喷丸强度

喷丸强度（精选4篇）

喷丸强度 篇1

0前言

S280新型超高强度不锈钢采用低碳马氏体相变强化和时效强化叠加, 性能优异, 可代替现有AerMet100, 300M钢用作飞机起落架材料[1~3]。起落架零件的失效多为疲劳失效, 常在零件表面起裂[4,5], 需进行表面强化以提高其使用寿命[6~10]。目前的研究主要从超高强度不锈钢的成分、组织结构和热处理工艺等方面解决其失效问题, 对S280超高强度不锈钢的表面喷丸强化工艺涉及较少[1,2,3,11]。本工作对其喷丸强化工艺进行研究。

1 试验

1.1 试材成分及力学性能

试材S280超高强度不锈钢的成分 (质量分数, %) :0.13C, 12.00Cr, 14.00Co, 2.00Mo, 4.00Ni, 1.00W, Fe余量。力学性能:抗拉强度1 920 MPa, 屈服强度1 500 MPa, 延伸率14%, 断面收缩率66%, 断裂韧性120 MPa·m1/2。

1.2 喷丸工艺

在KXP-3000气动式喷丸机上, 按照HB/Z 26, 分别采用铸钢丸S230及陶瓷丸Z300对S280不锈钢试样进行喷丸强化, 具体参数见表1。

1.3 测试分析

采用FTS-i120触针式表面粗糙度仪测试喷丸前后的S280试样的粗糙度。采用电解抛光法逐层减薄, 并在X-3000型X射线应力分析仪上测定喷丸强化试样残余应力沿层深的分布:Cr Kα靶, (211) 衍射面, 交相关定峰法, 准直管直径为3 mm, 管电流6.9m A, 电压30 k V。在室温下进行应力集中系数为2的疲劳试样旋转弯曲疲劳试验测试喷丸强化前后的S280试样的疲劳寿命:最大应力为620 MPa, 应力比为-1, 若循环次数大于1×107未断则停止试验。使用FEI QUANTA600型扫描电镜 (SEM) 观察试样的形貌。

2 结果与讨论

2.1 喷丸处理对试样表面形貌及粗糙度的影响

S280钢及其不同工艺喷丸强化后的试样的表面SEM形貌见图1。由图1可以看出, 喷丸后试样原始表面的加工刀痕已被完全覆盖, 同时可见明显的弹坑。

未喷丸的S280钢试样的表面粗糙度为0.282μm;1, 2, 3号喷丸强化试样的表面粗糙度分别为1.137, 1.316, 0.602μm。可见, 喷丸后粗糙度均有所增加。表面粗糙度直接影响材料的疲劳性能。喷丸强化能够有效改善材料的疲劳性能是因为其引入了残余压应力, 改善了材料组织、表面微观形貌与粗糙度。

2.2 喷丸处理对试样残余应力分布的影响

不同工艺喷丸强化的S280钢的残余应力分布见图2;4个特征参数 (表面残余应力σsr, 最大残余应力σmrs, 最大残余应力对应深度δm以及残余应力场深度δ0) [12]见表2。

由图2和表2可知:3种工艺强化的试样的表面残余应力σsr分别为-647.4, -616.9, -731.4 MPa, 采用铸钢S230喷丸时随着喷丸强度的增大逐渐减小;3种喷丸试样的最大残余应力σmrs则较为接近 (-900 MPa左右) ;采用铸钢S230喷丸时最大残余应力对应深度δm和残余应力场深度δ0随着喷丸强度的增大而增大;陶瓷弹丸是一种新型喷丸介质, 相比于传统的铸钢丸, 其硬度更高, 冲击能量传递性更好, 表面质量更好, 陶瓷丸喷丸的试样粗糙度较低, 但陶瓷丸易碎, 不适于较大强度喷丸, 所用喷丸强度较低, 因此产生的残余压应力场深度δ0较浅。

喷丸残余应力的实质是由弹丸冲击, 使表面层发生弹塑性形变和硬化, 约束次表面弹性形变而产生的内应力。随着喷丸强度的增大, 塑性形变加剧, 造成表面屈服而发生残余应力松弛, 因而表面残余压应力随喷丸强度的增大而减小。喷丸时弹丸流不断撞击金属表面并使其表层发生循环弹塑性变形, 喷丸的最初阶段表面会依据材料的特性发生循环硬化。当喷丸时间达到饱和或表面覆盖率达到100%时, 材料的表层循环硬化变形趋于稳定状态, 此时最大残余压应力也将达到定值。改变喷丸强度只能改变最大残余压应力对应的位置, 并不能改变最大残余压应力的数值。另外, 喷丸强度越大, 喷丸能量越大, 导致喷丸强化影响层加深, 使残余应力场深度增加。

