孫海波

(長春職業(yè)技術學院,吉林 長春 130000)

TC4鈦合金材料具有較高的比強度、耐腐蝕性以及熱穩(wěn)定性,被廣泛應用于航空航天、醫(yī)療化工等領域[1]。但是當TC4鈦合金材料用于飛機壓氣機葉片時,其表面容易萌生疲勞裂紋,存在嚴重的安全隱患。為實現(xiàn)對TC4鈦合金壓氣機葉片表面的噴丸強化,可以利用大量彈丸高速沖擊鈦合金表面使其發(fā)生塑性變形,這樣能夠大大提高葉片強度-這是減少其疲勞裂紋的有效途徑,對于延長發(fā)動機壽命具有重要意義[2]。

對于噴丸強化問題的研究,高玉魁等[3]分析了噴丸強化對TC4鈦合金組織結構的影響。結果表明,噴丸強化后位錯的運動和組態(tài)的變化使TC4鈦合金表層的組織和亞結構細化,而且可以在表層強變形區(qū)形成孿晶,從而產生強烈的加工硬化效應。謝樂春[4]對TC4鈦合金及鈦基復合材料噴丸強化和XRD表征,得到了改變噴丸強度,殘余壓應力層深隨噴丸強度的提高而增加。預應力噴丸能顯著增加殘余壓應力,加載預應力越大,表層殘余壓應力增加越明顯。張秀梅[5]對重型燃機TC4壓氣機葉片噴丸及其疲勞性能進行研究,發(fā)現(xiàn)陶瓷丸產生的表面殘余應力隨噴丸強度變化平緩、易于工藝控制,同時殘余應力分布也優(yōu)于鑄鋼丸。胡凱征[6]研究基于溫度場的噴丸成形數值模擬及工藝參數優(yōu)化,使用ABAQUS有限元分析軟件建立有限元模型,其中溫度場可以反復施加,以模擬任何真實的噴丸強度,從而把一個復雜的動態(tài)沖撞過程近似地轉化為一個靜態(tài)加載過程。然而,目前對于噴丸的研究多集中在噴丸后殘余應力表征、對零件疲勞性能影響、應力松弛特性以及噴丸數值模擬等方面,在噴丸軌跡對噴丸效果的影響方面研究很少。

針對TC4鈦合金葉片型面噴丸軌跡優(yōu)化及數值模擬問題展開研究,以分析噴丸軌跡優(yōu)化對葉片變形的影響:通過多彈丸的噴丸過程找到模擬參數和實際噴丸參數對應關系,以及殘余應力的對應情況;用基于溫度場的噴丸模擬方法來模擬不同噴丸軌跡對TC4鈦合金葉片型面噴丸變形的影響,并與實際葉片噴丸后三坐標測量結果進行對比,分析相同噴丸強度下不同噴丸軌跡對葉片變形量的影響,尋找最佳的噴丸軌跡,實現(xiàn)最有效的噴丸效果。

1 噴丸強化仿真分析

1.1 多彈丸噴丸模擬

葉片噴丸過程是大量彈丸以一定的速度撞擊葉片表面,從而使葉片表面產生一定的壓應力層。為模擬噴丸過程中應力變化情況,采用ABAQUS有限元軟件建立了多彈丸噴丸有限元模型,設定彈丸數量為50顆,如圖1所示?？商崛《鄰椡鑷娡枘M結果中的應力場和應變場作為后續(xù)溫度場方法模擬葉片噴丸過程的參數。

圖1 彈丸有限元模型

在數值模擬過程中,通過ABAQUS/Explict顯式求解器進行運算,可實現(xiàn)瞬時、大應變非線性問題的求解。為了準確表述彈丸高速作用使鈦合金葉片產生的應力變化,建立Johnson-Cook模型本構方程,J-C模型能夠用于描述金屬應變率強化效應和溫度軟化效應,其式為:

(1)

式中:σ——等效應力,MPa;

A、B、C、n和m——模型參數;

ε——等效塑性應變;

