TB6鈦合金激光噴丸與機(jī)械噴丸殘余應(yīng)力場有限元模擬

胡正云， 李滿福， 謝蘭生

(1.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 210016;2.中國直升機(jī)設(shè)計研究院，江西景德鎮(zhèn) 333001)

激光噴丸，又稱激光沖擊強(qiáng)化(Laser Shock Peening，LSP)是一項新的表面處理技術(shù)。所謂激光噴丸就是利用高能量密度的短脈沖激光束輻照待加工材料的保護(hù)層，使其瞬間形成等離子體，隨后等離子體迅速膨脹，產(chǎn)生一個向材料內(nèi)部傳播的強(qiáng)沖擊波。在強(qiáng)沖擊波的作用下，使得材料表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，從而提高工件的疲勞壽命、耐腐蝕性等多種力學(xué)性能［1］。與傳統(tǒng)機(jī)械噴丸(Shot Peening，SP)相比，激光噴丸可以獲得較深的殘余應(yīng)力影響層［1］。

目前，國內(nèi)外對于噴丸強(qiáng)化的研究主要集中在疲勞性能、殘余應(yīng)力和金相組織上［2～5］。高玉魁［2］對TB6鈦合金表面強(qiáng)化進(jìn)行了實(shí)驗研究，研究了機(jī)械噴丸對鈦合金的殘余應(yīng)力場和疲勞強(qiáng)度的影響;Shepared［3］等對Ti-6Al-4V合金進(jìn)行了激光噴丸實(shí)驗研究，重點(diǎn)研究了不同參數(shù)下金相組織的變化和殘余壓應(yīng)力的分布;Rodopoulos［4］等對2024鋁合金進(jìn)行了激光和機(jī)械復(fù)合噴丸強(qiáng)化實(shí)驗研究，對比了不同噴丸工藝條件下材料的疲勞性能。國內(nèi)外對噴丸進(jìn)行了大量數(shù)值模擬方面的研究，大多是單工藝下殘余應(yīng)力分布情況的研究，利用數(shù)值模擬的方法研究復(fù)合強(qiáng)化工藝的報道則較少［6～10］。

本工作運(yùn)用有限元軟件ABAQUS模擬TB6鈦合金激光噴丸和機(jī)械噴丸的過程，著重對比了兩種噴丸工藝所形成的應(yīng)力波以及殘余應(yīng)力場的特點(diǎn)，研究了上述兩種噴丸工藝的復(fù)合工藝對殘余應(yīng)力場的影響。

1 有限元模型

激光噴丸過程是一個瞬態(tài)沖擊問題。短脈沖激光所誘導(dǎo)的沖擊波持續(xù)時間很短，當(dāng)材料表面局部區(qū)域受到?jīng)_擊載荷的作用時，擾動由受沖擊區(qū)域向周圍傳播，這種擾動的傳播就形成了應(yīng)力波。應(yīng)力波在傳播過程中會產(chǎn)生透射和反射，加載和卸載的現(xiàn)象［11］，從而將導(dǎo)致塑性變形不充分，殘余應(yīng)力場不穩(wěn)定。機(jī)械噴丸也存在同樣問題。為此在模型外圍加上無限單元，防止應(yīng)力波反射對已經(jīng)形成的應(yīng)力場產(chǎn)生干擾。

1.1 有限元模型

由于沖擊載荷與材料都具有對稱性，故選擇四分之一模型進(jìn)行模擬研究。有限單元C3D8R是三維實(shí)體八節(jié)點(diǎn)縮減積分單元，用于模擬激光沖擊區(qū)和殘余應(yīng)力影響區(qū)的應(yīng)力分布，無限單元CIN3D8是三維八節(jié)點(diǎn)無限單元，用于防止應(yīng)力波的反射對已經(jīng)形成的結(jié)果造成影響。圖1a中激光噴丸有限單元區(qū)域為6mm×6mm×6mm，單元尺寸0.1mm。圖1b中機(jī)械噴丸有限單元區(qū)域為1mm×1mm×1mm，單元尺寸0.02mm，無限單元區(qū)域與有限單元區(qū)域尺寸相等。彈丸單元類型以六面體為主，單元尺寸為0.02mm。

圖1 激光噴丸(a)與機(jī)械噴丸(b)有限元模型Fig.1 Finite element models of LSP(a)and SP(b)

1.2 材料模型與載荷

材料為TB6(Ti-1023)鈦合金，TB6鈦合金是一種高強(qiáng)、高韌并具有優(yōu)良加工性的近β型鈦合金，可用于316℃以下工作的發(fā)動機(jī)和飛機(jī)構(gòu)件。假定材料本構(gòu)為線性硬化模型。材料的主要力學(xué)性能參數(shù)已在表1中列出。

