钟丽琼　梁益龙　杨　明　姜　云

(①贵州大学机械工程学院，贵州 贵阳 550025；②贵阳学院机械工程学院，贵州 贵阳 550005；③贵州省材料结构与强度重点实验室，贵州 贵阳 550025)



喷丸对1Cr11Ni2W2MoV钢航空发动机涡轮盘表面完整性的影响

钟丽琼①②梁益龙③杨明③姜云①

(①贵州大学机械工程学院，贵州 贵阳 550025；②贵阳学院机械工程学院，贵州 贵阳 550005；③贵州省材料结构与强度重点实验室，贵州 贵阳 550025)

对航空发动机涡轮盘采用两种不同弹丸喷丸后，用金相显微镜、表面粗糙度仪、X-350A应力衍射仪、DUH-211(S)动态超微小显微硬度计和SUPPA40高分辨热场发射扫描电镜等设备对1Cr11Ni2W2MoV不锈钢航空发动机涡轮盘喷丸前后表层组织、表面粗糙度、残余应力、超显微硬度及冲击断口等进行对比观测。结果表明：喷丸后表层组织有细化；表面粗糙度值约为未喷丸的10倍；表面残余压应力约为未喷丸的2倍多；表层硬度由表及里呈下降趋势；通过对冲击断口的观察分析可知，喷丸除了对疲劳性能有改善作用外，对材料断裂也有一定的作用。弹丸种类的不同仅在表面残余压应力上有差异体现。

喷丸；1Cr11Ni2W2MoV；航空发动机涡轮盘；表面完整性

1Cr11Ni2W2MoV钢是在低碳的12%Cr钢中加入了大量的W、Mo、V等缩小奥氏体相区的铁素体形成元素后，使钢具有马氏体相变硬化能力后得到的一种新型不锈型的马氏体耐热不锈钢。该钢具有良好的综合力学性能，在航空工业中已广泛用于制造在600 ℃以下工作的发动机叶片、盘、轴等重要零部件[1]。由于涡轮盘的寿命决定着整个发动机的寿命[2], 在工作过程中会受到一个挠动力的作用，极易导致疲劳失效，虽然喷丸强化是较为常用的表面强化方式，用于改善航空发动机构件的表面完整性从而提升疲劳性能[3]，但在1Cr11Ni2W2MoV钢中的应用研究文献较少。罗龙锦等人[4]在进行激光冲击强化和机械喷丸对1Cr11Ni2W2MoV钢疲劳性能提高的对比研究过程中，主要从表面粗糙度及表面残余应力两个方面进行了讨论，并没有涉及到喷丸表层的微观组织及硬度梯度变化。赖志林等人[5]做了激光冲击强化与超声喷丸对1Cr11Ni2W2MoV钢疲劳性能的影响对比研究，没有涉及到传统喷丸相关对比。为此本文拟对传统喷丸后1Cr11Ni2W2MoV钢的表面特征(微观组织、表面粗糙度、表面残余应力及表层硬度梯度等)的变化进行系统研究，并据此为1Cr11Ni2W2MoV钢航空发动机涡轮盘的喷丸工艺提供实验基础，使喷丸技术能在1Cr11Ni2W2MoV钢发动机涡轮盘中得到更好的应用，从而提高航空发动机的使用寿命。

1　试样制备及试验方法

1.1试样制备

本文试验中所采用的材料为1Cr11Ni2W2MoV 不锈钢，其化学成分(质量分数，%)为:0.12C；0.38Mo；11.53Cr；0.255Si；1.42Ni；0.23V；1.78W；0.33Mn；其余Fe。其金相组织如图1所示，可见1Cr11Ni2W2MoV不锈钢基体由大量板条状马氏体组成。本文实验中所使用的试样直接从航空发动机涡轮盘(如图2所示)上截取。

1.2试验方法

为节约研究成本，将已加工完成的涡轮盘等分为3个区域，第一个区域不做任何处理，即第一区域为未喷丸区；用黑色专用胶带将第一、三区域覆盖后对第二个区域采用S7O弹丸喷丸，即第二区域为S7O弹丸喷丸区；再用黑色专用胶带把第二区域覆盖后，对第三个区域采用切丝弹丸喷丸，即第三区域为切丝弹丸喷丸区。具体喷丸参数为：距离125 mm，压力0.23 MPa，时间160 s，覆盖率大于100%，强度0.13 A，喷丸角度45°。利用线切割分别从以上3个区域取不同大小试样进行相关试验研究(取样时为保证试验结果精准，表面粗糙度和残余应力值测试试样相对较大)，并将试样未喷丸件、S7O弹丸喷丸件和切丝弹丸喷丸件命名为0#、1#和2#。金相试样经镶样打磨抛光后采用三氯化铁盐酸水溶液侵蚀后在金相显微镜下进行原始组织金相观察。表面残余应力在X-350A应力衍射仪上进行，具体测试参数为：Cr靶kα射线，衍射晶面(220)，应力常数-601 MPa，在测试表面上随机选取6～8个点进行测试后取均值为测试结果。表面粗糙度在粗糙度仪上选取试样表面不同的区域进行检测。采用DUH-211(S)动态超微小显微硬度计测试喷丸表层硬度梯度，其中加载载荷为196 mN，保持时间10 s，从试样喷丸表面沿层深往里测试。在涡轮盘表面用线切割机切取冲击试样，将喷丸表面作为冲击面进行冲断试验，并利用 SUPPA40高分辨热场发射扫描电镜对冲击断口形貌进行观察。

