20Cr2Ni4齒輪鋼初始形貌對激光沖擊與噴丸的殘余應(yīng)力影響分析

中圖分類號：TG668 DOI：10.16578/j.issn.1004.2539.2025.05.015

0 引言

激光沖擊強(qiáng)化（LaserShockPeening，LSP）與噴丸強(qiáng)化（ShotPeening，SP）是提高零部件疲勞壽命的表面強(qiáng)化技術(shù)[1-2]。兩種強(qiáng)化技術(shù)的作用機(jī)制相似，均可使材料表面發(fā)生塑性變形，在靶材表面和深度方向誘導(dǎo)殘余壓應(yīng)力，從而改善材料的表面性能，但是兩者作用的形式與效果存在著一定的差異[3-4]。噴丸強(qiáng)化主要是利用高速彈丸使材料表面產(chǎn)生劇烈塑性變形；而激光沖擊強(qiáng)化是利用激光在靶材表面形成等離子體，等離子體在約束層的限制下膨脹，使得材料表面發(fā)生輕微的塑性變形。

近幾年，國內(nèi)外針對利用激光沖擊強(qiáng)化和噴丸強(qiáng)化提高材料表面性能做了大量的研究。WANG等[5]基于銅和鉻鈦復(fù)合激光噴丸的數(shù)值模擬，詳細(xì)研究了激光光斑重疊率和激光功率密度（峰波壓力）對激光噴丸誘導(dǎo)晶粒細(xì)化的影響。HU等采用高斯模式激光對IN718合金進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了激光脈沖能量對材料表面形貌和殘余壓應(yīng)力場的影響。周兆鋒等建立TC4鈦合金噴丸強(qiáng)化的有限元模型，分別研究了垂直入射、入射角為 10^° 和入射角為 20^° 時的殘余應(yīng)力和表面粗糙度變化規(guī)律。QIANG等采用隨機(jī)噴丸有限元模型和一種新的噴丸覆蓋計算方法，研究了噴丸覆蓋率對Q345qD鋼殘余壓應(yīng)力場和表面粗糙度的影響。邢家麒等建立隨機(jī)噴丸模型，模擬了噴丸改善Q235B焊接接頭殘余壓應(yīng)力場。

目前，在大多數(shù)激光沖擊強(qiáng)化與噴丸強(qiáng)化數(shù)值模擬研究中，均未考慮表面初始粗糙度對應(yīng)力分布的影響，且針對復(fù)合強(qiáng)化數(shù)值模擬的研究也鮮有報道。 20Cr₂Ni₄ 為優(yōu)質(zhì)齒輪鋼，常被用于汽車、航空、機(jī)械等領(lǐng)域。本文運用數(shù)值模擬的方法，研究了20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼在初始粗糙表面下激光沖擊、噴丸強(qiáng)化和復(fù)合強(qiáng)化后靶材表面殘余應(yīng)力場的變化規(guī)律，為 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼在粗糙表面下激光沖擊強(qiáng)化和噴丸強(qiáng)化工藝參數(shù)的制定提供了參考。

1數(shù)值模型的建立

1.1材料數(shù)值模型

激光沖擊強(qiáng)化與噴丸強(qiáng)化均屬于動力學(xué)沖擊范疇，考慮采用Abaqus軟件的Explicit模塊求解器進(jìn)行數(shù)值模擬的求解分析。在數(shù)值模擬中，Johnson-Cook本構(gòu)模型已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于爆炸沖擊、瞬時沖擊等研究中，本文采用Johnson-Cook本構(gòu)模型來描述材料在沖擊過程中的應(yīng)變硬化過程[。同時，由于激光沖擊強(qiáng)化和噴丸強(qiáng)化均為冷加工工藝，在激光沖擊強(qiáng)化和噴丸強(qiáng)化仿真模擬中通常忽略溫度對強(qiáng)化效果的影響[1]。因此，需要對Johnson-Cook本構(gòu)模型進(jìn)行簡化，式（1）即為Johnson-Cook本構(gòu)模型的簡化方程[12]。PANG等[13012028對 20Cr₂Ni₄ 鋼在 25～400^°C 的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行試驗研究，得到了 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼的Johnson-Cook本構(gòu)方程中的參數(shù)值。本次數(shù)值模擬本構(gòu)模型參數(shù)的值來源于該試驗所得到的數(shù)據(jù)。

