噴丸對(duì)1Cr11Ni2W2MoV鋼航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤表面完整性的影響

鐘麗瓊　梁益龍　楊　明　姜　云

(①貴州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025；②貴陽學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，貴州 貴陽 550005；③貴州省材料結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，貴州 貴陽 550025)

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噴丸對(duì)1Cr11Ni2W2MoV鋼航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤表面完整性的影響

鐘麗瓊①②梁益龍③楊明③姜云①

(①貴州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025；②貴陽學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，貴州 貴陽 550005；③貴州省材料結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，貴州 貴陽 550025)

對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤采用兩種不同彈丸噴丸后，用金相顯微鏡、表面粗糙度儀、X-350A應(yīng)力衍射儀、DUH-211(S)動(dòng)態(tài)超微小顯微硬度計(jì)和SUPPA40高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡等設(shè)備對(duì)1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤噴丸前后表層組織、表面粗糙度、殘余應(yīng)力、超顯微硬度及沖擊斷口等進(jìn)行對(duì)比觀測。結(jié)果表明：噴丸后表層組織有細(xì)化；表面粗糙度值約為未噴丸的10倍；表面殘余壓應(yīng)力約為未噴丸的2倍多；表層硬度由表及里呈下降趨勢；通過對(duì)沖擊斷口的觀察分析可知，噴丸除了對(duì)疲勞性能有改善作用外，對(duì)材料斷裂也有一定的作用。彈丸種類的不同僅在表面殘余壓應(yīng)力上有差異體現(xiàn)。

噴丸；1Cr11Ni2W2MoV；航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤；表面完整性

1Cr11Ni2W2MoV鋼是在低碳的12%Cr鋼中加入了大量的W、Mo、V等縮小奧氏體相區(qū)的鐵素體形成元素后，使鋼具有馬氏體相變硬化能力后得到的一種新型不銹型的馬氏體耐熱不銹鋼。該鋼具有良好的綜合力學(xué)性能，在航空工業(yè)中已廣泛用于制造在600 ℃以下工作的發(fā)動(dòng)機(jī)葉片、盤、軸等重要零部件[1]。由于渦輪盤的壽命決定著整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的壽命[2], 在工作過程中會(huì)受到一個(gè)撓動(dòng)力的作用，極易導(dǎo)致疲勞失效，雖然噴丸強(qiáng)化是較為常用的表面強(qiáng)化方式，用于改善航空發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)件的表面完整性從而提升疲勞性能[3]，但在1Cr11Ni2W2MoV鋼中的應(yīng)用研究文獻(xiàn)較少。羅龍錦等人[4]在進(jìn)行激光沖擊強(qiáng)化和機(jī)械噴丸對(duì)1Cr11Ni2W2MoV鋼疲勞性能提高的對(duì)比研究過程中，主要從表面粗糙度及表面殘余應(yīng)力兩個(gè)方面進(jìn)行了討論，并沒有涉及到噴丸表層的微觀組織及硬度梯度變化。賴志林等人[5]做了激光沖擊強(qiáng)化與超聲噴丸對(duì)1Cr11Ni2W2MoV鋼疲勞性能的影響對(duì)比研究，沒有涉及到傳統(tǒng)噴丸相關(guān)對(duì)比。為此本文擬對(duì)傳統(tǒng)噴丸后1Cr11Ni2W2MoV鋼的表面特征(微觀組織、表面粗糙度、表面殘余應(yīng)力及表層硬度梯度等)的變化進(jìn)行系統(tǒng)研究，并據(jù)此為1Cr11Ni2W2MoV鋼航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤的噴丸工藝提供實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)，使噴丸技術(shù)能在1Cr11Ni2W2MoV鋼發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤中得到更好的應(yīng)用，從而提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)的使用壽命。

1　試樣制備及試驗(yàn)方法

1.1試樣制備

本文試驗(yàn)中所采用的材料為1Cr11Ni2W2MoV 不銹鋼，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為:0.12C；0.38Mo；11.53Cr；0.255Si；1.42Ni；0.23V；1.78W；0.33Mn；其余Fe。其金相組織如圖1所示，可見1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼基體由大量板條狀馬氏體組成。本文實(shí)驗(yàn)中所使用的試樣直接從航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤(如圖2所示)上截取。

