中圖分類號：TG668；TB115 DOI：10.16579/j.issn.1001.9669.2025.08.005

0 引言

噴丸強化作為有效提升齒輪抗疲勞性能的關鍵技術，廣泛應用于硬齒面齒輪的加工制造[1]，18CrNiMo7-6滲碳鋼因其具有較高的強度、韌性以及耐磨性，常用于軌道交通、能源電力和工程車輛等領域的齒輪傳動系統(tǒng)[2-3]。機械裝備齒輪傳動系統(tǒng)的輕量化和高功率密度設計對齒輪疲勞性能的要求日益提高，噴丸強化后材料表層殘余壓應力分布不均勻、表面粗糙度升高、應力集中程度增加[4，這些表面完整性問題制約著噴丸強化的應用與齒輪抗疲勞性能的提升。

二次噴丸強化工藝加工難度較低，能夠改善傳統(tǒng)噴丸強化工件的表面完整性。王文健等5研究了先傳統(tǒng)噴丸再微粒子噴丸的強化工藝，對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼殘余應力的影響，認為第2次噴丸的丸粒直徑較小，主要提升表面殘余壓應力，但并未分析工藝參數(shù)對殘余應力分布情況的影響規(guī)律。王振等[667通過二次噴丸有限元分析，研究了噴丸速度、丸粒直徑等參數(shù)對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼表層殘余應力及表面形貌的影響規(guī)律，但并未進行試驗分析。雖然有研究表明，二次噴丸可在一定程度上降低金屬工件表面粗糙度，但由于二次噴丸自身局限性，強化后工件表面仍存在彈坑痕跡，表面殘余壓應力不均勻程度較高

滾壓強化可以有效消除工件表面的加工痕跡，改善工件表面性能[8]，但滾壓強化產(chǎn)生的硬化層與基體有分層現(xiàn)象，表層易脫落[9]。劉立波[10]探究了超聲振幅對42CrMo表面完整性的影響，發(fā)現(xiàn)當靜壓力不變時，隨著超聲振幅的增加，殘余壓應力呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。殘余應力的增加歸因于振幅通過超聲變幅桿等裝置轉化為動態(tài)沖擊力作用于工件表面，在靜壓力的聯(lián)合作用下實現(xiàn)了塑性變形[11]34-38。超聲滾壓即在傳統(tǒng)滾壓加工基礎上利用靜壓力和超聲沖擊的耦合作用對工件表面進行加工，強化后工件表層塑性變形均勻，表面粗糙度降低，可引入較深的殘余壓應力分布但殘余壓應力值較小。ZHANG等2通過試驗研究了噴丸與超聲滾壓復合強化對17Cr2Ni2MoVNb鋼表面完整性的影響，結果表明復合強化能產(chǎn)生超細晶粒，提高顯微硬度，并在材料表層引入高幅值殘余壓應力。

綜合以上分析，目前關于二次噴丸和噴丸-超聲滾壓兩種復合表面強化的工藝參數(shù)對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼表面完整性影響規(guī)律還有待深入研究。本文通過數(shù)值模擬和試驗研究的方法，探究兩種不同表面復合強化工藝對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼試樣表面完整性的影響，以及對噴丸強化表面完整性問題的改善效果，為優(yōu)化齒輪制造工藝、提升齒輪疲勞性能提供技術支持與借鑒。

1表面復合強化試驗研究

1.1試樣制備及試驗方案

試樣材料為18CrNiMo7-6齒輪鋼，將原材料加工成直徑為 40mm 、厚度為 10mm 的圓片狀。對機加工完成的試樣進行滲碳淬火處理，滲碳溫度 930°C ，強滲期碳勢控制在 1.2% ，強滲時間 21h ，擴散期碳勢 0.8% ～1.0% ，擴散時間 20h ，后隨爐降溫至 830°C 保溫1h出爐，試樣放入 60^°C 油中淬火 50min ，出油空冷，再180^°C 回火 16h ，出爐空冷。試樣滲碳淬火后表面存在1層碳黑，使用濃度為 5% 的氫氧化鈉水溶液浸泡，并用砂紙打磨去除表面碳黑。

