馬泳濤，翟林邦，劉蘭榮，馬勝鋼，盧春生，孫 寧，張 彬

（1.鄭州大學(xué)，鄭州 450001；2.Curtin University, Perth 6845, Australia）

表層改性技術(shù)包含噴丸強化、滾壓強化、水射流強化等多種加工方式，能夠增強材料的表層性能，提高零件的使用壽命[1]?；旌纤淞鞲男约夹g(shù)作為表層改性技術(shù)的一種，相較于傳統(tǒng)噴丸能夠使丸粒達到更高的速度，其高速丸粒打擊到零件表面使產(chǎn)生塑性變形，使材料表層能夠得到更大的殘余應(yīng)力分布[2]。根據(jù)水與丸?；旌戏绞降牟煌譃榍盎旌纤淞髋c后混合水射流，后混合水射流是在高速射流形成后與丸粒進行混合，能量利用率低且丸粒易集中分布于一側(cè)；前混合水射流是丸粒與水在磨料罐內(nèi)初步混合達到流態(tài)化后再與高壓水在混合腔內(nèi)進行混合，從而有效提高混合效果以及能量利用率[3]。因此在相同壓力條件下前混合水射流相較于后混合水射流能夠使丸粒獲得更大的速度，較低的壓力便能夠達到后混合水射流在較高壓力下的強化效果[4]，具有更加廣泛的應(yīng)用前景。

在前混合水射流改性中壓力是調(diào)節(jié)射流速度的主要方式，表面粗糙度與殘余應(yīng)力能夠直觀評價表面強化效果的優(yōu)劣。Arola等[5]利用后混合水射流對AISI304以及Ti6Al4V兩種材料進行改性，發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力與噴射壓力有關(guān)，但未進行最大殘余應(yīng)力層分布規(guī)律的研究。鄒雄等[6]利用后混合水射流對GDL–1鋼進行改性，重點對試樣改性前后的表面完整性和疲勞性能進行研究，未對射流改性參數(shù)的影響進行深入探究。董星等[7]利用前混合水射流對2A11鋁合金及45#鋼進行表面改性，發(fā)現(xiàn)表面殘余壓應(yīng)力隨噴射壓力增加而增加，未對殘余應(yīng)力場的變化進行研究，且材料硬度較低，無法表明噴射壓力對齒輪用高硬材料表層性能的影響。18CrNiMo7–6材料是一種優(yōu)質(zhì)的滲碳鋼，滲碳處理后表面具有較高的硬度及良好的力學(xué)性能，被廣泛用于高速重載齒輪領(lǐng)域[8]。但該材料在滲碳處理后不宜用常規(guī)噴丸方法進行有效改性，需借助高能量束的方法才能處理，因此開展的相關(guān)研究較少。本文利用前混合水射流對18CrNiMo7–6滲碳鋼進行表層改性，在研究射流沖擊應(yīng)力、壓力與射流速度關(guān)系的基礎(chǔ)上，通過改變前混合水射流壓力來探究不同射流水速度對18CrNiMo7–6滲碳鋼表層性能的影響，為前混合水射流改性滲碳鋼材料工藝參數(shù)的選取提供一定的理論和試驗支撐。

1 試驗及方法

1.1 基本理論

前混合水射流對滲碳鋼表面改性加工過程分為水的連續(xù)沖擊與丸粒的間斷沖擊兩部分。當前混合水射流中水或丸粒沖擊應(yīng)力大于材料屈服強度時，試樣表層才會產(chǎn)生塑性變形，且應(yīng)力值越大塑性變形程度越大。對兩者的沖擊應(yīng)力進行分析，建立沖擊應(yīng)力與射流速度之間的關(guān)系，有助于了解混合水射流改性過程中水與丸粒的作用機理。

