TC4鈦合金葉片噴丸數(shù)值模擬及噴丸路徑規(guī)劃*

孫 輝

（長春職業(yè)技術(shù)學(xué)院，長春 130000）

TC4 鈦合金材料屬于α+β 雙相合金材料[1]，含有α穩(wěn)定元素同時還有β 穩(wěn)定元素，具有較好的熱穩(wěn)定性、耐腐蝕性、較高的比強(qiáng)度和良好的生物相容性，廣泛應(yīng)用于航天、生物醫(yī)療、化工等領(lǐng)域[2]。

在航空領(lǐng)域TC4 鈦合金材料多用于風(fēng)扇葉片、壓氣機(jī)葉片、壓氣機(jī)盤、整體葉盤、機(jī)匣、燃燒室外殼、起落架等方面。在航空發(fā)動機(jī)上TC4 鈦合金葉片屬于轉(zhuǎn)動關(guān)鍵件，在運(yùn)行過程中葉片表面容易萌生疲勞裂紋，裂紋的產(chǎn)生對發(fā)動機(jī)的壽命有著重要的影響。對TC4 鈦合金葉片進(jìn)行表面改性，能有效提高其抗疲勞強(qiáng)度[3-5]，延長葉片運(yùn)行時間。

噴丸強(qiáng)化能使零件材料表層發(fā)生塑性變形產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力產(chǎn)生能夠提高材料的抗疲勞強(qiáng)度。目前對TC4 鈦合金噴丸的研究主要集中于對殘余應(yīng)力大小及變形等方向，而對于噴丸路徑對TC4 鈦合金葉片變形影響的研究相對較少。其中高玉魁[6]對高強(qiáng)鋼噴丸后的殘余應(yīng)力進(jìn)行研究；趙春梅[7]對噴丸進(jìn)行模擬和殘余應(yīng)力研究；趙莉莉[8]研究了噴丸殘余應(yīng)力對裂紋擴(kuò)展和疲勞壽命影響?；诖?，對TC4 鈦合金葉片進(jìn)行噴丸強(qiáng)化處理，通過數(shù)值模擬噴丸強(qiáng)化過程，并和實(shí)際葉片噴丸后變形情況對比研究噴丸路徑對葉片變形的影響，不同的噴丸路徑對葉片變形量不同，找到合適的噴丸路徑能有效減少葉片噴丸后變形，通過噴丸路徑規(guī)劃和模擬針對葉片噴丸變形量大小，在葉片進(jìn)行機(jī)加工時給予一定的預(yù)補(bǔ)償量使葉片噴丸后能達(dá)到預(yù)定形狀，在葉片加工保形方面有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 噴丸強(qiáng)化數(shù)值模擬模型

1.1 本構(gòu)模型

噴丸強(qiáng)化[9-11]是一種高度非線性的動態(tài)沖擊過程，是由大量彈丸高速撞擊零件表面使其發(fā)生塑性變形，具有高應(yīng)變率和大應(yīng)變的特點(diǎn)。文章采用ABAQUS 有限元軟件建立多彈丸的有限元模型[12]，通過ABAQUS/Explicit 顯式求解器進(jìn)行計(jì)算，來實(shí)現(xiàn)瞬時、高應(yīng)變非線性的問題的快速求解。模擬時用的本構(gòu)模型是J-C 模型，J-C 模型是由Johnson 和Cook 在1983年針對高速沖擊和爆炸問題提出來的，是一種描述金屬應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)的本構(gòu)模型，其表達(dá)式為：

其中，A為材料在參考應(yīng)變率和參考溫度下的屈服強(qiáng)度；B和n為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)，C為應(yīng)變敏感系數(shù)；m為溫度敏感系數(shù)；σeq為等效應(yīng)力；εeq為等效塑性應(yīng)變；ε·*為無量綱的等效塑性應(yīng)變率；T*=（T-Tr）/（Tm-Tr）無量綱溫度，其中Tr為參考溫度，Tm為材料熔點(diǎn)溫度。

查閱文獻(xiàn)[13]中的數(shù)據(jù)，得到TC4 鈦合金材料JC 本構(gòu)模型參數(shù)，如表1所示。

表1 TC4 鈦合金J-C 模型參數(shù)Tab.1 J-C model parameters of TC4 titanium alloy

1.2 有限元模型

ABAQUS/Explicit 提供兩種接觸作用算法，本文模擬采用的是接觸對算法，彈丸和材料之間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.2，采用C3D8R 六面體線性減縮積分單元對材料進(jìn)行網(wǎng)格劃分，噴丸強(qiáng)化過程是彈丸以一定的速度撞擊材料表面產(chǎn)生力的作用，因此模擬過程中給彈丸一定的初始速度。建立試塊的多彈丸噴丸的有限元模型如圖1所示，進(jìn)而應(yīng)用到葉片TC4 鈦合金葉片噴丸模擬。