表1 TB6的主要力學(xué)性能參數(shù)［12］Table 1 Mechanical properties for TB6

已有很多學(xué)者對激光誘導(dǎo)沖擊波峰值壓力的計算進(jìn)行了深入的研究，可將時間-壓力曲線簡化為三角形［13］。如圖2所示，tp為激光脈沖持續(xù)時間，本工作取23ns，Pmax為激光誘導(dǎo)沖擊波峰值壓力。

對于機(jī)械噴丸而言，可將彈丸視為剛體。鑄鋼丸密度為 5.5g/cm－3，彈性模量 210GPa，泊松比0.3，直徑0.58mm，摩擦系數(shù)0.25。

圖2 沖擊波的壓力-時間曲線Fig.2 History of shock pressure amplitude

2 激光噴丸模擬結(jié)果分析

2.1 沖擊波峰值壓力對殘余應(yīng)力的影響

由圖3可知，隨著峰值壓力的提高，殘余壓應(yīng)力層深度逐漸增大。當(dāng)峰值壓力為4GPa時，最大殘余壓應(yīng)力(約0.4σ0.2)出現(xiàn)在材料的近表層，離表層約0.1mm。隨著激光功率密度的增加，最大殘余壓應(yīng)力值先增大后減小，這種變化趨勢與表層殘余壓應(yīng)力變化趨勢一致，如圖4所示。

由圖4可以看出，當(dāng)激光誘導(dǎo)的沖擊波的峰值壓力超過4GPa時，表面殘余壓應(yīng)力水平段的幅值卻減小。這是因為激光誘導(dǎo)沖擊波在形成初期可以視為一維應(yīng)變平面波，當(dāng)加載波的強(qiáng)度高于2HEL(HEL為材料的雨貢紐彈性極限)時，將會出現(xiàn)反向屈服的現(xiàn)象。原先所形成的殘余壓應(yīng)力在強(qiáng)度較大的卸載波的作用下，壓應(yīng)力效果有所減弱。同時，由于表面瑞利波和切變波能量增強(qiáng)在光斑中心匯聚，使得中心區(qū)域應(yīng)力水平下降。

圖3 不同峰值壓力下殘余應(yīng)力沿深度方向分布Fig.3 Residual stress distribution along the depth direction(different peak pressure)

圖4 不同峰值壓力下殘余應(yīng)力沿表面分布Fig.4 Residual stress distribution along the surface(different peak pressure)

2.2 沖擊次數(shù)對殘余應(yīng)力的影響

由圖5和圖6可以看出隨著沖擊次數(shù)的增加，最大殘余壓應(yīng)力的幅值、影響層深度和表面殘余壓應(yīng)力也在增加，最大殘余應(yīng)力可達(dá)到屈服強(qiáng)度的0.6倍。但是隨著沖擊次數(shù)的增多，材料的加工硬化效果明顯。如圖5，6所示，從第3次沖擊與第5次沖擊的曲線中可以看出影響層深度和最大殘余壓應(yīng)力都比較接近。因此，采用激光噴丸工藝時，考慮到經(jīng)濟(jì)效益和效率，需要合理選擇沖擊次數(shù)。

3 機(jī)械噴丸模擬結(jié)果分析

3.1 彈丸速率對殘余應(yīng)力的影響

如圖7所示，隨著彈丸速率的增加，殘余應(yīng)力影響層深度也在增加。當(dāng)彈丸以75m/s的速率沖擊時，殘余壓應(yīng)力影響層深度約為0.25mm，最大殘余壓應(yīng)力幾乎不變，始終是1.1σ0.2，較激光噴丸獲得的最大殘余壓應(yīng)力 0.6σ0.2高出 83.3%。由圖 8 可以看出隨著速率的增加，等效塑性應(yīng)變也在增加，其影響層深度同圖7一致，說明了塑性應(yīng)變與殘余應(yīng)力有著對應(yīng)關(guān)系。

3.2 彈丸沖擊次數(shù)和沖擊角度對殘余應(yīng)力的影響

如圖9所示，隨著沖擊次數(shù)的增大，殘余壓應(yīng)力的影響層深度也隨之增大，當(dāng)撞擊5次后殘余壓應(yīng)力深度可以達(dá)到0.3mm，但是最大殘余壓應(yīng)力幾乎沒有變化，約為 1.1σ0.2，且最大殘余壓應(yīng)力的位置有逐漸向材料內(nèi)部移動的趨勢。

