寇佩佩，馮瑞成，李海燕，王茂茂，祁永年

(1.蘭州理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050) (2.蘭州理工大學(xué)數(shù)字制造技術(shù)與應(yīng)用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730050)

γ-TiAl合金因具有密度低、抗氧化性能好、比強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)而備受關(guān)注，被認(rèn)為是最具發(fā)展?jié)摿Φ母邷亟Y(jié)構(gòu)材料[1-2]。然而，由于航空航天及汽車行業(yè)對(duì)材料性能和精度的特殊要求，γ-TiAl合金在使用環(huán)境中的疲勞和損傷容限不高引起了人們的極大關(guān)注，因此迫切需要提高γ-TiAl合金的損傷容限和疲勞強(qiáng)度[3]。

噴丸處理作為一種傳統(tǒng)的表面處理技術(shù)，已在各種合金的表面硬化和改性中得到了應(yīng)用，它可以顯著提高材料的損傷容限和疲勞強(qiáng)度[4]，這主要是因?yàn)榻?jīng)過(guò)噴丸處理的材料表層會(huì)產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力[5]。Zhao等[6]用實(shí)驗(yàn)方法研究了噴丸和退火處理后γ-TiAl合金表面重結(jié)晶的過(guò)程。研究發(fā)現(xiàn)，噴丸處理后，在γ-TiAl合金表面產(chǎn)生了較大的殘余壓應(yīng)力，從而有效地減少了裂紋的產(chǎn)生，提高了合金在室溫下的疲勞壽命。Bagherifard等[7]研究發(fā)現(xiàn)，在噴丸過(guò)程中，當(dāng)玻璃或硬質(zhì)鋼制的小尺寸顆粒對(duì)彈塑性薄板材料進(jìn)行多次沖擊時(shí)，材料表面會(huì)產(chǎn)生一定的壓縮應(yīng)力，從而提高了材料的疲勞壽命和強(qiáng)度。Takahashi等[8]研究了7075鋁合金經(jīng)過(guò)不同噴丸強(qiáng)度處理后的疲勞壽命，證實(shí)了由噴丸所產(chǎn)生的加工硬化效應(yīng)能夠有效地提高7075鋁合金的疲勞強(qiáng)度。Ahmed等[9]研究了噴丸對(duì)Ti-6Al-4V合金力學(xué)性能和腐蝕行為的影響，結(jié)果表明噴丸使Ti-6Al-4V合金近表面的硬度和殘余壓應(yīng)力達(dá)到了最大值。Xie等[10]利用有限元法和實(shí)驗(yàn)方法驗(yàn)證了鈦基復(fù)合材料在噴丸處理后的殘余應(yīng)力分布，結(jié)果表明噴丸處理后受噴基體中引入的殘余壓應(yīng)力提高了基體的屈服強(qiáng)度。Ikushima等[11]提出了一種基于顯式有限元的動(dòng)態(tài)分析方法，研究發(fā)現(xiàn)，X射線衍射測(cè)得的殘余應(yīng)力分布與用顯式有限元分析得到的殘余應(yīng)力分布結(jié)果相吻合。眾多學(xué)者采用有限元與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了噴丸對(duì)材料表面殘余應(yīng)力和疲勞強(qiáng)度的影響，然而對(duì)噴丸過(guò)程中材料微觀缺陷演化的研究較少。事實(shí)上，在分析殘余應(yīng)力分布的過(guò)程中，有必要研究微觀缺陷的演化過(guò)程。Sun等[12]研究了殘余應(yīng)力對(duì)單晶銅薄膜塑性的影響，發(fā)現(xiàn)位錯(cuò)深度和滑移方向隨殘余應(yīng)力分布狀態(tài)的不同而不斷地發(fā)生變化。Sun等[13]研究了納米壓痕過(guò)程中的殘余應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力對(duì)塑性變形過(guò)程中的位錯(cuò)演化有明顯的影響。由于通過(guò)有限元和實(shí)驗(yàn)方法分析噴丸過(guò)程中材料微觀缺陷的演化很困難，且分子動(dòng)力學(xué)模擬是研究小尺度加工過(guò)程的有效方法，而本文所研究的噴丸過(guò)程就屬于小尺度加工過(guò)程[14]，因此本文采用分子動(dòng)力學(xué)方法研究在不同噴丸參數(shù)下γ-TiAl合金中微觀缺陷的動(dòng)態(tài)演化過(guò)程和殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。

