熊 諦,王立強(qiáng),徐小嚴(yán),呂玉廷,呂維潔

(上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,金屬基復(fù)合材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 ２００２４０)

摘 要:采用０．１５,０．２０,０．２５mm 的噴丸強(qiáng)度對(duì)鑄態(tài)鎳鋁青銅進(jìn)行了表面噴丸強(qiáng)化處理,對(duì)比分析了噴丸前后鎳鋁青銅表層的殘余應(yīng)力、顯微硬度、微觀形貌及表面粗糙度,并計(jì)算了表層的亞晶尺寸和顯微畸變.結(jié)果表明:隨著噴丸強(qiáng)度的提高,鎳鋁青銅表面的殘余壓應(yīng)力和加工硬化程度都逐漸增大;但噴丸強(qiáng)度過大時(shí),表面粗糙度明顯增大并伴隨有顯微裂紋產(chǎn)生,從而導(dǎo)致表層應(yīng)力釋放,使得殘余壓應(yīng)力增大幅度下降,減弱了強(qiáng)化效果.

關(guān)鍵詞:鎳鋁青銅;噴丸;殘余應(yīng)力;顯微硬度;表面粗糙度

０ 引 言

鎳鋁青銅鑄件具有較好的力學(xué)性能,且抗海水腐蝕性較強(qiáng),因此常用于制造諸如螺旋槳葉片等海洋裝備零部件[１－３].螺旋槳葉片具有大變形截面,表面存在一定的拉應(yīng)力,在服役過程中長(zhǎng)期受到海水沖擊浸泡,易造成腐蝕疲勞而產(chǎn)生斷裂失效,因此,其抗腐蝕疲勞性能對(duì)其壽命影響很大.噴丸是一種工業(yè)領(lǐng)域常用的表面強(qiáng)化手段[４].材料經(jīng)噴丸處理后,其表層發(fā)生加工硬化,產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力場(chǎng)的同時(shí)表面形貌發(fā)生變化[５],能有效提高材料表面硬度和耐疲勞等性能[６－８].噴丸強(qiáng)度是噴丸處理的主要工藝參數(shù),了解噴丸強(qiáng)度與噴丸處理后材料表層性能之間的關(guān)系,對(duì)優(yōu)化噴丸工藝和提高材料性能十分重要.然而國(guó)內(nèi)目前鮮有噴丸對(duì)鎳鋁青銅表面改性作用的研究報(bào)道,因此,作者在其他條件相同的情況下,采用三種噴丸強(qiáng)度對(duì)鎳鋁青銅進(jìn)行噴丸強(qiáng)化,研究了噴丸強(qiáng)度對(duì)鎳鋁青銅表面強(qiáng)化效果的影響.

１ 試樣制備與試驗(yàn)方法

１．１ 試樣制備

試驗(yàn)材料為鎳鋁青銅鑄錠,尺寸為?１５０mm×２００mm,其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/％)為９．５A(chǔ)l,４．２Ni,４．０Fe,１．２Mn,余Cu.在鑄錠上截取尺寸為２０mm×１５mm×１０mm的試樣,經(jīng)４００℃×４h去應(yīng)力退火處理后,用SiC砂紙打磨至２０００＃ ,再用粒徑為０．２５μm的金剛石懸浮液對(duì)待噴丸表面進(jìn)行拋光處理.噴丸介質(zhì)采用 B４０陶瓷彈丸,彈丸平均直徑為０．３５ mm,顯 微 硬 度 為 ７００ HV.噴 丸 強(qiáng) 度 (A 型Almen標(biāo)準(zhǔn)試片的弧高)分別為０．１５,０．２０,０．２５mm,表面覆蓋率均為２００％.

