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导 言 : 对于弹丸来说,硬度是对冲击弹丸颗粒引起的局部塑性变形的抵抗力。因此,我们有两个感兴趣的领域:被喷丸部件的硬度和喷丸颗粒本身的硬度。部件的硬度通常是我们无法控制的。为了确定弹丸流的强度而进行喷丸处理的阿尔门试片的硬度是个例外。硬度出现在弹丸颗粒和阿尔门试片的规范中,因此需要进行测试。操作人员通常会盲目地接受规定的硬度值和表面硬度测试方法。于是,硬度测试就成了雷区。如果我们要避雷,就需要考虑三个关键领域:(1)样品异质性,(2)测试方法和(3)压痕尺寸。弹丸的硬度测试通常引用洛氏、维氏和努氏技术中的一种或多种。布氏硬度技术通常被部件制造商采用。这些技术的细节可以通过互联网随时获得,因此本文只讨论选定的特性。当试图优化硬度测试时,最好的方法是遵循墨菲定律,即“如果任何事情都可能出错,那么它就会出错”!样品异质性样品异质性可分为微观异质性和宏观异质性。显微硬度和宏观硬度测试可以用来监测这两个部分。微观异质性实际上,所有的部件和弹丸都包含不止一种成分,即相。图1是多组分金属的一个有用的类比。一个典型的水果蛋糕包含硬颗粒(坚果),软颗粒(水果)和一些孔隙(樱桃中心)以及基质蛋糕混合物。这与许多金属合金中遇到的情况类似。图1 水果蛋糕成分(确认简单配方)水果蛋糕类比也有助于获得对部件加工硬化的理解。想象一下,甚至试着用手指压扁一块水果蛋糕。有一点很明显,硬核粒子不会变形。这与金属发生塑性变形时发生的情况正好吻合——硬颗粒(相)提供了最大的变形阻力。软基体材料首先变形,然后硬化。最硬的粒子可能永远不会变形。宏观异质性宏观异质性的例子包括喷丸部件表面层(与次表面材料相比)、脱碳和弹丸颗粒。显微硬度测试通常用于研究这些现象。图2举例说明了脱碳引起的宏观均匀性。压痕位置要求在组成特征之间,且压痕必须具有适当的大小。图2 脱碳钢的宏观均匀性压痕尺寸压痕尺寸的知识对于正确应用和理解硬度测试至关重要。“大”压痕与宏观硬度测试相关,“小”压痕与微观硬度测试相关,但什么是“大”,什么是“小”?维氏和努式压痕尺寸的预测很简单,因为它们都基于测量压痕对角线的长度。洛氏压痕尺寸的预测是复杂的,因为它是基于压痕的深度。所有硬度值均以施加在压头上的力F除以压痕面积A为基础。力越大,压痕越大。可以使用已知的样品硬度和施加载荷的大小为每种测量技术来计算压痕尺寸。与水果蛋糕相似,图3代表了一个“大”凹痕。这相当于多相金属样品上的宏观硬度压痕。压痕足够大,可以容纳所有类型的相,并给出平均硬度值。图3 “大”压痕类比布氏压痕尺寸的计算布氏硬度值 HB 是施加到压头上的力 F 除以所得压痕的面积 A。压痕面积由下式给出:A=π.D[D–(D2–dB2)0.5]/2其中D是球的直径,dB是压痕的直径。对F/A应用代数运算表明: dB=[D2–(D–2F/HB*π*D)2]0.5 (1)使用公式(1)估算压痕直径很容易通过使用互联网来源的计算器实现。输入布氏值443、球直径1 mm和500 gf载荷,可得压痕直径为0.038 mm。图4表示与显微硬度测试相同的“小”压痕。各种压痕尺寸表示不同的相位位置。维氏压痕尺寸的计算维氏硬度值HV是施加在136˚金刚石压头上的作用力F除以产生的压痕面积A。压痕面积由下式给出: A=dV2/(2*sin(136˚/2))=dV2/1.8544以便:HV=F/A=F*1.8544/dV2(kgf.mm-2),因此: dV=[F*1.8544/HV]0.5 (2) 国际单位制,Nmm-2,dV=[F*0.1891/HV]0.5。图4 “小”压痕类比作为一个例子,考虑推荐用于测试弹丸的力为500 gF(0.5 kgF)。如果特定颗粒的硬度为500 HV,则d=[0.500*1.8544/500]0.5=[1.8544/1000]0.5或d=0.043 mm。图5是公式(2)的图示,用于喷丸机特别相关的硬度范围,仅使用两种常用载荷。图5 硬度和载荷对维氏压痕尺寸的影响洛氏硬度值到等效维氏硬度值的转换可以通过使用互联网网站或以下公式轻松实现: HV=(223*HRC+14500)/(100–HRC)和HRC=(100*HV–14500)/(HV+223)图6是洛氏/维氏硬度转换的图示。图6 洛氏/维氏硬度换算洛氏压痕尺寸的估算洛氏压头的夹角为120°,而维氏压头的夹角为136°。这意味着对于给定的施加载荷,以下关系适用:回顾上一个例子(其中500 gf施加在维氏硬度为500 HV的材料上),预测对角线为0.043 mm。应用公式(3)表明,洛氏压痕的对角线为0.042 mm。差别很小!公式(3)的推导如下: 维氏压痕面积=AV=dV2/(2*sin(136˚/2))=dV2/1.85442而洛氏压痕面积=AR=dR2/(2*sin(120˚/2))=dR2/1.732当相同的应力F/A施加在同一材料上时,维氏压头和洛氏压头都停止压痕。当对两个压头施加相同的力F时,结果如下: F/AR=F/AV因此AR=AV以便 dR2/1.732=dV2/1.85442或 dR2/dV2=1.732/1.85442因此 dR/dV=(1.732/1.8544)0.5或 dR/dV=0.966努氏压痕尺寸估算努氏硬度HK的计算公式为:HK=14.229F/L2式中,L是较长压痕对角线的长度(单位:mm),见图7。因此: L=(14.229*F/HK)0.5 (4)图7 努氏硬度测试中测量的较长对角线 举一个例子,考虑推荐用于测试丸粒的力为500 gF(0.5 kgF)。如果特定颗粒的硬度为500 HK,则L=[0.500*14.229/500]0.5=[14.229/1000]0.5或L=0.119 mm。这可与维氏和洛氏压痕(使用相同载荷)的对角线长度0.043 mm进行比较。努氏压痕的长对角线约为相同硬度金属上维氏和洛氏压痕对角线长度的三倍。这个比率通常被引用。图8根据公式(4)显示了努氏对角线的长度如何随两种常用载荷和努氏硬度而变化。图8 硬度和载荷对努氏长对角线的影响喷丸硬度测试弹丸硬度对喷丸机至关重要。在此我们只讨论弹丸的测试。然而,所有硬度测试都基于两个考虑:(1) 拟采用的技术(2) 应用所选技术时采用的程序。1.拟采用的技术喷丸制造商采用的技术通常由规范要求决定。不幸的是,已发布的规范对于采用哪种技术(洛氏、维氏或努式)——或为什么采用——并不总是很清楚。宏观硬度技术和微观硬度技术之间存在模糊区。 如表1所示,19比1的标准弹丸直径范围就是例证。表1.使用J444推导的标称喷丸直径将压痕尺寸与弹丸直径联系起来是很重要的。举一个例子,考虑使用500 gF施加的载荷来指定S70弹丸硬度为450努氏硬度。图9显示,中心位置压痕的长对角线0.127 mm将是0.1778 mm标称直径的很大一部分!压痕周围的变形区域一定会到达弹丸表面。另一方面,对于较大的弹丸尺寸,该部分会迅速减小。如果球从表面到中心都很硬的话,这个问题就不会太大,但这是非常特殊的。明显的替代方法是采用维氏或洛氏技术。对于500 gf载荷,维氏/洛氏压痕直径仅为0.047 mm,如图9所示。还应记住,铸钢丸的直径范围很广。在这个范围的底端,一些S70颗粒的直径将远小于0.127毫米!