金屬表面薄橡膠鋪層對噴丸質量的影響

范俊鍇, 劉 帥,2, 賈增輝, 趙 武, 劉 偉

(1. 河南理工大學 機械與動力工程學院, 河南 焦作 454000; 2. 黃河交通學院 機電工程學院, 河南 武陟 454950)

噴丸是一種以提升金屬工件疲勞性能為目標,利用高速硬質丸粒沖擊金屬工件表面的表面機械處理工藝。作為一種重要的金屬工件表面處理工藝,噴丸在汽車、航空、航天等領域得到了廣泛的應用,并取得了良好的應用效果。目前,國內外關于噴丸工藝的研究已日趨完善,普遍認為高速丸粒沖擊下金屬工件表面所形成的高強殘余壓應力層是提升工件疲勞性能的關鍵因素。但與此同時,伴隨噴丸所帶來的工件表面粗糙度的提升和表面微裂紋的萌生,形成了影響工件綜合服役性能的不利因素,如圖1所示。如何在保有高殘余壓應力的前提下有效降低不利因素的影響是當前噴丸領域研究的重要內容,噴丸作用下金屬工件表面的殘余應力分布和表面完整性研究一直是噴丸領域研究的熱點。Yazdanmehr等[1]提出了AZ31B-H24軋制鋼板殘余應力分布的解析模型,通過X射線衍射獲取的應力測量值與預測殘余應力分布吻合。Aguado-Montero等[2]通過正弦衰減函數模型分析了以疲勞壽命為評價指標的最佳噴丸殘余應力分布特征,并對平面疲勞和切口疲勞的最佳輪廓進行了研究。Chen等[3]對鎳基哈氏合金進行劇烈噴丸,發現合金表層產生高水平殘余壓應力且壓縮區域深度較傳統噴丸提升兩倍。Ren等[4]提出了連續沖擊時加載/卸載情況下的應力應變模型,研究了重復率對噴丸和濕噴丸殘余應力的影響。徐戊嬌等[5]以鋁合金為研究對象,根據試驗結果構建了基于BP神經網絡的表面粗糙度預測模型。Hong等[6]通過將有限元和離散元相耦合,研究了丸粒沖擊下工件表層彈塑性變形場的演化規律。Liu等[7]研究了噴丸過程中Ti-6Al-4V工件表面微觀組織變化特征及機理,從微觀角度探究了晶粒細化與表面粗糙度的演化行為。Unal等[8]研究了常規噴丸、劇烈噴丸與重復噴丸引起的材料塑性變形行為,發現重復噴丸方式在降低表面粗糙度效果方面更具有優勢。Bagherifard等[9]采用多參數評價方法研究了噴丸強化過程中表面粗糙度的演變規律,提出了噴丸條件下工件表面完整性的高效預測模型。Li等[10]針對AA2524鋁合金在激光噴丸前后的疲勞裂紋擴展問題,利用FCGR數據訓練人工神經網絡模型和基于粒子群優化算法的向量回歸模型,預測了疲勞裂紋擴展壽命。Wang等[11]發現TC4鈦合金噴丸處理后的短裂紋擴展速率降低,但長裂紋擴展速率有增加趨勢。

圖1 噴丸工藝(a)及微裂紋演化形成(b)示意圖Fig.1 Schematic diagram of shot peening process(a) and evolution and formation of microcracks(b)

金屬工件表面的噴丸質量與噴嘴結構、氣體壓力、噴丸丸粒尺寸與材質、工件力學性能等密切相關,是多因素共同作用的結果。依靠單一試驗手段成本高周期長,且難以把握各影響參數間的內在規律。隨著數值模擬技術的發展,有限元法已經成為噴丸研究的重要手段,有限元仿真結果的有效性和準確性已被大量的試驗結果所證實。劉曹文等[12]基于ANSYS/LS-DYNA有限元軟件探究了不同噴丸工藝參數對7075-T651鋁合金表面粗糙度和表面硬度的影響,通過試驗驗證了仿真結果的準確性。盛湘飛等[13]基于ABAQUS軟件建立了多彈丸噴丸有限元模型,獲取了不同噴丸角度工況下工件表面殘余應力和粗糙度的變化規律。Lin等[14]開發了CFD-FEM噴丸強化模型,將噴丸參數與表面完整性相關聯,得出更大直徑丸粒能夠更有效地產生壓縮殘余應力和位錯胞細化層。目前,一種采用FEM-DEM耦合仿真模型被提出,并被用來研究噴丸過程中丸粒運動特征與工件表面質量之間的演化規律,為進一步深化噴丸仿真方法提供了新的方向[15-17]。