本文中取A為875 MPa、B為793 MPa、C為0.011、n為0.386、m為0.71[7]。

1.2 等效溫度場模擬

葉片型面通常是比較復雜的自由曲面,用多彈丸模擬葉片型面噴丸過程需要數以萬計的彈丸。彈丸的數量越多,對彈丸的約束控制就越復雜,計算量就越大。因此,為減少多彈丸模擬中計算的時間,提高運算效率,在進行噴丸數值模擬時提出一種基于等效溫度場噴丸模擬思路,其步驟如下:

(1)用彈丸模擬TC4材料噴丸過程,獲得噴丸后的應變場;

(2)將應變場作為基于材料熱膨脹能夠獲取到的數值,輸入材料屬性中;

(3)按照噴丸軌跡將提取到的應變數值添加到葉片型面上,得到整個葉片型面的應變值;

(4)進行靜力學計算,得到葉片型面噴丸的結果。

TC4鈦合金葉片在實際噴丸工藝中只對葉片型面進行噴丸,葉根部分無此工藝要求。另外,由于葉根厚度較大、剛性比較好,所以實際噴丸過程中只對葉根進行固定,葉片型面處于自由狀態(tài),因此在模擬過程中不考慮葉根的變化,僅對葉片型面進行模擬。在進行等效溫度場模擬中,把葉片、葉根進行切割,保留葉身部分,模擬過程中對葉根的截面進行全約束。

在ABAQUS軟件Property模塊中設置材料的相關屬性,葉片材料為TC4鈦合金,常溫下楊氏模量為110 GPa,泊松比為0.31,楊氏模量在不同溫度下不同,因此在模擬過程中不同的溫度需設置不同的楊氏模量。需要說明的是:此時的溫度并不是葉片實際的溫度,而是使葉片獲取應力和應變的一種等效方法,在葉片厚度方向上進行溫度場加載,并根據厚度節(jié)點所處層數不同加載相對應的溫度值。

2 TC4鈦合金葉片型面噴丸試驗

2.1 噴丸參數選擇

某TC4鈦合金葉片型面噴丸的強度要求為0.25±0.02 mmA,彈丸材料為S230鑄鋼,覆蓋率≥100%。噴丸強度的確定需要通過繪制噴丸飽和曲線獲取,飽和曲線的繪制需要在其它參數一定的情況下利用不同的噴丸速度或噴丸時間噴丸Almen試片得到,然后通過至少4組不同速度或時間下的試片弧高值計算并繪制得出[8-9]。取噴槍直徑為10 mm,噴丸距離為(150±10)mm,空氣壓力為0.32 MPa,丸流量為12 kg/min,通過對試片弧高值的計算結果繪制飽和曲線,橫坐標對應的時間為歸一化后的時間,如圖2所示。

圖2 飽和曲線

從圖2可以看出:噴丸強度為0.25 mmA,飽和點對應的時間為1.96(無量綱),噴槍移動速度為0.081 m/s,滿足噴丸強度要求,后續(xù)的數值模擬過程也將在該噴丸強度下進行。

驗證上述分析結果,對TC4鈦合金葉片進行噴丸試驗。在正式試驗之前先在相同參數條件下進行葉片整體涂藍測試,取噴槍的移動速度為0.10 m/s。結果發(fā)現(xiàn):葉片全部被涂藍,能夠達到覆蓋率100%的要求。為更好的保證噴丸覆蓋率,試驗中采用的噴槍移動速度為0.08 m/s,噴丸距離為150 mm,軌跡間距為10 mm,空氣壓力為0.32 MPa,丸流量為12 kg/min,噴丸強度為0.25 mmA,彈丸材料為S230鑄鋼。圖3所示為噴丸后葉片表面的狀態(tài)。

圖3 葉片型面噴丸后的表面狀態(tài)

可以看出:葉片表面完全被彈丸所覆蓋,沒有發(fā)現(xiàn)表面褶皺、溝壑等缺陷,表面涂層均勻良好,覆蓋率滿足不小于100%的要求,同時也驗證了弧高值計算噴丸強度的正確性。

