噴丸處理對Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料殘余應力和微觀結(jié)構(gòu)的影響

吳祎晗，姜傳海

(上海交通大學材料科學與工程學院，上海 200240)

0 引 言

鋁基復合材料具有密度低、力學性能優(yōu)良、成本低等優(yōu)點，在航空航天、汽車、海洋環(huán)境等領(lǐng)域的應用越來越廣泛[1]。從日本學者首次研發(fā)出硼酸鋁(Al18B4O33)晶須[2]后，其增強鋁基復合材料的微觀結(jié)構(gòu)及其性能便得到廣泛研究[3-4]。Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料是由鋁基體和纖維狀增強體組成的復合材料，由于基體和Al18B4O33晶須之間的熱膨脹系數(shù)相差較大，因此在材料制備以及后續(xù)熱處理過程中易產(chǎn)生相間內(nèi)應力；相間內(nèi)應力是導致相界開裂和晶間腐蝕的主要原因，對材料的抗應力腐蝕以及抗疲勞性能有著非常不利的影響。ZHU等[3]研究發(fā)現(xiàn)，Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料的疲勞壽命隨著Al18B4O33晶須體積分數(shù)的增加而延長，疲勞斷裂歸因于室溫下初生硅相和晶須的開裂以及高溫下基體的空化。在工程應用中，裂紋往往起源于工件表面，材料的疲勞壽命與材料表面特性密切相關(guān)。因此，改善鋁基復合材料的表面性能具有重要的意義。

噴丸是一種傳統(tǒng)的表面機械處理工藝，廣泛應用于工業(yè)生產(chǎn)。在噴丸過程中，大量具有高速動能的丸粒撞擊工件表面使其產(chǎn)生一定程度的塑性變形，從而在表層引入殘余壓應力并形成一定厚度的強化層,使得工件的抗疲勞性能、耐磨性能、抗應力腐蝕性能等得到顯著提高[5-8]。目前雖然與噴丸相關(guān)的研究主要集中在如何提高殘余應力方面，但有關(guān)殘余應力在機械或高溫載荷下的穩(wěn)定性研究也同樣重要。噴丸工藝中的熱噴丸不僅可以有效提高工件中的殘余應力，還可以提高位錯結(jié)構(gòu)和殘余應力的穩(wěn)定性[9-11]，因此研究熱噴丸對材料微觀結(jié)構(gòu)的影響尤為重要。

目前，國內(nèi)外學者對Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料的研究大多集中在制備工藝、界面性能以及凝固過程[12-17]等方面，對該材料表面強化方面的研究較少。為此，作者對Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料進行了不同溫度的噴丸處理，研究了噴丸處理后表層殘余應力分布，采用X射線衍射線形分析方法對復合材料的微觀結(jié)構(gòu)進行表征，并研究了復合材料表層的顯微硬度變化。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為通過擠壓鑄造生產(chǎn)的Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料，其中Al18B4O33晶須的體積分數(shù)為20%，呈隨機位向分布，晶須長度為1030 μm，直徑為0.51.0 μm。在試驗材料上加工出尺寸為20 mm×20 mm×5 mm的試樣，采用KX-T型干式噴砂設(shè)備對試樣表面進行常規(guī)噴丸(室溫)與熱噴丸(200 ℃)處理，噴丸時間為40 s，覆蓋率大于100%，噴嘴直徑為15 mm，噴嘴與試樣之間的距離保持在100 mm，噴丸介質(zhì)為陶瓷丸，噴丸強度為0.15A。

噴丸處理后，采用電化學拋光法對試樣進行剝層,利用L-XRD型X射線應力分析儀，采用sin2ψ方法測定表層殘余應力。采用Rigaka UItima IV型X射線衍射儀(XRD)對表層的物相組成進行分析，采用銅靶，Kα射線，工作電壓為40 kV，工作電流為30 mA，掃描速率為1(°)·min-1，步長為0.01°。利用X射線衍射線形分析方法即Voigt單峰分析方法[18-21]對XRD譜進行計算分析，得到晶塊尺寸和顯微畸變沿著層深的變化規(guī)律。XRD譜線形h(x)可表示為

