孫洪濱，汪 鋒，袁周致遠(yuǎn)，吉伯海

(1.江蘇揚(yáng)子大橋股份有限公司，江蘇靖江214521；2.河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇南京210098)

鋼材具有強(qiáng)度高、塑性韌性好、質(zhì)量輕等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu)中[1]。鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件往往構(gòu)造復(fù)雜、焊縫眾多，如貨輪、飛機(jī)、鋼橋等。其在使用過(guò)程中受反復(fù)荷載作用，使得局部復(fù)雜受力焊縫處極易產(chǎn)生疲勞裂紋。疲勞裂紋一旦產(chǎn)生，將引起滲水、腐蝕、貫穿等問(wèn)題，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂[2]。疲勞開(kāi)裂的主要原因除工作荷載之外，還有焊縫表面粗糙引起的應(yīng)力集中、焊接質(zhì)量引起的焊縫缺陷及焊接殘余應(yīng)力等[3]，其中焊接質(zhì)量問(wèn)題是疲勞開(kāi)裂的關(guān)鍵原因之一。

國(guó)內(nèi)外采取了大量措施改善焊接質(zhì)量問(wèn)題。針對(duì)焊縫表面的強(qiáng)化技術(shù)，噴丸處理和超聲沖擊應(yīng)用最為廣泛。噴丸處理是將高速?gòu)椡鑷娚涞綐?gòu)件表面，使構(gòu)件表面產(chǎn)生塑性變形，形成一定厚度的強(qiáng)化層，作為一種較為成熟的強(qiáng)化手段，學(xué)者們[4-7]對(duì)噴丸技術(shù)的機(jī)理、殘余應(yīng)力分布、疲勞壽命延長(zhǎng)及疲勞強(qiáng)度提高等方面展開(kāi)了系統(tǒng)研究。超聲沖擊處理是在一定的速度和靜壓下將超聲振動(dòng)傳遞給加工材料表面，通過(guò)沖擊頭對(duì)材料表面施加高頻的機(jī)械振動(dòng)來(lái)提高材料表面的抗疲勞、磨損等性能。國(guó)內(nèi)外學(xué)者[8-11]圍繞超聲沖擊的機(jī)理、設(shè)備、實(shí)施效果、工藝參數(shù)等方面開(kāi)展了大量研究，并制定了相關(guān)技術(shù)規(guī)范。上述兩種方法均能較好地改善焊縫質(zhì)量問(wèn)題，提高疲勞強(qiáng)度，但噴丸技術(shù)通常用于工廠預(yù)制的零構(gòu)件上，超聲沖擊則更多的是從消除焊縫表面應(yīng)力集中的角度進(jìn)行強(qiáng)化。氣動(dòng)沖擊作為一種殘余應(yīng)力消除手段，結(jié)合了噴丸處理和超聲沖擊的特點(diǎn)，該技術(shù)以壓縮空氣為動(dòng)力源，帶動(dòng)沖擊頭對(duì)母材表面進(jìn)行高速碰撞而產(chǎn)生塑性變形。針對(duì)氣動(dòng)沖擊的研究往往從殘余應(yīng)力場(chǎng)分布[12-13]、疲勞性能提高[14]、裂紋閉合[15-16]等角度展開(kāi)，但對(duì)沖擊鋼材表面的微觀變形以及工藝參數(shù)方面研究鮮見(jiàn)報(bào)道。鑒于此，本文對(duì)氣動(dòng)沖擊后鋼材表面的殘余應(yīng)力場(chǎng)以及晶粒尺寸變化展開(kāi)試驗(yàn)研究，分析氣動(dòng)沖擊作用下鋼材表面殘余應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律以及厚度方向的硬化程度，并建立沖擊過(guò)程的靜力等效模型，分析靜力碰撞后構(gòu)件表面及深度范圍內(nèi)的殘余應(yīng)力場(chǎng)以及沖擊參數(shù)工藝對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)分布的影響。

1 表面應(yīng)力場(chǎng)分析試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)

