Inconel (IN) 718是广泛应用于燃气轮机航空航天制造的镍基高温合金之一；例如，Rolls-Royce Trent XWB发动机的高压压缩机转子(Feldmann等人[1])。航空航天组件须经受高水平的交变振动应力和极端环境条件，因此高周疲劳(HCF)失效是关键挑战之一。因此，通过合适的表面处理工艺改善疲劳寿命变得非常重要。喷丸是一种表面处理工艺，在高速冲击下，在表面和工件硬化层产生高压残余应力(RS)。这提高了疲劳的耐受性，但由于喷丸产生的凹坑而产生高表面波度。高表面粗糙度作为应力增加点和裂纹萌生点，导致疲劳寿命下降(Dowling等人[2])。因此，需要将振动抛光作为一个附加步骤，将粗糙度(Ra)抛光至低于0.25µm，以防止通过喷丸处理引入的疲劳寿命降低，并满足空气动力学要求(Feldmann等人[1])。已确定称为振动抛光(VP)的另一种质量表面处理工艺，因为其结合了喷丸工艺的有利影响以赋予压缩RS并在一个步骤中实现与振动抛光相同的表面光洁度，同时导致与根据当前制造方法的HCF强度相当(Feldmann等人[1])。

Ahluwalia等人的研究通过在附着在振动器上的Ti-6Al-4V工件上引入外部振动，引入了双振动抛光的概念；因此，振动抛光周期时间显著增加50%以上。这可以归因于高频介质和振动工件之间的高相对速度和冲击力(Ahluwalia等人[3])。在振动加工的生产路线中，为了便于批量生产，固定工件的夹具通常是固定的；然而，在振动加工中，在槽上采用振动夹具，使得槽以相同的频率和振幅振动，可以大大改善Sangd等人所提到的工艺周期时间[4]。在本研究中，对传统的VP工艺进行了两次优化。本文首先介绍了一种智能传感器装置，用于开发更精确的工艺监控和优化工件装置，以提高喷丸加工能力。然后，探索了一种外部致动器，以优化夹具设置，并比较固定夹具、振动夹具和致动器之间的残余应力和微结构分析。

术语

HCF 高周疲劳

VP 振动

IN Inconel

RS 残余应力

SEM 扫描电子显微镜

RPM 每分钟转数(电机频率单位)

实验在由Walther Trowal制造的TFM58/32VP振动槽上进行，槽尺寸为580mm x 320mm x 360mm。槽装有PU衬里容器和马达，可驱动槽以受控的频率和振幅振动。设置配置如图1所示，标有试件浸没深度。在固定夹具模式下，固定工件的夹具附着在外部支撑上，而在振动夹具模式下，夹具附着在槽的侧面。附加的致动器也定位在工件前面的一定距离处。

在10、20、40和80分钟收集Almen试片的弧高度，并使用Almen量规进行测量，以使用Electronics Inc.的饱和曲线解算器在每个设置处生成饱和曲线。利用XSTRESS Robotic X-Ray Diffraction(XRD)测量系统，采用电抛光除层的方法，测量了平试样的RS剖面。利用装有能量散射X射线(EDX)谱的Carl Zeiss EVO扫描电子显微镜(SEM)对试样的微结构进行了研究。SEM在30kV SE下用分辨率为1.9nm的聚焦电子束扫描试样，在1kV SE下用分辨率为8nm的聚焦电子束扫描试样，放大倍数在5x至1000kx之间。切割平试样以查看横截面，并在190ºC下用导电树脂进行热安装。然后使用无水Kalling’s No.2试剂对样品进行研磨、抛光和化学蚀刻，持续70秒。

本研究中使用了两种不同的试件，即Almen试片和IN718平试样。所用Almen试片为Electronics Inc.的N型试条，平整度为±0.0010，硬度为44-50 HRC。从尺寸为30mm x 40mm x 4.5mm的热处理IN718盘孔中切割平试样。试样的原始状态与高压压缩机叶盘状态相似，后者经过脱脂、热处理并用Rolls-Royce专有热处理步骤进行阳极氧化。实验参数如表1所示。

