超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓殘余應(yīng)力仿真與試驗(yàn)研究

梁志強(qiáng)，陳一帆，欒曉圣，李宏偉，劉心藜， 陳建軍，李玉，王康，王西彬

（1.北京理工大學(xué) a.先進(jìn)加工技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室 b.機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.北京北方車輛集團(tuán)有限公司，北京 100072；3.山西柴油機(jī)工業(yè)有限責(zé)任公司，山西 大同 037036）

超高強(qiáng)度鋼（45CrNiMoVA）具有淬透性強(qiáng)、比強(qiáng)度和屈強(qiáng)比高等優(yōu)良的力學(xué)性能[1-3]，被應(yīng)用于車輛懸掛系統(tǒng)中的關(guān)鍵承重部件扭桿彈簧[4]。扭桿彈簧在服役過程中常受到大應(yīng)力應(yīng)變、沖擊和交變扭矩載荷的作用，容易在表面生成疲勞裂紋源，最終發(fā)展為疲勞斷裂失效，嚴(yán)重影響其使用性能與疲勞壽命。滾壓強(qiáng)化是扭桿彈簧表面強(qiáng)化工藝的最后工序，其強(qiáng)化質(zhì)量對(duì)扭桿彈簧的抗疲勞性能有重要影響。

滾壓強(qiáng)化工藝是通過對(duì)構(gòu)件表面施加滾壓力，促使構(gòu)件表層發(fā)生彈塑性變形，達(dá)到減小表面粗糙度、細(xì)化表層晶粒、提高表層硬度、引入殘余壓應(yīng)力的效果，從而提升構(gòu)件的抗疲勞性能[5-7]。但是超高強(qiáng)度鋼硬度高、冷塑性變形能力弱，是一種難加工材料，普通表面滾壓強(qiáng)化滾壓力小，在超高強(qiáng)度鋼表層產(chǎn)生的塑性變形弱，殘余應(yīng)力影響層深度淺，通常只能達(dá)到光整效果，對(duì)疲勞性能改善有限。實(shí)現(xiàn)深滾壓強(qiáng)化效果，是進(jìn)一步提升扭桿彈簧等構(gòu)件疲勞性能的主要方向。深滾壓強(qiáng)化主要是指在減小構(gòu)件表面粗糙度的同時(shí)，引入高幅值、大層深的殘余壓應(yīng)力，并形成大層深的硬化層和晶粒細(xì)化層，在材料疲勞裂紋萌生、裂紋擴(kuò)展中起到抑制作用[8]。為實(shí)現(xiàn)對(duì)難加工材料的深滾強(qiáng)化，國內(nèi)外通常采用的方法可分為兩種。第一種方法是多物理場(chǎng)復(fù)合滾壓，如超聲滾壓[9-10]、溫滾壓[11]、磁輔助滾壓[12]、電脈沖輔助滾壓[13]等，通過外加物理場(chǎng)的輔助作用，增加工件材料表層滾壓過程中的變形能力，在較小的滾壓力作用下也可以在構(gòu)件表層產(chǎn)生劇烈的塑性變形，產(chǎn)生深滾壓強(qiáng)化效果。該方法引入輔助物理場(chǎng)，其加工平臺(tái)設(shè)計(jì)復(fù)雜，加工對(duì)象的尺寸形狀受到限制。另一種方法為強(qiáng)力滾壓，通過改造滾壓工具或提升加工平臺(tái)剛度與耐磨性的方法，可以施加更大的滾壓力，使得晶粒間的錯(cuò)位運(yùn)動(dòng)加劇并產(chǎn)生更多的孿生晶粒，增加了材料變形影響層深度與晶粒細(xì)化程度[14-15]。在滾壓強(qiáng)化中，滾壓力是影響工件表面完整性的主要參數(shù)。CHOMIENNE 等[16]對(duì)15-5PH 馬氏體不銹鋼進(jìn)行了不同工藝參數(shù)下的球滾壓強(qiáng)化，結(jié)果表明在最大滾壓力300 N 作用下，工件變形層深度與殘余壓應(yīng)力值均達(dá)到最大，而工件轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量和滾壓次數(shù)的作用效果不明顯。LOPEZ DE LACALLE 等[17]對(duì)硬度為HRC32 的AlSl P20 鋼和硬度為HRC52 的H13 回火鋼進(jìn)行不同滾壓力下的強(qiáng)化對(duì)比測(cè)試發(fā)現(xiàn)，冷塑性變形能力更弱的H13 回火鋼比AlSl P20 鋼需要更大的滾壓力才能達(dá)到深滾壓強(qiáng)化效果。強(qiáng)力滾壓強(qiáng)化可有效提升難加工材料構(gòu)件的抗疲勞性能。ABROA 等[18]發(fā)現(xiàn)AISI 1060 鋼試樣經(jīng)過30 MPa 壓強(qiáng)的滾壓強(qiáng)化后，在50%的屈服強(qiáng)度應(yīng)力下，經(jīng)過106個(gè)旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞循環(huán)，依舊沒有出現(xiàn)應(yīng)力松弛情況，并且隨滾壓力的提升，裂紋萌生位置深度更大。王海軍等[19]通過對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸套施加高達(dá)9000 N 的滾壓力進(jìn)行滾壓強(qiáng)化，檢測(cè)發(fā)現(xiàn)工件靜壓強(qiáng)度提升了26.6%。目前，強(qiáng)力滾壓在難加工材料上應(yīng)用較少，對(duì)難加工材料在大滾壓力作用下，表層微觀組織變化與表層殘余應(yīng)力的分布規(guī)律還不明確。

