TC17 鈦合金超聲噴丸強(qiáng)化殘余應(yīng)力場(chǎng)分析*

林 爽，蔡 晉，王 剛，師俊東，徐如雪，于 淼

（1.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015；2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué)，沈陽(yáng) 110136）

TC17 鈦合金是一種近β 型的α + β 兩相鈦合金，屈服強(qiáng)度高，斷裂韌性好，多用于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇盤、壓氣機(jī)盤和葉片、離心葉輪等承載力需求高的零部件[1–3]。TC17 鈦合金制造成本、維修及更換費(fèi)用高，一般采用表面處理工藝進(jìn)行強(qiáng)化及維護(hù)[4–6]。超聲噴丸（Ultrasonic shot peening，USP）是一種機(jī)械表面處理工藝，通過(guò)超聲波發(fā)生器 （通常振動(dòng)頻率為20 kHz）將彈丸以高度離散狀態(tài)沖擊到構(gòu)件表面 （腔室內(nèi)部各區(qū)域噴丸強(qiáng)度可控）。

在加工制造過(guò)程中，通常每種類型的構(gòu)件會(huì)設(shè)計(jì)不同類型的超聲噴丸腔室，如壓氣機(jī)、渦輪的盤和葉片、齒輪等具有復(fù)雜遮蔽結(jié)構(gòu)、變壁厚復(fù)雜曲面幾何形狀等構(gòu)件[7–9]。Stoll 等[4]比較分析了超聲噴丸強(qiáng)化與傳統(tǒng)噴丸強(qiáng)化對(duì)兩種鈦合金表面粗糙度、殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，超聲噴丸處理比傳統(tǒng)噴丸處理產(chǎn)生更深的殘余壓應(yīng)力層及更低的表面粗糙度。Badreddine 等[10]研究了初始條件對(duì)多體動(dòng)力學(xué)的影響，利用多體動(dòng)力學(xué)模型獲得撞擊密度的預(yù)測(cè)值和撞擊前球體速度的空間分布，評(píng)價(jià)了其對(duì)超聲噴丸工藝參數(shù)的影響，采用多棱體幾何模型研究了噴丸腔室?guī)缀涡螤钭兓瘜?duì)超聲噴丸工藝的影響，認(rèn)為零件內(nèi)部產(chǎn)生的殘余應(yīng)力與對(duì)應(yīng)的超聲噴丸振幅有關(guān)。Rousseau 等[11]研究了彈丸數(shù)量對(duì)超聲噴丸表面的影響，結(jié)果表明，彈丸數(shù)量對(duì)殘余應(yīng)力深度分布有較大影響，增加彈丸數(shù)量，將增加殘余壓應(yīng)力在處理表面上的分布范圍。Si 等[12]研究了超聲噴丸強(qiáng)化對(duì)鈦合金重鑄層表面粗糙度、組織和腐蝕行為的影響，結(jié)果表明，超聲噴丸后重鑄層的表面粗糙度明顯降低，且重鑄層和其下基體鈦合金的晶粒尺寸均得到細(xì)化。劉輝等[13]通過(guò)數(shù)值仿真，對(duì)比分析了超聲噴丸與傳統(tǒng)噴丸2 種工藝過(guò)程后表面粗糙度及表面殘余應(yīng)力場(chǎng)的差異，結(jié)果與Stoll 等[4]結(jié)論相似。王業(yè)輝[14]采用超聲噴丸多場(chǎng)耦合模型對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了分析，得出超聲噴丸工藝參數(shù)與應(yīng)力場(chǎng)分布之間的關(guān)系。蔡晉等[15]研究了超聲噴丸過(guò)程中影響目標(biāo)強(qiáng)化區(qū)域沖擊力分布的主要因素，驗(yàn)證了通過(guò)改變工藝參數(shù)控制零件目標(biāo)區(qū)域強(qiáng)化的可行性。楊天南等[16]研究了超聲噴丸激勵(lì)振動(dòng)對(duì)鈦合金表面狀態(tài)的影響，將應(yīng)力場(chǎng)分為低應(yīng)力區(qū)、常規(guī)應(yīng)力區(qū)和高應(yīng)力區(qū)，建立了殘余應(yīng)力與幾何覆蓋率之間的關(guān)系。

