王 欣， 李四清， 孟震威， 湯智慧

(1.北京航空材料研究院，北京100095;2.沈陽黎明航空發(fā)動機(集團(tuán))有限公司，沈陽110043)

目前，隨著航空工業(yè)對發(fā)動機推重比要求的日益提高，以鈦合金為代表的高比強度合金被用于航空發(fā)動機的主承力部件。新型合金的使用帶來了新問題，一方面，高強度材料加工困難，應(yīng)力集中敏感［1］;另一方面，落后的“成形”制造技術(shù)限制了構(gòu)件的制造水平［2］，使構(gòu)件存在“重量大、壽命短、可靠性低”等問題，成為我國航空器服役壽命的主要制約因素之一。國外，早在上世紀(jì)70年代即開展了航空零件加工表面完整性研究［3～5］，近年來開展了一系列以提高表面質(zhì)量和疲勞壽命為主要目的［6～8］研究，分析了加工工藝和抗疲勞的特種工藝對于疲勞性能的影響，并建立了表面完整性加工指南，指導(dǎo)全行業(yè)的關(guān)鍵零件的加工方法。在我國，這方面研究甚少，亟需開展抗疲勞制造技術(shù)的研究。

噴丸是航空工業(yè)采用的典型抗疲勞制造工藝［9～12］。近年來，我國開展了大量新型材料的研究，但在新材料(包括先進(jìn)熱處理制度下的老材料)制件采用“老噴丸工藝”的問題十分突出，適用性存在問題，加之對噴丸工藝與構(gòu)件級疲勞壽命的關(guān)系的專項研究很少，使噴丸應(yīng)用存在一定的盲目性;此外，對于噴丸實施過程中存在的問題，如構(gòu)件不同部位(如凹槽、平面)的實際噴丸強度差別大，修復(fù)返工補噴導(dǎo)致表面覆蓋率超差等，對于構(gòu)件疲勞壽命的影響，也沒有開展相應(yīng)的研究，使噴丸成為僅要求噴丸強度、覆蓋率下限的工序。從某種意義上說，忽視噴丸工藝的研究和實施，就會無法充分發(fā)揮新材料潛能，降低構(gòu)件的設(shè)計可靠性和安全性，限制零件的長壽命使用，因此，對噴丸等表面抗疲勞強化技術(shù)予以高度重視，是解決目前航空器可靠性長壽命的重要途徑。

TC4鈦合金是國內(nèi)外航空工業(yè)使用最廣的鈦合金牌號，對于鈦合金抗疲勞技術(shù)的研究較多［13～15］，便多重視工藝對于疲勞性能影響，高玉魁［14］研究了噴丸對于鈦合金組織性能的影響，但未涉及高表面覆蓋率對于組織與殘余應(yīng)力穩(wěn)定性的影響。在TC4鈦合金航空外包零件噴丸圖紙中，對于噴丸覆蓋率上下限都有一定要求，而我國由于對表面覆蓋率研究尚不充分，一般設(shè)計圖紙中很少對于表面覆蓋率上限提出要求，使得反復(fù)修復(fù)補噴的(表面覆蓋率很大)產(chǎn)品仍然檢驗合格，而高表面覆蓋率形成的噴丸強化層的中高溫穩(wěn)定性也有待研究。因此，有必要針對表面覆蓋率對表面完整性影響開展研究，分析較高表面覆蓋率及后續(xù)保溫對于殘余應(yīng)力穩(wěn)定性與組織狀態(tài)的影響，為工藝設(shè)計部門提供數(shù)據(jù)，并為航空廠提供噴丸工序合格判據(jù)的研究基礎(chǔ)。本工作主要研究了噴丸表面覆蓋率對TC4鈦合金表面形貌、粗糙度、殘余應(yīng)用場的影響，同時分析了后續(xù)熱處理對表面完整性性能的影響。

1 實驗材料和實驗方法

實驗材料是鍛造TC4鈦合金。TC4鈦合金室溫力學(xué)性能如表1所示。

表1 TC4鈦合金室溫力學(xué)性能Table 1 Room-temperature mechanical property of TC4 titanium alloy

試樣為15mm×15mm×15mm表面精磨成Ra0.4μm的方形試塊。在氣動式噴丸機上，按照航空工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)HB/Z 26—2011，采用鑄鋼丸ZG60對試樣進(jìn)行噴丸，噴丸工藝如表2所示。

