□ 楊 輝 □ 徐 剛 □ 尹 佳 □ 張 琪 □ 王夢澤 □ 孫雨桐

1.西安飛機工業(yè)(集團)有限責任公司 西安 710089 2.西北工業(yè)大學 機電學院 西安 710072

1 研究背景

2024-T351鋁合金因優(yōu)異的力學性能和較高的耐腐蝕性而被廣泛應用于航空、航天領域[1]。腐蝕、磨損和疲勞引起的零件失效通常起源于材料表面,因此,采用合適的表面處理技術十分有必要[2]。噴丸處理能夠引起材料表面微觀結構變化,可以有效提高零件的表面性能。

在噴丸過程中,大量彈丸撞擊零件表面,引起微觀結構演變,包括表面粗糙度值增大、位錯密度提高、晶粒細化、殘余應力增大、微觀硬度提高等[3-7],顯著影響零件的表面性能。恰當的噴丸參數可以引起材料表面晶粒細化、位錯密度提高,以及殘余壓應力等,有利于提高材料的耐疲勞、耐磨損、耐腐蝕性能[8-9]。由于彈丸的反復撞擊,孿晶和位錯的運動及其相互作用導致晶粒細化和加工硬化,能夠抑制裂紋萌生。另一方面,殘余應力場的存在可以抑制疲勞裂紋擴展,進而極大提高材料疲勞強度[10]。Karimbaev 等[11]指出,經超聲納米表面改性技術處理后的試樣表面,晶粒尺寸較小,殘余壓應力較大,具有較高的抗疲勞性能。Salvati等[12]也提出了相似的結論。在疲勞過程中,殘余應力的穩(wěn)定性至關重要。Gan Jin等[13]指出,在循環(huán)載荷下,殘余應力的穩(wěn)定性取決于殘余壓應力最大值和殘余壓應力層的深度。由于晶粒細化和加工硬化作用,材料表層硬度顯著提高,同時可以提高材料的耐磨損性[14]。Chamgordani等[15]指出,表面機械研磨處理可以提高材料的表面硬度,顯著減小摩擦因數,降低磨損率。Yin Meigui等[16]指出,TC4鈦合金樣品在激光噴丸之后,耐沖擊磨損性能顯著提高。在超聲噴丸處理后的AZ31鎂合金中,也表現出相同的規(guī)律[17]。值得注意的是,細化的晶粒提供了大量晶界,成為鈍化膜形成的活躍位置,增強了材料的耐腐蝕性[18]。經過激光噴丸、超聲噴丸、表面機械研磨的材料均,表現出較低的腐蝕電流密度[19-21]。在不恰當的噴丸參數下,材料表面過大的粗糙度值及過多的裂紋也會對材料性能產生消極影響[22]。在較高的應變幅下,材料表面粗糙度和微裂紋是影響材料疲勞壽命的主要因素[23-24]。表面粗糙度值過大,同樣會降低材料的耐磨損性和耐腐蝕性。Silva等[25]指出,噴丸引起的材料大粗糙表面降低了材料的耐磨損性,適當去除粗糙表面后,可以提高材料的耐磨損性。Peral等[26]同樣指出,表面粗糙度能夠影響材料的耐腐蝕性,電解拋光后,噴丸表面腐蝕速率明顯降低。由此可見,由噴丸引起的表面材料微觀結構演變對材料的性能有十分重要的影響。

盡管噴丸技術各自的一般規(guī)律已經建立,但是在相同的噴丸強度下,不同噴丸方式對材料表層微觀結構的影響缺乏有效的對比[24]。因此,為了進一步明確相同噴丸強度下噴丸方式對表層材料的影響,筆者以2024-T351鋁合金為研究對象,在A型阿爾明試片名義弧高值為0.15 mm的噴丸強度下,評估超聲噴丸和氣動噴丸對材料表面形貌、微觀組織、殘余應力、微觀硬度的影響。

2 試樣制備

試驗材料為2024-T351航空鋁合金,試樣尺寸為25 mm×25 mm×10 mm。噴丸處理前對試樣表面采用400號、600號、800號、1 000號、1 200號、2 000號防水砂紙進行打磨拋光。對拋光后的試樣進行氣動噴丸和超聲噴丸處理,噴丸強度采用A型阿爾明試片名義弧高值為0.15 mm的強度。氣動噴丸時,采用直徑為0.58 mm的ASH230硬鑄鋼丸,氣壓為0.13 MPa,彈丸流量為10 kg/min、噴嘴運動速度為460 mm/min,噴丸距離為300 mm,噴丸角度為90°。超聲噴丸時,采用直徑為2 mm的氧化鋯彈丸,數量為300個,振幅強度為80%,處理時間為90 s。

