噴丸強化對2024鋁合金/鈦合金鉚接件微動疲勞性能的影響

孫一帆，胡國杰，劉夢金，蓋鵬濤，周文龍，陳國清，李志強，付雪松

表面強化技術

噴丸強化對2024鋁合金/鈦合金鉚接件微動疲勞性能的影響

孫一帆1，胡國杰1，劉夢金1，蓋鵬濤2，周文龍1，陳國清1，李志強2，付雪松1

（1.大連理工大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116024；2.中國航空制造技術研究院高能束流國防科技重點實驗室，北京 100024）

研究機械噴丸強化對2024鋁合金鉚接件（螺栓為鈦合金）微動磨損及疲勞壽命的影響。利用X射線衍射儀、維氏硬度計、激光共聚焦顯微鏡和掃描電鏡等設備，分析機械噴丸前后試樣的表面完整性、磨痕表面形貌、磨痕輪廓和磨損體積。采用機械噴丸強化處理能夠顯著提升鉚接件的平均疲勞壽命，相較于原始試樣，最高提升了約36.3倍。經(jīng)斷口失效分析發(fā)現(xiàn)，噴丸強化后試樣的疲勞裂紋源位置發(fā)生了轉移，原始件裂紋源位于鉚接孔棱角的表面（板面與孔交界位置），板面噴丸后（只對鉚接板表面進行噴丸處理）試樣的裂紋源轉向鉚接孔壁的表面，板面+孔面+石墨潤滑噴丸后試樣的裂紋源轉向鉚接孔次表面（強化效果最好）。機械噴丸強化對鋁合金微動耐磨性能的影響隨著噴丸工藝參數(shù)的變化而波動。在線/面微動摩擦測試中，原始樣品的磨痕深度為41.5 μm；采用0.2A的噴丸強度、200%的覆蓋率（記為0.2A?200%）的噴丸參數(shù)時，磨痕深度降至34.6 μm，耐磨性得到提高；在0.3A的噴丸強度、200%的覆蓋率（記為0.3A?200%）的噴丸參數(shù)時，磨痕深度升至58.9 μm，耐磨性降低。經(jīng)噴丸強化后鋁合金的微動磨損機制由黏著磨損向脫層磨損轉變。通過電子背散射衍射研究發(fā)現(xiàn)，噴丸處理使得樣品表層小角度晶界所占比例增多，表層晶粒細化。鉚接件微動疲勞性能的強化效果得益于噴丸在材料表面引入的殘余壓應力場和加工硬化層的共同作用。

機械噴丸強化；2024鋁合金；鉚接件；微動磨損；磨損機制；疲勞性能

2024鋁合金是飛機壁板上重要的制備材料和成型材料，壁板連接時常采用鉚接連接[1-2]。飛機壁板鉚接件在交變載荷的作用下，鉚釘和鉚接板在連接孔處極易發(fā)生微動磨損，從而產(chǎn)生疲勞裂紋，這會嚴重降低鉚接件的疲勞壽命[3]。提高壁板鉚接件微動疲勞性能的核心是通過改善材料表面的完整性來抑制裂紋的萌生或延緩裂紋的擴展[4-6]。表面改性技術能夠提高材料的抗微動磨損能力，如等離子噴涂、機械噴丸、激光噴丸、氣相沉積、離子注入等[7-10]。其中，機械噴丸強化技術近些年來已廣泛應用于提高航空工業(yè)關鍵零部件的疲勞壽命[11]。