2.3 喷丸处理对试样疲劳寿命的影响

S280钢及其不同工艺喷丸后的平均疲劳寿命见表3。由表3可知:S280钢的疲劳寿命为5.75×104次;经过强化后, 疲劳寿命均有大幅度的提高, 1号试样疲劳寿命为4.88×106次, 2号试样1.00×107次疲劳测试下未发生断裂, 而3号试样疲劳寿命为2.47×105次。喷丸过程中形成的弹丸坑引起表面的粗糙度增加, 将形成局部的应力集中, 为喷丸弱化因素。喷丸强化引入的表面残余压应力场对改善疲劳性能非常有利, 属于强化因素。试样经过喷丸强化后, 表面层发生了强烈的冷塑性变形使晶格畸变加剧, 位错密度增加, 亚结构细化, 从而提高了试样的表面强度和硬度, 同时喷丸产生的有利的残余压应力场不仅可以抑制疲劳裂纹的萌生, 还可以增加裂纹的闭合效应来减小疲劳裂纹的扩展速率, 这是残余压应力强化的主要机理[13,14]。

图3是S280钢及其不同工艺喷丸强化后的疲劳断口的SEM形貌。由图3可以看出:喷丸前后的试样疲劳裂纹源均在表面;喷丸后试样的疲劳裂纹源是单源, 未喷丸的试样疲劳裂纹源为多源 (见图3a中A, B处) 。因疲劳裂纹在表面萌生, 表面层的残余应力对疲劳性能的影响较大。残余拉应力的存在会降低疲劳强度, 而残余压应力的存在可提高疲劳强度。喷丸强化可产生一定深度且数值较大的残余压应力场, 当表面层承受外加交变载荷时, 强化层内的残余压应力会降低外加交变载荷中的拉应力水平, 即可降低“有效拉应力”, 从而可提高疲劳裂纹萌生的临界应力水平[15], 使得强化试样的疲劳寿命得到大幅度提高。2号试样疲劳寿命最优, 说明较大喷丸强度对提高S280新型超高强度不锈钢的疲劳寿命更为有利, 但对于铸钢丸喷丸工艺, 喷丸强度太大容易造成材料表面微观裂纹。

3 结论

(1) S280钢经喷丸强化后疲劳寿命大幅度提高;而铸钢丸较大强度喷丸对疲劳寿命的提高更为有利, 残余压应力场深度约为300μm, 最大残余压应力约为-900.0 MPa。

(2) 喷丸强化前后试样的疲劳裂纹源均在表面, 但喷丸后的疲劳裂纹源是单源, 而未喷丸试样的疲劳裂纹源是多源。

喷丸设备节能减排改造 篇2

关键词：喷丸,喷砂毛化,磁力分选,减排

公司主营业务为中大功率发动机再制造, 拆解后的箱体类零件有很多孔。需要用喷涂、电刷镀等方法修复。为了增强涂层与母材的结合力, 需要将座孔表面进行喷砂毛化处理。

一、喷砂毛化原理

喷砂毛化是利用高速砂流的冲击作用清理和粗化工件表面的一种工艺手段。主要用压缩空气将砂粒形成射束, 高速喷射到工件表面, 使工件表面形成了不同的粗糙程度, 增加与涂层之间的附着力。喷砂工艺还可改善工件表面的机械性能, 提高工件的抗疲劳性。

喷砂磨料选择棕刚玉较为适宜, 这是一种用矾土、碳素和铁屑3种原料在电炉中经过融化还原而制得的棕褐色人造刚玉, 其主要化学成份是Al2O3, 另含有少量的铁、硅、钛等杂质。

二、喷丸设备改造目的及难点

公司原有1台干式吸入式喷丸机, 用于去除金属工件表面氧化皮、残渣和污垢, 磨料采用直径1.2mm钢丸。为了节约成本, 决定将该设备进行改进, 使其既能进行喷丸, 也能进行喷砂毛化, 同时解决噪声和粉尘排放超标问题。改造项目难点如下。

