鈦合金材料超聲滾壓加工的仿真分析與實驗研究*

馬 駿

(長春職業技術學院 機電學院,吉林 長春 130033)

0 引 言

鈦合金密度為鋼材的60%,其機械強度可達800 MPa以上,在溫度較高時仍能保持良好的機械性能,具有密度小、力學性能優異、耐腐蝕及耐高溫等特點,在汽車制造領域得到了廣泛應用[1-3]。

將鈦合金材料應用在汽車零部件上,可以獲得良好的輕量化效果。相關研究結果表明,在汽車質量下降10%情況下,該材料的應用可降低8%左右的油耗,對于降低能源消耗和空氣污染具有重要的意義。

在現代化汽車制造領域中,需要深入開發鈦合金零部件的制造工藝,不斷提高鈦合金材料的應用比例[4-5]。

為充分發揮鈦合金零件的機械性能,國內外研究人員對鈦合金材料的表面強化技術進行了大量研究,常見的工藝有激光熔覆、超聲噴丸和激光沖擊等[6-9]。

近年來,超聲滾壓逐漸成為鈦合金材料表面強化的主流工藝。在超聲滾壓加工過程中,靜壓力、滾壓次數和滾壓速度等指標參數對表面質量會產生較大影響[10],因此,如何優化超聲滾壓加工的工藝參數成為當前學者們研究的重點。

針對鈦合金關節軸承極易產生磨損等問題,潘高峰等人[11]進行了鈦合金試件表面超聲滾壓強化試驗,著重研究了靜壓力、滾壓次數和主軸轉速等超聲滾壓強化工藝參數對鈦合金剪切應力的影響規律,結果表明,超聲滾壓可以有效降低表面的剪切應力。任朝暉等人[12]以TC4鈦合金為對象進行了超聲微鍛造研究,構建了加工過程中載荷加載的數學模型,討論了超聲微鍛造的加工機理,該研究表明,超聲微鍛造加工后的表面能夠形成一定深度的殘余壓應力層,具有更好的表面強化效果。ZHU Xiao-tong等人[13]研究了超聲滾壓工藝對TC4鈦合金疲勞性能的影響,通過對比分析鈦合金的表面粗糙度、顯微硬度和殘余應力等,探討了鈦合金的表面強化和改性機理。ZHAO Jian等人[14]提出了鈦合金旋轉超聲滾壓預處理工藝,采用該工藝可以實現加工表面的軟化目的,從而提高鈦合金材料的加工質量。SU Hao等人[15]研制了一套可以溫控的超聲滾壓設備,對不同溫度條件下超聲滾壓效果和耐腐蝕性進行了比較和評價,結果表明,在高頻動態沖擊和熱塑性效應的綜合作用下,鈦合金具有更好的表面質量和耐腐蝕性。

綜上所述,當前研究人員主要是采用試驗的方式對超聲滾壓工藝進行研究,而較少采用有限元仿真的方法對滾壓過程中鈦合金工件殘余應力進行研究,并且普遍缺乏超聲滾壓和普通滾壓的對比分析。

因此,筆者通過建立鈦合金滾壓有限元仿真模型,分析鈦合金在超聲滾壓和普通滾壓過程中應力的變化和分布規律;設計鈦合金超聲滾壓實驗,從仿真和實驗兩方面研究工藝參數對鈦合金殘余應力、表面硬度和表面粗糙度的影響規律。

1 超聲滾壓理論

1.1 運動軌跡分析

超聲振動機構垂直于工件表面,安裝在執行機構前段的陶瓷球則經過超聲振動系統作用于工件加工表面。在超聲滾壓過程中,超聲振動軌跡形成是沿z軸方向的往復高頻運動,通過高頻振動與切削速度耦合,獲得滾壓和超聲振動工藝的協同效果[16]。

超聲滾壓加工時,陶瓷球的運動軌跡為:

(1)

式中:vx,vy,vz為陶瓷球在工件表面x,y,z三個方向的運動速度;A為陶瓷球在z方向超聲振動的幅值;ω為超聲振動的角速度;t為運動時間。

角速度ω為:

ω=2πf

(2)

