圖 1 挺柱的結構以及截面顯微組織
Figure 1. Structure (a) and section microstructure (b) of tappet
分享：滲氮X210CrW12鋼挺柱的微粒子噴丸工藝
0. 引言
船用柴油機凸輪軸-挺柱配副的摩擦磨損是發動機故障中的棘手問題,而挺柱端面的接觸疲勞剝落是發動機臺架試驗常見的失效形式之一,約占失效總數的50%以上[1]。船用柴油機的耐久性要求極高,這就要求挺柱具有更高的接觸疲勞性能。表面強化可以提升挺柱的接觸疲勞和耐磨性能,目前挺柱的表面強化方法多為鹽浴滲氮或氣體滲氮。滲氮處理后挺柱表面具有良好的抗黏著磨損性能,并且在交變載荷作用下具有更高的疲勞抗力。但是,滲氮處理后表面殘余壓應力較小,影響范圍有限,因此需要進一步探索表面強化方法以繼續提升挺柱的服役壽命。
表面強化工藝中的噴丸處理采用高速運動的彈丸流反復擊打材料表面,使材料表層發生明顯塑性變形而引入殘余壓應力場、細小組織及粗糙表面[2-4]。研究[5]表明,用直徑0.6 mm鋼丸對滲氮18Cr2Ni4WA鋼進行噴丸強化后,表面最大殘余壓應力較直接噴丸強化提高151%。高玉魁[6]用直徑0.4 mm鋼丸對滲氮后的40Cr鋼和30CrMo鋼進行噴丸強化,疲勞強度相比未噴丸鋼分別提高了20%和11%?？梢?滲氮+噴丸的復合強化工藝能夠明顯優化金屬材料表面性能。但是,滲氮工藝形成的滲氮層薄且硬脆,對噴丸工藝要求非?？量獭鹘y噴丸強化技術因彈丸直徑較大易使表面形成微裂紋,無法在滲氮鋼上實現工程化應用。微粒子噴丸強化工藝使用直徑更小的彈丸,可有效消除原始加工痕跡,減少應力集中位置,并在表層引入更大的殘余壓應力,但是目前未見有關滲氮鋼微粒子噴丸工藝方面的研究。因此,作者以滲氮后的X210CrW12鋼挺柱為研究對象,采用玻璃丸、陶瓷丸+玻璃丸、鋼丸+陶瓷丸+玻璃丸等不同彈丸在不同噴丸強度下對挺柱外圓面和端面進行微粒子噴丸強化處理,研究了微粒子噴丸處理后挺柱表面微觀形貌、殘余壓應力、殘余奧氏體含量和顯微硬度分布,以期為挺柱復合噴丸工藝的產業化開發提供理論依據。
1. 試樣制備與試驗方法
試驗對象為整體滲氮處理的X210CrW12鋼挺柱,由山東高強緊固件有限公司提供。挺柱結構如圖1（a）所示,內圓直徑為25 mm,厚度為5 mm,長度為60 mm。挺柱截面顯微組織如圖1（b）所示,表層為厚度約10 μm的Fe-N化合物層,次表層為擴散層,心部組織為塊狀碳化物+馬氏體基體。
采用氣動數控噴丸設備對挺柱外圓面和端面進行微粒子噴丸處理,所用彈丸包括直徑0.3 mm的鋼丸、直徑0.1 mm的陶瓷丸和直徑0.1 mm的玻璃丸,采用3種噴丸工藝：僅用玻璃丸進行噴丸,噴丸強度為0.07 mm（由A試片測得,下同）,將該工藝記作工藝1；先用陶瓷丸進行噴丸,噴丸強度為0.15 mm,再用玻璃丸進行噴丸,噴丸強度為0.07 mm,將該工藝記作工藝2；先用鋼丸進行噴丸,噴丸強度為0.30 mm,再用陶瓷丸進行噴丸,噴丸強度為0.15 mm,最后用玻璃丸進行噴丸,噴丸強度為0.07 mm,將該工藝記作工藝3。3種工藝的噴丸覆蓋率均為150%。
采用ZEISS EVO18型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察不同工藝噴丸前后挺柱端面的微觀形貌。采用TR240型表面粗糙度及輪廓儀測表面粗糙度Ra,取樣長度為0.4 mm,測5次取平均值。采用Proto-8818型電解拋光機和專用電解液對噴丸表面進行腐蝕剝層,工作電壓為15 V,電流為2 A,使用數顯千分尺測剝層深度。采用Proto-LXRD型X射線應力分析儀測不同剝層深度（距表面不同距離）處殘余壓應力,管電壓為30 kV,管電流為20 mA,采用鉻靶,Kα射線,釩濾波片,采用同傾衍射幾何方式；采用XL-640型X射線衍射分析儀測不同剝層深度的殘余奧氏體含量,管電壓為25 kV,管電流為5 mA,采用鉻靶,Kα射線,釩濾波片,選擇奧氏體（220）及馬氏體（211）衍射晶面,測試范圍分別為132°~125°及168°~144°,測試間隔為0.04°,時間常數為3 s及20 s；采用DHV-1000型顯微硬度計測不同深度處的顯微硬度,試驗載荷為0.5 N,保載時間為10 s,相同深度處測3次取平均值。
