激光冲击波传播特性对E690钢表面微凹坑动态塑性变形的影响

2022-06-29王志敏黄春玲曹宇鹏

金属热处理 2022年6期

王志敏，黄春玲，曹宇鹏

（1.南通大学机械工程学院，江苏南通 226019；2.江苏五星波纹管有限公司，江苏泰州 225500）

E690高强钢广泛应用于海工平台的桩腿抬升系统中，在重载极端条件下齿轮/齿条表面易发生胶合、磨损等问题，严重影响其服役寿命[1-3]。针对齿轮/齿条材料的重载耐磨性的特殊需求，采用激光冲击微造型技术在齿面加工出特定几何微凹坑阵列，可以有效改善齿轮齿面摩擦学性能[4-6]。目前，国内外主要围绕激光冲击微造型的工艺参数以及最终的成形效果开展研究[7-9]，但由于激光冲击微造型技术具有超快与高应变率特点，使得冲击波在材料内部的传播难以使用现有的高速相机等设备进行观测，冲击区域的动态塑性变形过程也无法检测。因此，结合弹塑性变形理论与材料的本构模型等获得微凹坑深度的解析解，协同仿真与试验结果进行预测与分析，能够有效地探究应力波的传播特性对微凹坑动态弹塑性变形的影响。

本文通过建立三维轴对称模型，分析了由冲击压力引起的应力波在材料中的动态传播规律，结合材料动态过程中的等效塑性应变，研究了多次冲击过程中应力波的衰减特性以及对材料动态变形的影响，通过对冲击后微凹坑表面进行形貌观测，验证了仿真模型的可靠，同时，对微凹坑表面进行显微硬度测量，分析了多次冲击产生的硬化饱和效应，为改善海工平台用钢齿轮/齿条表面摩擦性能提供理论和技术支持。

1 激光冲击有限元模拟

为减少计算时间及保证计算结果的精确度，同时由于微造型几何特征具有对称性，可在建模过程中采用1/4三维轴对称几何模型，设置模型大小为5 mm×5 mm×5 mm。由于试样深度方向受纵向应力波的影响较大，因此，为了更准确地研究应力波在试样中的传播规律，深度方向的网格尺寸设置为0.02 mm，其余网格尺寸统一为0.05 mm，网格单元类型选择C3D8R。将模型两侧面设置为对称约束，底面设置为全约束，同时在冲击区域表面径向方向和沿光斑中心的深度方向各设置一条路径，每间隔10 ns反馈一次冲击过程中应力波的传递数据。

基于Johnson-Cook本构模型[10]，在激光冲击微造型过程中不考虑材料的温度效应，采用简化后的Johnson-Cook本构模型，即式（1）。

式中：σ为流动应力；A，B和n为常数，反应了材料的应变硬化特性；C为应变速率强化系数；ε为塑性应变；为应变率；为准静态载荷下应变率。E690高强钢的J-C模型以及部分力学性能参数见表1[11]，其中p为密度，E为杨氏模量，v为泊松比。

表1 E690高强钢J-C模型相关参数[11]Table 1 J-C model parameters of the E690 high-strength steel[11]

为确保仿真与试验条件的一致，采用的激光能量与爆轰波压力的关系模型如式（2）[12]，式（2）和式（3）中内能转化系数α取0.8，Z1为E690高强钢的声阻抗，取4.71×106g·cm-2·s-1，Z2为水的声阻抗，取2.393×105g·cm-2·s-1，Z为E690高强钢和水的折合声阻抗，根据计算为4.55×105g·cm-2·s-1，P为冲击波峰值压力，压力空间分布为高斯分布，I0为激光功率密度。由于材料受到冲击波影响时发生弹塑性变形，因此模拟中将分析步设置为动态冲击与静态回弹。动态冲击的分析步时间设置为4000 ns，压力加载时长为脉宽的2～3倍[13]，此时材料中的应力波已衰减至许贡纽弹性极限以下，冲击区域不再发生塑性应变。

冲击波在材料内部传播过程中，受材料阻尼与本身力学性能的影响，当材料内部受到大于许贡纽弹性极限的应力波峰值压力时，才会发生塑性变形[14]。塑性变形影响深度L计算公式如下：

式中：P为峰值压力；σHEL为许贡纽弹性极限；τ为冲击波作用时间；Cp为塑性波波速；Ce为弹性波波速。根据公式（4）可以算出冲击1次后微凹坑塑性变形的影响层深为10.52μm。

2 试验及检测方案

选用E690高强钢为试验材料，主要化学成分（质量分数，%）为：≤0.18C、≤0.50Si、≤0.16Mn、≤1.50Cr、≤3.50Ni、≤0.70Mo。用电火花线切割将E690高强钢制成10 mm×10 mm×5 mm大小，共制备4个相同试样。将制备的试样在MP-2T金相试样磨抛机上用80～1200目砂纸由粗到细依次打磨平整，超声波清洗并吹干。激光冲击试验由YS100-R200A固体激光器完成，其波长1064 nm，脉宽20 ns，黑胶带为吸收层，流水为约束层，光斑直径选择φ2 mm，根据文献[15]试验研究结果，优选冲击能量7 J，远大于E690高强钢的许贡纽弹性极限，单点分别冲击1～4次。