１．２ 試驗(yàn)方法

根據(jù) GB/T７７０４－２００８,采用 ProtoＧLXRD 型X射線應(yīng)力分析儀測(cè)表層殘余應(yīng)力,管電壓３０kV,管電流 ２５ mA,X 射線彈性常數(shù) S２/２ 取 １１．７２×１０－６ MPa－１,S１ ?。常保?times;１０－６ MPa－１,準(zhǔn)直管直徑為２mm;同時(shí)檢測(cè) Cu(４２０)晶面衍射峰,采用銅靶,Kα 射線,鎳濾波片,對(duì)應(yīng)２θ 約為１４４．７°;利用雙５１２通道位敏探測(cè)器探測(cè) X 射線信號(hào),ψ 角在±４５°內(nèi)優(yōu)化設(shè)置１７站,采用同傾衍射幾何方式.為了得到殘余應(yīng)力沿深度的變化,采用 ProtoＧ８８１８型電解拋光機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行電化學(xué)腐蝕剝層,電壓為１５V,電流為２A,電解液為飽和 NaCl水溶液,利用數(shù)顯千分尺測(cè)腐蝕深度.

采用 HSVＧ３０P型數(shù)顯顯微維氏硬度儀測(cè)表層顯微硬度分布,載荷為０．２４５N,加載時(shí)間１０s,測(cè)五次取平均值.采用 NanonaviEＧSweep型原子力顯微鏡測(cè)表面三維形貌及粗糙度.沿噴丸方向取樣,用鑲嵌粉熱鑲,經(jīng)研磨拋光后采用JSMＧ６４６０型掃描電子顯微鏡觀察試樣截面形貌.

圖１ 未噴丸和三種強(qiáng)度噴丸后試樣的殘余應(yīng)力沿深度的分布

Fig．１ Distributionsofresidualstressalongthedepthofsamples

beforeandaftershotpeeningatthreeshotpeeningintensities

２ 試驗(yàn)結(jié)果與討論

２．１ 殘余應(yīng)力

由圖１可知,未噴丸試樣表層存在一定的殘余壓應(yīng)力,其大小從表面向心部逐漸減小,殘余壓應(yīng)力層深１００μm,這是由機(jī)械拋光處理造成的[９];不同噴丸強(qiáng)度噴丸處理后,試樣表面的殘余壓應(yīng)力明顯高于未噴丸試樣的,且隨著深度的增加,殘余壓應(yīng)力先增大后減小,在次表層達(dá)到最大.為了方便描述,用四個(gè)特征參數(shù)來分析殘余壓

應(yīng)力場(chǎng):表面殘余壓應(yīng)力σs、最大殘余壓應(yīng)力σm 、最大殘余壓應(yīng)力深度 Zm 、殘余壓應(yīng)力場(chǎng)深度 Z.由表１可知,試樣的σs 和σm 隨著噴丸強(qiáng)度的增大,分別以約５％和８％的幅度增大;Z 以２０％的幅度增大,而噴丸強(qiáng)度為０．２０mm 和０．２５mm 試樣的Zm卻十分相近.

２．２ 道次間隔時(shí)間及變形溫度對(duì)流變應(yīng)力的影響

２．２ Cu(４２０)面衍射峰半高寬、亞晶尺寸和顯微畸變由圖２可知,經(jīng)不同強(qiáng)度噴丸處理后,試樣的Cu(４２０)面衍射峰的半高寬隨著深度的增加逐漸減小,表面的半高寬最大且相差很小;相同深度的半高寬隨著噴丸強(qiáng)度的增大而增大;經(jīng) ０．２０,０．２５ mm強(qiáng)度噴丸處理后,在距離表面約５０μm 的范圍內(nèi)試樣的Cu(４２０)面衍射峰半高寬相差不大,且均明顯大于噴丸強(qiáng)度為０．１５ mm 的;當(dāng)深度達(dá)到１５０μm 以后,三種噴丸強(qiáng)度下試樣的 Cu(４２０)面衍射峰半高寬均接近于未噴丸試樣的.

衍射峰半高寬可以作為衡量材料表面發(fā)生加工硬化程度的參數(shù)[１０],其和亞晶尺寸D的關(guān)系可以用式(１)表示,和顯微畸變?chǔ)?的 關(guān) 系 可 用 式 (２)表示[１１].