1 計(jì)算模型和模擬方法

1.1γ-TiAl合金晶體結(jié)構(gòu)

不同于一般的FCC (face center cubic/face-centered cubi) 結(jié)構(gòu)，γ-TiAl合金具有L10型面心四方FCT (face center tetragonal) 晶體結(jié)構(gòu),如圖1所示[15]。x，y，z軸的晶向分別為[100]、[010]、[001]。

圖1 γ-TiAl合金的晶胞結(jié)構(gòu)

1.2 計(jì)算模型

計(jì)算模型如圖2所示，γ-TiAl合金基體尺寸為14 nm×14 nm×14 nm，含有164 000個(gè)原子。γ-TiAl合金基體自上而下分為3層，分別為邊界層、恒溫層、牛頓層。邊界層位于基體的最底層，用于固定受噴基體；恒溫層主要用來(lái)吸收基體在受噴過(guò)程中產(chǎn)生的熱量；牛頓層的原子受到噴丸的沖擊后，將產(chǎn)生較大的應(yīng)力應(yīng)變。為了避免尺寸效應(yīng)，x和y方向均采用周期性邊界條件。整個(gè)模擬過(guò)程采用微正則系綜(NVE)，步長(zhǎng)為0.000 5 ps。噴丸過(guò)程分為馳豫和噴丸兩部分，充分馳豫后，沿z軸方向進(jìn)行噴丸，晶向?yàn)閇001]。為了縮短計(jì)算時(shí)間，模擬過(guò)程中的噴丸均采用半球形丸粒。由于與基體材料相比，丸體具有較大的剛度和硬度，因此建模過(guò)程中將丸體視為剛體。當(dāng)丸體半徑不同時(shí)，噴丸包含的原子數(shù)也不同，其參數(shù)取值根據(jù)參考文獻(xiàn)[16]和[17]設(shè)置，具體見(jiàn)表1。

圖2 噴丸模型

表1 噴丸半徑及噴丸速度取值

1.3 勢(shì)函數(shù)的選取

選取Morse勢(shì)[18-19]描述噴丸丸體與γ-TiAl合金基體原子之間的作用力，其表達(dá)式為：

u(rij)=D{exp[-2α(rij-r0)]-

2exp[-α(rij-r0)]}

(1)

式中：u(rij)為原子i與原子j之間的勢(shì)能，i和j可以是相同原子,也可以是不同原子；D為結(jié)合能；α為勢(shì)能曲線梯度系數(shù)；r0為平衡狀態(tài)下的原子間距，rij為原子i與原子j之間的距離。

選取EAM勢(shì)來(lái)描述γ-TiAl合金原子間的相互作用力[20]，系統(tǒng)的總能量E表示為：

(2)

式(2)右邊第1項(xiàng)是關(guān)于原子間電子云密度ρi的嵌入能函數(shù)，其中ρi為原子處的電子云密度；第2項(xiàng)表示原子i和j之間的對(duì)勢(shì)。Zope等[21]通過(guò)EAM勢(shì)函數(shù)得到了γ-TiAl合金的特性并且與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)晶格參數(shù)a0和c及內(nèi)聚能E0、c/a0的值均與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有很好的一致性，彈性常數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)也較為吻合。這也是本文選擇EAM勢(shì)的原因。

