凯发国际首页 不同表面改性強化處理對TC4鈦合金的影響

摘 要: 對 TC4鈦合金進行了噴丸強化、激光沖擊強化和低塑性拋光 3種表面強化改性處理, 測定了不同表面改性處理下的表面粗糙度、顯微硬度、殘余應力及微觀組織, 研究了不同表面改性處理下的旋轉彎曲疲勞性能, 利用 SEM觀察分 析了疲勞斷口特征, 提出了表面強化改性機理和效果評價方法. 結果表明, 噴丸強化、激光沖擊強化和低塑性拋光 3種表面強化改性處理后, TC4鈦合金的旋轉彎曲疲勞壽命提高, 疲勞強度也大幅度提升, 而且疲勞裂紋位于表面強化層下的次表層; 對于未表面強化改性處理的 TC4鈦合金, 疲勞裂紋位于表面. 基于位錯理論, 對次表層裂紋萌生抗力和疲勞強度進行了分析并給出了定量分析模型.本文由 吊鉤式拋丸機 廠家整理
關鍵詞: TC4鈦合金, 噴丸強化, 激光沖擊強化, 低塑性拋光, 表面完整性, 疲勞

TC4 鈦合金是*種中等強度的 a+b 兩相鈦合金, 它含有 6% (質量分數, 下同)的 a相穩定元素 Al和 4%的 b相穩定元素 V. 該合金具有優異的綜合性能, 如優良的抗拉性能和較好的耐蝕性及良好的加工成形性能, 是制備發動機風扇及壓氣機盤和葉片等構件的適宜材料[1].
TC4鈦合金雖然具有良好的加工成形性能, 但其疲勞性能卻對表面狀態非常敏感, 加之鈦合金在機械加工過程中導熱性較差, 因此對表面完整性要求較高. 表面完整性是指表面無損傷或加強的表面狀態和性能[2,3], 多數表面完整性的研究側重機械加工零部件的表面, 近年來本文作者[2,4~6]將其推廣應用到噴丸、化學熱處理等表面改性零部件. 為了提高鈦合金零部件的疲勞性能, 工程上采用表面改性技術來改善其表面完整性以提高疲勞性能.
工程上較常用的表面改性技術是噴丸強化[7~9],較近幾年激光沖擊強化[10~13]、低塑性拋光[14~17]等也得到了應用. 噴丸強化設備操作簡單、成本較低且效率較高. 對于鈦合金因干噴丸易引發火花導致表層出現燒傷或彈丸與待噴金屬的焊合等問題, 需要開展鈦合金濕噴丸研究以避免此類問題, 對此國內已有報道[18~20], 本工作對鈦合金的濕噴做*嘗試. 激光沖擊強化又稱激光噴丸、無丸沖擊, 是利用高壓等離子的爆破脈沖作用來強化零部件表層, 其設備費用較高而且目前生產效率不高, 主要用于某些零部件的局部處理. 低塑性拋光是利用拋光硬球滾壓在零部件表面, 使表層發生彈塑性變形的同時使表面光整, 這種技術目前剛剛從實驗室走向應用, 國內也是才開始研究. 表面完整性對疲勞性能的研究雖然也有*些, 但多數是對鋼鐵黑色金屬材料開展的研究[4~6], 而對鈦合金研究較少, 尤其是在一種鈦合金上采用多種表面改性進行疲勞性能改善效果的對比研究更少[2]. 本工作采用噴丸強化、激光沖擊強化、低塑性拋光來改善 TC4 鈦合金表面完整性, 并探索其對 TC4鈦合金旋轉彎曲疲勞性能的影響, 從而為這些表面改性技術在航空發動機葉片和盤等構件上的推廣應用提供研究基礎.
1 實驗方法
實驗材料為 TC4 鈦合金, 其化學成分(質量分數, %)為: Al 6.24, V 4.01, Fe 0.20, Si 0.12, C 0.03, N0.02, H 0.0021, O 0.14, Ti 余 量. 熱 處 理 規 范 為760 ℃保溫2 h, 空冷. TC4鈦合金經熱處理后用體積比為 1∶2的 70%HNO3+50%HF溶液(質量分數)腐蝕后, 利用GX71光學顯微鏡(OM)觀察其微觀組織.
噴丸強化在全自動化控制的液壓式噴丸機上按照 HB/Z26-2011進行處理, 所采用的彈丸為陶瓷丸CZ150, 采用液壓式的濕噴設備, 噴丸強度為 0.2 A,覆蓋率為 200%. 激光沖擊強化在 Q 調頻的 Nd 玻璃激光設備上進行, 激光波長 l 為 1064 nm, 采用2 mm×2 mm的方形光斑, 功率密度為10 GW/cm2, 覆蓋率為200%. 低塑性拋光在CNC控制的數控車床上進行, 車床轉速為 40 r/min, 進給量為 0.10 mm/r, 壓力為200 N, 低塑性拋光次數Nt=3, 5, 7, 9.

