采用真空泵將管中抽成真空后，持續不斷地通入惰性氣體（氬氣），同時試樣在加熱過程中被埋入石墨粉中。

表1 EA4T 的化學成分[2]Tab.1 Chemical composition of the EA4T steel[2]wt%

表2 EA4T 的力學性能[2]Tab.2 Mechanical properties of the EA4T steel[2]

圖1 試樣的形狀與規格（單位：mm）Fig.1 Specimen shape and dimensions (unit: mm)

1.2 表面性能測試

使用Olympus OLS4100 激光共聚焦顯微鏡測量噴丸處理前后試樣的粗糙度和表面三維形貌，測量過程中采用12 mm 的基準長度，每個粗糙度的數據采用3 組數據的平均值。采用Pulstec μ-X360n X 射線殘余應力分析儀測量表面和深度方向的殘余應力和疲勞過程中的FWHM，使用Cr-Kα 輻射，光斑直徑為2 mm，管電壓和電流分別為30 kV 和1.0 mA，衍射角為156°，衍射晶面為{211}，衍射線入射角為35°。為準確獲得試樣表面深度方向的殘余應力數據，試驗中使用電解液腐蝕噴丸試樣表面，用Olympus OLS 4100 激光共聚焦顯微鏡掃描腐蝕坑。根據腐蝕坑的三維形貌測量腐蝕坑深度，腐蝕坑深度取3 次測量結果的平均值，在同一深度下殘余應力值取3 個點的平均值。使用PANalytical Empyrean XRD 分析儀對試樣表面進行X 射線衍射分析，采用Cu-Kα 靶材，電壓為40 kV，電流為40 mA，測量角度為30°～130°。為了獲得微粒子噴丸試樣在深度方向的硬度分布，采用HVS-1000Z 型自動轉塔數顯顯微硬度計進行硬度測試，加載載荷為0.245 N，保荷10 s，取3 個數據點的平均值。

1.3 疲勞試驗和斷口觀察

疲勞試驗在PQ-6 四點彎曲疲勞試驗機上進行，其應力比R=–1。疲勞試驗終止條件為試樣完全斷裂或疲勞加載周次達到107周次。試樣斷裂后，使用 JSM-6610LV 掃描電鏡對試樣的斷口進行觀察分析。

2 結果與分析

2.1 粗糙度和表面形貌

UP 試樣和MSP 試樣表面的粗糙度見表3，其中Ra為輪廓算數平均偏差，Rz為微觀不平度十點高度，Rmax輪廓最大高度。結果表明，微粒子噴丸使得試樣表面的粗糙度Ra增加了2.44 μm，相比于未噴丸試樣，其粗糙度增大。UP 和MSP 試樣表面的三維形貌如圖2 所示。UP 試樣表面較為光滑，微粒子噴丸試樣表面存在大量由噴丸引起的凹坑。回火處理試樣表面粗糙度和三維形貌與MSP 試樣相同。

圖2 UP 和MSP 試樣的表面三維形貌Fig.2 Surface morphology of UP and MSP specimens

表3 UP 和MSP 試樣表面粗糙度Tab.3 The surface roughness of the UP and MSP specimens μm

2.2 表面殘余應力分布

UP、MSP、LTT 以及HTT 試樣表面深度方向的殘余應力分布如圖3 所示。微粒子噴丸在EA4T 車軸鋼表面引入了深度大約為100 μm 的殘余應力層，其表面殘余應力為–423 MPa，在深度為10 μm 左右達到最大值，約為–502 MPa。550 ℃保溫4 h 回火處理試樣表面的殘余應力得到了很大程度的松弛，約為–35 MPa，殘余應力最大值位于表面以下約60 μm，為–201 MPa。250 ℃保溫2 h 的回火工藝使得微粒子噴丸試樣表層殘余應力發生了一定程度的松弛，試樣表面殘余應力降至–375 MPa，LTT 試樣殘余應力分布曲線與MSP 試樣相似，但殘余應力層變淺。