式中:λ 為 Kα 射線波長(zhǎng);β為 Kα 射線的半高寬;θ為Kα 射線的布拉格角.根據(jù)式(１)和(２),計(jì)算得到試樣表面亞晶尺寸和顯微畸變沿深度的分布,如圖３所示.由圖３可知,經(jīng)三種強(qiáng)度噴丸后,試樣的顯微畸變沿深度的增加逐漸減小,其變化趨勢(shì)和半高寬的相似,近表層(深度不大于５０μm)的顯微畸變比靠近內(nèi)部的大得多,約提高了一半,而在同一深度處,噴丸強(qiáng)度越大,顯微畸變?cè)酱?亞晶尺寸則隨深度的增加而減小,噴丸后試樣表面的亞晶尺寸比內(nèi)部的降低了５０％,在同一深度,亞晶尺寸隨噴丸強(qiáng)度的增大而減小;與半高寬和顯微畸變的變化類似,經(jīng)０．２０mm 和０．２５mm強(qiáng)度噴丸后試樣在近表層的亞晶尺寸十分接近.

２．３ 顯微硬度分布

由圖４可見,經(jīng)０．１５,０．２０,０．２５mm 強(qiáng)度噴丸后,試樣表面的顯微硬度分別達(dá)到了２５５,２８３,２９５HV,

均比未噴丸試樣的(１７０ HV)提高了５０％以上;在相同噴丸強(qiáng)度下,試樣的硬度均隨著深度的增加而逐漸減小,而同一深度下的硬度隨噴丸強(qiáng)度的增加而增加.這和半高寬及計(jì)算得到的顯微畸變和亞晶尺寸沿深度的變化趨勢(shì)相符,都說明了試樣表層塑性變形程度的變化.由圖２,３得到的加工硬化層的深度約為１６０ mm,由顯微硬度得到的加工硬化層

深度稍大,約為２００mm,這是因?yàn)閲娡韬笤嚇拥谋?/span>面顯微硬度還受到了殘余壓應(yīng)力的影響[１２].

２．４ 表面粗糙度

由圖５和表２可知,噴丸后試樣原本光滑的表 面出現(xiàn)凹坑和突出,呈現(xiàn)出起伏的山脈狀形貌;噴丸 后試樣的表面粗糙度比未噴丸試樣的明顯增大,且 隨著噴丸強(qiáng)度的增大而增大,當(dāng)噴丸強(qiáng)度從０．２０mm 增大到０．２５mm 時(shí),試樣表面粗糙度的增加幅度明 顯變大.

２．６ 分析與討論

噴丸殘余壓應(yīng)力場(chǎng)的形成主要是赫茲動(dòng)壓力和材料直接塑性變形相互競(jìng)爭(zhēng)的結(jié)果[１６－１７].當(dāng)彈丸沖擊鎳鋁青銅表面時(shí),會(huì)在表層產(chǎn)生剪切應(yīng)力τ,且在距表面一定深度處達(dá)到最大[１６],而鎳鋁青銅的直接塑性變形從表面至心部逐漸減小[１７].噴丸后在鎳鋁青銅表層形成的微裂紋會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力釋放[９].故而當(dāng)赫茲動(dòng)壓力為主要影響因素時(shí),σm 傾向于位于淺表層.這也導(dǎo)致了σs 隨噴丸強(qiáng)度增大的幅度很小,僅為５％.設(shè)彈丸垂直作用于鎳鋁青銅表面的沖擊力為P,接觸區(qū)半寬為a,由赫茲理論可知[１８]:

式中:τmax為最大剪切應(yīng)力;Zmax為最大剪切應(yīng)力深度;k 為常數(shù).由于彈丸硬度遠(yuǎn)高于鎳鋁青銅的,因此彈丸的塑性變形可忽略不計(jì),可以視為剛性體.兩者碰撞的能量損失都被鎳鋁青銅吸收用于塑性變形,則 P的大小與鎳鋁青銅表層的塑性變形程度正相關(guān).由圖２和圖３可知,鎳鋁青銅試樣的塑性變形隨噴丸強(qiáng)度的增 大 而 增 大,因 此 噴 丸 強(qiáng) 度 越 大,P 越 大.