2　试验结果与讨论

2.1不同弹丸喷丸后金相组织对比

图3、图4分别是1Cr11Ni2W2MoV不锈钢经S07弹丸喷丸和切丝弹丸喷丸的金相图，从试样表面喷丸层附近往心部观察，喷丸表面附近组织与心部组织相比较细小,这是因为喷丸过程是零件表层发生循环塑性变形的过程，大量高速弹丸撞击零件表面，使其产生均匀致密的塑性变形区，从而使组织细化[6]。对比1#、2#试样表层组织细化程度及深度，并没有发现因弹丸的不同而出现明显差异。即1Cr11Ni2W2MoV不锈钢涡轮盘喷丸后使表层组织得以细化，这有利于改善涡轮盘的疲劳性能，但由于细化程度并不十分显著，在本文所采用的喷丸工艺参数条件下，喷丸层的组织细化可能对疲劳性能改善的作用甚微，且不同弹丸喷丸后在组织方面也没有明显差异。

2.2喷丸前后及不同弹丸喷丸后表面粗糙度对比

喷丸前后表面粗糙度如图5所示，可以看出，0#未喷丸试样表面粗糙度Ra为0.28 μm，其值在(0.25～0.50 μm)内波动，而1# S07弹丸喷丸试样表面粗糙度Ra为2.60 μm， 2#切丝弹丸喷丸试样表面粗糙度Ra

为3.00 μm，喷丸后试样表面粗糙度值增大了10倍左右，且各测量值的波动比未喷丸的小。一方面是因为喷丸前的机械切削加工表面受到刀具后刀面的挤压、滚光的作用[7-8]，其表面粗糙度值较小。另一方面是因为1Cr11Ni2W2MoV不锈钢这种材料的塑性较好，硬度较低，喷丸时，大量高速弹丸对表面进行撞击后在零件表面留下较深的弹坑，所以喷丸后表面粗糙度值比喷丸前增大了10倍之多。从图5中还可以看出，喷丸前表面粗糙度的测量值在个别地方有较大的变化，这是因为切削加工表面在局部区域有可能存在积屑瘤等缺陷[9]，当粗糙度仪探头正好经过时，其粗糙度值会较大。而喷丸后表层粗糙度的各测量值之间差异较小，其值较喷丸前均匀，这是因为喷丸的覆盖率大于100%，弹丸的冲击使之前的加工刀痕及积屑瘤等缺陷得以改善，试样表面密布着较为均匀的弹痕，为此同一表面上各点的测试值差异较小。对比1#和2#试样表面粗糙值， 2#试样表面粗糙度值仅比1#试样大0.4 μm，基本上可以忽略不计弹丸种类的不同对1Cr11Ni2W2MoV 不锈钢表面粗糙度的影响。

2.3喷丸前后及不同弹丸喷丸后表面残余应力对比

文献表明[10-13]，喷丸强化为试样引入残余压应力，通过图6所示的测试结果可以看出，喷丸前(0#)表面残余压应力约为140 MPa左右，喷丸后(1#，2#)表面残余压应力明显增大，1#试样表面残余压应力约为280 MPa左右，为喷丸前表面残余压应力的2倍，引入140 MPa的压应力，2#试样表面残余压应力约为330 MPa，为喷丸前表面残余压应力的2.35倍，引入190 MPa的压应力。大量弹丸的高速撞击使表层材料发生强烈的塑性变形，心部材料发生压缩的弹性变形，当冲击力撤销后，心部的压缩弹性变形恢复，使其表层受到压应力，为此喷丸强化为试样表面引入残余压应力。而喷丸引入残余压应力的大小及分布与很多因素有关，比如受喷材料的性能和表面状态及喷丸工艺参数(喷丸时间、强度、角度、覆盖率和弹丸材料等)的选择等。在本文中，1#和2#试样仅存在弹丸种类的不同， S07弹丸和切丝弹丸的材料及大小都是相同的，只是弹丸制造工艺不同，S07弹丸是铸造后研磨成小球状，切丝弹丸是锻造后拉成细丝，从细丝上切制出小球，由于相同成分材料的锻造状态的力学性能优于铸造态，所以切丝弹丸的力学性能优于S07弹丸。从两种弹丸喷丸后引入的残余压应力来看， 2#试样大于1#试样，从而可推测，力学性能较好的弹丸喷丸后引入的残余压应力也较大。