機械噴丸強化技術是將彈丸撞擊金屬表面，使表層晶粒得到顯著細化，產(chǎn)生納米晶體結構，形成硬化層和殘余壓應力層，從而改善材料的表面性能[12-15]。國內(nèi)外眾多文獻采用實驗研究和理論計算對航空用鋁合金機械噴丸強化進行了研究，為表面改性工程的參數(shù)選擇提供了理論依據(jù)和指導[16-19]。李東紫等[20]分析了LY12CZ鋁合金鉚接件微動損傷特性，發(fā)現(xiàn)膠鉚試樣比干涉鉚接試樣的疲勞壽命提升了約60%，更能緩解鉚接件產(chǎn)生的微動損傷現(xiàn)象。Chen等[21]研究發(fā)現(xiàn)，鉚接板和鉚釘結合部位由于發(fā)生了微動磨損，產(chǎn)生了深度為300 μm的裂紋，最終導致鉚接件發(fā)生失效斷裂。Iyer等[22]通過實驗和數(shù)值模擬方法，研究了5754鋁合金鉚接件的疲勞性能，發(fā)現(xiàn)雙鉚釘接頭的疲勞壽命不超過單鉚釘接頭的50%。Zhao等[23]研究了鉚接板厚度對5052鋁合金鉚接件疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)厚度為2.0 mm的鉚接板比厚度為1.5 mm的鉚接板界面間的微動程度更低，能顯著提高材料的疲勞壽命。邢保英等[24]對鋁合金自沖鉚接接頭的疲勞壽命和微動磨損相關性進行了研究，詳細分析了鉚釘和鉚接板接觸區(qū)域的疲勞失效機理，發(fā)現(xiàn)多鉚釘鉚接件的疲勞極限比單鉚釘鉚接件的疲勞極限提高了約27%。崔浩[25]通過實驗和數(shù)值模擬的方法，研究了7050鋁合金鉚接件的疲勞性能和疲勞強化機理，發(fā)現(xiàn)對孔經(jīng)過冷擠壓強化的鉚接件相對于原始件，其疲勞壽命提高了約3倍。張永超[26]研究發(fā)現(xiàn)，采用機械噴丸強化5052鋁合金鉚接件能夠使鉚接件的峰值載荷提高18%左右，從而提高了鉚接件的靜強度性能。王強等[27]研究發(fā)現(xiàn)，采用機械噴丸強化2124?T851鋁合金的平均疲勞壽命相對于原始試樣提高了約214%，機械噴丸強化在2124?T851鋁合金表層引入了300 μm的殘余壓應力場，最大殘余應力為?310 MPa，距離表層40 μm，且靶材的表面硬度（178HV）比基體的硬度（158HV）提升了約13%。馬銘等[28]研究發(fā)現(xiàn)，機械噴丸強化7A09鋁合金的疲勞壽命相對于原始試樣最高提升了約104.8%，原始試樣的裂紋源位于孔壁尖角位置，機械噴丸強化后裂紋源轉向試樣內(nèi)部。目前，國內(nèi)外針對鉚接件疲勞壽命的研究主要針對不同鉚接結構的影響，且疲勞壽命提升不明顯，同時表面強化技術（如機械噴丸強化）對鋁合金鉚接件微動疲勞特性方面的研究較少。

文中以2024–T351鋁合金板與TC4鈦合金螺栓的鉚連接為研究對象，研究機械噴丸強化對飛機壁板鉚接件微動磨損及疲勞壽命的影響。從噴丸工藝對于試樣表面完整性的角度，分析探討機械噴丸強化對微動損傷的影響，以期為鋁合金鉚接件表面防護設計提供實驗數(shù)據(jù)和工藝參考。

1 實驗

1.1 材料制備

選用TC4鈦合金和2024–T351鋁合金作為實驗材料，它們的化學成分如表1—2所示。TC4鈦合金為拋光態(tài)，它的彈性模量為117 GPa，泊松比為0.34，屈服強度為940 MPa，抗拉強度為1 050 MPa。

表1 2024鋁合金的化學成分

表2 TC4鈦合金的化學成分

2024–T351鋁合金的彈性模量為73 GPa，泊松比為0.33，屈服強度為340 MPa，抗拉強度為471 MPa。采用MP–15000型氣動式數(shù)控噴丸機對2024鋁合金進行機械噴丸強化。噴丸介質(zhì)為直徑0.3 mm的S110鑄鋼丸，工藝參數(shù)如表3所示。

表3 2024鋁合金試樣機械噴丸強化工藝參數(shù)

1.2 微動磨損試驗

將試樣加工成25 mm×5 mm的圓片，如圖1所示。在機械噴丸處理前，將2024鋁合金表面進行精銑。隨后將試樣放入酒精中，用超聲波清洗機清除試樣表面的雜質(zhì)，然后進行機械噴丸強化。