彈丸錘擊鎳鋁青銅表面產(chǎn)生的坑痕深度用d 表示,彈丸半徑用r 表示,則:

式中:τmax為最大剪切應(yīng)力;Zmax為最大剪切應(yīng)力深度;k 為常數(shù).由于彈丸硬度遠(yuǎn)高于鎳鋁青銅的,因此彈丸的塑性變形可忽略不計(jì),可以視為剛性體.兩者碰撞的能量損失都被鎳鋁青銅吸收用于塑性變形,則 P的大小與鎳鋁青銅表層的塑性變形程度正相關(guān).由圖２和圖３可知,鎳鋁青銅試樣的塑性變形隨噴丸強(qiáng)度的增 大 而 增 大,因 此 噴 丸 強(qiáng) 度 越 大,P 越 大.

彈丸錘擊鎳鋁青銅表面產(chǎn)生的坑痕深度用d 表示,彈丸半徑用r 表示,則:

d 近似于鎳鋁青銅表面粗糙度,而彈丸半徑遠(yuǎn)大于表面粗糙度,因此,鎳鋁青銅表面越粗糙,a 越大.a 越大,則Zmax越大,而試驗(yàn)中赫茲動(dòng)壓力的影響占主導(dǎo)作用,因此Zm 也越大.而表１顯示０．２５mm 噴丸強(qiáng)度下的最大殘余壓應(yīng)力深度Zm 并沒有顯著增加,這應(yīng)該是因?yàn)殒囦X青銅受到了加工硬化的影響,

其塑性下降;當(dāng)噴丸強(qiáng)度過大時(shí),表層產(chǎn)生微裂紋,導(dǎo)致應(yīng)力釋放.此外,鎳鋁青銅的表面粗糙度明顯上升,減弱了P 增大的效果,導(dǎo)致σm 和Zm 均沒有明顯增大.表層微裂紋和較高的粗糙度屬于表面缺陷,易成為疲勞裂紋源,從而削弱噴丸的強(qiáng)化效果[１９],因此,一 味 提 高 噴 丸 強(qiáng) 度 并 不 是 合 理 的 選 擇.在０．２０mm噴丸強(qiáng)度下噴丸后,鎳鋁青銅的殘余壓應(yīng)力和加工硬化程度都比０．１５mm 強(qiáng)度下的有明顯提升,而且均接近于０．２５mm 強(qiáng)度下的,但表面粗糙度和表層微裂紋卻明顯較少.因此,選擇０．２０mm 噴丸強(qiáng)度進(jìn)行噴丸處理更有利于提高鎳鋁青銅的性能.

３ 結(jié) 論

(１)噴丸后鎳鋁青銅表面的殘余壓應(yīng)力明顯高于噴丸前的,且隨著層深的增大,殘余壓應(yīng)力先增大后逐漸減小;同一深度下,試樣的殘余壓應(yīng)力隨著噴丸強(qiáng)度的增大而增大,殘余壓應(yīng)力層深度也增大,但表面殘余壓應(yīng)力和最大殘余壓應(yīng)力深度的變化不明顯.

(２)不同強(qiáng)度噴丸處理后,試樣的衍射峰半高寬、顯微畸變和顯微硬度均隨著深度的增加而逐漸減小,亞晶尺寸則逐漸增大,噴丸后試樣的應(yīng)變硬化程度隨距表面距離的增加逐漸減小;在相同深度下,隨著噴丸強(qiáng)度的增大,試樣的衍射峰半高寬、顯微畸變和顯微硬度逐漸增大,而亞晶尺寸逐漸減小,試樣的應(yīng)變硬化程度隨噴丸強(qiáng)度的增大而增大.

(３)隨著噴丸強(qiáng)度的增大,試樣的表面粗糙度明顯增大并伴隨有顯微裂紋產(chǎn)生,導(dǎo)致表層應(yīng)力釋放,使得殘余壓應(yīng)力增大幅度下降,減弱了噴丸強(qiáng)化效果;０．２０mm 噴丸強(qiáng)度既能有效強(qiáng)化鎳鋁青銅,又不會(huì)導(dǎo)致其表面產(chǎn)生明顯的微裂紋,因此是鎳鋁青銅噴丸強(qiáng)化較為合理的選擇.

（文章來源：材料與測(cè)試網(wǎng)-機(jī)械工程材料>41卷>4期(pp:15-19)）