1.4 殘余應(yīng)力的定義與分類

模擬系統(tǒng)中各原子間的等效應(yīng)力采用維里應(yīng)力法，該方法是一種測(cè)量原子尺度上機(jī)械應(yīng)力的方法[22-24]。殘余應(yīng)力是在消除外力或不均勻的溫度場(chǎng)等作用后仍殘留在物體內(nèi)的一種自相平衡的內(nèi)應(yīng)力，根據(jù)其自平衡范圍，殘余應(yīng)力一般可分為3類：第一類是在比材料晶粒尺寸大的尺度上構(gòu)件體內(nèi)形成的宏觀殘余應(yīng)力；第二類是在單個(gè)晶粒的尺度上變化的微觀殘余應(yīng)力；第三類是晶粒內(nèi)存在的微觀殘余應(yīng)力[25]。本文研究的殘余應(yīng)力是第三類殘余應(yīng)力，主要通過(guò)分析沿x,y,z3個(gè)方向的正應(yīng)力來(lái)表征γ-TiAl合金基體中的殘余應(yīng)力。

1.5 分析方法

模擬結(jié)果的可視化通過(guò)Ovito (open visualization tool)軟件來(lái)實(shí)現(xiàn)，而噴丸過(guò)程中γ-TiAl合金基體中微觀缺陷的演化采用DXA(dislocation extraction algorithm)進(jìn)行分析。為了研究噴丸過(guò)程中基體表面及近表面的殘余應(yīng)力分布規(guī)律，采用Ovito中的Bin and reduce方法輸出殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)，用MATLAB繪制應(yīng)力變化曲線圖。

2 結(jié)果與分析

2.1 噴丸量對(duì)微觀缺陷演化及殘余應(yīng)力分布的影響

2.1.1不同噴丸量下的應(yīng)力分布

噴丸與受噴基體的相互作用會(huì)導(dǎo)致原子間應(yīng)力的變化，進(jìn)而影響基體中位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，因此本文采用單個(gè)噴丸來(lái)回噴射的方式研究基體中的應(yīng)力分布情況。三次噴丸過(guò)程中受噴基體的等效應(yīng)力分布如圖3所示，一個(gè)噴丸周期為20 ps，圖中10 ps、30 ps和50 ps為不同噴丸量下噴丸到達(dá)最深位置處的時(shí)間點(diǎn)，20 ps、40 ps和60 ps為噴丸回彈到開始噴丸位置處的時(shí)間點(diǎn)。不同噴丸量下，對(duì)應(yīng)最大噴丸深度處的等效應(yīng)力分別為65.25 GPa、67.04 GPa和68.80 GPa，應(yīng)力層深度分別為2.5 nm、3.0 nm和3.0 nm， 噴丸回彈到開始噴丸位置處的等效應(yīng)力分別為60.03 GPa、63.46 GPa和64.52 GPa，應(yīng)力層深度分別為0.8 nm、1.2 nm和1.6 nm。結(jié)果表明：噴丸量越大，等效應(yīng)力越大，應(yīng)力層越深。

圖4為噴丸過(guò)程中應(yīng)力和位錯(cuò)長(zhǎng)度隨模擬時(shí)間的變化圖，圖中包括赫斯位錯(cuò)、肖克萊不全位錯(cuò)、壓桿位錯(cuò)和全位錯(cuò)。噴丸從開始噴射位置逐步射入至最深位置，基體的應(yīng)力值不斷增大；噴丸又從最深位置回彈到開始噴射位置，基體的應(yīng)力值逐步減小。不同噴丸量下，對(duì)應(yīng)噴丸到達(dá)最深位置處時(shí)基體的應(yīng)力分別為-42.35 GPa、-43.02 GPa和-50.00 GPa，對(duì)應(yīng)噴丸到達(dá)開始噴射位置處時(shí)基體的應(yīng)力分別為-8.26 GPa、-10.33 GPa和-12.18 GPa，因此無(wú)論噴丸到達(dá)最深位置處還是回彈到開始噴射位置處，基體中的應(yīng)力總是隨噴丸量的增加而增大。這主要是因?yàn)椋瑖娡鑿拈_始噴射位置射入到最深位置的過(guò)程中，位錯(cuò)線總長(zhǎng)度增加，而從最低位置回彈到開始噴射位置處的過(guò)程中，位錯(cuò)線總長(zhǎng)度減小，但隨噴丸量的增加，噴丸回彈到開始噴射位置處時(shí)的位錯(cuò)線總長(zhǎng)度依次增大。表2列出了不同噴丸量下的位錯(cuò)線總長(zhǎng)度。結(jié)合圖4和表2可以看出，隨著噴丸量的增加，基體的應(yīng)力和位錯(cuò)線的總長(zhǎng)度以相同的趨勢(shì)變化。