進行不同強化工藝下的表面完整性試驗研究，能夠分析二次噴丸強化工藝和噴丸-超聲滾壓強化工藝，對噴丸試樣表面完整性問題的改善效果。同時，試樣殘余應力檢測數(shù)據(jù)將用于驗證復合強化仿真模型的可靠性。噴丸工藝選擇丸粒直徑d、噴丸速度V和覆蓋率 C 等3個參數(shù)作為變量進行分析，采用開信精工KX1515型氣動噴丸機強化試樣。超聲滾壓選擇靜壓力 F 振幅 a 、頻率f和滾壓次數(shù) D 等4個參數(shù)作為變量進行分析，采用高束能GS30C型超聲滾壓設備強化試樣，試驗方案如表1所示。

表1不同強化方案的工藝參數(shù)

Tab.1Processparametersof different strengthening scheme！

1.2表面完整性檢測方法

采用Proto-LXRD型X射線殘余應力分析儀檢測試樣表面殘余應力，由于材料為18CrNiMo7-6鋼，在測量時X射線管選擇 Cr 靶、管電壓為 30kV 管電流為25mA，Beta 角為 25^°，ψ 角個數(shù)為9個、準直器直徑為1mm ，為獲得試樣沿深度方向的殘余應力，配合使用Proto-8818-V3電解拋光機對試樣進行剝層，電解液為飽和NaCI溶液。采用NANOVEA-JR50型三維非接觸式表面形貌儀檢測試樣的三維形貌和表面粗糙度。采用FHVW-1Z型顯微硬度計對試樣表面進行硬度檢測，試驗力為 200ΔN 、保壓時間為 15s ，在待測區(qū)域測量3次取平均值作為試樣表面維氏硬度值。

1.3 試驗結果與討論

1.3.1 殘余應力

根據(jù)表1開展不同強化方式對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼表層殘余應力影響的試驗研究，6組試驗方案下的殘余應力檢測結果如圖1所示。

圖1不同強化工藝下試樣的殘余應力分布 Fig.1Residual stressdistributionof samplesunderdifferent strengthening processes

由圖1可知，試樣經(jīng)過滲碳淬火處理后，次表層殘余壓應力約為 200MPa 。通過對比曲線 A₂ 和 A₃ ，發(fā)現(xiàn)當丸粒直徑較小時，試樣的殘余壓應力最大值略高， A₂ 試樣的殘余壓應力最大值為 1135.59MPa ，但由于 A₂ 組工藝參數(shù)中丸粒直徑 d 和覆蓋率 C 均小于 A₃ 組，所以試樣表面殘余壓應力值和殘余壓應力小于 A₃ 組；當噴丸工藝參數(shù)均增加時，殘余壓應力最大值深度位置向試樣內部移動，殘余壓應力層厚度顯著增加。相較于大丸粒噴丸強化試樣，超聲滾壓強化試樣表層殘余壓應力最大值較低，但提升殘余壓應力層厚度的效果顯著。

在6組試驗方案中，二次噴丸強化試樣殘余壓應力最大值最高，其數(shù)值為 1283.96MPa 。從表面到殘余壓應力最大值深度位置的區(qū)間內，二次噴丸強化試樣殘余壓應力值大于噴丸強化試樣，但是在殘余壓應力最大值深度位置后，二次噴丸強化試樣殘余壓應力值小于單次噴丸強化試樣。根據(jù)文獻 [6]^6-7 的解釋，表層殘余壓應力增長后，材料內部產(chǎn)生拉應力保持自身應力平衡，進而導致二次噴丸強化試樣次表層殘余壓應力值有所下降。通過 A₆ 曲線可知，噴丸-超聲滾壓強化試樣表層殘余壓應力最大值為 1212.28MPa ，與噴丸強化試樣相比，復合強化后試樣表面殘余壓應力值、殘余壓應力最大值以及殘余壓應力層厚度等都有一定幅度的增長。因此，噴丸-超聲滾壓強化工藝能夠顯著改善試樣表層殘余應力分布狀態(tài)，當工件在服役過程中，表面較高的殘余壓應力以及較深的殘余壓應力層能夠有效降低工作載荷，提升工件的疲勞壽命。

1. 3.2 表面形貌

測量試樣表面中心 2mm×2mm 的正方形區(qū)域，在不同處理工藝下的三維形貌如圖2所示。未強化試樣表面存在明顯機加工痕跡；當進行小直徑丸粒噴丸強化時，試樣表面的機加工痕跡消除；當進行傳統(tǒng)的大丸粒噴丸強化時，試樣表面存在大量由彈丸隨機沖擊形成的尖峰和凹坑；超聲滾壓強化試樣相較于兩種單次噴丸強化試樣，表面光整性較好。

