楊詩婷，邢永明，趙燕茹，郝贠洪，李繼軍，姜愛峰

（1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)理學(xué)院，內(nèi)蒙古呼和浩特010051；2.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古呼和浩特010051）

單個(gè)彈丸撞擊316L不銹鋼引起的變形場(chǎng)＊

楊詩婷1，邢永明1，趙燕茹2，郝贠洪2，李繼軍1，姜愛峰1

（1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)理學(xué)院，內(nèi)蒙古呼和浩特010051；2.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古呼和浩特010051）

運(yùn)用金屬材料表面納米化試驗(yàn)機(jī)對(duì)單個(gè)彈丸撞擊316L不銹鋼表面進(jìn)行了撞擊實(shí)驗(yàn)；采用激光共聚焦顯微鏡觀察了彈坑的三維形貌，測(cè)量不同振動(dòng)頻率下彈坑的直徑及離面位移；采用云紋干涉法對(duì)彈坑周圍的面內(nèi)應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行測(cè)量，并分析振動(dòng)頻率及撞擊方式對(duì)彈坑尺寸、塑性應(yīng)變大小以及塑性應(yīng)變區(qū)范圍的影響；采用有限元方法對(duì)單個(gè)彈丸垂直撞擊試件表面的應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，分析了彈坑周圍殘余應(yīng)力的分布。結(jié)果表明：隨振動(dòng)頻率的增加，彈坑直徑和離面位移都增加，頻率在50～55Hz，彈坑直徑有突變，離面位移和振動(dòng)頻率呈線性關(guān)系；振動(dòng)頻率越大，塑性應(yīng)變?cè)酱?，塑性?yīng)變分布范圍均大于彈坑直徑的2倍；同一振動(dòng)頻率下彈丸垂直撞擊比傾斜撞擊的塑性應(yīng)變大，而塑性應(yīng)變分布范圍相差不大；面內(nèi)殘余應(yīng)變場(chǎng)的數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大誤差小于10%。

固體力學(xué)；變形場(chǎng)；云紋干涉法；316L不銹鋼；激光共聚焦顯微鏡；彈丸撞擊

在多數(shù)情況下，由于高表面應(yīng)力、應(yīng)力集中、外部腐蝕、溫度改變、磨損等原因，材料從表面開始失效。表面結(jié)構(gòu)和性能優(yōu)化可有效增強(qiáng)材料力學(xué)性能，表面納米化處理技術(shù)可以改善材料表面性能而不改變其化學(xué)組成。其中噴丸強(qiáng)化是一種使用廣泛的材料表面冷加工方法，可有效提高材料的強(qiáng)度、硬度、耐磨性、疲勞壽命等［1－3］。噴丸強(qiáng)化是由高強(qiáng)度彈丸高速撞擊試件表面，使其發(fā)生彈塑性變形，形成壓縮殘余應(yīng)力場(chǎng)，可有效防止疲勞荷載作用下裂紋的萌生及擴(kuò)展，從而提高材料的疲勞壽命［4］?？梢姡瑖娡鑿?qiáng)化的主要機(jī)理是形成壓縮殘余應(yīng)力場(chǎng)。Y.F.Al－Obaid［5］研究了噴丸引起殘余應(yīng)力場(chǎng)的解析解；R.Menig等［6］和Y.M.Xing等［7］分別采用X射線衍射技術(shù)和云紋干涉法對(duì)噴丸引起的殘余應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)量；張洪偉等［8］對(duì)噴丸強(qiáng)化過程的沖擊效應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬；K.Taehyung等［9－10］對(duì)噴丸強(qiáng)化過程中彈丸傾斜撞擊引起的殘余應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬；噴丸過程中大量彈丸隨機(jī)撞擊引起殘余應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬研究也取得一定進(jìn)展［11－12］。噴丸強(qiáng)化時(shí)彈丸撞擊過程和殘余應(yīng)力形成的微觀過程尤為重要。其中，單個(gè)彈丸撞擊行為和接觸面機(jī)械變形程度是研究的基礎(chǔ)，也是影響這一機(jī)理的關(guān)鍵因素。因此，研究單個(gè)彈丸的撞擊行為可為噴丸強(qiáng)化機(jī)理研究提供依據(jù)。然而，關(guān)于單個(gè)彈丸撞擊周圍應(yīng)變場(chǎng)的實(shí)驗(yàn)測(cè)量報(bào)道甚少，主要原因是直接測(cè)量單個(gè)彈丸撞擊時(shí)接觸面的應(yīng)變場(chǎng)比較困難。M.Watanabe等［13］利用電子束云紋法對(duì)溫噴沉積作用中的1個(gè)撞擊粒子周圍應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)量，為研究單個(gè)粒子撞擊行為提供一種新方法。

