張煒舜 劉小振 李道朋 傅 波

(四川大學機械工程學院 成都 610065)

0 引言

噴丸強化技術(shù)通過噴丸高頻撞擊工件表面，從而對工件植入表面殘余壓應力來改善工件表面應力狀態(tài)，被廣泛應用于提高工業(yè)零件的機械強度、疲勞壽命和抗應力腐蝕開裂能力[1?3]。超聲噴丸(Ultrasonic shot peening,USP)強化技術(shù)相比于傳統(tǒng)噴丸強化技術(shù)，可以更有效地提供強化效果和殘余壓應力深度。國內(nèi)外學者對噴丸強化技術(shù)進行了研究并取得了一系列的成果。文獻[4–7]通過順序耦合的離散元模型-有限元模型，以預測噴丸過程對殘余應力和粗糙度的影響。文獻[8–9]建立了多彈丸噴丸的有限元仿真，探究了噴丸覆蓋率對殘余應力的影響。文獻[10–13]通過噴丸實驗和研究多次噴丸強化的3D 有限元模型，得出了噴丸形狀、速度、材料和噴丸間距對彈丸沖擊力及加工零件殘余壓應力的影響規(guī)律。文獻[14]通過仿真實驗對比了傳統(tǒng)噴丸和USP 的區(qū)別，得出了USP 可以使工件表面產(chǎn)生更深的殘余壓應力層。文獻[15]通過單個壓電超聲振子對焊縫進行處理，顯著提高了焊縫結(jié)構(gòu)強度和抗腐蝕性。

前期的研究表明，采用多個縱向振動的壓電振子組成陣列，再激勵工具盤(激振片)產(chǎn)生彎曲振動，進而激發(fā)噴丸對工件進行強化加工，相比于傳統(tǒng)的單振子USP強化加工，其加工面積和加工效率得到了有效提高[13]。為了進一步改進噴丸強化質(zhì)量，提升強化加工后工件表面殘余應力和顯微硬度的均勻性，本研究對前期開發(fā)的壓電振子陣列型USP系統(tǒng)進行了改進，在噴丸過程中輔助工件往復運動。本文闡述了工件往復運動壓電振子陣列型USP 強化的原理，對激振片進行了優(yōu)化，對工件往復運動下噴丸強化過程及表面殘余應力進行了仿真分析，實驗研究了7075 鋁合金樣件在不同的工件運動參數(shù)下顯微硬度變化規(guī)律。

1 工件往復運動壓電振子陣列型USP強化原理

工件往復運動壓電振子陣列型USP 強化的工作原理如圖1 所示。4 個20 kHz 壓電超聲振子組成壓電振子陣列，在超聲電源控制下產(chǎn)生高頻縱向振動，激振片在多個壓電振子的作用下產(chǎn)生彎曲振動，彈丸受到來自激振片的振動機械能激發(fā)，對工件進行反復撞擊。同時，工件夾持裝置帶動工件進行水平方向的往復運動，使工件表面在彈丸的高頻撞擊作用下形成更為均勻的表面殘余應力層，從而改善金屬材料由于切削加工而產(chǎn)生的拉應力，達到表面強化的效果。

圖1 工件往復運動壓電振子陣列型USP 強化原理Fig.1 Strengthening principle of the improved piezoelectric vibrator array USP

圖2 為工件往復運動壓電振子陣列型USP 強化裝置，分為超聲振動模塊和運動輔助模塊。超聲振動模塊主要由壓電換能器、變幅桿、激振片、噴丸室、夾持固定結(jié)構(gòu)等組成，4 組壓電振子呈環(huán)形陣列布置。運動輔助模塊由旋轉(zhuǎn)模塊、直線導軌和往復運動模塊構(gòu)成。

圖2 工件往復運動壓電振子陣列型USP 強化裝置Fig.2 Improved piezoelectric vibrator array USP device

2 激振片振動特性分析及優(yōu)化

激振片直接激發(fā)彈丸來對工件進行強化加工，激振片所能達到的最大振幅直接影響強化加工結(jié)果。采用4 個壓電振子對激振片進行激勵，需考慮壓電振子分布對激振片振幅的影響，壓電振子分布如圖3所示。