式中:f為超聲振動的頻率。

在超聲滾壓實驗和仿真中,陶瓷頭的實際運動軌跡為z方向的超聲振動和x方向的水平移動,除此之外還存在工件的旋轉運動,因此,陶瓷頭相對運動軌跡為3個方向上運動的合成。

當工件表面為弧形時,超聲振動滾壓和普通滾壓方式中,陶瓷頭相對鈦合金工件的相對運動軌跡如圖1所示。

圖1 滾壓運動軌跡圖

1.2 動力學分析

在超聲滾壓工藝中,鈦合金材料的塑性應變是重要的研究參數,該部分研究主要是利用赫茲接觸定理進行[17]。在超聲滾壓過程中,表面層會受到兩種載荷的作用,分別為鈦合金工件表面受到的靜載荷和超聲振動沖擊造成的動載荷。

兩種載荷對工件表面的作用力為:

Ft=Fs+Fd

(3)

式中:Fs為滾壓過程中恒定的靜載荷;Fd為超聲振動形成的動載荷。

對于超聲滾壓過程中振動沖擊形成的動載荷,可以利用運動學方程進行理論推導。假設加工表面為平面,用式(1)對時間t進行微分,陶瓷頭在x和y兩個方向以恒定速度運動,此時只需分析z方向的速度,陶瓷體的超聲振動速度vzf為:

vzf=Aωcos(ωt)

(4)

對vzf求導,可得到加速度方程表示如下:

a=-Aω2sin(ωt)

(5)

根據牛頓第二定律,把式(2)代入到式(5)中,可得振動沖擊形成的動載荷為:

Fd=-4π2f2mAsin(2πft)

(6)

動載荷可以定義為頻率f、陶瓷頭的質量m和振幅A的函數。由于在總作用力方程中存在動態項,因此,工件表面受到的作用力會受到超聲振動頻率和幅值的影響。

2 滾壓過程有限元仿真

2.1 仿真準備

2.1.1 仿真模型

筆者利用商用有限元軟件ABAQUS構建三維動力學仿真模型,如圖2所示。

圖2 有限元仿真模型

為兼顧加工條件和計算效率,筆者將工件簡化成圓環結構,其中,TC4鈦合金工件的直徑為50 mm,內徑為40 mm,長度為20 mm,陶瓷頭的球頭半徑為5 mm。

仿真中陶瓷頭和工件之間近似于點接觸,模型尺寸遠大于沖擊時殘余應力形成區域,所以該模型可以有效避免邊界條件對沖擊區應力狀態的影響。

2.1.2 材料方程

仿真中需要對鈦合金材料的屬性進行準確設置。

超聲滾壓時工件表面承受大量高能量彈性和塑性載荷的連續沖擊,其本構模型主要為彈性形變模式和塑性形變模式。因此,筆者選擇對應變率具有高靈敏度的John-Cook材料模型對鈦合金的材料屬性進行模擬,分析工件表面在高速沖擊過程中,用于塑性變形造成的加工硬化效果。

鈦合金材料本構方程為:

(7)

鈦合金材料具體參數如表1所示[18]。

表1 鈦合金材料屬性

為簡化仿真參數和計算過程,仿真中陶瓷球設置為剛體,忽略形變和磨損對結果的影響。陶瓷頭表面設置為主動面,鈦合金工件表面則設置為從動面。

2.1.3 邊界條件

在有限元仿真中,鈦合金圓環設置為恒定速度旋轉,模擬鈦合金圓管在機床上的回轉運動;陶瓷頭以超聲振動形式對鈦合金圓環表面進行沖擊和平移,實現工件外表面整體的滾壓加工目的。陶瓷球和工作表面之間的相互作用,采用罰函數作為兩者之間的接觸算法,各向同性庫侖摩擦系數設置為0.1。

仿真中設置陶瓷頭和工件表面之間的作用力為靜載荷,設置超聲振動的幅值作為動載荷,具體參數和實驗保持一致。超聲滾壓過程中,動載荷隨著振幅呈周期性變化,由于動載荷的沖擊力遠大于靜載荷,導致兩者之間的合力會周期性為0,對于合力的波形和方向對滾壓質量的影響,還需后續進行研究。

2.1.4 網格劃分

超聲滾壓的加工路徑呈圓周分布,沖擊區域沿徑向位于中間位置。由于最小單元的大小對總求解時間有一定影響,在工件的中間滾壓區域進行網格加密處理,從中間向遠離接觸區域的兩側網格逐漸變粗,以確保計算精度,同時減少計算時間。