為防止反彈的彈丸與其余彈丸干涉，彈丸需以一定角度噴射，設(shè)角度為彈丸速度方向與材料表面的夾角。如圖10所示，隨著沖擊角度的增大，殘余壓應(yīng)力的影響層深度不斷增大，最大殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)的位置向材料內(nèi)部移動的趨勢明顯。隨著角度的增大，彈丸的動能轉(zhuǎn)化為材料塑性變形能的效率也逐漸加大，表層的殘余壓應(yīng)力和最大殘余壓應(yīng)力也逐漸加大。

4 兩種噴丸工藝的對比與復(fù)合

由上述可知，激光噴丸可以獲得較深的應(yīng)力影響層，機(jī)械噴丸可以獲得大的殘余壓應(yīng)力。鑒于兩者效果的不同，做了以下的對比與復(fù)合。

4.1 應(yīng)力波的對比

所謂的應(yīng)力波實(shí)質(zhì)就是擾動由近及遠(yuǎn)的傳播。依據(jù)應(yīng)力波波陣面的形狀可以將其分為平面波，球面波和柱面波。激光噴丸所形成的應(yīng)力波近似平面波，而機(jī)械噴丸所形成的應(yīng)力波為球面波，分別如圖11，12所示。這也就是兩種工藝力學(xué)上的區(qū)別。

4.2 應(yīng)力波傳播規(guī)律的對比

圖13，14分別表示了激光噴丸和機(jī)械噴丸在不同時刻應(yīng)力在深度方向上變化過程。

由以上兩幅圖中可以看出加載波的波陣面由原先的陡峭逐漸變得傾斜平緩，說明應(yīng)力波在材料中傳播，能量不斷地耗散，絕大部分轉(zhuǎn)化為材料的塑性變形能，形成殘余壓應(yīng)力層。由圖13可以看出平面波應(yīng)力幅值在1mm之內(nèi)衰減十分迅速，在1mm之外有所衰減但比較緩慢，且應(yīng)力幅值已經(jīng)低于材料的屈服強(qiáng)度。模型的總分析步時間為4000ns，在之后3000ns內(nèi)在此材料阻尼的作用下，應(yīng)力波的能量逐漸衰減到零，形成穩(wěn)定的殘余應(yīng)力場。由圖14可以看出球面波在產(chǎn)生之后的1500ns內(nèi)就已經(jīng)形成了穩(wěn)定的殘余應(yīng)力場，殘余壓應(yīng)力的深度大約在0.2mm左右。兩種噴丸工藝所得的應(yīng)力影響層深度不一，與兩者形成的應(yīng)力波有關(guān)，球面波從開始形成就向四面八方傳播，能量耗散比平面波來的要快，應(yīng)力影響層深度比平面波的小。平面波在形成初期可以視為一維應(yīng)變平面波，能量較集中，隨著應(yīng)力波向前傳播，能量逐漸耗散，應(yīng)力波由先前的平面波逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)轭愃魄蛎娌ǖ牟ㄐ谓Y(jié)構(gòu)，直至消失。

4.3 塑性應(yīng)變的對比

機(jī)械噴丸時由原先的點(diǎn)接觸轉(zhuǎn)化為面接觸，而形成球面應(yīng)力波，形變逐漸增大，彈丸的能量支持著劇烈的塑性變形;而激光噴丸作用區(qū)域是一個面積不變的面，在平面波形成初期可以將其視為一維應(yīng)變應(yīng)力狀態(tài)，在此過程中伴隨著復(fù)雜的加載、卸載和反向屈服等現(xiàn)象，殘留的塑性應(yīng)變較小。隨著應(yīng)力波的傳播，平面波也在漸漸地向球面波轉(zhuǎn)變，能量已經(jīng)減弱不足以發(fā)生塑性變形。

由圖15可以看出激光噴丸引起等效塑性應(yīng)變的深度為1mm，和激光噴丸殘余應(yīng)力影響層深度相近，機(jī)械噴丸的等效塑性應(yīng)變深度為0.25mm，與其殘余應(yīng)力影響層深度相近，塑性應(yīng)變與殘余應(yīng)力的對應(yīng)關(guān)系得到了進(jìn)一步的論證。機(jī)械噴丸的塑性應(yīng)變較激光噴丸高出很多，這也是最大殘余壓應(yīng)力高出激光噴丸的主要原因。