圖1 機械噴丸處理試樣實物

微動磨損試樣分為原始和機械噴丸2類試樣。此次研究設計了一款微動磨損試驗裝置，用于模擬鉚接件微動磨損的圓柱/平面接觸，如圖2所示。微動磨損試驗的接觸方式為線面式，上摩擦副選用5 mm× 10 mm的TC4鈦合金柱，下摩擦副為25 mm×5 mm的2024鋁合金圓片。法向載荷為100 N，位移幅值為80 μm，加載頻率為2 Hz。在試驗結束后，將試樣放入丙酮中用超聲波清洗機洗凈表面，并用吹風機吹干。

采用華銀顯微硬度計對試樣的顯微硬度進行檢測。采用荷蘭帕納科公司生產(chǎn)的X射線衍射儀測試噴丸引起的殘余應力，具體的實驗參數(shù)：衍射峰為137°，掃描范圍（5°）為134.5°～139.5°，管電壓為40 kV，管電流為40 mA，衍射晶面為（422），采用同傾法測試。采用腐蝕法逐層測試試樣的殘余應力，腐蝕劑配比∶(HF)∶(HNO3)∶(H2O)=1∶2∶20。采用Zygo 9000光學輪廓儀對試樣的表面粗糙度進行測試。采用OLYMPUS OLS4000激光共聚焦顯微鏡測量機械噴丸強化前后試樣的磨痕深度和磨損體積。采用SU5000場發(fā)射掃描電鏡對磨痕表面形貌進行觀測，并對具體成分進行分析。試樣經(jīng)噴丸處理后，對沿板厚度方向的面依次經(jīng)400#、800#、1000#、1500#、2000#、3000#、5000#砂紙打磨，并進行電解拋光，電解拋光液配比∶(HClO3)∶(C2H5OH)=1∶9，然后用FIB進行EBSD觀察。

圖2 微動磨損試驗裝置

1.3 鉚接件疲勞試驗

鉚接板疲勞試樣尺寸如圖3所示。如圖3a所示，鉚接件上板8個孔的尺寸精度相同?？椎木植砍叽鐓?shù)如圖3c所示。如圖3b所示，鉚接件下板8個孔的尺寸精度相同。鉚接板通過YSA302–6–9A型100°小沉頭輕型TC4高鎖螺栓（M6）和YSA351– 6型不銹鋼（A286）高鎖螺母（M6）連接。通過鉚接件疲勞試驗測試了2種表面狀態(tài)樣品：原始機械加工試樣（G0）、雙面機械噴丸強化試樣（G1、G2、G3）。其中，G1為未噴孔試樣，G2為噴孔試樣，G3為噴孔試樣，并在裝配前采用石墨基干膜潤滑劑對孔進行潤滑。把石墨均勻地噴涂在孔中，然后再進行裝配，具體工藝參照文獻[29]進行。在MTS疲勞試驗機上對鉚接件進行疲勞試驗，加載波形為正弦波，最大載荷為120 MPa，應力比為0.1，頻率為10 Hz，試驗環(huán)境為大氣環(huán)境，溫度為25 ℃，相對濕度為（38±5）%。鉚接件疲勞試驗如圖4所示，在試驗后觀察其疲勞斷口形貌。

圖3 鉚接板疲勞試樣幾何尺寸

圖4 鉚接件試樣疲勞試驗

2 結果與討論

2.1 機械噴丸強化對試樣微動磨損行為的影響

2.1.1 微動摩擦因數(shù)

機械噴丸強化前后試樣的摩擦因數(shù)隨時間的變化曲線如圖5所示，循環(huán)次數(shù)為6 000。在微動磨損早期（0～15 min），原始試樣的摩擦因數(shù)迅速增至1.0左右，之后突然降至0.8左右，接著又繼續(xù)增加，在30 min后摩擦因數(shù)在1.0～1.3之間波動，循環(huán)進入穩(wěn)定階段。摩擦因數(shù)到達一定數(shù)值后突然大幅度減少，這是因為接觸面部分區(qū)域遭到破壞，如表面材料發(fā)生了剝落和脫層[30]。根據(jù)圖5所示的結果，在5～20 min區(qū)間內(nèi)，不同機械噴丸強化工藝參數(shù)試樣的摩擦因數(shù)存在一定區(qū)別。與原始試樣相比，經(jīng)噴丸處理后鋁合金的微動摩擦因數(shù)減小，同時在噴丸處理后摩擦更早進入穩(wěn)定階段。