對(duì)于超聲噴丸的研究多集中在應(yīng)力場(chǎng)與覆蓋率相關(guān)領(lǐng)域，在應(yīng)力應(yīng)變、疲勞性能與噴丸強(qiáng)度關(guān)系方面的研究較少，本文以TC17 鈦合金為研究對(duì)象，基于超聲噴丸振動(dòng)仿真系統(tǒng)結(jié)合應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)微觀表征分析，研究不同噴丸強(qiáng)度下超聲噴丸對(duì)疲勞前后應(yīng)力場(chǎng)的影響。

1 試驗(yàn)材料與研究方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料采用β 鍛TC17 鈦合金，化學(xué)成分見(jiàn)表1?；w微觀形貌為典型的網(wǎng)籃組織，如圖1 所示。

圖1 基體組織微觀形貌Fig.1 Microstructure of matrix

表1 TC17 鈦合金的化學(xué)成分（ 質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Composition of TC17 titanium alloy(mass fraction) %

1.2 研究方法

結(jié)合某型號(hào)航空發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)盤件表面強(qiáng)化需求，采用0.15 A 與0.25 A 噴丸強(qiáng)度對(duì)TC17 鈦合金進(jìn)行超聲噴丸處理，超聲噴丸過(guò)程中振動(dòng)頻率為20 kHz，彈丸采用2.5 mm 直徑氧化鋯陶瓷球，結(jié)合數(shù)值仿真預(yù)測(cè)結(jié)果，研究不同噴丸強(qiáng)度對(duì)表面形貌、應(yīng)變梯度、殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響?；诟咧芷谠囼?yàn)結(jié)果，分析不同噴丸強(qiáng)度對(duì)試樣高周疲勞壽命的影響，比較疲勞試驗(yàn)前后殘余應(yīng)力場(chǎng)變化。施密特因子應(yīng)變分析采用Oxford NordlysNan 電子背散射衍射進(jìn)行識(shí)別，試樣磨光后進(jìn)行電解拋光 （5%高氯酸+ 95%乙醇，電壓20 V、電流0.4 A、時(shí)間30 s），掃描步距和范圍分別為0.8 μm 和256 μm×289 μm，用Channel 5 軟件分析EBSD 結(jié)果。殘余應(yīng)力場(chǎng)測(cè)試采用PROTO LXRDMG 殘余應(yīng)力測(cè)試分析系統(tǒng)，測(cè)試條件：Cu 靶K–α 波段、靶電壓25 kV、靶電流30 mA、布拉格角142°、曝光時(shí)間2 s、曝光次數(shù)10 次、焦斑大小3 mm。為了獲得殘余應(yīng)力沿深度的分布情況，采用電化學(xué) （30%氫氟酸+ 10%硝酸+ 60%水）剝層的方法對(duì)試樣進(jìn)行腐蝕剝層。高周軸向疲勞試驗(yàn)采用QBG–100 疲勞試驗(yàn)機(jī)，疲勞試驗(yàn)方法及試棒尺寸參照HB5287—1996 標(biāo)準(zhǔn)，采用圓形橫截面的光滑試棒工作部分直徑5 mm、總長(zhǎng)度70 mm、兩端夾持長(zhǎng)度14 mm，加工工藝為車削、磨削及機(jī)械拋光，在室溫下對(duì)兩種噴丸強(qiáng)度下疲勞試棒進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，應(yīng)力比R= –1，TC17鈦合金超聲噴丸研究示意圖如圖2 所示。

圖2 TC17 鈦合金超聲噴丸示意圖Fig.2 Schematic diagram of ultrasonic shot peening of TC17 titanium alloy

2 有限元模型的建立

以TC17 鈦合金試塊為試驗(yàn)及仿真研究對(duì)象，平板試樣尺寸設(shè)置為50 mm×60 mm×5 mm。基于0.15 A、0.25 A 兩種噴丸強(qiáng)度，建立兩組噴丸有限元模型，通過(guò)減縮積分單元 （C3D8R）進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，試塊網(wǎng)格單元尺寸為0.5 mm×0.5 mm×0.5 mm，目的是研究不同噴丸強(qiáng)度對(duì)TC17 鈦合金試樣表面應(yīng)力場(chǎng)分布的影響，通過(guò)X 射線衍射試驗(yàn)檢測(cè)數(shù)值預(yù)測(cè)模型的有效性。