2.4不同弹丸喷丸后表层超显微硬度对比

如图7所示，1#、2#试样的表面硬度分别为360DHV、380DHV左右，随着距表面深度的增加，两者的硬度值都呈下降趋势，这是因为喷丸时弹丸高速冲击材料表面，使得距表面越近的地方受到的冲击力的作用越大，则发生塑性变形的程度越大，表层组织细化后相应的硬度得以提高[14-15]，而随着距表面深度的增加，冲击作用逐渐减小，从而使得喷丸层的硬度呈由高到低的梯度，并在达到一定厚度后趋于某一水平。从图7中看出，1#、2#试样的硬度都在距离表面约为120 μm范围内硬度值快速下降，而在距表面120～350 μm范围内硬度值比较缓慢的下降，距表面350 μm以上处硬度值稳定在320DHV左右。1#、2#试样在距表面120 μm以上的范围内的超显微硬度变化趋势一样，仅在硬度快速下降区(0～120 μm)内略有区别， 2#试样的硬度下降速率大于1#，即切丝弹丸喷丸表面的硬度梯度大于S07弹丸喷丸。

2.5冲击断口分析

经扫描电镜观察切丝弹丸喷丸后的冲击断口形貌如图8所示，其中图8b为图8a圆圈区域放大图，8b图中韧型撕裂韧窝沿箭头(向喷丸层附近)逐渐变小，其深度也相应的变浅后逐渐消失，出现塑性撕裂，最后断裂。由于喷丸表层晶粒发生形变或破碎，使表层晶粒细化，冲击断裂时在喷丸层出现塑性撕裂；且喷丸引入一定层深的残余压应力，在冲击断裂的过程中，表层的残余压应力场在冲击过程中会抵消一部分断裂应力，使得裂纹的扩展速度变慢，可以说明喷丸对材料断裂时有一定的作用。

3　结语

(1)经喷丸后表层组织细化程度不显著；表面粗糙度值的增幅远大于表面残余压应力；硬化层浅，硬度梯度小，经本文的喷丸工艺强化后的1Cr11Ni2W2MoV不锈钢航空发动机涡轮盘的疲劳性能可能提升幅度不高。

(2)不同弹丸喷丸后，喷丸层组织及表面粗糙度无明显差异，切丝弹丸喷丸后表面残余压应力大于S07弹丸喷丸，喷丸表层硬度变化在缓降区及稳定区无差异，仅在快降区切丝弹丸硬度梯度大于S07弹丸喷丸。可能采用切丝弹丸喷丸后航空发动机涡轮盘的疲劳性能提高会优于S07弹丸喷丸。

(3)冲击断口形貌说明喷丸对材料断裂时也有一定的作用。

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Effect of shot peening on surface integrity of 1Cr11Ni2W2MoV steel aero engine turbine disc

ZHONG Liqiong①②, LIANG Yilong③, YANG Ming③, JIANG Yun①

(①College of Mechanical Engineering, Guizhou University, Guiyang 550025, CHN;②College of Mechanical Engineering, Guiyang University, Guiyang 550005, CHN;③Guizhou Key Laboratory of Materials Strength and Structure, Guiyang 550025, CHN)

Aero engine turbine disc was shot peening with two kinds of projectiles, optical microscope, surface roughness tester, X-350A stress diffraction, ultra-micro hardness tester DUH-211(S) and SUPPA40 SEM were adopted to investigate the original structure, surface roughness, residual stress, ultra-micro hardness and fracture macrograph before shot peening 1Cr11Ni2W2MoV stainless steel aero engine turbine disc and after. The results show that the shot peening layer microstructure is refined; surface roughness is about 10 times before the shot peening and surface residual compressive stress is more than twice; a downward trend of surface hardness was found from the outside to the inside of shot peening layer; through the observation and analysis of the impact fracture surface, it can be known that the shot peening not only can improve the fatigue performance, but also have a certain effect on the material fracture. The difference of projectile is reflected by the difference of the surface residual compressive stress.

shot peening; 1Cr11Ni2W2MoV; aero engine turbine disc; surface integrity

TG668

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.10.024

钟丽琼，女，1981年生，博士研究生，讲师，研究方向为表面强化技术，已发表论文10余篇。

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2016-03-22)

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