高强度钢喷丸强化残余压应力场特征

对高强度钢不同喷丸强化规范下引入的残余压应力场进行了深入研究，归纳了喷丸强化残余压应力场的特征，总结了工程上实用的喷丸残余压应力场规律并澄清了一些错误认识。     

铝合金超声喷丸残余应力场

为定量探索喷丸工艺参数对超声喷丸后材料表层残余应力场分布和硬化程度的影响规律,采用X射线衍射法研究了撞针式超声喷丸后7055-T7751铝合金表层残余应力和半高宽的分布情况。结果表明:超声喷丸残余应力场分布深度(Zo)、最大残余压应力值(σmrs)及其深度(Zm)在一定范围内随冲击振幅(f)和撞针直径(d)的增加而增大。最佳工艺参数有两组,分别为2mm直径撞针和80%冲击振幅、3mm直径撞针和70%冲击振幅,两者使最大残余压应力分布深度提高1.31倍以上,且使材料冷作硬化层深度提高0.7mm以上,并分别将最大残余压应力值提高到喷丸前的6.8倍和8.14倍。分析认为,超声喷丸对优化材料表面残余压应力场方面效果显著,适当强度的超声喷丸能够有效提高材料疲劳极限、表面冷作硬化程度。     

喷丸处理的锆合金残余应力场分布规律

目的通过不同的喷丸处理工艺,探索适用于锆合金包壳管的喷丸处理参数。方法对锆合金包壳管采取9种不同的喷丸处理工艺且编号(1—9号),采用XRD残余应力检测技术,对处理后的包壳管试样分别进行轴向和切向的残余应力场测定。结果未喷丸处理的试样表面轴向、切向残余应力分别为-277 MPa和-250 MPa,最大应力在最外表层。喷丸处理试样表面轴向残余压应力比未喷丸处理的大,只有9号工艺对应的表面轴向残余应力比未喷丸的小,这很有可能是因为喷丸强度过大,在表面形成了微裂纹,残余应力得以释放,所以锆合金包壳管的喷丸强度不宜超过0.40 mm A。对于强度较高的5—9号喷丸工艺,喷丸强度达到0.15 mm A以上,包壳管压应力影响层的厚度均超过460μm,几乎达到了喷丸处理后包壳管的整个壁厚。在相同喷丸强度和相同弹丸直径条件下,玻璃丸的表面压应力和最大压应力与不锈钢丸的相近,不锈钢丸处理的压应力影响层比玻璃丸处理的压应力影响层厚约80μm。结论在相同喷丸强度和相同弹丸材料下,改变弹丸直径对锆合金两个方向上的表面残余应力和最大残余应力的大小影响不大;直径较小的弹丸对应轴向最大残余应力的位置更深,直径较大的弹丸对应切向最大残余应力的位置更深。随着锆合金喷丸强度的增加(没有出现过喷),表面两个方向上的残余应力都增加,两个方向上的最大残余应力也有所增加。     

微粒子喷丸对靶材残余应力场的影响

为了研究微粒子喷丸多颗粒冲击靶材时的残余应力场,建立了1个中心粒子周边均布6个粒子的7粒子冲击模型。应用有限元软件,对微粒子搭接率、冲击速度、冲击角度、直径等喷丸工艺参数对中心粒子冲击坑中心点处残余应力场的影响进行了仿真研究。结果表明:当搭接率ζ≤0.5时,ζ的变化对残余压应力场深度没有影响,而ζ=0.75是表面残余压应力S_S变化的分界线,只有在ζ＞0.75时,残余压应力场的4个特征值才均随着ζ的增大而增大;增大微粒子直径、减小冲击角度,有利于增大残余压应力场的深度,但同时也会减小残余压应力场的大小。增大微粒子的冲击速度,残余压应力场的深度增大,而残余压应力场的大小呈现一定的波动性,但是两者均在冲击速度为200 m/s时取得最大。     

TC4-DT钛合金喷丸残余应力场及其热松弛行为

采用不同喷丸工艺对TC4-DT钛合金试样进行喷丸强化.使用X射线衍射仪分析了表层压应力场特征,研究了150 ℃和300℃保温过程中的残余应力热松弛规律.结果表明,喷丸后材料表面形成一定深度的残余压应力场,材料表面粗糙度增加.在时效过程中温度和保温时间对残余应力松弛的影响由热激活过程控制,应用Zener-Werft-Avrami公式分析了热松弛过程.     