圖3 不同噴丸頻率下基體的等效應(yīng)力分布

圖4 應(yīng)力隨模擬時(shí)間的變化圖

表2 不同噴丸時(shí)間下的位錯(cuò)線長(zhǎng)度

位錯(cuò)線密度與位錯(cuò)線長(zhǎng)度增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致，這是因?yàn)槲诲e(cuò)線長(zhǎng)度和位錯(cuò)線密度存在以下關(guān)系，即位錯(cuò)密度ρ的表達(dá)式為[26]:

(3)

式中：L為位錯(cuò)線的總長(zhǎng)度；V為受噴基體的體積。從式(3)中可以看出，當(dāng)受噴基體的體積一定時(shí)，位錯(cuò)線長(zhǎng)度與位錯(cuò)線密度成正比，且隨著噴丸量的增加，基體的應(yīng)力和位錯(cuò)線的總長(zhǎng)度以相同的趨勢(shì)變化。因此，位錯(cuò)線密度隨噴丸量的變化規(guī)律與應(yīng)力隨噴丸量的增加而依次增大的規(guī)律一致，噴丸過(guò)程中的應(yīng)力與位錯(cuò)線密度之間存在密切的關(guān)系。

2.1.2不同噴丸量下的微觀缺陷演化

圖5為不同位錯(cuò)類型的位錯(cuò)線長(zhǎng)度隨模擬時(shí)間的變化圖。隨噴丸量的增加，1/6[112]型肖克萊不全位錯(cuò)線、 1/6[110]型壓桿位錯(cuò)線和總位錯(cuò)線的長(zhǎng)度均基本呈增加的趨勢(shì)，在第一次與第三次噴丸時(shí)，1/6[112]型肖克萊不全位錯(cuò)線的長(zhǎng)度均大于1/6[110]型壓桿位錯(cuò)線，但在第二次噴丸中，1/6[112]型肖克萊不全位錯(cuò)線長(zhǎng)度小于1/6[110]壓桿位錯(cuò)線的長(zhǎng)度，這主要是由于在位錯(cuò)反應(yīng)的過(guò)程中，一部分1/6[112]型肖克萊不全位錯(cuò)會(huì)被消耗，反應(yīng)生成1/6[110]型壓桿位錯(cuò)。另外，第三次噴丸所得的1/6[110]型壓桿位錯(cuò)長(zhǎng)度相對(duì)于第二次的有所降低，這主要是因?yàn)榈谌螄娡钑r(shí)，隨噴丸時(shí)間的延長(zhǎng)，1/6[110]型壓桿位錯(cuò)分解，形成了更多的1/6[112]型肖克萊不全位錯(cuò)。

圖5 位錯(cuò)長(zhǎng)度隨模擬時(shí)間的變化圖

噴丸過(guò)程中，不僅有各種類型的位錯(cuò)產(chǎn)生，還伴隨著層錯(cuò)和層錯(cuò)四面體的形成。層錯(cuò)四面體是一種典型的體缺陷，通常發(fā)生在變形的面心立方金屬中，它由堆垛層錯(cuò)和壓桿位錯(cuò)組成。圖6為噴丸過(guò)程中層錯(cuò)四面體的演化過(guò)程。圖6(a)中的赫斯位錯(cuò)與壓桿位錯(cuò)具有相似的性質(zhì)，它可以為位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)提供阻力，從而提高材料強(qiáng)度。圖6(a)中的赫斯位錯(cuò)分解為圖6(b)中的肖克萊不全位錯(cuò)時(shí)滿足位錯(cuò)反應(yīng)的幾何和能量條件，如式(4)和式(5)所示[26]：