圖5 原始及噴丸試樣摩擦因數(shù)隨時間的變化曲線

機械噴丸強化前后試樣的平均摩擦因數(shù)如圖6所示。采用0.2-200%、0.2-400%、0.3-200%、0.3-400%分別對應0.2A的噴丸強度、200%的覆蓋率的噴丸參數(shù)，0.2A的噴丸強度、400%的覆蓋率的噴丸參數(shù)，0.3A的噴丸強度、200%的覆蓋率的噴丸參數(shù)，0.3A的噴丸強度、400%的覆蓋率的噴丸參數(shù)時鋁合金試樣的平均摩擦因數(shù)，則其大小關系為：0.2-200%＞0.3-400%＞0.2-400%＞0.3-200%。

2.1.2 磨痕輪廓形貌

原始試樣和機械噴丸試樣在循環(huán)6 000次下磨痕的三維形貌如圖7所示。從圖7中可以看出，不同噴丸強化工藝參數(shù)對線/面接觸形式微動磨損行為有著不同的影響，原始試樣的最大磨痕深度為41.5 μm；0.2A?200%噴丸試樣的最大磨痕深度降至34.6 μm，耐磨性提高最顯著；0.3A?200%噴丸試樣的最大磨痕深度升至58.9 μm，耐磨性降得最多。機械噴丸強化前后試樣的磨損體積如圖8所示，原始試樣的磨損體積為3.35×107μm3，0.2A?200%噴丸試樣的磨損體積為2.21×107μm3，耐磨性提高最顯著。機械噴丸強化前后試樣的磨損率如圖9所示，原始試樣的磨損率為0.698 μm3/(N·μm)，0.2A?200%噴丸試樣的磨損率為0.460 μm3/(N·μm)，耐磨性提高最顯著。由此可見，0.2A?200%是文中試驗4種噴丸強化工藝參數(shù)中的最佳參數(shù)，后續(xù)將用0.2A?200%噴丸工藝參數(shù)進行鉚接件疲勞試驗。

圖6 原始及噴丸試樣的平均摩擦因數(shù)

圖7 原始及噴丸試樣在循環(huán)6 000次下磨痕三維輪廓

圖8 原始及機械噴丸試樣在循環(huán)6 000下的磨損體積

圖9 原始及機械噴丸試樣在循環(huán)6 000次下的磨損率

用磨損體積和磨損率為標準來衡量2024鋁合金的磨損程度。磨損率由式（1）計算可得[31]。

式中：為磨損體積，μm3；為循環(huán)次數(shù)；為位移幅值，μm；為載荷，N；為磨損率，μm3/(N·μm)。

2.1.3 磨痕形貌及機制

原始試樣和0.2A?200%噴丸試樣在循環(huán)6 000次下的磨痕形貌和EDS成分分析如圖10所示。從圖10可以看出，磨損表面含有O、Mg、Al、Ti、V、Cu等元素，其中Al、Cu、Mg等元素為2024鋁合金的主要組成元素。在磨痕處分布著一定的鈦元素和釩元素，說明TC4鈦合金和2024鋁合金在磨損過程中有材料的轉移。噴丸試樣中O元素的含量相較于原始試樣出現(xiàn)了大幅度降低，這是因為原始試樣迅速形成磨屑并被碾碎，經(jīng)歷更多次的碾壓氧化，而噴丸試樣因表層發(fā)生加工硬化效應使得抵抗黏著、變形、碾碎、犁削的能力得到增強。

原始試樣和0.2A?200%噴丸試樣在循環(huán)6 000次下磨損表面EDS元素分析如圖11所示。當TC4鈦合金與2024鋁合金對磨時，由于2024鋁合金基體硬度比摩擦副TC4鈦合金的硬度低得多，摩擦副表面出現(xiàn)了黏著現(xiàn)象。在微動磨損處存在大量的氧化物磨屑，在微動磨損處氧元素的含量遠高于非微動處的。這是因為微動區(qū)發(fā)生了劇烈的塑性變形，摩擦升溫，氧氣更容易與金屬發(fā)生氧化反應。在磨痕處分布著一定的鈦元素和釩元素，說明微動區(qū)域發(fā)生了塑性變形和黏著摩擦。在法向載荷的作用下，TC4鈦合金表面材料脫落，產(chǎn)生的磨屑向2024鋁合金表面轉移[32]。磨屑在整個微動磨損過程中起到了磨料的作用，這加劇2024鋁合金表面的磨粒磨損。在磨痕處存在大量的犁溝和層片剝離現(xiàn)象，說明試樣發(fā)生了磨粒磨損和脫層磨損。