超聲噴丸過(guò)程中，材料表層受彈丸連續(xù)沖擊影響，發(fā)生高度塑性變形，材料的屈服極限在不同的應(yīng)變速率下將發(fā)生改變，Johnson-Cook 材料模型[17]一般用于描述連續(xù)高應(yīng)變率塑性變形過(guò)程，因此TC17 鈦合金材料的塑性變形參數(shù)采用Johnson-Cook[18]模型，通過(guò)將Johnson-Cook 模型導(dǎo)入有限元仿真材料本構(gòu)設(shè)置模塊，描述超聲噴丸過(guò)程中材料的塑性變形規(guī)律。

式中，σ為材料應(yīng)力；A為材料靜態(tài)屈服應(yīng)力；B為材料應(yīng)變冪指系數(shù)；ε為材料等效塑性應(yīng)變；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；C為應(yīng)變率敏感系數(shù)；ε.*為應(yīng)變影響因子；T*為溫度影響因子；m為溫度敏感性系數(shù)。相應(yīng)的本構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表2[19]。

表2 TC17 材料本構(gòu)模型參數(shù)Table 2 Material constitutive model parameters of TC17

3 仿真與試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 表面形貌與應(yīng)變分析

圖3 為在0.15 A 與0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，超聲噴丸處理后的TC17鈦合金試樣表面形貌。超聲噴丸過(guò)程中，材料表面受彈丸隨機(jī)沖擊擠壓發(fā)生塑性變形，在材料上形成凸起和凹陷特征。與0.15 A 噴丸強(qiáng)度相比，在0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，TC17 鈦合金試樣表面沖擊凹坑面積增大，凹坑分布離散度降低。

圖4 為0.15 A 與0.25 A 噴丸強(qiáng)度下TC17 鈦合金密排面{1–101}施密特因子統(tǒng)計(jì)圖在<11–20>方向上施密特因子在 （0，0.5）范圍內(nèi)的分布狀態(tài)。結(jié)果顯示，在0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，施密特因子集中分布范圍為（0.28～0.45），沒(méi)有達(dá)到0.5，呈硬取向分布；在0.15 A 噴丸強(qiáng)度下，施密特因子集中分布范圍為 （0.31～0.50），部分達(dá)到0.5，呈軟取向分布。在0.15 A 噴丸強(qiáng)度下引入的塑性層較淺，加工硬化程度低，更容易產(chǎn)生滑移變形。

圖4 不同噴丸強(qiáng)度TC17 鈦合金施密特因子統(tǒng)計(jì)Fig.4 Schmid factor of TC17 titanium alloy with different Almen intensities

圖5 為0.15 A 和0.25 A 噴丸強(qiáng)度下TC17 鈦合金超聲噴丸截面施密特因子分布圖。通過(guò)施密特因子分布圖定性反映超聲噴丸引起的塑性應(yīng)變分布規(guī)律 （紅色區(qū)域表示施密特因子值較高，黃色及綠色區(qū)域表示施密特因子值較低），塑性應(yīng)變與施密特因子呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。0.15 A 和0.25 A 兩種噴丸強(qiáng)度引起的塑性應(yīng)變分別分布在材料表面下約140 μm 和220 μm 的深度區(qū)域，并且應(yīng)變沿深度方向呈降低趨勢(shì)。與0.15 A 相比，0.25 A 噴丸強(qiáng)度引起的塑性應(yīng)變層深度值提升約57.1%。

圖5 不同噴丸強(qiáng)度TC17 鈦合金施密特因子分布Fig.5 Distribution of Schmid factor for TC17 titanium alloys with different Almen intensities

3.2 殘余應(yīng)力仿真與試驗(yàn)分析

圖6 為0.15 A、0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，TC17 鈦合金試樣表面殘余應(yīng)力場(chǎng)的分布情況。在兩種噴丸強(qiáng)度下，試樣表面均處于殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，兩組試樣邊緣均存在低應(yīng)力區(qū)域，這是由彈丸沖擊試樣邊緣棱角引起的，邊緣效應(yīng)引入的殘余拉應(yīng)力抵消了部分殘余壓應(yīng)力。殘余應(yīng)力場(chǎng)分布結(jié)果顯示，0.15 A 噴丸強(qiáng)度下試樣表面中心區(qū)域殘余應(yīng)力均值約為– 560 MPa。0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，試樣表面中心區(qū)域殘余應(yīng)力均值約為– 639 MPa。相比0.15 A 噴丸強(qiáng)度，0.25 A 噴丸強(qiáng)度下試樣表面中心區(qū)域殘余壓應(yīng)力均值提高約14.1%。

