以玻璃弹丸为强化介质的喷丸强度试验研究*

盛湘飞 夏琴香† 陈志超 程秀全

(1．华南理工大学机械与汽车工程学院，广东广州510640;2．广州民航职业技术学院飞机维修工程学院，广东广州510403)

作为一种常用于改善零件抗疲劳断裂和抗应力腐蚀断裂性能的表面冷加工强化工艺，喷丸强化目前在航空、航天及汽车工业等领域得到了广泛的应用［1-2］．喷丸强化就是由大量高速弹丸(多为球体)循环撞击零件表面，并在零件表层形成残余压应力场，从而起到延缓零件表面微裂纹萌生和减缓表层裂纹扩展速率的作用［3-5］．喷丸强度(当喷丸时间由tp增加到2tp时，其弧高度的增幅不超过原来的10%，则tp对应的弧高度即为喷丸强度［6］)与覆盖率是确保喷丸强化效果与再现性的两个可控参数．其中喷丸强度与弹丸撞击靶材表面过程中的动能转化相关，喷丸强度的改变会影响到表层残余压应力场特征(强化机制)和表面形貌特征(弱化机制)，通常喷丸强化效果需考虑强化机制与弱化机制之间的权衡关系．因此，在喷丸强化工艺过程中需将喷丸强度严格控制在允许范围之内［7-9］．

目前获取喷丸强度的方法主要包括试验测量和数值模拟计算．前者以Almen试片作为受喷材料，采用弧高度仪进行测量，如Biggs等［10］以钢丝切割丸为强化介质，通过大量试验(1200片Almen试片)分析了试片硬度、预弯曲量和喷射角度对喷丸强度的影响．后者采用有限元数值模拟进行预测，如Al-Hassani［11］和 Guagliano［12］基于 Herz 静态弹性接触理论推导出喷丸残余应力场与弧高度之间的关系:HA=(3Mxl2)/(2Ebt3)，其中 HA为弧高度，Mx为弯矩，l为参考长度，E为材料弹性模量，b和t分别为试片的宽度和厚度;Miao 等［13］和 Guagliano［12］分别采用单弹丸和5个弹丸的数值模型，对以不锈钢丸和陶瓷丸为强化介质的喷丸强度进行了研究，分析了弹丸速度对喷丸强度的影响规律．

喷丸强度数值模拟研究耗时较长，仅获得一条弧高度曲线就需超过一周左右的时间［13］，同时不同残余应力场可能会得到相同的弧高度，从而给喷丸强度的理论计算增加了不确定性［12］．传统的试验研究对Almen试片的消耗量较大，为获得稳定可靠的试验数据需要较高的试验成本．为此，文中以玻璃弹丸为强化介质，提出了试片重复使用的试验方法，通过对喷丸强度的精确求解，结合正交试验设计，分析了弹丸直径d、喷射压力p及喷嘴至受喷表面的距离D等工艺参数对喷丸强度的影响规律，获得了喷丸强度的预测模型．

1 试验条件与方案

1．1 试验条件

文中所有试验均是在对图1所示的喷丸强化设备进行数控改造后完成的，正交试验所用工艺参数及水平见表1．喷丸强化介质选用玻璃弹丸，主要是因为该弹丸粒度较好，基本上以圆形为主，而且经喷丸强化后，留在靶材表面的碎屑不会诱导电化学腐蚀的产生．目前，该类弹丸在有色金属及不锈钢零件(铝合金、镁合金、钛合金及镍基合金等)的喷丸强化过程中得到了广泛的应用［14］．文中选用航空级N型Almen试片(美国EI公司生产，其材料为SAE1070)，其基本尺寸如下:长(76±0．2)mm、宽190-0．1mm、厚(0．79 ±0．025)mm．并选用 μMaxμm-Ⅱ型高级弧高度测量仪(美国EI公司生产)对弧高度进行测量，其测量精度为±0．002 mm．Almen试片弧高度测量的具体流程包括试片装夹、试片受喷、夹紧螺栓移除和弧高度测量，在试片受喷过程中，喷嘴固定不动，夹具循环往返移动，移动速度为4 mm/s．文中同时选用7075铝合金作为受喷件，以探究不同弹丸直径对表面覆盖率的影响．

图1 喷丸强化设备Fig．1 Equipment for shot peening

表1 试验所用各种工艺参数及水平Table 1 Processing parameters and levels for experiment

1．2 试验方案

在Almen试片经弹丸均匀撞击后，试片表层会产生如图2(a)所示的残余应力，试片在作用下发生弯曲，以达到应力平衡状态．当喷丸强化后的试片仍由螺栓固定在夹具上时，其受力状态可简化(见图2(a))，视为试片在力F'x和力矩Mx的共同作用下保持平面状态;当螺栓移除后，试片会受到反方向的力和力矩的作用，并沿喷嘴方向凸起．相比而言，F'x对试片弯曲的作用较小，可以忽略．