圖10 在循環(huán)6 000次下原始及0.2A?200%噴丸試樣磨痕形貌及EDS成分分析

圖11 在循環(huán)6 000次下原始及0.2A?200%噴丸試樣磨損表面EDS元素分析

在循環(huán)6 000次下原始試樣和0.2A?200%噴丸試樣磨損表面形貌如圖12所示。從圖12可以看出，噴丸試樣磨損區(qū)域的寬度（460 μm）大于原始試樣磨損區(qū)域的寬度（360 μm），而磨損區(qū)域的寬度可以定性地表征相對位移幅值的變化，因此噴丸處理能夠使相對位移幅值提高。原始試樣磨損表面存在大尺寸黏著體、沿微動方向的犁溝、波紋狀微裂紋、片狀磨屑和局部脫層，部分脫層體出現(xiàn)重度氧化。噴丸試樣磨損表面分布著局部微凸體剝落后留下的淺坑，存在沿微動方向尺寸各異的犁溝和小尺寸脫層塊。在微動接觸區(qū)表面形成了大量的顆粒狀磨屑，并存留在彈坑內(nèi)部，形成了磨屑層，起到了潤滑作用。原始試樣的磨損機制主要為氧化磨損、磨粒磨損和黏著磨損。噴丸試樣磨損機制主要為氧化磨損、磨粒磨損和脫層磨損。

圖12 在循環(huán)6 000次下原始試樣和0.2A?200%噴丸試樣磨損表面形貌

2.2 機械噴丸強化對疲勞性能的影響

機械噴丸強化前后2024鋁合金鉚接件的疲勞壽命如表4所示。由表4和圖13可見，原始樣品的2024鋁合金鉚接件的平均疲勞壽命為146 584次，經(jīng)0.2A?200%（未噴孔）機械噴丸強化后的2024鋁合金鉚接件的平均疲勞壽命為1 473 639次，疲勞壽命提高了約10倍。經(jīng)0.2A?200%（噴孔）機械噴丸強化后的2024鋁合金鉚接件的平均疲勞壽命為1 805 363次，其疲勞壽命提高了約12.3倍。經(jīng)0.2A?200%（噴孔+石墨）機械噴丸強化后的2024鋁合金鉚接件的平均疲勞壽命為5 325 146次，其疲勞壽命提高了約36.3倍。如圖14所示，原始試樣在鉚接件上板圓孔30°左右位置處發(fā)生了失效斷裂，噴丸試樣在鉚接件下板圓孔接近90°位置發(fā)生了失效斷裂?？着c螺栓之間發(fā)生了微動磨損，經(jīng)不斷地擠壓、摩擦，使得孔壁表面發(fā)生了塑性變形，出現(xiàn)了加工硬化，最終導致鉚接件的失效斷裂。

表4 機械噴丸強化前后2024鋁合金鉚接件的疲勞壽命

圖13 機械噴丸強化前后鋁合金鉚接件的平均疲勞壽命

Tab.13 Average fatigue life of aluminum alloy riveted joint before and after mechanical shot peening

機械噴丸強化前后鉚接件的疲勞斷口形貌如圖15所示。由圖15a可見，原始試樣的疲勞裂紋源位于鉚接孔棱角的表面（板面與孔交界位置）。由圖15b可見，0.2A?200%機械噴丸強化（未噴孔）試樣疲勞裂紋源位于鉚接孔壁的表面。由圖15c可見，0.2A? 200%機械噴丸強化（噴孔+石墨）試樣疲勞裂紋源轉向鉚接孔次表面，距離表面約300 μm。根據(jù)金屬的疲勞極限理論[33-34]可知，適當?shù)膰娡鑿娀幚砜墒蛊谠从杀砻孓D移到殘余壓應力層下面的殘余拉應力區(qū)，這樣將會極大地改善材料的疲勞壽命。