由于字数限制，在本节中，我仅列出原始论文的残余应力和材料结果。

在本节中，从RS和微结构的角度研究了夹具振动的影响。VP工艺的最佳处理强度是在中下段，即相同槽的介质表面水平以下130mm的浸没深度(Chan等人[5])。因此，图2和图3分别显示了外部致动器与传统工艺相比，在纵向和横向上，在-130mm的浸没深度下，IN718平试样在不同次表面深度处的RS分布。

在采用固定夹具的VP工艺中，约+400MPa的高表面拉应力可被降低到压缩应力状态，两个方向的最大压缩应力约为-200MPa。当夹具与槽同时振动时，RS分布有所改善，表面压应力纵向约为-380MPa，横向约为-360MPa，两个方向的最大压应力均可达到约-750MPa。影响深度也可以增加到100μm。这证明了夹具在振动过程中起着至关重要的作用，正如Sangid等人所证明的那样[4]。此外，当将频率为50Hz的振动外部致动器插入到测试件前面的振动槽中时，即使观察到Almen强度的轻微增加，与振动夹具相比，RS剖面没有显示出明显的改善。在Mediratta等人的前期工作中，高速摄影机捕捉到振子附近介质速度较高[6]。

由此可推知在VP中RS传递的基本机制。在喷丸处理中，高速介质的能量作为冲击传递到组件，从而导致塑性变形。在VP中，可以通过组件和介质之间的相对影响引入类似的塑性变形。连续相对振动冲击组件质量(通常为几十公斤)与介质在确定施加到表面的应力方面起着关键作用。可以得出结论，为了实现有效的VP，组件必须击中介质，而不仅仅是击中固定组件的介质。因此，冲击的关键工艺变量包括在组件与介质之间的给定硬度比下，组件质量与介质的相对振动振幅和频率。这对于固定夹具来说比较低，因此冲击力较小，因此塑性变形较小，如图4所示。可通过设计夹具完成进一步优化，夹具可以通过保持槽幅值和频率恒定来增加相对幅值。

使用固定和振动夹具处理的初始条件IN718样品的SEM图像如图4(a)所示。在镍基体中可以发现细小的δ析出物，这通常会在热处理的镍基合金中发现(Wang等人[7])。这是预期结果，因为所使用的样品来自热处理的IN718盘锻件。还可观察到δ相颗粒沉淀和颗粒内δ沉淀(Kumar等人[8])。在近表面部分，可以看到一些颗粒结构，经EDX分析显示为铌碳化物(NbC)，在热处理后仍未溶解。

根据图4(b)，在使用固定夹具的VP之后形成一些晶界，这可能是由于塑性变形。将VP与原始状态进行比较后，可以看到不连续的白色层。这一层的形成可能与材料上的塑性变形有关，也可能是由于快速加热和冷却所致(Ahmad等人[9])。由于这些样品来自经历相同热处理的相同原始组件，因此该层的主要作用与晶粒结构附近的严重塑性变形有关；然而，通过固定夹具，该层是不连续的，从而解释了表面压缩RS比较低的原因。在图4(b)中放大1000倍，白色层非常薄，大约3.5至5.4μm宽。与原始状态相比，针状δ沉淀物的数量有所增加(Deng等人[10])。