圖3 壓電振子陣列分布Fig.3 Vibrator array

激振片厚度為2 mm，材料為不銹鋼，直徑為130 mm。為了使激振片能有較大的振幅，利用仿真軟件對激振片與壓電振子連接位置進行設計優(yōu)化。壓電振子與激振片通過螺栓連接，以其安裝開孔直徑D、壓電振子中心軸線與激振片中心軸線距離L作為優(yōu)化參數(shù)，激振片z向振幅作為目標變量進行優(yōu)化，得到優(yōu)化參數(shù)L和D對激振片振幅A的影響，如圖4所示。

圖4 L、D 對激振片振幅的影響曲線Fig.4 The influence of L and D on the amplitude of the vibrator piece

由圖4可知，激振片振幅與L呈正相關(guān)，隨距離L的增大而增大，且增大速度逐漸放緩。激振片振幅與D呈負相關(guān)，隨D的增大而減小。優(yōu)化參數(shù)L、D對激振片縱向振幅影響的敏感度，如圖5所示。

圖5 各參數(shù)對壓電振子縱向振幅的影響敏感度系數(shù)Fig.5 Parameter sensitivity coefficient to the longitudinal amplitude of the vibrator piece

根據(jù)優(yōu)化設計結(jié)果得到三維帕累托分布圖，如圖6 所示。從帕累托等級1 的結(jié)果中選擇最終加工結(jié)果。由于激振片和壓電振子采用M3螺栓連接，因此最終開孔D取3 mm，分布距離L取51.6 mm。

圖6 三維帕累托分布圖Fig.6 Three-dimensional Pareto distribution

為了分析壓電振子陣列型USP強化時，彈丸沖擊工件表面的主要區(qū)域分布，借助有限元軟件進行仿真。對激振片與壓電振子的4 個配合面施加位移激勵，進行諧響應分析，得到激振片的振動響應，在設計頻率20 kHz時激振片諧響應分析的結(jié)果如圖7所示。

圖7 20 kHz 激振片位移云圖Fig.7 Displacement diagram of exciter at 20 kHz

激振片上波峰位置對彈丸激發(fā)的作用效果更加顯著，因此該位置對應的被加工工件表面殘余應力也更強烈，而其余部分強化效果相對不明顯。為了改善壓電振子陣列型USP強化的均勻性，在改進的裝置中，工件自身相對于激振片做往復運動，從而使工件表面各個部分都能被彈丸有效地撞擊，提高超聲強化的均勻性。

3 工件往復運動USP強化過程仿真分析

通過仿真軟件軟件，對工件往復運動下USP強化過程進行仿真，分析在不同工件運動頻率下，工件表面的應力分布情況。

3.1 建立仿真模型

將噴丸模型導入仿真進行有限元仿真。對模型分析步、變量輸出和接觸條件等進行設置，振動激勵頻率為20 kHz，振動幅值為30 μm。對彈丸、噴丸室和激振片等采用剛體約束，不考慮其變形。為了使彈丸初始狀態(tài)更符合實際，利用Python 腳本隨機生成若干彈丸。工件材料為7075 鋁合金，選擇Johnson-Cook 本構(gòu)模型來描述7075 鋁合金的塑性力學性能。Johnson-Cook 本構(gòu)模型的表達式如下所示：

式(1)中：σ為等效應力；ε為等效塑性應變?yōu)橄鄬Φ刃苄詰兟省?/p>

不考慮溫度效應，A、B、C、n是與材料本身性能有關(guān)的參數(shù)，可以通過實驗獲取。本文有限元模擬的7075鋁合金Johnson-Cook 本構(gòu)模型的參數(shù)如表1所示。

表1 7075 鋁合金Johnson-Cook 本構(gòu)模型參數(shù)Table 1 Parameters of Johnson-Cook constitutive model for 7075 aluminum alloy

工件采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格單元類型為C3D8R 單元，對中心網(wǎng)格進行加密。彈丸和靶面之間采用罰接觸算法，剪切應力不受限制，彈性滑動剛度無限大，各向同性庫侖摩擦系數(shù)為0.2。對實際噴丸模型進行一定的簡化，該仿真處理模型如圖8所示。

圖8 仿真處理模型Fig.8 The simulation model

在噴丸強化仿真中，噴丸室固定，通過改變被加工工件的往復運動頻率，分析工件的移動對噴丸強化均勻性的影響，仿真工藝參數(shù)如表2所示。

表2 工藝參數(shù)Table 2 Process parameters

噴丸強化仿真的結(jié)果如圖9 所示。對于不同的模型，分別采用0 Hz、30 Hz、60 Hz、90 Hz的運動頻率。模擬結(jié)果顯示，在工件都進行輔助運動的情況下，不同運動頻率下，工件表面的等效應力分布面積和最大應力值變化并不明顯。但相對于工件靜止時，工件表面等效應力分布面積都有明顯增大。

