壓電振子陣列型超聲噴丸強化*

李朝陽 李道朋 張煒?biāo)?傅 波

(四川大學(xué)機械工程學(xué)院 成都 610065)

0 引言

超聲噴丸(Ultrasonic shot peening,USP)強化技術(shù)作為一種新型的金屬表面處理工藝，不僅克服了傳統(tǒng)機械噴丸的缺點，而且相比于傳統(tǒng)噴丸具有更好的表面強化效果，同時由于超聲振動的頻率和振幅、彈丸的直徑和材質(zhì)、噴丸距離等工藝參數(shù)都可以根據(jù)工件的實際要求來調(diào)整，因此具有更好的工藝可控性[1-2]。

USP 強化技術(shù)在國內(nèi)外已有學(xué)者研究并取得了一定的成果，這些研究主要集中在USP 的數(shù)值仿真以及USP 參數(shù)對加工質(zhì)量的影響分析。在數(shù)值仿真方面，文獻[3-7]結(jié)合離散元法和有限元法獲得噴丸處理過程中殘余應(yīng)力和塑性應(yīng)變的合理準(zhǔn)確預(yù)測。文獻[8-10]對單個彈丸沖擊動力學(xué)模型進行了數(shù)值模擬，仿真結(jié)果顯示彈丸密度或直徑增大時，工件表面殘余壓應(yīng)力峰值和殘余壓應(yīng)力層深度增大。在噴丸參數(shù)研究方面，文獻[11-15]對不同工藝參數(shù)下彈丸的沖擊力進行了實驗測量，得出不同工藝參數(shù)對彈丸沖擊力及噴丸強化效果影響的規(guī)律。文獻[16-18]研究了USP 對TiNi 形狀記憶合金疲勞壽命的影響，研究結(jié)果顯示經(jīng)USP 處理后，材料的疲勞壽命提高明顯。

在當(dāng)前的USP 強化技術(shù)研究中，主要采用單個壓電振子來激發(fā)超聲振動，由于單個壓電超聲振子工具頭的端面積有限，限制了單振子USP 的有效工作面積和工作效率。為了提高USP 加工的工作面積和效率，本文對一種基于壓電振子陣列及激振片的USP加工系統(tǒng)進行了設(shè)計和初步的實驗研究，通過實驗測試了超聲電源功率對工件表面噴丸區(qū)域的分布的影響，探究了不同工藝參數(shù)對7075鋁合金樣件表面顯微硬度的影響規(guī)律。

1 壓電振子陣列型USP強化原理

USP 強化是利用超聲頻振動的壓電振子工具頭端面激發(fā)一定數(shù)量的高硬度彈丸反復(fù)沖擊金屬工件表面，使工件表面及下層部分區(qū)域發(fā)生塑性變形，從而在工件表層植入殘余壓應(yīng)力和產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力層[19-21]。圖1 描述了壓電振子陣列型USP 強化的工作原理。壓電振子陣列由多個常規(guī)的夾心式壓電超聲換能器組成，超聲電源輸入的超聲頻電振蕩經(jīng)其轉(zhuǎn)換為各自變幅桿的縱向振動，進而激勵工具盤(激振片)產(chǎn)生彎曲振動，激振片高頻振動激發(fā)彈丸反復(fù)沖擊工件表面，在工件表層植入殘余壓應(yīng)力，達(dá)到表面強化的效果。

圖1 壓電振子陣列型USP 強化原理Fig.1 Strengthening principle of piezoelectric vibrator array ultrasonic shot peening

彈丸沖擊速度是影響噴丸質(zhì)量的決定性因素。USP 中，其彈丸速度的大小取決于壓電超聲振子輸出端面的超聲頻機械振動，壓電超聲振子輸出端面機械振動方程為

其中：Y為輸出端面位移；v為振動速度；A為輸出端面振幅；ω為角頻率。

由式(2)可以得出彈丸沖擊速度的最大值取決于壓電超聲振子諧振頻率ω=f和位移振幅A，因此可以通過調(diào)整壓電超聲振子輸出端振幅A和諧振頻率f來改變彈丸的沖擊速度，壓電振子輸出端振幅的調(diào)整可以通過改變超聲電源的輸出功率來實現(xiàn)。

本文采用的壓電超聲振子諧振頻率為20 kHz，計算得到壓電振子在200 V激勵電壓下的輸出端位移振幅為37.3 μm，考慮到壓電振子實際工作時存在結(jié)構(gòu)和材料損耗，取位移幅值A(chǔ)為30 μm，則由式(2)計算得到彈丸的最大初始速度為