根据图4(c)，使用振动夹具的VP处理IN718试样的SEM图像表明，与使用固定夹具进行的VP相比，前者形成的晶界更多，晶界更明显，这表明使用振动夹具的试样具有更高的压缩RS和更深的VP影响深度。在图4(c)中可以观察到薄的连续白色层，并显示与先前固定夹具的SEM相比更均匀的表面。与固定夹具类似，还可以发现较多的针状δ沉淀物，与在原始样品中发现的更多的球形δ沉淀物不同(Wang等人[7])。此外，在该样品中还可以发现Laves相，这些相通常是在热处理过程中形成的(Deng等人[12])。此外，在晶粒中可以发现位错和滑移带，并集中在约50μm的表面和次表面层。这些滑移带与变形有关，并可归因于通过振动夹具获得的较高压缩RS(Aezeden等人[11])。

与非振动夹具相比，夹具振动是增加残余应力的必要条件，这与Sangd等人的研究结果一致[4]。然后利用残余应力和SEM微结构分析来确定振动夹具对IN 718试件的影响。SEM研究表明，振动和固定夹具的晶粒结构和位错密度存在差异，并支持了观察到的RS差异。通过透射电子显微镜(TEM)、电子背散射衍射(EBSD)、微硬度测试等手段，可以更深入地了解微结构的变化，甚至可以通过外部致动器行设置。此外，由于厚度和曲率可能在微结构和RS产生方面存在差异，因此未来的研究也可以使用一些代表性的试样，例如翼面，以获得更准确的结果。

作者感谢先进再制造与技术中心(ARTC)和Rolls-Royce提供资源、设施和技术支持，以及Rolls-Royce Deutschland的Thomas Haubold和Goetz Feldmann博士的技术讨论和指导。

[1] G. Feldmann、C. C. Wong、W. Wang和T. Haubold，Application of Vibropeening on Aero-Engine Component，第二届表面完整性大会(CSI)，诺丁汉，2014。

[2] N. E. Dowling，Mechanical Behavior of Materials: Engineering Methods for Deformation, Fracture, and Fatigue, Pearson，2013。

[3] K. Ahluwalia、R. Mediratta 和 S. H. Yeo，"A novel approach to vibratory finishing: Double vibro-polishing"，Materials and Manufacturing Processes，第32卷，第9期，第998-1003页，2017。

[4] M. Sangid、J. Stori 和 P. Ferriera，"Process characterization of vibrostrengthening and application to fatigue enhancement of aluminum aerospace components-part I. Experimental study of process parameters"，International Journal of Advanced Manufacturing Technology，第53卷，第545-560页，2011。

[5] W. L. Chan、K. Ahluwalia和A. Gopinath，"Parametric Study of Fixtured Vibropeening"，Metals，第9卷，第910期，2019。

[6] Mediratta R.、K. Ahluwalia 和Y. S. H.，"Surface motion analysis of double vibro-polishing of Ti-6Al-4 V"，International Journal of Advanced Manufacturing Technology，第97卷，第1113-1122页，2018。

[7] Z. Wang、D. Zhou、Q. Deng、G. Chen和W. Xie，"The Microstructure and Mechanical Properties of Inconel 718 Fine Grain Ring Forging"，矿物、金属和材料协会，2010。

[8] D. Kumar、S. Idapalapati、W. Wei和N. Srikanth，"Effect of Surface Mechanical Treatments on the Microstructure-Property-Performance of Engineering Alloys"，Materials，第12卷，2019。

[9] C. Ahmad、M. Hossein、R. Alex、J. Mohammad、B. Ali 和 M. Eric、"Microstructure and mechanical properties of surface and subsurface layers in broached and shot-peened Inconel-718 gas turbine disc firtrees"，Materials Characterization，第132卷，第53-68页，2017。

[10] D. Deng、R. L. Peng、B. Håkan和M. Johan，"Microstructure and mechanical properties of Inconel 718 produced by selective laser melting: Sample orientation dependence and effects of post heat treatments"，Materials Science & Engineering A第713卷，第294-306页，2018。

[11] M. Aezeden，"Cyclic Deformation of Hastelloy and Inconel Alloys and Slip Bands Formation"，International Journal of Modern Engineering Research (IJMER)，第3卷，第2期，第1253-1255页，2013。

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