式中， σ 為等效塑性應(yīng)力， MPa ： A 為初始屈服強(qiáng)度，取 ； B 、 n 均為硬化參數(shù)，分別取1063MPa 和0.2； ε 為材料的等效塑性應(yīng)變； C 為材料應(yīng)變率強(qiáng)化系數(shù)，取0.01； 為等效塑性應(yīng)變率； 為參考應(yīng)變率，一般情況取 。 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼材料參數(shù)如表1所示。

噴丸強(qiáng)化的彈丸采用半徑為 0.25mm 的彈丸，具體參數(shù)如表2所示。

1.2激光沖擊載荷分布模型建立

本文采用Abaqus軟件中的VDLOAD子程序進(jìn)行激光加載的開發(fā)，實現(xiàn)激光多點沖擊的模擬。沖擊波峰值壓力的計算是精確分析激光沖擊強(qiáng)化過程的前提。因此，本次研究的沖擊波峰值壓力 P_max 由FABBRO等[14推導(dǎo)的激光沖擊強(qiáng)化峰值壓力計算式求得，即

式中， α 為內(nèi)能轉(zhuǎn)化成熱能的系數(shù)，取0.15； Z 為合成阻抗； I 為激光功率密度， GW/cm² ： 、 Z_?1 分別為靶材和約束層的聲阻抗，其值分別為 4.7×10⁶ 1.65×10⁵g/（cm²?s）， 0

研究發(fā)現(xiàn)，在約束條件下，激光加載時間為激光脈寬的2＼～3倍[15]，且一般認(rèn)為激光沖擊壓力波在空間上呈高斯分布。圖1所示為本次研究中沖擊波在時間上的分布規(guī)律。沖擊波在空間上的分布表達(dá)式為

式中， 為沖擊載荷隨時間 Φ_t 變化的函數(shù)； r 為光斑上的點離中心點的距離； R 為光斑半徑。

1.3噴丸FEM-DEM耦合模型與網(wǎng)格模型建立

在本次研究中，噴丸強(qiáng)化的彈丸采用強(qiáng)度較高的鋼絲切丸，在仿真模擬中彈丸可被視為剛體。為了模擬隨機(jī)彈丸撞擊靶材表面，建立了有限元-離散元（Finite Element Method-Discrete Element Method，F(xiàn)EM-DEM）耦合模型，如圖2所示。采用赫茲接觸理論描述彈丸之間的法向接觸力和法向位移；彈丸與靶材之間為hard接觸，采用罰函數(shù)描述其摩擦行為，摩擦因數(shù)為0.1。

何國旗等認(rèn)為，激光沖擊強(qiáng)化與噴丸強(qiáng)化對網(wǎng)格密度的要求不同，并基于 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼材料提出了表面復(fù)合強(qiáng)化仿真模型的建立方法。本文將基于表面復(fù)合強(qiáng)化仿真模型的建立方法，對模型進(jìn)行區(qū)域性網(wǎng)格劃分和單元設(shè)置。圖2中，機(jī)械彈丸尺寸為 0.5mm ，噴丸強(qiáng)化沖擊區(qū)域（區(qū)域2）網(wǎng)格單元尺寸為 0.03mm 。在靶材表面方向，激光沖擊強(qiáng)化區(qū)域的網(wǎng)格單元尺寸需要控制在 0.1mm 以下，靶材表面噴丸強(qiáng)化區(qū)域以外的其他區(qū)域（區(qū)域3）網(wǎng)格尺寸均為 0.1mm 。另外，后期模擬試驗中，噴丸強(qiáng)化的應(yīng)力在深度方向上主要集中在 0.2mm 以內(nèi)。因此，在區(qū)域2深度小于 0.2mm 時，網(wǎng)格單元尺寸為