本文中，對(duì)單個(gè)彈丸撞擊316L不銹鋼表面進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，采用激光共聚焦顯微鏡觀察彈坑的三維形貌，測(cè)量彈坑的直徑及離面位移；采用云紋干涉法測(cè)量單個(gè)彈丸撞擊時(shí)彈坑周圍的面內(nèi)應(yīng)變分布規(guī)律及作用范圍，并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果吻合較好。

1 實(shí)驗(yàn)和分析

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)所用試件材料為316L不銹鋼，316L不銹鋼的屈服強(qiáng)度為280MPa，抗拉強(qiáng)度為520MPa，維氏硬度為362。試件為直徑90mm、厚度6mm的圓盤。實(shí)驗(yàn)所用彈丸為含鋯95%的高純氧化鋯珠，氧化鋯珠壓碎強(qiáng)度為1 100MPa，維氏硬度為1 350，ZrO2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為94.8%，Y2O3的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為（5± 0.2）%。彈丸直徑為3.9mm。氧化鋯珠球體圓整度好，表面光滑，有極好的韌性、耐沖擊性，在高速運(yùn)轉(zhuǎn)中不碎裂。氧化鋯珠的耐磨性約是玻璃珠的50倍，有極高的研磨效率。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

為了研究單個(gè)彈丸撞擊產(chǎn)生的應(yīng)變場(chǎng)，在樣品罐內(nèi)特定位置放入1顆彈丸進(jìn)行撞擊實(shí)驗(yàn)。噴丸過程如圖1所示，給振蕩器輸入一定頻率使振蕩器發(fā)生振動(dòng)，帶動(dòng)樣品罐上下振動(dòng)，使樣品罐內(nèi)彈丸彈起撞擊試件表面。

為了分析振動(dòng)頻率對(duì)彈坑直徑和離面位移的影響，實(shí)驗(yàn)分別采用20、30、35、40、45、50、55和60Hz的輸入頻率對(duì)試件進(jìn)行撞擊，噴射持續(xù)時(shí)間為20s。實(shí)驗(yàn)前先對(duì)試件進(jìn)行鏡面拋光處理，之后用酒精清洗試件表面和彈丸。采用金屬材料表面納米化試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行撞擊實(shí)驗(yàn)，然后用超聲振蕩器去除樣品表面油污。采用激光共聚焦顯微鏡觀察彈坑的三維形貌，并測(cè)量彈坑的直徑及離面位移。為了測(cè)量不同頻率下彈坑周圍殘余應(yīng)變分布，將頻率為1 200line／mm的正交光柵（圖2）粘貼在鏡面拋光處理后的試樣表面，該光柵的位移靈敏度為0.417μm。分別采用30、45和50Hz的輸入頻率對(duì)貼有光柵的試件進(jìn)行撞擊，噴射持續(xù)時(shí)間為20s。彈坑周圍殘余應(yīng)變通過云紋法進(jìn)行測(cè)量。