2 USP強化系統(tǒng)的設(shè)計

本文設(shè)計的壓電振子陣列型USP 裝置如圖2所示，主要由壓電換能器、變幅桿、激振片、噴丸室及夾持固定結(jié)構(gòu)等組成。由壓電換能器和變幅桿組成的4組壓電振子呈環(huán)形陣列布置。

圖2 噴丸裝置Fig.2 Shot peening equipment

2.1 壓電振子

壓電振子由換能器和變幅桿組成，其結(jié)構(gòu)如圖3 所示。運用傳輸矩陣法[22-24]計算了壓電換能器前后蓋板、復(fù)合變幅桿推動級和輸出級尺寸。對壓電振子進行無阻尼自由振動模態(tài)分析，其振型如圖4 所示，其共振頻率為19.989 kHz，與設(shè)計頻率20 kHz的偏差較小，誤差為0.055%，滿足設(shè)計要求。

圖3 壓電振子Fig.3 Piezoelectric vibrator

圖4 模態(tài)振型云圖Fig.4 Vibration mode diagram

2.2 振子陣列的設(shè)計

將4個壓電振子環(huán)形陣列布置，如圖5所示。利用振子產(chǎn)生的縱向振動激勵激振片產(chǎn)生彎曲振動，激振片高頻振動激發(fā)彈丸反復(fù)沖擊工件表面，在工件表層植入殘余壓應(yīng)力，達(dá)到表面強化的效果。激振片的振動響應(yīng)取決于激振片的尺寸、激振頻率以及振子陣列直徑D。本節(jié)主要分析振子陣列直徑D的影響。由于振子法蘭盤的限制，振子陣列的最小直徑設(shè)為85 mm。實驗設(shè)計的激振片直徑為120 mm，將振子環(huán)形陣列直徑設(shè)置為85 mm、90 mm、95 mm、100 mm、105 mm 進行分析。振子的輸出端直徑d均為8 mm。單個振子的激振頻率設(shè)為20 kHz，激勵電壓設(shè)為110 V，位移幅值為20 μm。激振片在不同陣列半徑時的振動響應(yīng)如圖6 所示。不同振子陣列對應(yīng)的激振片最大振幅及激振片中心位置振幅如表1所示。

圖5 振子陣列Fig.5 Vibrator array

由圖6 可知，在4 個振子的激勵下，激振片內(nèi)部及邊緣區(qū)域存在多個波峰，4 個壓電振子的超聲頻縱向振動引起激振片的彎曲振動，激振片的彎曲振動在沿著以配合面為中心徑向傳播時相互干涉疊加，4 列機械波疊加形成的波腹和波節(jié)位置即為激振片振動位移響應(yīng)的波峰和波谷。在激振片尺寸和激振頻率確定時，干涉波的波峰和波腹位置以及各點振幅取決于4 個振子的陣列直徑D。為了使陣列型USP達(dá)到較好實驗效果，激振片的振動波峰應(yīng)分布均勻，且振幅盡可能大。分析表1 及圖6 可知，當(dāng)振子陣列直徑為95 mm 時，激振片的中心振幅最大為0.106 mm，振幅極值最大為0.109 mm，波峰分布較均勻。故在后續(xù)實驗中選擇95 mm為振子的陣列直徑。

圖6 不同陣列直徑激振片的振動響應(yīng)Fig.6 Vibration response of exciter plate under different array diameter

表1 不同振子陣列的激振片響應(yīng)Table 1 Vibration response of exciter plate under different array diameter

3 USP表面強化實驗研究

通過對7075 鋁合金樣件進行USP 表面強化實驗，對壓電振子陣列型USP 強化的可行性進行驗證，探究陣列型USP 振動系統(tǒng)對工件材料表面強化的實際加工效果，實驗研究超聲功率、噴丸距離、彈丸直徑、噴丸時間等工藝參數(shù)對工件表面顯微硬度的影響規(guī)律。

3.1 實驗平臺搭建

壓電振子陣列型USP實驗裝置如圖7 所示。彈丸材料為304 不銹鋼，USP 實驗工件為薄圓片7075鋁合金板材，直徑為110 mm，厚度為2 mm。工件表面鉆有4 個通孔，通過4 個螺釘與噴丸室內(nèi)表面固定連接。彈丸及工件分別如圖8、圖9所示。