水射流動壓分布如圖1所示，射流在中心線x上壓力最大，隨著徑向距離的增加，射流壓力逐漸減小。射流沿徑向動壓分布經(jīng)驗公式[9]為

式中，pm為射流某截面 （圖1中x1處）中心沖擊應(yīng)力；r為該截面到噴嘴出口的軸向距離；R為該截面射流半徑；pr為該截面沿徑向的應(yīng)力分布。

圖1 水射流動壓分布示意圖Fig.1 Schematic of water jet flow pressure distribution

在水射流垂直沖擊靶材的瞬間，射流速度發(fā)生突變，在接觸瞬間由于流體的慣性水流會以一種封閉的壓縮狀態(tài)對靶材進行加載。隨著水流的徑向流動，由慣性引起的流體中心壓力逐漸消失，靶體表面的水錘壓力轉(zhuǎn)變?yōu)闇箟毫ΑＳ谑窃谶B續(xù)水射流沖擊的開始，占主導(dǎo)地位的是液體的壓縮現(xiàn)象，此時射流中心沖擊應(yīng)力為水錘壓力pwh；在水錘壓力結(jié)束后，射流中心沖擊應(yīng)力轉(zhuǎn)化為滯止壓力pwb。水錘壓力以及滯止壓力理論計算公式分別為

式中，ρw為水密度；C為沖擊波的傳播速度[10]；vw為水流速度。由于水錘峰值壓力較滯止壓力大很多，因此普遍認為水錘壓力是材料產(chǎn)生塑性變形與殘余應(yīng)力的主要因素[11]。

試驗過程中，噴嘴與工件表面垂直，丸粒類似球形且直徑較工件直徑足夠小，于是假設(shè)丸粒垂直撞擊，工件為平面，丸粒為標準球形。由于混合水射流改性中的丸粒速度較彈性波速小，可以用準靜態(tài)方法求撞擊過程中的接觸應(yīng)力[12]。根據(jù)Hertz彈性接觸理論，單個丸粒沖擊靶材如圖2所示，在法向接觸力的作用下丸粒最大沖擊應(yīng)力pmax、壓痕半徑a以及壓痕深度δ的理論計算公式為

圖2 單個丸粒沖擊靶材示意圖Fig.2 Schematic of single shot impact target

式中，F(xiàn)e為接觸作用力；R為等效半徑，，R1為丸粒半徑，R2為靶材半徑；E為等效彈性模量，，μ1、μ2為丸粒及靶材泊松比，E1、E2為丸粒及靶材彈性模量。

在Hertz彈性接觸理論的基礎(chǔ)上得到彈塑性沖擊下的應(yīng)力分布，接觸區(qū)域既存在彈性接觸區(qū)也存在塑性接觸區(qū)，如圖3所示，ap為塑性變形區(qū)域，（ap，a）之間為彈性變形區(qū)域，彈塑性應(yīng)力分布為

圖3 接觸面法向應(yīng)力分布Fig.3 Normal stress distribution on contact surface

式中，py為材料的屈服強度；c為無量綱系數(shù)，取1.6～3.0；z為接觸半徑變量。當沖擊應(yīng)力達到1.6py時，試樣表面產(chǎn)生屈服，當沖擊應(yīng)力達到3.0py時，試樣產(chǎn)生全塑性變形。

根據(jù)牛頓第二定律，以val表示丸粒速度，當丸粒與工件相對速度為0時，丸粒沖擊靶材的法向壓縮量δmax達到最大值 （式（8）），此時沖擊應(yīng)力也達到最大值，有

聯(lián)立式（8）與（4）得到丸粒沖擊最大接觸應(yīng)力pmax為

式中，m為等效質(zhì)量，m1為單個丸粒質(zhì)量，m2為靶材質(zhì)量。

式（1）～（3）表示水流沖擊應(yīng)力與速度之間的關(guān)系，式（7）與（9）表示丸粒沖擊應(yīng)力與速度的關(guān)系。在材料一定的前提下，射流中水、丸粒的速度是影響沖擊應(yīng)力大小的主要因素。

1.2 試驗材料與裝置

試驗采用18CrNiMo7–6滲碳鋼，滲碳前的化學(xué)成分如表1所示，經(jīng)熱處理及滲碳后材料表面屈服強度最高可達1700MPa[13]。原始棒料經(jīng)車削后磨削處理加工成圖4所示的標準試樣，表面硬度為55～58HRC。丸粒采用嚴格按照DIN8201標準生產(chǎn)的高強鋼絲切丸，丸粒直徑為0.2mm，硬度為750～850HV。