3 試驗方法

采用TM4000Plus掃描電子顯微鏡觀測不同噴丸處理后的試樣表面形貌,采用表面粗糙度儀測量試樣的表面輪廓和表面粗糙度。采用D8 X射線衍射儀測定試樣的X射線衍射譜線,并進行物相和表面微觀結構分析,測試條件為銅輻射,以2.5(°)/min的掃描速度在30°～90°范圍內掃描。采用iXRD殘余應力測試儀測定試樣的殘余應力,測試條件為電壓25 kV、電流5 mA,應用銅輻射作為光源,取金屬鋁面心立方結構的311晶面測定,入射角為±25°,均勻分布九個衍射角。采用化學腐蝕方法進行剝層處理,腐蝕液采用質量分數為16.9%的氫氧化鈉溶液,腐蝕溫度為80 ℃,最終獲得沿深度方向分布的殘余應力。采用維氏硬度計測定試樣沿深度方向的硬度變化,測試載荷為0.25 N,保載時間為10 s,測量點間距為50 μm,約為壓痕尺寸的三倍。

4 表面形貌與表面粗糙度

兩種噴丸處理后試樣表面形貌如圖1所示,試樣表面輪廓如圖2所示,表面粗糙度如圖3所示。由圖1可以看出,經過兩種噴丸處理后,試樣表面形貌均有明顯改變。氣動噴丸試樣表面被不規(guī)則彈痕所覆蓋,由于彈痕之間相互擠壓作用,導致材料堆積,產生較為明顯的凸起。超聲噴丸試樣被大彈痕所覆蓋,彈痕之間相互作用弱于氣動噴丸試樣,因而表面凸起小于氣動噴丸試樣。采用Image J 軟件,應用截線法測量試樣的彈痕直徑,氣動噴丸試樣為138.49±7.62 μm,超聲噴丸試樣為279.38±22.72 μm,超聲噴丸試樣彈痕直徑約為氣動噴丸試樣彈痕直徑的兩倍。由圖3可以看出,超聲噴丸試樣表面粗糙度Ra為 2.18 μm,氣動噴丸試樣表面粗糙度Ra為2.61 μm。與此同時,超聲噴丸試樣表面輪廓曲線高度遠小于氣動噴丸試樣。由試驗可見,在A型阿爾明試片名義弧高值為0.15 mm的噴丸強度下,超聲噴丸相比氣動噴丸,可以獲得較好的表面質量。

5 X射線衍射

通常情況下,X射線衍射峰的寬度包括儀器寬度和結構展寬。衍射峰全寬化是由晶粒細化和微應變增大引起的。半峰全寬通常用于定性描述衍射峰寬化或計算晶粒尺寸及微應變大小。

(1)

式中:βh為衍射峰半峰全寬;β0為儀器寬化角;λ為入射線波長;Dh為微晶尺寸;θ為衍射角;ε為微觀應變。

▲圖1 試樣表面形貌

▲圖2 試樣表面輪廓

▲圖3 試樣表面粗糙度

試樣X射線衍射分析如圖4所示,試樣半峰全寬如圖5所示。氣動噴丸和超聲噴丸處理前后,原始試樣表面僅出現鋁的衍射峰,沒有新相產生和原始相消失,同時沒有明顯的擇優(yōu)取向改變。相比原始試樣,兩種噴丸處理后的試樣衍射峰都出現不同程度的寬化,計算出的噴丸處理后試樣鋁面心立方結構200和311晶面各衍射峰半峰全寬均大于原始試樣?？梢钥闯?氣動噴丸試樣相比超聲噴丸試樣,衍射半峰寬化程度更大,意味著試樣表面塑性變形更加明顯?？鄢齼x器寬化后,原始試樣和噴丸處理后試樣微晶尺寸均大于100 nm。因此,噴丸處理后試樣衍射峰的寬化主要由微應變的增大而引起,超聲噴丸試樣和氣動噴丸試樣的微應變分別為0.223%和0.239%。根據文獻[27]可知,氣動噴丸的彈丸速度遠大于超聲噴丸的彈丸速度,對試樣表面產生塑性變形更加顯著,因此,氣動噴丸試樣的表面塑性變形大于超聲噴丸試樣,衍射半峰寬化更加明顯。由以上分析可見,超聲噴丸和氣動噴丸均可以造成試樣表面塑性變形和微應變增大,進而引發(fā)X射線衍射半峰寬化,氣動噴丸引起的微應變增大程度高于超聲噴丸。