圖 1 旋轉彎曲疲勞試樣尺寸

利用 HY-10型旋轉彎曲疲勞機在室溫下進行光滑試樣的疲勞實驗, 頻率為 50 Hz, 疲勞試樣尺寸見圖 1. 在 760 MPa應力水平下 5個試樣*組進行疲勞壽命對比實驗, 采用升降法測定 1×107 cyc下的疲勞強度. 利用 JSM-460 掃描電鏡(SEM)觀察疲勞斷口. 利用 Proto LXRD 型 X 射線應力儀測得殘余應力, 按照歐盟標準 BS EN15305-2008, 測試時選用的晶面族為{213}, 衍射時采用 CuKa靶材, 濾波片為Ni, 衍射角2q為142°. 采用逐層電解拋光測定殘余應力沿試樣深度的分布. 利用 PS1-M300型 MarSurf粗糙度儀測定試樣的粗糙度. 利用HXD-1000型顯微硬度儀測量表面層硬度分布, 載荷為 0.98 N, 持續時間15 s, 用讀數顯微鏡測定壓痕的兩對角線長度平均值來計算硬度

2 實驗結果與分析
2.1 拉伸性能和微觀組織
TC4鈦合金在室溫下的拉伸性能為: 屈服強度s0.2=860 MPa, 抗 拉 強 度 sb=940 MPa, 延 伸 率 d=10%, 面收縮率y=24%. 微觀組織的 OM像如圖 2所示. 可見, 合金由等軸狀的白色初生a相和黑色的轉變b組織組成.

圖2 TC4鈦合金微觀組織的 OM像

2.2 表面形貌和表面粗糙度
低塑性拋光的目的是減小試樣表面的粗糙度和消除機械加工刀痕, 同時因塑性變形也會引入殘余壓應力, 形成加工硬化. 機械加工試樣和低塑性拋光不同次數試樣表面形貌的 SEM像如圖 3所示, 測定的試樣表面粗糙度 Ra依次為 0.44, 0.38, 0.24, 0.20和0.28 mm. 可以看出, 低塑性拋光處理不是次數越多越好, 對于 TC4鈦合金, 第 5次滾壓拋光后達到較佳狀態(圖3c), 第7次滾壓拋光達到了較佳狀態(圖3d),而第9次滾壓拋光產生了損傷, 不僅粗糙度數值與較佳狀態相比有所增加而且表面局部位置也產生了折疊, 如圖3e所示. 噴丸強化和激光沖擊強化后試樣的Ra增加, 分別為 0.82和 0.54 mm. 本工作 Nt=7時低塑性拋光試樣表面質量較好, 因此下面測定顯微硬度、殘余應力和疲勞性能時均選用 Nt=7的低塑性拋光試樣.

圖 3 機械加工試樣和低塑性拋光不同次數試樣表面形貌的SEM像

2.3 顯微硬度
不同表面形變強化改性處理時都會因表面的塑性變形而產生加工硬化效應, 使試樣表面的顯微硬度升高, 并逐漸過渡到基體. TC4鈦合金經機械加工和不同表面改性處理后的顯微硬度分布見圖 4.