圖7 USP 實驗裝置Fig.7 The experiment device of shot peening

圖8 彈丸Fig.8 Shots

圖9 工件Fig.9 Workpiece

3.2 實驗測試及結(jié)果分析

實驗內(nèi)容包括兩部分，第一部分通過實驗得到USP 時彈丸沖擊工件表面的主要分布區(qū)域，探究超聲電源功率對彈丸撞擊工件區(qū)域的影響。第二部分為USP強化加工實驗，研究超聲功率、噴丸距離、彈丸直徑、噴丸時間等工藝參數(shù)對7075鋁合金工件表面的顯微硬度的影響規(guī)律。

3.2.1 彈丸沖擊工件表面區(qū)域測試

在工件表面粘貼復(fù)寫紙和薄白紙，觀察彈丸撞擊工件時在白紙上留下的藍(lán)色印記的深淺和分布情況，可以定性地觀察彈丸的撞擊區(qū)域及撞擊頻次的大小。以超聲電源功率作為單一研究變量，依次調(diào)整超聲電源功率為20 W、25 W、30 W、40 W，噴丸時間為10 min，噴丸距離為5 mm，彈丸直徑為1.5 mm，分別測試彈丸沖擊工件表面的分布區(qū)域，實驗結(jié)果如圖10所示。

觀察圖10 可知，隨著超聲電源功率的增大，彈丸沖擊工件表面的區(qū)域面積在增大，且彈丸沖擊的區(qū)域呈小塊間隔分布。電源功率的增大使彈丸的速度最大值增大，彈丸獲得了更多能量，因此能夠撞擊到工件表面的彈丸數(shù)量增多，直觀上表現(xiàn)為藍(lán)色印記區(qū)域增大，即噴丸覆蓋面積增大。

由圖10(c)、圖10(d)可以明顯看出顏色較深區(qū)域呈現(xiàn)塊狀間隔分布，形成這種沖擊區(qū)域差異的原因與激振片的振型有關(guān)。前文的仿真結(jié)果表明，激振片的振動是由4 個壓電振子超聲頻振動相互干涉疊加的結(jié)果，在激振片內(nèi)表面和邊緣區(qū)域形成了多個波腹和波節(jié)。在波腹處，激振片的位移振幅大，在該處的彈丸能夠獲得較大的初始速度，使彈丸獲得足夠的能量來沖擊工件表面；而在波節(jié)位置附近激振片振幅非常小甚至為零，該處的彈丸無法獲得足夠的能量去撞擊工件表面，最終造成了彈丸沖擊工件區(qū)域的差異性。

圖10 不同超聲電源功率時彈丸主要沖擊區(qū)域Fig.10 The main impact area of the shots with different ultrasonic power

3.2.2 不同工藝參數(shù)對工件樣件顯微硬度的影響

分別以超聲電源功率、噴丸距離、彈丸直徑、噴丸時間為單一變量，進行壓電振子陣列型USP的分組實驗，研究不同工藝參數(shù)對7075鋁合金樣件表面顯微硬度的影響。采用HVS-1000 顯微維氏硬度計檢測7075鋁合金樣件顯微硬度。

控制單一變量，分4 組對9 個7075 鋁合金薄板件進行USP處理，實驗工藝參數(shù)如表2所示。

表2 USP 強化實驗工藝參數(shù)表Table 2 Experimental parameters of ultrasonic shot peening

圖11 展示了對于不同的超聲電源功率和噴丸距離，部分7075 鋁合金樣件USP 強化加工前后的形貌。對每塊強化加工后的樣件的I、II、III 三個區(qū)域(由工件圓心向半徑方向等距選取的3個區(qū)域)檢測顯微硬度值，對每個區(qū)域檢測3 個不同位置的硬度值，取測得的9 個硬度值的平均值作為樣件加工后的顯微硬度。圖12 為樣件A1USP 前后在區(qū)域I某點的顯微測量圖像。

圖11 USP 強化加工前后樣件形貌Fig.11 Morphology of samples before and after shot peening

圖12 USP 強化加工前后位置I 的顯微測量圖像Fig.12 Micromeasurement images of position I before and after shot peening

USP 處理的7075 鋁合金樣件表面的顯微硬度測量結(jié)果如表3 和表4 所示，USP 處理前后樣件的顯微硬度值分別用HVf、HVb表示，顯微硬度變化量用ΔHV 表示，顯微硬度變化率用K表示，ΔHV和K的計算公式分別表示如下：