∑bi=∑bk

(4)

(5)

式中：bi為反應(yīng)前諸位錯(cuò)的柏氏矢量之和；bk為反應(yīng)后諸位錯(cuò)的柏氏矢量之和。因此，1/3[001]型赫斯位錯(cuò)可以分解為1/6[-211]和1/6[2-11]型肖克萊不全位錯(cuò)，如式(6)所示。

1/3[001]→1/6[-211]+1/6[2-11]

(6)

圖6(c)中產(chǎn)生了大片的內(nèi)稟型層錯(cuò)，并且與周圍的壓桿位錯(cuò)組成了層錯(cuò)四面體的基本輪廓；圖6(d)中的1/6[-2-11]和1/6[12-1]型肖克萊不全位錯(cuò)反應(yīng)生成了1/6[-110]型壓桿位錯(cuò)，如式(7)所示。

同時(shí)還要對(duì)采購(gòu)人員進(jìn)行嚴(yán)格的規(guī)范，保證產(chǎn)品的可靠性。同時(shí)產(chǎn)品的類型和結(jié)構(gòu)能夠在保證可靠性的基礎(chǔ)上，選用經(jīng)濟(jì)合理的原材料，設(shè)計(jì)出比較經(jīng)濟(jì)的生產(chǎn)模式。設(shè)計(jì)同時(shí)應(yīng)該考慮到操作的簡(jiǎn)易性和維修的方便性。產(chǎn)品的形式和類型的不同也影響著產(chǎn)品的經(jīng)濟(jì)性能，在設(shè)計(jì)時(shí)這些方面需要一一考慮到，遺漏任何一個(gè)方面對(duì)其設(shè)備整體的可靠性都帶來(lái)一定的影響。在滿足產(chǎn)品技術(shù)要求的前提下，采取經(jīng)濟(jì)合理的原材料以及元器件，以降低成本；構(gòu)思要全面，設(shè)計(jì)產(chǎn)品的結(jié)構(gòu)要周密，確保產(chǎn)品的良好操作維修性能，確保其設(shè)計(jì)科學(xué)合理性；生產(chǎn)過(guò)程要嚴(yán)格按照要求來(lái)進(jìn)行，保質(zhì)保量的完成生產(chǎn)，要控制好其生產(chǎn)的數(shù)量，確保其可靠性。

1/6[-2-11]+1/6[12-1]→1/6[-110]

(7)

隨著反應(yīng)的進(jìn)行，圖6(e)中的肖克萊不全位錯(cuò)減少，壓桿位錯(cuò)增多，這主要是因?yàn)樵谏蓧簵U位錯(cuò)的過(guò)程中，消耗了大量的肖克萊不全位錯(cuò)。大量的壓桿位錯(cuò)為層錯(cuò)四面體的形成提供了條件。圖6(f)中，內(nèi)稟型層錯(cuò)增多，對(duì)之前生成的壓桿位錯(cuò)起到了支撐作用，從而形成了完整的層錯(cuò)四面體。隨著噴丸時(shí)間的進(jìn)一步增加，內(nèi)稟型層錯(cuò)數(shù)目減小，層錯(cuò)四面體開始分解，如圖6(g)所示。但是在層錯(cuò)四面體分解的過(guò)程中，1/6[11-2]型肖克萊不全位錯(cuò)與1/3[111]型弗萊克位錯(cuò)反應(yīng)生成了1/2[110]型全位錯(cuò)，如式(8)所示。最終，層錯(cuò)四面體坍塌，如圖6(h)所示。