圖 4 TC4鈦合金經機械加工和不同表面改性處理后的顯微硬度分布

可以看出, 從加工硬化程度來講, 噴丸強化加工硬化較明顯, 低塑性拋光次之, 而激光沖擊強化效果較小, 但與機械加工的參考試樣相比還是具有一定的加工硬化效應, 這體現在表面層內由于塑性變形的作用導致顯微硬度的提高. 表面層顯微硬度的提高表明了疲勞抗力的增加, 也說明了表面的局部疲勞強度得以提高.
2.4 殘余應力
采用 X 射線晶體衍射方法依據晶格點陣參數的變化可測定殘余應力, 不同的表面改性將引入不同的殘余應力分布. TC4鈦合金經表面形變強化改性后表面層內因彈塑性變形而引入了殘余壓應力,如圖 5所示.

圖 5 TC4鈦合金經機械加工和不同表面改性處理后的殘余應力分布

可以看出, 激光沖擊強化殘余壓應力不僅深度大而且數值高, 且殘余應力分布梯度緩和.噴丸強化殘余壓應力較大值雖然與激光沖擊強化接近, 但表面殘余應力有所松弛, 數值低于激光沖擊強化, 且殘余壓應力深度比激光沖擊強化試樣淺, 殘余應力分布梯度大. 低塑性拋光試樣的殘余應力分布與噴丸強化類似, 只是殘余應力數值更小、深度較淺, 但其粗糙度較小. 作為參考對比的機械加工試樣, 其殘余應力數值小、深度淺, 因此在分析殘余應力對其疲勞性能的影響時常常被忽略.
2.5 疲勞性能
2.5.1 疲勞壽命 TC4鈦合金經機械加工和不同表面改性處理試樣的疲勞壽命見表 1.

表 1 TC4鈦合金旋轉彎曲試樣在 760 MPa應力下的疲勞壽命

從表中可以看出, 不同的表面強化改性工藝均可提高 TC4鈦合金的旋轉彎曲疲勞壽命和疲勞強度, 但提高的幅度存在*定的差別. 在 760 MPa應力時如果殘余壓應力的分布類似, 則表面粗糙度對疲勞性能的影響是不可忽略的, 因此粗糙度較低的低塑性拋光試樣比噴丸強化試樣的疲勞壽命高. 而在殘余應力和表面粗糙度及加工硬化等表面完整性因素的綜合作用下, 雖然激光沖擊強化試樣的表面粗糙度比低塑性拋光大, 但其殘余壓應力高且殘余應力場較深, 因此表面完整性因素的綜合作用相差不大, 所以兩者的疲勞壽命不僅相近而且疲勞強度也相差無幾.
疲勞壽命增益系數(FLPF)是強化試樣平均壽命的提高幅度與初始試樣平均壽命之比[11]. 噴丸強化試樣的 FLPF達到 20.4, 而激光沖擊強化試樣和低塑性拋光試樣的 FLPF更高, 分別為 89.6和 99.0. 這也表明殘余應力、粗糙度及加工硬化等因素是綜合影響疲勞性能的, 要從表面完整性的角度綜合分析才能得到合理有效的強化效果. 噴丸強化后盡管表層的塑性變形程度大, 但粗糙度也較大, 易產生*定的應力集中, 有時過噴甚至會形成表面裂紋, 因此,噴丸是殘余應力、加工硬化等有利因素與粗糙度、殘余應力易松弛等不利因素共存的, 需要綜合考量. 如果殘余應力、表面粗糙度及加工硬化等因素較協調, 梯度與外載荷匹配性好, 則表面強化改性效果會很好.
2.5.2 疲勞強度 TC4鈦合金經機械加工和不同表面改性處理試樣的 1×107 cyc疲勞強度如表 2所示.

表2 TC4鈦合金的旋轉彎曲疲勞強度

表面強化對疲勞強度的影響可用強度增加幅度來表征, 文獻[11]稱為疲勞強度增比(FSIP). 本工作中噴丸試樣的 FSIP為 36.3%, 激光沖擊強化試樣和低塑性拋光試樣的 FSIP分別為 37.8%和38.8%.
2.5.3 疲勞裂紋斷口特征 圖 6 為 TC4 鈦合金機械加工試樣和不同表面改性處理試樣旋轉彎曲疲勞斷口的 SEM像. 可以看出, 機械加工試樣的疲勞裂紋位于試樣表面, 起源于加工刀痕的不連續處, 如圖 6a和 b所示. 對于激光沖擊強化、噴丸強化和低塑性拋光處理試樣, 其疲勞源則位于表面改性層下. 可見, 表面改性處理使疲勞裂紋從表面萌生轉移到表面改性層下的次表面層萌生. 這將增加疲勞裂紋萌生抗力并提高疲勞強度, 是表面強化改性的*種機制[14].