2.3 機械噴丸強化對試樣表面完整性的影響

2.3.1 表面粗糙度

機械噴丸強化前后試樣的表面三維形貌如圖16所示。原始2024鋁合金表面比較平滑，表面粗糙度較小，=0.593 μm，如圖16a所示。經(jīng)過機械噴丸處理后，試樣表面出現(xiàn)明顯的凸起和凹坑。0.2A? 200%噴丸試樣的表面粗糙度=3.727 μm，如圖16b所示。0.2A?400%噴丸試樣的表面粗糙度=4.824 μm，如圖16c所示。0.3A?200%噴丸試樣的表面粗糙度=8.382 μm，如圖16d所示。0.3A?400%噴丸試樣的表面粗糙度=10.209 μm，如圖16e所示。經(jīng)機械噴丸強化后材料表面發(fā)生了塑性流變，材料表層發(fā)生了加工硬化效應，因此表面粗糙度增大[35]。表面粗糙度隨著噴丸強度和覆蓋率的增加而增大，王欣等[36]研究噴丸覆蓋率對鈦合金表面完整性的影響中也觀察到類似現(xiàn)象。

圖14 原始和0.2A?200%機械噴丸試樣的開裂位置

圖15 2024鋁合金噴丸強化前后疲勞斷口SEM形貌

圖16 原始及機械噴丸試樣表面三維形貌

2.3.2 殘余應力

機械噴丸強化前后試樣的殘余應力曲線如圖17所示。鋁合金經(jīng)噴丸強化后形成的殘余壓應力場能夠延緩裂紋的萌生和擴展[37-38]。如圖17所示，在原始機械加工狀態(tài)，表層殘余應力呈拉應力狀態(tài)，應力較小，為5～50 MPa。經(jīng)機械噴丸處理后，在2024鋁合金表面引入了殘余壓應力場，殘余壓應力場的深度為250～300 μm，殘余應力曲線呈現(xiàn)拋物線形狀，隨著深度的增加，殘余壓應力先增加，然后逐漸減小。經(jīng)機械噴丸強化后鋁合金試樣的表面殘余應力為?150～?210 MPa，最大殘余應力為?230～?300 MPa，距離表層50～55 μm。當噴丸強度從0.2A增至0.3A時，表面殘余壓應力增加，且殘余壓應力場深度也增大。當噴丸覆蓋率從200%增至400%時，殘余壓應力減小。從應力狀態(tài)角度來看，噴丸在表層引入的壓應力有益于抑制微動裂紋向內(nèi)部擴展，從而提升了鋁合金的耐磨性能和疲勞性能[27]。

圖17 原始試樣和機械噴丸試樣不同深度下的殘余應力曲線

2.3.3 顯微硬度

原始試樣和機械噴丸試樣沿深度方向顯微硬度的分布曲線如圖18所示。在初始機加工狀態(tài)，鋁合金的硬度為143.1HV。機械噴丸強化使鋁合金發(fā)生了加工硬化，硬度得到顯著增加。隨著深度的增加，硬度不斷減小，最終達到基體硬度（約為143.1HV）。經(jīng)機械噴丸強化處理后，鋁合金硬度層的深度為250～300 μm，表層硬度為175HV～185HV。噴丸參數(shù)為0.2A?200%、0.2A?400%、0.3A?200%、0.3A?400%時，機械噴丸靶材的表面硬度分別為177.9HV、178.9HV、180.3HV、185.7HV，相較于原始試樣（約為143.1HV），其硬度分別提升了約24.3%、25.0%、26.0%、29.8%。隨著噴丸強度和覆蓋率的增加，加工硬化程度得到不斷提高。機械噴丸強化使鋁合金的顯微硬度增加，材料抵抗應力集中的能力和抵抗磨粒磨損的能力得到提高，能夠減少微動磨損產(chǎn)生的開裂、剝落等表面損傷，減小磨痕深度和磨損體積，使材料的耐磨性得到顯著提高[39-40]。