2. 試驗結果與討論
2.1 表面形貌
挺柱端面與凸輪軸接觸,是發動機運轉時的主要工作面,且噴丸前后其表面形貌與外圓面相似,因此僅對端面的表面形貌進行觀察。由圖2可以看出：噴丸前挺柱表面存在輕微的磨削加工劃痕；經過工藝1和工藝2噴丸處理后,表面未見明顯的裂紋、材料剝落等缺陷,且原始加工劃痕得到消除,經過工藝3噴丸處理后表面材料發生塑性流動,機加工痕跡完全消除,表面出現了微彈坑,同時還存在少量碎屑以及材料黏結現象[7-8]。由表面形貌的差異性分析,工藝3下挺柱表層的強化程度大于工藝1和工藝2。
圖 2 不同工藝噴丸前后挺柱端面的微觀形貌
Figure 2. Surface micromorphology of end face of tappet before (a) and after (b–d) shot peening with different processes: (b) process 1; (c) process 2 and (c) process 3
2.2 表面粗糙度
由圖3可以看出：不同工藝噴丸前后挺柱外圓面和端面的表面粗糙度相近,噴丸后表面粗糙度高于噴丸前；工藝1、工藝2、工藝3噴丸后挺柱的表面粗糙度依次增大,但都處于較低水平（Ra小于1 μm）,噴丸后表面總體質量較高。工藝3經歷3次噴丸處理,噴丸強度最高,尤其是鋼丸的硬度高,密度大,攜帶動能高,對試樣表面產生強大沖擊[9],噴丸后表面變形最嚴重,表面粗糙度也應較大,但由于后續所用陶瓷丸和玻璃丸的粒徑小,硬度低,對表面沖擊作用較弱,起到平整表面作用,降低了由鋼丸噴丸造成的較大粗糙度?？芍?不同工藝噴丸對挺柱表面粗糙度影響不大,基本可避免表面粗糙度對性能的不利影響。
圖 3 不同工藝噴丸前后挺柱外圓面和端面的表面粗糙度
Figure 3. Surface roughness in outer surface and end face of tappet before and after shot peening with different processes
2.3 殘余應力
由圖4可以看出：與噴丸前相比,噴丸后挺柱表層殘余壓應力增大,其中工藝3噴丸后的表層殘余壓應力最大,工藝2噴丸后的次之,工藝1噴丸后的殘余壓應力最小。噴丸前挺柱外圓面和端面表面殘余壓應力僅分別為403,596 MPa,殘余壓應力層深度分別約為25,50 μm,這種殘余壓應力場對表面性能不會產生明顯影響。工藝1噴丸后外圓面和端面表面殘余壓應力分別為825,895 MPa,相比于噴丸前大幅提升；玻璃丸的噴丸強度較低,導致殘余壓應力分布較淺,外圓面和端面的殘余壓應力層深分別為110,150 μm。工藝2噴丸后外圓面和端面表面殘余壓應力分別為1 032,1 123 MPa,殘余壓應力得到進一步提升；由于采用玻璃丸和陶瓷丸復合噴丸強化工藝,殘余壓應力層深得到較大提升,均超過200 μm。工藝3的噴丸強度最高,外圓面和端面表面殘余壓應力分別達到1 180,1 238 MPa,殘余壓應力層深也超過200 μm,此時的噴丸強化效果最明顯。噴丸強度增加,彈丸沖擊材料的能量增大[10],導致材料表層變形程度增大,從而產生更大的殘余壓應力以及更深的殘余壓應力分布。單一玻璃丸噴丸后表層殘余壓應力提升明顯,但壓應力分布較淺；陶瓷丸和玻璃丸復合噴丸強化后殘余壓應力強度和層深均得到有效提升；采用鋼丸+陶瓷丸+玻璃丸的復合噴丸方式（即工藝3）,可以進一步增加表面殘余壓應力,緩解表層殘余應力分布梯度,從而優化噴丸殘余應力場[11]。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,導致表層呈現殘余壓應力的狀態。殘余壓應力能夠抵消摩擦拉應力,阻礙疲勞裂紋產生,減少摩擦表面疲勞剝落[12],從而延長挺柱的使用壽命。
圖 4 不同工藝噴丸前后挺柱外圓面和端面表層殘余應力分布曲線
Figure 4. Residual stress distribution curves in surface layer on outer surface (a) and end face (b) of tappet before and after shot peening with different processes