1.1.1 試件及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)所用沖擊塊為橋梁用鋼，牌號(hào)分別為Q345qD、Q420qD、Q620qD，材料力學(xué)性能見(jiàn)表1，其力學(xué)性能滿(mǎn)足GB/T 714—2015《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》的基本要求。試件尺寸為70 mm×50 mm×12 mm，如圖1(a)。在試件的正中央預(yù)先刻畫(huà)出氣動(dòng)沖擊的沖擊面范圍，確保試驗(yàn)過(guò)程中能夠準(zhǔn)確定位沖擊位置。沖擊過(guò)程中，在試件兩邊的中軸線位置分別粘貼應(yīng)變片，測(cè)量沖擊局部區(qū)域的應(yīng)力時(shí)程。為避免沖擊時(shí)產(chǎn)生的擾動(dòng)損壞應(yīng)變片，應(yīng)變片格柵中心距離沖擊范圍邊緣定為7 mm，如圖1(b)。用膠帶把應(yīng)變片導(dǎo)線緊密固定在靶材上，以防氣動(dòng)沖擊過(guò)程中導(dǎo)線產(chǎn)生松動(dòng)或者短路，影響測(cè)量精度。另外，應(yīng)變片粘貼完畢，用硅膠對(duì)應(yīng)變片表面進(jìn)行防護(hù)，待硅膠完全固化后，再進(jìn)行試驗(yàn)。

表1 鋼材力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of steel

圖1 沖擊試件Fig.1 Impact specimen

試驗(yàn)開(kāi)始前，采用夾具固定靶材，降低氣動(dòng)沖擊過(guò)程中靶材不斷滑移對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。接著對(duì)中心區(qū)域連續(xù)沖擊120 s，采用uT7800動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變采集分析系統(tǒng)對(duì)氣動(dòng)沖擊過(guò)程中測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力進(jìn)行采集，采樣頻率為1 024 Hz。整個(gè)氣動(dòng)沖擊過(guò)程中連續(xù)采集，直到試驗(yàn)結(jié)束。

1.1.2 試件切割及測(cè)量

圖2 拋光試件Fig.2 Polished specimen

為了獲取沖擊試件厚度方向的硬化程度，選取Q345qD沖擊試件，采用電火花線切割工藝沿著沖擊區(qū)域中線位置對(duì)試件進(jìn)行人工切割，切割過(guò)程中腐蝕、過(guò)熱等需控制在一定范圍。切割完畢進(jìn)行打磨拋光處理，之后采用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精腐蝕液對(duì)斷面進(jìn)行腐蝕，制備標(biāo)準(zhǔn)的拋光試件，如圖2。采用Olympus BX51M金相顯微鏡對(duì)拋光斷面進(jìn)行拍照采樣，并截取采樣圖片上長(zhǎng)寬均為200 μm范圍內(nèi)的代表區(qū)域，用于評(píng)估沖擊部位與遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)晶粒尺寸的變化情況。采用AHVD-1000數(shù)字顯微硬度計(jì)對(duì)拋光試樣進(jìn)行硬度測(cè)量。測(cè)量期間加載力為1.96 N，持荷時(shí)間為15 s，在沖擊部位附近沿一定的距離順序 打點(diǎn)，兩點(diǎn)之間最小間距為0.2 mm，最大間距為1 mm。為保證測(cè)量點(diǎn)位的有效性，在同一深度位置取2點(diǎn)(兩點(diǎn)之間的距離為0.5 mm)進(jìn)行測(cè)量，再取平均值作為該深度的顯微硬度。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.2.1 表面應(yīng)力變化規(guī)律

圖3為3個(gè)不同強(qiáng)度試件在氣動(dòng)沖擊過(guò)程中4個(gè)測(cè)點(diǎn)部位的應(yīng)力變化情況，其中在對(duì)Q345qD鋼材進(jìn)行沖擊試驗(yàn)時(shí)，由于操作不當(dāng)，G4應(yīng)變片損壞，G4與G2應(yīng)變片對(duì)稱(chēng)布置。從圖3可看出，所有測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力存在很大的波動(dòng)范圍，但總體上呈現(xiàn)三大變化階段。第一階段為剛開(kāi)始沖擊階段，材料表面應(yīng)力變化幅度較大，無(wú)規(guī)律可循。其主要原因是，剛開(kāi)始沖擊時(shí)尚未形成一定深度的變形層，人工操作時(shí)難以固定沖擊部位，經(jīng)常產(chǎn)生打滑的現(xiàn)象。第二階段為穩(wěn)定沖擊階段，隨著沖擊時(shí)間的不斷增加，應(yīng)力波動(dòng)范圍越來(lái)越小，逐步趨于穩(wěn)定，整個(gè)應(yīng)力時(shí)程的曲線呈現(xiàn)明顯的向下延伸趨勢(shì)，說(shuō)明在沖擊過(guò)程中殘余壓應(yīng)力隨著沖擊時(shí)間的增加逐步引入到靶材中。第三階段為應(yīng)力變化穩(wěn)定階段，隨著沖擊時(shí)間的進(jìn)一步增加，殘余壓應(yīng)力的增加趨勢(shì)不明顯，逐漸平緩。說(shuō)明此時(shí)材料塑性變形增大，硬化程度提高，在使用的氣動(dòng)沖擊設(shè)備參數(shù)條件下，難以繼續(xù)形成塑性變形，從而表面殘余壓應(yīng)力的增幅趨于平緩。