图9 500 gf努氏压痕,用于450 HK S70弹丸颗粒2.应用所选技术时采用的程序一些规范包括所选技术必须采用的程序说明。AMS 2431给出了使用努氏或维氏技术进行显微硬度测试的广泛指导。SAE J827包含以下关于拟采用程序的具体指导:10.2测试用样品安装。用于测试硬度、微观结构和不良缺陷的弹丸样品应在胶木或其他合适的强冶金样品安装介质中安装一层。安装好的样品应研磨至颗粒中心,并采用显微镜检查可接受的方法进行抛光。研磨和抛光样品时,必须注意不要使样品过热并影响显微结构和/或硬度。10.3硬度测试。硬度测量应在安装样品中至少10个颗粒的半半径处进行。硬度应使用ASTM E 384测定,HCS S280及更细的应使用500 g载荷,尺寸HCS 330及更大的应使用500或1000 g载荷。只要可以通过对照已知标准校准试验机获得可靠的硬度转换,就可以使用其他显微硬度测试方法。洛氏C硬度值的近似换算可从ASTM 140和硬度测量仪的制造商处获得。必须在半半径处进行测量,看起来排除了采用努氏试验测定丸粒硬度的可能性!样品安装指南提出了一个问题:“粒径变化会产生什么影响?”我们不能假设样品中的每个弹丸粒径都相同。图10示意性地说明了直径变化的影响。按照说明:“安装的样品应研磨到颗粒的中心”是很棘手的!会有一个范围,上基线(一些颗粒消失的位置)明显的部分,到所有颗粒都小于其直径的下基线的位置。更为复杂的是,单个颗粒的硬度从表面到中心可能会发生很大变化。图10 安装样品研磨示意图 硬度测试替代方案硬度测试需要专门的技能和设备,而喷丸者本身通常不具备这些技能和设备。问题是:“有没有替代传统硬度测试的有效方法?”一种可能是使用倒置的硬度计程序。作为介绍,想象一下拿着一支(便宜的)圆珠笔的顶端,然后从高处把它扔到一个非常坚硬的表面上。撞击后会弹起。使用硬度计程序,冲击球比目标材料硬。颠倒过程,我们可以使用喷丸粒子作为压头和比丸料颗粒硬的多的目标材料。在撞击时,弹丸会变形而不是使目标凹陷。因此,回弹高度将随着弹丸颗粒硬度的增加而增加。图11示意性地指出了与圆珠笔球头平行的适当位置。该装置的其余部分与硬度计类似。 结论(1)硬度测试的影响因素为材料异质性、测试方法和压痕大小。(2)弹丸硬度测试,只有维氏和洛氏技术适合。(3)根据ASTM E 384,选择弹丸硬度测试的参数,样品根据图10所示研磨到位,在至少10个颗粒的半径处进行测量。图11拟用压头点的示意图(4)可考虑图11的装置,即倒置的硬度计程序来代替常规硬度测试方法。(5)很明显,即使最仔细地应用现有的规定程序,硬度测量的可变性也是不可避免的。
介绍:当对被夹紧的阿尔门试片进行喷丸时,我们针对试片变形引入了一种复杂的曲线(见图1),其中故意夸大了曲线的垂直比例。“曲率”被定义为1/R ,其中R是曲面的半径。最大被夹紧挠度显示为h。图1喷丸后、被夹紧的阿尔门试片的复杂曲率松开压紧螺钉后,试片将进一步发生变形,并采用如图2所示的更简单形状。点A到D分别表示压紧螺钉在阿尔门测具上的四个位置。正是使用这个简单的形状测量了总挠度h,其中h=hl+h2。总挠度即为“阿尔门弧高”,随着喷丸强度的增加而增加。图2阿尔门试片的曲率及对弧高的对应影响常见错误是,人们认为发生挠曲完全是由喷丸引入的残余应力系统造成的。然而,如果我们减少喷丸后阿尔门试片的应力,仍然会有很大一部分的变形存在。事实上,挠曲是由塑性永久变形与从固定夹具释放时喷丸引起的残余应力系统的调整共同造成的。常识告诉我们,对于给定的喷丸强度,较薄的阿尔门试片将比较厚的阿尔门试片变形更多。直觉上我们知道较薄的试片比较厚的试片更柔韧(刚性更低)。标准阿尔门试片N、A和C的标称厚度分别为0.79 mm、1.30 mm和2.39 mm。对于产生“0.15 mmA至0.61 mmA”的弧高值的喷丸强度,应使用标准A试片。对于低于“0.15 mm A”的强度,建议使用N试片(参考SAE J443),而对于高于“0.61 mmA”的强度,建议使用C试片。众所周知,如果对N和A两种试片进行相同的喷丸处理,N试片将比A试片变形更多。同样地,再对A和C两种试片进行相同的喷丸处理,则A试片将比C试片变形更多。试片N、A和C(相同喷丸条件下)读数之间的近似关系如下(参考 SAE J442):C试片读数×3.5=A试片读数,因此A/C=3.5A试片读数×3.0=N试片读数,因此N/C=3.0图3 N试片与A试片的具备严格3/1弧高比的阿尔门饱和曲线上述关系可以用图形表示,如图3所示。图3中N试片的曲线由实际数据生成,而A试片的曲线由所有N试片数据除以3生成。因此,基于这种情况,在所有喷丸时间内,N试片和A试片必须始终有严格的3:1弧高比。两条曲线的饱和时间T必须相同。2T处的弧高要求比T处高10%。对于图3中的N和A试片的饱和曲线,10%的差值分别为0.048 mm(0.00189”)和0.016 mm(0.00063”)。在使用特定喷丸条件(S170丸料、2bar气压、332 mm喷枪距试片距离、8.12 g/s喷丸流量)时,N试片将比A试片更加适合。这是因为需要非常仔细地注意到弧高测量时的各个方面,才能准确检测到A试片0.016 mm的弧高增加。我们采用试片刚性和喷丸引起的弯矩的组合,检验了3:1和3.5:1近似关系的起源。刚性与试片厚度的立方成正比,而弯矩与残余应力分布有关。将阿尔门试片固定在试片座上后,对试片一面进行喷丸,会在该面引入一个压缩应力表面层,对应的力平行于被喷丸面。为了达到平衡,这个力必须有一个数值相等且作用方向相反的力。平衡力的分布影响施加在试片上的净弯矩。平衡力的影响与次表面拉伸残余应力分布直接相关。根据两种类型的次表面拉伸残余应力分布来考虑该轮廓。分别对N和A试片对以及A和C试片对进行了实验,以期验证模型的有效性和近似关系的准确性。结果发现,测量的挠度比(N/A和A/C)分别低于和高于3:1和3.5:1公布的关系。这些发现可以用平衡残余应力因子的组成比例来解释。阿尔门试片的刚性:在喷丸前,阿尔门试片是平面矩形梁,其主要尺寸为宽度W=19.05 mm,长度=76.2 mm。平面矩形梁的刚性I由经典弹性等式给出:I=宽度x厚度3/12 或者I=Wt3/12 (1)请注意,刚性仅取决于宽度和厚度立方,与梁的长度无关。如果我们将N、A和C试片的宽度和厚度的已知值代入等式(1),可以得到:IN=19.05 X 0.793/12 mm4,IA=19.05 X 1.33/12 mm4,及IC=19.055 X 2.393/12 mm4因此:IN=0.78 mm4,IA=3.49 mm4和IC=21.67 mm4 (2)我们在等式 (2)中看到,与常识一致,试片越厚,刚性越强。如果我们把等式(1)中的宽度改为76.2 mm,我们得到的刚性值正好是等式 (2)中的值的四倍。这向我们表明,“展向”弯曲阿尔门试片的难度是“纵向”弯曲的四倍。同样,这与通常的观察结果一致,例如,当试图将尺子沿着其长度弯曲时。弯矩:弯矩M定义为力F乘以从该力到中性轴的距离D。图4显示了一个简单的例子,力被施加到一个梁上,该梁被用作围绕支点O的杠杆。距离支点D处的力F与距离支点D/10处的力10F平衡。在支点O处,我们有一个F.D.的弯矩和一个11F的向上力。对矩形梁施加弯矩会使其弯曲。