圖3 殘余應力分布曲線Fig.3 Residual stress distribution profiles

2.3 XRD 結果與微觀組織觀察

UP、MSP、HTT 以及LTT 試樣表面的X 射線衍射峰結果如圖4 所示。結果表明，相比于UP 試樣，MSP 試樣的衍射峰顯著變寬、變低。兩種回火工藝都不同程度地使得衍射峰峰寬變窄，峰高變高，且溫度越高，變化越明顯。半高寬通常可以用來表征材料的組織細化程度[12-13]。表4 中的FWHM110是在衍射角為44.6°的{110}晶面所對應的衍射峰計算所得。不同表面處理方式下的試樣表面晶粒尺寸可以通過謝樂公式[13]進行評估，見式(1)。

式中：K為常數0.89；λ為X 射線波長；β為半高寬FWHM110；θ為衍射角。由表4 可知，微粒子噴丸使得試樣表面的晶粒得到細化，兩種回火工藝都使得試樣表面晶粒得到不同程度的回復。

表4 不同處理試樣表面FWHM110 值與晶粒計算Tab.4 F WHM110 values and crystallite si ze of differ ent treatments

微粒子噴丸試樣和未噴丸試樣表面的金相圖如圖5 所示。可以看出，UP 試樣表面組織與內部相似，試樣表面沒有明顯的塑性變形和組織細化。MSP 試樣表面組織發生了顯著的塑性變形，在表面以下20～30 μm 內，組織有明顯的細化。

圖5 表面金相Fig.5 Surface metallography

2.4 表面硬度觀察

MSP、HTT 與LTT 試樣在深度方向的硬度分布如圖6 所示。UP 試樣的表面硬度為248HV。微粒子噴丸使得EA4T 車軸鋼表面發生了加工硬化，形成了深度約為90 μm 的硬化層，表面的硬度為458HV。HTT 與LTT 試樣表面的硬度分別降低至320HV 與366HV，表面硬化層深度沒有發生明顯的改變。

圖6 深度方向的微觀硬度分布Fig.6 Micro-hardness distribution profiles in depth direction

2.5 疲勞試驗結果

疲勞試驗結果如圖7 所示。S-N曲線采用最小二乘法進行線性擬合，試驗中試樣的疲勞極限定義為107不發生失效的最高應力水平。UP 試樣的疲勞極限為365 MPa，微粒子噴丸使得試樣的疲勞極限提高到470 MPa，兩種回火工藝使得試樣的表面特性發生了改變，HTT 與LTT 試樣的疲勞極限由MSP 的470 MPa分別降至430 MPa 與450 MPa。可以看出，微粒子噴丸在高周疲勞壽命階段，疲勞壽命得到了顯著提高，但在應力水平高于520 MPa 的低周疲勞階段，微粒子噴丸對試樣疲勞性能的提高并不顯著。就噴丸對材料疲勞強度提高的機理來看，噴丸引入的含有殘余應力的表面塑性變形層對疲勞裂紋的擴展主要在裂紋的萌生和早期的擴展階段，在長裂紋階段的抑制效果并不明顯。在高應力載荷作用下，微裂紋比較容易萌生和擴展，因此材料本身的強度和性質對壽命的影響更大。此外，噴丸在材料表面引入的殘余應力在疲勞載荷的作用下發生松弛，且存在快速松弛階段[17]，該階段的松弛程度隨著載荷的增加而增加。因此，在高載荷作用下，疲勞裂紋更容易成核，并穿過強化層，噴丸表面處理對材料疲勞性能的影響減弱。

圖7 S-N 曲線Fig.7 S-N curves

2.6 殘余應力與FWHM 松弛

在490 MPa 應力水平下，MSP 和LTT 試樣表面的殘余應力松弛曲線如圖8 所示。結果表明，490 MPa應力水平下，微粒子噴丸試樣在疲勞加載的過程中，90%以上的壽命對應的表面殘余應力基本處于穩定狀態，MSP 試樣表面殘余壓應力為240～275 MPa。低溫回火試樣表面殘余應力的松弛情況與MSP 試樣具有相同的規律。從疲勞裂紋擴展規律來看，疲勞裂紋需要一定的循環次數才會萌生和進行初期的擴展。因此，前10 周次疲勞加載過程中高的殘余應力對裂紋的抑制作用并不顯著，在裂紋的萌生和擴展階段，其試樣表面的殘余應力已經趨于穩定。在疲勞載荷下，試樣表面的FWHM 會逐漸趨于穩定[18]。出現疲勞極限的試樣表面的殘余應力和FWHM 數據見表5。

