金属表面薄橡胶铺层对喷丸质量的影响

范俊锴, 刘 帅,2, 贾增辉, 赵 武, 刘 伟

(1. 河南理工大学 机械与动力工程学院, 河南 焦作 454000; 2. 黄河交通学院 机电工程学院, 河南 武陟 454950)

喷丸是一种以提升金属工件疲劳性能为目标,利用高速硬质丸粒冲击金属工件表面的表面机械处理工艺。作为一种重要的金属工件表面处理工艺,喷丸在汽车、航空、航天等领域得到了广泛的应用,并取得了良好的应用效果。目前,国内外关于喷丸工艺的研究已日趋完善,普遍认为高速丸粒冲击下金属工件表面所形成的高强残余压应力层是提升工件疲劳性能的关键因素。但与此同时,伴随喷丸所带来的工件表面粗糙度的提升和表面微裂纹的萌生,形成了影响工件综合服役性能的不利因素,如图1所示。如何在保有高残余压应力的前提下有效降低不利因素的影响是当前喷丸领域研究的重要内容,喷丸作用下金属工件表面的残余应力分布和表面完整性研究一直是喷丸领域研究的热点。Yazdanmehr等[1]提出了AZ31B-H24轧制钢板残余应力分布的解析模型,通过X射线衍射获取的应力测量值与预测残余应力分布吻合。Aguado-Montero等[2]通过正弦衰减函数模型分析了以疲劳寿命为评价指标的最佳喷丸残余应力分布特征,并对平面疲劳和切口疲劳的最佳轮廓进行了研究。Chen等[3]对镍基哈氏合金进行剧烈喷丸,发现合金表层产生高水平残余压应力且压缩区域深度较传统喷丸提升两倍。Ren等[4]提出了连续冲击时加载/卸载情况下的应力应变模型,研究了重复率对喷丸和湿喷丸残余应力的影响。徐戊娇等[5]以铝合金为研究对象,根据试验结果构建了基于BP神经网络的表面粗糙度预测模型。Hong等[6]通过将有限元和离散元相耦合,研究了丸粒冲击下工件表层弹塑性变形场的演化规律。Liu等[7]研究了喷丸过程中Ti-6Al-4V工件表面微观组织变化特征及机理,从微观角度探究了晶粒细化与表面粗糙度的演化行为。Unal等[8]研究了常规喷丸、剧烈喷丸与重复喷丸引起的材料塑性变形行为,发现重复喷丸方式在降低表面粗糙度效果方面更具有优势。Bagherifard等[9]采用多参数评价方法研究了喷丸强化过程中表面粗糙度的演变规律,提出了喷丸条件下工件表面完整性的高效预测模型。Li等[10]针对AA2524铝合金在激光喷丸前后的疲劳裂纹扩展问题,利用FCGR数据训练人工神经网络模型和基于粒子群优化算法的向量回归模型,预测了疲劳裂纹扩展寿命。Wang等[11]发现TC4钛合金喷丸处理后的短裂纹扩展速率降低,但长裂纹扩展速率有增加趋势。

图1 喷丸工艺(a)及微裂纹演化形成(b)示意图Fig.1 Schematic diagram of shot peening process(a) and evolution and formation of microcracks(b)

金属工件表面的喷丸质量与喷嘴结构、气体压力、喷丸丸粒尺寸与材质、工件力学性能等密切相关,是多因素共同作用的结果。依靠单一试验手段成本高周期长,且难以把握各影响参数间的内在规律。随着数值模拟技术的发展,有限元法已经成为喷丸研究的重要手段,有限元仿真结果的有效性和准确性已被大量的试验结果所证实。刘曹文等[12]基于ANSYS/LS-DYNA有限元软件探究了不同喷丸工艺参数对7075-T651铝合金表面粗糙度和表面硬度的影响,通过试验验证了仿真结果的准确性。盛湘飞等[13]基于ABAQUS软件建立了多弹丸喷丸有限元模型,获取了不同喷丸角度工况下工件表面残余应力和粗糙度的变化规律。Lin等[14]开发了CFD-FEM喷丸强化模型,将喷丸参数与表面完整性相关联,得出更大直径丸粒能够更有效地产生压缩残余应力和位错胞细化层。目前,一种采用FEM-DEM耦合仿真模型被提出,并被用来研究喷丸过程中丸粒运动特征与工件表面质量之间的演化规律,为进一步深化喷丸仿真方法提供了新的方向[15-17]。

高速丸粒瞬时冲击行为不但在工件表面形成了高强的残余压应力,也带来了表面粗糙度和微裂纹的萌生。从改善丸粒的冲击特征出发,本文提出了在工件表面铺设薄层橡胶,通过橡胶的大变形特征来实现提升喷丸质量的方法,采用有限元法研究了薄橡胶层在改善喷丸质量方面的作用和机制,并通过试验验证分析结果的准确性。