表2 TC4鈦合金噴丸制度Table 2 Shot peening parameter of TC4 titanium alloy

制度A，B在噴丸強度、彈丸種類、噴嘴距離和空氣壓力上都一致，但制度A表面覆蓋率為100%，而制度B為300%，即制度B的噴丸時間為制度A的三倍。兩種覆蓋率噴丸后進(jìn)行保溫，制度為200℃保溫1h(下文簡寫為200℃/1h)，研究中溫下不同覆蓋率產(chǎn)生的強化層殘余應(yīng)力的穩(wěn)定性。噴丸及噴丸+保溫后試樣的表面形貌、殘余應(yīng)力和組織狀態(tài)分別采用Phase shift MicroXAM白光干涉儀、Xstress-3000殘余應(yīng)力分析儀以及JEM-2010高分辨透射電鏡進(jìn)行觀察。透射電鏡樣品是從噴丸樣品表面線切割出0.8mm厚度薄片，由1200號細(xì)砂紙單面打磨以去除線切割影響層;而為保證雙噴時的表面粗糙度，噴丸表面僅稍加打磨，深度不超過10μm;隨后進(jìn)行雙噴電解減薄。電解液為35vol%正丁醇+6vol%高氯酸+59vol%甲醇溶液，液氮冷卻。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 表面形貌

圖2為噴丸后TC4鈦合金表面形貌圖，噴丸前原始試樣經(jīng)過精磨，表面應(yīng)存在平行的細(xì)小刀痕。經(jīng)過噴丸強化后，由于彈丸沖擊產(chǎn)生表面層塑性形變，試樣表面刀痕基本消除，取而代之的是許多彈坑的痕跡。經(jīng)過制度A噴丸后，兩種粗糙度分別為1.45μm，1.83μm;而經(jīng)過制度 B噴丸后，則為1.77μm，2.18μm。覆蓋率提高，導(dǎo)致表面塑性形變加劇，從而使表面粗糙度有一定上升。

圖2 制度A(a)、制度B(b)噴丸后TC4鈦合金表面形貌對比圖Fig.2 Surface morphology of TC4 titanium alloy after shot peening(a)parameter A;(b)parameter B

2.2 殘余應(yīng)力

為便于表達(dá)，這里提出一個“強烈塑變區(qū)”的概念，即從表面(μ=0)到最大殘余應(yīng)力值所對應(yīng)的深度(μ=Zm)所在區(qū)域。噴丸時，高速彈丸與合金表面撞擊，在傳遞能量的同時，使表面層產(chǎn)生塑性形變，并且塑性形變從強化層外層向內(nèi)逐漸減小，呈梯度分布。由于塑性形變的存在，導(dǎo)致噴丸產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力發(fā)生松弛，使得在表面向內(nèi)一定區(qū)域內(nèi)殘余壓應(yīng)力減小，產(chǎn)生了所謂“倒鉤型”的殘余壓應(yīng)力場分布，因此提出將表面至最大殘余壓應(yīng)力所對應(yīng)深度所在的區(qū)域稱為“強烈塑變區(qū)”，在該區(qū)域內(nèi)殘余壓應(yīng)力實際上發(fā)生了應(yīng)力松弛。據(jù)以往文獻(xiàn)分析［16］，提高噴丸強度和提高表面覆蓋率均能夠增大“強烈塑變區(qū)”的尺度，使最大殘余應(yīng)力深度內(nèi)移，而由于構(gòu)件服役時，表面受到的疲勞交變載荷較大，而強烈塑變區(qū)尺寸越小，表層的殘余壓應(yīng)力數(shù)值就越大，就越能夠“抵消”表面受到的交變拉應(yīng)力幅，提高構(gòu)件的疲勞壽命。因此，采用細(xì)小丸力進(jìn)行二次噴丸可減小“強烈塑變區(qū)”尺寸，得到國內(nèi)外噴丸領(lǐng)域極大的重視。

圖3為經(jīng)過A，B制度噴丸后的TC4鈦合金表面殘余應(yīng)力場。表面圖3可知:①表面覆蓋率加大后，表面殘余應(yīng)力略微減小，這個結(jié)果與文獻(xiàn)［17］近似;②兩種工藝噴丸后表面“強烈塑變區(qū)”深度基本相同;③表面覆蓋率加大后，除表面外其他位置的殘余壓應(yīng)力數(shù)值較有所增大;④不同覆蓋率噴丸后，有效的殘余應(yīng)力場深度基本一致。

圖3 經(jīng)過制度A、B噴丸后TC4鈦合金的殘余應(yīng)力場Fig.3 Residual stress profile of TC4 titanium alloy after shot peening