與傳統(tǒng)噴丸強化試樣相比，二次噴丸強化試樣表面形貌較平整，由大直徑彈丸隨機沖擊形成的尖峰和凹坑較少，但是試樣表面機加工痕跡并未完全消除，主要是由試樣在加工中切削痕跡過深所導致；噴丸超聲滾壓強化試樣的表面形貌優(yōu)于噴丸強化試樣和二次噴丸強化試樣。因此，將超聲滾壓強化作為噴丸強化的后處理工藝，“削峰填谷”作用明顯，能夠顯著提升噴丸強化試樣表面的光整性，消除機加工痕跡以及由丸粒沖擊形成的彈坑和尖峰，減少試樣表面應力集中程度、提高疲勞裂紋萌生閾值，進而提高工件的疲勞壽命。

18CrNiMo7-6齒輪鋼表面完整性試樣在不同處理方式下，取樣區(qū)域的二維形貌以及Y軸中心沿 X 軸方向的輪廓曲線，如圖3所示。與未強化 A₁ 試樣相比，大丸粒噴丸強化試樣的波峰從 2μm 左右增長至 5μm 左右[圖3（c丁；超聲滾壓強化試樣輪廓曲線大致在1.5μm 范圍內波動[圖3（d）]，超聲滾壓強化工藝能夠提高試樣表面形貌的均勻性。二次噴丸強化后試樣中心輪廓曲線最大頂點高度從傳統(tǒng)大丸粒噴丸強化的 5μm 左右降低至 3μm 左右，但是噴丸-超聲滾壓強化后輪廓曲線最大頂點高度降低至 2μm 左右，基本消除了試樣噴丸強化后彈坑痕跡明顯的問題。

提取各試樣取樣區(qū)域中心的輪廓曲線，通過軟件計算得到各試樣的表面粗糙度評定參數(shù)，如表2所示。由表2可知，二次噴丸強化試樣與傳統(tǒng)大丸粒噴丸強化試樣相比表面粗糙度有所下降，輪廓算術平均偏差R_a 和輪廓的均方根偏差 R_q 分別降低了 29.42% 和30.22% ，但是表面粗糙度仍高于超聲滾壓強化試樣和小丸粒噴丸強化試樣；噴丸-超聲滾壓強化試樣與傳統(tǒng)大丸粒噴丸強化試樣表面粗糙度相比，輪廓算術平均偏差 R_a 降低了 62.76% 、輪廓的均方根偏差 R_q 降低了61. 85% 。

圖2不同強化工藝下試樣的3D表面形貌Fig.23D surface morphologyof samples under differentstrengthening processes

圖3不同強化工藝下試樣的2D表面形貌和中心輪廓曲線

Fig.32D surface morphology and central contour curves of samples under different strengthening processes

1.3.3 顯微硬度

各試驗方案下試樣的顯微硬度測量結果如表3所示。

噴丸強化試樣與未強化試樣相比，表面硬度提升5. 55% ，但表面硬度分布不均勻，測量值極差最大為87.20HV ；超聲滾壓強化后試樣表面顯微硬度為726.70HV，與未強化試樣相比顯微硬度提升11. 19% ，并且3個測量值之間的極差最低。二次噴丸強化和噴丸-超聲滾壓強化試樣的顯微硬度，與大丸粒噴丸強化試樣相比分別增加了 8.70%.17.60% 。

綜上所述，采用二次噴丸強化工藝和噴丸-超聲滾壓強化工藝，均能解決試樣噴丸強化后存在的表面完整性問題，但是噴丸-超聲滾壓強化工藝在提升表面殘余壓應力值、殘余壓應力層厚度、表面硬度和降低表面粗糙度等方面的效果更為顯著。

表2不同強化工藝下試樣的表面粗糙度評定參數(shù)

2表面復合強化數(shù)值模擬研究

2.1 材料參數(shù)

Johnson-Cook（J-C）本構模型適用于材料在大變形、高應變速率等條件下的數(shù)值模擬研究，同時噴丸強化屬于冷塑性加工，超聲滾壓強化時陶瓷滾壓頭和

表3不同強化工藝下試樣的顯微硬度

工件之間的接觸溫度遠低于材料的相變溫度[13]，因此本文使用簡化后的J-C本構模型描述18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼在兩種復合強化下的應力應變行為，表達式為