1/6[11-2]+1/3[111]→1/2[110]

(8)

2.1.3不同噴丸量下的殘余應(yīng)力分布

圖7分別為用x和y方向正應(yīng)力σxx和σyy分析殘余應(yīng)力時(shí)，殘余應(yīng)力沿x和y軸的分布曲線。在第一次和第三次噴丸后，殘余應(yīng)力都是殘余壓應(yīng)力，這是因?yàn)榛w在丸體的作用下發(fā)生了很大的塑性變形。此外，最大殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)在基體表面的中心，并且第三次噴丸的最大殘余壓應(yīng)力大于第一次噴丸。然而，在第二次噴丸后，遠(yuǎn)離基體中心的殘余應(yīng)力是殘余拉應(yīng)力，這主要是由于基體與丸體之間存在明顯的黏附現(xiàn)象，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是：真實(shí)的粒子不可能呈現(xiàn)出完全剛性，無(wú)論是在外界壓力還是在表面吸引力的作用下，一旦與基體接觸，粒子便會(huì)發(fā)生彈性變形，因此即使沒(méi)有任何外界的壓力，粒子與基體表面的接觸面積也不為零，并且當(dāng)機(jī)器或設(shè)備的尺寸較小時(shí)，黏附、摩擦和磨損對(duì)其性能的影響相對(duì)較大[27]。本文研究的是微納觀尺度下的噴丸過(guò)程，整個(gè)模型尺寸較小，因此更容易出現(xiàn)黏附現(xiàn)象。

圖6 層錯(cuò)四面體的演化過(guò)程

圖7 不同噴丸量下的殘余應(yīng)力分布

圖8是用z方向正應(yīng)力σzz分析殘余應(yīng)力時(shí)殘余應(yīng)力沿深度方向的分布曲線。由圖可知，隨噴丸深度的增加殘余應(yīng)力迅速增大，并且在基體近表面處達(dá)到殘余應(yīng)力的最大值，這是由于基體受到噴丸的擠壓作用，能量積累，達(dá)到了位錯(cuò)形核的條件，因此在基體的近表面處有大量的位錯(cuò)及層錯(cuò)產(chǎn)生，隨后位錯(cuò)發(fā)射，殘余應(yīng)力達(dá)到峰值。然后，由于噴丸回彈，能量釋放，正負(fù)位錯(cuò)相遇發(fā)生湮滅，位錯(cuò)密度和殘余壓應(yīng)力急劇下降。最后，隨基體深度的增加，噴丸對(duì)基體的作用力減小，導(dǎo)致遠(yuǎn)離噴丸一側(cè)的基體中沒(méi)有缺陷產(chǎn)生，殘余應(yīng)力再無(wú)明顯波動(dòng)。Pengtao等[28]也得出了類似的結(jié)果。因此，在噴丸過(guò)程中，殘余應(yīng)力的波動(dòng)與位錯(cuò)形核和湮沒(méi)密切相關(guān)。此外，隨著噴丸量的增加，最大殘余應(yīng)力值增大，最大殘余應(yīng)力層深度也加深，這是由于噴丸量越高，近表面處的位錯(cuò)密度就越大，并且產(chǎn)生位錯(cuò)的位置也越深,如圖8所示。

圖8 不同噴丸量下的殘余應(yīng)力分布

總之，隨噴丸量的增加，最大殘余應(yīng)力值及最大殘余應(yīng)力層的深度都增大，并且殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力，這主要是塑性變形程度增大的結(jié)果。因此，為了增大工件表層的殘余壓應(yīng)力，合理增加噴丸量是比較有效的方法。