圖6 不同噴丸強(qiáng)度試樣表面殘余應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.6 Distribution of residual stress field on the surface of samples with different Almen intensities

圖7 比較了兩種噴丸強(qiáng)度下試樣殘余應(yīng)力試驗(yàn)值（EXP）與數(shù)值仿真結(jié)果 （FEM）的差異，以及FEM 分布情況。兩組試樣殘余壓應(yīng)力最大值均處于次表面區(qū)域。0.15A 噴丸強(qiáng)度下次表面殘余壓應(yīng)力最大值約為– 619 MPa，處于距表面20 μm 深度區(qū)域，殘余壓應(yīng)力層深度約為150 μm。0.25 A 噴丸強(qiáng)度下次表面殘余壓應(yīng)力最大值約為– 651 MPa，處于距表面30 μm 深度區(qū)域，殘余壓應(yīng)力層深度約為230 μm。相比0.15 A 噴丸強(qiáng)度，0.25 A 噴丸強(qiáng)度下次表面殘余壓應(yīng)力最大值提高約5.2%，殘余壓應(yīng)力層深度值提升約53.3%，與截面施密特因子應(yīng)變層分布相近。殘余壓應(yīng)力最大值深度隨噴丸強(qiáng)度的提高，向次表面延伸約50%。殘余壓應(yīng)力最大值隨噴丸強(qiáng)度提高波動(dòng)較小。受網(wǎng)格單元細(xì)化精度影響，與數(shù)值分析結(jié)果相比殘余壓應(yīng)力試驗(yàn)值整體偏高。0.15 A噴丸強(qiáng)度下表面殘余應(yīng)力均值試驗(yàn)值與數(shù)值仿真結(jié)果相差22 MPa，試驗(yàn)結(jié)果提高了3.9%；殘余壓應(yīng)力最大值相差23 MPa，試驗(yàn)結(jié)果提高了3.7%；殘余壓應(yīng)力層深度相差20 μm，試驗(yàn)結(jié)果提高了13.3%。0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，表面殘余壓應(yīng)力均值試驗(yàn)值與數(shù)值仿真結(jié)果相差22 MPa，試驗(yàn)結(jié)果提高了3.4%；殘余壓應(yīng)力最大值試驗(yàn)值與數(shù)值仿真結(jié)果相差21 MPa，試驗(yàn)結(jié)果提高了3.2%；0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，仿真結(jié)果受高殘余壓應(yīng)力影響，應(yīng)力在縱向網(wǎng)格單元傳遞距離增加，使數(shù)值結(jié)果殘余壓應(yīng)力層深度增加，與試驗(yàn)值殘余壓應(yīng)力層深度相比，數(shù)值結(jié)果增加5 μm，相比試驗(yàn)值提高約2.1%。兩種噴丸強(qiáng)度下，在表面殘余應(yīng)力均值、次表面殘余壓應(yīng)力最大值、殘余應(yīng)力層深度方面，試驗(yàn)值與數(shù)值仿真結(jié)果差異較小，整體誤差小于15%，表明TC17 鈦合金超聲噴丸數(shù)值模型在殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)方面的有效性。

圖7 不同噴丸強(qiáng)度試樣殘余應(yīng)力層深度分布Fig.7 Depth distribution of residual stress layer of samples with different Almen intensities