高速丸粒瞬時沖擊行為不但在工件表面形成了高強的殘余壓應力,也帶來了表面粗糙度和微裂紋的萌生。從改善丸粒的沖擊特征出發,本文提出了在工件表面鋪設薄層橡膠,通過橡膠的大變形特征來實現提升噴丸質量的方法,采用有限元法研究了薄橡膠層在改善噴丸質量方面的作用和機制,并通過試驗驗證分析結果的準確性。

1 多丸粒噴丸有限元分析

1.1 多丸粒沖擊有限元分析模型

薄橡膠鋪層噴丸的有限元分析模型如圖2所示。為了對比驗證薄橡膠鋪層在改善噴丸質量方面的有效性,建立了相同工藝參數下的傳統噴丸有限元分析模型。分析模型中的沖擊丸粒為鑄鋼彈丸,其直徑(D)為0.36 mm,密度為7800 kg/m3。丸粒沖擊順序為4+4+1,相鄰兩丸粒投影搭接率為0.5[12],如圖2(b)所示。考慮到丸粒與沖擊靶材間的尺寸差距,將丸粒設置為剛體,不考慮在沖擊過程中丸粒的變形影響。噴丸靶體材料為Q235鋼,靶材設定為六面體,其邊長為1.44 mm。薄橡膠層自由覆蓋在靶體的沖擊表面,其邊長為2.16 mm,厚度(h)分別為0.05和0.1 mm。沖擊丸粒的速度設定為50 m/s,丸粒與試樣表面、丸粒與橡膠層以及橡膠層與試樣表面的摩擦系數均設定為0.2。分析模型采用六面體結構網格,靶材的沖擊變形區域和薄橡膠層采用細化網格,最小網格尺寸為0.024 mm。

圖2 薄橡膠鋪層噴丸有限元分析模型(a)和丸粒投影搭接率(b)Fig.2 Finite element analysis model(a) and projection overlap rate of shot peening with paving thin rubber layer

橡膠是一種超彈性材料,Mooney-Rivlin(M-R)本構模型能夠很好地描述橡膠材料的大變形行為,且具有較好的計算穩定性。因此,分析模型中對于薄橡膠層采用M-R本構模型,其表達式為[18]:

σ=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(1)

式中:C10和C01為材料常數;I1和I2為Cauchy-Green變形張量的第一和第二基本不變量函數。根據文獻[19],C10和C01分別為1.04767和2.13742。

噴丸過程中靶體表面在高速丸粒的沖擊下發生瞬時塑性變形,因此必須考慮變形速率的影響。大量研究表明,Johnson-Cook(J-C)模型能夠很好地反映高速沖擊作用下金屬材料的高應變速率塑性變形特征,因而在噴丸仿真中得到了廣泛的應用[4,13]。根據文獻[20],Q235鋼的J-C模型為:

(2)

式中:A為屈服強度;εeq為等效應變;B、n為材料參數;C為應變強化項;ζ為無量綱應變率;T*為無量綱溫度;m1和m2為擬合參數。表1為Q235鋼的J-C本構模型參數,其中E為彈性模量,ν為泊松比,ρ為密度,Tr為參考溫度,Tm為熔點,Cp為定壓比熱容,χ為塑性功轉熱系數。

