蔡晉，Kiplagat Collins Cherutich，李威，師俊東，林爽

（1.沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院，沈陽(yáng) 110136；2.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015）

粉末冶金高溫合金因晶粒細(xì)小、組織均勻等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤、壓氣機(jī)盤、渦輪軸等高溫承力轉(zhuǎn)動(dòng)部件。FGH97 粉末高溫鎳基合金是我國(guó)研制的與俄羅斯EP741NP 牌號(hào)相近的合金。工作溫度下的抗疲勞性能是FGH97 合金的重要特征之一，而夾雜物、表面形貌不均勻等缺陷的存在，對(duì)粉末冶金高溫合金的疲勞壽命有嚴(yán)重的負(fù)面影響，因此通常采用噴丸強(qiáng)化提高FGH97 合金承受循環(huán)載荷、微動(dòng)磨損和應(yīng)力腐蝕的抵抗力[1-2]。

針對(duì)噴丸對(duì)材料疲勞性能的影響，S. Bagherifard等[3-4]通過旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)評(píng)估了噴丸納米層對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響，結(jié)果顯示，與低粗糙度噴丸試樣相比，較高的粗糙度降低了疲勞壽命，增加了結(jié)果的離散度，降低了疲勞預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性，提出了控制噴丸參數(shù)降低粗糙度以改善疲勞性能的重要性。Y. Akiniwa[5]與A. K. Gujba 等[6]的研究表明，對(duì)于承受疲勞載荷的構(gòu)件，表面粗糙度會(huì)部分抵消殘余壓應(yīng)力場(chǎng)的優(yōu)勢(shì)，并導(dǎo)致疲勞強(qiáng)度降低，在特定點(diǎn)上引起應(yīng)力集中，從而加速裂紋萌生。Wen Ai-ling 等[7]研究了噴丸強(qiáng)化對(duì)疲勞強(qiáng)度的改善作用，結(jié)果表明，噴丸及復(fù)合噴丸強(qiáng)化對(duì)可以顯著提高目標(biāo)材料的疲勞極限，同時(shí)提出了材料表面狀態(tài)的控制是影響疲勞壽命、疲勞裂紋萌生及擴(kuò)展的關(guān)鍵。G. G. Feldmann 等[8]提出航空發(fā)動(dòng)機(jī)的旋轉(zhuǎn)部件需采用噴丸處理，以抑制裂紋的萌生和擴(kuò)展，但噴丸引起的表面粗糙度增加會(huì)降低翼型的空氣動(dòng)力學(xué)效率，因此需要研究噴丸工藝參數(shù)以控制表面粗糙度分布在設(shè)計(jì)要求的使用區(qū)間。何家文[9-10]對(duì)噴丸引起的形變納米化組織結(jié)構(gòu)及相關(guān)性能的研究表明，高強(qiáng)度噴丸后表面特征的劇烈塑性變化，導(dǎo)致塑性大幅下降，粗糙度急劇提高，過噴丸使疲勞強(qiáng)度顯著下降，導(dǎo)致零件失效幾率增加，因此對(duì)目標(biāo)材料表面質(zhì)量的控制極為重要，同時(shí)基于表面形變各影響因素對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展作用的試驗(yàn)，提出殘余壓應(yīng)力是提高疲勞性能的主導(dǎo)因素，這一結(jié)論與美國(guó)空軍研究院[11]、巴西大學(xué)[12]及英國(guó)拉夫堡大學(xué)[13]的研究結(jié)果相似。

針對(duì)噴丸對(duì)材料耐蝕性的影響，A. A. Ahmed[14]與C. Aparicio 等[15]提出耐腐蝕性能與表面粗糙度有關(guān)，較高的表面粗糙度和不均勻性可以為破壞鈍化膜提供作用點(diǎn)，腐蝕電流密度與粗糙度之間呈線性關(guān)系。英國(guó)Rolls-Royce 公司與斯旺西大學(xué)羅羅技術(shù)研究中心[16]研究了鎳基合金噴丸后的熱腐蝕行為，結(jié)果表明，未噴丸試件表面粗糙度較低，可以減少S 的擴(kuò)散，提高表面含Cr 氧化層的附著力，而噴丸試件表面產(chǎn)生彎曲應(yīng)力，同時(shí)較高的表面粗糙度誘導(dǎo)產(chǎn)生氧化裂紋，一旦氧化膜破裂，腐蝕性物質(zhì)攻擊基質(zhì)導(dǎo)致耐蝕性降低。