圖4 標準試樣Fig.4 Standard sample

表1 18CrNiMo7–6化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 1 Chemical compositions of 18CrNiMo7-6 (mass fraction) %

試驗在自主設(shè)計研發(fā)的前混合水射流改性裝置上進行，由高壓水發(fā)生系統(tǒng)、前混合水射流液壓系統(tǒng)和運動控制系統(tǒng)組成，如圖5所示。高壓水發(fā)生系統(tǒng)最大可提供50MPa壓力、15L/min的流量。前混合水射流液壓系統(tǒng)由純水支路與磨料支路組成，如圖6所示，對各支路上的阻尼d1、d2、d3和d4大小進行調(diào)節(jié)可有效改變射流的混合比。在支路關(guān)鍵處設(shè)置VALCOM–50MPW型壓力傳感器p1、p2、p3和p4實時監(jiān)控前混合水射流液壓系統(tǒng)，測量量程為50MPa，在室溫條件下測量精度為± 0.2%。五軸運動平臺由X、Y、Z3條直線以及AB軸模式組成，X、Y、Z軸可控制噴頭裝配體的空間運動，重復(fù)定位精度為0.02mm；B軸可調(diào)節(jié)噴頭裝配體的角度，具有± 60°的擺動范圍，A軸可實現(xiàn)速度控制與位置控制，當切換到速度控制時最大可達100r/min。

圖5 前混合水射流改性系統(tǒng)Fig.5 Pre-mixed water jet modification system

圖6 前混合系統(tǒng)壓力及阻尼配比Fig.6 Pressure and damping ratio in pre-mixed system

前混合水射流沖擊到工件表面后，水流以及丸粒的反彈會對操作人員人身安全產(chǎn)生影響，大量丸粒飛濺引起環(huán)境污染的同時影響設(shè)備的正常運行，造成大量的經(jīng)濟損失。針對以上現(xiàn)象根據(jù)現(xiàn)有前混合水射流改性裝置的結(jié)構(gòu)類型以及改性件的形狀特點設(shè)計了改性專用防護裝置，如圖7所示，在滿足試驗要求的同時提高了試驗的安全性。

圖7 改性防護裝置示意圖Fig.7 Schematic of modified protective device

試驗采用非接觸式NPFLEX型三維形貌表面測量系統(tǒng)對處理后試樣的表面粗糙度以及三維形貌進行測量。采用高速大功率X射線殘余應(yīng)力分析儀 （Proto–LXRD型）對試樣表面殘余應(yīng)力進行測量，選用Cr靶K–Alpha輻射，F(xiàn)e（211）衍射晶面，運用高斯算法進行擬合，測量中采用30kV電壓，25mA管電流。為觀察整個殘余應(yīng)力場，采用電化學(xué)腐蝕法對試樣處理區(qū)域進行局部拋層處理，每個點拋層直徑為5mm，當拋層電壓20V、拋層時間5s時拋層深度為10μm；拋層電壓20V、拋層時間10s時拋層深度為20μm，拋層深度用千分表進行測量。采用QC–02型工業(yè)顯微鏡對試樣表面形貌進行觀察，放大倍數(shù)為90倍。

1.3 試驗方法

采用單因素試驗的方法，在靶距和噴嘴移速一定的情況下，通過調(diào)節(jié)壓力改變射流速度。試驗采用丸粒體積分數(shù)2%左右的混合水射流，為充分利用射流束能量取靶距為10mm，為保證改性區(qū)域具有較高的覆蓋率取噴嘴移速60mm/min，減小因壓力增加引起流量增大所帶來的覆蓋率方面的影響。試驗采用1.2mm直徑噴嘴，0.2mm直徑強化鋼丸，90°噴射。固定試樣，在不同參數(shù)條件下對試樣進行一次直線噴射，研究噴射區(qū)域下材料表層性能的變化。試驗參數(shù)如表2所示，通過調(diào)節(jié)噴嘴入口壓力p4改變射流中水與丸粒的速度，1～9組試驗探究射流速度的影響，第10組試驗探究高速水射流對改性效果的影響。式 （10）為噴嘴入口壓力與水流速度的關(guān)系[14]，研究表明，前混合水射流噴嘴出口處丸粒速度與流體速度比在0.8左右[15]。式 （11）為丸粒速度，從而建立噴嘴入口壓力與射流中水、丸粒速度大小的關(guān)系，用噴嘴入口壓力表示射流速度大小。