(1)

式中：f(x)為結(jié)構(gòu)寬化線形；g(y)為儀器線形。

由高斯和柯西分量組成的積分寬度的關(guān)系式[22]分別為

(2)

(3)

式中：β為積分寬度；下標G和C分別代表高斯分量和柯西分量。

采用退火硅粉對儀器線形寬化進行校準。高斯分量取決于晶塊尺寸，柯西分量僅受微觀應變的影響。因此，晶塊尺寸D和微觀應變ε的計算公式分別為

(4)

(5)

式中：λ為入射X射線的波長；θ為半衍射角，對應(311)晶面的衍射峰。

利用Williamson方法[23]計算位錯密度ρ，其計算公式為

(6)

式中：b為伯氏矢量。

采用DHV-1000型顯微硬度計測復合材料表層的顯微硬度，載荷為1.96 N，加載時間為15 s，每個層深測5次取平均值。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 殘余應力

由圖1可以看出：2種條件噴丸處理后復合材料表層的殘余壓應力均隨著距表面距離(深度)的增加先增大后減小，隨后變?yōu)槔瓚?；熱噴丸處理后復合材料表層的殘余壓應力大于常?guī)噴丸處理后的，材料表面殘余壓應力與表層最大殘余壓應力分別為75，139 MPa，均大于常規(guī)噴丸處理后的(56，111 MPa)；熱噴丸處理后殘余應力由壓應力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚Φ纳疃?約105 μm)明顯大于常規(guī)噴丸處理后的(約83 μm)，說明高溫能有效提高噴丸處理的影響層深。高溫條件下材料的強度降低，當噴丸強度一定時，材料表層會發(fā)生更加嚴重的塑性變形，組織發(fā)生動態(tài)回復和再結(jié)晶，位錯組態(tài)更為穩(wěn)定，同時殘余應力場的穩(wěn)定性提高，在外加載荷作用下不易松弛[24]，從而延長材料的疲勞壽命。

圖1 不同噴丸處理后復合材料表層的殘余應力隨深度的變化曲線Fig.1 Curves of residual stress vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

2.2 微觀結(jié)構(gòu)

由圖2可以看出，常規(guī)噴丸處理后復合材料表層的物相主要由鋁相(JCPDS No.04-0787)和Al18B4O33相(JCPDS No.32-0003)組成，與熱噴丸處理后的相同。

圖2 常規(guī)噴丸處理后復合材料的XRD譜Fig.2 XRD pattern of composite after conventional shot peening

噴丸處理會引起材料表層微觀結(jié)構(gòu)的變化，反映在XRD譜上則表現(xiàn)為衍射峰的寬化[25];其寬化程度與材料的微觀結(jié)構(gòu)、微觀應力和儀器寬化等因素均有關(guān)。由圖3可以看出，熱噴丸處理后復合材料表層的衍射峰半高寬明顯大于常規(guī)噴丸處理后的，且隨著深度的增加，二者的差值減小，在深度超過200 μm時，二者幾乎相等。

圖3 不同噴丸處理后復合材料表層衍射峰半高寬隨深度的變化曲線Fig.3 Curves of full width at half maximum vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