弯曲度可以方便地用“曲率”表示。曲率是弯曲半径R的倒数。因此,诱导曲率为1/R,与弯矩大小直接成正比。换句话说,“弯矩越大,诱导曲率越大”。需要注意的是: (a) 为了达到平衡,必须平衡“顺时针”和“逆时针”的弯矩,以及 (b) 引起弯曲的是弯矩,而不是力。图4:简支梁,力F在距离支点O的距离D处,平衡力10F在距离支点O的距离D/10处阿尔门试片的弯矩:当阿尔门试片受到压缩力冲击时,力F被引入平行于冲击表面,但不完全施加在冲击表面。该力在试片上施加弯矩,该弯矩最初由压紧螺钉限制。释放试片进行测量时,限制被消除。因此,阿尔门试片进一步弯曲,随后将其弯曲位移记录为阿尔门弧高。力是应力与应力作用面积的乘积。我们关注的主要应力是表面层内喷丸引起的残余压应力。应力作用的面积大约是压缩层的深度乘以试片的宽度。为了计算在喷丸过程中产生的弯矩,我们需要对残余应力分布、力和距离进行计算。我们通过对工况建立“模型”来简化计算。在科学和工程领域中,建模是一种常见的方法,它既可以简化所涉及的数学关系,也可以通过可用的数学程序生成可行的解决方案。如果使用残余应力分布模型,则可极大简化喷丸过程中产生的弯矩的量化问题的解决方案。基于两种次表层拉应力分布,我们考虑了两种残余应力分布模型。模型A图5显示了一种工况的模型其中试片上表面已被喷丸,在厚度为t的试片中形成深度为d的压缩层。假设喷丸一个面产生的力F平行于但不作用于最外表面,则可以假设力作用在距离试片中性轴一定距离(t/2-d/2)处。该力必须由作用在喷丸表面下方的相等且作用方向相反的力F来平衡。这种力来自于A型均匀水平的拉应力。在这个模型中,平衡张力作用于中性轴与压缩喷丸力相对的一侧。这两种力都对试片施加弯矩。因为这两个力位于中性轴的对侧,它们将产生作用于同一方向的弯矩。该模型假设压缩喷丸表面下的拉伸残余应力几乎是恒定的。下一个问题是估量将出现在试片中的弯矩。图5使用A型拉伸残余应力分布时的经夹紧、喷丸的阿尔门试片的弯矩来源作用在图5所示试片上的弯矩MA由以下等式给出:MA=F(t/2-d/2)+F.d/2,简化为:MA=F.t/2 (3)等式(3)告诉我们,使用模型A,诱导弯矩直接取决于力的大小和试片厚度。将已知的阿尔门试片厚度代入等式(3)中,得出:MN=F.O.79mm/2,MA=F.1.30mm/2和Mc=F.2.39/2 (4)因此,对于恒定的诱导力F,弯矩随试片厚度线性增加。模型B图6显示了喷丸过程中残余应力分布的不同模型。模型是,不将平衡力均匀地分布在未喷丸的截面上,而是假设平衡力与压缩的表层相邻,位于表面以下的深度m处。在该模型中,压缩喷丸力和平衡张力作用在中性轴的同一侧。因为这两个力位于中性轴的同一侧,所以它们会产生反方向作用的弯矩。作用在图6所示试片上的弯矩MB由以下等式给出:MB=F(t/2-d/2)-F(t/2-m),简化为: MB=F(m-d/2) (5)等式(5)告诉我们,使用模型B,诱导弯矩直接取决于力的大小,但与试片厚度无关。弯矩引起的曲率:对于弹性弯曲梁,弯矩M和曲率1/R之间的关系由以下著名的公式决定:M=E.I.1/R (6)其中E是弹性模量,I是刚性。从教育的角度来看,等式(6)是一个典型的例子,说明了我们如何将变量之间的相互关系可视化。左侧M必须等于右侧(即三个变量E、I和1/R的乘积)。因此,如果M增加,则一个或多个右侧变量必须增加以保持相等。例如,对于给定类型的阿尔门试片,E和I都是常量(希望如此)。因此,喷丸强度的任何增加(增加M)必须伴随着曲率的相等增加。图6使用模型B拉伸残余应力分布的经夹紧、喷丸后的阿尔门试片中的弯矩来源我们可以重新排列等式(6)得出:1/R=M/(E.I) (7)如果我们把I=Wt3/12代入等式(7),我们得到:1/R=M/(E.Wt3/12) (8)模型A如果我们把M=Ft/2代入等式(8),我们得到:1/R=(Ft/2)/(E.Wt3/12) 简化为:1/R=6F/(E.Wt2) (9)现在我们可以假设,在固定喷丸强度下的阿尔门试片,F、E和W都是常数。随后将情况进一步简化为:1/R=K/t2 (10)其中K是一个等于6F/(E.W)的常数,等式(10)表示,固定喷丸强度下的阿尔门试片的曲率与其厚度成反比。将已知的阿尔门试片N、A和C的厚度代入等式(10)得出:1/RN=K/(0.79 mm)2,1/RA=K/(1.30 mm)2和1/RC=K/(2.39 mm)2.因此l/RN/l/RA=2.71/1和1/RA/l/Rc=3.38/l (11) 模型B如果我们将等式(5)中给出的弯矩值MB代入等式(8)中,得到:1/R=F.(m-d/2)/(E.Wt3/12),简化为:l/R=C/t3 (12)其中C是一个常数,等于12F(m-d/2)/E.W将已知的阿尔门试片N、A和C的厚度代入等式(10)得出:1/RN=C/(0.79 mm)2,1/RA=C/(1.30 mm)2和1/RC=C/(2.39 mm)2.因此l/RN/l/RA=4.46/1和1/RA/l/Rc=6.21/l (13) 曲率与弧高的关系:我们还需要研究曲率和阿尔门弧高h之间的关系。图1示出喷丸后的阿尔门试片位于四个规球上的部分,试片在A、B、C和D处与规球接触。纵向和横向曲率都施加在试片上。因此,阿尔门弧高由下式给出:h=hl+h2 (14)如果我们假设曲率是常数1/R,则弧AEB和ELG是圆形的。高度h1和h2可以使用“相交弦定理”估计。已知 h1=(AB2/4).1/R和h2=(EG2/4).1/R。因此:h1+h2=(AB2/4+EG2/4).1/R或h=( AB2/4+EG2/4).1/R (15)AB是阿尔门测具的两个规球之间的固定主距离。EG也是固定的,等于BC,BC是支撑球之间的固定小距离。因此,(AB2/4+EG2/4)具有一个常数值K。因此,我们可以将等式(15)表示为:h=K.1/R (16)由等式(16)可知,等式(11)可表示为:hN/hA=2.71/1,及hA/hC=3.38/1 (17)等式(13)可以类似地表示为:hN/hA=4.46/1,及hA/hC=6.21/1 (18)阿尔门弧高比的实验验证:等式(17)和(18)中给出的比率分别低于和高于通常引用的经验值(3/1和3.5/l)。这些经验值在已应用的喷丸强度中是不符合的-除了必须对任何给定的试片对应用相同的强度。作者不知道已经发表的有关阿尔门弧高和试片厚度的大量数据。因此,决定通过实验研究这些假定的关系。表1中所示的比率适用于在一定气压和喷丸流量范围内喷丸的八对试片。在喷嘴与试片固定距离332 mm的情况下,使用S170铸钢丸对所有试片进行喷丸达120s。平均N/A比率接近模型A的预测,而A/C比率大大高于模型A的预测。这两个平均比率都大大低于用模型B预测的比率。讨论和结论:结果表明,不同阿尔门试片厚度时,弯矩和刚性的综合作用是造成挠度差异的主要原因。在假定A型拉应力分布的情况下,根据两个参数预测的N/A和A/C试片的挠度比分别为2.71和3.38。这些与各种标准出版物中给出的3.0和3.5比率相似,但不完全相同。如果假设B型拉伸残余应力分布,则N/A和NC试片的预测曲率比要大的多,分别为4.46和6.21。因此,A型应力分布给出的值比B型分布更接近公布的值。