电子档案

BACK

科学新讯


第 5 卷- 2017 年 12 月刊
铝合金 ENAW 6082激光喷丸和喷丸强化的表面完整性



表1:化学成分铝合金


表2:经处理的铝合金的机械性能


图1:样品表面和表面粗糙度的地形图像Ra和Rz


图2:在不同强化条件下样品的显微硬度变化


图3:两种处理条件的最小残余应力分布


图4:铝合金样品表面弹坑位置的电位极化曲线 (a) 和SEM宏观图(b) LP - 900脉冲/cm2和 (c) 初始状态

1.简介

  机械部件的表面可以通过激光和喷丸强化等技术进行改进,从而提高疲劳强度和耐疲劳性。激光喷丸(LP)是一种创新的表面处理,主要是Q-switched Nd:YAG激光器,其脉冲最小值为50ns,脉冲峰值功率密度高达几十GW/cm2。LP的产生基于激光束与工件材料相互作用时产生的等离子体,其会产生冲击波,相应地,还会在材料中产生原子平面的弹塑性位移。Zhang等[1]将LP应用于不同类型的钢、铝合金和钛合金。LP会产生相当数量的动力冲击,这些冲击会产生相当大的致密位错和高梯度的压缩残余应力[2]。传统的喷丸强化(SP)提供了诱导压缩残余应力的硬颗粒的动能,这有助于在动态载荷下表面承载能力的增加。可以通过断裂力学测试进一步估计处理后的材料行为。表面强化如SP的机械过程的一个弱点是,表面处理将是粗糙的,其耐腐蚀性将降低[3]。机械部件的SP的影响取决于许多参数,会导致表面形貌、微结构、硬度和残余应力的变化,并且经常由动态测试对这些参数进行补充。Herzog等[4]描述了SP工艺和最佳参数,确保了预先选择的表面层特性。他们证明了压缩残余应力的分布仅由阿尔门强度并不能清楚地表现出来;还必须包括影响残余应力变化的其他参数。该方法由于其实用性和简便性而经常在实际应用中使用,因为该方法是在室温温度下进行的;因此,残余应力变化更容易管理,并且其影响参数较少。

2.实验程序

2.1 基材规格

  为了比较LP和SP铝合金的效果,选择ENAW 6082样品材料。T-651合金处于沉淀强化状态。将材料在540℃的温度下进行预均匀化处理,然后淬火至环境温度,用2%应力进行拉伸负载,并在160℃的温度下进行10小时的人工老化。

2.2 喷丸条件

  由于压缩残余应力的产生,激光和喷丸强化具有防止了新裂缝的产生以及现有微裂纹的扩展[5]的有利作用。使用Q-switched Nd执行LP:YAG激光波长为1064nm,功率密度为10.75GW/cm2。选择900脉冲/cm2的处理强度,相当于1.71 kJ/cm2的最终累积密度,激光脉冲持续时间为10ns,与重复频率10Hz一致。在LP表面扫描中,将样品夹在可移动的计算机辅助x-y台中,并浸没在水中,各个脉冲之间的重叠间距等于0.33mm。SP具有相同直径的S170钢丸,颗粒硬度为HRC56。选择的操作压力为1.6bar,质量流量 = 1.5kg/min,弧高为0.31mmA。

3.结果

3.1 表面粗糙度

  表面粗糙度表示实际表面轮廓与理想表面轮廓的偏差。在表面上,常常会存在各种缺陷和损坏,对于光学或电子显微镜来说,没有规定的评估程序。

  为了比较和分析样品表面粗糙度,选择每lm长度中测量8mm的平均算术粗糙度Ra和平均粗糙度深度Rz。测量仪由Taylor/Hobson Pneumo生产制造的表面轮廓仪Surtronic 3+,使用截止值为0.8mm的Gaussian滤波器进行测量。在样品边缘和中间等不同位置进行全面的粗糙度测量。因此,对纵向上的样品边缘进行两次测量,并且在横向方向上进行两次测量。剩余的两个测量在强化样品的中心进行;一个在纵向上,一个在横向上。