1.2試驗(yàn)方法

為節(jié)約研究成本，將已加工完成的渦輪盤等分為3個(gè)區(qū)域，第一個(gè)區(qū)域不做任何處理，即第一區(qū)域?yàn)槲磭娡鑵^(qū)；用黑色專用膠帶將第一、三區(qū)域覆蓋后對(duì)第二個(gè)區(qū)域采用S7O彈丸噴丸，即第二區(qū)域?yàn)镾7O彈丸噴丸區(qū)；再用黑色專用膠帶把第二區(qū)域覆蓋后，對(duì)第三個(gè)區(qū)域采用切絲彈丸噴丸，即第三區(qū)域?yàn)榍薪z彈丸噴丸區(qū)。具體噴丸參數(shù)為：距離125 mm，壓力0.23 MPa，時(shí)間160 s，覆蓋率大于100%，強(qiáng)度0.13 A，噴丸角度45°。利用線切割分別從以上3個(gè)區(qū)域取不同大小試樣進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)研究(取樣時(shí)為保證試驗(yàn)結(jié)果精準(zhǔn)，表面粗糙度和殘余應(yīng)力值測試試樣相對(duì)較大)，并將試樣未噴丸件、S7O彈丸噴丸件和切絲彈丸噴丸件命名為0#、1#和2#。金相試樣經(jīng)鑲樣打磨拋光后采用三氯化鐵鹽酸水溶液侵蝕后在金相顯微鏡下進(jìn)行原始組織金相觀察。表面殘余應(yīng)力在X-350A應(yīng)力衍射儀上進(jìn)行，具體測試參數(shù)為：Cr靶kα射線，衍射晶面(220)，應(yīng)力常數(shù)-601 MPa，在測試表面上隨機(jī)選取6～8個(gè)點(diǎn)進(jìn)行測試后取均值為測試結(jié)果。表面粗糙度在粗糙度儀上選取試樣表面不同的區(qū)域進(jìn)行檢測。采用DUH-211(S)動(dòng)態(tài)超微小顯微硬度計(jì)測試噴丸表層硬度梯度，其中加載載荷為196 mN，保持時(shí)間10 s，從試樣噴丸表面沿層深往里測試。在渦輪盤表面用線切割機(jī)切取沖擊試樣，將噴丸表面作為沖擊面進(jìn)行沖斷試驗(yàn)，并利用 SUPPA40高分辨熱場發(fā)射掃描電鏡對(duì)沖擊斷口形貌進(jìn)行觀察。

2　試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1不同彈丸噴丸后金相組織對(duì)比

圖3、圖4分別是1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼經(jīng)S07彈丸噴丸和切絲彈丸噴丸的金相圖，從試樣表面噴丸層附近往心部觀察，噴丸表面附近組織與心部組織相比較細(xì)小,這是因?yàn)閲娡柽^程是零件表層發(fā)生循環(huán)塑性變形的過程，大量高速彈丸撞擊零件表面，使其產(chǎn)生均勻致密的塑性變形區(qū)，從而使組織細(xì)化[6]。對(duì)比1#、2#試樣表層組織細(xì)化程度及深度，并沒有發(fā)現(xiàn)因彈丸的不同而出現(xiàn)明顯差異。即1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼渦輪盤噴丸后使表層組織得以細(xì)化，這有利于改善渦輪盤的疲勞性能，但由于細(xì)化程度并不十分顯著，在本文所采用的噴丸工藝參數(shù)條件下，噴丸層的組織細(xì)化可能對(duì)疲勞性能改善的作用甚微，且不同彈丸噴丸后在組織方面也沒有明顯差異。

2.2噴丸前后及不同彈丸噴丸后表面粗糙度對(duì)比

噴丸前后表面粗糙度如圖5所示，可以看出，0#未噴丸試樣表面粗糙度Ra為0.28 μm，其值在(0.25～0.50 μm)內(nèi)波動(dòng)，而1# S07彈丸噴丸試樣表面粗糙度Ra為2.60 μm， 2#切絲彈丸噴丸試樣表面粗糙度Ra

