孫洪濱，汪 鋒，袁周致遠(yuǎn)，吉伯海

(1.江蘇揚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)

鋼材具有強度高、塑性韌性好、質(zhì)量輕等優(yōu)點，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、貫穿等問題，嚴(yán)重時會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂[2]。疲勞開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)量問題是疲勞開裂的關(guān)鍵原因之一。

國內(nèi)外采取了大量措施改善焊接質(zhì)量問題。針對焊縫表面的強化技術(shù)，噴丸處理和超聲沖擊應(yīng)用最為廣泛。噴丸處理是將高速彈丸噴射到構(gòu)件表面，使構(gòu)件表面產(chǎn)生塑性變形，形成一定厚度的強化層，作為一種較為成熟的強化手段，學(xué)者們[4-7]對噴丸技術(shù)的機(jī)理、殘余應(yīng)力分布、疲勞壽命延長及疲勞強度提高等方面展開了系統(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傳遞給加工材料表面，通過沖擊頭對材料表面施加高頻的機(jī)械振動來提高材料表面的抗疲勞、磨損等性能。國內(nèi)外學(xué)者[8-11]圍繞超聲沖擊的機(jī)理、設(shè)備、實施效果、工藝參數(shù)等方面開展了大量研究，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)量問題，提高疲勞強度，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)行強化。氣動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，該技術(shù)以壓縮空氣為動力源，帶動沖擊頭對母材表面進(jìn)行高速碰撞而產(chǎn)生塑性變形。針對氣動沖擊的研究往往從殘余應(yīng)力場分布[12-13]、疲勞性能提高[14]、裂紋閉合[15-16]等角度展開，但對沖擊鋼材表面的微觀變形以及工藝參數(shù)方面研究鮮見報道。鑒于此，本文對氣動沖擊后鋼材表面的殘余應(yīng)力場以及晶粒尺寸變化展開試驗研究，分析氣動沖擊作用下鋼材表面殘余應(yīng)力場的變化規(guī)律以及厚度方向的硬化程度，并建立沖擊過程的靜力等效模型，分析靜力碰撞后構(gòu)件表面及深度范圍內(nèi)的殘余應(yīng)力場以及沖擊參數(shù)工藝對殘余應(yīng)力場分布的影響。

1 表面應(yīng)力場分析試驗

1.1 試驗

1.1.1 試件及測點布置

試驗所用沖擊塊為橋梁用鋼，牌號分別為Q345qD、Q420qD、Q620qD，材料力學(xué)性能見表1，其力學(xué)性能滿足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)先刻畫出氣動沖擊的沖擊面范圍，確保試驗過程中能夠準(zhǔn)確定位沖擊位置。沖擊過程中，在試件兩邊的中軸線位置分別粘貼應(yīng)變片，測量沖擊局部區(qū)域的應(yīng)力時程。為避免沖擊時產(chǎn)生的擾動損壞應(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，以防氣動沖擊過程中導(dǎo)線產(chǎn)生松動或者短路，影響測量精度。另外，應(yīng)變片粘貼完畢，用硅膠對應(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。

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

試驗開始前，采用夾具固定靶材，降低氣動沖擊過程中靶材不斷滑移對試驗結(jié)果的影響。接著對中心區(qū)域連續(xù)沖擊120 s，采用uT7800動靜態(tài)應(yīng)變采集分析系統(tǒng)對氣動沖擊過程中測點的應(yīng)力進(jìn)行采集，采樣頻率為1 024 Hz。整個氣動沖擊過程中連續(xù)采集，直到試驗結(jié)束。

1.1.2 試件切割及測量

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)域中線位置對試件進(jìn)行人工切割，切割過程中腐蝕、過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金相顯微鏡對拋光斷面進(jìn)行拍照采樣，并截取采樣圖片上長寬均為200 μm范圍內(nèi)的代表區(qū)域，用于評估沖擊部位與遠(yuǎn)場區(qū)晶粒尺寸的變化情況。采用AHVD-1000數(shù)字顯微硬度計對拋光試樣進(jìn)行硬度測量。測量期間加載力為1.96 N，持荷時間為15 s，在沖擊部位附近沿一定的距離順序 打點，兩點之間最小間距為0.2 mm，最大間距為1 mm。為保證測量點位的有效性，在同一深度位置取2點(兩點之間的距離為0.5 mm)進(jìn)行測量，再取平均值作為該深度的顯微硬度。