S. Kumar 等[17]的研究表明，與其他表面處理工藝相比，超聲噴丸（USP，Ultrasonic shot peening）處理結(jié)果具有較低的表面粗糙度，通過產(chǎn)生較低的表面粗糙度和有利的殘余壓應(yīng)力場(chǎng)，提高了合金材料的疲勞性能。德國(guó)MTU 公司和克勞斯塔爾技術(shù)大學(xué)[18]在兩種噴丸強(qiáng)度下對(duì)超聲噴丸與傳統(tǒng)噴丸進(jìn)行比較研究，結(jié)果表明，噴丸強(qiáng)度相同時(shí)且覆蓋率為100%的情況下，超聲噴丸的表面粗糙度明顯小于傳統(tǒng)噴丸。法國(guó)Sonats 和日本東京精工[19]研究了超聲噴丸對(duì)高強(qiáng)鋼疲勞極限的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明，超聲噴丸處理后樣品的表面粗糙度低于傳統(tǒng)噴丸獲得的表面粗糙度，并認(rèn)為造成結(jié)果差異的原因是超聲噴丸的彈丸沖擊速度要比氣動(dòng)噴丸的速度小。M. Taro 等[20]將有限元結(jié)果與超聲噴丸表面粗糙度測(cè)量結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了仿真模型的有效性，針對(duì)常用金屬材料的超聲噴丸工藝參數(shù)范圍，給出了工藝參數(shù)對(duì)表面粗糙度及幾何形貌的影響。劉輝等[21]基于有限元仿真研究了超聲噴丸與傳統(tǒng)噴丸的表面應(yīng)力場(chǎng)，證實(shí)了超聲噴丸具有較低的表面粗糙度以及較深的殘余壓應(yīng)力層。蔡晉等[22]基于仿真結(jié)合試驗(yàn)研究了腔室形狀對(duì)超聲噴丸沖擊力分布的影響，研究表明，改變超聲噴丸腔室形狀及振幅可以控制零件目標(biāo)區(qū)域的均勻強(qiáng)化。王業(yè)輝等[23]研究了超聲噴丸工藝參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響，結(jié)果顯示，改變超聲噴丸工藝參數(shù)可以控制表面殘余應(yīng)力及殘余應(yīng)力層的深度范圍。楊天南等[24]通過有限元方法研究并預(yù)測(cè)了超聲噴丸表面的基本幾何輪廓變化規(guī)律，建立了應(yīng)力覆蓋范圍與幾何形貌及覆蓋率之間的關(guān)系。以上超聲噴丸強(qiáng)化工藝的研究集中在覆蓋率、殘余應(yīng)力、力學(xué)影響等方面，在表面形貌的探究中僅對(duì)單一粗糙度參數(shù)進(jìn)行基于不同工藝的數(shù)值仿真對(duì)比，沒有從試驗(yàn)、前后道工序等角度綜合評(píng)估超聲噴丸對(duì)表面粗糙度的影響，且強(qiáng)化材料多為鈦合金，而在粉末高溫合金超聲噴丸粗糙度領(lǐng)域仍需進(jìn)一步探究。因此，本文通過試驗(yàn)結(jié)合仿真技術(shù)，探究不同噴丸強(qiáng)度下，F(xiàn)GH97 粉末高溫合金超聲噴丸后的表面粗糙度變化規(guī)律，并建立超聲噴丸有限元粗糙度預(yù)測(cè)模型，實(shí)現(xiàn)FGH97 粉末高溫合金超聲噴丸后表面粗糙度的數(shù)值評(píng)估。

1 試驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)材料為FGH97 粉末高溫合金，采用真空感應(yīng)爐熔煉棒，等離子旋轉(zhuǎn)電極工藝制粉。經(jīng)熱等靜壓成形熱處理后獲得材料毛坯。將粉末高溫合金板材切割成50 mm×60 mm×5 mm 的試樣。熱處理制度為1200 ℃保溫8 h，爐冷到1170 ℃；870 ℃保溫32 h，空冷至室溫。FGH97 的化學(xué)成分如表1 所示，F(xiàn)GH97試樣噴丸前表面狀態(tài)如圖1 所示。

圖1 FGH97 試樣超聲噴丸前的表面狀態(tài)Fig.1 Surface state of FGH97 sample before ultrasonic shot peening

表1 FGH97 粉末高溫合金的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of FGH97 powder superalloywt%

1.2 超聲噴丸處理

對(duì)FGH97 粉末高溫合金試樣進(jìn)行超聲噴丸處理，采用氧化鋯陶瓷彈丸，彈丸直徑為2.5 mm，彈丸數(shù)目為500 個(gè)，振幅分別為40 μm 與60 μm，噴丸強(qiáng)度分別為0.13 A 與0.18 A。FGH97 粉末高溫合金超聲噴丸工藝參數(shù)如表2 所示。