圖18 原始試樣和機械噴丸試樣不同深度下的顯微硬度分布曲線

2.3.4 微觀組織

采用EBSD技術采集的2024鋁合金機械噴丸處理前后的橫截面表層局部區(qū)域的IPF圖像如圖19所示。IPF圖像能夠反映晶粒尺寸的變化，各個晶粒的取向關系能夠通過IPF圖像的不同顏色來顯示。從圖19可以看出，原始試樣的小角度晶界為58.8%，經(jīng)噴丸處理后，小角度晶界增至84.6%。小角度晶界的顯著提高是因塑性變形產(chǎn)生的位錯通過回復機制形成了亞晶界結構[41]。2024鋁合金機械噴丸處理前后的晶界如圖20所示。從圖20可以看出，經(jīng)過0.2A?200%噴丸強化后，試樣的晶粒尺寸從表層到基體呈梯度分布。變形層的晶粒受噴丸的影響較大，晶粒尺寸較小，變形層深度大約為50 μm。

噴丸強化前后晶界的分布如圖21所示。由圖21可知，在機械噴丸強化后，鋁合金表層的小角度晶界所占比例得到顯著提高，說明噴丸使試樣產(chǎn)生了較大的塑性變形。噴丸強化前后取向差的分布如圖22所示。從圖22可以看出，原始試樣的平均取向差角度為0.84°，0.2A?200%噴丸試樣的平均取向差角度為1.30°。說明噴丸后試樣表面發(fā)生了嚴重的塑性變形，表層晶粒被細化。Saoubi等[42]證明局部取向差角度較大說明發(fā)生了更嚴重的非均勻塑性變形。

圖19 2024鋁合金試樣橫截面的IPF圖像

圖20 2024鋁合金試樣晶界

圖21 噴丸強化前后晶界分布

圖22 噴丸強化前后取向差分布

在機械噴丸強化后，鋁合金鉚接件的疲勞性能得到提高，這是由表層晶粒發(fā)生細化、表層顯微硬度增加和引入殘余壓應力場的共同作用所致。機械噴丸強化阻礙了裂紋的萌生和擴展[43]，因此鉚接件的疲勞壽命得到了提高。

3 結論

1）機械噴丸強化處理能夠顯著提升鉚接件的平均疲勞壽命，相較于原始試樣，最高提升了約36.3倍。采用0.2A的噴丸強度、200%的覆蓋率的噴丸參數(shù)能夠最大限度地提升鋁合金鉚接件在長期微動磨損過程中的耐磨性能。經(jīng)板面噴丸后（只對鉚接板表面噴丸處理），試樣相對于原始試樣，其平均疲勞壽命提升了約10.0倍；經(jīng)板面+孔面噴丸后，相對于原始試樣，試樣的平均疲勞壽命提升了約12.3倍；經(jīng)板面+孔面+石墨潤滑噴丸后，相對于原始試樣，試樣的平均疲勞壽命提升了約36.3倍。

2）經(jīng)機械噴丸強化后，試樣的疲勞裂紋源位置發(fā)生了轉移，原始試樣的疲勞裂紋源位于鉚接孔棱角的表面（板面與孔交界位置），經(jīng)板面噴丸后（只對鉚接板表面進行噴丸處理），其裂紋源轉向鉚接孔壁表面；經(jīng)板面+孔面+石墨潤滑噴丸后，試樣的疲勞裂紋源轉向鉚接孔次表面，強化效果最好。原始鉚接件在上板圓孔30°左右位置處發(fā)生了失效斷裂，經(jīng)機械噴丸強化后鉚接件在下板圓孔接近90°位置發(fā)生了失效斷裂。

3）噴丸在材料表面引入了殘余壓應力場和加工硬化層，它們的共同作用提高了鉚接件的微動疲勞性能。

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Effect of Shot Peening on Fretting Fatigue Resistance of 2024 Aluminum Alloy/Titanium Alloy Riveted Joint

1,1,1,2,1,1,2,1

(1. School of Materials Science and Engineering, Dalian University of Technology, Liaoning Dalian 116024, China; 2. National Key Laboratory of High Energy Beam Science and Technology, AVIC Manufacturing Technology Institute, Beijing 100024, China)