為3.00 μm，噴丸后試樣表面粗糙度值增大了10倍左右，且各測量值的波動(dòng)比未噴丸的小。一方面是因?yàn)閲娡枨暗臋C(jī)械切削加工表面受到刀具后刀面的擠壓、滾光的作用[7-8]，其表面粗糙度值較小。另一方面是因?yàn)?Cr11Ni2W2MoV不銹鋼這種材料的塑性較好，硬度較低，噴丸時(shí)，大量高速彈丸對(duì)表面進(jìn)行撞擊后在零件表面留下較深的彈坑，所以噴丸后表面粗糙度值比噴丸前增大了10倍之多。從圖5中還可以看出，噴丸前表面粗糙度的測量值在個(gè)別地方有較大的變化，這是因?yàn)榍邢骷庸け砻嬖诰植繀^(qū)域有可能存在積屑瘤等缺陷[9]，當(dāng)粗糙度儀探頭正好經(jīng)過時(shí)，其粗糙度值會(huì)較大。而噴丸后表層粗糙度的各測量值之間差異較小，其值較噴丸前均勻，這是因?yàn)閲娡璧母采w率大于100%，彈丸的沖擊使之前的加工刀痕及積屑瘤等缺陷得以改善，試樣表面密布著較為均勻的彈痕，為此同一表面上各點(diǎn)的測試值差異較小。對(duì)比1#和2#試樣表面粗糙值， 2#試樣表面粗糙度值僅比1#試樣大0.4 μm，基本上可以忽略不計(jì)彈丸種類的不同對(duì)1Cr11Ni2W2MoV 不銹鋼表面粗糙度的影響。

2.3噴丸前后及不同彈丸噴丸后表面殘余應(yīng)力對(duì)比

文獻(xiàn)表明[10-13]，噴丸強(qiáng)化為試樣引入殘余壓應(yīng)力，通過圖6所示的測試結(jié)果可以看出，噴丸前(0#)表面殘余壓應(yīng)力約為140 MPa左右，噴丸后(1#，2#)表面殘余壓應(yīng)力明顯增大，1#試樣表面殘余壓應(yīng)力約為280 MPa左右，為噴丸前表面殘余壓應(yīng)力的2倍，引入140 MPa的壓應(yīng)力，2#試樣表面殘余壓應(yīng)力約為330 MPa，為噴丸前表面殘余壓應(yīng)力的2.35倍，引入190 MPa的壓應(yīng)力。大量彈丸的高速撞擊使表層材料發(fā)生強(qiáng)烈的塑性變形，心部材料發(fā)生壓縮的彈性變形，當(dāng)沖擊力撤銷后，心部的壓縮彈性變形恢復(fù)，使其表層受到壓應(yīng)力，為此噴丸強(qiáng)化為試樣表面引入殘余壓應(yīng)力。而噴丸引入殘余壓應(yīng)力的大小及分布與很多因素有關(guān)，比如受噴材料的性能和表面狀態(tài)及噴丸工藝參數(shù)(噴丸時(shí)間、強(qiáng)度、角度、覆蓋率和彈丸材料等)的選擇等。在本文中，1#和2#試樣僅存在彈丸種類的不同， S07彈丸和切絲彈丸的材料及大小都是相同的，只是彈丸制造工藝不同，S07彈丸是鑄造后研磨成小球狀，切絲彈丸是鍛造后拉成細(xì)絲，從細(xì)絲上切制出小球，由于相同成分材料的鍛造狀態(tài)的力學(xué)性能優(yōu)于鑄造態(tài)，所以切絲彈丸的力學(xué)性能優(yōu)于S07彈丸。從兩種彈丸噴丸后引入的殘余壓應(yīng)力來看， 2#試樣大于1#試樣，從而可推測，力學(xué)性能較好的彈丸噴丸后引入的殘余壓應(yīng)力也較大。