(1) 在切换喷砂和喷丸两种功能时, 如何将钢丸和砂粒混合物分别回收。

(2) 如何降低喷砂噪声。

(3) 如何减少扬尘, 达到国家标准。

三、磁力分选技术

磁力分选原理是利用混合物中各种物质的磁性差异, 在不均匀磁场中进行分选的一种方法。在分选装置中, 固体颗粒受磁场力、重力、流动阻力、摩擦力、静电力和惯性力等作用, 混合物中的磁性物质所受的磁场力大于机械力的合力, 会被吸附;而非磁性颗粒所受到的机械力占优, 仍留在混合物中, 从而实现了分选。磁力分选有两种类型, 一类是传统的磁选, 它主要应用于供料中磁性杂质的提纯、净化以及磁性物料的精选;另一类是磁流体分选法, 可应用于固体废物中铝、铁、铜、锌等金属的提取与回收。

我厂喷丸设备改进主要采用传统磁选法, 利用磁力分选机分离钢丸和棕刚玉混合物中的钢丸。其主要结构由整机外壳、2个圆形滚筒、振动版、支架、电机、磁系、磁偏角调整装置等组成。磁分选机的磁路部分采用磁系, 每个磁极由铁氧体和铷铁硼永磁块组装而成, 用螺钉固定在磁导板上, 磁极的极性沿圆周交错排列, 沿轴向极性相同, 磁场强、吸力大、除铁效率高。根据钢丸尺寸、形状、密度等参数经计算, 所选分选机磁感应强度为0.5高斯, 分选速度3t/h即可满足要求。

改造后, 钢丸和棕刚玉磨料混合物经过风选装置过滤粉尘后落入磁选机, 钢丸被吸附在两个旋转的磁性滚筒上, 滚筒内部装有偏心放置的磁极, 随着圆筒转动角度的变化, 当钢丸随着圆筒转动到远离磁极的一侧时, 吸附力量减弱, 被刮板从圆筒上刮落, 通过密闭管道进入钢丸储存罐。棕刚玉由于不被滚筒吸附, 则直接滑下滚筒表面进入棕刚玉储存罐。从而实现了两种磨料的分离。

使用该装置进行磨料分离时需要注意以下两点。

(1) 棕刚玉磨料应选择一级产品。因为棕刚玉内含有少量的Fe、Si、Ti杂质, 棕刚玉的质量根据其Al2O3含量不同有所区别。例如, 一级棕刚玉的Al2O3含量可以达到95%, 而二级棕刚玉的Al2O3含量只能达到85%。

棕刚玉一级料较为纯净无杂质, 二级料杂质较多, 颜色比较重, 主要是因为磁性物含量高, 因此, 在经过磁分选机时会有一部分含铁量较高的棕刚玉杂质被吸附, 最终导致钢丸储存罐内混入棕刚玉杂质影响喷丸磨料纯度。

(2) 为了避免钢丸被磁化, 除了要选剩磁低、矫顽力小的钢丸材质外, 钢丸形状也要尽量选择规则的圆形。因为磁化的难易与被磁化物体的形状、长径比有密切关系, 长径比大的物体磁化效果好。钢球的形状越接近标准的球形, 磁极形成越不明显, 将越难以被磁化。

四、降噪措施

经分析, 喷丸时噪声主要通过操作间顶部进气口、房体及大门缝隙等处传出。因此, 要重点从这几个部位着手进行改造。

(1) 顶部进气口处加装迷宫式消声器。其主要结构为方形箱体内布设多片相互叠加的隔音板, 隔音板侧面粘接吸音棉, 噪声进入消音器内, 经过隔音板的多次折射衰减和吸音棉的消音作用, 可以大幅度减小形成传递噪声的气流脉动, 从而使得进气口传递出的噪声得到减弱。

(2) 在大门缝隙、大门与房体接缝处安装密封条, 增强室内空间的密封性。

(3) 在房体内侧墙壁上粘接一层橡胶板, 避免噪声气流直接作用在房体钢板上引起振动。另外, 当磨料击打在墙壁上时, 胶板也可以起到减振消声作用。

改进后, 在距离操作间1m处用分贝仪测量, 噪声值由先前的92d B降低到75d B。

五、减少粉尘排放的改进措施

1. 磨料回收系统改进

原有设备喷下来的磨料通过地板格栅进入设在地平面下的水平刮板系统, 刮板将磨料输送到横向螺旋输送器, 通过斗式提升机将磨料送入气体分离装置进行粉尘分离。被风选出来的好的磨料进入储料斗。在此过程中, 磨料始终处于常压状态和敞开式的环境, 极易飞散的空气中造成粉尘污染。