圖1 噴丸處理原理圖Fig.1 Schematic diagram of shot peening

圖2 光學(xué)顯微鏡下的正交光柵圖Fig.2 Orthogonal grating figure in optical microscope

1.3 有限元模型的建立

為了將實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較，并分析彈坑周圍殘余應(yīng)力場(chǎng)分布，采用ANSYS／LSDYNA對(duì)單個(gè)彈丸垂直撞擊316L不銹鋼表面的應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。本文中選用氧化鋯彈丸的強(qiáng)度遠(yuǎn)高于316L不銹鋼的基體強(qiáng)度，所以可不考慮彈丸變形，假設(shè)彈丸為剛體；基體材料模型假設(shè)為Johnson－Cook模型，該模型里考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率及熱軟化效應(yīng)的影響。根據(jù)對(duì)稱性［14－16］，選取四分之一模型進(jìn)行計(jì)算?？紤]到計(jì)算精確性并節(jié)省計(jì)算時(shí)間，接觸區(qū)域網(wǎng)格劃分較密，遠(yuǎn)離接觸區(qū)域網(wǎng)格劃分較疏，建立的有限元模型如圖3所示。316L不銹鋼基體的密度為7 908.8kg／m3，彈性模量為210.3GPa，泊松比為0.30；氧化鋯彈丸的密度為6 020kg／m3，彈性模量為190GPa，泊松比為0.23，316L不銹鋼的Johnson－Cook模型參數(shù)可參考文獻(xiàn)［17］。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

2 結(jié)果與討論

2.1 彈坑的形貌、直徑及離面位移

圖4所示為彈丸撞擊試件的變形示意圖。彈丸撞擊時(shí)，變形區(qū)域進(jìn)行擴(kuò)展，周圍金屬對(duì)其進(jìn)行制約，使其不能繼續(xù)向外擴(kuò)展，最終被擠出，所以彈坑邊緣有明顯凸起。同時(shí)，塑性變形表層為了占據(jù)更多的空間，產(chǎn)生了壓縮應(yīng)變，即在受壓區(qū)產(chǎn)生壓縮殘余應(yīng)力。圖4中橢圓表示面內(nèi)應(yīng)變區(qū)域。

圖4 彈丸撞擊試件的變形示意圖Fig.4 Schematic diagram of deformation after shot impact substrate

圖5所示為采用激光共聚焦顯微鏡獲得的振蕩器輸入頻率為50Hz時(shí)彈坑的三維形貌圖?？梢钥闯觯瑥椏幼畲箅x面位移發(fā)生在接觸面上，最大離面位移為0.008mm，離接觸面越遠(yuǎn)，彈坑的離面位移越小，因此最大塑性變形產(chǎn)生在接觸面。在彈丸的主要撞擊區(qū)域，粗糙度較小，距離彈坑邊緣越近，粗糙度越大。因此，當(dāng)大量彈丸以不同方向反復(fù)撞擊材料表面時(shí)，將會(huì)在表面形成均勻細(xì)微的強(qiáng)烈塑性變形，使材料表面的粗晶組織逐漸碎化至納米量級(jí)，達(dá)到表面納米化的目的。

圖5 頻率為50Hz時(shí)彈坑的三維形貌圖Fig.5 Three－dimensional topography of crater at frequency of 50Hz

根據(jù)激光共聚焦顯微鏡觀察的彈坑三維形貌圖，可以測(cè)量不同撞擊頻率下彈坑的直徑及離面位移。圖6給出了輸入振動(dòng)頻率和彈丸垂直撞擊時(shí)彈坑直徑之間的關(guān)系?？梢钥闯?，輸入的振動(dòng)頻率越大，彈坑直徑越大，頻率為50～55Hz時(shí)，彈坑直徑有突變。說明當(dāng)輸入的振動(dòng)頻率大于50Hz時(shí)，彈丸將獲得較大的撞擊速度，因此產(chǎn)生的塑性變形顯著增加。圖7所示為輸入的振動(dòng)頻率和彈丸垂直撞擊時(shí)彈坑離面位移之間的關(guān)系?？梢钥闯觯駝?dòng)頻率越大，彈坑的離面位移越大。圖中還給出了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合曲線。可見，振動(dòng)頻率和彈坑的離面位移呈線性關(guān)系。