  图1显示了表面的地形图,证实了处理条件对最终表面粗糙度的极端依赖性。从表面形貌图像的比较可以推测,LP和SP之间的样品表面因为弹口尺寸的差异而不同。在经脉冲密度为900脉冲/cm2的LP处理之后,其所产生的表面弹坑尺寸在50μm和100μm之间。SP后,弹坑口几乎要大于直径范围(90μm到170μm之间)的2倍。从表面粗糙度测量的结果可以看出,在经LP和SP处理之后,波纹得以增加,并且相应地,表面粗糙度随之增加。SP后的样品在工作压力p = 1.6 bar以及颗粒质量流量下进行强化,即1.5 kg/min具有粗糙度值Ra = 6.38mm 和Rz = 31.75mm。用 LP处理的样品更有利,并且具有较低的粗糙度值,即Ra = 4.88mm 和 Rz = 25.83mm。实际上需要较低的粗糙度,因为它意味着在各种应用中组件成分的摩擦特性较低。LP之后的表面粗糙度的增加是许多激光束与样品表面的相互作用和冲击波的累积作用的结果,而冲击波的累积作用又首先在表面层[2]产生了微观移动。SP后表面粗糙度测量结果符合软材料强化后的预期值[6]。

3.2 显微硬度

  使用Vickers法测量铝合金AlSi1MgMn的LP和SP之前和之后的显微硬度,负荷为200g(HV0.2)。由于需要至少十次测量以在强化层中建立显微硬度分布,所以需选择合适的载荷以提供足够数量的测量和显微硬度变化。图2中的强化结果表明LP和SP技术的材料显微硬度增加,其中软态下合金ENAW 6082的平均硬度约为89 HV0.2。

  在LP后达到了显微硬度的最高值,达到119 HV0.2。相比之下,经SP处理的材料的最大显微硬度值为116 HV0.2。从显微硬度曲线可以看出,在LP之后,强化深度高于经SP处理后的230μm强化深度。在SP之后,材料显微硬度与230μm深度的初始状态几乎相同,而在LP之后,即使在340μm的深度,显微硬度值也较高。从硬度变化可以推断,强化层深度取决于喷丸处理条件,而在LP之后,更为有利的是强化深度较高。

3.3 通过钻盲孔分析残余应力

  使用根据ASTME 837-01E[7]的钻松口方法测量残余应力,一个玫瑰形CEA-06-062-UM的测量装置和具有气动涡轮机的钻井装置Vishay RS-200,用于实现高钻孔速度。使用集成法和程序包H-钻孔测定LP和SP处理的样品残余应力变化。集成法提供了每个深度增量内的残余应力的单独评估。因此,空间分辨率是所有方法中最优先的,并且是测量快速变化的残余应力(如激光和喷丸强化)时的选择方法[8]。

  图3示出了在SP和LP之后的初始状态下,对样品最小主残余应力变化的比较。从残余应力变化可以推断,初始状态下样品中最小残余应力的值是理想的,因为它们达到约0MPa。这种变化证实,选择的热处理(T-651)对于初始材料状态是合理的。经LP处理的样品最小主压缩残余应力处于压缩范围内的表面以下,达到最大值-242Mpa,该值在合金的拉伸强度范围内。在其他铝合金的技术文献中,我们也发现了经SP后铝合金的类似残余应力变化[9]。SP后的最小主残余应力在整个表面层中也具有压缩特性,但它们比LP稍低。压缩残余应力的最大值在0.45mm深度时等于-113MPa。

3.4 点腐蚀分析

  在3.5%NaCl水溶液中,用动电位极化试验测试铝合金的耐腐蚀性。在存在氯离子的情况下,其作用将深度恶化,铝合金样品表面的钝化膜/氧化膜的保护性能急剧下降,导致强烈的腐蚀损伤。研究结果表明,在这些点上,氧被氯离子驱除,从而产生了表面上的小弹坑。这种腐蚀类型称为点腐蚀[10]。恒电位极化测试使用装置Voltalab 21和腐蚀电池CEC/TH以及辐射计分析仪。以10mV/s的电位扫描速率建立数据,其中电极电位增加至-500mVSCE。