1 多丸粒喷丸有限元分析

1.1 多丸粒冲击有限元分析模型

薄橡胶铺层喷丸的有限元分析模型如图2所示。为了对比验证薄橡胶铺层在改善喷丸质量方面的有效性,建立了相同工艺参数下的传统喷丸有限元分析模型。分析模型中的冲击丸粒为铸钢弹丸,其直径(D)为0.36 mm,密度为7800 kg/m3。丸粒冲击顺序为4+4+1,相邻两丸粒投影搭接率为0.5[12],如图2(b)所示。考虑到丸粒与冲击靶材间的尺寸差距,将丸粒设置为刚体,不考虑在冲击过程中丸粒的变形影响。喷丸靶体材料为Q235钢,靶材设定为六面体,其边长为1.44 mm。薄橡胶层自由覆盖在靶体的冲击表面,其边长为2.16 mm,厚度(h)分别为0.05和0.1 mm。冲击丸粒的速度设定为50 m/s,丸粒与试样表面、丸粒与橡胶层以及橡胶层与试样表面的摩擦系数均设定为0.2。分析模型采用六面体结构网格,靶材的冲击变形区域和薄橡胶层采用细化网格,最小网格尺寸为0.024 mm。

图2 薄橡胶铺层喷丸有限元分析模型(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

橡胶是一种超弹性材料,Mooney-Rivlin(M-R)本构模型能够很好地描述橡胶材料的大变形行为,且具有较好的计算稳定性。因此,分析模型中对于薄橡胶层采用M-R本构模型,其表达式为[18]:

σ=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(1)

式中:C10和C01为材料常数;I1和I2为Cauchy-Green变形张量的第一和第二基本不变量函数。根据文献[19],C10和C01分别为1.04767和2.13742。

喷丸过程中靶体表面在高速丸粒的冲击下发生瞬时塑性变形,因此必须考虑变形速率的影响。大量研究表明,Johnson-Cook(J-C)模型能够很好地反映高速冲击作用下金属材料的高应变速率塑性变形特征,因而在喷丸仿真中得到了广泛的应用[4,13]。根据文献[20],Q235钢的J-C模型为:

(2)

式中:A为屈服强度;εeq为等效应变;B、n为材料参数;C为应变强化项;ζ为无量纲应变率;T*为无量纲温度;m1和m2为拟合参数。表1为Q235钢的J-C本构模型参数,其中E为弹性模量,ν为泊松比,ρ为密度,Tr为参考温度,Tm为熔点,Cp为定压比热容,χ为塑性功转热系数。

表1 Q235钢的J-C本构模型参数Table 1 The J-C constitutive parameters of Q235 steel

1.2 有限元模拟结果及讨论

图3为通过有限元模拟得到传统喷丸与薄橡胶铺层喷丸后Q235钢的残余应力分布。从残余应力的分布结果可以看出,在试样表面添加薄层橡胶的条件下,残余压应力的集中区域更加靠近试样表面,残余压应力的峰值与无橡胶喷丸接近。但是,由于橡胶的大变形阻尼效应,添加薄橡胶层后,喷丸所得到的残余压应力区域所有减小。从表面形貌上看,薄橡胶铺层喷丸所得到的表面形貌要优于传统喷丸。

图3 喷丸后试样的残余应力场(a)传统喷丸;(b)薄橡胶铺层喷丸Fig.3 Residual stress field of the specimens after shot peening(a) traditional shot peening; (b) shot peening with paving thin rubber layer

沿图3中模型AB线上的残余应力分布如图4(a)所示,可以看出,橡胶厚度为0.05 mm时,在深度方向0.106 mm处残余压应力达到最大值376 MPa,而传统喷丸在同样深度下的残余压应力为359 MPa。橡胶厚度为0.1 mm时,在深度方向0.04 mm处残余压应力达到最大值351 MPa,而传统喷丸在同样深度下的残余压应力为167 MPa,由此可知随着橡胶厚度的增加,最大残余压应力对应的位置逐渐提升至试样表层。沿图3中模型表面CD线上的残余压应力分布如图4(b)所示,可以看出,传统喷丸的表层最大残余压应力为140 MPa,但部分区域存在残余拉应力,从而影响试样表面质量。添加薄橡胶铺层后,试样表面的残余拉应力不论在数值上还是在分布上均得到有效的提升。且橡胶厚度越薄,这种趋势越明显。当橡胶厚度为0.05 mm时,试样表面大部分区域处于较高的残余压应力状态。以上结果表明,薄橡胶层的添加不仅能够有效降低表面粗糙度,同时也能够在表面形成有效的残余压应力。橡胶层的厚度与最大残余应力的位置密切相关。从抑制表面裂纹萌生角度出发,薄橡胶铺层喷丸相较于传统喷丸具有明显的优势。

图4 不同厚度喷丸后试样的残余应力分布(a)沿图3中AB线;(b)沿图3中CD线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 试验验证与分析