圖8 殘余應力松弛Fig.8 Residual stress relaxation

表5 出現疲勞極限試樣表面的殘余應力和FWHM（{211}晶面）Tab.5 Surf ace r esidual st ress and FWH M ({21 1} di ffraction crystal plane) of the specimen with fatigue limit

2.7 斷口觀察

試樣斷口形貌如圖9 和圖10 所示。由圖9 可知，斷口形貌可分為3 個區域：裂紋萌生區（Region1）、裂紋穩定擴展區（Region 2）以及瞬斷區（Region 3）。其中，裂紋萌生區和裂紋穩定擴展區的斷口表面較為平整，瞬斷區表面凹凸不平，有明顯的瞬斷和撕裂痕跡。觀察回火試樣斷口，都與圖9 中的MSP 試樣具有相同的斷裂機制。UP 試樣、MSP 試樣、HTT 試樣和LTT 試樣的裂紋萌生區掃描電鏡圖如圖10 所示，所有試樣的疲勞裂紋都從試樣表面萌生，裂紋萌生主要由疲勞載荷作用和應力集中（較高的表面粗糙度引起）作用下發生的塑性滑移引起。回火工藝降低了噴丸強化作用，而沒有改變表面粗糙度，疲勞裂紋更容易從表面萌生。

圖9 疲勞試樣斷裂面（MSP，σa=490 MPa，Nf=3.49×105 cycles）Fig.9 Fracture surface of fatigue specimen (MSP, σa=490 MPa, Nf=3.49×105 cycles)

圖10 疲勞裂紋萌生處斷口觀察Fig.10 Fracture surface observation of the initial crack region

3 討論

疲勞試驗結果表明，微粒子噴丸使得EA4T 車軸鋼表面粗糙度增加，表面存在殘余壓應力層和組織結構強化層。微粒子噴丸能夠顯著提高EA4T 車軸鋼的疲勞性能，疲勞極限從365 MPa 提高到470 MPa。在高周疲勞階段，噴丸強化效果最為顯著。一般認為噴丸引入的殘余應力和表面硬度較高的組織細化層是引起疲勞強度提高的兩個主要因素[19-20]，表面粗糙度的增加則對疲勞強度的提高不利[21]。兩種回火工藝改變了微粒子噴丸試樣的表面殘余應力和組織結構強化層，因此其疲勞性能發生改變。結合實驗結果，下文就微粒子噴丸殘余應力、組織結構強化以及粗糙度對EA4T 車軸鋼疲勞強度的影響進行討論。MSP 試樣的疲勞強度σMSP與UP 試樣的疲勞極限σUP存在的對應關系見式(2)[22]：

式中：Kr為殘余壓應力影響因子；Kcw為表面組織結構強化影響因子；Cs為表面粗糙度影響因子。

將噴丸試樣表面殘余壓應力視為一種平均應力，并對疲勞強度進行評估是一種常用的評估方法[22-23]。噴丸引入的殘余應力在快速松弛階段后，繼續緩慢地松弛。在噴丸試樣絕大部分壽命內，表面殘余應力相對穩定，且本試驗中所有試樣都從表面萌生裂紋，即在裂紋的萌生和擴展過程中，殘余壓應力相對穩定。因此，可以采用快速松弛階段后較為穩定的殘余應力作為平均應力，并對微粒子噴丸試樣的疲勞強度進行評估。通常可以使用Goodman 方法和Gerber 方法[24]對由平均應力σm改變而引起的材料疲勞強度的變化進行評估。同時考慮到噴丸后試樣表面的硬度提高，表面材料的力學性能發生變化，Arakawa 等[25]在研究中對使用噴丸前后硬度的比值對Goodman 方程進行修正，修正的Goodman 方程為：

式中：σuts為材料的拉伸強度；σ–1為應力比R=–1時的疲勞極限；σm為平均應力；iHV為噴丸前后硬度的比值。

此外，Avilés 等[22]就噴丸和低塑性拋光的34CrNiMo6 合金鋼使用Dietmann[26]方法進行了強度評估，其評估結果合理。Dietmann 方程為：