本文針對(duì)普通滾壓工藝難以滿足超高強(qiáng)度鋼（45CrNiMoVA）構(gòu)件抗疲勞性能要求的問題，通過硬質(zhì)合金滾輪在強(qiáng)化平臺(tái)承受范圍內(nèi)施加高達(dá)4731 N 的滾壓力對(duì)試樣進(jìn)行強(qiáng)力滾壓。通過強(qiáng)力滾壓試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的辦法，研究在強(qiáng)力滾壓作用下超高強(qiáng)度鋼表層顯微組織與表層殘余應(yīng)力分布的變化。

1 試驗(yàn)

1.1 準(zhǔn)備

強(qiáng)力滾壓試驗(yàn)材料為經(jīng)870 ℃淬火后油冷并在210 ℃下回火處理的45CrNiMoVA 超高強(qiáng)度鋼棒料，材料性能參數(shù)如表1 所示。其中E表示材料彈性模量，σ0.2為屈服強(qiáng)度，σb為抗拉強(qiáng)度，ν為泊松比，ρ為密度，μ為摩擦系數(shù)，C為比熱容。試驗(yàn)在數(shù)控機(jī)床HAWK-TC150 上進(jìn)行，如圖1 所示，通過硬質(zhì)合金滾輪對(duì)工件施加滾壓力，并采用測(cè)力儀測(cè)量不同滾壓參數(shù)下的滾壓力。

表1 45CrNiMoVA 鋼的材料性能參數(shù) Tab.1 Material property parameters of 45CrNiMoVA steel

圖1 強(qiáng)力滾壓試驗(yàn)平臺(tái) Fig.1 Powerful rolling test platform

采用愛斯特X-350A 型X 射線殘余應(yīng)力測(cè)量?jī)x，對(duì)滾壓強(qiáng)化后表面殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測(cè)，如圖2a 所示。使用XF-1 型電解拋光機(jī)對(duì)試驗(yàn)工件表層進(jìn)行逐層腐蝕拋光，電解液為飽和氯化鈉溶液，如圖2b 所示。通過千分尺逐層測(cè)量腐蝕層的厚度與對(duì)應(yīng)的表層殘余應(yīng)力值，得到殘余應(yīng)力沿工件徑向的分布規(guī)律。

1.2 方案

圖2 超高強(qiáng)度鋼表層殘余應(yīng)力檢測(cè) Fig.2 Detection of surface layer residual stress of ultra-high strength steel: a) residual stress detection device, b) electrolytic polishing device