2.2 葉片殘余應力測量

噴丸試驗后通過應力測試儀(測試儀型號為X-350A)對葉片型面的殘余應力進行檢測,如圖4所示[10]。

圖4 殘余應力測試儀

為檢測深度方向的應力需要用電解拋光儀對葉片表層進行剝層檢測,每間隔20 μm進行一次剝層測量。采用以下參數進行應力檢測,管電壓28 kV、管電流9 mA,Cr-Kα輻射,準直管直徑1.5 mm, (213)衍射面,ψ角選擇0°、20°、30°和45°,2θ角掃描范圍132°～148°,掃描部距0.15°,時間常數3 s。在50彈丸模擬過程中通過多次調整彈丸的初始速度,找到在0.25 mmA噴丸強度對應的速度,提取在該速度下模擬得到的應變場數值作為基于溫度場模擬的參數輸入。在50彈丸模型中分別用65 m/s、80 m/s、90 m/s和95 m/s的初始彈丸速度模擬噴丸TC4試塊過程,分別提取深度方向的應力并和測試殘余應力結果對比,如圖5所示。

圖5 殘余應力結果

從圖5中可以看出:噴丸獲取的殘余壓應力沿垂直零件表面方向呈現(xiàn)出典型的先增大后減小,這是因為噴丸彈丸直徑相對較小,彈丸能夠獲得的初始速度在一定范圍不會一直增大,彈丸擊打零件以后產生的塑性變形發(fā)生在局零件表面一定的范圍內。當彈丸速度為90 m/s時,模擬得到的殘余應力和應力深度與噴丸強度為0.25 mmA時的試驗結果比較吻合,此時殘余壓應力的最大值為694 MPa,最大應力層深在0.23 mm左右。提取在彈丸初始速度90 m/s模擬結果中的深度方向的應變值作為溫度場模擬的輸入參數,應變值如圖6所示。

圖6 提取的應變值結果

在圖6中,PE11、PE22、PE33、PE12、PE13和PE23為6個應變分量。其中,PE33為主應變即垂直表面方向,在該方向上應力為主應力,表現(xiàn)為殘余壓縮應力,使材料有壓縮的趨勢應變呈現(xiàn)出壓縮變形趨勢即應變值均小于零,其最大值為-0.038;PE23應變分量方向為沿零件表面的方向,零件表面彈坑與彈坑之間會存有間隙,兩個彈坑出的材料會向下移動,兩個彈坑中間材料會呈現(xiàn)出被拉伸的趨勢,因此沿表面方向應變分量值會出現(xiàn)拉伸壓縮交替現(xiàn)場,應變分量值出現(xiàn)正負交替。

3 噴丸軌跡優(yōu)化

3.1 噴丸軌跡設計

為研究不同噴丸軌跡對葉片變形程度的影響,設計3種不同的噴丸軌跡,均采用S型路線,先噴葉片型面背弧,再噴葉片型面的內弧,如圖7所示。其中,軌跡Ⅰ為從葉根開始向葉頂走橫向S軌路線;軌跡Ⅱ位從葉頂開始向葉根走橫向S軌跡路線;軌跡Ⅲ為從葉頂向葉根方向走縱向S軌跡路線。

圖7 3種噴丸軌跡

3.2 不同噴丸軌跡變形分析

用溫度場方法模擬葉片型面噴丸過程,加載路徑與3種噴丸軌跡相同。為方便測量和分析不同軌跡的變形情況,在編制三坐標測量葉片程序時,將葉身劃分了平行于葉根的3條測量線,分別用L-L、M-M和N-N表示。同時將每條測量線平均分成4份,即在每條線上取5個測量節(jié)點,分別記為L1、L2、L3、L4、L5、M1、M2、M3、M4、M5以及N1、N2、N3、N4、N5,則每條測量線距離葉片根部的距離及各測量節(jié)點的位置如圖8所示。

圖8 檔位線位置

用基于溫度場方法模擬3種噴丸軌跡的變形云圖,結果如圖9所示。從變形云圖中可以看出:噴丸軌跡Ⅰ的最大變形量為0.239 mm,噴丸軌跡Ⅱ的最大變形量為0.189 mm,噴丸軌跡Ⅲ的最大變形量為0.209 mm,噴丸軌跡Ⅰ的最大變形量最大,軌跡Ⅱ最大變形量最小,軌跡Ⅲ最大變形量居中。變形的方向由葉片內弧指向葉片背弧方向,變形量由葉根向葉尖逐漸增大,靠近葉尖區(qū)域變形量最大,靠近葉根區(qū)域變形量最小,且3種軌跡在葉根區(qū)域的變形量很小,基本無差異。