表l中给出的N/A挠度的实测比值为2.753。该值与用模型A预测的值接近,表明A型拉伸残余应力分布占主导地位。实测的A/C挠度比为4.198,明显大于模型A预测的3.38。这可以通过假设实际拉伸残余应力分布是A型和B型的复合物来解释。表1 喷丸120s后的阿尔门试片的弧高这假设源于这样一个事实,即A/C研究中应用的喷丸强度都比N/C研究中应用的喷丸强度大得多。喷丸强度越高,表面加工硬化越大。图7显示了复合应力分布的示意图。图7所示的分布与残余应力剖面测量中通常遇到的分布很接近。FA和FB表示与两个分量相关的有效力,FA远大于h。必须认识到,用于预测挠度的模型是非常简单的,是基于纯粹的弹性行为的,而不是喷丸阿尔门试片中实际发生的混合弹性/塑性行为。尽管如此,这些模型还是与实际观测结果相吻合。研究模型在更大数据集上的应用将是有益的。特定而言,需要研究丸料尺寸的影响。未来的研究将包括研究N/A和A/C弧高比随喷丸时间的变化,以及试片厚度对“饱和时间T”的影响。图7 在复合A型和B型拉伸应力分布情况下,经夹紧、喷丸后的阿尔门试片的弯矩起源。
本项研究是由FerroECOBlast®Europe公司的研发部门与Jožef Stefan研究所(斯洛文尼亚的领先科学实验室和格拉茨的Joanneum研究中心)合作进行,研究了喷丸处理对增材制造零件的影响。随着增材制造技术(也称为3D打印)的显著发展,在非常规结构和材料的表面处理方面出现了新的准则和要求。冷微锻造,俗称喷丸处理,是一种众所周知的表面处理工艺,通常用于航空航天和汽车等要求最苛刻的行业的机械零件上。喷丸处理改善了机械零件的工艺性能并延长了其使用寿命。问题在于,孔隙率和由此产生的微裂纹在多大程度上影响了3D打印零件的机械特性,以及对此如何进行改善。当前研究分为多个方向:退火和金属微观结构的相应变化,压缩/轧制,以及可能是最合适的现代喷丸处理。由于AM(Additive Manufacturing; 增材制造)技术相对较新,对此类机械零件的喷丸效果尚未进行广泛研究,因此决定对采用增材制造生产的金属零件进行喷丸效果研究。测试概述不同的3D打印工艺有利于复杂零件和原型件的制造,因此很难选择使用这些工艺制造的典型机械零件作为测试对象。本研究选择了一种常用于实验室进行疲劳强度试验的普通试件。试件采用SLM(选择性激光熔化)工艺,也称为LPBF(激光粉末熔珠)工艺来制造。在材料方面,本研究选择了三种不同的常用金属合金:1. 铝合金AlSi10Mg2. 马氏体时效钢MS1(DIN 1.2709)3. 钛合金Ti6Al4V图1:试件–3D打印试件左:未经处理的原始零件•右:喷丸前的研磨件热处理清除3D打印试件上的残余灰尘和氧化物,然后进行退火和时效处理。随后将试件研磨至最终尺寸,以确保尺寸精度和试件更好的工艺性能。每种选定的材料都需要进行不同的热处理,如表1所示。表1:每种选定材料的试件热处理参数机械处理由于AM生产的试件在热处理后没有足够精确的形状,因此需要进行机械后处理,即研磨,以确保测试所需的精确几何形状。这样,在进行永久动态强度试验时,得到了准确的结果。所有试件均按实验室常用试件的标准形状和尺寸制造。喷丸处理试验前的最后一道工序是喷丸。所选参数是根据实践中每种特定类型的常规基材的最常见参数经验确定的。为了确定最合适的方法,为每种试验材料选择了三种不同类型的丸料和不同强度的喷丸方法:钢丸ASH110、陶瓷丸Z150以及ASH110和Z150的双重丸料组合。表2:AlSi10Mg、MS1和Ti6Al4V样品的喷丸参数图2:机器中样品的喷丸处理疲劳强度试验在实验室用专用机器对未经喷丸处理的五个样品进行疲劳强度试验。其目的是确定在105次循环和大约70 Hz的频率下达到试件断裂点所需的载荷。确定参数后,又测试了五个具有相同参数的参考试件,这些参考试件也没有进行喷丸处理,并且这5个参考试件分别针对每种材料及喷丸处理总共进行了60次测试。疲劳强度试验结果如下图所示,喷丸处理对试件的持久动态强度有非常积极的影响。未经喷丸处理的参考试件在平均105次循环中达到断裂点,而经喷丸处理的试件可经受平均5105次循环,最多2106次循环。失效所需的循环次数取决于喷丸参数以及试件的基材。图3 AlSi10Mg样品测试图图4: Ti6Al4V样品测试图图5: MS1样品测试图金相分析金相分析的目的是检查喷丸处理对试样基材的影响,其结果最好反映在显微硬度上。对测试持续动态强度的同类样品进行测量。图6:样品显微硬度测量图像图7: MS1样品的HV显微硬度测量及弹性模量图示例摘要研究结果证实,喷丸处理对AM生产的零件的疲劳强度有显著的积极影响,而与基材无关。对钛合金Ti6Al4V的影响最大,寿命延长了20倍。试验结果本可以更好,但试验人员在2×106次循环时停止了测试。由MS1钢制成的样品的寿命延长了约15倍,最后由AlSi10Mg制成的样品的寿命延长了8-10倍。结果表明,采用S110钢丸进行喷丸处理效果最好,其次是S110+Z150钢丸和陶瓷丸的双重丸料,最后是Z150陶瓷丸。AlSi10Mg试样的结果偏差最大,其次是钢试样,而Ti6Al4V的所有喷丸测试方法都取得了很好的效果。喷丸处理对材料显微硬度的影响,正如金相分析所显示的,并不显著。表面显微硬度略有增加,可达200-300μm深。以S110+Z150双喷丸效果最好,表现为弹性模量的提高。喷丸处理显著提高了由AM过程产生的产品的机械性能、疲劳强度和抗腐蚀性,从而延长了产品的使用寿命。因此,制造商能够优化此类产品的设计,减轻其重量,这最终意味着更快和更具成本效益的生产过程,并在运行过程中显著节约能源。如本研究所示,在设计阶段牢记喷丸对所有采用增材制造生产的金属零件都有很大意义。
引 言 喷丸的主要目的是在材料表面产生一层压缩应力的“表皮”,从而提高部件的使用性能。一个重要的结论是,材料表面的加工硬化是靠高速撞击的丸料产生的。这种加工硬化通常会提高零件的服役寿命。另一方面,过度的加工硬化会降低表面材料的延展性,导致微裂纹的形成和服役寿命的降低。当粒子撞击表面时,它们产生的凹痕占零件表面积的比例,术语“覆盖率”定义为冲击弹丸粒子撞击喷丸表面所产生的凹坑的比例。因此,“99%覆盖率”等表达式表示99%的表面积至少撞击了一次,而1%的表面积根本没有受到任何影响。本章的核心问题包括:“覆盖率如何发展?”如何测量和控制覆盖率?覆盖率如何变化?”最佳覆盖范围是什么?以及“覆盖率与所需的表面残余应力的关系如何?”覆盖率的发展 覆盖率发展,我们通常是基于丸料产生的随机压痕作为简单模型来解释。该模型假设相同的弹丸粒子以恒定的速率(单位时间内单位面积的冲击量)撞击表面,产生相同的圆形凹痕,并且凹痕是随机分布的。图1显示了逐渐发展的覆盖率示意图。在喷丸的第一秒钟,产生了8个圆形压痕区域,16个在2秒内,32个在4秒内,64个在8秒内,相当于每秒8个压痕的恒定速率。每个压痕的中心都位于外侧方格内,压痕的坐标是用计算机生成的随机数分配的。内侧方格给出了影响范围的真实指示。应当注意的是,随着覆盖范围的扩大,多重影响的发生越来越频繁。 8个撞击点 16个撞击点 32个撞击点 64个撞击点图1 覆盖率递增模型 可使用图像分析来测量“受影响”的总面积,在这个特定示例中,1、2、4和8s的值分别为15.67%、34.85%、46.87%和77.10%。