改进后的磨料回收方式为在密闭管道内气体抽送回收, 主要利用提砂风机的动力在回收管路内形成负压进行磨料回收。回收结构包括表面布满小孔的蜂窝状吸砂地板, 地板下面是纵向排列的两列储料斗, 这些料斗底部开口与下面的分气管路连接, 分气管路又与风机的主管路连接, 分气管路与主管路的风速均大于磨料的悬浮速度。当喷丸或喷砂作业时, 飞溅的磨料在气流作用下, 会快速地下落到蜂窝地板下的料斗中, 再从料斗落入吸砂分管中, 最后通过主管路被抽到风选器去除其中的杂质和粉尘, 最后再将完好的磨料送入磁分选器进行分选回收。

改进后的系统有以下优点。

(1) 回收磨料始终处在一个封闭的负压环境中, 粉尘不易飞散, 有利于减少操作间和磨料分选间室内的粉尘污染。

磨料中混合的粉尘最终通过一台滤筒式除尘器进行过滤后集中回收, 其中滤筒采用新型复合滤材, 径向铺叠成褶皱的中空长形圆筒, 由于滤材表面附有一层聚四氟乙烯薄膜, 极小的筛孔可阻挡0.5μm以上的尘粒, 因此可将大部分粉尘阻挡在滤材外表面, 使得通过除尘器排放到大气中的空气较为干净。滤芯清理采用自动脉冲反吹逐个清理, 脉冲时间、间隔可调节设定。脉冲气流吹下灰尘自动落到集粉桶内, 集粉桶定期清理即可。

(2) 磨料回收彻底, 解决了原来喷丸室内死角残留的磨料刮板刮不干净而过多积聚的问题, 也解决了磨料输送过程中从传动带缝隙和边缘泄漏等问题。

(3) 回收系统结构大大简化, 降低了机构组件出故障的概率, 减少了维护保养工作量。

2. 室内外空气中粉尘污染的治理

原有设备采用两台排风机将室内粉尘直接排出室外, 由于风扇功率不大, 且没有任何过滤措施, 造成室内烟雾弥漫, 室外烟尘滚滚, 给周围环境造成了严重的不良影响。

针对除尘系统的改进内容如下。

(1) 在喷丸 (砂) 操作间顶部增加进气口的面积和数量。

(2) 在喷砂操作间墙壁底部开一排排风口, 外接导风管及除尘风机。

(3) 除尘风机采用离心通风机, 可将粉尘气流送入筒式除尘器过滤, 再从15m高的烟囱排放到大气中, 排尘达标。粉尘经脉冲除尘后被集中收集处理。

六、结语

喷丸处理技术的应用及其发展 篇3

喷丸强化可改善金属材料的抗疲劳性能及耐腐蚀性能,提高其使用寿命。近年来,新型喷丸技术获得了较大的发展和应用,如微粒冲击、激光喷丸、超声喷丸、高压水射流和复合表面喷丸在各领域有着不同的应用。然而,对喷丸理论的研究、喷丸工艺设备研制方面尚未成熟。以下对传统及新型喷丸技术进行了综述,以期为促进喷丸强化技术的开发和应用提供参考。

1 传统喷丸技术

1.1 国内

目前,国内对传统喷丸技术的研究主要有以下3个方面。

(1)基础研究

以塑性变形、位错及相变、残余应力及松弛、疲劳断裂、应力腐蚀和表面强化为基础理论,研究材料的疲劳性能和组织强化。TC4钛合金经喷丸处理后,表层的组织和亚结构细化,表层强变形区形成孪晶,从而产生了强烈的加工硬化效应[1]。0Cr13Ni8Mo2Al[2]、303奥氏体不锈钢[4]、Ti-10V-2Fe-3Al钛合金[4]、TC18[5]、TC21超高强度钛合金[6]等作喷丸强化后其疲劳性能不同程度地得到提高,疲劳寿命也得以延长。不同初始残余应力状态、表层冷作程度和表面粗糙度的7075铝合金,在循环载荷下,较大的残余应力场分布也伴随着较强的表层冷作、塑性变形及表面缺口效应[7]。