兩種噴丸制度經(jīng)過保溫后殘余應(yīng)力場分布如圖4a，b所示。對比圖4a，b，可以看出，在200℃/ 1h保溫后，經(jīng)過300%覆蓋率噴丸后形成的殘余應(yīng)力場，無論是強烈塑變區(qū)還是其他區(qū)域，松弛都非常明顯。而100%覆蓋率噴丸后的殘余壓應(yīng)力場在保溫后基本沒有發(fā)生松弛，殘余壓應(yīng)力場的“強烈塑變區(qū)”內(nèi)的殘余壓應(yīng)力數(shù)值明顯大于300%覆蓋率噴丸，且殘余應(yīng)力場的深度也較深，因此，100%覆蓋率噴丸工藝在保溫后殘余應(yīng)力場穩(wěn)定性良好，說明在零件的中溫服役狀態(tài)，可以起到較好地抵消外載，對疲勞性能的增益作用優(yōu)于高覆蓋率的噴丸工藝。

2.3 組織狀態(tài)

造成殘余壓應(yīng)力松弛的主要原因是由于在溫度場驅(qū)動下組織狀態(tài)的變化。圖5為300%表面覆蓋率工藝在中溫保溫前后的“強烈塑變區(qū)”內(nèi)的組織狀態(tài)。噴丸后，TC4鈦合金表面層位錯密度很大，存在大量的位錯糾結(jié)，α-Ti相形成大量一次孿晶和二次孿晶，基本上已經(jīng)看不清基體形貌;保溫后，TC4鈦合金表面層內(nèi)出現(xiàn)大量條狀的位錯墻結(jié)構(gòu)，原先的位錯纏結(jié)消失，出現(xiàn)了許多平行分布的自由位錯線。

圖4 殘余應(yīng)力場分布 (a)制度A和制度A+200℃/1h;(b)制度B和制度B+200℃Fig.4 Residual stress profile (a)parameter A and A+200℃/1h;(b)parameter B and B+200℃/1h

在溫度場的作用下，位錯運動更加容易，原先纏結(jié)在一起的位錯線解開，并在晶粒內(nèi)部殘余應(yīng)力(微觀殘余應(yīng)力)的驅(qū)使下，向一定方向移動，形成平行位錯線。除部分異號刃位錯消除外，其他位錯可在某些特定位置塞積，出現(xiàn)位錯墻結(jié)構(gòu)(圖5b箭頭)，其宏觀反映即為晶粒內(nèi)部協(xié)調(diào)塑性變形產(chǎn)生的變形帶。由于晶粒之間存在殘余應(yīng)力(宏觀殘余應(yīng)力)，在中溫下，變形帶在殘余應(yīng)力和塑性形變的驅(qū)動下發(fā)生晶粒的轉(zhuǎn)動，塑性形變得到一定程度的協(xié)調(diào)或回復(fù)，導(dǎo)致了高覆蓋噴丸+中溫保溫后“強烈塑變區(qū)”內(nèi)宏觀殘余應(yīng)力的松弛。觀察100%覆蓋率噴丸+中溫保溫后組織狀態(tài)(圖6a，b)，未觀察到平行位錯線或位錯墻結(jié)構(gòu)，說明該工藝在中溫下的殘余應(yīng)力穩(wěn)定性也優(yōu)于高覆蓋率噴丸后的狀態(tài)。

高覆蓋率噴丸+中溫保溫后殘余應(yīng)力松弛，原因是由于高覆蓋率噴丸后強烈塑變區(qū)內(nèi)位錯密度過大，超過特定“門檻值”，導(dǎo)致中溫位錯移動加劇，且存在殘余應(yīng)力作用，晶粒有足夠的能量產(chǎn)生自協(xié)調(diào)，使殘余壓應(yīng)力松弛。100%覆蓋率噴丸+中溫保溫后，位錯密度小于該門檻值，晶粒內(nèi)部能量不足，無法提供足夠的能量使晶粒塑性變形的協(xié)調(diào)回復(fù)，因此殘余應(yīng)力基本沒有發(fā)生松弛。該“門檻值”在工程上的表現(xiàn)就是噴丸覆蓋率實施上限。這說明對于在高溫服役的鈦合金零件，表面覆蓋率噴丸存在上限值，實際實施的表面覆蓋率超過上限，則可能使零件在服役過程中殘余應(yīng)力迅速松弛，影響零件使用可靠性，同時可能導(dǎo)致零件尺寸變化，危及零件的使用性能，應(yīng)予以高度重視。

3 結(jié)論

(1)經(jīng)過300%覆蓋率噴丸后，相比100%覆蓋率噴丸，表面粗糙度增大，殘余應(yīng)力穩(wěn)定性較差，在一定時間保溫后，殘余應(yīng)力發(fā)生較大松弛。

(2)表面覆蓋率過高導(dǎo)致噴丸殘余壓應(yīng)力的穩(wěn)定性差的問題，可能縮短高溫下服役的TC4構(gòu)件的疲勞壽命，對用于制造高溫部件的鈦合金TC4，噴丸工藝應(yīng)規(guī)定表面覆蓋率實施上限。

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