式中， σ 為材料屈服應力；A為屈服強度； B 為應變硬化模量； ε 為等效塑性應變； n 為硬化指數(shù)； R_ss 為應變敏感率； ε^* 為無量綱應變率， ε^*=ε/ε₀ ，其中， ε₀ 為參考應變率。18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼、彈丸與陶瓷滾壓頭的材料參數(shù)如表4所示[11]34-38[14]

表4仿真模型各部件材料參數(shù)

Tab.4Material parametersof each componentof the simulationmode

2.2復合強化模型建立與驗證

二次噴丸強化有限元分析模型的構建過程如圖4所示，大丸粒噴丸強化完成后，通過數(shù)據(jù)傳遞將已變形試樣的應力應變結果，傳遞給小丸粒噴丸強化有限元模型作為試樣的初始狀態(tài)，小丸粒沖擊強化完成后試樣中心 1mm×1mm 的正方形區(qū)域受到二次噴丸強化。試樣的網(wǎng)格尺寸為 0.02mm ，單元類型為C3D8R，將正方形區(qū)域沿深度方向每層節(jié)點的殘余應力求平均值，作為該深度下的殘余應力值。

噴丸-超聲滾壓復合強化有限元分析模型的構建過程如圖5所示，噴丸強化丸粒覆蓋區(qū)域位于試樣表面中心位置，當陶瓷滾壓頭經(jīng)過中心已噴丸區(qū)域時，試樣中心單元受到噴丸-超聲滾壓復合強化。試樣中心沿Y軸方向 3mm 內進行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格尺寸為 0.05mm ，其余位置網(wǎng)格尺寸為 0.1mm ，單元類型為 C3D8R 。由于超聲振動產(chǎn)生的動態(tài)沖擊力曲線波形為正弦波[15]，采用傅里葉級數(shù)（余弦項為零）形式的集中力實現(xiàn)靜壓力和超聲振動的共同加載效果，殘余應力提取方式與二次噴丸強化模型相同。

在進行表面復合強化對18CrNiMo7-6滲碳齒輪鋼表面完整性影響的數(shù)值模擬研究前，使用 A₅ 和 A₆ 兩組工藝參數(shù)驗證有限元模型的可靠性，殘余應力仿真結果與試驗值如圖6所示。

二次噴丸強化試樣表面殘余壓應力試驗值為847.92MPa ，仿真結果低于試驗值，誤差為 5.01% ；測量得到的表層殘余壓應力最大值為 1283.96MPa ，仿真結果為 1247.08MPa ，與試驗值的誤差較小。噴丸-超聲滾壓強化試樣表面殘余壓應力試驗值為885.34MPa ，仿真結果為 864.62MPa ，與試驗值的誤差較??；測量得到的試樣表層殘余壓應力最大值為1212.28MPa ，仿真結果為 1087.82MPa ，與試驗值的誤差為 10.27% 。因此，本文建立的二次噴丸和噴丸-超聲滾壓強化有限元分析模型具有可靠性。

圖6復合強化試樣殘余應力試驗值與仿真值 Fig.6Residualstresstestand simulationvalueofcomposite strengthened sample

2.3 二次噴丸強化試驗

第1次大丸粒噴丸強化的工藝參數(shù)為丸粒直徑 d= 0.8mm 、噴丸速度 V=60m/s 、覆蓋率 c=100% ，使用Minitab軟件進行正交試驗設計，在大丸粒噴丸強化的基礎上進行二次噴丸強化試驗，試驗方案的工藝參數(shù)如表5所示。

表5二次噴丸強化中第2次噴丸工藝參數(shù)

Tab.5 2nd shot peening processparameters in the double shol

二次噴丸強化各試驗方案下的殘余應力仿真結果如圖7所示。二次噴丸強化后試樣殘余壓應力層厚度變化較小，因此，二次噴丸強化工藝主要影響試樣表層的殘余壓應力分布狀態(tài)。單次噴丸強化試樣的表面殘余壓應力值為 731.42MPa ，二次噴丸強化試樣表面殘余壓應力均高于單次噴丸強化，其中第DSP6組的增長幅度最大達到21. 43% ，這是由該組工藝參數(shù)中噴丸速度最大且強化時丸粒流沖擊位置大面積覆蓋了單次噴丸未強化區(qū)域所導致的，通過圖10（f也能夠發(fā)現(xiàn)第DSP6組中心區(qū)域變形較大。