表2 FGH97 粉末高溫合金超聲噴丸工藝參數(shù)Tab.2 Ultrasonic shot peening process parameters of FGH97 powder superalloy

1.3 粗糙度檢測(cè)

采用VHX-900 表面輪廓儀測(cè)定試樣的表面粗糙度Ra（輪廓平均算數(shù)偏差）與Rz（輪廓最大高度）。其中Ra的表達(dá)式見式(1)，其中Y=f(x)表示采樣長(zhǎng)度內(nèi)的峰值高度。

另一個(gè)在研究中被廣泛認(rèn)可的表面參數(shù)是Rz，即剖面的最大高度，定義為采樣長(zhǎng)度內(nèi)最大剖面峰高（Rp）和最大剖面谷深（Rv）之和[25-26]。根據(jù)其定義，Rz是形貌的極值特征值。Rz的表達(dá)式為：

每個(gè)試樣取10 條測(cè)量線（橫向5 條，縱向5 條），每條線測(cè)5 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，即每個(gè)試樣表面測(cè)量50 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)（橫向25 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)、縱向25 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)），分別測(cè)量每個(gè)點(diǎn)的Ra（輪廓平均算數(shù)偏差）與Rz（輪廓最大高度）。

采用變異系數(shù)V定義粗糙度均值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差，設(shè)X1,X2, ···,Xn為總體N（μ,S2）的隨機(jī)樣本。分別采用25 個(gè)值（所有數(shù)據(jù)點(diǎn)）、10 個(gè)極值、5 個(gè)極值，計(jì)算0.13 A 與0.18 A 噴丸強(qiáng)度下試樣表面橫向與縱向粗糙度均值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差，以反映不同極值數(shù)據(jù)測(cè)量數(shù)目下粗糙度值的離散度波動(dòng)情況。

樣本標(biāo)準(zhǔn)差S為：

變異系數(shù)V為：

2 有限元模型的建立

2.1 本構(gòu)模型

在超聲噴丸過程中，材料的屈服應(yīng)力和屈服極限在不同的應(yīng)變速率下將發(fā)生改變，F(xiàn)GH97 粉末高溫合金材料的塑性參數(shù)采用Johnson-Cook 模型（在材料定義時(shí)選擇Rate dependent）。材料的屈服極限用為[27]：

式中：σ為材料應(yīng)力；A為材料靜態(tài)屈服應(yīng)力；B為材料應(yīng)變冪指系數(shù)；ε為材料等效塑性應(yīng)變；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；C為應(yīng)變率敏感系數(shù)；為應(yīng)變影響因子；T*為溫度影響因子；m為溫度敏感性系數(shù)。設(shè)置材料熔點(diǎn)和參考溫度（一般取室溫），相應(yīng)的參數(shù)見表3。

表3 FGH97 材料本構(gòu)模型參數(shù)Tab.3 Parameters of material constitutive model of FGH97

2.2 模型尺寸及邊界條件

試件尺寸為50 mm×60 mm×5 mm，單元類型采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，下表面1 mm 層深單元尺寸采用 0.5 mm×0.5 mm×0.05 mm，向上逐漸增加至0.5 mm×0.5 mm×0.5 mm，網(wǎng)格類型為C3D8R。腔室尺寸為156 mm×136 mm×116 mm，壁厚為8 mm，網(wǎng)格尺寸為8 mm，網(wǎng)格類型為C3D8R（采用剛性體約束，不考慮變形），振動(dòng)頭單元尺寸為7 mm，網(wǎng)格類型為C3D8R（采用剛性體約束，不考慮變形）。超聲噴丸數(shù)值模型如圖2 所示。

圖2 超聲噴丸材料流動(dòng)與粗糙度場(chǎng)數(shù)值分析示意圖Fig.2 Schematic diagram of numerical analysis of ultrasonic shot peening material flow and roughness field: (a) spheres distribution and motion vector field; (b) spheres and sample; (c) ultrasonic shot peening device; (d) surface equivalent strain field; (e) surface material flow; (f) surface roughness field