超高強(qiáng)度鋼工件直徑為45 mm，先對(duì)工件進(jìn)行精 車加工，再進(jìn)行強(qiáng)力滾壓強(qiáng)化。車削采用的車刀為肯納公司生產(chǎn)的涂層刀具，車削參數(shù)為：車削速度v車= 70 m/min，車削進(jìn)給量f=0.1 mm/r，車削深度ap= 0.1 mm。滾壓刀具采用滾輪半徑為32.5 mm、滾輪圓角半徑為5 mm 的硬質(zhì)合金滾壓刀。采用單因素試驗(yàn)法，通過分別改變滾壓深度δ、進(jìn)給量f、工件轉(zhuǎn)速n和滾壓次數(shù)N進(jìn)行試驗(yàn)，具體滾壓工藝參數(shù)如表2所示。

表2 強(qiáng)力滾壓工藝參數(shù) Tab.2 Powerful rolling process parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓表層微觀組織

為了觀察強(qiáng)力滾壓強(qiáng)化對(duì)工件表層微觀組織的影響，將強(qiáng)化前后的工件分別通過線切割沿徑向切成兩半，進(jìn)行SEM 與EBSD 測(cè)試。將試樣用金相鑲嵌機(jī)進(jìn)行鑲嵌處理，并研磨拋光。其中，EBSD 試樣在拋光后進(jìn)行去應(yīng)力處理，而SEM 試樣在拋光后采用硝酸酒精進(jìn)行腐蝕處理，腐蝕時(shí)間為0.5 min。

圖3 為強(qiáng)力滾壓前后工件表層SEM 馬氏體組織，從圖3a 中可看出，未經(jīng)滾壓強(qiáng)化的工件表層馬氏體組織表層和亞表層基本一致，晶粒粗大且分布均勻。從圖3b 中可看出，表層經(jīng)強(qiáng)力滾壓后的馬氏體晶粒被壓碎細(xì)化，強(qiáng)滾壓力作用下難加工材料表層形成了5～10 μm 厚的晶粒細(xì)化層。

圖4a 為強(qiáng)力滾壓前工件表層EBSD 取向成像圖，可看出滾壓前馬氏體塊粗大且分布均勻，此區(qū)域共包含馬氏體晶粒 61 個(gè)，晶粒尺寸分布在 0.5352～ 2.2645 μm 之間，平均晶粒尺寸為0.813 μm。圖4b為強(qiáng)力滾壓后工件表層EBSD 取向成像圖，該區(qū)域包含馬氏體晶粒143 個(gè)，晶粒尺寸分布在0.2854～ 2.1833 μm 之間，平均晶粒尺寸為0.474 μm。說明強(qiáng)力滾壓可使超高強(qiáng)度鋼表層晶粒發(fā)生位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，造成表層晶粒組織被壓碎而得到更加細(xì)小的晶粒。同時(shí)，從圖4 中可看出，強(qiáng)力滾壓后的表層晶粒沿滾壓方向發(fā)生滑移，產(chǎn)生塑性變形。

圖3 強(qiáng)力滾壓前后工件表層SEM 組織 Fig.3 SEM micrograph of surface layer of workpiece that before and after powerful rolling: a) before rolling, b) after rolling

圖4 強(qiáng)力滾壓前后工件表層EBSD 取向成像圖 Fig.4 EBSD orientation imaging of surface layer of workpiece that before and after powerful rolling: a) before rolling, b) after rolling

2.2 超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓強(qiáng)化表層殘余應(yīng)力分析

為分析強(qiáng)力滾壓前超高強(qiáng)度鋼材料表層殘余應(yīng)力分布情況，將精車工件表面進(jìn)行電解拋光，采用X射線殘余應(yīng)力分析儀進(jìn)行測(cè)量，表層殘余應(yīng)力的分布如圖5 所示，超高強(qiáng)度鋼精車表面軸向和切向產(chǎn)生了一定的殘余拉應(yīng)力，亞表層出現(xiàn)殘余壓應(yīng)力，之后壓應(yīng)力逐漸降低至材料本身的應(yīng)力水平。