2.1 试验装置及方案

喷丸试验采用LW-9080型干式喷丸机,喷丸丸粒采用硬度为45～48 HRC,平均直径为0.36 mm的铸钢丸。设定喷丸喷嘴轴线与试样表面垂直,喷嘴出口距离试样表面15 cm。喷丸试样采用尺寸为50 mm×50 mm×10 mm的Q235钢块状试样,试样在喷丸前先进行退火处理以消除残余应力对喷丸结果的影响。退火后采用800目砂纸打磨试样表面,以保证试样表面的光洁度。对于薄橡胶铺层喷丸,因试验条件限制,仅在试样表面铺设厚度为0.1 mm的薄层橡胶。喷丸压力为0.5 MPa,喷丸时间为10 s。

2.2 试样表面形貌结果

试样表面在喷丸前后的形貌特征如图5所示。从表面宏观形貌上看,原始试样的表面光洁度较高,无明显凹坑。喷丸后试样表面均呈现出均匀分布的点状凹坑,且传统喷丸所形成的凹坑深度大于薄橡胶铺层喷丸。为了进一步的从数值上明确两种喷丸条件下试样表面粗糙度之间的差异,采用VHX-600型超景深光学显微镜提取试样表面的微观形貌特征。结果表明,原始试样表面存在由于砂纸打磨所造成的微观划痕,而喷丸后试样表面出现了明显的无规律的波动起伏。相较于传统喷丸,薄橡胶铺层喷丸下试样表面形成的凹坑深度较小,但凹坑数量大于传统喷丸。沿试样表面ab连线提取表面的波动状态,其结果如图6所示。

图6 喷丸前后试样表面沿图5中ab线的轮廓Fig.6 Contour along line ab in Fig.5 of the specimen before and after shot peening

为了综合表示试样表面形貌结果,采用轮廓平均算数偏差Ra表示粗糙度:

(3)

式中:z为采样长度内的峰值高度;l为采样长度。

基于公式(3)和图6得到的初始试样、传统喷丸和薄橡胶铺层喷丸的粗糙度Ra分别为11.5、24.5和15.9 μm,即传统喷丸和薄橡胶铺层喷丸分别使粗试样表面糙度值增加了13.0 μm和4.4 μm。试验结果表明,相较于传统喷丸,试样表面添加薄橡胶层喷丸后的表面粗糙度下降了66.2%。采用同样的方法,提取图(3)中表面形貌模拟结果,得出薄橡胶铺层喷丸较传统喷丸的表面粗糙度下降了78.9%,仿真结果和试验结果基本一致,均表明薄橡胶铺层在改善喷丸表面形貌方面具有明显的优势。

3 薄橡胶层的作用机理

为了进一步探究薄橡胶铺层在改善喷丸质量方面的机理,建立了单丸粒有限元分析模型,提取试样表面丸粒冲击点位置的瞬态接触压力变化特征,结果如图7(a)所示。从图7(a)结果中可以看到,在传统喷丸条件下丸粒与试样表面的接触压力呈现先瞬增后骤减的变化特征。而添加薄橡胶层后,试样表面所受冲击压力的作用时间得以延长,且丸粒接触和脱离表面时接触压应力的变化较为平滑。两种喷丸条件下的峰值接触压应力基本相同,但薄橡胶层增大了丸粒对试样表面的作用时间。基于以上分析结果,传统喷丸和薄橡胶铺层喷丸条件下,冲击丸粒与试样表面的冲击压力演化结果如图7(b)所示。在传统喷丸中,丸粒与试样的初始接触为点接触,随着金属发生塑性流动,丸粒与表面的接触面积逐渐增大。试样表面所承受的丸粒冲击压力并不均匀,呈现出中心大边缘小的特点。而对于薄橡胶铺层喷丸来说,由于橡胶的大变形行为,冲击压力在橡胶层内得以均匀化,橡胶的阻尼特性延缓了丸粒的瞬时接触行为,延长了冲击作用时间,这是在薄橡胶层作用下试样表面喷丸质量得以提升的重要原因。

图7 试样表面单丸接触压力的瞬态变化特征(a)接触压力变化曲线;(b)丸粒冲击过程中的接触压力形成特征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 结论

1) 相较于传统喷丸,在试样表面添加薄橡胶铺层能够使得到的残余压应力最大值更靠近表面,且残余压应力的强度基本保持不变。同时,试样表面残余压应力分布区域和数值均大于传统喷丸,有效降低了试样表面多重丸粒冲击下表层金属变形裂纹萌生的可能性。

2) 薄橡胶铺层能有效地抑制喷丸所导致的试样表面粗糙度的提升,相较于传统喷丸,试样表面添加薄橡胶铺层后的表面粗糙度下降了66.2%,试样表面形貌完整性得以有效提升。

3) 薄橡胶铺层在丸粒冲击下的大变形特征延长了冲击作用时间,丸粒对试样表面的冲击压力在橡胶层内得以均匀化,使试样表面喷丸质量得以提升。