圖6 振動(dòng)頻率和彈坑直徑之間的關(guān)系Fig.6 Relation between frequency and crater diameter

圖7 振動(dòng)頻率和彈坑離面位移之間的關(guān)系Fig.7 Relation between frequency and off－plate displacement

2.2 彈坑周圍面內(nèi)應(yīng)變

圖8（a）～（c）分別是頻率為30、45、50Hz時(shí)彈坑周圍U場(chǎng)的云紋圖，其表示x方向的位移場(chǎng)。圖9（a）～（c）分別是頻率為30、45、50Hz時(shí)彈坑周圍V場(chǎng)的云紋圖，其表示y方向的位移場(chǎng)?？梢钥闯觯簭椏舆吘墬l紋間距明顯減小，隨距彈坑邊緣距離增加，條紋間距越來越寬，最后保持不變。說明在彈丸撞擊區(qū)彈坑邊緣發(fā)生了很大的平面拉伸變形。由于彈性變形在撞擊過程結(jié)束時(shí)已經(jīng)恢復(fù)，故此拉伸變形為塑性變形。圖8～9中彈坑周圍條紋基本對(duì)稱，彈坑的形狀近似呈圓形，說明彈坑周圍塑性變形分布基本對(duì)稱，因此可以近似認(rèn)為是彈丸垂直撞擊試件表面。

圖8 不同頻率下彈坑周圍U場(chǎng)云紋圖Fig.8 Contour maps in U－displacement at different frequencies

圖9 不同頻率下彈坑周圍V場(chǎng)云紋圖Fig.9 Contour maps in V－displacement at different frequencies

為確定彈坑周圍塑性應(yīng)變大小及分布范圍，采用Moiré法對(duì)云紋圖進(jìn)行處理，圖10（a）～（c）分別表示頻率為30、45和50Hz時(shí)U場(chǎng)應(yīng)變分布情況。可以看出，頻率為30Hz時(shí)塑性應(yīng)變作用范圍約為彈坑直徑2.2倍；頻率為45Hz時(shí)塑性應(yīng)變范圍是彈坑直徑2.4倍；頻率為50Hz時(shí)塑性應(yīng)變范圍約為彈坑直徑2.5倍。因此，彈丸以一定頻率撞擊試件時(shí)，產(chǎn)生的塑性應(yīng)變范圍均在彈坑直徑的2倍以上。

圖10 不同頻率時(shí)U場(chǎng)應(yīng)變分布Fig.10Strain distribution in U－displacement at different frequencies

圖11（a）給出了圖8中從O到A距離彈坑邊緣不同點(diǎn)處U場(chǎng)應(yīng)變分布；圖11（b）給出了圖9中從O到A距離彈坑邊緣不同點(diǎn)處V場(chǎng)應(yīng)變分布?？梢钥闯?，靠近彈坑位置（O點(diǎn)處），塑性應(yīng)變急劇增加，隨著距離增大，應(yīng)變?cè)絹碓叫。詈筅呌诹恪?16L不銹鋼符合名義屈服應(yīng)力，當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)，屈服應(yīng)力約為280MPa。由圖11可知，頻率為30Hz時(shí)，最大塑性應(yīng)變約為1.3%；頻率為50Hz時(shí)，最大塑性應(yīng)變約為4.2%；根據(jù)線彈性應(yīng)力應(yīng)變理論，彈丸撞擊區(qū)的應(yīng)力超過了316L不銹鋼的屈服應(yīng)力；彈丸撞擊鋼板時(shí)鋼板發(fā)生壓縮變形，根據(jù)塑性材料受壓時(shí)的力學(xué)性能，可以判斷彈丸的撞擊強(qiáng)度不超過316L不銹鋼的強(qiáng)度極限，彈丸撞擊處鋼板處于屈服和硬化階段。因此，噴丸過程中當(dāng)大量彈丸反復(fù)撞擊試件表面時(shí)，可使其表層結(jié)構(gòu)和組織發(fā)生變化，使材料表面處于強(qiáng)化階段，從而改變材料的力學(xué)性能，這是噴丸強(qiáng)化增強(qiáng)材料表面性能的原因之一。