圖3 氣動(dòng)沖擊過(guò)程中試件的應(yīng)力變化Fig.3 Stress variation of specimens during aerodynaalc impact

1.2.2 厚度方向硬度變化

對(duì)拋光腐蝕試件的晶粒尺寸和硬度進(jìn)行分析，通過(guò)圖像處理，得到金相圖，如圖4。從圖4可看出，在沖擊部位附近相同區(qū)域內(nèi)的晶粒數(shù)量較多，尺寸相對(duì)較小，且大致呈扁平長(zhǎng)條形分布。說(shuō)明近表面晶粒受到?jīng)_擊荷載的作用產(chǎn)生了壓縮，變得更加致密。

圖4 沖擊斷面金相圖Fig.4 Impact section metallogram

圖5為試件沖擊斷面厚度及水平方向的硬度變化。從圖5(a)可看出：沖擊部位近表面厚度方向均出現(xiàn)了不同程度的硬化現(xiàn)象，硬化程度總體上隨著表層深度的增加而逐漸減小，最終趨于零，其中在近表面部位的硬化程度較為明顯；硬化程度在沿表層深度衰減過(guò)程中存在一定的波動(dòng)，主要原因是材料內(nèi)部的缺陷、應(yīng)變不均勻以及測(cè)試過(guò)程中的人為誤差等。從圖5(b)可看出：以沖擊中心點(diǎn)為起點(diǎn)往兩側(cè)各5 mm范圍內(nèi)，近表面部位在水平方向上的硬化程度較高，這與實(shí)際氣動(dòng)沖擊過(guò)程中的有效沖擊范圍基本一致；而超過(guò)該范圍后材料硬化程度大幅降低，并趨于零，說(shuō)明材料的局部硬化僅在有效的沖擊范圍內(nèi)較為明顯。

圖5 水平及厚度方向硬化程度Fig.5 Degree of horizontal and thickness hardening

2 氣動(dòng)沖擊過(guò)程的仿真模擬

2.1 模擬方法

氣動(dòng)沖擊過(guò)程實(shí)際上就是沖擊頭反復(fù)碰撞靶材的過(guò)程，對(duì)于靶材而言，沖擊部位表面塑性變形不斷增大并最終趨于穩(wěn)定。Gao等[5]采用等效靜力法分析噴丸過(guò)程的碰撞力，本文采用類(lèi)似的方法模擬氣動(dòng)沖擊的過(guò)程。采用ABAQUS大型有限元分析軟件建立氣動(dòng)沖擊的標(biāo)準(zhǔn)有限元模型，如圖6所示。靶材尺寸與試驗(yàn)尺寸一致，均為70 mm×50 mm×12 mm。沖擊頭端部尺寸為5 mm×5 mm，并設(shè)置r=1 mm的倒角，防止碰撞過(guò)程中單元產(chǎn)生畸變。沖擊頭位于靶材上方，并對(duì)靶材碰撞區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行加密，靶材底部設(shè)置固定約束，約束6個(gè)方向的自由度。

以Q345作為靶材的基本材料，考慮材料的彈塑性本構(gòu)。彈性模量為206 000 MPa，泊松比為0.3，材料密度為7.9×10-5t/mm3，材料進(jìn)入塑性階段后，采用Johnson-Cook 模型計(jì)算高速應(yīng)變速率下的屈服極限σ，如式(1)。