0.03mm ，深度大于 0.2mm 的網(wǎng)格單元尺寸為0.1mm 。區(qū)域4為代表性體積單元，用于噴丸強(qiáng)化應(yīng)力數(shù)據(jù)的提取。另外，區(qū)域1采用無限單元網(wǎng)格（CIN3D8），防止邊界應(yīng)力反射。沖擊區(qū)域均采用減縮積分單元（C3D8R）來模擬激光沖擊強(qiáng)化和噴丸強(qiáng)化后的殘余壓應(yīng)力分布情況[18]。

1.4粗糙表面模型的建立

20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼常用于制造航空齒輪。在實際加工過程中，齒輪表面經(jīng)過車削、磨削等加工工藝后，會形成有規(guī)律的紋理結(jié)構(gòu)。研究中需要建立靶材初始表面形貌。因此，將基于數(shù)字濾波技術(shù)，通過Matlab軟件模擬磨削后材料的表面形貌。

由于指數(shù)形式的自相關(guān)函數(shù)滿足工程中大多數(shù)粗糙表面，因此，本研究采用指數(shù)形式的自相關(guān)函數(shù)[19]，即

式中， i 為 x 方向上的位移量； j 為 y 方向上的位移量;S_q 為表面均方根粗糙度； β_x 、 β_ν 分別為 x 、 y 方向上的相關(guān)長度。當(dāng) β_x=β_y 時，表面為各向同性；當(dāng) β_x≠β_y 時，表面為各向異性。

通過二維數(shù)字濾波器的任意高斯分布白噪聲二維隨機(jī)序列 ，可得出隨機(jī)序列 ，即

z（x，y）=Σ_i=0^m-1Σ_j=0^n-1h（i，j）η（x+i，y+j）

對式（6）進(jìn)行傅里葉轉(zhuǎn)換可得，功率密度函數(shù)為

對式（7）進(jìn)行傅里葉轉(zhuǎn)換得

Z（ω_x，ω_y）=H（ω_x，ω_y）A（ω_x，ω_y）

式中， 分別為 、 、 h（i，j） 的傅里葉轉(zhuǎn)換；對于服從高斯分布的隨機(jī)序列， C₁ 為常數(shù)。

最后對 進(jìn)行傅里葉逆變換，即可求得 。

建立4種表面形貌的有限元模型：光滑表面1（S_a=0μm） ；基于粗糙表面形貌建立的研究，使 n 為56， β_x 為8， β_y 為300，得到粗糙表面 2（S_a=2.7μm） 。利用Python軟件前處理開發(fā)將粗糙表面應(yīng)用于有限元模型表面上，如圖3所示。重復(fù)上述操作，在不改變粗糙表面結(jié)構(gòu)分布的基礎(chǔ)上，將表面2的粗糙度成倍增加，在有限元模型表面上建立粗糙表面3（ ΔS_a=Δ 5.4μm ）、粗糙表面 4（S_a=8.1μm） 。

2噴丸強(qiáng)化模擬結(jié)果及分析

2.1表面覆蓋率計算方法

KIRK2假設(shè)相同速度的隨機(jī)彈丸會在靶材表面產(chǎn)生相同尺寸的凹坑，并提出一種預(yù)測表面覆蓋率的理論模型。由于在靶材表面形成的凹坑半徑大小存在一定的差異，此次研究將凹坑半徑取平均半徑，得到的模型表達(dá)式為