TC18超高强度钛合金喷丸残余压应力场的研究

采用X射线衍射及相应交相关定峰法，通过电解抛光逐层测定了TC18超高强度钛合金喷丸的残余压应力，并分析了残余压应力场的特征及规律，同时研究了在交变应力和温度下残余压应力的松弛，结果表明，残余压应力场中的最大值为材料的本征参数，它与喷丸强化工艺无关，这对超高强度钛合金喷丸工艺的制定和应用具有重要意义。     

凹坑形貌对喷丸应力场的影响

为消除残余应力及材料硬化等因素对弹丸撞击响应的影响,结合有限元模拟与试验分析,以2024-T351航空铝合金为研究对象,采用铣削制造了初始凹坑,又利用压头冲击进行了喷丸加工,研究了初始凹坑形貌对后续喷丸加工效果的影响规律。结果表明,凹坑原位单弹丸撞击后,凹坑变深,其深度变化随初始凹坑尺寸的增加而逐渐变小,凹坑中心位置残余应力随初始凹坑尺寸的增大而逐渐变大,并趋于稳定值。单个凹坑(凹坑投影半径r₀)相邻位置单弹丸撞击时,撞击表面位移及残余应力与偏移量s(撞击位置到凹坑中心的距离)密切相关,当s=r₀时,表面位移较大,但残余应力较小;当s0时,随着偏移距离减小,表面位移减小,残余应力增大;当s>r₀时,随着偏移距离增大,距离较小时,表面位移小幅度减小,残余应力小幅度增大,距离较大时,变化都很小,基本可以认为保持不变;当撞击位置远离初始凹坑时,凹坑对弹丸撞击响应的影响逐渐减弱。两个凹坑相邻位置单弹丸撞击后,弹丸撞击响应主要受到近处(s≤r₀)凹坑的影响,较远距离(s&...     

超高强度钢喷丸表面残余应力在疲劳过程中的松弛规律

对超高强度钢23C014Ni12Cr3MOE进行了喷丸强化，采用X射线衍射应力分析方法研究了旋转弯曲疲劳过程中喷丸表面残余应力的松弛变化规律。结果表明，在疲劳循环过程中，残余应力的松弛主要发生在疲劳的初始循环100周次内，疲劳循环100周次后残余应力基本稳定在某一个应力水平上，而且其中的大幅度松弛发生在疲劳的初始循环10周次内。对比不同应力水平下的松弛行为，在疲劳极限以上的应力水平下，残余应力松弛的幅度和速率都较大。对喷丸后的试样在疲劳试验前先进行200℃／2h的保温提前应力松弛处理，然后再进行疲劳试验，200℃／2h的保温处理可降低残余应力松弛的幅度和速率甚至在低于疲劳极限的应力水平时只发生小的松弛或不发生松弛。但由于喷丸强化试样疲劳裂纹往往从次表层萌生，表面残余应力的松弛只能作为评价材料疲劳性能的一个参考数值，在工程应用时不能只依据表面残余应力来判定材料的疲劳性能。     

喷丸方法对不规则构件表面残余应力分布规律的影响

目的 优化喷丸强化工艺,提升喷丸工艺的强化效果。方法 采用预定义场和基于移动矢量的快速建模方法,实现满足表面全覆盖和不同喷丸方法的有限元模拟。通过对模拟结果中的应力值进行局部坐标转换,分析不同喷丸方法条件下残余应力沿受喷构件表面切线方向的分布规律。结果 在喷射方向固定的喷丸方法中（方法-1）,弹丸撞击角度在不同区域内的变化范围为60°~90°,且随弹丸撞击角度的增加,弹丸撞击时的动能消耗率和应变能转变率分别由71.6%和5.3%提高到89.0%和7.5%,表面覆盖率也随之增加。在喷射角度固定的喷丸方法中（方法-2）,弹丸撞击角度始终为90°,表面覆盖率分布均匀,从而使得在凸圆弧面、斜面和凹圆弧面内采用方法-2获得的表面残余应力比方法-1的大,且两者差值沿+x方向呈现先增加、后保持稳定、再减少的变化规律。结论 与喷射方向固定的喷丸方法相比,采用喷射角度固定的喷丸方法,因弹丸撞击角度大,弹丸撞击动能消耗率及应变能转变率高,且表面全覆盖能得以保证,构件在凸圆弧面、斜面和凹圆弧面内能获得较大的表面残余压应力值。     

飞机腐蚀损伤构件喷丸强化后的表面残余应力场

目的：研究喷丸方式、飞机构件腐蚀损伤表面形状参数对受喷表面残余应力场的影响。方法以7075铝合金腐蚀损伤飞机构件为研究对象,采用玻璃弹丸作为喷丸介质,通过 Abaqus 软件建立随机多弹丸有限元模型,获得固定方向喷丸和固定角度喷丸两种喷丸方式下以及不同损伤表面几何形状参数下的表面残余应力场,并通过试验进行验证。结果采用固定角度喷丸能够获得比较均匀的表面残余应力场,而固定方向喷丸时,损伤构件表面不同部位的残余应力存在明显差异。结论在其他参数不变的情况下,弹丸入射角越小,残余压应力越大。应尽量采用垂直撞击方式进行喷丸处理,喷丸处理前清理腐蚀产物时,应形成较为平缓的损伤面过渡区域。     

