摘 要:對0Cr16Ni5Mo1馬氏體不銹鋼進行不同工藝的表面噴丸處理后,采用X射線應力分析 和衍射分析方法研究了噴丸工藝對試樣表面粗糙度、殘余應力、衍射半高寬、殘余奧氏體含量和顯 微硬度的影響。結果表明:經鋼丸強力噴丸+玻璃/陶瓷丸噴丸的復合噴丸工藝處理后,試樣表面 粗糙度低,表面殘余壓應力大且分布均勻,殘余壓應力層深在100μm 以上,衍射半高寬、殘余奧氏 體含量變化明顯,表面硬度顯著提升。 

關鍵詞:0Cr16Ni5Mo1鋼;噴丸;微粒子;X射線應力分析 

中圖分類號:TG142.71                     文獻標志碼:A                      文章編號:1001-4012(2021)12-0032-06

0Cr16Ni5Mo1鋼屬于超低碳馬氏體不銹鋼,因 其碳含量較低以及鉻、鎳、鉬的配比較優,有利于形 成較為穩定的馬氏體組織,且通過簡單的熱處理即 可得到強度和韌性良好匹配的材料,從而在水電、火 電、核 電 和 航 空 航 天 等 領 域 得 到 廣 泛 應 用[1-2]。 0Cr16Ni5Mo1鋼常用于制造葉片、齒輪等零件,由 于長時間受到交變載荷的作用,上述零件容易發生 疲勞失效,降低其使用壽命。因此,疲勞壽命成為 0Cr16Ni5Mo1鋼的重要性能指標。 

表面噴丸強化技術是提高機械零部件疲勞壽命 的一種重要的制造工藝。噴丸處理能夠給材料表層 帶來多種變化,包括:①引入殘余壓應力場;②細化 表面組織;③將殘余奧氏體轉變為馬氏體;④表面粗 糙度增大[3]。其中前三者均可提高材料的疲勞壽 命,而最后者則會降低材料的疲勞性能。然而,通過 優化處理噴丸工藝參數,可以將表面粗糙度控制在 合理的范圍內,從而避免這一不利影響。與其他表 面強化技術相比,噴丸處理具有強化效果明顯、操作 簡便及成本低廉等優點。 

目前,噴丸強化技術在國內已得到了一定程度 的應用,但實際噴丸處理工藝的選擇仍面臨很多問 題。對于不同材料的噴丸強化件,采用鋼丸、陶瓷 丸、玻璃丸等不同噴丸介質,選用不同的噴丸強度以 及復合工藝都會對噴丸強化效果產生明顯影響。為 了獲得最優的噴丸強化效果,筆者對0Cr16Ni5Mo1 馬氏體不銹鋼進行了6種不同工藝的噴丸處理,以 期獲得最優的殘余壓應力場及細化的形變組織,最 大程度改善材料的疲勞性能。

1 試驗材料及方法 

1.1 試驗材料 

試驗材料為0Cr16Ni5Mo1馬氏體不銹鋼,由北 京鋼鐵研究總院采用真空感應熔煉制得,其化學成分如表1所示。試驗材料在1100℃保溫1h奧氏體化 后,進行油淬冷至室溫,然后在580℃保溫2h回火。 

圖1為試驗材料熱處理前后的顯微組織形貌、 掃描電鏡(SEM)形貌及電子背散射衍射(EBSD)形 貌,可知回火狀態的顯微組織中基體為回火馬氏體 和少量的殘余奧氏體,其晶粒度對應 ASTM 標準評 級約為4.5級,每個原奧晶粒內存在若干個取向不 同的馬氏體板條,殘余奧氏體彌散分布于板條間。

噴丸試樣從試驗材料上切取,為圓片狀試樣,尺 寸為?25mm×10mm。對其端面進行噴丸處理, 具體試樣尺寸與噴丸工藝方法如圖2所示。噴丸所 用彈丸為直徑0.3mm的鋼丸、直徑0.1mm的陶瓷 丸以及直徑0.1mm的玻璃丸。

1.2 試驗方法 

表2為不同噴丸工藝的編號及參數。重要的噴 丸工藝參數包括噴丸強度和噴丸表面覆蓋率[4]。噴 丸強度是通過標準阿爾門的飽和弧高曲線來確定 的,飽和點弧高值即為噴丸強度(標準單位為 mm),標準阿爾門試片包括A型與N型試片,試驗樣品均 達到100%覆蓋率。

各工藝條件下噴丸表面粗糙度均采用 TR220 型表面粗糙度儀測量,主要粗糙度參數選擇輪廓算 術平均偏差(Ra)和微觀不平度10點高度(Rz)[5], 每個噴丸表面重復測量3次,最后取其平均值。每 次取樣連續取5段,每段長度0.4mm。 