式中， C（T） 為覆蓋率； r^′ 為彈坑半徑； N 為彈丸數(shù)量； s 為噴丸區(qū)域的面積。

當(dāng)彈丸速度為 50m/s 、噴丸區(qū)域面積為 2.56mm² 彈丸數(shù)量為600時，覆蓋率為 98.4% ，可認(rèn)為此時覆蓋率達(dá)到了 100% 。

2.2 模擬結(jié)果分析

此次模擬試驗的彈丸速度為 50m/s ，表面覆蓋率為 100% ，研究在4種不同表面下殘余壓應(yīng)力的分布規(guī)律。由于噴丸強(qiáng)化具有一定的不可控性，殘余壓應(yīng)力在表面和深度方向分布不均勻，單一路徑的應(yīng)力提取不能準(zhǔn)確反映殘余壓應(yīng)力分布的真實情況。因此，選取靶材中心區(qū)域 0.5mm 的網(wǎng)格單元為代表性體積單元進(jìn)行應(yīng)力提取，如圖4所示。每層網(wǎng)格單元應(yīng)力取平均值，獲得殘余壓應(yīng)力沿深度方向的變化規(guī)律，如圖5所示。在表面1和表面4下仿真模擬得到的靶材內(nèi)部峰值殘余壓應(yīng)力分別為 和 。可見，靶材初始表面粗糙度大幅增加，深度方向的峰值殘余壓應(yīng)力和應(yīng)力層深均會有所降低。這是因為當(dāng)彈丸速度和數(shù)量一定時，表面粗糙度過大，表面覆蓋率會有所降低。圖6為彈丸在3種不同形貌狀態(tài)下的位移變化云圖。由圖6可知，在表面光滑情況下，殘余壓應(yīng)力沿中心線對稱分布，在靶材表面形成的應(yīng)力波為球面波，但是在其他兩種狀態(tài)下，彈丸與靶材接觸位移分別呈“橢圓”形狀和位移分離狀態(tài)，使得表面位移面積降低，導(dǎo)致相同彈丸數(shù)量下噴丸覆蓋率有所降低，進(jìn)而造成深度方向的峰值殘余壓應(yīng)力和應(yīng)力層深均有所降低。另外，由圖5還可知，粗糙度較低的表面對殘余壓應(yīng)力在深度方向上的影響較小，主要是因為噴丸強(qiáng)化的彈丸流為高強(qiáng)度、高速彈丸流，較低的初始表面粗糙度對彈丸動力的削弱較小。

3激光沖擊強(qiáng)化模擬結(jié)果及分析

在激光光斑峰值壓力為 4.5GPa （對應(yīng)的功率密度為 14.0GW/cm² 、激光脈寬為 15ns 、光斑直徑為1.5mm 、搭接率為 75% 的條件下，對 20Cr₂Ni₄ 靶材按照“S”形掃描順序進(jìn)行激光沖擊強(qiáng)化模擬試驗，如圖7所示。

表面局部位置應(yīng)力的大小對于裂紋萌生難易程度有著很大的影響。圖8為不同表面形貌下激光沖擊強(qiáng)化后靶材表面殘余應(yīng)力分布云圖。對比圖8（a）與圖8（d），可以明顯看出，表面粗糙度增加后，表面殘余壓應(yīng)力大面積顯著降低。由此可見，靶材表面形貌結(jié)構(gòu)分布對于表面應(yīng)力分布有很大的影響。

