疲勞問題是在交變載荷作用下的航空發(fā)動(dòng)機(jī)部件 的主要失效模式?，在零件失效案例中占有較大的比 例。?目前，國內(nèi)外離心葉輪、壓氣機(jī)葉片和壓氣機(jī)盤等 許多鈦合金發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子部件都采用噴丸強(qiáng)化技術(shù)來提 高疲勞性能。?噴丸作為一種表面形變強(qiáng)化工藝?，?可以在鈦合金表面引入殘余壓應(yīng)力場強(qiáng)化和組織強(qiáng)化 效果以提高表面層金屬抵抗外加拉應(yīng)力載荷的能 力?。?組織強(qiáng)化效果采用微觀評(píng)價(jià)較為困難，可以采 用?X?射線衍射的半高寬法進(jìn)行宏觀表征。?目前國內(nèi) 外?X?射線衍射?、鉆孔法?等殘余應(yīng)力表征方法標(biāo) 準(zhǔn)成熟，應(yīng)用較為廣泛，因此，在噴丸工藝研究時(shí)多采用殘余壓應(yīng)力表征的方法來對噴丸工藝方法進(jìn)行 表征。

鈦合金噴丸殘余應(yīng)力的相關(guān)研究較多。?胡正云 等?對鈦合金激光噴丸和機(jī)械噴丸進(jìn)行了殘余壓應(yīng) 力場的有限元模擬，認(rèn)為最大殘余壓應(yīng)力數(shù)值可以達(dá) 到屈服強(qiáng)度的?1.1 ~1.2?倍;李啟鵬等?研究了?TC17?鈦合金經(jīng)過激光噴丸后殘余應(yīng)力場的熱松弛情況，并 進(jìn)行了預(yù)測;王欣等?研究了不同覆蓋率下鈦合金?Ti60?噴丸后的殘余應(yīng)力場，認(rèn)為在?200%覆蓋率下鈦 合金殘余應(yīng)力場穩(wěn)定性較好。?由于鈦合金轉(zhuǎn)子部件在 中溫下服役，研究中溫條件下鈦合金噴丸殘余應(yīng)力松 弛對于噴丸方法的實(shí)際應(yīng)用具有重要的指導(dǎo)意義。?按 照國外標(biāo)準(zhǔn)分析，表面覆蓋率對于噴丸強(qiáng)化的殘余應(yīng) 力場有較大的影響，因此，本文針對航空發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)用廣 泛的鈦合金?TC4，開展中溫保溫對于不同表面覆蓋率 噴丸的殘余壓應(yīng)力場的影響研究，分析熱作用松弛規(guī)律，為噴丸技術(shù)的工程化應(yīng)用提供支持。

1?試驗(yàn)材料及方法

本研究所用試樣由?TC4?鍛件下料加工得到，力學(xué)性能如表1所示。?試樣尺寸為15?mm×15?mm× 15?mm，6?面經(jīng)過精細(xì)拋磨，邊緣倒角?1?mm。?噴丸過程 符合?HB/Z?26—2011枟航空零件噴丸強(qiáng)化工藝枠，采用 陶瓷彈丸?AZB150，噴丸強(qiáng)度?0.05 ~0.10?mmA，覆蓋率 選擇為?100%和?300%兩種。

采用馬弗爐對經(jīng)過噴丸的試樣進(jìn)行熱處理，制度 為200°C×1h空冷和500°C×1h空冷。?完成熱處理 后，采用?X-3000?型?X?射線衍射殘余應(yīng)力測試儀對試 樣殘余壓應(yīng)力場進(jìn)行表征，采用Ti Kα靶，管電流6?mA，?管電壓30?kV，測試過程符合?GB/T?7704—2008枟無損 檢測?X?射線應(yīng)力測定方法。

2?試驗(yàn)結(jié)果?

2.1?噴丸后的殘余應(yīng)力場和半高寬

噴丸后試樣的殘余應(yīng)力場和半高寬分布如圖 1 所 示，可知?dú)堄鄩簯?yīng)力呈典型的倒鉤型分布，按表面殘余 應(yīng)力數(shù)值、最大殘余應(yīng)力數(shù)值、殘余壓應(yīng)力場深度和最 大殘余壓應(yīng)力對應(yīng)深度 4 個(gè)特征值表征殘余應(yīng)力場。 由圖 1(a)可得，經(jīng)過 100%覆蓋率噴丸的鈦合金殘余 應(yīng)力場的 4 個(gè)特征值分別為 -390 MPa、 -525 MPa、 120 μm、27 μm;而經(jīng)過 300%覆蓋率噴丸的鈦合金殘 余應(yīng)力場的 4 個(gè)特征值分別為 -415 MPa、 -525 MPa、 165 μm、52 μm。 由此可知，經(jīng)過更大覆蓋率噴丸后， 鈦合金的表面殘余應(yīng)力、殘余應(yīng)力場深度和最大殘余 應(yīng)力對應(yīng)深度均有一定提高，這應(yīng)與大覆蓋率噴丸對 應(yīng)的較長噴丸時(shí)間和較多次數(shù)的彈丸撞擊有關(guān)系。