中間區域網格尺寸為0.1 μm,其余區域網格尺寸為0.35 μm。工件整體由707 000個八結點線性六面體單元組成,采用減縮積分和沙漏控制方式,以緩解塑性不可壓縮材料在過度約束時引起的“網格鎖定”問題。

網格劃分結果如圖3所示。

圖3 有限元網格劃分

2.2 仿真結果分析

2.2.1 普通滾壓

筆者分析靜壓力對滾壓結果的影響,即采用表2中編號1和編號5的參數進行仿真,其結果如圖4所示。

表2 實驗參數

圖4 普通滾壓仿真結果

當陶瓷頭和工件之間的靜載荷為100 N時,只在二者接觸的位置形成了瞬時的應力分布。隨著工件的旋轉,在陶瓷頭滾壓位置表面,并沒有明顯的殘余應力。當靜載荷增加到900 N時,工件表面的殘余應力較為明顯,并以斷續的波動形式分布在工件周圍。這是由于鈦合金工件在受到較大靜載荷時,工件會發生彈塑性形變,導致切向摩擦力發生方向偏轉,此時陶瓷頭會向遠離工件的方向運動。

在陶瓷頭和工件分離之后,陶瓷頭還會在靜載荷的作用下,繼續和工件接觸,從而形成左右跳動,在工件表面形成了低頻撞擊,進而造成殘余應力分布不均勻。

2.2.2 超聲滾壓

筆者對不同超聲振幅進行超聲滾壓分析,即采用表2中編號6和編號10的參數進行仿真,其結果如圖5所示。

圖5 超聲滾壓仿真結果

由上圖可以看出:超聲滾壓形成的殘余應力分布均勻,當振動幅值為5 μm時,殘余應力的深度為0.175 mm,殘余應力為256 MPa;當振動幅值為25 μm時,殘余應力的深度為0.312 mm,殘余應力為712 MPa。

由此可見:超聲振動形成的沖擊對殘余應力層起到了主導作用,隨著沖擊動能的增加,工件表面承受更大的接觸壓力,彈性應力和塑性應力及相應的形變也會增加,這成為晶粒細化的主要機制。

3 實驗及結果分析

3.1 實驗條件

3.1.1 實驗設備

超聲振動滾壓實驗平臺主要由高精密車床、超聲振動系統和靜態力測量裝置三部分組成,如圖6所示。

圖6 超聲振動滾壓實驗平臺

此處的高精密車床型號為CA6140,其主軸轉速為0 r/min～1 200 r/min,車床一側安裝了一套超聲振動裝置,超聲振動裝置集成了換能器、變幅桿和陶瓷頭等部件,可采用超聲發生器實現鈦合金工件表面的超聲振動沖擊目的。

超聲發生器能夠發射30 kHz的振動頻率,變幅桿是超聲沖擊振動裝置的關鍵部分,通過結構優化設計可以實現最大25 μm的振動幅值。

筆者采用Kistler公司生產的9257B型測力儀對靜態力進行檢測,信號采集頻率為3.5 kHz。

3.1.2 實驗方案

筆者先對鈦合金工件表面進行精車,去除表層缺陷。工件的直徑為50 mm,壁厚為5 mm,長度為200 mm,實驗參數和仿真參數保持一致。

筆者通過調節刀架的位置控制陶瓷頭和工件之間的靜載荷;通過調節超聲波發生器的功率改變陶瓷頭的振動幅值,其幅值由PU09型渦流傳感器測量和校準;使用PROTO-LXRD立式X-射線衍射儀對表面殘余應力進行測量;使用FLC-50V顯微硬度儀對滾壓加工的表面進行硬度檢測;使用2206B型高精度臺式粗糙度儀對表面粗糙度進行測量,采樣點位長度設置為0.8 mm。在不同工藝條件下,筆者取3個不同位置,對工件表面的殘余應力和粗糙度值進行測量,以降低誤差對實驗結果的干擾。

筆者選取靜態和動態兩個維度進行實驗,采用靜載荷和超聲振幅為變量,主軸轉速、進給速度、振動頻率和滾壓次數等參數均保持不變(其中,主軸轉速為160 r/min,進給速度為0.1 mm/r,振動頻率為25 kHz),對工件表面進行2次滾壓。