噴丸后殘余應力采用 Proto-LXRD 型 X 射線 應力分析儀檢測[6]。儀器管電壓30kV,管電流20mA,Cr靶 Kα 輻 射,V 濾 波 片,準 直 管 直 徑 1mm,雙512通道位敏探測器。對應衍射角2θ范 圍均為20°,ψ角±45°內優化設置17站,同傾衍射 幾何方式。檢測執行 ASTME915-2010、EN15305 -2008以及GB7704-2017標準。X射線應力分析 儀同時還可以檢測噴丸層的衍射半高寬,用以間接表 征噴丸后形變組織結構。采用Proto-8818型電解拋 光機和專用電解液進行電化學腐蝕,工作電壓15V, 工作電流2A,采用數顯千分尺測量腐蝕深度。

殘余奧氏體含量通過XL-640型 X射線衍射分 析儀檢測,儀器管電壓25kV,管電流5mA,Cr靶 Kα輻射,V濾波片,準直管直徑1mm。選擇奧氏 體(220)及馬氏體(211)衍射晶面,對應2θ范圍分別 132°~125°及168°~144°,間隔均為0.04°,時間常數 3s及20s。檢測執行ASTME975-2013和YB/T 5338-2006標準。 

采用DHV-1000型顯微硬度計測量各種工藝 對應噴丸層顯微硬度及其沿材料層深的分布。測試 時,載荷為0.49N,保載時間10s,在同一層深重復 測量3點,最后取其平均值。

2 試驗結果與討論

 2.1 表面粗糙度

 利用數顯表面粗糙度輪廓儀測量試塊未噴丸機 加工面以及不同工藝噴丸處理面的表面粗糙度的 Ra 和Rz 值,結果如圖3所示。

直徑?25mm、厚度10mm圓片噴丸工藝試塊 端面經過精磨加工,未噴丸機加工面表面粗糙度較 低。噴丸工藝1和工藝2的噴丸強度較低,對應表 面粗糙度增加不明顯。噴丸工藝3和工藝4采用鋼 丸,隨著噴丸強度增加表面粗糙度增大。噴丸工藝 5和工藝3相比,由于增加微粒子玻璃丸噴丸,表面 粗糙度降低。噴丸工藝6和工藝4相比,由于增加 微粒子陶瓷丸噴丸,表面粗糙度降低。噴丸工藝10 和工藝9相比,增加了微粒子玻璃丸噴丸,表面粗糙 度進一步降低?？傊?采用多道復合噴丸技術,既可 以確保噴丸強化效果又不至于明顯增加噴丸表面粗 糙度,使試樣獲得較高的表面質量。 

2.2 殘余應力 

圖4為噴丸后試樣表層殘余應力分布?？梢钥?出,表層殘余應力分布因噴丸工藝的不同而呈現出 巨大 差 異。 未 噴 丸 機 加 工 表 面 殘 余 應 力 為 -263MPa,殘余壓應力深度50μm;工藝1,2表面殘余應力分別為-661MPa,-667MPa,殘余壓應 力深度分別為50μm,75μm;工藝3,4表面殘余應 力分別為-497MPa,-543MPa,殘余壓應力深度 分別為100μm,150μm;工藝5,6表面殘余應力分 別為-590MPa,-620MPa,殘余壓應力深度分別 為100μm,150μm。即噴丸工藝4,6引入最強的殘 余壓應力場,工藝3,5次之,工藝1,2引入殘余壓應 力場相對較弱。

未噴丸機加工表面存在較低水平的殘余壓應 力,主要是由于磨削加工所致,機加工殘余應力水平 較低,因此沿材料深度方向的分布比較淺,對材料的 表面性能不會產生明顯影響。工藝1和工藝2分別采用 微 粒 子 玻 璃 丸 0.10 mm 強 度 和 陶 瓷 彈 丸 0.20mm強度噴丸,可在表面獲得較高的殘余壓應 力,但玻璃丸和陶瓷丸噴丸強度較低,殘余壓應力分 布較淺。噴 丸 工 藝 3,4 采 用 鋼 丸,噴 丸 強 度 由 0.10mm增至0.20mm,導致噴丸表面殘余壓應力 增大,最大殘余壓應力也增大,由520 MPa增至 570MPa,殘余壓應力深度增加。這是由于噴丸強 度增加,彈丸沖擊材料的力度增大,導致材料表層形 變程度增大,從而產生更大的殘余壓應力以及更深 的殘余壓應力分布[7-8]。與噴丸工藝3相比,工藝5 中試樣殘余壓應力場的層深、最大值變化不大。但 工藝5中增加一道強度0.10mm 的玻璃丸噴丸,有 效增加了噴丸表面的殘余壓應力,二次強化效果比 較明顯。噴丸工藝6與工藝4的變化規律同樣類 似,試樣表面殘余壓應力增大。