(2)特殊材料喷丸工艺参数的选择和确定

采用不同工艺参数(喷丸粒径、喷丸时间和强度)对A-100高强度钢进行喷丸强化,残余应力场分析结果表明,随着喷丸时间的延长,最大残余压应力的深度和强化层深度增大,表面残余压应力减小,较大直径和较大喷丸强度会加深强化层的深度[8]。TC4钛合金经干湿2种喷丸处理后,表面产生不同程度的硬化,其中湿式喷丸在提高表面硬度和提高最大压缩残余应力方面更具有优势[9]。但是,影响喷丸强化效果的工艺参数较多,试验分析缺少对各种喷丸参数下残余应力变化规律的系统研究,采用数值模拟分析可弥补这一缺点[10~12]。

(3)应用范围的拓宽

目前,喷丸强化的应用范围已经从传统的钛合金、铝合金零部件扩展到镁合金、粉末冶金等新材料,且喷丸强化不仅用于提高其疲劳寿命,同时还能使之发生塑性形变,实现表面纳米化。对ZK60镁合金和CW103K新型高强镁稀土合金喷丸处理可提高其疲劳性能,改善其疲劳断裂行为,并开发了与之配套的关键设备[13]。对发生自蔓延反应的金属混合粉末涂层进行喷丸处理,得到了纳米表面涂层[14]。

1.2 国外

一直以来,国外基础研究都注重考察喷丸对工件疲劳性能、表面硬度和耐磨性的影响,以期获得稳定的工艺,拓展喷丸的应用范围。对航空用AISI4340钢材40Cr Ni2Mo高强度钢喷丸处理可用代替硬铬电镀提高耐疲劳性能[15];40Cr Ni Mo钢经过喷丸处理之后,疲劳极限提高20%~30%[16]。模拟手段来预测和解释喷丸参数对喷丸强化的影响方面也有相应的研究进展,通过建立新三维模型系统考察了喷丸参数控制对构件材料性能的影响,结果表明喷丸处理能提升铝合金等金属表面的疲劳性能和表面粗糙度[17],与试验研究结果相一致。将内聚力模型引入评价喷丸强化对疲劳裂纹增长的影响,模拟结果与试验结果一致,即裂纹萌生的位置和时间依赖于喷丸强度[18]。然而,不同喷丸工艺的复杂性使得模拟计算的可靠度存在一定的问题。因此,目前也越来越注重试验和数值模拟的结合,以便控制工艺参数,使喷丸过程向着更有利的方向发展[19]。

虽然国内对喷丸工艺的改性及理论研究取得了一定进展,但对喷丸工艺参数系统控制的模拟研究比较薄弱,关键设备的研制投入较少,且自动化控制无法满足工业应用要求,所以与国外还有较大差距。

2 新型喷丸技术

2.1 微粒子喷丸

微粒冲击方法所使用的喷丸粒径较小(0.2 mm以下),冲击速度快,处理后工件表面硬度增加的幅度大,表面粗糙度减小,可使工件耐磨性得到显著提高,从而延长被加工工件的使用寿命。该技术被广泛应用在机械部件、切削工具、模具等领域。对100μm钢球和陶瓷进行喷丸处理,其疲劳极限分别提高了35%和23%[20]。先用微粒冲击使微粒子镶嵌于基体中形成复合表面,再换用Sn,Ag和Mo S2等软质金属微粒或具有固体润滑特性的微粒实施二次冲击,在硬质微粒复合表面产生了厚达几微米的镀膜层,达到了降低基材摩擦系数的目的。然而,微粒子喷丸技术的推广具有一定的困难,因为其关键设备的喷嘴还处于研制阶段,微粒子粒度也很难保持一致。

2.2 激光喷丸

相比于传统喷丸,激光喷丸形成的残余压应力层更深,其稳定性和一致性都更好,可使同一零部件上的不同区域达到不同的抗疲劳性能。它可以和其他强化技术配合使用,对普通热处理工件存在的“软点”补充强化。国外采用激光喷丸处理形成的残余应力能达到材料抗拉强度的60%[21],而国内的激光喷丸工艺和设备仅限于试验阶段,缺乏相应的工艺和技术标准,激光器的峰值功率水平不高,控制和检测技术也不成熟,这些都限制了激光喷丸工艺的应用和快速发展。