圖11 不同頻率下U場(chǎng)和V場(chǎng)的應(yīng)變分布規(guī)律Fig.11 Strain distribution regularities in U－displacement and V－displacement at different frequencies

圖12（a）、（b）分別表示頻率為45Hz時(shí)彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時(shí)U場(chǎng)云紋圖?？梢钥闯觯瑘D12（b）中彈坑周圍條紋不對(duì)稱，且彈坑形狀呈橢圓形，說明彈坑周圍塑性變形分布不均勻。引起這種不均勻變形的主要原因是彈丸以一定角度傾斜撞擊試件表面。彈丸傾斜撞擊試件時(shí)，影響彈坑大小的主要因素是彈丸撞擊速度的大小和方向。由于實(shí)驗(yàn)裝置全封閉，彈丸撞擊試件是隨機(jī)的，且撞擊速度由輸入的振動(dòng)頻率來控制，因此彈丸撞擊速度的大小和方向無法確定。

圖12 彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時(shí)相同頻率下U場(chǎng)云紋圖Fig.12 Contour maps in U－displacement at same frequency under vertical or oblique impact

圖13 相同撞擊頻率不同撞擊角度時(shí)應(yīng)變變化規(guī)律Fig.13Strain regularities at the same impact frequencyand the different impact angles

對(duì)圖12中情況進(jìn)行計(jì)算，得到從O到A距彈坑邊緣不同點(diǎn)處應(yīng)變分布如圖13所示?？梢钥闯?，在頻率相同的情況下，彈丸垂直撞擊時(shí)產(chǎn)生的塑性應(yīng)變略大于傾斜撞擊時(shí)產(chǎn)生的塑性應(yīng)變，且垂直撞擊時(shí)最大塑性應(yīng)變約為3.2%，而傾斜撞擊時(shí)最大塑性應(yīng)變約為2.7%。產(chǎn)生這一結(jié)果的主要原因是，彈丸傾斜撞擊時(shí)，水平方向速度分量主要用來改變彈坑的直徑，而垂直方向速度分量產(chǎn)生離面位移。與垂直撞擊相比，傾斜撞擊時(shí)垂直方向的速度減小，因此彈坑深度減小，而影響塑性應(yīng)變大小的主要因素是彈坑的深度，故傾斜撞擊時(shí)塑性應(yīng)變減小。當(dāng)距離彈坑邊緣大于0.36mm時(shí)，2種情況的塑性應(yīng)變同時(shí)趨于零，說明彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時(shí)，塑性應(yīng)變的分布范圍相差不大。