在噴丸過程中,材料表層發生塑性變形,而其內 部則始終為彈性變形,最終導致材料表層呈現殘余 壓應力的狀態,可以顯著提高材料的疲勞壽命。采 用上述鋼丸強力噴丸+陶瓷式玻璃丸噴丸的復合噴 丸方式(即工藝5,6),可以進一步增加噴丸表面的 殘余壓應力,緩解最表層殘余應力分布梯度,從而優 化噴丸殘余應力場的分布。

為進一步驗證噴丸工藝5對試樣表面殘余應力 分布均勻性的影響,在試樣表面隨機測量了 A1~ A9、B1~B9共計18個位置的殘余應力,結果如圖5 所示?？芍?經鋼丸強力噴丸+陶瓷式玻璃丸噴丸 的復合噴丸后,試樣表面的殘余應力分布較為均勻, 波動不大,都在-700MPa左右,即工藝5能夠對試 樣表面起到很好的強化效果。

2.3 衍射半高寬 

X射線衍射半高寬常用來間接表征材料噴丸后 形變組織結構,衍射半高寬越寬則材料內晶粒越細及晶格畸變越大[9]。噴丸后試樣表層的衍射半高寬 分布如圖6所示?？芍?各工藝的噴丸強化處理均能 在試樣表面造成衍射半高寬的寬化,且隨層深的增加 而急劇減小,最終都穩定在基體的2.2°左右。 

未噴丸機加工表面的衍射半高寬寬化最小,主 要是由于磨削加工過程導致表面塑性變形所致,對 材料的表面性能基本不會產生影響。工藝1和工藝 2分別采用玻璃丸強度為0.10mm和陶瓷丸強度為 0.20mm 噴丸(N 試片),噴丸強度較低,其衍射寬 化深度較淺。噴丸工藝3,4均采用鋼丸,噴丸強度 為0.10、0.20mm(A 試片),噴丸強度較強,導致其 衍射半高寬寬化深度較深。可知噴丸強度是影響 X 射線衍射半高寬寬化的最主要因素,這是因為噴丸 強度增加導致表層形變程度增大,產生更加明顯的 形變組織結構即晶粒細化和晶格畸變增大,表現為 衍射半高寬寬化的現象。

噴丸工藝5與工藝3或者工藝6與工藝4相比, 增加了一道陶瓷式玻璃丸噴丸,其衍射半高寬寬化深 度變化不明顯,但表面衍射半高寬寬化提升明顯。這 是因為二次噴丸的噴丸強度較小,對材料的次表層影 響不大,但對材料表面的二次強化效果明顯。

除了殘余應力分布的均勻性外,表面微觀畸變的 均勻性對試樣表面質量同樣起著關鍵作用。因此試 驗中同樣測定了經工藝5噴丸強化后,試樣表面衍射 半高寬的具體數值,如圖7所示。經鋼丸強力噴丸+ 陶瓷式玻璃丸噴丸的復合噴丸后,試樣表面的衍射半 高寬分布均勻,方差較小,都在4.0°左右,相較于基體 的2.2°提升明顯,能夠起到良好的強化效果。

2.4 殘余奧氏體含量 

在0Cr16Ni5Mo1馬氏體不銹鋼中,馬氏體相強 度、硬度更高,奧氏體相的塑性韌性更好[10]。因此, 對于提高材料的疲勞壽命,獲得外強里韌的組織結構,即提高表層馬氏體的占比,降低殘余奧氏體含 量,而這恰恰是噴丸強化所能帶來的效果。經不同 工藝噴丸處理后,試樣表層殘余奧氏體含量隨深度 的變化,如圖8所示。從數據中看出,機加工表面的 奧氏體向馬氏體轉變量非常少;噴丸處理能夠明顯 提高奧氏體轉變為馬氏體的數量。

噴丸工藝1和2分別采用玻璃丸和陶瓷丸噴 丸,噴丸強度較低,噴丸后馬氏體相變深度較淺。噴 丸工藝3~6都經過用鋼丸進行的較高噴丸強度的 噴丸處理,彈丸打擊力度大,材料表層的形變程度 大,奧氏體向馬氏體轉變得更加充分,發生馬氏體相 變的深度大。噴丸工藝5與工藝3或者工藝6與工 藝4相比,增加了一道陶瓷式玻璃丸噴丸,進一步促 進了表面馬氏體的相變,給表面殘余奧氏體含量帶 來一定程度下降。結果表明采用鋼丸強力噴丸+陶 瓷式玻璃丸噴丸的復合噴丸方式,促進表層噴丸馬 氏體更充分的發生相變,為表層帶來更好強化效果。