2.4不同彈丸噴丸后表層超顯微硬度對(duì)比

如圖7所示，1#、2#試樣的表面硬度分別為360DHV、380DHV左右，隨著距表面深度的增加，兩者的硬度值都呈下降趨勢，這是因?yàn)閲娡钑r(shí)彈丸高速?zèng)_擊材料表面，使得距表面越近的地方受到的沖擊力的作用越大，則發(fā)生塑性變形的程度越大，表層組織細(xì)化后相應(yīng)的硬度得以提高[14-15]，而隨著距表面深度的增加，沖擊作用逐漸減小，從而使得噴丸層的硬度呈由高到低的梯度，并在達(dá)到一定厚度后趨于某一水平。從圖7中看出，1#、2#試樣的硬度都在距離表面約為120 μm范圍內(nèi)硬度值快速下降，而在距表面120～350 μm范圍內(nèi)硬度值比較緩慢的下降，距表面350 μm以上處硬度值穩(wěn)定在320DHV左右。1#、2#試樣在距表面120 μm以上的范圍內(nèi)的超顯微硬度變化趨勢一樣，僅在硬度快速下降區(qū)(0～120 μm)內(nèi)略有區(qū)別， 2#試樣的硬度下降速率大于1#，即切絲彈丸噴丸表面的硬度梯度大于S07彈丸噴丸。

2.5沖擊斷口分析

經(jīng)掃描電鏡觀察切絲彈丸噴丸后的沖擊斷口形貌如圖8所示，其中圖8b為圖8a圓圈區(qū)域放大圖，8b圖中韌型撕裂韌窩沿箭頭(向噴丸層附近)逐漸變小，其深度也相應(yīng)的變淺后逐漸消失，出現(xiàn)塑性撕裂，最后斷裂。由于噴丸表層晶粒發(fā)生形變或破碎，使表層晶粒細(xì)化，沖擊斷裂時(shí)在噴丸層出現(xiàn)塑性撕裂；且噴丸引入一定層深的殘余壓應(yīng)力，在沖擊斷裂的過程中，表層的殘余壓應(yīng)力場在沖擊過程中會(huì)抵消一部分?jǐn)嗔褢?yīng)力，使得裂紋的擴(kuò)展速度變慢，可以說明噴丸對(duì)材料斷裂時(shí)有一定的作用。

3　結(jié)語

(1)經(jīng)噴丸后表層組織細(xì)化程度不顯著；表面粗糙度值的增幅遠(yuǎn)大于表面殘余壓應(yīng)力；硬化層淺，硬度梯度小，經(jīng)本文的噴丸工藝強(qiáng)化后的1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤的疲勞性能可能提升幅度不高。

(2)不同彈丸噴丸后，噴丸層組織及表面粗糙度無明顯差異，切絲彈丸噴丸后表面殘余壓應(yīng)力大于S07彈丸噴丸，噴丸表層硬度變化在緩降區(qū)及穩(wěn)定區(qū)無差異，僅在快降區(qū)切絲彈丸硬度梯度大于S07彈丸噴丸?？赡懿捎们薪z彈丸噴丸后航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤的疲勞性能提高會(huì)優(yōu)于S07彈丸噴丸。

(3)沖擊斷口形貌說明噴丸對(duì)材料斷裂時(shí)也有一定的作用。

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Effect of shot peening on surface integrity of 1Cr11Ni2W2MoV steel aero engine turbine disc

ZHONG Liqiong①②, LIANG Yilong③, YANG Ming③, JIANG Yun①

(①College of Mechanical Engineering, Guizhou University, Guiyang 550025, CHN;②College of Mechanical Engineering, Guiyang University, Guiyang 550005, CHN;③Guizhou Key Laboratory of Materials Strength and Structure, Guiyang 550025, CHN)

Aero engine turbine disc was shot peening with two kinds of projectiles, optical microscope, surface roughness tester, X-350A stress diffraction, ultra-micro hardness tester DUH-211(S) and SUPPA40 SEM were adopted to investigate the original structure, surface roughness, residual stress, ultra-micro hardness and fracture macrograph before shot peening 1Cr11Ni2W2MoV stainless steel aero engine turbine disc and after. The results show that the shot peening layer microstructure is refined; surface roughness is about 10 times before the shot peening and surface residual compressive stress is more than twice; a downward trend of surface hardness was found from the outside to the inside of shot peening layer; through the observation and analysis of the impact fracture surface, it can be known that the shot peening not only can improve the fatigue performance, but also have a certain effect on the material fracture. The difference of projectile is reflected by the difference of the surface residual compressive stress.

shot peening; 1Cr11Ni2W2MoV; aero engine turbine disc; surface integrity

TG668

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.10.024

鐘麗瓊，女，1981年生，博士研究生，講師，研究方向?yàn)楸砻鎻?qiáng)化技術(shù)，已發(fā)表論文10余篇。

?藝)(

2016-03-22)

161028