超高強(qiáng)度鋼工件受強(qiáng)力滾壓作用表層殘余應(yīng)力分布狀態(tài)發(fā)生改變，如圖6 所示，當(dāng)進(jìn)給量f= 0.05 mm/r、工件轉(zhuǎn)速n=500 r/min 時(shí)，以不同的滾壓深度對(duì)超高強(qiáng)度鋼進(jìn)行強(qiáng)力滾壓。從圖6 中可看出，軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力沿徑向分布趨勢(shì)基本一致，在工件表面呈殘余壓應(yīng)力，并且在亞表層處殘余壓應(yīng)力達(dá)到最大值，然后持續(xù)減小，繼而轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。隨著徑向深度的增加，拉應(yīng)力在小幅度內(nèi)增加后減小直至趨于零值。在強(qiáng)力滾壓過程中，滾壓力作 用在工件表面會(huì)發(fā)生劇烈的塑性變形而產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，但變形過程中滾壓熱非常小，滾壓熱引起工件表面殘余拉應(yīng)力可以忽略不計(jì)。通過圖6a 與圖6b 的對(duì)比表明，隨著滾壓深度的增加，滾壓力增大，滾壓力作用下超高強(qiáng)度鋼的塑性變形使?jié)L壓過程中在表層形成的殘余壓應(yīng)力增加。

圖5 精車工件表層殘余應(yīng)力分布 Fig.5 Residual stress distribution on surface layer of finished workpiece

2.3 超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓表面殘余應(yīng)力單因素試驗(yàn)分析

圖6 強(qiáng)力滾壓工件表層殘余應(yīng)力分布 Fig.6 Residual stress distribution on surface layer of the powerful rolled workpiece: a) rolling depth δ=0.8 mm, b) rolling depth δ=0.9 mm

圖7 強(qiáng)力滾壓參數(shù)對(duì)工件表面殘余應(yīng)力的影響 Fig.7 Effects of powerful rolling parameters on surface residual stress: a) rolling depth, b) feed rate, c) workpiece speed, d) rolling times

改變強(qiáng)力滾壓深度，如圖7a 所示，隨著滾壓深度的增加，工件表面軸向和切向殘余應(yīng)力均增大。因?yàn)楫?dāng)滾壓深度增大時(shí)，滾輪與工件表面的接觸應(yīng)力增 大，工件表面晶粒發(fā)生位錯(cuò)和滑移更激烈，產(chǎn)生更強(qiáng)烈的塑性變形，從而導(dǎo)致表層塑性流動(dòng)加強(qiáng)，有利于產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力。改變強(qiáng)力滾壓進(jìn)給量，如圖7b 所示，滾壓強(qiáng)化表面軸向和切向殘余應(yīng)力都隨著進(jìn)給量的增大而減小。因?yàn)檫M(jìn)給量越小，滾壓刀具相鄰兩圈的距離減小，相當(dāng)于在相同工件表面延長了滾壓時(shí)間，加工密度增加，塑性變形更加充分，所以表層兩個(gè)方向上的殘余應(yīng)力大小均呈增大的趨勢(shì)。改變工件轉(zhuǎn)速，如圖7c 所示，工件滾壓強(qiáng)化表面軸向和切向殘余應(yīng)力隨工件轉(zhuǎn)速的增大而減小。因?yàn)楫?dāng)工件轉(zhuǎn)速增大時(shí)，相同工件表面被滾壓的時(shí)間減小，表面塑性變形不完全，降低工件表面生成的殘余應(yīng)力值。改變強(qiáng)力滾壓次數(shù)，如圖7d 所示，工件滾壓強(qiáng)化表面軸向和切向殘余應(yīng)力隨滾壓次數(shù)的增大而增大。增加滾壓強(qiáng)化次數(shù)，可使?jié)L壓強(qiáng)化表面塑性變形更加充分，故可提高表面殘余應(yīng)力值。

3 超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓表層殘余應(yīng)力場(chǎng)仿真研究

采用X 射線法測(cè)量超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓表面殘余應(yīng)力時(shí)，測(cè)量效率低下，并且測(cè)量結(jié)果存在人為因素以及機(jī)器檢測(cè)精度帶來的試驗(yàn)誤差，因此采用ABAQUS 有限元軟件建立超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓表層殘余應(yīng)力場(chǎng)預(yù)測(cè)模型，分析不同滾壓工藝參數(shù)對(duì)超高強(qiáng)度鋼滾壓強(qiáng)化表層殘余應(yīng)力場(chǎng)分布的影響規(guī)律，可 有效節(jié)約殘余應(yīng)力測(cè)量時(shí)間，驗(yàn)證和補(bǔ)充試驗(yàn)結(jié)果。