表1 Q235鋼的J-C本構模型參數Table 1 The J-C constitutive parameters of Q235 steel

1.2 有限元模擬結果及討論

圖3為通過有限元模擬得到傳統噴丸與薄橡膠鋪層噴丸后Q235鋼的殘余應力分布。從殘余應力的分布結果可以看出,在試樣表面添加薄層橡膠的條件下,殘余壓應力的集中區域更加靠近試樣表面,殘余壓應力的峰值與無橡膠噴丸接近。但是,由于橡膠的大變形阻尼效應,添加薄橡膠層后,噴丸所得到的殘余壓應力區域所有減小。從表面形貌上看,薄橡膠鋪層噴丸所得到的表面形貌要優于傳統噴丸。

圖3 噴丸后試樣的殘余應力場(a)傳統噴丸;(b)薄橡膠鋪層噴丸Fig.3 Residual stress field of the specimens after shot peening(a) traditional shot peening; (b) shot peening with paving thin rubber layer

沿圖3中模型AB線上的殘余應力分布如圖4(a)所示,可以看出,橡膠厚度為0.05 mm時,在深度方向0.106 mm處殘余壓應力達到最大值376 MPa,而傳統噴丸在同樣深度下的殘余壓應力為359 MPa。橡膠厚度為0.1 mm時,在深度方向0.04 mm處殘余壓應力達到最大值351 MPa,而傳統噴丸在同樣深度下的殘余壓應力為167 MPa,由此可知隨著橡膠厚度的增加,最大殘余壓應力對應的位置逐漸提升至試樣表層。沿圖3中模型表面CD線上的殘余壓應力分布如圖4(b)所示,可以看出,傳統噴丸的表層最大殘余壓應力為140 MPa,但部分區域存在殘余拉應力,從而影響試樣表面質量。添加薄橡膠鋪層后,試樣表面的殘余拉應力不論在數值上還是在分布上均得到有效的提升。且橡膠厚度越薄,這種趨勢越明顯。當橡膠厚度為0.05 mm時,試樣表面大部分區域處于較高的殘余壓應力狀態。以上結果表明,薄橡膠層的添加不僅能夠有效降低表面粗糙度,同時也能夠在表面形成有效的殘余壓應力。橡膠層的厚度與最大殘余應力的位置密切相關。從抑制表面裂紋萌生角度出發,薄橡膠鋪層噴丸相較于傳統噴丸具有明顯的優勢。

圖4 不同厚度噴丸后試樣的殘余應力分布(a)沿圖3中AB線;(b)沿圖3中CD線Fig.4 Distribution of residual stress after shot peening with different thicknesses(a) along line AB in Fig.3; (b) along line CD in Fig.3

2 試驗驗證與分析

2.1 試驗裝置及方案

噴丸試驗采用LW-9080型干式噴丸機,噴丸丸粒采用硬度為45～48 HRC,平均直徑為0.36 mm的鑄鋼丸。設定噴丸噴嘴軸線與試樣表面垂直,噴嘴出口距離試樣表面15 cm。噴丸試樣采用尺寸為50 mm×50 mm×10 mm的Q235鋼塊狀試樣,試樣在噴丸前先進行退火處理以消除殘余應力對噴丸結果的影響。退火后采用800目砂紙打磨試樣表面,以保證試樣表面的光潔度。對于薄橡膠鋪層噴丸,因試驗條件限制,僅在試樣表面鋪設厚度為0.1 mm的薄層橡膠。噴丸壓力為0.5 MPa,噴丸時間為10 s。

2.2 試樣表面形貌結果

試樣表面在噴丸前后的形貌特征如圖5所示。從表面宏觀形貌上看,原始試樣的表面光潔度較高,無明顯凹坑。噴丸后試樣表面均呈現出均勻分布的點狀凹坑,且傳統噴丸所形成的凹坑深度大于薄橡膠鋪層噴丸。為了進一步的從數值上明確兩種噴丸條件下試樣表面粗糙度之間的差異,采用VHX-600型超景深光學顯微鏡提取試樣表面的微觀形貌特征。結果表明,原始試樣表面存在由于砂紙打磨所造成的微觀劃痕,而噴丸后試樣表面出現了明顯的無規律的波動起伏。相較于傳統噴丸,薄橡膠鋪層噴丸下試樣表面形成的凹坑深度較小,但凹坑數量大于傳統噴丸。沿試樣表面ab連線提取表面的波動狀態,其結果如圖6所示。