噴丸后由?X?射線衍射得到的半高寬是表面層塑 性形變的表征，由圖?1(b)可得，兩種工藝參數(shù)噴丸 后半高寬分布沿表面向內(nèi)呈逐漸減小的趨勢，約在?75 μm?處回到基體半高寬。?經(jīng)?300%覆蓋率噴丸的半 高寬較100%覆蓋率噴丸大。?這說明噴丸造成的塑性 形變從表面向內(nèi)逐漸減小，約在?75 μm?處塑性形變回 到基體水平，但殘余壓應(yīng)力存在說明噴丸產(chǎn)生的彈性 形變?nèi)匀淮嬖?大覆蓋率造成的累計(jì)塑性形變(?加工硬化)?大于小覆蓋率。

2.2?熱暴露對噴丸殘余應(yīng)力場和半高寬的影響

經(jīng)?200 °C ×1?h?中溫?zé)岜┞逗螅瑖娡铓堄鄳?yīng)力場和 半高寬分布如圖?2?所示。?由圖?2?可得，經(jīng)過?100%覆 蓋率噴丸的鈦合金熱暴露后殘余應(yīng)力場的?4?個(gè)特征值 分別為?-460?MPa、 -550?MPa、150 μm、24 μm;而經(jīng)過?300%覆蓋率噴丸的鈦合金熱暴露后殘余應(yīng)力場的?4?個(gè)特征值分別為?-350?MPa、 -550?MPa、150 μm、 27 μm。?經(jīng)對比可知，熱暴露后兩種工藝的殘余應(yīng)力 場分布狀態(tài)變得非常接近，與未經(jīng)熱暴露的工藝相此，?經(jīng)過更大覆蓋率噴丸后，鈦合金的殘余應(yīng)力場的熱穩(wěn) 定性較差。?這個(gè)結(jié)果與一些國外文獻(xiàn)中的結(jié)果類似，?這應(yīng)與大覆蓋率噴丸產(chǎn)生的大加工硬化表面在高溫下 的穩(wěn)定性有關(guān)。?由圖?2?還可得，300%覆蓋率的表面的 半高寬數(shù)值較?100%大，當(dāng)深度達(dá)到?75μm?以后，兩種 工藝參數(shù)噴丸熱暴露后半高寬分布也基本一致，與未 熱暴露的半高寬分布對比也說明?300%覆蓋率噴丸后 的塑性形變層穩(wěn)定性相對較差。?由上述分析可知，表 面覆蓋率是影響殘余應(yīng)力場熱穩(wěn)定性的因素之一，研 究結(jié)果與國外部分文獻(xiàn)結(jié)果?較為吻合。

經(jīng)過?500 °C ×1?h?中溫?zé)岜┞逗螅瑖娡铓堄鄳?yīng)力場 和半高寬分布如圖?3?所示。?圖?3?可得，經(jīng)過?100%覆 蓋率噴丸的鈦合金熱暴露后殘余應(yīng)力場的?4?個(gè)特征值 分別為?-70?MPa、 -160?MPa、130 μm、60 μm;而經(jīng)過300%覆蓋率噴丸的鈦合金熱暴露后殘余應(yīng)力場的?4?個(gè)特征值分別為?-100?MPa、 -130?MPa、160 μm、 60 μm。?從殘余應(yīng)力有效性角度判斷，經(jīng)過?500 °C ×1?h?熱暴露后，原先噴丸殘余壓應(yīng)力場已經(jīng)基本松弛，?工藝間對比可知，無論是大覆蓋率還是小覆蓋率，在足 夠高溫度的熱暴露作用下其殘余壓應(yīng)力場松弛程度基 本一致。?由此可見，熱暴露(或服役溫度)是殘余應(yīng)力 場穩(wěn)定性的最重要影響因素，大于表面覆蓋率。?此外，?圖?3?還可得，半高寬分布說明經(jīng)過熱暴露后半高寬曲 線數(shù)值雖有所減小，但仍然存在梯度，噴丸后半高寬梯 度代表噴丸后表面的塑性形變梯度，而塑性形變梯度 代表噴丸后表面的位錯(cuò)密度仍然大于基體，說明噴丸 產(chǎn)生的塑性形變強(qiáng)化效果仍可能存在。

3?結(jié)論

1)?噴丸后，較高的覆蓋率可以提高鈦合金?TC4?表面殘余壓應(yīng)力的數(shù)值、深度及半高寬數(shù)值。

2)?經(jīng)過?200 °C ×1?h?熱暴露后，覆蓋率為?100%?和?300%噴丸的鈦合金表面殘余應(yīng)力場和半高寬分布 基本一致，說明覆蓋率偏高對于殘余應(yīng)力場的熱穩(wěn)定性有不利影響。

3)?經(jīng)過?500 °C ×1?h?熱暴露后，覆蓋率為?100%和?300%噴丸的鈦合金表面殘余應(yīng)力場均松弛殆盡，?說明熱暴露溫度對殘余應(yīng)力具有重要影響，但表面層 半高寬仍高于基體，說明噴丸產(chǎn)生的塑性形變強(qiáng)化效 果仍可能存在。

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