圖8 強(qiáng)力滾壓三維模型 Fig.8 3D model of powerful rolling processing

3.1 滾壓模型建立

超高強(qiáng)度鋼外圓強(qiáng)力滾壓有限元模型如圖8 所示，滾輪圓角區(qū)域材料為硬質(zhì)合金，工件材料為45CrNiMoVA 超高強(qiáng)度鋼，材料性能參數(shù)如表1 所示。超高強(qiáng)度鋼外圓強(qiáng)力滾壓試驗(yàn)中，機(jī)床卡盤卡緊工件帶動(dòng)其轉(zhuǎn)動(dòng)，滾輪通過滾壓力作用在工件表面。在摩擦力的作用下，工件帶動(dòng)滾輪轉(zhuǎn)動(dòng)，并在滾壓接觸點(diǎn)保持靜止，滾輪沿工件軸向移動(dòng)。在有限元仿真模型中，工件是高速轉(zhuǎn)動(dòng)的可變形體，仿真中很難實(shí)現(xiàn)可變形實(shí)體的旋轉(zhuǎn)。因此，如圖9 所示，采用兩個(gè)剛體夾具代替試驗(yàn)過程中的卡爪和頂尖來模擬實(shí)際滾壓強(qiáng)化，在夾具和外圓工件之間設(shè)置固定連接，通過夾具的轉(zhuǎn)動(dòng)帶動(dòng)外圓工件轉(zhuǎn)動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)可變形實(shí)體的轉(zhuǎn)動(dòng)。將工件與滾輪之間的法向接觸關(guān)系設(shè)置為硬接觸（HARD CONTACT），即對(duì)接觸面之間的作用力不做約束，同時(shí)取消對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的接觸約束。而對(duì)于兩者之間的切向接觸模型設(shè)置為罰接觸摩擦，摩擦系數(shù)為0.2。由于超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓中的外圓滾輪材料硬度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于工件材料的硬度，因此將滾輪設(shè)置為剛體。為減少仿真時(shí)間，采用局部網(wǎng)格細(xì)化的方法對(duì)工件模型的滾壓段進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型為C3D8（八節(jié)點(diǎn)，六面體，線性縮減積分單元），單元數(shù)量為548 464 個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為559 802 個(gè)，如圖10所示。

圖9 強(qiáng)力滾壓運(yùn)動(dòng)分析 Fig.9 Motion analysis of powerful rolling processing

圖10 工件模型的網(wǎng)格劃分 Fig.10 Meshing of the workpiece

為確保強(qiáng)化過程動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型，且由于強(qiáng)力滾壓為冷塑性加工，可忽略強(qiáng)化過程中的溫度影響，因此該模型的簡(jiǎn)化形式如式(1)所示[20]。其中，σ為等效應(yīng)力，ε為等效塑性應(yīng)變率。通過準(zhǔn)靜態(tài)扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)和直角自由切削試驗(yàn)相結(jié)合可擬合出方程中的參數(shù)[21]，其中屈服應(yīng)力系數(shù)A=1240 MPa，應(yīng)變硬化系數(shù)B=790 MPa，應(yīng)變率系數(shù)C=0.004 549，應(yīng)變硬化指數(shù)n=0.146。

3.2 有限元仿真試驗(yàn)方案

在超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓仿真研究中，分別分析滾壓圈數(shù)c、滾壓力F、進(jìn)給量f、工件轉(zhuǎn)速n、滾輪半徑R以及滾輪圓角半徑r六個(gè)工藝參數(shù)，對(duì)外圓工件滾壓強(qiáng)化表層殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，強(qiáng)力滾壓仿真參數(shù)設(shè)定如表3 所示，其中滾壓力參數(shù)分別對(duì)應(yīng)在實(shí)際滾壓強(qiáng)化中滾壓深度δ=0.7、0.8、0.9 mm 時(shí)測(cè)力儀測(cè)得的滾壓力值。以c=5、F=4272 N、f=0.05 mm/r、n=500 r/min、R=32.5 mm、r=0.5 mm 為基準(zhǔn)組進(jìn)行仿真研究。