这些值与覆盖曲线一起绘制在图2中,覆盖曲线与以相同比例受影响的无限大面积有关。覆盖曲线基于Avrami方程:覆盖率= 100 [ 1-exp(-A.R.t)] (1) 其中A是每次冲击的面积,R是产生凹坑的速率,t是冲击时间 图2 由图1预测覆盖率趋势图 可以看出,这四个实验点并不精确地位于覆盖曲线上。这是因为点代表有限样本,而曲线代表无限样本。这种差异既微妙又重要。通过类比,考虑掷一个完全规则的六面骰子,掷六次,我们可能只得到一个“六”,也可能在六次过程中从0到6杂乱出现,另一方面,如果我们掷骰子的次数是无限的,那么对于一个规则的骰子,频率的平均值将精确到骰子的每个面,即投掷次数越多,相同数字出现的频率将非常接近。 随着覆盖率的增长,重复影响的数量也随之增加。如图3所示。这些曲线也是使用“Avrami模型”推导出来的,在这个模型中,在无限大的区域内随机创建相同的圆形凹坑,但喷丸流量不变,在90%的覆盖率下,“重合点”(最常见):一个特定点受到影响的次数是2次,然后是1、3、4、5等。99%时,重合点数为4,99.9%时,重合点数为7。在99.9%的覆盖率下,大部分区域将受到超过20次的影响。该模型预测,无论进行了多长时间的喷丸,100%的覆盖率都不会达到,这是因为我们假设一个无限大的表面积正在被喷丸。在有限喷丸面积内,覆盖率可以达到100%,但时间永远无法保证。即使使用非常高的喷丸强度,我们也只能说对于有限区域来说整个喷丸区域有很高的可能达到100%覆盖率。 图3 不同数量丸料对总覆盖率的贡献 在此有个争论点,我们的通常认为撞击后覆盖率是不断增加的(宏观意义上),但其平均值明显低于100%。这里存在一个最佳覆盖值的概念,低于此值表示欠喷丸,高于此值表示过度喷丸。这个最佳值在很大程度上取决于被喷丸的材料。应记住,喷丸的主要目的是产生一种压缩性“皮肤”,以优化材料使用性能,而不是徒劳地追求100%的覆盖率。这种盲目追求将使得零件被过度的喷丸处理,同时有可能超过材料的延展性,并降低原先喷丸的好处。覆盖率的控制和测量 控制覆盖率的第一个问题是能够准确地测量它。图4显示了一个放大约10倍的轻微喷丸试样。由于存在大量未喷丸表面,因此可以对试样进行合理准确的测量。利用图像分析程序可以很容易地对这些样品进行定量测量。然而,随着覆盖率接近100%,测量变得困难并最终无法进行。同时由于原始表面未打磨也加剧了测量问题,制造商不会仅仅为了帮助测量覆盖范围而对其零件进行打磨,因此,喷丸表面的不均匀性是最重要的问题,因为不均匀的表面难以对焦。重叠的凹坑边缘模糊,微小的未喷丸区域都将影响到测量值。 图4 使用S170弹丸对铝样品进行喷丸处理,覆盖率为34.8%,放大10倍,并使用具有毫米刻度的公制尺进行观察。 显然无限小的未喷丸区域不可能测量。对于非常小的未喷丸区域,当前的技术也无法进行测量。例如,考虑一个10mm*10mm区域,该区域将在10倍放大倍率下拍照进行检查。图像在10倍放大率下的“屏幕上”尺寸将为100mm*100mm。假设相机具有录制1兆像素图像的能力。相当于1000×1000像素的正方形图像。因此,样本表面的每平方毫米对应于100×100像素。如果我们现在考虑由S110或S170弹丸形成的压痕,压痕直径将在0.1mm区域。那么,这就相当于一个直径为0.1mm的圆,它被刻在一个正方形上,这个正方形的图像只有10像素*10像素。图5显示了这种情况的一种表示。 图5 0.1mm直径的喷丸区域像素化图片,其中包括重叠喷丸区和未喷丸区域 如果(这是一个非常大的“如果”)相机能够完美地区分被喷丸和未喷丸的区域,那么喷丸区将显示为较暗的像素(单色),从而形成“锯齿状的圆”。如图5所示,三个重叠撞击之间形成的“未喷丸区域”在任何方向上都小于一个像素,因此无法检测到。图中所示的单个“未喷丸区域”的面积约为0.1*0.1mm总面积的0.1%。因此,我们无法确定覆盖率是否高于99.9%。事实上,在整个区域上有10个这样小的未喷丸的区域,我们甚至无法确定是否达到了99%的覆盖率。 定量图像分析覆盖率测量方法的精度取决于原始图像的质量。为了说明可能出现的问题,特意使用了低质量图像,如图6(a)所示。如图6(b)所示,对应的二值图像无法区分未喷丸区域的反射率和压痕底部。因此,“黑点”出现在大多数凹坑区域的中心。对图像的精确分析只能基于测量每个已识别喷丸的封闭区域(忽略凹坑之间的斑点)。因此,拥有一个高质量的图像才能更好、更容易的进行测量工作! (a) (b)图6 采用S170丸料、10倍放大率对铝件进行喷丸的光学图像(a)和二值图像(b) 可靠的测量需要建立在含有大量未喷丸区域的表面的基础上。因此,考虑覆盖率控制时,也应该基于对覆盖率远低于99%的表面进行的测量。下面的案例研究旨在说明如何实施这种控制。覆盖率控制案例研究 一个零件要用四个相同的压痕进行喷丸,目的是精确地达到99.9%的覆盖率。唯一可用于控制的变量为丸料的流量。准备抛光的材料片,其材料性能尺寸都应相同才可使用。第一步可以是将抛光的材料片安装到喷丸设备中,方法与固定Almen试片的方法类似。喷丸时,材料片进行一次性喷丸,给定一个丸料流量。喷丸后,对材料片的几个区域进行拍照和图像分析,以便进行覆盖率测试。平均覆盖率为74.6%。我们可以将该值代入Avrami覆盖方程(1),得出:74.6 = 100(1-exp(-A.R.1)] (2) 其中,第二个“1”表示测试中四个压痕中的第一个;A:每个压痕的面积假定为常量,R与丸料流量成正比。 我们可以很容易地解出方程(2),其中A.R的值为1.3548。然后,可以将该值与2、3和4一起填入到方程(2)中,以表示随后的过程。这样我们就得到了2次、3次、4次通过的总覆盖率为93.344%、98.283%和99.55%,即2次、3次和4次通过(以1.3548的A.R率)。因此,四次通过后的覆盖率低于所需的99.9%。然后,我们将所需的99.9%代入方程中,找到A.R的值,所需的A.R值为1.7269。将该值与1.3548进行比较表明,我们需要将丸料流量增加约27.5%,以便通过四个压痕精确地实现99.9%的覆盖率。实际计算如图7所示,其中“x”用于初始的A.R组合,而“y”用于调整后的A.R比率。 如果所需的覆盖率是99.99%,而不是99.9%,那么弹丸流量比率必须增长70.0%(采用与之前相同的程序得出)。对于99.999%的覆盖率,程序预测所需的弹丸流量比率增加112.4%。应该注意的是,如此高的覆盖率值很可能会超过材料优化所需的值。注意,在每次传递过程中,”A” 都被假定为常量。可以使用比(1)更复杂的方程,该方程将可能减小凹坑A的尺寸。图7 “Mathcad”工作表用于预测所需弹丸流量的变化量覆盖率与表面残余应力 零件的喷丸会在整个表面形成一个二维的、非常有益的、压缩应力的表面层。喷丸如此持续有效的一个主要原因是它是一个“渐变”的过程。这就是说,如果在任何临界应力区域的覆盖范围不降到非常低的时候,那么压缩残余应力的保护表皮是完整。因此,我们是可以通过对零件进行喷丸来提高材料性能,未受影响的小区域并不意味着表面存在“弱点”,这是因为不是凹坑产生了压缩应力区,而是凹坑下方和周围的变形区产生了压缩应力区。