圖9 不同運動頻率下工件表面應力分布Fig.9 Surface stress of workpiece at different motion frequencies

3.2 工件運動頻率對殘余應力的影響

對模型結(jié)果進行數(shù)據(jù)提取，規(guī)定提取數(shù)據(jù)截面為圖10(a)所示位置，圖10(b)所示路徑為表面和深度方向的路徑。圖11 為不同運動頻率下沿表面方向和深度方向的殘余應力分布。圖12 為不同運動頻率下，表面方向的殘余應力分布方差值的變化，殘余應力方差值(Var)計算公式如下：

圖10 提取應力數(shù)據(jù)的位置Fig.10 Location to extract the data

圖11 不同運動頻率下殘余應力Fig.11 Residual stress at different motion frequencies

圖12 Var 隨運動頻率的變化趨勢Fig.12 The variation trend of Var with motion frequency

其中：X為節(jié)點上的殘余壓應力值；為殘余壓應力平均值；N為參與計算的節(jié)點個數(shù)。

從圖11 和圖12 可以看出，在工件運動頻率為30 Hz時，方差值Var較大，隨著運動頻率的增加，方差值Var 逐漸減小且小于工件未運動的情況。主要原因是激振片彎曲振動過程中存在波峰波谷，當工件靜止時，在與激振片波峰對應位置處受到噴丸的擊打強，與波谷對應的地方受到噴丸的擊打較弱，因此工件表面殘余應力分布不均勻，方差大。當工件運動時，工件上受到波峰處噴丸擊打的區(qū)域不再是固定的，工件的各個區(qū)域都會受到擊打，提高了工件表面殘余應力的均勻度。對于同樣的加工時間，隨著工件運動頻率的增加，工件各個區(qū)域受到波峰處噴丸擊打次數(shù)的一致性提高，工件表面殘余應力的均勻度也相應提高，因此方差逐漸減小?？梢缘贸?，增大工件的往復運動頻率可以改善工件表面殘余應力分布的均勻性。在不同的運動頻率下，沿深度方向的殘余應力分布并無明顯變化，在一定范圍內(nèi)，殘余壓應力值由工件表面向內(nèi)部延伸的過程中逐漸增大，在距工件表面深度約為0.16 mm 處殘余壓應力達到最大值，此時殘余壓應力值約為200 MPa。在多次撞擊的作用下，工件表面形成了一定深度的殘余壓應力層。可以看出使工件進行運動，并不影響殘余壓應力在工件沿深度方向的分布。

4 實驗研究

為了得到輔助工件運動后的USP 裝置對工件表面強化均勻性的提升效果，搭建實驗平臺，以圓盤類和軸類鋁合金工件為加工對象，進行實驗研究。

4.1 實驗平臺

實驗過程中使用到的零部件及相關(guān)檢測儀器主要包括改進后的壓電振子陣列型USP 裝置、不銹鋼彈丸、7075 鋁合金工件、夾持固定結(jié)構(gòu)、WG-1000W 型號超聲電源、PV80A 型號阻抗測量儀、HVS-1000 顯微硬度計等，實驗裝置如圖13所示。

圖13 實驗裝置Fig.13 Experiment device

4.2 實驗結(jié)果及分析

對于加工板類工件，分別以加工時間和工件往復運動頻率為單一變量，進行分組實驗，建立工藝參數(shù)表(表3)，探究在不同工藝參數(shù)作用下對工件表面顯微硬度和殘余均勻性的影響。

表3 板類USP 強化實驗工藝參數(shù)Table 3 Ultrasonic shot peening experiment process parameters

部分工件USP 前后表面形貌如圖14 所示。在每個工件上均勻取9 個點進行硬度檢測，取點方式為由工件圓心每間隔120?，分別沿半徑方向均勻取3 個點。取9 個點的平均值作為工件處理后的硬度值，并計算方差，用以判斷USP加工的均勻性。

圖14 噴丸強化前后工件形貌圖Fig.14 Morphology of workpiece before and after shot peening

表4和表5為USP強化8 min和15 min后的工件表面顯微硬度結(jié)果，HVf表示USP強化前的顯微硬度值，HVb表示強化后顯微硬度值，顯微硬度變化量用?HV表示，Var表示強化后顯微硬度方差值。