通常在弧高度的测量过程中，某组工艺参数需测量5～10个不同喷丸时间点的弧高度，用于弧高度曲线的拟合，每测量一个数据点就要更换新的试片，这不仅会将试片本身的误差引入到试验中，而且会增加试验成本．为此，文中在测量某一组工艺参数的弧高度时，采用单试片重复使用的试验方案，即经过喷丸的Almen试片在卸下并测量其弧高度之后，再装回夹具上继续下一次喷丸．以HA=0．5 mm的试片为例进行分析，如图2(b)所示，在A'、B'处施加垂直向下的力，令已变形试片恢复到虚线位置的形状，假设在恢复过程中A、B处位置固定，由弧高度测量仪测量得到AB之间的距离为31．8mm，可计算出试片从弯曲状态恢复到水平状态所发生的最大塑性变形，即εmax=6．6×10-4，故该形变过程可视为弹性形变，且试片在实际恢复过程中A、B处是自由延伸的．另外，由公式［6］

图2 试片经喷丸后形成的残余应力截面及再加载恢复示意图Fig．2 Residual stress profile and reloading restore schematic diagram of Almen strip after shot peening

可知，Mx只与、t和b相关．对于同一试片和相同的工艺参数，、t和b基本相同，故试片在A'、B'处施加力的作用下发生的变形，仍可视为试片在力矩M'x作用下的变形．

文中以 d=0．2 mm、p=0．5 MPa、D=120 mm 的工艺参数组合为例对文中方案进行试验验证，结果如图3所示，n为受喷循环次数(即喷丸时间)．文中方案与传统试验方案测量的弧高度结果吻合较好，最大误差控制在5%左右．故弧高度的测量可按文中方案进行．

图3 两种试验方案的结果对比Fig．3 Comparison of experimental results between two schemes

2 弧高度拟合曲线及喷丸强度求解

文中采用式(1)对试验数据进行拟合

式中，c1、c2为可变参数．因为式(2)对5个以上数据点的拟合具有较高的拟合精度，为提高拟合精度，根据残差平方和最小值原则，文中借助Matlab规划求解算法对

进行规划求解，可获得拟合参数c1、c2的最佳取值．其中，Ri为残差，n'为数据点个数．

基于上述拟合曲线，由

可求出弧高度曲线中最先达到饱和的点，该点所对应的弧高度即为喷丸强度．其中，HA1是喷丸时间为n1时的实测弧高度，HA2是喷丸时间为2n1时的实测弧高度．文中以 d=0．2mm、p=0．5MPa、D=120mm的参数组合对应的数据点为例，弧高度拟合曲线及喷丸强度求解结果如图4所示，其中试片移动速度为4mm/s．

图4 弧高度拟合曲线及喷丸强度的求解Fig．4 Fitting curve of arc height and soltion to Almen intensity

3 试验结果分析

采用正交实验对3种因素(d、p及D)5种不同水平组成的工艺参数组合分别进行试验，并对试验结果进行方差分析，结果如表2所示．令Sj为因素j的误差平方和，Se为误差项的误差平方和，fj为因素j的自由度，fe为误差项的自由度．依据F检验，当Fj＞F1-a(fj，fe)时，在给定显著水平 a下，该因素对结果的影响具有显著作用，否则认为不显著．文中取 a=0．01，经查表 F0．99(4，4)=16，计算可得 d、p和 D因素对应的 Fj值分别为258．23、23．60和1．74．故在以玻璃弹丸为喷丸强化介质时，d对喷丸强度的影响具有高度显著性，p的影响具有显著性，而D的影响则不显著．该结果与文献［15-16］得到的结论相似．故文中仅就d和p对弧高度的影响进行分析．

表2 正交实验结果的方差分析Table 2 Variance analysis for orthogonal experiment results

3．1 喷射压力与弹丸直径对弧高度的影响

试片经弹丸10次循环撞击后喷射压力p和弹丸直径d对弧高度的影响如图5所示．从图5(a)可知，在其他参数不变的情况下，弧高度随p的增大呈线性增加趋势．从图5(b)可知，在其他参数不变的情况下，弧高度随d的增大而增加，但d在0．20～0．65mm之间时弧高度的增速明显放缓．这是因为当d＜0．20mm时，喷射出来的弹丸一部分会悬浮在喷丸设备工作室内，而后续喷射出来的弹丸会受到悬浮在空气中的弹丸的影响，导致弹丸流不稳定，从而削弱弹丸对试片表面的撞击能量，d越小这种削弱作用越明显．当d继续增大到0．20～0．65 mm之间时，弹丸质量相对较大，弹丸撞击试件后在重力作用下直接掉落，基本上不受悬浮在空气中的弹丸的影响．在压力不变情况下，当d增大时，弹丸质量的增加导致喷射出来的弹丸数量减少，从而出现了图6所示的弹坑面积占被喷表面面积的比例(c)逐渐下降的现象，此时弹丸直径增大对弧高度的影响受到弹坑覆盖面积减少的影响，从而导致弧高度增速变缓．

图5 喷射压力与弹丸直径对弧高度的影响Fig．5 Effects of shot pressure and shot diameter on arc height

图6 喷射压力为0．30 MPa时弹丸直径对7075铝合金表面弹坑覆盖率的影响Fig．6 Effects of shot diameter on surface indentation coverage of 7075 aluminum alloy as shot pressure is 0．30MPa