為了探索靶材表面形貌結(jié)構(gòu)分布與表面應(yīng)力分布的關(guān)系，本次激光沖擊強(qiáng)化模擬從靶材中心區(qū)域的表面和深度方向各選取一條路徑進(jìn)行殘余壓應(yīng)力提取，得到圖9所示的靶材表面、深度方向的殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。由圖9（a）可知，凹谷區(qū)域的殘余壓應(yīng)力均在 700MPa 以上，凹谷表面殘余壓應(yīng)力隨著凹谷深度的增加在逐漸增大，表面4在凹谷區(qū)域形成的殘余壓應(yīng)力最大。然而，凸峰表面殘余壓應(yīng)力隨著凸峰高度的增加在逐漸減小，分別為740、645、581、 443MPa 。同時，由圖9（b）可知，隨著表面粗糙度的不斷增加，靶材次表層峰值殘余壓應(yīng)力依次為781、773、753、 721MPa ，峰值殘余壓應(yīng)力有所降低，但是殘余壓應(yīng)力層深并沒有顯著變化。這主要是因為本研究所用表面形貌結(jié)構(gòu)的中間區(qū)域以高于水平面的凸峰結(jié)構(gòu)為主，使得激光沖擊強(qiáng)化模擬提取的數(shù)據(jù)主要來自凸峰區(qū)域，造成靶材表層和近表層殘余壓應(yīng)力隨著凸峰高度的增加而有所減小。然而，由于靶材表面形貌粗糙度是微米級，以及激光沖擊強(qiáng)化所產(chǎn)生的應(yīng)力波不同于噴丸強(qiáng)化，其所產(chǎn)生的應(yīng)力波為平面波，作用力的方向豎直向下，光斑覆蓋率不會被降低，進(jìn)而使得表面粗糙度的增加對于殘余壓應(yīng)力層深度的影響較小。因此，對于高強(qiáng)度合金鋼，激光沖擊強(qiáng)化表面殘余壓應(yīng)力分布與形貌結(jié)構(gòu)分布相關(guān)，表面粗糙度的增加對于殘余壓應(yīng)力層深度的影響較小。

4復(fù)合強(qiáng)化分析與對比

4.1復(fù)合強(qiáng)化工藝參數(shù)與區(qū)域設(shè)定

較大且深的殘余壓應(yīng)力層可以有效抑制裂紋的萌生和擴(kuò)展，對于靶材疲勞性能的提升尤為重要。由上述分析可知，激光沖擊強(qiáng)化與噴丸強(qiáng)化具有不同的特點，本文將重點研究先激光沖擊強(qiáng)化后噴丸強(qiáng)化的復(fù)合強(qiáng)化（ LSP+SP ），分析復(fù)合強(qiáng)化下殘余壓應(yīng)力的分布特點。如圖10所示，針對復(fù)合沖擊進(jìn)行強(qiáng)化區(qū)域的設(shè)定，激光沖擊強(qiáng)化采取 75% 的搭接率，光斑直徑為 1.5mm ，峰值壓力為 4.5GPa ，脈寬為15ns 。中間的方形區(qū)域為噴丸強(qiáng)化區(qū)域，該區(qū)域面積為 2.56mm² 。單工藝噴丸強(qiáng)化的覆蓋率為 100% ，彈丸速度為 50m/s ，彈丸直徑為 0.5mm 。在復(fù)合強(qiáng)化研究中，通過改變復(fù)合強(qiáng)化中噴丸強(qiáng)化的覆蓋率（C）進(jìn)行兩組模擬試驗。噴丸強(qiáng)化覆蓋率為 100% 時，機(jī)械彈丸直徑為 0.5mm ，彈丸速度為 50m/s 。當(dāng)靶材表面覆蓋率提升至 200% 時，將二次噴丸的彈丸直徑改為 0.35mm ，速度依舊為 50m/s 。

4.2復(fù)合強(qiáng)化殘余壓應(yīng)力分析

圖11為在初始粗糙表面4下激光沖擊強(qiáng)化、噴丸強(qiáng)化以及復(fù)合強(qiáng)化后靶材內(nèi)部殘余壓應(yīng)力沿深度方向的分布云圖。由圖11可知，激光沖擊強(qiáng)化和復(fù)合強(qiáng)化的殘余應(yīng)力層深遠(yuǎn)高于噴丸強(qiáng)化。選取區(qū)域4的單元為代表性體積單元，提取深度方向上殘余應(yīng)力，得到圖12所示的殘余壓應(yīng)力沿深度方向的分布曲線。