图8显示了一个单一的冲击区域、其相邻的变形区域以及压缩应力材料同心“包络”的表示。压缩应力水平从撞击区中心越远下降。 图8冲击区、变形区及周围压应力包络线示意图 图8的目的只是为了说明冲击区和变形区的尺寸都是有限的,而包络影响区是无限的(没有特定的边界)。冲击区的有限尺寸由弹丸尺寸、喷丸能量、材料强度等决定。周围变形区的有限尺寸由冲击中心的距离决定,超过屈服强度-因此塑性变形有一个尖锐的“截止线”。另一方面,压缩残余应力值随着距离冲击区域中心的距离逐渐下降,即最大压缩应力值将位于冲击区域下方。为了说明重叠的应力轮廓,图9用同心等应力圆表示了远离冲击区域的应力大小下降,包括几个冲击区域。由于“应力叠加原理”,重叠的应力轮廓将合并,形成表面残余压应力的连续性。如果喷丸前表面含有拉伸残余应力,喷丸后则由喷丸产生的压缩残余应力代替。 图9多个喷丸区的重叠压缩等应力圆 另一个重要因素是压力水平不能突然改变。因此,在已获得均匀、实质性覆盖的喷丸部件中,物理上不可能有拉伸表面残余应力区域,甚至是非常低的压缩残余应力区域。讨论和结论 上述论据得出三个主要结论: 1. 无需尝试对已喷丸部件进行很高的覆盖率。 2. 有效的覆盖率控制可以通过在早期测量覆盖率,调用适当的覆盖率公式,然后控制给定喷丸状态下的丸料流量。 3. 有限和无限覆盖样本之间是有很大区别的。 对于高覆盖率的精确测量是不可能的。很难有效识别,更不用说确保,100%覆盖整个已喷丸部件的表面。在不同的使用条件下,应为不同的材料测试最佳覆盖率,这一点很重要。这是因为喷丸的目的是产生一个压缩应力表面“皮肤”,优化材料性能。过度的喷丸会导致喷丸表面延展性的耗尽而退化。另一方面,在进行喷丸处理时,表面不会达到最佳硬度(通过加工硬化)并且随后压缩应力“表皮”的厚度会减小。可以合理地假设,对于许多材料,最佳覆盖率将小于90%。 定量覆盖控制可以成为精密喷丸的有效手段。一个基本的优点是覆盖/喷丸时间曲线具有如此简单的形状,相应的Avrami方程只有一个变量——假设有固定的凹坑直径。与阿尔门饱和曲线的复杂形状相比,阿尔门饱和曲线需要三到四个参数才能进行精确分析。因此,对于恒定的喷丸条件,仅需一次测量即可预测覆盖/喷丸时间曲线的进度。固定凹坑直径的使用是一种简化,真正的喷丸区域包含不同范围直径的凹坑。但这并不能证明从喷丸的中间阶段就可以预测最终覆盖率的观点是正确的。等直径的概念可以等同于一系列凹坑尺寸的平均直径。 结果表明,基于小而精确的丸流比率变化的控制是非常有效的。与大多数可接受的控制程序一样,必须有参考标准。例如,定量化学分析依赖于一系列已知成分的标准样品。然后,测量值相对于最近可用标准的测量值进行表示。案例研究中概述的覆盖控制程序的参考标准应包括: 1. 一套不同材料的标准数码照片,经处理后覆盖范围不同。然后可以调整图像分析程序,使其与标准相匹配。 2. 一套标准的经喷丸处理的样品,同样由不同的材料经不同的、确定的覆盖范围进行喷丸处理。然后可以调节成像/分析技术。 覆盖测量的精度将通过使用试片、抛光过的部件材料或至少细磨过的部件材料来提高。图像分析程序应允许一次测量大量凹坑区域。这是为了消除有限样本大小和无限大样本预测值之间的差异。 覆盖整个表面的均匀性很重要。如果在喷丸的中间阶段进行测量,也可以更有效地监测这一点。 最后,覆盖率和喷丸强度(通过阿尔门饱和曲线测量)是不同的。它们反映了喷丸控制的不同方面。对喷丸部件覆盖范围的准确了解将涉及到压缩残余应力这层保护皮的完整性。此外,覆盖范围的测量是指材料本身。另一方面,喷丸强度指的是适用于铝带的喷丸“强弱性”——使用的标准材料必须符合规范和相应条件。
引 言 对丸料进行重力筛分在喷丸过程中具有非常重要的作用。从工程应用的角度来看,重力筛分是分离合格与不合格丸料的方法基础。螺旋重力筛分可能是最为常见的重力筛分方法。这种方法的历史很长并且成功地应用在许多工业领域的不同类型的丸料中。丸料在使用过程中会发生破碎或者磨损。破碎是丸料失效的首要原因。然而,磨损并不一定会产生失效,其在钢切丸的钝化过程中还会产生有利的作用。因此,丸料筛分的首要目标就是要把破碎的丸料筛分出来。本文会阐述螺旋重力筛分的基本原理。图1解释了重力筛分的本质问题。一个置于向下斜坡上的球形丸料会获得一个向前的旋转速度。该向下的斜坡同时也会倾向离心轴的方向,所以会在旋转过程中的丸料上施加一个向内的力F向内。该重力分量会随着倾斜角β的增加而增加。同时,一个相反的向外离心力F向外也会作用在丸料上。该离心力会与向前旋转速度的平方成正比。如果向外的力高于向内的力,那么丸料会在沿着路径下落的过程中向外移动。如果向内的力与向外的力相等,那么丸料的将会沿着恒定的半径R运动,即沿着图1中的虚线运动。图1本篇文章将会分析螺旋重力筛分的几何以及物理特征。将会做一些简单的假设以便于大家更好地对于应用数学的理解。哪怕是分析一个的规则的球形丸粒在重力作用下沿着螺旋斜面进行运动的情况都是非常困难的,更不用说丸粒具有不规则的形状。摩擦和能量损失会进一步使问题复杂化。更何况有数以百万计的丸粒参与到螺旋重力分离的过程中。然而,本文将对于螺旋重力筛分过程进行定量的分析。在平坦斜坡下的重力加速 如果把球形和近球形的丸粒放在一个陡峭的斜坡上,其速度会在重力的作用下不断增加。那些可以被归类为不合格的丸粒会从斜坡上滚下来并会获得一个相当大的前进速度。(a)旋转图2显示了当一个球体从一个角度为α的陡峭斜坡上滚下时,其会产生一个不断增加的向前速度以及回转速度。加速度a与重力加速度g有关,其关系式为:a=S*g*sinα (1)其中S是滚动体的形状因子,对于完美球体,其值为5/7,而其它形状的形状因子值会更低。其余的2/7为产生转动能的部分。在恒定的加速度下,丸粒的向前速度v与其运动距离s成正比。如果一个丸粒从静止开始运动,那么其满足如下公式:v2=2*a*s (2)把公式(1)中的a代入到公式(2)中,将会得到如下公式:v2=2*S*g*sinα*s (3)一个丸粒滚动一个给定的距离s所需的时间t为:t=2s/v (4) 图2 球体产生了一个向前以及旋转的速度(b)滚动丸粒的滚动运动与其具体形状、倾斜角以及与其它丸粒的相互作用有关。在斜坡上静止的丸粒可能会被其它正在下行运动中的丸粒撞击而开始运动。这会造成丸粒运动的动态过程非常的复杂。但是,通过一些简单的试验可以确定滚动运动过程中的重要特征。例如,把一个木板以一定的角度靠在墙上,上面放置一些各种不规则形状的丸粒。如果木板的倾斜角为45°,那么每种形状的丸粒都会沿着斜坡加速下滑。而如果木板的倾斜角为20°,那么没有一种形状的丸粒会下滑。对于每种形状的丸粒,都会有一个“安息角”,即丸粒滚动开始发生的角度。还有一种更为复杂的试验,即把一个硬塑料薄板以一定的角度放置。该薄板本身的重量和柔韧性会产生一个角度不断减小的斜坡,如图3所示。 图3. 不规则形状的丸粒在一个角度不断减小的斜坡上的不同位置放置在位置1上的一个不规则形状的丸粒将会沿着斜坡滚动下滑,但是随着倾斜角的降低,其下滑的速度会减小并最终会在某个位置(例如位置3)静止。对于给定形状的丸粒,其尺寸越大,那么位置3的距离会越远。该现象就如我们在现实中观察到的大尺寸岩石会比小尺寸岩石的滚动距离更远。