3．2 喷射压力与弹丸直径对喷丸强度的影响

喷丸强度Q除了与试片本身的材料及尺寸有关外，还与喷射压力p和弹丸直径d等工艺参数相关．在其他工艺参数不变的情况下，喷射压力与弹丸直径对喷丸强度的影响如图7所示．从图7(a)可知，喷丸强度随p的增大呈线性增加趋势．从图7(b)可知:当d从0．10mm增大到0．65mm时，喷丸强度随d的增大而变化的趋势与图5(b)所示的弧高度的变化趋势接近一致;当d=0．05mm时出现了图7(b)所示的奇异点．喷射压力p=0．30 MPa时弧高度随受喷循环次数的变化如图8所示，当受喷循环次数相同时，d=0．10mm对应的弧高度比d=0．05 mm时大，并未出现异常现象，但喷丸强度并非试片经喷丸强化后所能达到的最大弧高值．按喷丸强度的定义，由于d=0．05mm时弧高度达到饱和状态所需受喷循环次数(时间)比d=0．10mm时大数倍甚至数十倍(见图8)，从而出现同一时间弧高度较小但最终喷丸强度较大的奇异现象．

图7 喷射压力与弹丸直径对喷丸强度的影响Fig．7 Effects of shot pressure and shot diameter on Almen intensity

图8 喷射压力为0．30MPa时受喷循环次数对弧高度的影响Fig．8 Effect of shot peening cycle times on arc height as shot pressure is 0．30MPa

3．3 喷射压力与弹丸直径对受喷循环次数的影响

图9 喷射压力与弹丸直径对nsat的影响Fig．9 Effect s of shot pressure and shot diameter on nsat

喷丸强度对应的受喷循环次数nsat亦称饱和时间，反映试片在一定工艺参数组合下弧高度达到饱和状态时的速度［11］．喷射压力与弹丸直径对nsat的影响如图9所示．从图9(a)可知，在其他工艺参数不变情况下，nsat随喷射压力p的增大呈缓慢减小的趋势，当d=0．05mm时，其nsat随喷射压力增加的变化情况与其他4种弹丸直径对应的nsat变化情况相比存在较大波动，最大波动达到35．16．这主要是因为在测量弧高度的过程中，高强度气压会导致喷丸设备工作室内(处于密封状态)的空气流动紊乱，当d较小时，弹丸流受空气影响的程度增大．从图9(b)可知，在其他工艺参数不变的情况下，nsat随d的增大呈先急剧减小后基本保持不变的趋势．这是因为当d过小(0．05mm)时，弹丸流极不稳定，撞击试片表面的有效能量严重降低，从而导致饱和时间延长;当d＞0．10mm时，在压力不变的情况下，随着d的增大，单个喷丸循环的弧高度会随之增加(见图5(b))，而喷丸强度也会随之增加(见图7(b))，因此达到饱和状态所需循环次数变化不大，即d对nsat基本上没有影响．

3．4 喷丸强度预测模型

文中根据图7中的试验数据，以弹丸直径d和喷射压力p为自变量，分别采用对数函数和三次多项式对喷丸强度Q进行拟合，结果如式(5)-(14)(去除了奇异点对应的数据)，相应的拟合回归系数r2分别为 0．967、0．980、0．959、0．950、0．922、0．998、0．999、0．989、0．992 和 0．991．

4 结论

文中以玻璃弹丸为强化介质，基于试片重复使用的试验方案、规划求解和正交试验设计，分析了弹丸直径、喷射压力及喷嘴至试片受喷表面的距离对喷丸强度的影响权重，讨论了喷射压力、弹丸直径对弧高度、喷丸强度及饱和时间的影响规律，得出如下结论:

(1)文中提出的试验方案经试验验证具有较高的可靠性，对弧高度试验数据进行曲线拟合及饱和点求解的方法具有较高的精度．

(2)弹丸直径d对喷丸强度的影响具有高度显著性，喷射压力p对喷丸强度的影响居其次，喷嘴至受喷表面的距离D对喷丸强度的影响不大．

(3)在其他工艺参数不变的情况下，经过相同喷丸时间，弧高度和喷丸强度随p的增大均呈近似线性增加趋势，喷丸强度对应的受喷循环次数nsat随p的增大呈缓慢减小趋势，但d=0．05 mm时，nsat随喷射压力的增加出现较大的波动．

(4)在其他工艺参数不变的情况下，经过相同喷丸时间，弧高度随d的增大呈前期快速增加而后期缓慢增加趋势;喷丸强度总体上随d的增大而增加，但d=0．05mm时出现了奇异点;nsat随d的增大呈先急剧减小而后基本保持不变的趋势．

(5)文中以玻璃弹丸为强化介质所获得的各喷丸工艺参数对喷丸强度影响的基本规律对其他材质弹丸同样适用．但常用的其他弹丸基本上为金属材质，弹丸直径不会太小、弹丸重量较大，不会出现文中所述的d=0．05mm时所对应的特殊情况．文中获得的不同喷丸强化工艺参数对喷丸强度的影响规律，可用于指导喷丸强化工艺的生产实践．

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