喷丸处理对Al18B4O33晶须增强铝基复合材料残余应力和微观结构的影响

吴祎晗，姜传海

(上海交通大学材料科学与工程学院，上海 200240)

0 引 言

铝基复合材料具有密度低、力学性能优良、成本低等优点，在航空航天、汽车、海洋环境等领域的应用越来越广泛[1]。从日本学者首次研发出硼酸铝(Al18B4O33)晶须[2]后，其增强铝基复合材料的微观结构及其性能便得到广泛研究[3-4]。Al18B4O33晶须增强铝基复合材料是由铝基体和纤维状增强体组成的复合材料，由于基体和Al18B4O33晶须之间的热膨胀系数相差较大，因此在材料制备以及后续热处理过程中易产生相间内应力；相间内应力是导致相界开裂和晶间腐蚀的主要原因，对材料的抗应力腐蚀以及抗疲劳性能有着非常不利的影响。ZHU等[3]研究发现，Al18B4O33晶须增强铝基复合材料的疲劳寿命随着Al18B4O33晶须体积分数的增加而延长，疲劳断裂归因于室温下初生硅相和晶须的开裂以及高温下基体的空化。在工程应用中，裂纹往往起源于工件表面，材料的疲劳寿命与材料表面特性密切相关。因此，改善铝基复合材料的表面性能具有重要的意义。

喷丸是一种传统的表面机械处理工艺，广泛应用于工业生产。在喷丸过程中，大量具有高速动能的丸粒撞击工件表面使其产生一定程度的塑性变形，从而在表层引入残余压应力并形成一定厚度的强化层,使得工件的抗疲劳性能、耐磨性能、抗应力腐蚀性能等得到显著提高[5-8]。目前虽然与喷丸相关的研究主要集中在如何提高残余应力方面，但有关残余应力在机械或高温载荷下的稳定性研究也同样重要。喷丸工艺中的热喷丸不仅可以有效提高工件中的残余应力，还可以提高位错结构和残余应力的稳定性[9-11]，因此研究热喷丸对材料微观结构的影响尤为重要。

目前，国内外学者对Al18B4O33晶须增强铝基复合材料的研究大多集中在制备工艺、界面性能以及凝固过程[12-17]等方面，对该材料表面强化方面的研究较少。为此，作者对Al18B4O33晶须增强铝基复合材料进行了不同温度的喷丸处理，研究了喷丸处理后表层残余应力分布，采用X射线衍射线形分析方法对复合材料的微观结构进行表征，并研究了复合材料表层的显微硬度变化。

1 试样制备与试验方法

试验材料为通过挤压铸造生产的Al18B4O33晶须增强铝基复合材料，其中Al18B4O33晶须的体积分数为20%，呈随机位向分布，晶须长度为1030 μm，直径为0.51.0 μm。在试验材料上加工出尺寸为20 mm×20 mm×5 mm的试样，采用KX-T型干式喷砂设备对试样表面进行常规喷丸(室温)与热喷丸(200 ℃)处理，喷丸时间为40 s，覆盖率大于100%，喷嘴直径为15 mm，喷嘴与试样之间的距离保持在100 mm，喷丸介质为陶瓷丸，喷丸强度为0.15A。

喷丸处理后，采用电化学抛光法对试样进行剥层,利用L-XRD型X射线应力分析仪，采用sin2ψ方法测定表层残余应力。采用Rigaka UItima IV型X射线衍射仪(XRD)对表层的物相组成进行分析，采用铜靶，Kα射线，工作电压为40 kV，工作电流为30 mA，扫描速率为1(°)·min-1，步长为0.01°。利用X射线衍射线形分析方法即Voigt单峰分析方法[18-21]对XRD谱进行计算分析，得到晶块尺寸和显微畸变沿着层深的变化规律。XRD谱线形h(x)可表示为

(1)

式中：f(x)为结构宽化线形；g(y)为仪器线形。

由高斯和柯西分量组成的积分宽度的关系式[22]分别为

(2)

(3)

式中：β为积分宽度；下标G和C分别代表高斯分量和柯西分量。

采用退火硅粉对仪器线形宽化进行校准。高斯分量取决于晶块尺寸，柯西分量仅受微观应变的影响。因此，晶块尺寸D和微观应变ε的计算公式分别为

(4)

(5)

式中：λ为入射X射线的波长；θ为半衍射角，对应(311)晶面的衍射峰。

利用Williamson方法[23]计算位错密度ρ，其计算公式为

(6)

式中：b为伯氏矢量。

采用DHV-1000型显微硬度计测复合材料表层的显微硬度，载荷为1.96 N，加载时间为15 s，每个层深测5次取平均值。

2 试验结果与讨论

2.1 残余应力

由图1可以看出：2种条件喷丸处理后复合材料表层的残余压应力均随着距表面距离(深度)的增加先增大后减小，随后变为拉应力；热喷丸处理后复合材料表层的残余压应力大于常规喷丸处理后的，材料表面残余压应力与表层最大残余压应力分别为75，139 MPa，均大于常规喷丸处理后的(56，111 MPa)；热喷丸处理后残余应力由压应力转变为拉应力的深度(约105 μm)明显大于常规喷丸处理后的(约83 μm)，说明高温能有效提高喷丸处理的影响层深。高温条件下材料的强度降低，当喷丸强度一定时，材料表层会发生更加严重的塑性变形，组织发生动态回复和再结晶，位错组态更为稳定，同时残余应力场的稳定性提高，在外加载荷作用下不易松弛[24]，从而延长材料的疲劳寿命。