如果我们一开始把不规则形状的丸粒放置于位置2,那么丸粒会保持静止,我们一般情况下把该角度称之为“安息角”。螺旋分离器的几何尺寸图4给出了在工业应用中螺旋分离器的定量问题。从图4中可以看出,螺旋分离器的特征是一些陡峭的向下斜面以垂直轴为中心组成的螺旋体。在这些斜面中,相对于靠近螺旋体中心位置的斜面,靠近螺旋体边缘位置的斜面更为平缓。对于图4中所显示的分离器,共有五个同心的左手系的螺旋斜面组成,可以分别单独分离丸料。 图4. 在螺旋分离器中靠近内部的斜面更为陡峭而靠近边缘的斜面更为平缓一个可以定量了解螺旋分离器的方法就是组装一个简易的分离器模型。组装模型所需要的工具有盘状的纸板、胶水和一个垂直管。图5为组装示意图。 图5. 把纸盘从AB处剪开后可形成简易的螺旋分离器模型 如果把图5中的纸盘沿AB剪开并拎起靠近右手的边缘,那么我可以得到一个右旋螺旋体。“右旋”的定义类比为使用右手可以顺时针地把螺钉拧进螺母中。相反地,拎起靠近左手的边缘,我们可以得到一个左旋螺旋体。如果我们继续拎着边缘位置往上抬,那么内径D1会一直减小直到纸盘的内径碰触到垂直管,此时D1=D,如图6所示。然后把此时的螺旋纸板与垂直管用胶水粘起来后,简易模型就做好了。 图6 沿着直径为D的垂直体(圆筒)制成的左旋螺旋体 如果对螺旋分离器的几何尺寸进行定量化,那么需要一些基本的数学公式。图6中所示的螺旋路径P-H为直角三角形的斜边,如图7所示。AB2=AC2+BC2。如果斜角α为45°,那么如6中的节距必须与圆柱体的周长相等,在图7中表示就是AC=BC,同时可得AB=AC√2。螺旋体的路径长度为图5中孔的周长。因此,对于45°的内部坡道(图4中的蓝色角度),D1为D√2,其中D为图6中的垂直管的直径。圆柱周长BC=π*D,可得节距长度也为π*D,螺旋路径长度为π*D√2。 图7. 螺旋路径为由节距以及圆柱周长组成的直角三角形的斜边圆纸板的外部边缘位置形成了另外一个螺旋体,其路径长度更长,为π*D0,如图5所示。该螺旋体的斜率取决于D0以及节距的大小。例如,如果圆柱的直径为100mm,形成的螺旋直径为500mm,内坡的角度为45°,那么该螺旋体的外部边缘的角度将为11.3°(如图4所示,黄色角度)。形成的螺旋体将会朝着支撑圆柱体向内倾斜。这就形成了图1中的重要角度β,可用下式表达:tanβ=π*D1/2*(D2-D1) (5)其中D1为圆柱体直径,D2为所形成的圆柱体直径。对于上述的例子中,如果D1=100mm,D2=500mm,那么可得β=21.4°。工业上使用的螺旋分离器经常另具一个增加的几何特征,即其螺旋体的半径r会不断地稳步增加,同时与圆柱体相连接的陡峭斜坡不受影响。冲裁出的薄板要素如图8所示。 图8. 螺旋体中不断变化的半径r滚动中丸粒的外向力和内向力(a)内向力对于给定的内倾角β,向下滚动的丸粒的内向力是恒定的。该内向力也称之为“向心力”(因为该力是朝内的)。因为力等于质量乘以加速度,那么向心力CP可以由下式表示:CP=m*g*sinβ (6)螺旋体的螺旋线在第一次转角时需要保持一个陡峭的内角,如图4所示,其目的为限制所有向下运动的丸料能够围绕圆柱体运动。此后,螺旋体的外径不断增大,而β角则不断减小。(b)外向力随着滚动的丸粒不断地围绕中心圆柱体运动(同时也在进行向下运动),它们也会受到外向离心力CF的作用。相应的外向加速度为v2/r,其中v为丸粒向前的速度,r为其运动轨迹的圆周半径。随着丸粒滚动的速度不断地增加,其沿着螺旋体运动的外向力也不断地增加,因此可得:CF=m*v2/r (7)(c)净外向加速度图9显示了丸粒在螺旋体上运动时其反向的力。净力决定了丸粒是向内还是向外运动。CF与圆柱体的中轴线垂直,所以其与CP相反的力必须要进行分解。因此,作用在丸粒上的净力为CFcosβ-CP。如果β的值比较大,那么净力会更倾向于向内。对于上述的两种相反的力,其质量是相同的。因此,结合公式(6)和公式(7),其净加速度anet可得:anet=cosβ*v2/r-g*sinβ (8) 图9. 向下运动的圆形丸粒的径向力一个向下滚动的丸粒的净径向加速度如图10所示。在截面1时,丸粒具有一个比较大的向内加速度(如红色箭头所示),所以其会向圆柱体方向运动。随着丸粒向下的速度不断增加,其离心力也不断增加,导致其向内加速的倾向减弱,最终在截面4时,丸粒的径向加速度为0。随后,随着丸粒的继续运动,其净加速度方向为外向,进而丸粒会逐渐远离圆柱体。在截面7时,丸粒离开了边缘位置并作为不合格丸料而被单独收集。 图10. 螺旋体的树形截面显示了一个向下运动的球形丸粒的向外运动轨迹不合格丸料的运动状态不规则形状的丸粒同样也可以产生一个向下的速度,因此也会产生一个离心力。与规则形状丸料相比,其最关键的不同是其向下的加速度会很快地减小为零,这是因为随着丸粒往外运动,螺旋体的斜率也会减小。结果,不规则的丸粒不能产生足够的速度以及净径向加速度来让它们继续向外运动,所以这些不合格的丸粒会在每个螺旋斜坡的底部被单独收集。如之前所述,相较于小尺寸不规则形状的丸粒,大尺寸不规则形状的丸粒的滚动速度更快。所以在工业应用中,使用更大直径的螺旋体以适应更大尺寸范围的丸料。通过把螺旋体的直径加大,其平均β角也会进行减小,这样丸粒的径向移动距离会增加,这就为大尺寸不规则的丸粒的向外移动提供了更多障碍。输入和输出在螺旋分离器的顶部控制丸料的输入量对于有效的筛分是非常关键的。每个螺旋分离器只能承受一个非常低的输入量。图11显示了上述问题的一个工业解决方法。丸料会通过一个普通阀门送入到一个锥形筒中,然后被均分到五个独立的螺旋体中。也可以采用Magnavalve@阀而非普通阀门对丸料进行分流来对丸流量进行精确控制,或者也可以采用一个振动斜进料嘴。 图11. 把丸粒分流到五个单独螺旋筛分器中的锥形筒从螺旋分离器中筛分出来的丸料分别由合格和不合格的丸料组成。图12显示了工业应用中丸料筛分出来的不合格丸料的照片。 图12.合格和不合格的丸料分离
引 言 喷丸一般需要较大程度的延展才能达到效果,但却广泛地用于高强度以及低延展性的工程零件上,这看起来像个悖论。单个凹坑可以引起超过100%的塑性变形。如图1所示,变形区域的深度是凹坑本身深度的两倍。表层AC段的高度在喷丸后减小了一半变为BC段。因此,变形区域存在的平均压缩塑性变形等于拉伸变形的100%(采用工程应变公式计算得出)。变形程度在C点(即塑性变形区域的边界)为0%,在B点达到最大。假设变形程度随深度的变化为一个简单的线性变化,那么在B点等于200%。 图1. 喷丸后零件表面的塑性变形范围示意图柔软金属的拉伸延展性可以达到40%,而高强度合金普遍的拉伸延展性要小于10%。当覆盖率达到100%时,喷丸表面必须要抵抗大量凹坑所带来的塑性变形,该塑性变形的量级可达到1000%!本篇文章对影响表面塑性变形的一些因素进行了研究,并对随着延展性变化而发生强化变化的问题进行了讨论。非常明显,喷丸会带来很高程度的变形。因此,我们必须使用正确的相关定义。图2解释了对于大的拉伸延展,“工程应变”和“真应变”的差异。在弹性变形(小于1%)带来的非常小的延展的情况下,工程应变和真应变之间的差异很小,但是在发生巨大延展的情况下,两者之间的差异就变得非常大。那么这个意义就是我们期待零件的性能是在真应变而非工程应变的范围内发生变化。