2.3 應(yīng)變場(chǎng)的數(shù)值模擬

為了與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較，對(duì)單個(gè)彈丸垂直撞擊產(chǎn)生的應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。由于實(shí)驗(yàn)時(shí)彈丸撞擊速度通過頻率控制，無法確定彈丸的實(shí)際撞擊速度。考慮到普通噴丸時(shí)彈丸速度范圍是30～100m／s［18］，分別對(duì)撞擊速度為30、50和100m／s的情況進(jìn)行數(shù)值模擬，如圖14（a）所示，圖中同時(shí)給出了實(shí)驗(yàn)結(jié)果?？梢钥闯觯趶椏舆吘?，應(yīng)變急劇增加，隨到彈坑邊緣距離的增大，應(yīng)變逐漸減小，最后趨于零。實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的應(yīng)變變化趨勢(shì)基本一致。振動(dòng)頻率越大，彈丸撞擊速度越大，與實(shí)際情況相符。數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的應(yīng)變值在（3～7）%的范圍內(nèi)，實(shí)驗(yàn)計(jì)算的應(yīng)變值在（1.3～4.2）%的范圍，二者吻合較好。根據(jù)圖14（a）中實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬在x方向最大應(yīng)變分布情況，可預(yù)測(cè)頻率為30Hz時(shí)，彈丸撞擊速度約為10～15m／s；頻率為45Hz時(shí)，彈丸撞擊速度約為30～35m／s；頻率為50Hz時(shí)，彈丸撞擊速度約為35～40m／s。為了精確確定彈丸的撞擊速度，在以上給定的速度范圍內(nèi)進(jìn)行數(shù)值模擬，如圖14（b）所示，圖中同時(shí)給出實(shí)驗(yàn)結(jié)果?？梢钥闯?，數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大誤差小于10%?？梢源_定頻率為30Hz時(shí)對(duì)應(yīng)的彈丸撞擊速度約為14m／s；頻率為45Hz時(shí)對(duì)應(yīng)的彈丸撞擊速度約為30m／s；頻率為50Hz時(shí)對(duì)應(yīng)的彈丸撞擊速度約為36m／s。

圖14 x方向應(yīng)變沿y方向變化規(guī)律Fig.14 Change of strain regularity in xdirection along the y direction

2.4 殘余應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬

根據(jù)以上確定的撞擊速度，對(duì)單個(gè)彈丸垂直撞擊試件表面引起的殘余應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，圖15所示為不同撞擊速度下獲得的橫向（圖3中x方向）殘余應(yīng)力σr，x與材料屈服應(yīng)力σs的比值沿深度方向（圖4中所示沿z軸方向的塑性變形深度）分布規(guī)律?？梢钥闯觯海?）撞擊速度為14m／s時(shí)，壓縮層厚度約為0.46mm；撞擊速度為30m／s時(shí)，壓縮層厚度增加到0.52mm；撞擊速度為36m／s時(shí)，壓縮層厚度增加到0.59mm，隨撞擊速度增加，壓縮層厚度增加。（2）隨撞擊速度的增加，殘余應(yīng)力從壓縮到拉伸變化的同時(shí)，塑性變形區(qū)深度也在增加。（3）最大殘余壓應(yīng)力的位置在距彈坑表面約壓縮層厚度的1／3處，且隨撞擊速度增加，最大壓縮殘余應(yīng)力值增加，但其位置變化不大。（4）撞擊速度為14m／s時(shí)，最大壓縮殘余應(yīng)力是基體材料屈服應(yīng)力的約1.4倍。撞擊速度為30m／s時(shí)，最大壓縮殘余應(yīng)力是材料屈服應(yīng)力的約1.6倍；撞擊速度為36m／s時(shí)，最大壓縮殘余應(yīng)力是材料屈服應(yīng)力的約1.65倍。這說明噴丸時(shí)當(dāng)大量彈丸反復(fù)撞擊材料表面后，形成壓縮層的壓縮殘余應(yīng)力遠(yuǎn)大于基體材料的屈服應(yīng)力，從而可以提高材料表面的力學(xué)性能，增加材料的疲勞壽命。

圖15 標(biāo)準(zhǔn)化橫向殘余應(yīng)力沿深度方向分布的數(shù)值模擬Fig.15 Simulation of normalized transverse residual stress versus depth