圖7各二次噴丸強化試驗方案下的殘余應力仿真結果 Fig.7Residual stresssimulationresultsundereachtest scheme of double shot peening

單次噴丸試樣殘余壓應力最大值為 1167.95MPa 二次噴丸強化第DSP9組試樣的殘余壓應力最大值為1359.56MPa ，增幅最大為 16.41% ，主要由于DSP9組工藝參數(shù)中的丸粒直徑和噴丸速度都是最大水平值并且覆蓋率為 100% 。當?shù)?次噴丸的丸粒直徑為最低水平值 0.4mm 時，DSP1組和DSP2組試樣的殘余壓應力最大值位置向表面移動，當疲勞裂紋從工件表面萌生并向工件內部擴展時，能夠促進裂紋閉合、降低裂紋向內擴展的速率[1，從而延長工件的疲勞壽命。

二次噴丸強化試樣表面殘余壓應力均勻性，能夠通過表面節(jié)點殘余應力值的標準差來反映，如圖8所示。單次噴丸強化后表面節(jié)點殘余壓應力值標準差較大，二次噴丸強化后除DSP8組外表面殘余壓應力標準差均下降，當?shù)诙螄娡鑿娀に噮?shù)為 d=0.4mm 、V=60m/sΩ=100% 時，試樣表面節(jié)點殘余應力值標準差下降 23.36% 。DSP8組工藝參數(shù)中，由于丸粒直徑和噴丸覆蓋率為最大水平值，丸粒數(shù)量多、丸粒流沖擊能量大，靶材表面塑性應變不均勻性增強，進而DSP8組表面殘余壓應力值標準差增大。這表明二次噴丸強化工藝，在工藝參數(shù)設置不合理時，會加劇試樣表面殘余壓應力分布的不均勻性。

圖8各二次噴丸強化試驗方案下的表面節(jié)點殘余應力標準差 Fig.8Standard deviation of surfacenoderesidualstressunder each testschemeof double shot peening

單次噴丸強化試樣表層等效塑性變形云圖和表面單元位移云圖如圖9所示，二次噴丸強化各試驗方案下的表面單元位移云圖如圖10所示。當?shù)?次噴丸的丸粒直徑為 0.4mm 時，與單次噴丸強化相比二次噴丸強化表面形貌變化劇烈，但是試樣中心區(qū)域仍然存在彈坑痕跡，隨著丸粒直徑的增加，試樣表面彈坑痕跡明顯增多。

圖9單次噴丸強化試樣表面狀態(tài)

圖10各二次噴丸強化試驗方案下的表面單元位移云圖Fig.10 Surface element displacement nephogramunder each testscheme of double shot peening

2.4噴丸-超聲滾壓強化試驗

二次噴丸強化工藝能夠改善單次噴丸強化工件存在的表面完整性問題，如表面粗糙度增大、殘余壓應力分布不均等，但改善效果有限，采用超聲滾壓強化作為噴丸強化的后處理工藝，形成噴丸-超聲滾壓強化工藝（SP-USRP強化工藝），進一步提升噴丸工件的表面完整性。為了與二次噴丸強化工藝對比改善效果，第一步的噴丸強化工藝參數(shù)選擇 d=0.8mm.V=60m/s. C=100% ，在單次噴丸強化基礎上進行噴丸-超聲滾壓強化試驗，試驗方案的工藝參數(shù)如表6所示。

噴丸-超聲滾壓強化各方案下的殘余應力仿真結果如圖11所示，當靜壓力為600N時試樣表面殘余壓應力值較低，隨著滾壓次數(shù)和靜壓力的增加，試樣表面殘余壓應力值逐漸增大。9組試驗方案中第6組（SP-USRP6）的表面殘余壓應力值最大，由于該組靜壓力為900N、振幅為 16μm 、滾壓次數(shù)為2次，強化時試樣表面塑性變形劇烈程度低于靜壓力為 1200N 的試樣，所以沿深度方向提取殘余應力時表層節(jié)點殘余壓應力值較高。9組試驗方案中第8組（SP-USRP8）工藝參數(shù)下試樣表層殘余壓應力峰值最大為1 329.05MPa 處于距表面 0.25mm 的深度，第9組（SP-USRP9）雖然靜壓力、振幅和頻率都為最高水平值但滾壓次數(shù)僅為1次，導致SP-USRP9組最大殘余壓應力值低于SP-USRP8組。因此，在相同靜壓力下增加滾壓次數(shù)，試樣表面殘余壓應力值、表層殘余壓應力最大值和殘余壓應力層厚度隨之增加。