2.3 超声喷丸

相比激光喷丸,超声喷丸因超声波的普及及其设备造价较低,在国内的应用领域较为广阔,超声喷丸强化形成的硬化层深度也比机械喷丸的深,能产生较大的残余应力值,金属材料表面获得厚度达几十微米的纳米层[22,23]。对7075-T651铝合金超声喷丸,所形成的压缩残余应力最大值为-217.3 MPa,比普通喷丸增大了31.9%[24]。对321不锈钢进行超声喷丸后,其表层产生了厚约10 nm的纳米层,有利于提高表面硬度,改善表面性能[25]。目前,超声喷丸的实际应用取得了一定的进步,且试验性研究积累了一定的研究成果,但一些关键的问题还没有得到解决,如金属材料在超声喷丸过程中的力学理论模型及动态响应、超声喷丸参数对喷丸效果的影响和对喷丸过程进行模拟时模型的精确建立等问题。

2.4 高压水喷丸

对铝合金、硅锰合金和碳钢等进行高压水喷丸或气穴无弹丸喷丸,其疲劳强度比传统喷丸强化提高了4%~36%[26~29]。该技术弥补了其他新型喷丸技术的设备昂贵等问题,水介质和动力源来源广泛,能耗和成本低,生产效率高,应用前景广阔。然而,目前对于高压水喷丸技术相关的理论研究还不够深入和完善,且在国内的研究较少。因此,进一步研究该技术的微观作用机理,提高强化和成形的效率,加强设备研制是下一步需要开展的工作。

2.5 复合喷丸及再次喷丸

单一表面强化技术因其设备和条件的限制都有其特定的适用范围,限制了实际应用范围。复合喷丸强化技术通过协同效应可结合2种或者多种技术的优点,获得更优异的效果。一种基于激光熔覆结合激光喷丸强化复合表面改性的方法和装置可改善熔覆层残余应力分布,降低表面粗糙度,提高其表面质量,延长使用寿命[30]。

合适的再次喷丸周期可使TCl8钛合金的总疲劳服役寿命提高75%[31]。将渗碳淬火后的18Cr Ni Mo7-6钢进行二次喷丸处理,在一次喷丸的基础上可进一步提高表面残余压应力,优化显微组织[32]。

新型喷丸技术对设备要求高,特别是激光喷丸,价格昂贵,国内与国外研究相比还存在一定差距。

3 喷丸强化机理和模拟模型

最早认为,喷丸过程中材料表层金属的形变本质为一循环应变疲劳过程[33,34],后来通过对高温疲劳强度与表面强化的关系的研究,提出喷丸强化机制中的“应力强化”和“组织强化”是2个最基本的强化因素。主要是通过对实际应用中材料的喷丸处理效果和喷丸强化因素的影响来分析喷丸强化机理。目前,对喷丸处理的研究较多地集中于个案工艺,且以经验方法为主,所以对其过程和效果的系统理论分析显得非常重要。较为简单的模型是解析型模型,其假设材料表现为线弹性或理想的弹塑性力学行为[35],通过合理简化工艺参数对喷丸过程进行一系列分析,提供丰富可靠的实验仿真依据,既能加快研究周期,又可大幅度降低研究成本。解析型模型可以揭示喷丸的过程,而运用有限元方法则能更直观清晰地表现整个喷丸过程,有些仿真分析结果与试验结果也有较好的吻合性。对单/多颗弹丸垂直撞击工件过程进行三维有限元模拟发现:单个弹丸过程的模拟是进行喷丸强化过程模拟的基础;多个弹丸撞击目标物体的过程模拟考虑了覆盖率的影响,更贴近实际喷丸过程;沙漏参数对喷丸过程的模拟结果影响较大[36]。用数值法研究喷丸强度与残余应力的关联,再用有限元软件ABAQUS对喷丸零件表面进行数值模拟以探索对喷丸效果的仿真,进一步证实了喷丸对减弱疲劳裂纹萌生的作用[37,38]。采用喷丸残余应力有限元分析[39]、喷丸残余应力三维动力有限元分析[40]及有限元软件ANSYS-LSDYNA对喷丸进行模拟计算,优化了喷丸工艺参数,模拟研究结果值得借鉴[41〗。然而,喷丸处理的物理过程本身是成千上万个弹丸随机地撞击零件的表面,通过零件表面局部残余应力的变化,逐步形成整个零件表面的强化,所以,喷丸处理过程的数值模拟一直是一个很难解决的技术难题。