例如,我们会期望1000mm的延展能够增加强度到2至3倍,而不是到一个非常巨大的倍数。 图2. 对于施加在100mm长的试样上的延伸,工程应变和真应变之间的差异延展性材料在拉伸和压缩状态下的测试得到的延展性是有着巨大差异的。作为工程人员,我们普遍对于拉伸延展比较熟悉,这是因为拉伸延展是比较容易测试和实现的。而在压缩状态下的延展值是不容易测试的。众所周知,大多数工程上的失效是在拉伸状态而非压缩状态发生的。一些材料,例如灰铸铁,在拉伸状态下非常的脆,所以其最好被使用在压缩应变的状态。这主要是因为在压缩状态下的延展性可以是拉伸状态的将近20倍,如图3所示。在拉伸状态下,在T点时(此时应变约为0.0035,即0.35%)发生了失效。这与在压缩状态下,在C点时(此时应变约为-0.07,即7%)发生失效产生了明显对比。而其分别对应的失效强度分别为约+150和-900MPa。需要注意的是,压缩状态的延展性比拉伸状态要高出一个量级,这种情况是普遍存在所有的金属材料中的。 图3. 灰铸铁在压缩和拉伸状态下应力/应变行为的对比喷丸后的材料表面是与压缩延展性而非拉伸延展性相关。延展性在数量级上的差异对解释延展性悖论有很大帮助。压缩延展的一个较为熟悉的例子就是在打布氏硬度时,产生的凹坑并不会在灰铸铁以及其他脆性材料上产生裂纹。压缩测试一般是把圆柱形试样的放在压实缸之间,如图4所示。把压缩应力σc施加在圆柱形试样的两个端面上。试样端面和试验设备上平台之间的摩擦力会约束试样发生侧移,进而产生了膨胀。最终,在膨胀处的外表面会产生裂纹,如图4所示。由于连续表面对于侧方的约束,这种状态会受到抑制,如喷丸的情形一样。这种约束在施加的应力系统中增加了流体动力压缩分量。图5中的模型显示了当圆柱形试样受到一个-c的施加压缩应力时,其会受到表面材料的环面约束。约束环会施加一个压缩应力-r在圆柱试样上。因此,我们就得到了一个应力体系,可以表达为(-c+r, 0, 0)+(-r,-r, -r),其中(-r,-r, -r)为流体动力压缩分量。流体动力压缩就是为什么金属材料可以轧制到很大的延伸量以及可以把圆柱试样挤压至巨大的延展状态。喷丸表面的延伸性比圆柱试样受到压缩时的延展要大得多。作者本人不太清楚喷丸表面的任何标准延展性试验。图4.压缩测试的示意图 图5.圆柱试样在被压缩过程受到表面材料约束的示意图强度特性在喷丸过程中的高延展性引起的冷作硬化将会极大地提高材料的强度特性。因此,比如在拉伸试验中,屈服强度可能是正常拉伸试验记录的极限拉伸强度的几倍。相应地,这也意味着表面的残余应力可以超过名义上的拉伸极限抗拉强度。设计中的一个重要的问题就是可以在零件上施加相应的应力来阻止失效。如果材料是柔性的,那么失效一般使用屈服强度来定义。如果材料是脆性的,那么失效一般使用断裂强度来定义。在试样拉应力时,柔性材料和脆性材料表现出的差异如图6所示。在施加拉应力的状态下,柔性材料的屈服强度要比断裂强度低得多。随着施加的拉应力逐渐增加,材料首先会先达到屈服应力的状态,所以屈服的现象就产生了。随着施加大量的冷作硬化作用,材料由屈服强度状态上升到断裂强度状态,随后断裂现象就产生了。对于脆性材料,断裂强度非常接近于屈服强度。随着施加的压应力逐渐增加,材料由屈服强度状态(导致冷作硬化的发生)很快上升到断裂强度状态。随后由于断裂传播的发生,不会有进一步的冷作硬化发生。在压缩应力的状态下,材料关于屈服强度和断裂强度会表现出另外一种差异,如图7所示。 图6. 在拉应力下柔性材料和脆性材料在失效强度上的差异 图7. 在压应力下柔性材料和脆性材料在失效强度上的差异可以用材料结构的变化来解释喷丸后材料强度性能提高的现象。五十多年前,位错理论就解释了为什么真晶材料的屈服强度要比完美晶体材料低得多。同时,位错理论也解释了在观察到的应力水平下材料沿滑移面的输运现象。用一个粗略的但又比较形象的例子进行类比,就是汽车行驶在城市的交通网络中的现象。如果路上只有少量的汽车,那么交通是十分畅通的。然而设想一下,如果每个起初在行驶几米之后“克隆”一下自己,那么很快在每个十字路口就会变得非常拥挤。那么要使车辆继续行驶,所需要的“力量”就会急速增加。当丸粒打击零件表面时,每平方厘米位错的数量为单个丸粒产生的位错数量乘以100万倍,即超过了1万亿个!也就是说,位错在微秒中“克隆”了数百万次。喷丸表面的冷作硬化结构与书本中晶体材料是非常不同的。喷丸后材料的结构可以描述为“由高位错密度的亚晶粒包围的高位错密度区域”。随着冷作硬化程度的增加,亚晶粒的尺寸会逐渐变小。最终,当迫使位错运动的应力小于裂纹产生的应力时,材料就达到了断裂强度。延展性以及强度性能评估喷丸的效果最终是由性能(例如疲劳强度)的提升来评定的。这种测试的方法已经非常成熟了,因此将不会在这里进行讨论。压缩测试对评估喷丸的延展性方面有着很大的借鉴作用。与喷丸产生高应变率相似的工艺就是落锤锻造。把从旋转杆材料切割下来的圆柱体放置在砧座上,然后采用落锤从不同的高度对圆柱体进行冲击。材料可承受的最大应变(此时侧面没有裂纹的产生)给了我们一种压缩延展性的测试方法。但是,测试得到的延伸率水平是低于材料的真实水平的,这是由于在喷丸过程中受到了连续表面施加的流体动力约束。承受大量塑性应变的材料的屈服强度不能用常规的拉伸试验来评估。一个经典的改进就是先把材料进行轧制引入一定量的延展,然后进行拉伸试验。这种“包络技术”引用了一个事实,即轧制具有相当大的流体动力压应力分量,因此可以赋予比在简单张力下获得的延伸量大一个数量级的延伸量。图8阐明了包络技术的原理。在这个例子中,进行了六个不同的拉伸测试。测试1对应于材料的接收状态。测试2至6对应于在拉伸试验前冷轧延伸率分为20、40、60、100和150%的材料。绿线是代表强度变化到大量塑性变形的包络线。对于这个例子,在150%伸长率下的屈服强度是接受状态材料的极限拉伸强度的3倍左右。轧制延伸件可以以每道次10%的速度通过高速四辊轧机,以获得接近喷丸处理的应变速率。 图8. 决定高应变强度的包络技术喷丸表面的强度水平可以通过间接的方法进行测试。经常使用的方法是测试X射线衍射峰的宽度以及显微硬度。X射线衍射峰的宽度和显微硬度会随着冷作硬化(也就是屈服强度)的程度增加而增加。这两种方法都可以而且应该使用含有已知大量塑性应变(诱导冷轧、压缩或挤压)的材料来进行校准。讨论评价喷丸过程中的延展性和强度变化需要使用常规拉伸试验之外的技术。这些较大的数值意味着应该使用真应力和真应变的定义。通过X射线衍射峰的宽度和显微硬度可以间接地进行强度变化的测试。可以通过剧烈冷作硬化的参考试样对上述方法进行计量。喷丸过程中延展性的变化是难以评估的。作者曾使用一种简单的技术来测试裂纹的萌生。这包括把半球形形状的硬质合金圆柱体从不同的高度抛出。相对脆性材料的裂纹是从一个临界高度落下击打后产生的。 这种解释的实质是,在喷丸强化过程中,材料随着发生很大程度的延展,其屈服强度也相应大幅度提高。之所以发生大程度延展,主要是由于变形的压缩特性以及现有的流体压缩的共同作用。喷丸后材料的屈服点会大幅度增加,因此喷丸后的材料可以承受相比未喷丸材料的极限拉伸强度更高的残余应力。然而,材料特有的延展性不应该被滥用,因为高水平的冷作硬化相当于高水平的能量存储。这种能量可以成为热激活变化的驱动力,例如产生应力释放,这对于零件是不利的。