式中：εn為等效塑性應(yīng)變；ε*為塑性應(yīng)變率；T*為溫度；A為屈服強(qiáng)度；B，n為應(yīng)變強(qiáng)化參數(shù)；C為經(jīng)驗(yàn)性應(yīng)變率敏感系數(shù)；m為溫度軟化效應(yīng)。其參數(shù)的取值見(jiàn)表2[17]。

采用預(yù)定義場(chǎng)對(duì)沖擊頭施加向下的初始速度。氣動(dòng)工具的沖擊頻率為90 Hz，沖程為16 mm，每次碰撞時(shí)的初始速度大約為2 880 mm/s。實(shí)際沖擊包含多次碰撞，且沖擊頭和靶材均會(huì)產(chǎn)生一定的變形，隨著錘擊時(shí)間的增加，靶材會(huì)進(jìn)一步強(qiáng)化，表面產(chǎn)生一定的損傷。沖擊過(guò)程高度非線性，難以直接在有限元中進(jìn)行模擬，所以通過(guò)一次碰撞模型近似模擬沖擊完成后靶材的最終狀態(tài)。為了能夠使單次碰撞引起的塑性變形與實(shí)際情況相符合，經(jīng)過(guò)多次試算，將碰撞速度放大50倍，即以v=144 000 nm/s 初始速度進(jìn)行一次碰撞，沖擊應(yīng)力云圖如圖7。

表2 Q345鋼材的Johnson-Cook模型參數(shù)Tab.2 Johnson-cook model parameters for Q345 steel

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

圖7 施加速度場(chǎng)的沖擊Mises應(yīng)力云圖Fig.7 Cloud of impact Mises stress with velocity field

2.2 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖8為碰撞位置附近變形及位移的情況。從圖8(a)可看出，碰撞產(chǎn)生的瞬間，碰撞部位產(chǎn)生了明顯的變形，碰撞結(jié)束后彈性變形產(chǎn)生了一定的恢復(fù)，但仍留有明顯的塑性變形，穩(wěn)定的沖擊深度約為0.3 mm，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符合。圖8(b)可看出，在碰撞部位邊緣的水平位移最大，達(dá)到了0.12 mm，并且隨著距離的增加逐漸降低，最后趨于0。

圖8 碰撞位置附近的位移Fig.8 Displacement near the collision position

在模型網(wǎng)格細(xì)化部位，沿著表面中心軸線(X軸和Y軸)方向提取碰撞結(jié)束后的應(yīng)力，如圖9。從圖9(a)可看出：在碰撞部位附近產(chǎn)生了明顯的殘余壓應(yīng)力，且隨著與碰撞部位距離的增加，殘余壓應(yīng)力快速減小，逐漸趨于0；而在碰撞區(qū)域內(nèi)部，由于局部變形受到約束，產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力較小，同時(shí)表面畸變使得沖擊區(qū)域產(chǎn)生一定程度拉應(yīng)力。實(shí)際情況中，多次沖擊下碰撞區(qū)域表面區(qū)域平整，表面拉應(yīng)力也隨之消失。從圖9(b)可看出，在碰撞部位內(nèi)部，隨著深度的增加，引入的殘余壓應(yīng)力越大，并且隨著距離增加三者變化趨勢(shì)逐漸趨于平穩(wěn)；表面及2 mm深度范圍內(nèi)，最大殘余壓應(yīng)力分布在碰撞邊緣兩側(cè)，主要是由于碰撞產(chǎn)生的橫向塑性變形導(dǎo)致的；表下4 mm范圍內(nèi)，最大殘余壓應(yīng)力位于碰撞中心處，此深度處橫向變形較小，產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力的主要原因是上部區(qū)域的壓縮變形。

圖9 表面中心軸線上的應(yīng)力Fig.9 Stress on the central axis of the surface

在碰撞部位中間(0 mm)以及距離碰撞部位中間5，10，15，20 mm 部位，分別沿著模型的板厚方向提取碰撞結(jié)束后的應(yīng)力，結(jié)果如圖10。從圖10可以看出：碰撞部位的正中間位置以及5 mm處，表面殘余壓應(yīng)力較小，隨著深度的增加，殘余壓應(yīng)力先增大后減小，且在該部位的整個(gè)截面均處于受壓狀態(tài)；而在其他部位，隨著與碰撞中心位置距離的增加，引入的殘余壓應(yīng)力逐漸減小。說(shuō)明，氣動(dòng)沖擊的作用能夠在靶材表面一定范圍內(nèi)形成殘余壓應(yīng)力區(qū)，對(duì)于改善具有初始應(yīng)力場(chǎng)的構(gòu)件受力有積極的作用。