3 結(jié) 論

（1）輸入的振動(dòng)頻率對(duì)彈坑的直徑和離面位移都有影響。振動(dòng)頻率越大，彈坑直徑越大，在頻率為50～55Hz之間，彈坑直徑有突變；離面位移和振動(dòng)頻率呈線性關(guān)系。（2）彈丸垂直撞擊時(shí)，輸入的振動(dòng)頻率越大，產(chǎn)生的塑性應(yīng)變?cè)酱?，塑性?yīng)變區(qū)范圍越大；頻率為30Hz時(shí)，塑性應(yīng)變作用范圍約為彈坑直徑的2.2倍；頻率為45Hz時(shí)，塑性應(yīng)變范圍約是彈坑直徑的2.4倍；頻率為50Hz時(shí)，塑性應(yīng)變范圍約為彈坑直徑的2.5倍。彈丸垂直撞擊時(shí)塑性應(yīng)變略大于傾斜撞擊時(shí)的塑性應(yīng)變，垂直撞擊時(shí)最大塑性應(yīng)變約為3.2%，傾斜撞擊時(shí)最大塑性應(yīng)變約為2.7%，而塑性應(yīng)變分布范圍相差不大。（3）實(shí)驗(yàn)測(cè)得的U場(chǎng)應(yīng)變和數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好。頻率為30Hz時(shí)，彈丸的撞擊速度約為14m／s；頻率為45Hz時(shí)，彈丸的撞擊速度約為30m／s；頻率為50Hz時(shí)，彈丸的撞擊速度約為36m／s。振動(dòng)頻率越大，彈丸的撞擊速度越大。（4）隨撞擊速度的增加，壓縮層厚度增加，最大殘余壓應(yīng)力增加，但其位置變化不大；最大殘余壓應(yīng)力在距離彈坑表面約壓縮層厚度的1／3處；最大殘余壓應(yīng)力均大于基體材料的屈服應(yīng)力。

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Deformation field in 316Lstainless steel by single shot peening

Yang Shiting1，Xing Yongming1，Zhao Yanru2，Hao Yunhong2，Li Jijun1，Jiang Aifeng1
（1.School of Science，Inner Mongolia University of Technonogy，Hohhot 010051，Inner Mongolia，China；2.School of Civil Engineering，Inner Mongolia University of Technonogy，Hohhot 010051，Inner Mongolia，China）

The experiment of the single shot impacting the 316Lstainless steel surface was carried out using a surface nano－crystallization testing machine.Three－dimensional morphology of the dimple was observed with a laser scanning confocal microscope，and the dimple’s diameter and off－plane displacement in different vibration frequencies were also measured.The in－plane strain around the dimple was measured by moiréinterferometry.The effect of the vibration frequency and the way of impacting on the dimple size，the plastic strain size and the plastic strain zone were also analyzed.In comparison with the experimental result，the strain field was simulated using the finite element method，and the distribution of the residual stress around the dimple was also analyzed.The result showed that the crater diameter and the off－plane displacement increases with the increase of the vibration frequency.When the frequency is from 50to 55Hz，the crater diameter experiences mutations.When the shot impacts the surface vertically，the greater the vibration frequency，the greater the plastic strain and plastic strain zone，and the plastic strain zone are two times larger than the crater diameter.The plastic strain by the vertical impact is slightly greater than the plastic strain by the oblique impact，but it has little effect on the plastic strain zone.The experimental U field strain is in fairly good agreement with the numerical simulation result，and the maximum error is less than 10%.

solid mechanics；deformation field；Moiréinterferometry；316Lstainless steel；laser scanning confocal microscope；shot impact

O343.3國標(biāo)學(xué)科代碼：1301575

A

10.11883／1001－1455（2017）01－0126－08

（責(zé)任編輯 王易難）

2015－06－16；

2015－12－23

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（11162011，11562016）；

教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目（20121514130001）；

內(nèi)蒙古自然科學(xué)基金項(xiàng)目（2013MS0107）；內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)基金項(xiàng)目（x201415）

楊詩婷（1981— ），女，博士研究生，講師；通信作者：邢永明，xym＠imut.edu.cn。