图1 不同喷丸处理后复合材料表层的残余应力随深度的变化曲线Fig.1 Curves of residual stress vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

2.2 微观结构

由图2可以看出，常规喷丸处理后复合材料表层的物相主要由铝相(JCPDS No.04-0787)和Al18B4O33相(JCPDS No.32-0003)组成，与热喷丸处理后的相同。

图2 常规喷丸处理后复合材料的XRD谱Fig.2 XRD pattern of composite after conventional shot peening

喷丸处理会引起材料表层微观结构的变化，反映在XRD谱上则表现为衍射峰的宽化[25];其宽化程度与材料的微观结构、微观应力和仪器宽化等因素均有关。由图3可以看出，热喷丸处理后复合材料表层的衍射峰半高宽明显大于常规喷丸处理后的，且随着深度的增加，二者的差值减小，在深度超过200 μm时，二者几乎相等。

图3 不同喷丸处理后复合材料表层衍射峰半高宽随深度的变化曲线Fig.3 Curves of full width at half maximum vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

采用X射线衍射线形分析方法计算出复合材料表层的晶块尺寸、微观应变和位错密度，结果如图4所示。由图4可以看出，喷丸处理后复合材料表层的晶块尺寸随着深度的增加而增大；热喷丸处理后复合材料表层的晶块尺寸小于常规喷丸处理后的，且随着深度的增加，二者趋于一致。由此可看出，热喷丸细化了复合材料表层的晶块尺寸。喷丸处理后复合材料表面的微观应变随着层深的增加而减小；热喷丸处理后的微观应变小于常规喷丸处理后的，在深度约250 μm后二者基本相等。在喷丸过程中，随着深度的增加，喷丸能量衰减，导致材料表层的弹塑性变形越来越小，因此随着深度的增加，晶块尺寸增加，微观应变减小。这与大部分喷丸试验结果[26-27]一致。热喷丸处理后复合材料表面的位错密度为2.74×1014m-2，明显高于常规喷丸处理后的(2.02×1014m-2)；随着深度的增加，位错密度减小，且常规与热喷丸处理后位错密度的差值也减小，当深度增加到约200 μm时，二者基本趋于一致。在喷丸过程中，大量丸粒高速轰击材料表面，使表层产生严重的弹塑性变形，导致表层的晶粒得到极大地细化，因此表层形成大量位错[28]。在较高温度下位错的移动更加容易，因此与常规喷丸相比，热喷丸可引入更多的位错并引起更加剧烈的弹塑性变形。

图4 计算得到不同喷丸处理后复合材料表层的晶块尺寸、微观应变与位错密度随深度的变化曲线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 显微硬度

由图5可以看出：复合材料表层的硬度随着深度的增加而减小，当深度大于200 μm时硬度基本不变；热喷丸处理后的显微硬度高于常规喷丸处理后的，表明了热喷丸极大提高了复合材料的硬度。在喷丸过程中，大量高速弹丸反复冲击材料表面，材料表层中的晶粒尺寸减小，位错密度增大，位错之间相互缠结，运动阻力增大。根据Hall-Petch公式[29]和Bailey-Hirsch公式[30]，材料的屈服强度与晶粒的平均尺寸成反比，与位错密度成正比，而材料显微硬度为屈服强度3倍[31]，因此在表层晶块细化和大量位错引入[32]的条件下复合材料表面的硬度显著提高，且硬度变化规律与晶块尺寸的相反，与微观应变和位错密度的相似。在高温条件下喷丸时，位错更易启动与滑移，在相同喷丸强度下的塑性变形更剧烈，能在材料表层引入更高水平的残余压应力场，并导致程度较高的晶粒细化和更大的位错密度；而后随着试样温度的降低，稳定的位错组态保存下来，残余应力场不易松弛。因此热喷丸表层具有较高的显微硬度。

图5 不同喷丸处理后复合材料表层的维氏硬度随深度的变化曲线Fig.5 Curves of microhardness vs depth of composite surface layer after different shot peening treatments

3 结 论

(1)常规喷丸和热喷丸处理后Al18B4O33晶须增强铝基复合材料表层的残余压应力均随着距表面距离(深度)的增加先增大后减小，随后变为拉应力，且热喷丸处理后的残余压应力大于常规喷丸处理后的；热喷丸处理后残余应力由压应力转变为拉应力的深度(约105 μm)明显大于常规喷丸处理后的(约83 μm)。

(2)不同喷丸处理后复合材料表层的物相均主要由铝相和Al18B4O33相组成；随着深度的增加，不同喷丸处理后复合材料表层的晶块尺寸增大，微观应变减小，且热喷丸处理后的晶块尺寸与微观应变均小于常规喷丸处理后的；热喷丸处理后复合材料表面的位错密度为2.74×1014m-2，明显高于常规喷丸处理后的(2.02×1014m-2)，且随着深度的增加，位错密度减小，说明热喷丸可引入更多的位错并引起更加剧烈的弹塑性变形。

(3)2种喷丸处理均能提高复合材料表层硬度，表层硬度随着深度的增加而减小，当深度大于200 μm时硬度基本不变；热喷丸处理后的显微硬度高于常规喷丸处理后的。