圖10 不同位置厚度方向應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution in different thickness direction

2.3 沖擊參數(shù)分析

在上述分析的基礎(chǔ)上，針對(duì)碰撞過(guò)程中不同的沖擊參數(shù)對(duì)靶材局部應(yīng)力的變化進(jìn)一步分析，考慮因素有沖擊頻率以及沖擊頭尺寸，具體參數(shù)水平見(jiàn)表3。為保證有限元一次沖擊與試驗(yàn)中反復(fù)沖擊具有相同的沖擊深度，經(jīng)大量試算確定表3 中的3種沖擊速度分別對(duì)應(yīng)于60，90，120 Hz 3種實(shí)際應(yīng)用沖擊頻率。

表3 沖擊參數(shù)Tab.3 Impact parameters

由上述應(yīng)力場(chǎng)分析知，一次碰撞產(chǎn)生的畸變導(dǎo)致沖擊區(qū)域產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力，這與實(shí)際情況中多次沖擊不符，而在沖擊深度4 mm 處，畸變的影響可以忽略不計(jì)。因此，在有限元模型中，分別提取不同工況下深度4 mm平面處的應(yīng)力，如圖11。圖11(a)為在沖擊頭尺寸為5 mm×5 mm下，3種沖擊頻率對(duì)殘余應(yīng)力影響的模擬結(jié)果。由圖11(a)可知：3種沖擊頻率沖擊下，靶材表面均能產(chǎn)生明顯的殘余壓應(yīng)力，且隨著與碰撞區(qū)域距離的增加，殘余應(yīng)力均逐漸減小并最終趨于0；同時(shí)，隨著沖擊頻率的增加，引入的殘余壓應(yīng)力大小逐漸增加；但90，120 Hz沖擊頻率下殘余壓應(yīng)力分布變化很小，這主要是由于沖擊使得材料內(nèi)部晶格壓縮、材料硬化，隨著碰撞表面硬化程度的增加，其抵抗塑性變形的能力逐漸增大，引入的殘余應(yīng)力逐漸減少。圖11(b)為在沖擊頻率為90 Hz下，3種沖擊頭尺寸對(duì)殘余應(yīng)力影響的模擬結(jié)果。由圖11(b)可知：3種尺寸的沖擊頭在90 Hz的沖擊頻率下均能使靶材產(chǎn)生較為明顯的殘余壓應(yīng)力，碰撞中心處，5 mm沖擊頭引入的殘余壓應(yīng)力最大，10 mm沖擊頭引入的殘余壓應(yīng)力最小；沖擊碰撞區(qū)域外，隨著沖擊頭尺寸的增大，殘余壓應(yīng)力逐漸增大，表明較大尺寸的沖擊頭使得靶材內(nèi)部殘余壓應(yīng)力分布更為均勻、范圍更大，但由于碰撞接觸面較大，碰撞中心處的殘余應(yīng)力反而減小。

圖11 不同影響因素下的應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution under different influencing factors

3 結(jié) 論

1)沖擊試驗(yàn)表明，隨著沖擊時(shí)間的增加，沖擊區(qū)域周?chē)鷼堄鄩簯?yīng)力逐漸增大，且隨著鋼材表面硬化程度提高，殘余壓應(yīng)力逐漸趨于平緩。

2)沖擊后材料晶粒產(chǎn)生壓縮，相互之間變得更加致密。沖擊近表面厚度及水平方向材料均有較大程度的硬化。

3)有限元結(jié)果表明，沖擊作用可使靶材產(chǎn)生明顯的殘余壓應(yīng)力，與試驗(yàn)結(jié)果相符；隨著材料硬化程度的提高，增大沖擊頻率對(duì)殘余壓應(yīng)力的提高效果不明顯；較大尺寸的沖擊頭使殘余壓應(yīng)力分布更為均勻、范圍更大。