由圖12可知，激光沖擊強(qiáng)化、噴丸強(qiáng)化和復(fù)合強(qiáng)化（覆蓋率 100% ）在深度方向上的峰值殘余壓應(yīng)力分別為681、1119、 1251MPa 。相較于噴丸強(qiáng)化，復(fù)合強(qiáng)化可以增大殘余壓應(yīng)力峰值，削弱初始粗糙表面對峰值殘余壓應(yīng)力的影響，提高靶材內(nèi)部的塑性應(yīng)變層，并且峰值殘余壓應(yīng)力可以達(dá)到激光沖擊強(qiáng)化的2倍。噴丸強(qiáng)化下殘余壓應(yīng)力層深為 0.12mm ；激光沖擊強(qiáng)化殘余應(yīng)力層深為 0.42mm ，復(fù)合強(qiáng)化殘余壓應(yīng)力層深為 0.36mm ，降幅 14.3% 。雖然復(fù)合強(qiáng)化應(yīng)力層深可以達(dá)到噴丸強(qiáng)化的3倍，但是略低于激光沖擊強(qiáng)化誘導(dǎo)的殘余壓應(yīng)力層深。主要是因為激光噴丸在靶材深度高于 0.3mm 處形成的殘余壓應(yīng)力過于微弱，使得在機(jī)械噴丸的沖擊波動下靶材深度高于 0.3mm 處的殘余壓應(yīng)力會被有所削弱，造成 LSP+SP 在靶材內(nèi)部的殘余壓應(yīng)力層深度略有降低。

另外，由圖12可知，在前 0.12mm 深度內(nèi)，復(fù)合強(qiáng)化下靶材表面和近表層殘余壓應(yīng)力的值由SP起主導(dǎo)作用，數(shù)值較大，殘余壓應(yīng)力隨深度的增加而迅速減小。由于SP的影響深度有限，在 0.12mm 深度后，殘余壓應(yīng)力場的深度則由激光沖擊強(qiáng)化的強(qiáng)度所決定，殘余壓應(yīng)力場變化規(guī)律與LSP基本相同。ZHOU等22通過對Ti-6Al-4V表面進(jìn)行激光沖擊強(qiáng)化和噴丸復(fù)合強(qiáng)化的試驗研究得出，復(fù)合強(qiáng)化后靶材深度方向上的殘余壓應(yīng)力呈現(xiàn)出組合特征。

由以上分析可知，本文通過數(shù)值模擬的方法研究 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼表面復(fù)合強(qiáng)化，得出了與之相同的結(jié)論。復(fù)合強(qiáng)化不僅可以在靶材表面獲得較大的峰值殘余壓應(yīng)力和較深的殘余壓應(yīng)力層，而且殘余壓應(yīng)力在深度方向上表現(xiàn)出明顯的分段組合特征。復(fù)合強(qiáng)化覆蓋率從 100% 提升至 200% 時，峰值殘余壓應(yīng)力分別為 和 。峰值殘余壓應(yīng)力略有提升，并且殘余壓應(yīng)力沒有較大波動，殘余應(yīng)力層深沒有顯著的變化。

由此可見，較高的初始表面粗糙度會使相同彈丸數(shù)量下表面噴丸覆蓋率有所降低，從而造成靶材表面未達(dá)到塑性飽和；但是，適當(dāng)增加覆蓋率可以增加靶材表面的塑性應(yīng)變層，提高靶材表面的強(qiáng)化效果。

5 結(jié)論

為了研究初始粗糙表面對激光沖擊強(qiáng)化、噴丸強(qiáng)化及復(fù)合強(qiáng)化下的殘余壓應(yīng)力分布的影響，基于數(shù)字濾波技術(shù)建立了三維粗糙表面，并利用有限元模擬軟件建立了 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼復(fù)合強(qiáng)化有限元仿真模型，基于有限元方法對 20Cr₂Ni₄ 齒輪鋼進(jìn)行了表面強(qiáng)化的仿真分析。結(jié)論如下：

