喷丸有限元模拟 -一种评价喷丸参数对表面的影响的方法外文翻译资料

英语原文共 9 页，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料

喷丸有限元模拟

-一种评价喷丸参数对表面的影响的方法

Jochen Schwarzer，Volker Schulze，Otmar Vohringer

研究于Werkstoffkunde I, University of Karlsruhe (TH), Karlsruhe, Germany

1. 简介

喷丸强化，一种以提高金属的抗疲劳强度而闻名的方式，可以看作是表面和喷丸之间多次重复的弹性-塑性相互作用。伴随着每次冲击喷丸射向目标，目标的局部都会发生塑性变化。在目标材料和喷丸之间的接触停止之后，压缩残余应力保留在表面处并且在内部具有小的拉伸残余应力。

喷丸强化过程是弹丸流不断冲击金属材料表层并使表层材料发生循环塑性变形．从而形成变形强化层的过程。经受喷丸循环塑性变形的表层，其材料的组织结构发生变化，亚晶粒极大细化，位错密度增高，晶格畸变增大；形成很高的宏观残余压应力；表面粗糙度和表面形貌也都发生变化。材料表层发生的各种变化，将明显地提高材料的抗疲劳和应力腐蚀性能，使材料表面性能得到强化。 材料经一定的冷加工及热退火、淬火和回火加工后，其表面保持着材料固有的晶粒尺寸D、亚晶粒尺寸d、位错密度及基本相同晶面间距。喷丸强化时．表层金属在大量高速弹丸的冲击下，发生激烈的循环塑性变形。在塑性变形过程中，伴随着晶体滑移，导致亚晶粒内位错密度增加，晶格畸变使晶面间距发生变化，由大致相同变为由表面向内层逐渐减小。喷丸强化层在工作过程中，由于温度和交变载荷的分别或共同作用．晶体反复滑移，相反方向的位错互相抵消，同方向的位错重新排列形成小角度位错墙．进而形成尺寸更小的亚晶粒。

发展和分析喷丸强化过程的模型有几个原因：能够在不进行昂贵实验的同时能够优化喷丸强化后材料的应力状态。与文献[1-4]中发现的情况相反，选择在三维模型上进行单次喷丸强化模拟实验，获得更加详细的喷完强化过程的相关参数。

1. 有限元建模
   1. 几何模型和边界条件

20世纪以来，计算机技术被广泛应用在工程实际中，计算机辅助技术(CAE)应运而生，这种方法以弹性力学、材料力学和结构力学为基础，分析零构件的力学特性，克服了许多工程难题。这种方法具有直观易懂、适用强等特点，可分析结构静力模型、非线性模型、热模型、电磁模型以及耦合模型等，因此该技术被广泛应用在各个工程领域中。

有限元分析利用数学近似的方法对真实物理系统（几何和载荷工况）进行模拟。还利用简单而又相互作用的元素，即单元，就可以用有限数量的未知量去逼近无限未知量的真实系统。

有限元分析是用较简单的问题代替复杂问题后再求解。它将求解域看成是由许多称为有限元的小的互连子域组成，对每一单元假定一个合适的（较简单的）近似解，然后推导求解这个域总的满足条件（如结构的平衡条件），从而得到问题的解。这个解不是准确解，而是近似解，因为实际问题被较简单的问题所代替。由于大多数实际问题难以得到准确解，而有限元不仅计算精度高，而且能适应各种复杂形状，因而成为行之有效的工程分析手段。

用于喷丸处理分析的模型在ABAQUS / Explicit中实现，并且由厚度为0.85mm的无边薄钢板和多个半球组成。目标由1.5times;1.5times;0.85mm的三维网格表示，被无限元包围。 无限元的使用通过最小化扩张和剪切波能量反射回有限元网格的反射提供“安静”边界。 目标基础上的边界条件在z方向上固定模型。 网格由372000个8节点线性砖元素组成，具有减少的集成和沙漏控制的特性。 为了实现足够的离散化，它在所有三个方向上分级，使得最小元素出现在具有0.008mm的元素尺寸的目标区域的中间。

基于用于实验验证的铸钢弹丸的测量，使用直径为0.56mm的半球形刚性表面来模拟喷丸。每个刚性表面连接到一个点质量和旋转惯性元件提供一个完整的球体的属性。图I展示了网格和半球撞击19次的情况。

图1：喷丸与模型的撞击模拟

2.2 材料特性

目标材料的性能是非常重要的。淬火和回火钢AISI 4140（德国等级：42 CrMo 4, R_e=1263 MPa, R_m=1373 MPa）被选中。一个分析法被用于描述了温度和基于热激活位错滑移的应变速率对流动应力的影响为使用用户子程序 VUMAT 相应的有限元代码。因此，流动压力为50，根据应变速率和温度T，使用计算公式：