基于EA4T 車軸鋼的Goodman 曲線，得到修正的Goodman 曲線以及Dietmann 曲線如圖11 所示。修正的Goodman 曲線考慮了噴丸強化對材料表面硬度的提高，但該方法仍然是一種線性模型，存在一定的局限性。隨著負平均應力的持續增加，負平均應力對疲勞強度的提高效應會逐漸減小，疲勞強度增長速率變小[26]，而線性模型認為疲勞強度增長速率不變，與實驗規律不符。由圖11 可以看出，在平均應力為0～ –500 MPa 時，修正的Goodman 曲線與Dietmann曲線較為接近，但Dietmann 曲線更加符合實驗規律。本文采用Dietmann 方法對疲勞強度進行評估，將噴丸試樣疲勞極限處的表面殘余應力視為一種平均應力，即可以定義殘余應力影響因子為：

圖11 Haigh 圖Fig.11 Haigh diagram

殘余應力影響因子評估結果見表6，σ為實驗疲勞極限，σf為評估疲勞極限，e為評估偏差。評估中，由于HTT 試樣表面殘余應力為–32 MPa，但在深度約為60 μm 處，殘余應力為–201 MPa，且在深度方向，殘余應力仍有較大保有量。因此，為準確評估HTT試樣表面殘余應力對壽命的影響，本文采用HTT 試樣殘余應力最大值對Kr進行評估。

表6 回火處理試樣疲勞極限評估驗證Tab.6 eval uation a nd verifi cation of fa tigue limit of tempered specimens

為定量評估粗糙度對疲勞強度的影響，Buch[27]提出粗糙度對疲勞強度的影響因子Cs與疲勞極限存在式（7）的關系。

式中：σds為給定表面狀態下的疲勞極限；σd為表面經過精拋光處理的疲勞極限。同時，Cs與Rz存在對應關系，隨著Rz增大，Cs呈現非線性下降。基于上述方法和大量的試驗數據，由粗糙度Rz來查詢粗糙度對疲勞強度的影響因子的方法被一些研究者使用和驗證[14]。因此，結合本試驗結果查表可得，MSP 試樣的粗糙度系數Cs約為0.9[27]。

微粒子噴丸使得試樣表面晶粒細化，噴丸影響層硬度提高，而兩種回火工藝在不同程度上使得噴丸表面的細化組織和硬度都有一定程度的回復。表面組織結構強化層將阻礙裂紋的萌生和擴展，提高疲勞強度。但是，噴丸試樣表面組織結構強化層與疲勞強度之間的定量化評估存在很多困難，目前沒有較為完善的評估方法。作為一種經驗方法，用噴丸試樣表面半高寬對組織結構強化層的疲勞強化作用進行評估是一種可行的方案。一般認為，半高寬是一項與表面組織細化和表面硬化相關的參數。一些試驗結果也表明，不同表面改性試樣表面的硬度和半高寬具有相同的變化規律[6]。Bagherifard 和Guagliano[14]使用噴丸前后半高寬的比值來評估噴丸引入的表面硬化和組織細化對疲勞強度的影響，結果表明，該方法有一定的合理性。然而，微粒子噴丸EA4T 車軸鋼試樣表面半高寬，在疲勞載荷加載過程中會隨著載荷次數的增加而松弛減小，即表面硬度可能隨著疲勞載荷而改變。因此，本研究擬采用MSP 試樣在疲勞極限處相對穩定的半高寬值對Kcw進行評估。同時，噴丸與未噴丸試樣半高寬的比值表征的是試樣表面特性的改變，該比值能影響疲勞強度，但直接作為強化因子進行強度評估計算并不準確。因此，為更合理地評估噴丸試樣表面組織結構強化層對疲勞性能的影響，本文首先通過式（2）、（6）、Cs=0.9 以及噴丸前后試樣的疲勞極限對Kcw,MSP進行計算，見式(8)，計算出Kcw,MSP為1.238，然后，利用兩種回火處理工藝試樣和機械加載下MSP 試樣強度的評估結果對評估方法進行驗證。

回火試樣組織結構強化層因子的變化，實質上是在微粒子噴丸試樣表面硬化和細化層基礎上發生回復造成的。因此，將微粒子噴丸組織結構強化的有效疲勞強度增益按半高寬變化量的比值進行評估，即可認為回火處理的試樣組織結構強化因子Kcw,t與微粒子噴丸試樣組織結構強化因子Kcw,MSP存在如式(9)的關系式。