对冲击后的微凹坑表面采用NanoFocus usurf光学轮廓仪进行观测，微凹坑表面硬度采用TMWS-1型显微维氏硬度计测量，加载载荷0.981 N，加载时间15 s。以微凹坑中心沿径向方向依次选点测量维氏硬度，每个测量点间隔0.3 mm，共计测量6个点，图1为硬度测量示意图。

图1 显微硬度测量示意图Fig.1 Schematic diagram of microhardness measurement

3 结果与分析

3.1 仿真结果分析

为了分析应力波在激光冲击压力加载到材料表面后的传播、衰减与反射情况，取冲击1次的模型进行分析，图2所示为应力波的动态传播云图。由图2（a）可知，10 ns时冲击压力开始加载材料表面，表面受到了2 mm直径大小的圆形区域压力，开始形成应力波。由图2（b）可知，150 ns时由冲击压力引起的应力波在材料内形成了沿纵向传播的压缩波和沿径向表面传播的表面波。由图2（c～e）可知，随着时间的推进，纵向压缩波和表面波的传播范围进一步扩大，影响的深度和表面径向范围也随之增加。由图2（f）可知，820 ns时，纵向压缩波传达至试样底部，由于材料内部的能量耗散，表面波沿径向方向进一步衰减。

图2 高斯光冲击φ2 mm光斑的动态应力波云图（冲击1次）Fig.2 Dynamic stress wave nephograms of Gaussian light impactingφ2 mm spot（once shock）

为进一步分析由应力波引起的试样内部动态弹塑性变形，提取如图3所示的冲击1次不同时刻试样发生的等效塑性应变云图。由图3（a）可知，在10 ns时，由于冲击压力的空间分布呈高斯分布，因此光斑中心到光斑边缘的等效塑性应变呈规律性递减。同图3（b）可知，150 ns时，随着纵向压缩波向材料深度方向传播，等效塑性应变影响层深进一步扩大至0.75 mm，光斑边缘的塑性应变沿中心径向方向进一步影响至1.5 mm，光斑中心处的等效塑性应变值最大为0.074 48。观察图3（c～e），随着应力波的衰减，等效塑性应变的影响深度和径向距离进一步扩大，但扩大范围逐渐变缓，且在650 ns时等效塑性应变基本不再增加，这表明此时的应力波峰值已经衰减至材料的许贡纽弹性极限以下，不再产生塑性变形，即材料的塑性应变受第一波程中的应力波影响最大。图3（f）为820 ns时纵向压缩波传播至试样底面材料的塑性应变，与650 ns时相比，等效塑性应变数值基本无变化，且之后的传播过程中也始终保持不变。

图3 冲击1次过程中试样的等效塑性应变云图Fig.3 Equivalent plastic strain nephograms of the specimen during once shock

图4为沿光斑中心深度方向第一波程的应力波衰减曲线。观察图4可知，60 ns时由冲击压力引起的应力波峰值压力最大为-7520 MPa。60～360 ns之间，材料内的应力波动能较大，使得E690高强钢表面发生弹塑性变形，塑性应变能大幅增加，应力波衰减梯度明显。360 ns后，应力波继续向E690高强钢内部传播，直到应力波峰值压力衰减至E690高强钢许贡纽弹性极限以下，此时材料不再产生塑性应变，之后材料内的能量转换多为弹性波的动能与弹性应变能之间的转换，通过将应力波压力峰值进行连线可知，由冲击压力引起的应力波在材料深度方向的衰减呈现先快后慢的特性。

图4 冲击1次过程中试样光斑中心深度方向应力波衰减曲线Fig.4 Stress wave attenuation curves along depth direction of the specimen spot center during once shock

图5为冲击1～4次过程中深度方向的应力波峰值压力衰减曲线。观察图5可知，第1次冲击过程中应力波的压力衰减最快，随冲击次数增加，应力波的压力衰减逐渐变缓，这也是高应变率下再次冲击后材料表面能够继续发生新的塑性变形的原因。第3次冲击和第4次冲击过程中应力波衰减曲线接近，这表明第4次冲击过程中，应力波的衰减速度趋于稳定，这也是塑性应变逐渐趋于饱和的原因。

图5 冲击1～4次过程中试样光斑中心深度方向的应力波峰值压力衰减曲线Fig.5 Peak stress wave attenuation curves along depth direction of the specimen spot center during 1-4 times of impact