圖6 TC4鈦合金旋轉彎曲疲勞斷口

2.5.4 裂紋萌生的物理過程與表面強化機理
關于表面強化對疲勞性能的影響已有很多報道 [21,22],國內也研究了近 40年, 對于表面強化提高疲勞壽命和強度方面的研究也有很多, 但多數是基于實驗研究來給出的結論, 理論分析相對而言比較少[23], 這與表面強化產生的表面完整性復雜變化有關. 本文作者前期工作[7]研究了噴丸零部件表面完整性的變化情況, 結果表明, 雖然表層殘余壓應力、加工硬化效應及近表面區晶粒細化都能提高疲勞裂紋的萌生抗力, 但表面噴丸后形成的丸坑一方面會使表面粗糙度增加導致應力集中; 另一方面也可增加表面面積, 這些因素常常難以分離開, 不能分析單獨一個因素的定量影響, 而且有時甚至表面會出現折疊或微裂紋等缺陷. 噴丸表面完整性的示意圖在文獻[7]
中也已有說明.
雖然這些表面強化所引起的表面完整性變化較多, 而且影響因素相互作用, 但基于裂紋萌生的微細觀過程理論24~27], 可定量分析表面強化對疲勞強度的影響. 疲勞裂紋萌生的微細觀過程可歸納為以下 6個過程: (1) 個別晶粒內位錯開動, 產生微觀滑移, 或位錯在應力集中處匯集; (2) 形成包含相當多晶粒或應力集中處周圍晶體發生塑性變形產生細觀交變屈服區; (3) 在細觀交變屈服區中形成*些應變集中滑移帶或位錯集中區; (4) 在卸載或反向加載的情況下, 應變集中滑移帶或位錯集中區出現反向屈服; (5) 少數應變集中滑移帶內或位錯集中區中
萌生疲勞初裂紋; (6) 在交變載荷作用下, 若其周圍晶粒取向合適, 個別疲勞初裂紋擴展進入周圍晶粒形成宏觀疲勞裂紋. 在這 6個疲勞裂紋萌生的微細觀過程中, 細觀交變屈服區的形成是裂紋萌生的關鍵. 對于表面未強化試樣, 裂紋易在自由表面萌生,而經過表面強化后的試樣, 表層的硬度增加、強度提高, 且存在殘余壓應力, 因此表面不再是裂紋萌生的薄弱區域[28], 表面裂紋和表層下內部疲勞裂紋萌生的微細觀過程如圖 7所示. 因為內部疲勞裂紋的萌生抗力大于表面, 因此表面強化使疲勞裂紋在表面強化層下的內部萌生使疲勞強度提高.

圖7 表面和內部疲勞裂紋萌生的過程

2.5.5 疲勞強度模型 現從位錯開動角度來分析裂紋萌生于表面與內部的不同. 在外加剪切應力超過其臨界開動應力時, 位錯源將放出位錯, 在前后晶界處形成位錯塞積群. 位錯塞積群的作用,可用*個受阻于晶界、Burgers 矢量為 nb (n 為位錯數量, b為單個位錯的 Burgers矢量模)的等效強化位錯來代替. 位錯塞積群在位錯源處形成反向的剪切應力 τd 為[27]:

τd = Gnb/[2π(1 - ν)r] (1)
式中, G為剪切模量; ν為 poisson比; r為位錯源距晶界的距離, 一般來說, 位錯源位于晶粒中部, r=d/2 (d為晶粒尺寸).
在位錯源處, 前后位錯塞積群的剪切應力將抵消載荷切應力 τ 的作用. 對于內部晶粒的位錯開動,當達到以下條件時, 位錯源將停止開動[27]:
τ0＝τ - 2τdi (2)
式中, τ0 為位錯運動的阻力, τdi 為內部晶粒位錯源處的反向剪切應力.
由式(1)可知, 在臨界條件下, 內部晶粒位錯開動的位錯塞積群當量位錯的位錯數量ni為:
ni = τdiπ(1 - ν)d/(Gb) = 0.5(τ - τ0)π(1 - ν)d/(Gb) =
kni(τ - τ0)d (3)
由式(3)可以得到:
kni = 0.5π(1 - ν)/(Gb) (4)
對于位于表面區域的晶粒, 其表面一側是自由的, 其中位錯的運動只受到內側晶粒的制約, 則位錯源停止開動的條件變為:
τ0＝τ - τds (5)
式中, τds 為表面晶粒位錯源處的反向剪切應力.在相同剪切應力作用下, 位錯塞積群當量位錯的臨界位錯數量ns為:
ns = kns(τ - τ0)d = τdsπ(1 - ν)d/(Gb) =
(τ - τ0)π(1 - ν)d/(Gb) = 2kni(τ - τ0)d (6)
因此:
kns = π(1 - ν)/(Gb) = 2kni (7)
疲勞裂紋萌生細觀交變屈服是在位錯塞積群造成的集中應力作用下, 相鄰晶粒內的位錯源開始開動. 如其阻力也為 t0, 結合式(3)和(6), 則其臨界條件為:
ni(τmyi - τ0) = kni(τmyi - τ0)2d = kτ0(Interior grain) (8)
或:
ns(τmys - τ0) = kns(τmys - τ0)2d = kτ0(Surface grain) (9)
式中, k為與內部或表面晶粒無關的系數; tmyi和 tmys為內部和表面晶粒發生細觀交變屈服的臨界剪切應力, 實際實驗時或工程上表征疲勞性能時多用加載時的正應力來描述, 如用 swi和 sws來表示內部和表面的疲勞極限, 則以Hall-Petch關系表征為:
σwi = σ0 + kid-1/2 (10)
σws = σ0 + ksd-1/2 (11)

對疲勞強度的影響主要體現在裂紋萌生上, 因為本工作所指的疲勞強度是 1×107 cyc下的不發生疲勞斷裂的應力極限值, 而高周疲勞時裂紋萌生壽命占全壽命的絕大部分. 在表面改性引入的加工硬化增加表層疲勞抗力、殘余壓應力降低外加載荷平均應力和減小應力比等的綜合作用下, 疲勞裂紋萌生從表面轉變為表面強化層下的次表面, *方面增加了疲勞裂紋形成的臨界抗力, 另一方面當表面裂紋或角裂紋變成深埋裂紋時應力強度因子也成倍減小,且內部深埋裂紋擴展時幾乎不受外界環境的不利影響, 因此裂紋的擴展速率明顯降低, 這也是表面改性延長壽命的另外*個重要原因.
2.5.6 疲勞壽命計算模型的討論分析 對于疲勞全壽命的計算模型, 多采用 Basquin關系式[29]來對應力疲勞壽命進行擬合分析計算. 對于應變疲勞壽命多采用 Coffin-Marson方程[29]來計算. 但這些計算都是基于實驗結果的模擬和經驗公式, 缺少真正的物理意義[28]. 對于疲勞小裂紋擴展行為, 近年來因其重要性也引起了重視9,27,30~32]. 對表面強化層內的擴展行為及疲勞壽命的預測, 筆者的前期工作[9]曾對鋁合金小裂紋在噴丸強化層內的擴展壽命進行了分析研究. 由于疲勞壽命的準確預測比較困難甚至是不可能的[24], 因此文獻[9,27]只針對表面強化對疲勞強度的影響給出了模型, 而僅定性地從殘余應力作為平均應力來簡要分析表面強化對疲勞裂紋擴展的作用是不夠的, 因為表面強化后不僅產生殘余應力而且有塑性變形的加工硬化效應(位錯增加與晶粒細化)等其它因素, 但如何分離這些影響因素以定量給出其影響是未來研究的一個重要方向.
3 結論
(1) 噴丸強化、激光沖擊強化和低塑性拋光可以提高 TC4鈦合金的旋轉彎曲疲勞壽命和疲勞強度.
(2) 表面改性試樣疲勞裂紋位于表面強化層下的次表層, 未表面改性處理試樣的疲勞裂紋位于表面.本文由 吊鉤式拋丸機 廠家整理
(3) 殘余應力、表面粗糙度和加工硬化等表面完整性參數對疲勞性能都起*定作用, 但對 TC4鈦合金疲勞性能而言, 殘余應力的影響比較重要