3.3 疲勞試驗(yàn)分析

圖8（a）為0.15 A 和0.25 A 噴丸強(qiáng)度下的TC17鈦合金試棒高周疲勞S–N曲線?？梢?jiàn)，0.15 A 噴丸強(qiáng)度下試棒疲勞極限約747 MPa； 0.25 A 噴丸強(qiáng)度下試棒疲勞極限約782 MPa，相比0.15 A 提高約4.7%。小于105循環(huán)次數(shù)的部分處于高載荷疲勞狀態(tài)下，兩種噴丸強(qiáng)度在該范圍內(nèi)差異較小。在105～107循環(huán)次數(shù)范圍內(nèi)，0.25 A 噴丸強(qiáng)度疲勞極限顯著提高，表明殘余壓應(yīng)力層在低載荷高循環(huán)下對(duì)裂紋萌生的抑制作用增加。圖8（b）為疲勞試驗(yàn)前后試棒殘余應(yīng)力場(chǎng)分布狀態(tài)，Stoll等[4]研究表明，噴丸引入的殘余應(yīng)力在高周疲勞階段影響更顯著，因此在試驗(yàn)過(guò)程中參考鐘麗瓊等[20]對(duì)噴丸試棒疲勞前后殘余應(yīng)力檢測(cè)方式，選擇低應(yīng)力幅、高循環(huán)下試樣進(jìn)行研究，兩種噴丸強(qiáng)度在低應(yīng)力幅下 （770 MPa），各選2 個(gè)試棒分別研究疲勞斷口與未疲勞試棒中心截面殘余應(yīng)力沿深度分布狀態(tài)。結(jié)果表明，疲勞試驗(yàn)后試棒表層部分處于殘余壓應(yīng)力狀態(tài)，殘余壓應(yīng)力值及殘余壓應(yīng)力層深度受疲勞試驗(yàn)拉應(yīng)力影響顯著降低。在0.15 A 噴丸強(qiáng)度下，疲勞試驗(yàn)后表面殘余壓應(yīng)力值為–130 MPa，較疲勞試驗(yàn)前下降約77.6%，殘余壓應(yīng)力層深度值降低100 μm；在0.25 A 噴丸強(qiáng)度下，疲勞試驗(yàn)后表面殘余壓應(yīng)力值為–215 MPa，較疲勞試驗(yàn)前下降約67%，殘余壓應(yīng)力層深度值降低125 μm。兩種噴丸強(qiáng)度下，高周疲勞試驗(yàn)引起的殘余應(yīng)力松弛程度相近。與0.15 A 噴丸強(qiáng)度相比，在0.25 A 噴丸強(qiáng)度下疲勞試驗(yàn)后表面殘余壓應(yīng)力及殘余壓應(yīng)力層深度仍處于較高的水平。結(jié)果表明，較高的表面殘余壓應(yīng)力及殘余壓應(yīng)力層深度對(duì)抑制殘余拉應(yīng)力引起的疲勞失效效果更顯著。

圖8 不同噴丸強(qiáng)度試樣疲勞壽命及疲勞前后試樣殘余應(yīng)力分布Fig.8 Fatigue life of samples with different Almen intensities and residual stress distribution of samples before and after fatigue failure

4 結(jié)論

（1）超聲噴丸后試樣表面受擠壓發(fā)生塑性變形，形成凸起和凹陷特征。隨著噴丸強(qiáng)度的提高，試樣表面沖擊凹坑面積增加，凹坑分布離散度降低。試樣表層區(qū)域應(yīng)變層深度增加，施密特因子集中分布范圍有降低的趨勢(shì)，超聲噴丸引起的加工硬化使滑移變形趨勢(shì)減弱，呈硬取向分布。在較低噴丸強(qiáng)度下引入的塑性層較淺，加工硬化程度低，更容易產(chǎn)生滑移變形。

（2）兩種噴丸強(qiáng)度下，殘余壓應(yīng)力最大值深度隨噴丸強(qiáng)度的提高向次表面延伸約50%，殘余壓應(yīng)力最大值隨噴丸強(qiáng)度提高波動(dòng)較小。殘余壓應(yīng)力層深與應(yīng)變層分布相近。兩種噴丸強(qiáng)度下，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在表面殘余應(yīng)力均值、次表面殘余壓應(yīng)力最大值、殘余應(yīng)力層深度方面差異較小，整體誤差小于15%，表明TC17 鈦合金超聲噴丸數(shù)值模型在殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)方面的有效性。

（3）兩種噴丸強(qiáng)度下疲勞壽命均達(dá)107次循環(huán)。兩種噴丸強(qiáng)度在小于105循環(huán)次數(shù)范圍內(nèi)差異較小。在105～107循環(huán)次數(shù)范圍內(nèi)，噴丸強(qiáng)度疲勞極限顯著提高，表明殘余壓應(yīng)力層深在高載荷低循環(huán)下作用較小，在低載荷高循環(huán)下對(duì)裂紋萌生的抑制作用增加。

（4）疲勞試驗(yàn)后殘余壓應(yīng)力值及深度受疲勞試驗(yàn)拉應(yīng)力影響顯著降低。在較高噴丸強(qiáng)度下，疲勞試驗(yàn)后表面殘余壓應(yīng)力及殘余壓應(yīng)力層深度仍處于較高的水平，對(duì)抑制殘余拉應(yīng)力引起的疲勞失效效果更顯著。