采用X射線衍射線形分析方法計算出復合材料表層的晶塊尺寸、微觀應變和位錯密度，結(jié)果如圖4所示。由圖4可以看出，噴丸處理后復合材料表層的晶塊尺寸隨著深度的增加而增大；熱噴丸處理后復合材料表層的晶塊尺寸小于常規(guī)噴丸處理后的，且隨著深度的增加，二者趨于一致。由此可看出，熱噴丸細化了復合材料表層的晶塊尺寸。噴丸處理后復合材料表面的微觀應變隨著層深的增加而減??；熱噴丸處理后的微觀應變小于常規(guī)噴丸處理后的，在深度約250 μm后二者基本相等。在噴丸過程中，隨著深度的增加，噴丸能量衰減，導致材料表層的彈塑性變形越來越小，因此隨著深度的增加，晶塊尺寸增加，微觀應變減小。這與大部分噴丸試驗結(jié)果[26-27]一致。熱噴丸處理后復合材料表面的位錯密度為2.74×1014m-2，明顯高于常規(guī)噴丸處理后的(2.02×1014m-2)；隨著深度的增加，位錯密度減小，且常規(guī)與熱噴丸處理后位錯密度的差值也減小，當深度增加到約200 μm時，二者基本趨于一致。在噴丸過程中，大量丸粒高速轟擊材料表面，使表層產(chǎn)生嚴重的彈塑性變形，導致表層的晶粒得到極大地細化，因此表層形成大量位錯[28]。在較高溫度下位錯的移動更加容易，因此與常規(guī)噴丸相比，熱噴丸可引入更多的位錯并引起更加劇烈的彈塑性變形。

圖4 計算得到不同噴丸處理后復合材料表層的晶塊尺寸、微觀應變與位錯密度隨深度的變化曲線Fig.4 Curves of domain size (a),microstrain (b)and dislocation density (c)vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

2.3 顯微硬度

由圖5可以看出：復合材料表層的硬度隨著深度的增加而減小，當深度大于200 μm時硬度基本不變；熱噴丸處理后的顯微硬度高于常規(guī)噴丸處理后的，表明了熱噴丸極大提高了復合材料的硬度。在噴丸過程中，大量高速彈丸反復沖擊材料表面，材料表層中的晶粒尺寸減小，位錯密度增大，位錯之間相互纏結(jié)，運動阻力增大。根據(jù)Hall-Petch公式[29]和Bailey-Hirsch公式[30]，材料的屈服強度與晶粒的平均尺寸成反比，與位錯密度成正比，而材料顯微硬度為屈服強度3倍[31]，因此在表層晶塊細化和大量位錯引入[32]的條件下復合材料表面的硬度顯著提高，且硬度變化規(guī)律與晶塊尺寸的相反，與微觀應變和位錯密度的相似。在高溫條件下噴丸時，位錯更易啟動與滑移，在相同噴丸強度下的塑性變形更劇烈，能在材料表層引入更高水平的殘余壓應力場，并導致程度較高的晶粒細化和更大的位錯密度；而后隨著試樣溫度的降低，穩(wěn)定的位錯組態(tài)保存下來，殘余應力場不易松弛。因此熱噴丸表層具有較高的顯微硬度。

圖5 不同噴丸處理后復合材料表層的維氏硬度隨深度的變化曲線Fig.5 Curves of microhardness vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

3 結(jié) 論

(1)常規(guī)噴丸和熱噴丸處理后Al18B4O33晶須增強鋁基復合材料表層的殘余壓應力均隨著距表面距離(深度)的增加先增大后減小，隨后變?yōu)槔瓚Γ覠釃娡杼幚砗蟮臍堄鄩簯Υ笥诔Ｒ?guī)噴丸處理后的；熱噴丸處理后殘余應力由壓應力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚Φ纳疃?約105 μm)明顯大于常規(guī)噴丸處理后的(約83 μm)。

(2)不同噴丸處理后復合材料表層的物相均主要由鋁相和Al18B4O33相組成；隨著深度的增加，不同噴丸處理后復合材料表層的晶塊尺寸增大，微觀應變減小，且熱噴丸處理后的晶塊尺寸與微觀應變均小于常規(guī)噴丸處理后的；熱噴丸處理后復合材料表面的位錯密度為2.74×1014m-2，明顯高于常規(guī)噴丸處理后的(2.02×1014m-2)，且隨著深度的增加，位錯密度減小，說明熱噴丸可引入更多的位錯并引起更加劇烈的彈塑性變形。

(3)2種噴丸處理均能提高復合材料表層硬度，表層硬度隨著深度的增加而減小，當深度大于200 μm時硬度基本不變；熱噴丸處理后的顯微硬度高于常規(guī)噴丸處理后的。