▲圖4 試樣X射線衍射分析

▲圖5 試樣半峰全寬

6 殘余應力

試樣殘余應力如圖6所示,試樣殘余壓應力層深度及最大殘余壓應力如圖7所示。由圖6可以看出,原始試樣中殘余應力值在零值附近波動,數值較小。沿深度增大方向,氣動噴丸試樣和超聲噴丸試樣的殘余壓應力先達到最大值,隨后逐漸減小。氣動噴丸試樣和超聲噴丸試樣殘余壓應力最大值分別為-301.22 MPa、-281.03 MPa,殘余壓應力層深度分別為108.20 μm、322.78 μm。由于彈丸沖擊造成試樣塑性拉伸變形的表層材料有膨脹趨勢,加之周圍材料的彈塑性響應會限制變形,因此產生殘余壓應力[28]。塑性變形越嚴重,殘余壓應力越大。氣動噴丸產生較大的表面殘余壓應力,以及較淺的殘余壓應力層。相反,超聲噴丸產生的殘余壓應力層較深。表層殘余壓應力的大小與彈丸速度有關,較大的速度導致表層材料產生更加劇烈的塑性變形,由此表層殘余壓應力較大[29-30]。最大殘余壓應力的差異可以歸因于彈丸速度和運動方式。氣動噴丸垂直撞擊材料表面,相同方向撞擊產生的塑性變形逐漸積累。超聲噴丸的運動方向是隨機的,噴丸以不同的方向撞擊試樣表面,能夠抵消一部分塑性變形。因此,氣動噴丸引起的最大殘余壓應力較大。殘余壓應力深度與噴丸直徑有關,大噴丸通常可以引起較大區(qū)域的塑性變形,因而殘余壓應力層的深度較大。綜合以上分析,采用A型阿爾明試片名義弧高值為0.15 mm的噴丸強度,氣動噴丸使試樣產生較大的表面殘余應力和殘余壓應力,超聲噴丸使試樣產生更深的殘余壓應力層。

▲圖6 試樣殘余應力

7 微觀硬度

試樣微觀硬度如圖8所示,試樣鋁面心立方結構311晶面半峰全寬如圖9所示。原始試樣沿深度方向的微觀硬度基本不變,約為維氏硬度HV0.025156.8。氣動噴丸試樣和超聲噴丸試樣的微觀硬度均在上表面達到最大值,沿深度方向以不同的速率逐漸減小到原始試樣的硬度。氣動噴丸試樣和超聲噴丸試樣的微觀硬度最大值分別為維氏硬度HV0.025172.6、185.9,硬化層深度分別約為120 μm、250 μm。硬度的變化趨勢與半峰全寬的變化具有相似性[31],氣動噴丸試樣的半峰全寬以較快的速率衰減到基體數值,而超聲噴丸試樣的半峰全寬以較慢的速率衰率。在沿深度方向0～30 μm區(qū)域內,氣動噴丸試樣的半峰全寬大于超聲噴丸試樣,之后超聲噴丸試樣的半峰全寬緩慢衰減,在深度230 μm左右達到基體數值。氣動噴丸試樣與超聲噴丸試樣在硬度和硬化層方面的差異與文獻[29][32]的研究一致。結合X射線衍射分析,微觀硬度的提高可歸因于微應變的增大。根據GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗 第1部分:試驗方法》標準要求,任一壓痕中心與試樣邊緣距離至少應為壓痕對角線長度的2.5倍,因此試樣微觀硬度從距表面一定深度位置開始測量。兩種噴丸處理均可以顯著提高材料的微觀硬度,但是相同噴丸強度下,超聲噴丸試樣產生的最大微觀硬度大于氣動噴丸試樣,硬化層深度也明顯大于氣動噴丸試樣。高速氣動小噴丸引起的塑性變形主要集中于淺表層,沿深度方向塑性變形快速減小。在超聲噴丸過程中,大噴丸通常引起更深的塑性變形層,且塑性變形程度沿深度方向減小較慢。

▲圖7 試樣殘余壓應力層深度及最大殘余壓應力

▲圖8 試樣微觀硬度

▲圖9 試樣鋁311晶面半峰全寬

8 結論

筆者在采用相同的A型阿爾明試片名義弧高值為0.15 mm的噴丸強度下,應用超聲噴丸和氣動噴丸處理2024-T351鋁合金試樣,對比兩種噴丸方式對試樣表面結構、形貌、殘余應力、微觀硬度的影響,進而得出結論。

(1)超聲噴丸相比氣動噴丸,使試樣表面產生較小的表面粗糙度值。氣動噴丸試樣表面粗糙度值較大的原因是較大的噴丸速度。

(2)氣動噴丸相比超聲噴丸,會引起試樣表面塑性變形更大,以及表面微觀應變更大。

(3)氣動噴丸使試樣產生較大的殘余壓應力,但殘余壓應力層深度明顯較小。超聲噴丸使試樣產生更深的殘余壓應力層。較大的噴丸速度會導致較大的表面殘余壓應力產生。

(4)超聲噴丸使試樣產生更大的微觀硬度和更深的硬化層,這可以歸因于較大的噴丸使試樣產生較大的塑性變形區(qū)。試樣微觀硬度的變化規(guī)律與試樣半峰全寬的變化規(guī)律一致。