圖1 多彈丸有限元模型Fig.1 Finite element model of multiple shots

2 TC4 鈦合金葉片噴丸試驗(yàn)

2.1 葉片噴丸參數(shù)

某TC4 鈦合金壓氣機(jī)葉片要求噴丸強(qiáng)度為0.16～0.22mmA，為了確認(rèn)具體的噴丸參數(shù)需要進(jìn)行試驗(yàn)繪制飽和曲線確定噴丸強(qiáng)度。飽和曲線的繪制需要在其他參數(shù)一定的情況下用不同的噴丸速度或噴丸時間擊打Almen 試片，通過至少4 個不同速度或時間下的Almen試片的弧高值計(jì)算繪制飽和曲線?；「咧档挠?jì)算采用弧高儀測量，弧高儀和Almen A型標(biāo)準(zhǔn)試片如圖2所示。

圖2 阿爾門量儀和阿爾門試片F(xiàn)ig.2 Almen gage and Almen strip

葉片噴丸參數(shù)：S230 鑄鋼丸、空氣壓力0.25MPa、丸流量12kg/min。用上述參數(shù)進(jìn)行噴丸試驗(yàn)和對TC4壓氣機(jī)葉片進(jìn)行噴丸，對A 型試片進(jìn)行飽和強(qiáng)度試驗(yàn)，得到了該噴丸參數(shù)下的噴丸強(qiáng)度為0.18mmA，此時飽和點(diǎn)的時間為2.02s，噴槍移動的速度為0.078m/s，飽和曲線見圖3，確定了具體噴丸參數(shù)后續(xù)葉片噴丸在該參數(shù)下進(jìn)行。

圖3 飽和曲線Fig.3 Saturation intensity curve

由于鑄鋼丸加工方法和丸料硬度比較高的特性，決定了鑄鋼丸比較脆，壽命相對短，容易在受噴材料表面遺留鐵粉，需要采用合適的方式將其去掉。TC4 鈦合金葉片用鑄鋼丸噴丸后，要求葉片表面的Fe 元素要小于等于材料基體中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，小于0.3%。因此，本試驗(yàn)在進(jìn)行鑄鋼丸噴丸后，再采用噴玻璃丸的方式來去除表面的鐵粉污染，噴丸后的葉片表面圖像如圖4所示。

圖4 噴丸后葉片表面譜圖Fig.4 Surface spectrum of blade after shot peening

檢測了TC4 鈦合金葉片元素及其含量如表2所示，為檢測采用噴玻璃丸方法去除葉片表面的鐵粉污染的有效性，對除污后的葉片表面進(jìn)行元素含量檢測，得到噴丸后葉片表面的元素含量，如表3所示。

表2 TC4 鈦合金葉片的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 2 Components of TC4 alloy blade (mass fraction) %

表3 噴丸后葉片表面元素組成（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 3 Elements of blade surface after shot peening (mass fraction)%

結(jié)果表明，采用噴玻璃丸葉片表面Fe 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.28%，小于標(biāo)準(zhǔn)。說明此方法可有效去除葉片表面的鐵粉污染，達(dá)到去污指標(biāo)。

用掃描電鏡觀察葉片噴丸后的表面狀態(tài)，分析鑄鋼丸加工后的效果，如圖5所示。

從圖5可以看出TC4 鈦合金葉片噴丸后表面凹坑比較均勻，覆蓋率達(dá)到了100%，表面沒有褶皺等缺陷，表面狀態(tài)良好。

圖5 TC4 葉片噴丸后葉片表面狀態(tài)Fig.5 Blade surface after shot peening

2.2 殘余應(yīng)力的測量

為了檢測TC4 鈦合金葉片噴丸后的殘余應(yīng)力，采用X-350A 型殘余應(yīng)力測試儀，如圖6所示[14-16]。用電解拋光儀采用飽和食鹽水溶液對葉片淺表層進(jìn)行剝層，每間隔20μm 進(jìn)行一次剝層測量，殘余應(yīng)力測量結(jié)果如圖7所示，在模擬過程中通過不斷調(diào)整彈丸撞擊零件表面的速度，找到和實(shí)際噴丸強(qiáng)化后應(yīng)力水平一致的速度，然后用該速度進(jìn)行后續(xù)的模擬。