2.4 殘余奧氏體含量
由圖5可以看出：與噴丸前相比,噴丸處理后挺柱表面殘余奧氏體含量降低；噴丸處理后,工藝1下的表面殘余奧氏體含量最高,工藝2下的次之,工藝3下殘余奧氏體含量最低,外圓面和端面的表層殘余奧氏體體積分數分別低至1.34%,2.65%。噴丸過程中的塑性變形和應變誘導降低了奧氏體的穩定性,導致殘余奧氏體轉變為馬氏體,同時引入的殘余壓應力和應力集中效應進一步促進奧氏體向馬氏體的轉變。噴丸工藝1采用微粒子玻璃丸,噴丸強度為0.07 mm,較低,殘余奧氏體體積分數較高；噴丸工藝2采用陶瓷丸和玻璃丸,兩種彈丸噴丸強度分別為0.15,0.07 mm,復合噴丸強化程度提升,殘余奧氏體體積分數相比于工藝1明顯下降；噴丸工藝3采用噴丸強度較高的鋼丸,表層材料變形程度大,奧氏體向馬氏體轉變更加充分,從而獲得最低的表面殘余奧氏體體積分數[13]?？芍?采用工藝3的復合噴丸方式,可以促進表層奧氏體向馬氏體更充分轉變,對表層產生更好的強化效果。
圖 5 不同工藝噴丸前后挺柱外圓面和端面表層殘余奧氏體體積分數分布曲線
Figure 5. Residual austenite volume fraction distribution curves of surface layer on outer surface (a) and end face (b) of tappet before and after shot peening with different processes
2.5 顯微硬度
由圖6可以看出,與噴丸前相比,噴丸處理后挺柱表層硬度明顯提升,其中工藝3噴丸后的硬度最高,工藝2噴丸后的次之,工藝1噴丸后的硬度最低。工藝1噴丸后挺柱外圓面和端面的表面顯微硬度分別為926,891 HV,相比于噴丸前的提升幅度較小,這是由于單一玻璃丸噴丸強度低導致的；工藝2噴丸后挺柱外圓面和端面的表面顯微硬度分別為986,959 HV,由于采用了陶瓷丸+玻璃丸復合噴丸工藝,噴丸強化程度提升,顯微硬度相比工藝1進一步提升；工藝3的噴丸強度最高,材料表層變形程度最大,因此挺柱外圓面和端面的表面顯微硬度最高,分別達到1 036,1 009 HV,外圓面硬化層深度最大,約為175 μm,加工硬化最明顯。表層噴丸殘余壓應力越大,噴丸誘發馬氏體相變越充分,則噴丸表層的顯微硬度越高[13],因此工藝3噴丸后挺柱表層的硬度最高。噴丸處理大幅提高了材料表面硬度,改善了材料表面抵抗黏著磨損和磨粒磨損的能力[14],從而有助于降低挺柱服役過程中的材料磨損率。綜上可知,在3種微粒子噴丸強化工藝中,優選鋼丸+陶瓷丸+玻璃丸復合噴丸工藝。
圖 6 不同工藝噴丸前后挺柱外圓面和端面表層顯微硬度分布曲線
Figure 6. Microhardness distribution curves of surface layer on outer surface (a) and end face (b) of tappet before and after shot peening with different processes
3. 結論
（1）3種微粒子噴丸工藝對氮化X210CrW12鋼挺柱表面粗糙度影響不大,但是可以提高表層的殘余壓應力大小和層深以及硬度,降低殘余奧氏體含量。
（2）經噴丸強度0.07 mm的單一玻璃丸噴丸強化后,挺柱表層殘余壓應力較低且分布較淺,奧氏體含量較高,硬度較低；相比于單一玻璃丸噴丸工藝,經噴丸強度0.15 mm陶瓷丸+噴丸強度0.07 mm玻璃丸復合噴丸強化后,殘余壓應力及其層深增大,顯微硬度升高,殘余奧氏體含量降低；經噴丸強度0.30 mm鋼丸＋噴丸強度0.15 mm陶瓷丸＋噴丸強度0.07 mm玻璃丸復合噴丸強化后,表面殘余壓應力最大（外圓面和端面的殘余壓應力分別為1 180,1 238 MPa）,殘余壓應力層深超過200 μm,殘余奧氏體含量最低（外圓面和端面的殘余奧氏體體積分數分別為1.34%,2.65%）,顯微硬度最高（外圓面和端面的硬度分別為1 036,1 009 HV）,該噴丸工藝對挺柱表層的強化作用最佳。
文章來源——材料與測試網
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