表6噴丸-超聲滾壓強化中超聲滾壓工藝參數(shù)

Tab.6Ultrasonic rolling process parameters inshot peening ultrasonic rolling

圖11各噴丸-超聲滾壓強化試驗方案下的殘余應力仿真結果 Fig.11Residualstresssimulationresultsundereachtestschemeof shot peening-ultrasonic rolling

在分析噴丸-超聲滾壓復合強化對試樣殘余應力的影響時，由于二次噴丸強化和噴丸-超聲滾壓強化都采用同一組大丸粒噴丸強化工藝參數(shù)，但是兩種復合強化模型網(wǎng)格尺寸有所不同，因此需要對比單次噴丸強化在兩種模型下的殘余應力分布情況，如圖12所示。從圖12中能夠發(fā)現(xiàn)兩種模型的表面殘余壓應力和殘余壓應力最大值相差較小，由于網(wǎng)格尺寸的影響殘余壓應力最大值深度位置和殘余壓應力層厚度出現(xiàn)一定的偏差，但總體誤差較小，能夠作為相同的初始狀態(tài)，以對比分析二次噴丸強化和噴丸-超聲滾壓強化的改善效果。

圖12單次噴丸在不同模型中的殘余應力仿真結果Fig.12Simulation results of residual stress of single shot peening indifferentmodels

噴丸-超聲滾壓強化試樣中心區(qū)域位移云圖如圖13所示。圖13中第1組（SP-USRP1）試樣的表面位移云圖與單次噴丸位移云圖圖9（b）相比，噴丸強化產(chǎn)生的彈坑痕跡大面積消失，隨著靜壓力、振幅、頻率和滾壓次數(shù)的增加，試樣表面光整效果逐漸提高；通過對比第2組（SP-USRP2）和第3組（SP-USRP3）的位移云圖發(fā)現(xiàn)相同靜壓力下，滾壓次數(shù)和振幅對表面形貌的影響程度高于頻率。通過圖13（a）圖13（e）、圖13（i）可知，當滾壓次數(shù)為1次時，隨著靜壓力增大試樣表面形貌逐漸改善，因此，對試樣表面形貌影響較大的工藝參數(shù)為靜壓力、滾壓次數(shù)和振幅。

位移Displacement/mm

位移 Displacement/mm

位移Displacement/mm

位移Displacement/mm

位移Displacement/mm

（h）SP-USRP8

圖13各噴丸-超聲滾壓強化試驗方案下的表面單元位移云圖 Fig.13Surface elementdisplacement nephogramundereachtest scheme of shot peening-ultrasonic rolling

圖14為單次噴丸強化和噴丸-超聲滾壓強化各試驗方案下的表面節(jié)點殘余應力值標準差，二次噴丸強化模型中單次噴丸后試樣表面殘余壓應力值標準差為487.95，噴丸-超聲滾壓強化模型中單次噴丸后試樣表面殘余壓應力值標準差為387.56，這主要受到模型的網(wǎng)格尺寸和節(jié)點數(shù)量的影響，噴丸-超聲滾壓強化模型的網(wǎng)格尺寸較大、節(jié)點數(shù)量較少，因此在計算表面節(jié)點殘余壓應力值標準差時數(shù)值偏低。當靜壓力為 1200N 、滾壓次數(shù)為3次時試樣表面殘余壓應力均勻性最好，與噴丸強化試樣相比，表面節(jié)點殘余壓應力值標準差下降幅度達到 89.50% 。因此，噴丸-超聲滾壓復合強化工藝能夠顯著地提升噴丸強化試樣表面殘余壓應力的均勻性。

圖14各噴丸-超聲滾壓強化試驗方案下的表面節(jié)點殘余應力標準差Fig.14Standard deviationof surfacenoderesidualstressundereach test scheme of shot peening-ultrasonic rolling

3結論

研究了18CrNiMo7-6齒輪鋼表面完整性試樣在不同強化工藝下的表面完整性，建立了18CrNiMo7-6齒輪鋼二次噴丸、噴丸-超聲滾壓兩種表面復合強化工藝的有限元分析模型，對比了兩種復合強化工藝對噴丸試樣表面完整性問題的改善效果，得出如下結論：