2.5 顯微硬度 

圖9為噴丸后樣品表層硬度沿層深的變化曲 線。由圖9可以看出,各噴丸工藝均使試樣表層硬 度得到明顯提升,且隨噴丸強度的增加而提升明顯;同時二次陶瓷式玻璃丸噴丸可進一步提升表面硬 度;從表面到基體,硬度提升逐漸降低,顯微硬度最 終都降低到320HV左右。 

噴丸工藝1和工藝2表面顯微硬度分別可達 394HV和418HV,但其噴丸強度較低,硬化層深度 在75μm以內。噴丸工藝3和4,隨著噴丸強度的增 加,導致材料表層形變程度增大,硬化層深度逐漸增 大,加工硬化現象更加明顯,表面顯微硬度由435HV 提升 至 447 HV,硬 化 層 深 度 由 150μm 提 升 為 200μm。噴丸工藝5與工藝3、工藝6與工藝4相 比,由于增加了一道陶瓷玻璃丸噴丸,在增加殘余壓 應力和改善組織結構的同時,表面顯微硬度也有所提 高,噴丸工藝6的表面顯微硬度最高為459HV。 

材料硬度是一個綜合性指標,通常受多種因素 的影響,例如噴丸表層的殘余壓應力、形變細化組織 結構以及噴丸誘發殘余奧氏體向馬氏體相變等。表 層噴丸殘余壓應力越大、形變細化組織結構越明顯 以及噴丸誘發馬氏體相變越充分,導致噴丸表層的 顯微硬度就越高。 

3 結論 

(1)噴丸強化處理可以為0Cr16Ni5Mo1馬氏 體不銹鋼試樣表面帶來明顯的強化效果,且強化效 果隨噴丸強度的提高而明顯提升,其中殘余壓應力 引入、衍射半高寬寬化、殘余奧氏體含量降低以及硬 度提升都很明顯。 

(2)僅對試樣進行玻璃丸0.10mm和陶瓷彈丸 0.2mm強度(N試片)噴丸強化時,噴丸強度較低, 硬化層深度較淺,對試樣表層的強化作用有限;僅對 試樣進行鋼丸0.10,0.20mm 強度(A 試片)噴丸強 化時,噴丸強度較大,能夠對試樣表層起到較好的強 化作用,但會引入較大的表面粗糙度,對疲勞壽命的提升起到不利影響。 

(3)對試樣進行鋼丸強力噴丸+玻璃/陶瓷噴 丸的復合噴丸處理,在試樣表面可以產生較高的殘 余壓應力(-590MPa、-620MPa)和較大的衍射 半高寬(3.955°、4.17°),并且噴丸后的表面粗糙度增 大不明顯(Ra 為0.889μm、1.625μm)。此外證實, 表面各點的殘余壓應力、衍射半高寬差別不大即分 布比較均勻。

參考文獻: 

[1] 米豐毅,龔 雪 輝,袁 武 華,等.回 火 溫 度 對 0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼組織和性能的影響[J].材 料開發與應用,2015,30(1):38-42. 

[2] 趙梓鈞,黃帥,郭紹慶,等.回火溫度對激光選區熔化 0Cr16Ni5Mo1不銹鋼組織性能影響的探討[J].中國 標準化,2020(增刊1):367-373. 

[3] 姜傳海,欒衛志,余震.兼顧表面強化和拋光的復合噴 丸處理方法:200910048995[P].2009-09-16. 

[4] 陳明.SAF2507雙相不銹鋼噴丸強化及其表征研究 [D].上海:上海交通大學,2019. 

[5] 時旭,陳明,姜傳海.噴丸處理對SAF2507鐵素體-奧 氏體雙相不銹鋼顯微組織和殘余應力的影響[J].機 械工程材料,2019,43(7):59-63. 

[6] CHEN M,JIANG C,XU Z,etal.Surfacelayer characteristics of SAF2507 duplex stainless steel treatedbystressshotpeening[J].AppliedSurface Science,2019,481(7):226-233. 

[7] 欒衛志,姜傳海,嵇寧.噴丸處理對TiB2/Al復合材料 表面基體力學性能的影響[J].材料研究學報,2009, 23(3):237-241. 

[8] LIU H,ZHU W,JIANG C,etal.Microstructure evolution and residual stress distribution of nanostructured Mg-8Gd-3Yalloyinducedbysevere shotpeening[J].SurfaceandCoatingsTechnology, 2020,404:126465. 

[9] FUP,CHUR,XUZ,etal.Relationofhardnesswith FWHMandresidualstressofGCr15steelaftershot peening[J].AppliedSurfaceScience,2018,431:165- 169. 

[10] 孫永慶,劉振寶,王長軍,等.N 含量對0Cr16Ni5Mo 馬氏體不銹鋼力學性能和組織的影響[J].金屬熱處 理,2019,44(3):69-73. 

<文章來源>材料與測試網 > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 57卷 > 12期 (pp:32-37)>