提取不同冲击时刻沿光斑中心径向方向的动态变形数据，绘制如图6所示的曲线。10～60 ns时刻属于冲击压力加载阶段，由于所选的冲击压力远大于材料的许贡纽弹性极限，此时材料内部存在弹塑性波的共同作用，表面开始发生规律性增加的塑性变形。150 ns时，随着塑性波进一步向深度方向传播，光斑中心塑性变形的影响层深进一步增大至-8.9μm，且光斑边缘的凸起达到了最大，为3.18μm。270 ns时，微凹坑中心位置的变形值达-13.33μm，远远超过由解析解计算得到的塑性变形深度10.52μm，这表明此时微凹坑的动态变形为弹塑性变形的叠加。360 ns时，弹塑性波继续在试样深度方向传播和衰减，光斑表面受到的弹塑性变形进一步增大。650 ns时，由于弹性波的衰减，材料的弹性变形发生回弹，使得光斑中心的变形减小至-10.8μm。820 ns时，弹塑性波进一步衰减，使得光斑中心的变形减小至-9.77μm，此时基本接近最终的塑性变形深度。

图6 冲击1次过程中试样表面径向动态变形曲线Fig.6 Radial dynamic deformation curves of the specimen surface during once shock

与冲击1次的过程类似，后续的多次冲击过程可以看成第1次冲击过程的重复。图7为分别冲击1～4次后沿光斑中心径向方向最终的等效塑性应变。观察图7可知，等效塑性应变沿光斑中心径向方向依次递减，这是由冲击压力空间分布呈高斯分布造成的，且光斑边缘1 mm处出现了小幅度的塑性应变增加，这是因为在冲击过程中光斑边缘受基体材料的约束，冲击区域内的材料体积发生转移，使得光斑边缘处塑性应变增加，这与图6中观察的光斑边缘的动态变形一致。随激光冲击次数的增加，冲击区域的表面等效塑性应变值也随之变大，但整体曲线并非呈线性增加，冲击4次的等效应变曲线增幅明显变缓，这归因于多次冲击后材料的硬化效应，使得累积的塑性变形减小。

图7 不同冲击次数下试样表面径向等效塑性应变曲线Fig.7 Radial equivalent plastic strain curves of the specimen surface at different shock times

3.2 试验结果分析

测量的微凹坑表面形貌如图8所示。观察图8可知，试样经过多次冲击后在材料表面留下呈几何圆周对称的微凹坑，微凹坑大小与光斑直径一致。冲击微凹坑的最大深度在光斑中心区域，深度从圆台几何中心向四周递减，这是由冲击能量呈高斯分布，导致压力加载时分布不均匀造成的，且微凹坑边缘周围出现了微凸起，这是因为在基体的约束下，冲击区域边缘受到剪切力作用，材料发生了体积转移现象，这与仿真中多次冲击后的塑性应变分析结果一致。

图8 不同冲击次数下试样表面微凹坑形貌Fig.8 Micro-dimple morphologies on the specimen surface at different shock times

利用三维形貌仪的后处理软件，沿微凹坑中心径向方向提取截面数据，同时提取仿真中微凹坑U3方向径向的塑性变形曲线，绘制如图9所示的曲线。由图9可知，微凹坑底部最大直径约φ1800μm，凹坑上部最大直径约φ2200μm。试验中的能量与模拟中的压力均为高斯分布，因此深度方向的塑性变形最大值均在光斑中心，试验测得冲击1～4次，试样光斑中心深度值分别为-10.82、-17.52、-27.72和-34.39μm，增加幅度分别为61.92%、58.22%和24.06%，增幅逐渐变缓。仿真光斑中心的深度值分别为-10.58、-17.82、-26.72和-36.04μm，与试验测量值对比最大误差为4.80%，可见建立的E690高强钢多次激光冲击模型准确可靠。试验测得冲击1～4次，微凹坑边缘周围处的微凸起最大值分别为3.6、8.5、13.6和15.8μm，这与仿真中径向方向分析的多次冲击后塑性变形情况一致。激光冲击后的凹坑保持着较好的圆周性和均匀对称性，这说明通过定量调控激光冲击参数可在材料表面获得几何特征一致的微凹坑。

图9 不同冲击次数下试样表面微凹坑塑性变形深度曲线Fig.9 Plastic deformation depth curves of micro-dimple on the specimen surface at different shock times

图10为微凹坑径向方向表面硬度曲线。观察图10可知，经过冲击后的表面硬度较基样均有所提升，整体硬度变化趋势为沿光斑中心径向方向逐渐递减。根据测试结果可知，E690高强钢基样的平均硬度值为373.3 HV0.1，随着冲击次数的增加，光斑中心的硬度值最大分别为403.2、415.4、431.7和435 HV0.1，较基样分别增加8.0%、11.28%、15.64%和16.53%，硬度增幅逐渐变缓。具体原因是，冲击1～3次过程中，材料表层晶粒逐渐细化，晶界的数量大量增加，抵抗外力变形的能力提升[16]。冲击4次后，材料表面晶粒逐渐细化至纳米量级进而形成纳米晶后不再细化，表面组织更加均匀，宏观上即表现出硬度趋于饱和。