（1）
其中为流动应力热比例，AGO是一种活化焓和是进一步的参数被用来描述热应力流动分量，k是Boltzmann常数，加工硬化则是仿'gene- ralized voce'根据本构方程出

（2）

其中和用来描述初始屈服应力和硬化率， 和则用来确定硬化的渐进特性，材料常数的确定数值的获取是通过在不同温度和应变率下的拉伸试验获取（类似方法[5]）通过比较模拟和实验生产的喷丸冲击，材料法可以被验证。要描述的弹丸和目标之间的接触，需要获得具有摩擦系数的各向同性库仑摩擦系数mu; = 0.4。铸钢弹丸被建模为一个7.85g/cm³质量密度的刚性体。弹性或塑性的弹丸是不被考虑的。

2.3 弹丸的冲击顺序

为实现既定的喷丸工艺与全覆盖的领域安排现实建模提供了一个表面上密集的蜂窝图案（2）。灰色标记的内部区域，可以用一个圆近似用于残余应力分布的计算。

图2：布置和顺序的影响，以及面积计算残余应力分布

如后所示，事实上，一个喷丸冲击一个，而不是同时影响有很大范围发展的残余应力。简化模型，通过使用模型的对称性和建模的一部分，它总是意味着几个弹丸同时影响。为了防止这种情况，对称性没有考虑的模型化。内循环的影响一个接着一个发生。对于计算成本，它允许非相邻的外圆冲击同时喷丸。影响顺序的另一个方面是每个凹坑周围的原有凹坑和后继的数量。在选择的安排每个凹坑周围6个进一步的凹坑。七个用于计算残余应力分布的内凹坑，都有不同数量的原有和后继凹坑。

2.4 残余应力分布分析

金属材料喷丸时，受喷表面的形貌会发生显著变化。喷丸表面的形貌受到一系列不同因素的影响，其中最主要的是弹丸的形状和大小。球形弹丸和锐边弹丸将在受喷面上留下完全不同的外形和表面性质。通常，用锐边弹丸喷射的表面，肉眼感觉比球形弹丸喷射的表面光亮。如果进一步采用细小颗粒的锐边弹丸，则受喷面可能呈现所谓的“天鹅绒”式的外形。细颗粒锐边弹丸对喷丸工件的表面有轻微的、非常均匀的起毛作用，而起毛后的表面能使光线散射，形成闪现银色微光的外观。

喷丸处理时，金属表面受到弹丸的撞击，表层发生塑性变形，而在表层的塑性变形过程中又伴有显微组织的变化。除了最重要的加工硬化外，另一个重要的组织变化就是奥氏体向马氏体的转变。例如渗碳钢经渗碳淬火后，表层内残留下一定量的奥氏体。在喷丸过程中，这些残余奥氏体开始转变成马氏体，从而使表层的性质出现相应的变化。

喷丸中奥氏体向马氏体的转变对喷丸零件的影响是有利还是有害，必须根据具体情况分析。例如，渗碳钢零件表层内残余奥氏体部分转变为马氏体，能使表层硬度增高，耐磨性能变优；又使表层残余压应力值上升，疲劳寿命得以延长；同时，还能提高零件使用中的尺寸稳定性。与此相反，18-8型奥氏体不锈钢喷丸后出现了马氏体，却对零件的抗腐蚀能力极为有害。

凹坑的大小规模，喷丸残余应力的表面不均匀分布。这是由实验结果[ 7 ]和以后将显示在执行分析的七个影响球。残余应力分布通常是通过X-射线衍射测量，给出的平均面积的X射线覆盖的应力。为了实现可比较的分析结果，选取平均残余应力在一个有代表性的区域，必须计算每个凹坑的深度。在有限元模型中所选择的区域由一个圆形包围着图2中的七个内部凹坑。在这一区域平行于表面的元素的大小进行加权平均计算的残余应力。为了排除从非垂直拍摄的方向依赖性，在x和y方向的残余应力应该取平均值计算。

图3：在1方向残余应力的影响

3．结果与讨论

3.1 邻近影响

通过初步研究几个连续冲击的喷丸的影响，设置在彼此一定的距离的残余应力分布进行了研究。因此，一个单一的喷丸的目标模型中的中间的影响进行了模拟。铅球的初始速度为35 m/s。在第一次撞击的周围分布6点进行进一步的撞击，使其余凹坑的边界接触到其他凹坑。第一个撞击后的残余应力的分布方向的影响如图3所示。平行于表面的残余应力的最大值发生在约0.05毫米的深度。通过计算在此区域中的压缩残余应力为1600兆帕。剩余凹坑直径为146 mu;m，计算深度为9.4 mu;m。