實驗參數如表2所示。

3.2 實驗結果分析

3.2.1 表面殘余應力

鈦合金工件表面的殘余應力受到靜載荷和超聲振幅的影響。筆者將仿真結果和實驗結果進行對比,結果如圖7所示。

圖7 仿真和實驗對比結果

由圖7可以看出:隨著靜載荷的增加,殘余應力呈現先逐漸增大,隨后發生波動和輕微減小的趨勢;仿真和實驗結果趨勢一致,兩者之間的平均誤差為16.5%。

當靜載荷達到900 N時,圖7(a)中殘余應力實驗值在-624 MPa和-138 MPa之間變化。根據圖4仿真結果可知,在靜載荷較大時,鈦合金形變會造成摩擦力方向出現偏轉,在陶瓷頭和工件之間形成低頻接觸,形成較為明顯的殘余應力波動現象,導致其在工件表面分布不均勻。

此外,當靜載荷增加時,摩擦產生的熱量也會積累,使工件表面更容易發生塑性形變,降低了工件表面整體的殘余應力,此時鈦合金工件表面的殘余應力均值基本維持在400 MPa范圍內。

在超聲滾壓過程中,在靜載荷和動載荷的雙重作用下,工件表層產生彈性變形和塑性變形。根據圖5的仿真結果,超聲振動形成的主動高頻振動,在陶瓷頭和工件之間形成了有序的分離,避免了普通滾壓加工中殘余應力分布不均勻的問題。

隨著超聲振幅的增加,殘余應力呈現出平緩增加的趨勢,隨后實驗中殘余應力出現下降現象。當振幅為20 μm時,殘余壓應力均值為849 MPa,與仿真之間的平均誤差為9.5%。這是由于隨著超聲振幅的增加,陶瓷頭的動載荷也隨著變大,工件表面受到的瞬時沖擊力明顯增加,當其超過鈦合金應力響應深度后,沖擊力在緩沖作用下達到應力臨界值,導致殘余應力趨于平穩甚至是下降;這說明動載荷對殘余應力的影響存在極值,當動載荷過大時,并不利于超聲滾壓中殘余應力的提升。

因仿真為理想狀態,所以在實際實驗中,振幅的增加在一定程度上會導致設備穩定性變差,陶瓷頭和工件表面之間無法完全接觸,影響晶格細化效果。

3.2.2 顯微硬度

鈦合金工件的顯微硬度可以采用維氏硬度來表示,采用載荷和壓痕面積進行計算,壓痕面積可采用壓痕的對角線長度確定。

維氏硬度的計算公式為:

(8)

式中:P為壓痕過程中的載荷;d為壓痕的對角線長度;α為壓痕相對邊緣之間的夾角,通常取136 °。

測量實驗編號8的鈦合金工件在不同強化層深度條件下,顯微硬度的分布情況,結果如圖8所示。

圖8 強化層深度對顯微硬度的影響

由圖8可以看出:在距離強化層表面20 μm范圍內,顯微硬度基本維持在400 HV左右,隨強化層深度的增加,顯微硬度也呈現出逐漸下降的趨勢。這主要是因為工件表層在靜壓和高頻沖擊力的雙重作用下形成了晶粒位錯和細化,當深度增加后晶粒位錯和細化效果減弱。當強化層深度達到120 μm時,顯微硬度在230 HV左右波動,此時強化層的顯微硬度水平接近基質層,說明該工藝參數形成的強化層深度為120 μm。

隨著加工參數變化,工件表面的硬度也會發生明顯改變。筆者取強化層深度20 μm處的顯微硬度進行分析,對每組參數進行3次測量,實驗結果如圖9所示。

圖9 工藝參數對顯微硬度的影響

由上圖可見:隨著靜載荷和超聲振幅的增加,工件表面的顯微硬度明顯增加,并且存在一定波動,這是因為靜載荷和振幅的增加會導致系統穩定性變差,使加工質量出現瓶頸。當靜載荷從100 N增加到900 N時,顯微硬度平均值從254 HV增加到352 HV,增長率接近38.6%。當采用超聲滾壓時,靜載荷為500 N,鈦合金表面的顯微硬度從389 HV增加到467 HV,此時顯微硬度增長率接近于20.1%。