  图4显示了LP前后测量的铝合金的电位极化曲线。从偏振曲线的变化可以推测,在激光喷丸之后,点蚀电位(Epitt)也将增加。用900脉冲/cm2处理的LP样品与处于递送状态的相同材料相比,点蚀电位增加了62mV。为了进一步证实经LP后的耐腐蚀性能得到改善,样品同样使用SEM显微镜经过了验证。从SEM表面图像可以看出,对于两种铝合金,样品表面的最大量腐蚀损伤(弹坑)发生于已交付状态。经受初步LP的样品表面的宏观图像证实了弹坑的数量将减少。

4.结语

  经对铝合金ENAW 6082-T651激光和喷丸强化之间的数据比较。研究结果表明,LP处理与传统的SP处理相比,会在薄的表面层产生更大、更好的显微硬度变化。用SP获得的强化深度约为230μm,但是通过LP处理,即使在340μm的深度也会获得较高的显微硬度值。此外,在SP之后,将获得更高的表面粗糙度,并且SP还可能损坏具有较大弹坑的表面和可能的微裂纹,而在LP之后的表面光洁度会显示更好的特性,具有更高的尺寸精度。获得的压缩主残余应力及其在薄表面层中的梯度在LP处理后证实了一个非常有利的变化。经LP处理的样品主要压缩残余应力达到最大值-242MPa。经SP后,压缩残余应力的最大值等于-113Mpa,几乎是经LP处理后的两倍。在LP处理的机器部件的动态载荷下,主要残余应力的有利变化表明其对材料的抵抗力更高。腐蚀测试证实了在已交付状态和处理状态下的点腐蚀攻击。然而,点蚀腐蚀攻击的强度随着经LP处理的样品量的减少而减少。也证实了经LP处理后点蚀电位会增加。

致谢

  感谢斯洛文尼亚研究机构提供的国家预算财政支持(计划编号P2-0270)。

参考文献

1. Zhang, W., Yao, Y.L. (2002), Journal of Manufacturing Science and Engineering, Vol. 124, p.p. 369-378.
2. Grum, J., Trdan, U., Hill, M.R. (2008), Materials Science Forum Vol. 589, pp 379-384.
3. Schulze, V (2005) ‘Modern Mechanical Surface Treatment: States, Stability, Effects’, WILEY-VCH Verlag Gmbh & Co. KGaA.
4. Herzog, R., Zinn, W., Scholtes, B., Wohlfahrt, H., The Sixth Int. Conf. on Shot Peening, San Francisco 1996, USA, Ed.: J. Champaigne, p.p. 270-281.
5. Higounenc, O. ‘Correlation of shot peening parameters to surface characteristic’, Proceedings of the 9th International Conference on Shot peening, 2005, p.p. 28-35.
6. Grum, J., Metal Finishing News, Vol. 9, 2008, p.p. 54-56.
7. Standard Test Method for Determining Residual Stresses by the Hole Drilling Strain Gage method, ASTM E 837-01, 1995, p.p. 694-703.
8. P.V. Grant, J.D. Lord, (2002), MATC(MN)31, National Physical Laboratory, UK
9. J.L. Ocaña, M. Morales, C. Molpeceres, J.A. Porro, J. Grum, M. Zupančič (2005), Proceedings of the 9th Int. Conf. on Shot Peening, Paris, p.p. 466-471.
10. ASM Metals Handbooks, Volume 13: ‘Corrosion’, ASM INTERNATIONAL, 2004, USA.



邮箱:sebastjan.zagar@fs.uni-lj.si
uroš.trdan@fs.uni-lj.si,
janez.grum@fs.uni-lj.si

University of Ljubljana
Faculty of Mechanical Engineering
1000 Ljubljana, Slovenia


 
  记住密码
忘记密码?
请输入您的 email :