2.2 噴丸半徑對(duì)殘余應(yīng)力分布的影響

2.2.1不同噴丸半徑下的應(yīng)力分布

噴丸半徑r分別為1.8 nm、2.3 nm和2.8 nm時(shí)，對(duì)應(yīng)受噴基體中的等效應(yīng)力分布云圖如圖9所示。由圖可見(jiàn)，不同噴丸半徑所對(duì)應(yīng)的基體最大噴深處的等效應(yīng)力分別為55.93 GPa、60.10 GPa和68.80 GPa，應(yīng)力層深度分別為2.5 nm、2.8 nm和3.0 nm，如圖9(a1)、9(b1)、9(c1)所示；噴丸回彈到原位置處后基體的等效應(yīng)力分別為50.76 GPa、55.73 GPa和64.52 GPa，應(yīng)力層深度分別為0.8 nm、1.2 nm和1.6 nm，如圖9(a2)、9(b2)、9(c2)所示。分析結(jié)果表明：隨著噴丸半徑的增大，對(duì)應(yīng)的等效應(yīng)力及應(yīng)力層深度也增大。

通過(guò)分析不同噴丸半徑下的微觀缺陷演化，發(fā)

圖9 不同噴丸半徑下基體的等效應(yīng)力分布

現(xiàn)噴丸過(guò)程中的應(yīng)力分布與位錯(cuò)密度之間存在密切的關(guān)系，此結(jié)論與前述得出的結(jié)論一致。具體的分析過(guò)程與不同噴丸量下分析微觀缺陷演化的過(guò)程一致，這里不再贅述。

2.2.2不同噴丸半徑下的殘余應(yīng)力分布

圖10為用z方向正應(yīng)力σzz分析殘余應(yīng)力時(shí)不同噴丸半徑下的殘余應(yīng)力沿深度方向的分布曲線。由圖可知，隨著噴丸深度的增加殘余應(yīng)力迅速增大，并且在基體近表面處達(dá)到殘余應(yīng)力的最大值，然后隨深度的進(jìn)一步增加，殘余應(yīng)力急劇減小，最終趨于穩(wěn)定。分析圖中數(shù)據(jù)可知，隨噴丸半徑的增大，最大殘余應(yīng)力值和最大殘余應(yīng)力層深度也增大，這一結(jié)果與文獻(xiàn)[29]得出的結(jié)論一致。另外，殘余應(yīng)力的波動(dòng)與受噴基體中的微觀缺陷演化密切相關(guān)，而在不同噴丸半徑下，基體近表面的微觀缺陷演化過(guò)程與不同噴丸量下的幾乎一致，這里不再詳述。

圖10 不同半徑下的殘余應(yīng)力分布

綜上所述，噴丸半徑越大產(chǎn)生的最大殘余應(yīng)力就越大，最大殘余應(yīng)力層也越深，并且殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力，這主要是受噴工件塑性變形程度增大的結(jié)果。因此，為了增加工件表層的殘余壓應(yīng)力，也可以合理地增加噴丸半徑。

3 結(jié)論

本文利用分子動(dòng)力學(xué)方法研究了不同噴丸參數(shù)下γ-TiAl合金中的微觀缺陷演化和殘余應(yīng)力分布規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1)隨著位錯(cuò)密度的增加以及層錯(cuò)和層錯(cuò)四面體的形成，基體殘余應(yīng)力逐漸增大；隨著噴丸的回彈，能量釋放，正負(fù)位錯(cuò)相遇發(fā)生湮滅，導(dǎo)致位錯(cuò)密度和基體殘余壓應(yīng)力急劇減小。因此，在噴丸過(guò)程中，殘余應(yīng)力的波動(dòng)與位錯(cuò)的形核和湮滅有密切的關(guān)系。

2)噴丸量和噴丸半徑越大，基體的最大殘余應(yīng)力值就越大，最大殘余應(yīng)力層也越深，并且殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力。

3)噴丸工藝可以使材料產(chǎn)生一定大小的殘余壓應(yīng)力，而殘余壓應(yīng)力可以中和掉一部分其他加工方式所產(chǎn)生的材料內(nèi)部的拉應(yīng)力，從而提高材料強(qiáng)度。