2 結(jié)果與討論

2.1 表面形貌與粗糙度

圖8為不同試驗參數(shù)下試樣的表面形貌，且圖8（a）～（j）分別對應(yīng)表2試驗編號1～10。其中，圖8（a）為原始試樣表面狀態(tài)，圖8（j）為35MPa壓力下高速水射流處理后的表面形貌，觀察到經(jīng)水射流處理后的試樣表面仍然存在加工痕跡，處理后表面較原始表面光亮，與滲碳后試樣表面黑色氧化層的去除有關(guān)。圖8（b）～ （i）為不同參數(shù)下前混合水射流處理后的表面形貌，觀察到試樣表面加工痕跡被丸粒撞擊所產(chǎn)生的凹坑代替，且隨著射流中丸粒速度的增加，表面凹坑愈加明顯，形狀更加不規(guī)則。圖9為試樣表面粗糙度，原始表面粗糙度為0.35μm，經(jīng)高速水射流處理后的表面粗糙度與原始表面粗糙度基本一致，與表面形貌的觀察結(jié)果對應(yīng)。試樣經(jīng)混合水射流處理后表面粗糙度提升明顯，隨著丸粒速度的增加而增加，從1MPa條件下的0.74μm增加到35MPa條件下的3.93μm。在壓力25MPa即丸粒速度為178m/s時試樣表面粗糙度增加明顯，由2.74μm增加到30MPa條件下的3.55μm。觀察 25MPa條件下的三維形貌（圖10），試樣表面被丸粒撞擊后具有明顯的凸峰與凹谷，若采用更大的丸粒速度進行改性，試樣表面質(zhì)量較差。

圖8 試樣改性前后表面形貌Fig.8 Surface morphologies of samples before and after modification

圖9 試樣表面粗糙度Fig.9 Chart of samples surface roughness

圖10 試樣三維形貌圖（p4 = 25MPa）Fig.10 3D surface morphologies (p4 = 25MPa)

表2 試驗參數(shù)Table 2 Testing parameters

2.2 殘余應(yīng)力

經(jīng)滲碳處理后原始表面殘余壓應(yīng)力大小為–538MPa，35MPa水射流處理后的殘余應(yīng)力大小為–542MPa，處理后試樣表面殘余應(yīng)力基本未發(fā)生改變，在≤35MPa壓力范圍內(nèi)水難以對滲碳鋼表面起到強化作用。試樣表面經(jīng)不同丸粒速度處理后的殘余應(yīng)力場分布如圖11所示，觀察到整個殘余應(yīng)力場呈勺型分布，隨著丸粒速度的增加，試樣表層的殘余應(yīng)力值及殘余應(yīng)力深度增加，且16～25MPa條件下試樣表層在層深20～80μm范圍內(nèi)能夠維持較高的殘余應(yīng)力水平。

圖11 不同速度下殘余應(yīng)力場分布Fig.11 Distributions of residual stress field at different velocities

隨著丸粒速度的增加，試樣表面殘余壓應(yīng)力增加，1MPa和25MPa條件下試樣表面殘余應(yīng)力分別 為–806MPa和–1136MPa，較 原 始表面值提高約50%和111%，但壓力到25MPa后表面殘余應(yīng)力開始減小，由–1136MPa降低到–1034MPa，如圖12所示。最大殘余應(yīng)力隨著噴嘴入口壓力增加而增加，但增幅隨著壓力增加而減小，1～16MPa最大殘余應(yīng)力值由–832MPa增加到–1261MPa，漲幅為52%，但20～35MPa最大殘余應(yīng)力值由–1164MPa增加到–1362MPa，漲幅為17%。圖13表示殘余應(yīng)力層深隨噴嘴入口壓力的變化，應(yīng)力層深度由1MPa下40μm增加到35MPa下的180μm，但在16MPa即丸粒速度為143m/s后殘余應(yīng)力場層深增幅減小，最大殘余應(yīng)力值對應(yīng)深度也呈現(xiàn)出相似的趨勢。