顯微硬度變化量ΔHV和變化率K隨超聲電源功率P、噴丸時間T、噴丸距離L、彈丸直徑D變化的折線圖，如圖13所示。

通過分析表3、表4和圖13，可以得出如下結(jié)論：

圖13 實驗參數(shù)對ΔHV 和K 的影響Fig.13 The influence of experimental parameters on the ΔHV and K

表3 不同電源功率與噴丸時間樣件顯微硬度檢測結(jié)果Table 3 Microhardness test results of sample with different power and shot peening time

表4 不同噴丸距離與彈丸直徑樣件顯微硬度檢測結(jié)果Table 4 Microhardness test results of sample with different peening distance and diameter

(1)隨著超聲電源功率的增大，USP 處理后的工件表面顯微硬度變化量ΔHV和變化率K均逐漸增大，但隨后ΔHV和K的增大速率有所減小，表明而隨著電源功率的增大，彈丸對工件表面的沖擊作用增強，工件表面材料的晶粒細(xì)化層逐漸加深并趨于穩(wěn)定。因此ΔHV和K的增大速率有所減小。

(2)隨著噴丸時間的增大，工件表面顯微硬度變化量ΔHV和變化率K均逐漸增大，但隨后ΔHV和K的增大速率明顯減小，表明在噴丸時間較短時，7075 鋁合金表面原始硬度較小，彈丸的反復(fù)沖擊使工件表面發(fā)生劇烈塑性變形，顯微硬度值增大。當(dāng)噴丸時間增大到一定程度后，工件表面由于硬度提高，發(fā)生塑性變形的難度加大，表面顯微硬度的增長率有所減緩。

(3)隨著噴丸距離的增大，工件表面顯微硬度變化量和變化率均逐漸減小。噴丸距離增大時使彈丸需要克服重力做更多的功，動能消耗更大，彈丸撞擊工件表面時的沖擊能更少，工件表面材料發(fā)生塑性變形的程度較低，導(dǎo)致ΔHV 和K逐漸減小。

(4)隨著彈丸直徑的增大，工件表面顯微硬度變化量ΔHV 和變化率K均逐漸增大。由于彈丸的速度大小幾乎不受直徑變化的影響，彈丸的直徑越大質(zhì)量也越大，其具有的動能更高，當(dāng)彈丸總質(zhì)量相同時小直徑的彈丸數(shù)量更多，彈丸之間、彈丸與噴丸室的碰撞也會增多，彈丸的動能消耗較大，因此直徑較大的彈丸撞擊工件時使其表面材料產(chǎn)生更大的塑性變形，表現(xiàn)為顯微硬度值增大。

(5)所有試驗樣件中工件表面顯微硬度變化量ΔHV 和變化率K均最大的工藝參數(shù)組合為：超聲電源功率為50 W、噴丸時間為20 min、噴丸距離為5 mm、彈丸直徑為1.5 mm，此時ΔHV和K分別為65.1 HV、36.7%。

4 結(jié)論

(1)陣列型USP強化技術(shù)通過將多個壓電振子的縱向振動轉(zhuǎn)換為激振片的彎曲振動，提高了噴丸的有效工作面積，同時，彈丸沖擊工件表面的區(qū)域面積也隨著超聲電源功率的增大而增大。但由于受激振片振型的影響，彈丸沖擊工件區(qū)域呈小塊間隔分布，對工件硬度強化的均勻性有一定影響。為了提高陣列型USP 強化后工件表面硬度分布的均勻性，可以進一步通過旋轉(zhuǎn)或擺動工件等方式來對系統(tǒng)進行優(yōu)化。

(2)采用陣列型USP強化系統(tǒng)對工件進行加工時，隨著超聲電源功率的增大、噴丸距離的減小、彈丸直徑的增大，彈丸撞擊工件表面時具有更大的動能，加劇了試樣材料的塑性變形程度，工件的表面顯微硬度增大。隨著噴丸時間的增大，工件的表面硬度增大，但增大速率有所減小。工件表面顯微硬度變化量ΔHV和變化率K均最大時的工藝參數(shù)組合為：超聲電源功率為50 W、噴丸時間為20 min、噴丸距離為5 mm、彈丸直徑為1.5 mm，此時ΔHV和K分別為65.1 HV、36.7%。