图4：在7方向残余应力的影响 图5：在给定曲线的影响数之后沿路径AB的残余应力

在进一步受到6个喷丸冲击的影响后，平行于表面的残余应力重新分布（图4）。第一次冲击下的压缩残余应力得到后续喷丸的影响减少。

图5显示了从图3后每个喷丸影响延 AB的残余应力的发展，。第一4处成功喷丸造成最大残余压应力显著下降，应力最大的位置移到目标材料。下一个影响会导致压缩应力的增加，其最大在0.075毫米的深度。它也作为在表面上较大的压缩残余应力。最后一次喷丸并没有显著变化的应力状态沿路径。

这些结果表明相邻喷丸的干扰的影响。后续喷丸的影响对残余应力影响下的先前的影响很大。与此相反的是图6提出了分析的7个同时冲击喷丸。在这种情况下，应力状态发展不同。压缩残余应力的最大值位于中心凹坑以下。它的值超过-1300MPa和它的位置更接近表面。相应的残余应力分布如图5所示，使用虚线。在深度达0.05毫米左右的在以前的喷丸引起的加工硬化降低了塑性应变和因此引起的残余应力。在较高的深度成功影响是由于塑性应变的区域转移到更高的深度，因此加工硬化在深度后残余应力小。

图6：7在X方向的残余应力的影响

3.2 表层特性分析与验证

以上提出的喷丸硬化模型用于模拟喷丸硬化过程。 喷丸硬化参数与用鼓风机进行的验证实验相当：选择35 m/s的喷丸速度和0.56mm的弹丸直径。在分析中，所有喷射都垂直于表面。 图7示出了在AISI 4140上测量的实验获得的残余应力分布图，其用类似的参数进行喷丸硬化[8]。 计算的轮廓具有相同的形状，但其显示更大的最大压缩应力和更大的表面应力。最大压缩残余应力x _max和零应力x ₀的位置与实验结果相当。

图7：计算和实验残余应力分布

3.3 覆盖效应

为了确定所选择的凹坑构造是否可以与100％覆盖进行比较，将另外的19个球添加到模型中。它们的冲击位置已经通过旋转内圈和外圈而改变，使得最后19个球的冲击中心位于两个以前的凹坑的接触点上。与19射击模型相比，所得到的残余应力分布没有显示出显著的变化。只能注意到最大压缩应力的轻微增加。这表明19射击模型实现残余应力分布的饱和状态，其不会由于进一步的冲击而显着改变。

3.4 射速的影响

通过计算由不同喷射速度产生的残余应力分布来研究喷丸速度对残余应力的影响（图8）。随着喷丸速度的增加，计算表面和最大压应力没有显着变化。最大压缩应力的位置随着射速增加而移动到材料中。相同的行为通过应力分布的交叉显示。这些结果与通过改变喷气机中的压力获得的实验结果很好地一致[9]。

3.5 射丸直径的影响

使用35 m/s的恒定射速计算射丸直径变化对残余应力分布的影响。分析结果显示最大压缩应力的位置对于弹丸直径有强依赖性（图9）。 应力分布的零交叉也随着射击直径而移动到目标中。与此相反，表面残余应力和最大压缩残余应力不显示与射丸直径的任何依赖性。来自[9]的实验结果也显示随着射丸直径增加而增加x₀，而不受射丸尺寸的影响。

图8：射击速度对残余应力分布的影响

3.6 冲击角的影响

为了研究冲击角对残余应力分布的影响，冲击角以35m / s的恒定射速运行。下图弹丸直径对残余应力分布的影响和冲击角对残余应力分布的影响。在分析中，19个球体中的每一个具有相同的方向。 计算结果表明，随着冲击角的增大，表面和最大残余压应力减小。初始击球直径应力的最大压缩残余倍数的位置和残余应力分布的零交叉显示出对冲击角度的强依赖性。使用改变淬火的普通碳钢的喷丸角度的鼓风机进行的实验显示相同的效果[10]。

图9：弹丸直径对残余应力分布的影响

图10：冲击角对残余应力分布的影响

4．结论

开发了三维有限元模型来模拟喷丸硬化过程。为了检查了多个动态弹丸压痕，并且提出了用于计算残余应力分布的方法。 研究和讨论了射击速度，直径，覆盖和冲击角对残余应力分布的影响。 结果表明，压缩层的深度通过增加射出速度或射出直径而显着增加。 但对于不能显示对表面和最大压缩残余应力的显着影响。 冲击角的增加减小了表面和最大残余应力以及残余应力的深度使用改变淬火的普通碳钢的喷

剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料

资料编号：[138884]，资料为PDF文档或Word文档，PDF文档可免费转换为Word