The work aims to study the effect of mechanical shot peening on fretting wear and fatigue life of 2024 aluminum alloy riveted joint (bolt made of titanium alloy). Fretting wear test of 2024 aluminum alloy was carried out by independently-designed fretting wear testing machine. A series of 2024 aluminum alloy samples after shot peening intensity gradient treatment were designed and compared with the original polished samples. To investigate the effect of mechanical shot peening on fretting wear resistance of 2024 aluminum alloy samples in line/surface contact form, X-ray diffractometer, Vickers hardness tester, LSCM and SEM were used to analyze the surface integrity, surface morphology, contour and wear volume of the samples before and after mechanical shot peening. Average fatigue life of riveted joint was significantly improved by mechanical shot peening, which was 36.3 times higher than that of the original joint. Fracture failure analysis found that fatigue crack source location changed after shot peening, the crack source of original joint was located in the surface of the riveted hole edges (junction between panel and hole location). After shot peening (only riveted panel surface subject to shot peening treatment), crack source of panel surface transferred to the surface of the riveted hole wall. After shot peening to panel surface + hole surface + graphite lubricant spraying, crack source of sample transferred to the riveted hole sub-surface (best reinforcement effect). The failure fracture of the original riveted joint was found at about 30 degree angle of the round hole in the upper panel, and the failure fracture of the riveted joint after mechanical shot peening was found at about 90 degree angle of the round hole in the lower panel. The depth of the original sample was 41.5 μm during the online/surface micro-friction test. At 0.2A-200%, the wear depth was reduced to 34.6 μm, and the wear resistance was improved. At 0.3A-200%, the wear depth increased to 58.9 μm, and the wear resistance decreased. The effect of mechanical shot peening on the fretting wear resistance of aluminum alloy fluctuated with the change of shot peening process parameters, and the sample treated with 0.2A-200% shot peening strength had the best fretting wear resistance of line/surface contact compared with the sample not treated by shot peening. Compared with the original sample, the micro-friction coefficient of aluminum alloy after shot peening decreased, and the friction entered the stable stage earlier after shot peening. With the increase of shot peening strength from 0.2A to 0.3A, the surface roughness, surface microhardness and residual compressive stress increased. With the increase of shot peening coverage from 200% to 400%, the surface roughness and surface microhardness increased, while the residual compressive stress decreased. With the increase of shot peening strength from 0.2A to 0.3A, the depth of residual compressive stress layer increased from 250 μm to 300 μm. After shot peening, the fretting wear mechanism of aluminum alloy changed from adhesion wear to delamination wear. Through EBSD study, it was found that shot peening increased the proportion of small angle grain boundary in the sample surface layer and refined the grain surface layer. The effect of residual compressive stress field and work hardening layer on the fretting fatigue resistance of riveted joint is attributed to the joint effect of shot peening on the material surface.

mechanical shot peening; 2024 aluminum alloy; riveted joint; fretting wear; wear mechanism; fatigue resistance

TG668

A

1001-3660(2023)01-0381-13

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2023.01.039

2022–01–20；

2022–04–25

2022-01-20；

2022-04-25

國家自然科學基金（51975084，51405059）；航空科學基金（20185425009，201936025001）；中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金（DUT19LAB16）

Natural Science Foundation of China (51975084, 51405059); Aeronautical Science Foundation of China (20185425009, 201936025001); Fundamental Research Funds for the Central Universities (DUT19LAB16)

孫一帆（1997—），男，碩士生，主要研究方向為鋁合金噴丸強化與微動磨損。

SUN Yi-fan (1997-), Male, Master, Research focus: shot peening and fretting wear of aluminum alloy.

付雪松（1984—），男，博士，副教授，主要研究方向為噴丸強化與微動疲勞。

FU Xue-song (1984-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: shot peening and fretting fatigue.

孫一帆, 胡國杰, 劉夢金, 等.噴丸強化對2024鋁合金/鈦合金鉚接件微動疲勞性能的影響[J]. 表面技術, 2023, 52(1): 381-393.

SUN Yi-fan, HU Guo-jie, LIU Meng-jin, et al. Effect of Shot Peening on Fretting Fatigue Resistance of 2024 Aluminum Alloy/Titanium Alloy Riveted Joint [J]. Surface Technology, 2023, 52(1): 381-393.

責任編輯：彭颋