1）靶材表面粗糙度的大幅增加，噴丸強(qiáng)化下靶材深度方向上的峰值殘余壓應(yīng)力和應(yīng)力層深均有所降低；表面粗糙度過大，在一定程度上削弱了強(qiáng)化效果。

2）激光沖擊強(qiáng)化下靶材表面殘余壓應(yīng)力分布與形貌結(jié)構(gòu)分布相關(guān)。相較于噴丸強(qiáng)化，表面粗糙度的變化對激光沖擊強(qiáng)化下靶材內(nèi)部殘余壓應(yīng)力層深沒有顯著的影響。

3）復(fù)合強(qiáng)化后靶材深度方向上的峰值殘余壓應(yīng)力可以達(dá)到激光沖擊強(qiáng)化的2倍。復(fù)合強(qiáng)化應(yīng)力層深可以達(dá)到噴丸強(qiáng)化的3倍。但是相較于激光沖擊強(qiáng)化，復(fù)合強(qiáng)化殘余壓應(yīng)力層深由 0.42mm 降低到0.36mm ，降幅 14.3% 。復(fù)合強(qiáng)化下殘余壓應(yīng)力在深度方向上的分布表現(xiàn)出明顯的分段組合特征。復(fù)合強(qiáng)化可以增大峰值殘余壓應(yīng)力，削弱初始粗糙表面對峰值殘余壓應(yīng)力的影響。復(fù)合強(qiáng)化中機(jī)械彈丸覆蓋率的提升不僅沒有顯著降低靶材殘余壓應(yīng)力層深，而且提高了靶材深度方向上的峰值殘余壓應(yīng)力。

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Effect of the initial microstructure on the residual stress in the 20Cr₂Ni₄ gear steel subjected to laser shock peening and shot peening

HE Guoqi12XIE Yuanhao1HE Ying3ZOU Simin2WUXulPENG Lingjie1LUO Jiaqiangl （1.SchoolofMechanical Engineering，Hunan UniversityofTechnology，Zhuzhou 412oo7，China） （2.Zhuzhou Ruidel Intelligent Equipment Co.，Ltd.，Zhuzhou 412007，China） （3.SchoolofIntelligentanufacturing，HunanVocational InstituteofTechnologyXiangtan41l104，China）

Abstract：Objective]The influenceof theinitial surface topographyontheresidualcompresive stressdistributionalong the depthdirectionof targets underlasershock pening （LSP）and shot peening（SP）processs was investigated.[Methods]A finite element model for the composite strengthening of 20Cr₂Ni₄ gear steel was established using the finite element software. Simulationanalyseswereconductedon thesurfaceof this modelfor laser shock peening，shot peening，and composite strengtheningrespectivelyunderdierentinitialtopographicalconditions.Results]Theresultsindicatethat，withteincrease of initialsurfaceroughness，thepeakresidualcompressivestressandstresslayerdepthalongthedepthdirectionofthe target decreaseunder SP.Incontrast，nosignificantvariationinthestress layerdepthunderLSPis found.Undercombinedthe strengthening，theresidualcompresive stress distributionshows distinctivesegmentedcombinationcharacteristicsalong the depthdirection.Notably，thedepthofthecompressivestresslayerisreachedtothreetimesthatofSP，andthepeakresidal compressive stressisdoubledcomparedtoLSP.ComparedtoSPalone，theinternal stresslayerdepth isdecreased from 0.42mm to 0.36mm （a 14.3% reduction） after the combined strengthening.Additionally，higher peak residual compressive stressisachievedandtheadverseeffectsofinitialsurfaceroughnessonstressdistributionaremitigatedbythecombined strengthening.

Key Words： Laser shock peening; Shot peening; Residual stress; Numerical simulation; Compound strengthening