3.2.3 表面粗糙度

隨著靜載荷和振動幅值的改變,工件表面粗糙度也會受到很大影響。

筆者對實驗編號3和實驗編號6進行對比,其表面形貌如圖10所示。

超聲滾壓過程中,在靜載荷和超聲振動[19]沖擊力的作用下,工件表層產生彈性和塑性變形,并發生波峰填充波谷的現象。

在超聲滾壓之前,單純的靜載荷滾壓處理的工件表面依舊存在又深又密的切削[20]劃痕,當超聲振幅為5 μm時,表面的劃痕等缺陷得到了明顯的改善。

工件表面的粗糙度隨靜載荷和超聲振幅變化實驗結果如圖11所示。

圖11 工藝參數對表面粗糙度的影響

從圖11(a)可以看出:在普通滾壓加工中,隨著靜載荷的增加,表面粗糙度在一定程度上降低,但由于陶瓷頭在工件表面出現波動,導致切削劃痕不會完全消失。并且當靜載荷在700 N以上時,還會出現表面粗糙度增加的情況,這是因為單純地增加靜載荷,造成工件和陶瓷頭之間的摩擦力急劇增加,會對工件的表面形成破壞,從而形成了新的表面缺陷[21]。

此外,過大的靜載荷也會加劇超聲滾壓系統上的接觸力,使滾壓過程無法順利進行,從而增加表面粗糙度。在靜載荷位于500 N附近時,普通滾壓形成的表面質量最好,此時表面粗糙度大約為0.5 μm。

圖11(b)為超聲振動滾壓實驗結果。由實驗結果可以看出超聲滾壓的表面粗糙度均小于普通滾壓。這是由于超聲滾壓加工中,斷續接觸降低了工件和陶瓷頭之間的摩擦。隨著超聲振幅的增加,鈦合金工件受到的動載荷也隨之增加,此時表面粗糙度出現先降低后增高的現象。當振幅達到20 μm時,表面粗糙度降到0.1 μm附近,此時在靜載荷和動態沖擊力作用下,塑性變形量增加,導致位錯密度增大,促進晶粒細化形成較好的表面質量。當超聲振幅超過20 μm時,表面粗糙度出現一定程度的升高,這是由于振幅的增加降低了機床系統的穩定性,導致超聲滾壓之后的表面質量變差。

如果進一步增加振幅,鈦合金工件可能會失去滾壓效果,受限于設備和技術原因,筆者并未進行更大的振幅遞增實驗。

4 結束語

采用普通滾壓工藝對鈦合金材料進行加工時,存在因低頻沖擊造成的工件殘余應力分布不均勻和表面硬度低等問題,為此,筆者通過建立鈦合金滾壓有限元仿真模型,分析了鈦合金在超聲滾壓和普通滾壓過程中應力的變化和分布規律;設計了鈦合金超聲滾壓實驗,從仿真和實驗兩個方面,研究了工藝參數對鈦合金殘余應力、表面硬度和表面粗糙度的影響規律。

研究結論如下:

1)普通滾壓可產生隨機性的低頻跳動,導致殘余應力分布不均勻,使加工性能受到影響;而超聲振動沖擊可改變工件的滾壓作用機理,使材料晶粒細化,殘余應力均勻分布,進而大幅提高工作表面的機械性能;

2)與普通滾壓相比,隨著超聲振幅的增加,工件表面殘余應力隨之提高,并趨于平穩,表面粗糙度呈現先降低后增加的趨勢;綜合分析可知,當超聲振幅為20 μm時工件質量最高,此時表面殘余應力的平均值為849 MPa,工件硬度為468 HV,表面粗糙度均值為0.1 μm。實驗和仿真結果趨于一致,普通滾壓時二者的平均誤差為16.5%,超聲滾壓時二者的平均誤差為9.5%。

目前,筆者只研究了超聲振動對表面殘余應力等指標的影響,沒有分析殘余應力對工件疲勞強度、耐磨性和耐腐蝕等方面的作用。因此,在后續的研究中,筆者將綜合多方因素,采用人工智能算法分析超聲輔助滾壓加工的最優參數。