3 結(jié)果與討論

3.1 超聲噴丸表面粗糙度的數(shù)值評(píng)估

采用噴丸強(qiáng)度0.18 A 的超聲噴丸試驗(yàn)工藝參數(shù)，對(duì)試樣表面進(jìn)行超聲噴丸數(shù)值仿真，放大試樣表面豎直方向變形，分析超聲噴丸表面宏觀形貌。圖3a 為超聲噴丸表面粗糙度形貌的透視化反饋，反映出超聲噴丸表面宏觀粗糙度形貌較為均勻，并未有較多的孤立峰值與谷值出現(xiàn)。圖3b 為超聲噴丸仿真表面的總體形貌情況，試樣表面沖擊凹坑密度分布均勻，峰谷值在不同的區(qū)域差異較小，試樣邊部區(qū)域的較大變形是由一定程度的應(yīng)力集中引起的。

為了比較數(shù)值模型結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的差異性大小，對(duì)超聲噴丸試樣沿橫向與縱向在位移場(chǎng)中的粗糙度截面分割，沿全局坐標(biāo)系X軸均分截取5 個(gè)粗糙度截面，沿Y軸同樣截取5 個(gè)粗糙度截面，截取方式如圖3c—d 所示。其中圖3c 表示截取試樣橫向表面粗糙度，圖3b 表示截取試樣縱向表面粗糙度?；谇衅砻娣骞戎?，對(duì)超聲噴丸試樣的二維粗糙度值進(jìn)行數(shù)值評(píng)估。

圖3 0.18 A 超聲噴丸仿真試樣的整體形貌Fig.3 Overall morphology of 0.18 A ultrasonic shot peening sample: (a) perspective view of the surface morphology along the X direction; (b) surface morphology; (c) Y direction slice of roughness section; (d) X direction slice of roughness section

根據(jù)公式（1）和公式（2），得出切片1 橫向粗糙度Ra、Rz分別為1.12、4.52 μm，縱向粗糙度Ra、Rz分別為1.14、4.48 μm，同樣方式求出橫縱向粗糙度切片（2～5）的Ra、Rz值，得出橫縱向粗糙度Ra、Rz均值分別為1.02、4.3 μm。由于仿真結(jié)果不受試樣前處理造成的外觀幾何影響，橫縱向粗糙度幾乎不存在方向性，同時(shí)試樣表面除邊緣區(qū)域，其他區(qū)域橫縱向粗糙度差異較小。

3.2 超聲噴丸表面粗糙度的試驗(yàn)評(píng)估

圖4a、圖4b 分別為噴丸強(qiáng)度0.13 A 與0.18 A 超聲噴丸處理后的表面狀態(tài)。隨著噴丸強(qiáng)度的增加，噴丸強(qiáng)度為0.18 A 時(shí)，單位面積內(nèi)的凹坑數(shù)增多，塑性變形分布更均勻，材料表面機(jī)加工痕跡被超聲噴丸凹坑覆蓋的程度較0.13 A 時(shí)更高，沖擊產(chǎn)生的凹坑與周邊凸起區(qū)域的塑性變形程度更明顯。

圖5 為0.13 A 與0.18 A 超聲噴丸試樣表面粗糙度檢測(cè)輪廓形貌，彈丸沖擊試樣表面發(fā)生塑性變形，局部出現(xiàn)凹坑（藍(lán)色）和凸起（紅色）。0.18 A 超聲噴丸試樣表面凹坑周圍凸起高度及凹坑深度明顯高于0.13 A 試樣。表4 統(tǒng)計(jì)了兩種噴丸強(qiáng)度超聲噴丸后的試樣表面橫縱向粗糙度情況，其中兩種噴丸強(qiáng)度下橫向與縱向的Ra、Rz值分別為25 個(gè)，以Ra值體現(xiàn)超聲噴丸后試樣表面整體平均粗糙度輪廓信息，以Rz值體現(xiàn)超聲噴丸試樣表面宏觀輪廓信息，粗糙度統(tǒng)計(jì)顯示，0.13 A 噴丸強(qiáng)度下，橫縱向整體粗糙度Ra、Rz均值分別為0.85、3.85 μm；0.18 A 噴丸強(qiáng)度下，橫縱向整體粗糙度Ra、Rz均值分別為0.96、4.25 μm。兩種噴丸強(qiáng)度下，試樣的橫向粗糙度與縱向粗糙度并不存在明顯的方向性，橫向與縱向每條粗糙度測(cè)量線下平均粗糙度的標(biāo)準(zhǔn)差范圍相近，同一噴丸強(qiáng)度下，每條粗糙度測(cè)量線的平均粗糙度浮動(dòng)不明顯，但標(biāo)準(zhǔn)差浮動(dòng)范圍較大，因此需要進(jìn)一步對(duì)測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行粗糙度均值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差統(tǒng)計(jì)分析。

圖4 超聲噴丸試樣的表面形貌Fig.4 Surface morphology of ultrasonic shot peening sample

圖5 超聲噴丸試樣表面粗糙度檢測(cè)Fig.5 Surface roughness measurement of ultrasonic shot peening sample