表4 不同運動頻率的工件顯微硬度檢測結(jié)果(噴丸時間8 min)Table 4 Microhardness test results of workpiece with different motion frequencies under 8 min shot peening

表5 不同運動頻率的工件顯微硬度檢測結(jié)果(噴丸時間15 min)Table 5 Microhardness test results of workpiece with different motion frequencies under 15 min shot peening

圖15為不同噴丸強化時間作用下，顯微硬度方差值Var 和顯微硬度變化量?HV 隨工件往復運動頻率變化的折線圖。

圖15 實驗參數(shù)對Var 和?HV 的影響Fig.15 Effects of experimental parameters on Var and ?HV

通過表4、表5和圖15中的數(shù)據(jù)可以看出：

隨著工件運動頻率的增加，顯微硬度方差呈現(xiàn)出減小的趨勢，只有在8 min噴丸強化時間下的第4組數(shù)據(jù)出現(xiàn)反常，但每組實驗所得到的顯微硬度方差值都比在工件未進行運動時小?？梢哉J為使工件進行運動可以改善USP 的均勻性。隨著運動頻率增加，工件表面硬度變化量?HV 并無明顯變化，使工件進行運動并不能增強工件表面硬度。

隨著噴丸時間的增加，工件表面顯微硬度變化量?HV增大。增加噴丸時間有助于增強USP效果。并且在15 min 噴丸時間作用下的顯微硬度方差值普遍小于在8 min 噴丸時間值，表明在更長的噴丸時間作用下，原本噴丸強化效果不明顯的區(qū)域可以得到更多增長，并且在15 min 噴丸時間下的顯微硬度方差值Var 也小于在8 min 噴丸時間下的顯微硬度方差，表明增加噴丸時間在一定程度上也能改善USP的均勻性。

對于軸類工件，以軸的往復運動頻率W1和軸自身的旋轉(zhuǎn)頻率W2的比值n作為單一變量，噴丸強化時間為8 min，進行分組實驗。噴丸強化前后軸類工件表面形貌如圖16 所示。對于軸類工件，在工件長度方向均勻取3 個圓周，每個圓周上間隔120?取點，共取9個點進行測量，表面顯微硬度測量結(jié)果如表6所示。

表6 不同運動比值n 的工件顯微硬度檢測結(jié)果(8 min 噴丸時間)Table 6 Microhardness test results of workpiece with different motion ratio n under 8 min shot peening

圖16 噴丸強化前后工件形貌圖Fig.16 Morphology of workpiece before and after shot peening

圖17 為顯微硬度方差值Var 和顯微硬度變化量?HV 隨工件往復運動頻率W1和軸自身的旋轉(zhuǎn)頻率W2的比值n的變化的折線圖。

圖17 實驗參數(shù)對軸類工件的Var 和?HV 的影響Fig.17 Effects of experimental parameters on Var and ?HV of shaft workpiece

通過表6和圖17中的數(shù)據(jù)可以看出：

隨著往復運動頻率W1和軸自身的旋轉(zhuǎn)頻率W2的比值n的增大，顯微硬度方差值Var呈現(xiàn)減小的趨勢，并且每組實驗結(jié)果的Var 都要小于工件不運動的情況下。表面使軸類零件運動可以提高USP的均勻性，并且隨著n的增大而逐漸改善，當n=4之后，繼續(xù)增大比值n沒有明顯效果。顯微硬度變化量?HV隨比值n的變化并無明顯變化。

5 結(jié)論

(1) 壓電振子陣列型USP強化受激振片振型的影響，激振片振動區(qū)域被波峰和波節(jié)分隔開，導致工件表面受到噴丸作用的程度不同，使工件表面強化的均勻性受到影響。通過在USP 強化加工的過程中輔助工件往復運動的方式，可以有效提高工件表面強化的均勻性。

(2) 在USP 強化加工的過程中，隨著工件往復運動頻率的增加，工件表面殘余應力分布的均勻性得到改善，工件表面強化的均勻性得到提升。但工件運動并不影響殘余壓應力在工件沿深度方向的分布，工件表面硬度變化量無明顯變化，工件運動并不能增強工件表面硬度。

(3) 在USP 強化加工的過程中，隨著強化加工時間的增加，工件表面顯微硬度增大，顯微硬度方差值減少，工件表面強化的均勻性得到提升。