4 展望

目前,传统的喷丸技术在机械加工行业的广泛应用,大多是基于解决单个问题,缺少持续和共性技术的研发;新型喷丸技术,设备昂贵,条件较苛刻,其应用还需要提升。今后,应重点开展以下几方面的工作:

(1)着重开发复合喷丸强化技术,如表面渗碳、渗氮与喷丸强化的复合,热喷涂与喷丸强化技术的复合等;

(2)大力开拓喷丸技术新的应用方向,如通过新型喷丸工艺获得纳米涂层;

(3)在加强理论研究的基础上加强新型喷丸处理技术设备的研制,实现对工艺过程及工艺参数的精确控制;

(4)继续探讨各种条件下的强化机制,深入定量研究喷丸所产生的各种效应。

摘要：喷丸处理可以改善机械零件的疲劳强度、耐磨性和粗糙度等性能,其应用也越来越广泛,随着技术要求的提高,新型喷丸处理技术得到了发展。综述了国内外传统喷丸处理技术的研究及发展现状,阐述了新型喷丸处理技术的特点和使用条件,分析了喷丸强化处理技术在实际应用中的限制条件,指出今后的研究重点应为开发复合喷丸强化技术、开拓新的应用方向及加强理论研究。

喷丸残余应力及工艺参数优化 篇4

1有限元模型

1.1模型描述

本文考虑了单丸粒 (见图2a) 和多丸粒 (见图2b) 喷丸的有限元模型。弹丸半径为R, 单丸粒和多丸粒喷丸时靶材的尺寸分别选为10R×10R×5R和15R×15R×10R以削弱边界效应的影响。为了简化计算, 根据对称性取1/4的试件进行分析。对撞击位置附近的网格进行了细化。采用线性减缩积分单元 (C3D8R) , 每个模型划分为2万个单元左右。弹丸与靶材的接触面法向定义为硬性接触, 切向定义为无摩擦接触模式。在两个对称面和底面上分别约束其法向, 弹丸仅允许在2方向 (参照坐标系统) 自由移动。采用ABAQUS/EXPLICIT求解器, 分析时间取4×10-5 s。

弹丸为铸钢钢丸, 密度为5 500 kg/m3, 为简化计算视其为刚体。靶材为典型的结构钢, 密度为ρ=7 800 kg/m3, 弹性模量E = 184 GPa, 泊松比υ=0.3, 假定靶材的屈服服从Mises屈服准则, 屈服强度为σy=500 MPa, 塑性变形阶段假设为线性应变硬化, 应变硬化率为H=500 MPa。

1.2模拟过程和方法

质量的定义:靶材通过在材料属性中定义密度来赋予其质量。弹丸为刚体, 定义质量时先根据其密度和半径计算出其质量, 然后以点质量的形式将其赋在弹丸刚体的参考点上。

喷射速度和入射角α的定义:ABAQUS中速度是以场 (field) 的形式定义的。弹丸的初速度同样定义在刚性参考点上。在ABAQUS中不能直接定义弹丸的入射角, 应先求出初速度在三个坐标轴上的分量, 然后在三个方向上分别定义其速度分量。

为了获得稳定的残余应力场并节约计算成本, 将分析时间定为4×10-5 s。经计算验证, 计算结束时, 碰撞过程已经结束, 弹丸被弹开, 残余应力场稳定 (不随时间而变化) 。

典型的横向残余应力分布如图3所示, 图3中箭头所指方向为本文研究喷丸残余应力分布的路径。在结果后处理中, 沿图3中箭头所指方向定义路径, 并把该路径上的残余应力值提取出来, 即可得到残余应力沿深度方向的变化图。

2有限元结果分析

2.1喷射速度

图4a给出了在不同速度下横向残余应力σ33沿深度的分布图。可以看出随着喷丸速度的提高, σ33-h曲线向右偏移, 且应力幅值变大。图4b给出了残余应力场的四个特征参量随喷射速度的变化图。从图4b可以看出, 横向表面残余压应力σsrs随喷射速度的提高而减小, 而横向最大残余压应力σmrs则随喷射速度的提高而增加。喷射速度在低速阶段对残余应力改变作用较为显著, 而在高速阶段则趋于平缓。横向最大残余压应力深度δm与横向残余压应力场深度δ0均随喷射速度的提高而增加。