表3 強(qiáng)力滾壓仿真參數(shù) Tab.3 Powerful rolling simulation parameters

3.3 強(qiáng)力滾壓仿真表層應(yīng)力分布特點(diǎn)

3.3.1 等效應(yīng)力

對(duì)仿真基準(zhǔn)組滾壓模型進(jìn)行表層應(yīng)力分布分析，強(qiáng)力滾壓仿真后的等效應(yīng)力云圖如圖11 所示。由于要研究強(qiáng)力滾壓過程中表層等效應(yīng)力σe沿工件徑向的分布規(guī)律，將圖11a 滾壓工件表面等效應(yīng)力分布云圖中的工件沿截面B-B剖開，得到圖11b 等效應(yīng)力沿 工件徑向分布曲線。設(shè)σ1、σ2和σ3分別為單元的三個(gè)主應(yīng)力，則等效應(yīng)力可用式(2)表示。從圖11b 中可看出，Von-Mises 應(yīng)力在沿徑向呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在亞表層處出現(xiàn)峰值。

圖11 等效應(yīng)力云圖 Fig.11 The contour graphs of equivalent stress: a) the contour graphs of surface equivalent stress distribution, b) the contour graphs of equivalent stress distribution in radial direction

3.3.2 軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力分布

如圖12 所示，從強(qiáng)力滾壓后工件表層軸向殘余應(yīng)力與切向殘余應(yīng)力徑向分布圖中可看出，強(qiáng)力滾壓后工件表層軸向和切向均出現(xiàn)殘余壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力數(shù)值在600～700 MPa 之間，軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力的數(shù)值和變化情況基本相似，所以單一研究滾壓參數(shù)對(duì)工件軸向殘余應(yīng)力的影響以簡(jiǎn)化仿真分析。

圖12 軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力徑向分布 Fig.12 Radial distribution of axial and tangential residual stress

3.4 強(qiáng)力滾壓仿真單因素試驗(yàn)分析

改變滾壓圈數(shù)，工件強(qiáng)力滾壓表層軸向殘余應(yīng)力沿徑向分布隨滾壓力的變化規(guī)律如圖13a 所示。從圖13a 中可看出，隨著滾壓圈數(shù)的增加，表面軸向殘余壓應(yīng)力值和殘余應(yīng)力影響深度都增加，增加滾壓圈數(shù)提高了滾壓強(qiáng)化的密度，彈塑性變形程度受其影響會(huì)變大。從圖13a 中還可以看出，表面軸向殘余應(yīng)力增加的幅度在1～3 圈比較明顯，當(dāng)滾壓圈數(shù)繼續(xù)增加時(shí)，增幅變緩；當(dāng)滾壓圈數(shù)大于5 圈時(shí)，繼續(xù)增加滾壓圈數(shù)基本上不會(huì)影響殘余應(yīng)力的分布。

以不同的滾壓力、進(jìn)給量、工件轉(zhuǎn)速進(jìn)行強(qiáng)力滾壓仿真，如圖13b—d 所示。軸向殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)都是從表面到內(nèi)部先增大到峰值，然后逐漸減小至零，中間出現(xiàn)拉應(yīng)力，至心部穩(wěn)定為零值。與強(qiáng)力滾壓試驗(yàn)中的變化趨勢(shì)一致，隨著滾壓力的增大，表面殘余應(yīng)力、亞表層最大殘余應(yīng)力和壓應(yīng)力影響深度均出現(xiàn)增長；隨著進(jìn)給量、工件轉(zhuǎn)速的增大，表層軸向殘余應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。

以不同滾輪圓角半徑和滾輪進(jìn)行強(qiáng)力滾壓仿真，如圖13e、f 所示。當(dāng)滾輪圓角半徑增大時(shí)，表面軸向殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力影響深度均減??；當(dāng)滾輪半徑增大時(shí)，表面軸向殘余壓應(yīng)力和壓應(yīng)力影響深度 均減小。因?yàn)楫?dāng)滾壓力恒定時(shí)，滾壓圓角半徑或滾輪半徑越大時(shí)，滾輪和工件表面接觸區(qū)域越大，接觸應(yīng)力減小，由此產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力越小。