1）與傳統(tǒng)大丸粒噴丸強化的18CrNiMo7-6齒輪鋼試樣相比，二次噴丸強化試樣輪廓算術平均偏差 R_a 、輪廓的均方根偏差 R_q 分別降低了 29.42%.30.22% ，噴丸-超聲滾壓強化降低試樣表面粗糙度的效果更顯著，R_a，R_q 分別降低了 62.76%.61.85% 。

2）未強化試樣的表面顯微硬度均值為 653.57HV 單次強化工藝中超聲滾壓強化試樣的顯微硬度增幅最大，試樣表面顯微硬度均值為 726.70HV 。二次噴丸強化和超聲滾壓強化試樣表面硬度較高，其中噴丸-超聲滾壓強化試樣的表面顯微硬度均值最高，為811.27HV，與傳統(tǒng)噴丸強化試樣相比提升 15.38% 。

3）當?shù)?次噴丸強化的丸粒直徑 d=0.6mm 時，試樣表層殘余壓應力值最高為 1359.56MPa ，但是表面形貌和表面殘余壓應力均勻性較差；當?shù)?次噴丸強化的丸粒直徑 d=0.4mm 噴丸速度 V=60m/s 覆蓋率c=100% 時，試樣表面殘余壓應力均勻性較好，與單次噴丸強化試樣相比表面節(jié)點殘余壓應力值標準差下降了 23.36% 。

4）噴丸-超聲滾壓強化試樣表層殘余壓應力最大值為 1 329.05MPa ，出現(xiàn)在距表面 0.25mm 的深度位置；與單次噴丸強化試樣相比，噴丸-超聲滾壓強化試樣表面節(jié)點殘余壓應力值標準差最高下降 89.50% ，試樣表層殘余壓應力分布的均勻性顯著提升。

綜上所述，二次噴丸強化工藝和噴丸-超聲滾壓強化工藝都能夠解決試樣噴丸強化后存在的表面殘余應力不均勻、表面粗糙度高易引起應力集中等問題，但是噴丸-超聲滾壓復合強化試樣的表面形貌更平整、機加工痕跡消失、表層殘余壓應力分布更均勻，對噴丸試樣表面完整性的提升效果更顯著。

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Abstract：Shot peening processis widelyused inthemanufacturing process of gears andotherbasiccomponents，and its ownlimitations limit theenhancementofthesurfaceintegrityoftheworkpiece.Inorder tofurther improve the surface integrityof theworkplece，Acombinationofnumericalsimulationandexperimentalmethods wasutilizedtostudytheeffectof twosurfacecompositestrengtheningprocesses，suchasdoubleshotpeeningandshotpeening-ultrasonicrollng，onthesurface integrityof18CrNiMo7-6carburizationgearsteelsamples，and mainlyanalyzed the efectofthe twocomposite strengthening processes on theimprovementofsurface integrityofthe shotpenedsamples.Theresults showthatthe maximum value of the residual compressive stress of the double shot peening sample was 1 359.56MPa ，locatesat the depth of 0.08mm ，andthe maximum value of the residual compressive stressof the shot peening-ultrasonic rolling peening sample was 1 329.05MPa ， locatesatthedepth of 0.25mm .Compare with the single shot peening sample，the surface roughness of the double shot peening sample and the shot peening-ultrasonic rolling sample was 29. 42% and 29. 42% lower than that of the single shot peening sample.Compare with the single shot peening samples，the surface roughness of the double shot pening samples and shot peening-ultrasonic tumbling peening samples decreased by 29.42% and 62.76% ，respectively，the surface microhardness increased by 8.70% and 17.60% ，and the standard deviation of the surface node compressive residual stress value decreased by 23.36% and 89.50% .The shot peening-ultrasonic rolling process is more effective in enhancing the surface hardness， thicknessoftheresidual stresslayeranduniformityofteresidualcompressivestressaswellasreducingtesurfaceroughness of the specimens，and can effectively improve the surface integrity of the shot peened samples.

KeyWords：18CrNiMo7-6 steel; Shot peening;Ultrasonic rolling;Surface integrity Corresponding author：WANG Zhen，E-mail：wangzhen@zua.edu.cn Fund：Natural Science Foundation ofHenan Province （242300420052） Received：2024-02-02 Revised：2024-04-08