表4 超聲噴丸試樣粗糙度Tab.4 Roughness of ultrasonic shot peening sample

圖6 為0.13 A 與0.18 A 超聲噴丸強(qiáng)度下模擬的粗糙度的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)。0.13 A 橫縱向粗糙度統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，25 個(gè)測(cè)量值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差雖然較小，但橫縱向存在約2%的浮動(dòng)；10個(gè)極值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差基本穩(wěn)定在10.4%附近，橫縱向相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差變化低于0.3%；5個(gè)極值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差超過15%。0.18 A 橫縱向粗糙度統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，25 個(gè)測(cè)量值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差雖然較小，但橫縱向存在大于1%的浮動(dòng)；10 個(gè)極值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差基本穩(wěn)定在9.5%附近，橫縱向相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差變化低于0.3%；5 個(gè)極值統(tǒng)計(jì)的情況下，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差超過15%，且橫縱向差異超過3%。橫縱向具體Ra與Rz具體相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差值如表5 所示。

圖6 兩種噴丸強(qiáng)度下橫縱向粗糙度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差Fig.6 Relative standard deviation of horizontal and vertical roughness under two shot peening intensities

表5 超聲噴丸粗糙度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差Tab.5 Relative standard deviation of roughness of ultrasonic shot peening

超聲噴丸模擬與試驗(yàn)試樣表面形貌基本相似，凹坑密度分布均勻，橫縱向粗糙度模擬值（Ra、Rz均值分別為1.02、4.3 μm）與試驗(yàn)數(shù)據(jù)（Ra、Rz均值分別為0.96、4.25 μm）最終評(píng)估值的差異小于10%，符合所建議的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)公差范圍，因此該數(shù)值模型可以實(shí)現(xiàn)對(duì)超聲噴丸粗糙度場(chǎng)的評(píng)估。比較0.13 A 與0.18 A 噴丸強(qiáng)度下，不同測(cè)量點(diǎn)數(shù)量的Ra、Rz均值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差。結(jié)果表明，兩種噴丸強(qiáng)度下，縱向粗糙度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差略大于橫向，表面機(jī)加工痕跡雖然沒有對(duì)粗糙度均值產(chǎn)生明顯的方向性影響，但一定程度上影響了橫縱向粗糙度數(shù)據(jù)的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差。比較兩種噴丸強(qiáng)度下橫縱向在25 個(gè)測(cè)量值、10 個(gè)極值、5 個(gè)極值時(shí)的Ra與Rz均值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差，增加噴丸強(qiáng)度至0.18 A 后，試樣表面橫縱向Ra與Rz相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差減小，說(shuō)明噴丸強(qiáng)度的增加雖然增加了Ra與Rz均值（根據(jù)表5），但一定程度上降低了試樣表面橫縱向粗糙度分布的離散度。在不同噴丸強(qiáng)度粗糙度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差統(tǒng)計(jì)下，10 個(gè)極值的測(cè)量數(shù)目體現(xiàn)了最佳的粗糙度數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，兩種噴丸強(qiáng)度下，粗糙度標(biāo)準(zhǔn)偏差均低于10%，且橫縱向相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差變化低于3%，較其他兩種方式，更能準(zhǔn)確反映出超聲噴丸后試樣表面粗糙度的情況。

4 結(jié)論

1）表面機(jī)加工痕跡雖然沒有對(duì)粗糙度均值產(chǎn)生明顯的方向性影響，但一定程度上影響了FGH97 粉末高溫合金超聲噴丸橫縱向粗糙度數(shù)據(jù)的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差，因此對(duì)超聲噴丸強(qiáng)化表面粗糙度分析前試樣的前處理狀態(tài)進(jìn)行測(cè)量分析是必要的。

2）噴丸強(qiáng)度的增加雖然增加了Ra與Rz均值，但一定程度上降低了試樣表面橫縱向粗糙度分布的離散度。

3）10 個(gè)極值的測(cè)量數(shù)目體現(xiàn)了最佳的粗糙度數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，樣本數(shù)目過多或過少都會(huì)使相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差的離散度增大。與其他兩種方式比較，10 個(gè)極值的取樣測(cè)量數(shù)目更能準(zhǔn)確反映出超聲噴丸后試樣表面粗糙度的情況。

4）基于有限元仿真可以對(duì)FGH97 超聲噴丸強(qiáng)化表面宏觀形貌及數(shù)值進(jìn)行有效的評(píng)估和預(yù)測(cè)分析。