圖15 等效塑性應(yīng)變對比Fig.15 Comparison of equivalent plastic strain

4.4 兩種噴丸工藝的復(fù)合

考慮到裂紋多數(shù)在表面形核，并向內(nèi)部擴(kuò)展，較大的表面殘余壓應(yīng)力可以有效抑制裂紋的表面形核，較深的殘余應(yīng)力影響層可以延緩裂紋的擴(kuò)展。采用兩種噴丸工藝復(fù)合的方式可以獲得較大的殘余壓應(yīng)力和較深的應(yīng)力影響層。圖16中表示了激光噴丸后附加機(jī)械噴丸的殘余應(yīng)力曲線，圖中激光噴丸參數(shù)是4GPa峰值壓力沖擊一次，機(jī)械噴丸彈丸速度60m/s并沖擊一次，從復(fù)合工藝的曲線中可以看出表層的殘余壓應(yīng)力與機(jī)械噴丸相近，影響層深度與激光噴丸相近，復(fù)合強(qiáng)化的殘余應(yīng)力分布情況與文獻(xiàn)［4］(圖17)中復(fù)合強(qiáng)化實(shí)驗結(jié)果趨勢一致。

5 結(jié)論

(1)激光噴丸產(chǎn)生的平面波在傳播時能量較集中，能形成較深的殘余應(yīng)力影響層，影響層深度達(dá)1mm;機(jī)械噴丸產(chǎn)生的球面波在傳播時能量發(fā)散，形成的殘余應(yīng)力層較淺，影響層深度在0.25mm左右。

(2)等效塑性應(yīng)變與殘余應(yīng)力存在著對應(yīng)關(guān)系，等效塑性應(yīng)變越大殘余應(yīng)力越大，且兩者的影響層深度一致。

(3)采用激光噴丸和機(jī)械噴丸的復(fù)合噴丸強(qiáng)化工藝時，可以獲得較高的表層殘余應(yīng)力和較深的影響層，最大殘余壓應(yīng)力可達(dá)到屈服強(qiáng)度的1.2倍，應(yīng)力影響層深度是機(jī)械噴丸工藝的3倍。

［1］HAMMERSLEY G，HACKEL L A，HARRIS F.Surface prestressing to improve fatigue strength of components by laser shot peening［J］.Optics and Lasers in Engineering，2000，34:327－337.

［2］高玉魁.噴丸對Ti-10V-2Fe-3Al鈦合金拉-拉疲勞性能的影響［J］.中國有色金屬學(xué)報，2004，14(1):60－63.(GAO Y K.Influence of shot peening on tension-tension fatigue properties in Ti-10V-2Fe-3Al titanium alloy［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2004，14(1):60 －63.)

［3］SHEPARD M J，SMITH P R，AMER M S.Introduction of compressive residual stresses in Ti-6Al-4Al simulated airfoils via laser shock processing［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2001，10(6):670 －678.

［4］RODOPOULOS C A，ROMERO J S，CURTIS S A，et al.Effect of controlled shot peening and laser shock peening on fatigue performance of 2024-T351 aluminum alloy［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2003，12(4):414－419.

［5］CAO Y F，SHIN Y C，WU B X.Parametric study on single shot and overlapping laser shock peening on various metals via modeling and experiments［J］.Journal of Manufacturing Science and Engineering，2010，132:1－10.

［6］DING K，YE L.Three-dimensional dynamic finite element analysis of multiple laser shock peening processes［J］.Surface Engineering，2003，19(5):351－358.

［7］MEGUID S A，SHAGAL G，STRANART J C，et al.Three-dimensional dynamic finite element analysis of shotpeening induced residual stresses［J］.Finite Elements in Analysis and Design，1999，31:179－191.

［8］張洪偉，張以都，吳瓊.噴丸強(qiáng)化過程及沖擊效應(yīng)的數(shù)值模擬［J］.金屬學(xué)報，2010，46(1):111 －117.(ZHANG H W，ZHANG Y D，WU Q.Numerical simulations of shot-peening process and impact effect［J］.Acta Metallurgica Sinica，2010，46(1):111 －117.)

［9］MAJZOOBI G H，AZIZI R，NIA A A.A three-dimensional simulation of shot peening process using multiple shot impacts［J］.Journal of Materials Processing Technology，2005，164:1226－1234.

［10］彭薇薇，凌祥.激光沖擊殘余應(yīng)力場的有限元分析［J］.航空材料學(xué)報，2006，26(6):30 －37.(PENG W W，LING X.Residual stress field induced by laser peening:A finite element analysis［J］.Journal of Aeronautical Materials，2006，26(6):30 －37.)

［11］王禮立.應(yīng)力波基礎(chǔ)［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2005.

［12］《中國航空材料手冊》編輯委員會.中國航空材料手冊［M］.北京:中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2002.

［13］ARIF A F M.Numerical prediction of plastic deformation and residual stresses induced by laser shock processing［J］.Materials Processing Technology，2003，136:120－138.