圖6 噴丸前后試樣表面沿圖5中ab線的輪廓Fig.6 Contour along line ab in Fig.5 of the specimen before and after shot peening

為了綜合表示試樣表面形貌結果,采用輪廓平均算數偏差Ra表示粗糙度:

(3)

式中:z為采樣長度內的峰值高度;l為采樣長度。

基于公式(3)和圖6得到的初始試樣、傳統噴丸和薄橡膠鋪層噴丸的粗糙度Ra分別為11.5、24.5和15.9 μm,即傳統噴丸和薄橡膠鋪層噴丸分別使粗試樣表面糙度值增加了13.0 μm和4.4 μm。試驗結果表明,相較于傳統噴丸,試樣表面添加薄橡膠層噴丸后的表面粗糙度下降了66.2%。采用同樣的方法,提取圖(3)中表面形貌模擬結果,得出薄橡膠鋪層噴丸較傳統噴丸的表面粗糙度下降了78.9%,仿真結果和試驗結果基本一致,均表明薄橡膠鋪層在改善噴丸表面形貌方面具有明顯的優勢。

3 薄橡膠層的作用機理

為了進一步探究薄橡膠鋪層在改善噴丸質量方面的機理,建立了單丸粒有限元分析模型,提取試樣表面丸粒沖擊點位置的瞬態接觸壓力變化特征,結果如圖7(a)所示。從圖7(a)結果中可以看到,在傳統噴丸條件下丸粒與試樣表面的接觸壓力呈現先瞬增后驟減的變化特征。而添加薄橡膠層后,試樣表面所受沖擊壓力的作用時間得以延長,且丸粒接觸和脫離表面時接觸壓應力的變化較為平滑。兩種噴丸條件下的峰值接觸壓應力基本相同,但薄橡膠層增大了丸粒對試樣表面的作用時間。基于以上分析結果,傳統噴丸和薄橡膠鋪層噴丸條件下,沖擊丸粒與試樣表面的沖擊壓力演化結果如圖7(b)所示。在傳統噴丸中,丸粒與試樣的初始接觸為點接觸,隨著金屬發生塑性流動,丸粒與表面的接觸面積逐漸增大。試樣表面所承受的丸粒沖擊壓力并不均勻,呈現出中心大邊緣小的特點。而對于薄橡膠鋪層噴丸來說,由于橡膠的大變形行為,沖擊壓力在橡膠層內得以均勻化,橡膠的阻尼特性延緩了丸粒的瞬時接觸行為,延長了沖擊作用時間,這是在薄橡膠層作用下試樣表面噴丸質量得以提升的重要原因。

圖7 試樣表面單丸接觸壓力的瞬態變化特征(a)接觸壓力變化曲線;(b)丸粒沖擊過程中的接觸壓力形成特征Fig.7 Transient variation characteristics of contact pressure of single shot onspecimen surface(a) change curves of contact pressure; (b) characteristics of contact pressure formation during single shot impact

4 結論

1) 相較于傳統噴丸,在試樣表面添加薄橡膠鋪層能夠使得到的殘余壓應力最大值更靠近表面,且殘余壓應力的強度基本保持不變。同時,試樣表面殘余壓應力分布區域和數值均大于傳統噴丸,有效降低了試樣表面多重丸粒沖擊下表層金屬變形裂紋萌生的可能性。

2) 薄橡膠鋪層能有效地抑制噴丸所導致的試樣表面粗糙度的提升,相較于傳統噴丸,試樣表面添加薄橡膠鋪層后的表面粗糙度下降了66.2%,試樣表面形貌完整性得以有效提升。

3) 薄橡膠鋪層在丸粒沖擊下的大變形特征延長了沖擊作用時間,丸粒對試樣表面的沖擊壓力在橡膠層內得以均勻化,使試樣表面噴丸質量得以提升。