在模擬過程中分別用50m/s 、70m/s 、80m/s 和85m/s彈丸速度撞擊零件表面，模擬結(jié)束后提取模型中的應(yīng)力結(jié)果。隨著彈丸撞擊速度的增減殘余應(yīng)力的大小和深度均增加，用85m/s 的彈丸速度模擬得到的應(yīng)力結(jié)果和實(shí)際用0.18mmA 噴丸強(qiáng)度噴葉片后測量得到的殘余應(yīng)力大小和深度基本吻合，殘余應(yīng)力最大值為-676MPa ，應(yīng)力層深度約0.225mm ，后續(xù)的模擬過程中采用85m/s的彈丸速度進(jìn)行模擬。

3 噴丸路徑規(guī)劃

3.1 不同噴丸路徑

為研究不同噴丸路徑對葉片變形量的影響，設(shè)計(jì)了3 種噴丸路徑工藝。

工藝1：先內(nèi)弧噴丸再背弧噴丸，即內(nèi)弧- 背弧。

工藝2：用雙噴槍同時對內(nèi)弧和背弧噴丸。

工藝3：先背弧噴丸再內(nèi)弧噴丸，即背弧- 內(nèi)弧。

具體路徑方向如圖8所示。

3.2 不同噴丸路徑變形結(jié)果

用85m/s 的彈丸速度對3 種噴丸路徑進(jìn)行模擬，并對模擬結(jié)果的變形量進(jìn)行提取，沿葉片長度方向平均分成了9 個模擬點(diǎn)，分別為：s1、s2、s3、s4、s5、s6、s7、s8和s9，其中s1點(diǎn)靠近葉根，s9點(diǎn)靠近葉頂。分別對不同路徑的X方向和Y方向的變形量進(jìn)行采集，結(jié)果如圖9所示。

從模擬結(jié)果可以看出，在3 種噴丸路徑中，內(nèi)弧-背弧X方向的變形量為-0.126mm，內(nèi)背對噴X方向的變形量為-0.082mm，背弧-內(nèi)弧噴丸X方向的變形量為-0.033mm，3 種噴丸路徑中內(nèi)弧-背弧X方向的變形量最大，其次是內(nèi)背弧對噴，背弧-內(nèi)弧噴丸X方向的變形量最小。3 種噴丸路徑中Y方向的變形量均為正值，說明變形在Y方向是沿著增大的方向變形即向背弧方向變形，背弧-內(nèi)弧噴丸Y方向變形量為0.182mm，內(nèi)背弧對噴Y方向的變形量為0.233mm，內(nèi)弧-背弧噴丸Y方向的變形量為0.284mm。綜上可以看出越靠近葉頂變形量越大，3 種噴丸路徑X方向變形量差異比較小，Y方向變形量差異比較大，變形整體呈現(xiàn)出由內(nèi)弧側(cè)向背弧側(cè)彎曲的趨勢。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬的正確性，對3 種路徑噴丸后的葉片用三坐標(biāo)檢測儀對相同位置進(jìn)行數(shù)據(jù)提取，得到不同噴丸路徑的葉片變形情況，如表4所示。

從表4可以看出三坐標(biāo)測量結(jié)果和模擬結(jié)果有相同的趨勢，沿Y方向的變形量最大，變形也呈現(xiàn)出由內(nèi)弧側(cè)向背弧側(cè)彎曲的變形趨勢，且3 種噴丸路徑中先背弧-內(nèi)弧的噴丸方式的變形量最小。三坐標(biāo)測量變形量結(jié)果比模擬結(jié)果要大一些，主要是因?yàn)槟M時采用的參數(shù)、約束條件等和實(shí)際噴丸情況略有差異。

表4 不同路徑的變形結(jié)果Table 4 Deformation results of different paths

4 結(jié)論

（1）建立了多彈丸噴丸模擬的模型，在噴丸模擬中發(fā)現(xiàn)彈丸速度85m/s 的殘余應(yīng)力和0.18mmA 噴丸強(qiáng)度的殘余應(yīng)力水平基本一致，最大殘余應(yīng)力-676MPa，應(yīng)力層深度約0.225mm。

（2）3 種噴丸路徑的變形主要是在Y方向上產(chǎn)生，X方向比較小，內(nèi)弧-背弧噴丸方式的變形量最大，實(shí)測Y方向變形量值為0.292mm；背弧-內(nèi)弧噴丸方式變形量最小，實(shí)測Y方向變形量值為0.190mm；3 種噴丸方式的模擬結(jié)果和三坐標(biāo)實(shí)測結(jié)果基本一致，葉片呈現(xiàn)由內(nèi)弧側(cè)向背弧側(cè)彎曲的變形趨勢。

（3）通過實(shí)測變形量驗(yàn)證了多彈丸噴丸模擬模型有效性，葉片噴丸前可通過模擬合理規(guī)劃噴丸路徑能有效減小葉片噴丸后的變形量。