式中：FWHMUP、FWHMMSP、FWHMt分別為UP、MSP 和回火試樣在疲勞極限處試樣表面半高寬值。根據式(9)可計算得到回火處理后試樣表面的組織強化因子，結果見表6。可根據式(10)對回火處理試樣的疲勞極限進行評估。

從評估的結果來看，HTT 與LTT 試樣的評估強度與實驗結果偏差較小。Kcw,MSP取1.238 時，采用回火處理試樣Kcw的計算方法預測HTT 和LTT 試樣的疲勞極限較為準確，上述評估方法合理。為進一步驗證上述評估方法的合理性，使用上述方法對微粒子噴丸試樣在機械加載下的強度進行評估驗證。

在噴丸試樣和UP 試樣的S-N曲線中，同一壽命下兩種試樣疲勞強度的差異可以視為在該特定應力水平下噴丸殘余應力、組織結構強化層、粗糙度的綜合作用結果。而在某一特定應力水平下，噴丸試樣較為穩定的表面性能可以視為循環機械加載作用的結果。如圖12 所示，同一壽命下，微粒子噴丸試樣強度為σMSP，而UP 試樣的強度為σf,UP，假定微粒子噴丸試樣表面強度影響因素為Kr、Kcw、Cs，則可以利用式(10)對與UP 試樣具有相同壽命的微粒子噴丸試樣強度σf進行評估。將評估的噴丸試樣強度σf與實驗值σMSP進行比較，即可進一步驗證本研究提出的噴丸強化因子的評估方法。Li等[2]使用噴丸壓力為0.4 MPa、噴丸時間為30 s 的微粒子噴丸工藝對EA4T 車軸鋼進行噴丸處理，并展開了詳細的實驗研究。根據上述評估方法，結合微粒子噴丸試樣的殘余應力松弛與疲勞實驗結果，對微粒子噴丸試樣的疲勞強度進行評估，其評估結果見表7。

圖12 機械加載疲勞強度評估Fig.12 Schematic diagram of mechanical loading fatigue strength evaluation

表7 機械加載下噴丸強度驗證Tab.7 Shot peening strength verification under mechanical loading

由表7 的評估結果可知，在490 MPa 與500 MPa應力水平下，評估結果較為準確，540 MPa 下的評估結果偏差較大。其主要原因是，載荷水平較高時，整個壽命階段的殘余應力和半高寬松弛較快，不穩定，因此評估方法的假設不成立；由于粗糙度參數Cs的取值為疲勞極限處的比值，在載荷水平遠大于疲勞極限時，粗糙度對疲勞強度的影響已經發生較大變化，仍將Cs作為常值并不合理。

通過評估回火處理試樣的疲勞極限以及機械加載下噴丸試樣的疲勞強度，對微粒子噴丸強化因子評估的方法進行了驗證，驗證結果與實驗結果的誤差較小。因此，微粒子噴丸在EA4T 車軸鋼試樣表面引入的殘余應力和組織結構強化層對疲勞強度的提高分別約為16%和23.8%，而表面粗糙度增大則使疲勞強度降低約10%。

4 結論

1）微粒子噴丸在EA4T 車軸鋼表面引入了殘余應力層和表面組織硬化、細化層，微粒子噴丸試樣的疲勞極限為470 MPa，相比于未噴丸試樣提高了29%。

2）550 ℃保溫4 h 和250 ℃保溫2 h 兩種回火工藝使得微粒子噴丸試樣表面殘余應力、表面組織細化硬化特性發生改變，回火溫度越高，殘余應力和表層硬度松弛越明顯，分別使得微粒子噴丸試樣的疲勞極限降低至430 MPa 和450 MPa。

3）微粒子噴丸以及兩種噴丸后的回火工藝沒有改變疲勞斷裂機制，疲勞裂紋從試樣表面萌生。

4）微粒子噴丸對EA4T 車軸鋼疲勞強度提高的影響因素主要為表層殘余壓應力、表面組織結構強化層和表面粗糙度。評估了各影響因素對疲勞強度的影響，結果認為，微粒子噴丸在EA4T 車軸鋼試樣表面引入的殘余應力和組織結構強化層對疲勞強度的提高分別約為16%和23.8%，而表面粗糙度則使疲勞強度降低約10%。