TC4钛合金激光冲击强化与喷丸强化的残余应力模拟分析

目的 通过对激光冲击强化和喷丸强化后的试样进行残余应力测试分析,得出两种工艺在残余应力形成机理、残余应力层深以及残余应力均匀性等方面的差异.方法 一方面采用有限元方法 模拟激光冲击强化及喷丸强化的过程,将材料在两种强化冲击下的响应进行对比,研究残余应力的形成过程,并对残余应力场的分布规律进行总结分析.另一方面,分别用两种强化技术处理TC4钛合金的表面,并用剥层X射线衍射实验测试材料表层的残余应力.最后将实验结果 与测试结果 进行对比,验证有限元模拟的有效性.结果 当这两种强化效果产生-500 MPa的表面平均残余应力时,激光冲击强化后的TC4钛合金表层残余压应力层深度可达0.6 mm以上,而喷丸强化后的TC4钛合金表层残余压应力层深度只有0.15 mm左右.结论 由于诱发材料塑性变形的机制不同,激光冲击强化往往能获得比喷丸强化更好的残余压应力深度,同时激光冲击强化的材料的表面残余应力分布也比喷丸强化的材料更均匀.     

激光冲击强化与喷丸强化对FGH97高温合金疲劳性能的影响

对FGH97粉末高温合金进行激光冲击强化和喷丸强化,利用X射线应力分析仪测定强化层的残余应力,测定650℃下旋转弯曲疲劳性能,利用SEM观察分析疲劳断口特征。 结果表明,2种表面强化方法都可以提高FGH97粉末高温合金的疲劳性能,但激光冲击强化试样比喷丸强化试样具有更深的残余压应力层和较好的表面粗糙度,且残余应力在高温疲劳载荷下的松弛较小,因此具有更好的强化效果;与未表面强化的试样相比,喷丸强化试样和激光冲击强化试样的疲劳裂纹源都出现在亚表面,而未强化试样的疲劳裂纹源则出现在表面。     

激光冲击与喷丸复合强化TC17钛合金表层残余应力研究

目的 分析激光冲击与机械喷丸复合强化钛合金表层残余应力场及其在疲劳载荷下的稳定性。方法 采用薄壁叶片强化参数先后对TC17钛合金表面进行激光冲击强化和喷丸强化,利用X射线衍射法分析两种工艺复合强化表层的残余应力分布,并分别在25、400 ℃拉-拉疲劳加载条件下分析复合强化表层残余应力的稳定性。结果 激光冲击与喷丸复合强化表面残余应力值为-600 ~ -800 MPa,残余压应力幅值沿深度不断递减,压应力层深度为0.7~0.8 mm。表面至0.1 mm深度范围内的残余应力分布梯度较大,其分布特征主要受控于喷丸工艺,而距表面0.1 mm以下的残余应力分布梯度较小,其分布特征受控于激光冲击强化工艺。结论 激光冲击和喷丸强化顺序对最表层残余应力的均匀性有一定影响,对最表层以下的残余应力分布影响较小。复合强化表面残余应力在室温疲劳加载后具有较好的稳定性,在400 ℃疲劳加载下发生一定量松弛后趋于稳定。     

1Cr12Ni3Mo2VN钢高频淬火过渡区的喷丸强化和残余应力

采用不同的喷丸工艺,分析了喷丸强度对1Cr12Ni3Mo2VN钢局部高频淬火试样的表面质量与残余应力沿层深变化的影响.研究表明,喷丸一方面在试样表层形成了有益的残余压应力场,另一方面增大了试样表面的粗糙度,喷丸应综合考虑两者的影响;对于试验所用的材料和热处理状态,喷丸强度为0.5A的喷丸工艺优于喷丸强度为0.4A和0.6A的喷丸工艺.     

喷丸强化AZ91 D镁合金残余应力场的数值模拟及实验研究

目的研究喷丸工艺对AZ91D镁合金表面残余应力场的影响。方法基于有限元平台建立喷丸强化AZ91D镁合金的有限元模型,从残余压应力层的厚度、残余压应力的峰值及其深度等方面探讨弹丸速度、弹丸直径和弹丸入射角对AZ91D镁合金表面残余应力场的影响,并通过喷丸强化AZ91D镁合金的实验与有限元模拟结果进行对比。结果增大弹丸速度对残余压应力层的厚度、残余压应力的峰值提高效果明显,但对残余压应力峰值的深度影响不大;增加弹丸直径,残余压应力层的厚度、残余压应力的峰值及其深度均有明显提高;增大入射角,残余压应力层的厚度、残余压应力的峰值有明显提高,但是残余压应力峰值的深度基本不变。有限元模拟结果中,残余压应力层的厚度比实验值小7%,残余压应力的峰值比实验值大5%,残余压应力峰值的深度比实验值小11%。结论残余应力的实验结果与有限元模拟结果具有较好的一致性,模型合理。