2.2弹丸尺寸

图5a给出了不同弹丸直径下横向残余应力随深度的变化曲线。不难看出随着弹丸直径的增大, σ33-h曲线向右偏移, 即残余压应力场深度增大。

图5b给出了残余应力场特征参数随弹丸直径的变化图。从图5b可以看出, 表面残余压应力在 d =0.6 mm时出现最大值, 而后随弹丸直径的增大而迅速减小。最大残余压应力对弹丸直径的变化不是很敏感。最大残余压应力深度和残余压应力场深度均随弹丸直径的增大而增加。

2.3入射角

在ABAQUS中定义载荷时先解除弹丸在3方向的约束, 将实际速度分别沿横向和纵向分解为v33=100cosα, m/s和v22=100sinα, m/s。

图7a给出了在不同的入射角下, 横向残余应力随深度的变化图。从整体趋势看, 随着入射角的增大, σ33-h曲线右移, 应力幅值增大。图7b给出了横向残余应力特征量随入射角的变化图, 可以看出横向表面残余压应力在15°—45°范围内随入射角的增大而减小, 直至转化为拉应力, 超过45°以后入射角对横向表面残余应力的影响不大。横向最大残余压应力在15°—45°范围内随入射角的增大而增加, 在45°—60°之间突然减小, 60°—75°之间变化不大, 75°—90°之间减小。入射角α=45°和90°时横向最大残余压应力大致相等。最大横向残余压应力深度和残余压应力场深度随入射角的增大而增加。

2.4覆盖率

单丸粒和多丸粒喷丸的有限元模型如图2a和图2b所示, 分别代表了较低和较高的覆盖率。为了突出多丸粒喷丸时相邻丸粒之间的影响, 取喷射速度v=200 m/s, 弹丸直径dshot=1 mm。横向残余应力随深度的变化曲线如图8所示。由图8可以看出单丸粒喷丸时的最大残余压应力比多丸粒喷丸时要大, 而多丸粒喷丸时可以获得较大的残余压应力场深度。覆盖率对最大压应力深度的影响不大。

2.5靶材屈服强度

图9a给出了不同的靶材屈服强度下横向残余应力沿深度的变化曲线。可以看出, 随着靶材屈服强度的提高, σ33-h曲线的应力幅增加, 且向左偏移。

图9b给出了残余应力特征量随靶材屈服强度的变化图。图9b显示靶材屈服强度对横向表面残余的影响不大, 而横向最大残余压应力则随靶材屈服强度的提高而增加。靶材屈服强度对横向最大残余压应力深度影响不大, 而残余压应力场深度则随靶材屈服强度的提高而降低。

2.6摩擦力

在前面的计算中定义接触时并没有考虑摩擦力的影响, 摩擦系数的大小与弹丸和靶材的表面光洁度有关。图10a给出了入射角α=90°, 摩擦系数 f=0 (无摩擦) 和0.5时横向残余应力随深度的变化图。不难看出, 摩擦力导致了最大残余压应力偏大, 表面残余拉应力偏小。摩擦力对最大压应力深度和残余压应力场深度没有影响。

图10 (b) 给出了入射角α=60°, 摩擦系数 f = 0和0.5时横向残余应力随深度的变化图。由图10 (b) 可以看出, 入射角α=60°时摩擦力对残余应力的影响要比垂直入射时更为显著。值得注意的是, 当入射角α=60°时, 摩擦力使得最大残余压应力值偏小, 这与垂直入射时的情况相反。入射角α=60°时, 摩擦力对最大残余压应力深度和残余压应力场深度的影响不大。

3结论

本文建立了喷丸三维有限元模型, 研究了不同喷丸参数对残余应力场的影响规律。通过对有限元结果的分析, 对于铸钢钢丸冲击结构钢靶材的情况而言, 喷丸参数取d=0.4 mm, v=120 m/s, α= 90°时可以获得最理想的残余应力分布。较低的覆盖率可以获得较大的最大残余应力, 但是却要以牺牲残余压应力场深度为代价。靶材屈服强度的提高会导致残余应力场深度的减小, 但对最大残余压应力深度的影响不大, 最大残余压应力随靶材屈服强度的提高而增加。垂直入射时, 摩擦力使最大残余压应力偏大;倾斜入射时, 摩擦力使最大残余压应力偏小。

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