圖9 不同噴丸軌跡的變形云圖

為驗證3種噴丸軌跡模擬結果的變形情況,用三坐標分別測量噴丸后葉片的實際變形情況。分別提取圖9中3條測量線上5個節(jié)點位置的變形值,并與三坐標測量相同位置的結果進行對比,結果如圖10所示。

圖10 不同噴丸軌跡各節(jié)點的變形量對比

從圖10可以看出:對于相同噴丸軌跡而言,L-L測量線上的點變形量最大,M-M測量線上的點變形量次之,N-N測量線上的點變形量最小,且同一條測量線上最中間(3號)節(jié)點的變形量最大,并向兩側逐漸減弱。從對比結果上看,L-L線和M—M線的模擬結果和測量結果基本相同,但實際檢測結果要比模擬結果略大,原因可能是基于溫度場的模擬對實際噴丸過程進行等效簡化時忽略了一些次要因素影響,應變深度方向加載時,網格劃分的不是足夠小。N-N線模擬和測量結果個別節(jié)點出現(xiàn)較大差異,這是因為靠近葉根處變形量數值較小,誤差相對比較明顯;對于不同噴丸軌跡而言,三坐標測量結果進一步驗證了之前數值模擬得出的結論:軌跡Ⅰ噴丸開始是從葉片的葉根處向上呈S形軌跡噴丸,噴丸開始時靠近葉根處的型面已經發(fā)生了塑性變形產生了殘余應力,在逐漸向上噴丸的時候，所噴區(qū)域逐漸獲得殘余壓應力同時變形會逐漸累積,變形會越來越大。軌跡Ⅱ是從葉頂開始向下呈S形噴丸,噴丸開始時彈丸擊打區(qū)域發(fā)生塑性變形產生殘余壓應力,隨著噴丸區(qū)域的增大,葉片發(fā)生的變形也會變大,但是在靠近葉頂區(qū)域噴丸時葉身下面區(qū)域并沒有發(fā)生塑性變形葉片的剛性相對較大,葉身下面區(qū)域材料抵抗變形能力相對較大,變形就更不容易發(fā)生,因此軌跡Ⅱ變形量要小于軌跡Ⅰ。軌跡Ⅲ是葉頂和葉根交替的S形軌跡,總的變形量會介于軌跡Ⅰ和軌跡Ⅱ中間,因此三種軌跡噴丸變形呈現(xiàn)出軌跡Ⅰ的變形量>軌跡Ⅲ的變形量>軌跡Ⅱ的規(guī)律。

4 結 論

針對TC4鈦合金葉片噴丸強化過程中易產生變形的問題,以準確性和高效率為原則,進行多彈丸噴丸過程數值模擬,并分析不同噴丸軌跡對變形幅度的影響。

(1)等效溫度場思路能夠有效模擬TC4材料噴丸過程所受應力情況,可以提高數值模擬過程中的運算效率,為研究復雜葉片實際噴丸問題提供解決方案。

(2)噴丸后葉片都會呈現(xiàn)出由內弧向背弧的變形趨勢,且軌跡Ⅰ的變形量最大,最大變形量約為0.24 mm,噴丸軌跡Ⅱ的變形量最小,最大變形量約為0.19 mm,即軌跡Ⅰ的變形量>軌跡Ⅲ的變形量>軌跡Ⅱ的變形量,軌跡Ⅱ相較軌跡Ⅰ的最大變形量減小了20.8%,相較軌跡Ⅲ的最大變形量減少了9.5%。數值模擬和試驗結果基本吻合,驗證了設計方案的可行性。

(3)噴丸軌跡是影響葉片形變的重要因素,實際噴丸工藝生產中通過模擬合理優(yōu)化軌跡可有效減小葉片噴丸后的變形幅度,提高鈦合金葉片的疲勞強度,達到噴丸強化的最佳效果。