1.2 試驗結(jié)果與分析

1.2.1 表面應(yīng)力變化規(guī)律

圖3為3個不同強度試件在氣動沖擊過程中4個測點部位的應(yīng)力變化情況，其中在對Q345qD鋼材進(jìn)行沖擊試驗時，由于操作不當(dāng)，G4應(yīng)變片損壞，G4與G2應(yīng)變片對稱布置。從圖3可看出，所有測點的應(yīng)力存在很大的波動范圍，但總體上呈現(xiàn)三大變化階段。第一階段為剛開始沖擊階段，材料表面應(yīng)力變化幅度較大，無規(guī)律可循。其主要原因是，剛開始沖擊時尚未形成一定深度的變形層，人工操作時難以固定沖擊部位，經(jīng)常產(chǎn)生打滑的現(xiàn)象。第二階段為穩(wěn)定沖擊階段，隨著沖擊時間的不斷增加，應(yīng)力波動范圍越來越小，逐步趨于穩(wěn)定，整個應(yīng)力時程的曲線呈現(xiàn)明顯的向下延伸趨勢，說明在沖擊過程中殘余壓應(yīng)力隨著沖擊時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，隨著沖擊時間的進(jìn)一步增加，殘余壓應(yīng)力的增加趨勢不明顯，逐漸平緩。說明此時材料塑性變形增大，硬化程度提高，在使用的氣動沖擊設(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 氣動沖擊過程中試件的應(yīng)力變化Fig.3 Stress variation of specimens during aerodynaalc impact

1.2.2 厚度方向硬度變化

對拋光腐蝕試件的晶粒尺寸和硬度進(jìn)行分析，通過圖像處理，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，尺寸相對較小，且大致呈扁平長條形分布。說明近表面晶粒受到?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程中存在一定的波動，主要原因是材料內(nèi)部的缺陷、應(yīng)變不均勻以及測試過程中的人為誤差等。從圖5(b)可看出：以沖擊中心點為起點往兩側(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，這與實際氣動沖擊過程中的有效沖擊范圍基本一致；而超過該范圍后材料硬化程度大幅降低，并趨于零，說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 氣動沖擊過程的仿真模擬

2.1 模擬方法

氣動沖擊過程實際上就是沖擊頭反復(fù)碰撞靶材的過程，對于靶材而言，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程的碰撞力，本文采用類似的方法模擬氣動沖擊的過程。采用ABAQUS大型有限元分析軟件建立氣動沖擊的標(biāo)準(zhǔn)有限元模型，如圖6所示。靶材尺寸與試驗尺寸一致，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，防止碰撞過程中單元產(chǎn)生畸變。沖擊頭位于靶材上方，并對靶材碰撞區(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為屈服強度；B，n為應(yīng)變強化參數(shù)；C為經(jīng)驗性應(yīng)變率敏感系數(shù)；m為溫度軟化效應(yīng)。其參數(shù)的取值見表2[17]。

采用預(yù)定義場對沖擊頭施加向下的初始速度。氣動工具的沖擊頻率為90 Hz，沖程為16 mm，每次碰撞時的初始速度大約為2 880 mm/s。實際沖擊包含多次碰撞，且沖擊頭和靶材均會產(chǎn)生一定的變形，隨著錘擊時間的增加，靶材會進(jìn)一步強化，表面產(chǎn)生一定的損傷。沖擊過程高度非線性，難以直接在有限元中進(jìn)行模擬，所以通過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際情況相符合，經(jīng)過多次試算，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，同時表面畸變使得沖擊區(qū)域產(chǎn)生一定程度拉應(yīng)力。實際情況中，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。說明，氣動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)，對于改善具有初始應(yīng)力場的構(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，針對碰撞過程中不同的沖擊參數(shù)對靶材局部應(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)水平見表3。為保證有限元一次沖擊與試驗中反復(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種沖擊速度分別對應(yīng)于60，90，120 Hz 3種實際應(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。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，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?。粵_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)沖擊試驗表明，隨著沖擊時間的增加，沖擊區(qū)域周圍殘余壓應(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，與試驗結(jié)果相符；隨著材料硬化程度的提高，增大沖擊頻率對殘余壓應(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。