圖12 速度對殘余應(yīng)力值的影響Fig.12 Effect of velocity on residual stress

圖13 速度對殘余應(yīng)力場層深的影響Fig.13 Effect of velocity on layer depth of residual stress field

2.3 討論與分析

由式（2）計算出壓力為35MPa時，水射流產(chǎn)生的最大水錘沖擊應(yīng)力為535MPa，小于滲碳鋼的屈服強度，無法使試樣表面產(chǎn)生塑性變形。結(jié)合對高速水射流改性后表面形貌、粗糙度以及殘余應(yīng)力的分析，前混合水射流在35MPa壓力范圍內(nèi)水難以對試樣表層進行強化。在1MPa噴嘴入口壓力下，射流中丸粒速度達35m/s，在此丸粒速度下由式 （9）得到的最大沖擊應(yīng)力能夠使試樣產(chǎn)生塑性變形，且試驗結(jié)果表明，1MPa混合水射流條件下試樣表面原始加工痕跡消失，表層引入了一定的殘余應(yīng)力。由于1MPa壓力下試樣表層殘余應(yīng)力值以及層深很淺，對滲碳鋼的改性作用不明顯，因此35m/s以下的丸粒速度未進行研究。前混合水射流在35MPa壓力范圍內(nèi)對滲碳鋼進行改性，起強化作用的主要是丸粒，水對滲碳鋼表面幾乎無影響。

隨著丸粒速度的增加，丸粒與工件接觸區(qū)域產(chǎn)生的沖擊應(yīng)力增加，材料表面的塑性變形增大，且丸粒在射流束內(nèi)的分布具有一定的隨機性，混合水射流處理后的表面更加不規(guī)則，因此試樣的表面粗糙度隨著丸粒速度的增加而增加。由于高速丸粒撞擊材料表面后，表面產(chǎn)生一定的磨損，材料的去除使表面的殘余應(yīng)力產(chǎn)生了一定的釋放，25MPa后試樣的表面殘余壓應(yīng)力減小。丸粒速度的增加引起表面產(chǎn)生更大的塑性變形，殘余應(yīng)力值以及層深逐漸增大，但殘余應(yīng)力深度與最大應(yīng)力值增幅逐漸減小，材料表面殘余應(yīng)力逐漸趨于飽和。當使用更大的丸粒速度改性時，滲碳鋼表面可能會有裂紋產(chǎn)生，從而達不到強化效果。因此利用前混合水射流對滲碳鋼改性需要在合理的丸粒速度范圍才能夠達到較好的改性效果。綜合試驗分析結(jié)果，噴嘴入口壓力為16～25MPa即丸粒速度在143～178m/s范圍時前混合水射流能夠?qū)B碳鋼表面起到較好的改性效果。

3 結(jié)論

以射流中水、丸粒沖擊應(yīng)力理論為基礎(chǔ)，研究了前混合水射流速度對18CrNiMo7–6滲碳鋼表層性能的影響，得到如下結(jié)論。

（1）在材料一定的前提下，射流速度是影響沖擊應(yīng)力大小的主要因素，丸粒的沖擊是滲碳鋼產(chǎn)生塑性變形的主要原因，35MPa壓力范圍內(nèi)水流難以起到有效強化作用。

（2）隨著丸粒速度的增加，試樣表面形貌愈加不規(guī)則，表面粗糙度越來越大，從1MPa到35MPa表面粗糙度由0.74μm增加到3.93μm，且丸粒速度達到178m/s后表面粗糙度值增加明顯。

（3）滲碳鋼表層殘余應(yīng)力隨著丸粒速度的增加而增加，但丸粒速度達143m/s后殘余應(yīng)力增幅減小，且丸粒速度在178m/s以上試樣表面殘余應(yīng)力降低。綜合表面粗糙度及殘余應(yīng)力因素，前混合水射流中丸粒速度在143～178m/s內(nèi)改性效果較優(yōu)。