圖13 不同滾壓參數(shù)對(duì)軸向殘余應(yīng)力沿徑向分布的影響 Fig.13 Influence of different rolling parameters on the radial distribution of axial residual stress: a) different rolling number, b) different rolling pressure, c) different feed rate, d) different workpiece speed, e) different roller radius, f) different arc radius of roller

3.5 強(qiáng)力滾壓仿真與試驗(yàn)結(jié)果比較分析

圖14 為進(jìn)給量f=0.05 mm/r 和工件轉(zhuǎn)速n= 500 r/min 條件下，滾壓深度δ分別為0.8、0.9 mm 時(shí)，表層軸向殘余應(yīng)力試驗(yàn)與仿真曲線對(duì)比圖，可看出試驗(yàn)和仿真殘余應(yīng)力沿徑向的分布規(guī)律基本上一致，殘余壓應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在亞表層，并隨著深度的增加而持續(xù)減小，最終趨于零值。

圖14 表層軸向殘余應(yīng)力試驗(yàn)與仿真曲線對(duì)比 Fig.14 Comparison of axial residual stress test and simulation curve of surface layer: a) rolling depth δ=0.8 mm, b) rolling depth δ=0.9 mm

圖15 表面軸向殘余應(yīng)力試驗(yàn)與仿真曲線對(duì)比 Fig.15 Comparison of surface axial residual stress test and simulation curve: a) rolling pressure, b) feed rate, c) workpiece speed

圖15 為強(qiáng)力滾壓表面軸向殘余應(yīng)力試驗(yàn)與仿真 曲線對(duì)比圖，從圖中可看出仿真和試驗(yàn)表面軸向殘余應(yīng)力值隨滾壓工藝參數(shù)的變化趨勢(shì)一致，強(qiáng)力滾壓工件表面軸向殘余壓應(yīng)力的仿真值與試驗(yàn)值的最小相對(duì)誤差為14.46%，最大相對(duì)誤差為26.07%，平均相對(duì)誤差為19.6%。仿真表面軸向殘余應(yīng)力均大于試驗(yàn)表面軸向殘余應(yīng)力值，因?yàn)檐囅鞅砻娈a(chǎn)生了一定量的殘余拉應(yīng)力，阻礙滾壓強(qiáng)化表面殘余壓應(yīng)力的形成，實(shí)際滾壓強(qiáng)化形成的殘余壓應(yīng)力要大于測(cè)量值。有限元仿真結(jié)果雖然不能和實(shí)際結(jié)果完全一致，但其反映的強(qiáng)力滾壓殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)及影響規(guī)律和試驗(yàn)結(jié)果是一致的，因此可將本仿真模型作為研究強(qiáng)力滾壓工藝參數(shù)影響的可靠手段。

4 結(jié)論

1）通過運(yùn)用SEM 和EBSD 分析手段，表征強(qiáng)力滾壓前后超高強(qiáng)度鋼表層組織結(jié)構(gòu)特征，結(jié)果表明強(qiáng)力滾壓可以針對(duì)難加工材料超高強(qiáng)度鋼45CrNiMoVA有效細(xì)化馬氏體晶粒，平均晶粒尺寸由滾壓強(qiáng)化前的0.813 μm 降低至滾壓強(qiáng)化后的0.474 μm。

2）綜合考慮強(qiáng)力滾壓前后工件表面殘余應(yīng)力狀態(tài)，分析滾壓參數(shù)對(duì)工件表面殘余應(yīng)力的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明，強(qiáng)力滾壓可使超高強(qiáng)度鋼表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)在亞表層，且表面殘余壓應(yīng)力隨滾壓深度和滾壓次數(shù)的增加而增大，隨進(jìn)給量和工件轉(zhuǎn)速的增加而減小。

3）建立超高強(qiáng)度鋼強(qiáng)力滾壓工件表層殘余應(yīng)力場(chǎng)預(yù)測(cè)模型，通過超高強(qiáng)度鋼表面和表層殘余應(yīng)力仿真值與試驗(yàn)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，相對(duì)誤差在27%以內(nèi)，且仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)得的殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)一致，從而驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。