DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.009
离心压缩机叶片材料FV520B冲蚀过程演变规律
王光存，李剑峰，贾秀杰，徐文汗
(山东大学 机械工程学院，高效洁净机械制造教育部重点实验室，山东 济南，250061)
摘要：利用高速冲蚀试验系统，模拟叶轮实际工作情况，对离心压缩机叶片材料FV520B进行增量冲蚀试验，以研究材料冲蚀率、表面形貌、金相组织及应力状态随冲蚀磨损过程的演变规律。研究结果表明：在不同的冲击角度下，FV520B靶材的冲蚀过程均存在过渡期和稳定期。在24°和90°冲击角度下，冲蚀率在过渡期先上升后降低，然后趋于平稳进入稳定期；而在12°和60°冲击角下，冲蚀率在过渡期逐渐降低，然后趋于平稳进入稳定期。随冲蚀的进行，在12°冲击角度下，冲蚀表面粗糙度逐渐降低，在90°冲击角度下，冲蚀表面粗糙度变化较小；而在24°和60°冲击角下，冲蚀表面粗糙度先降低后升高，且深度冲蚀后表面形成横向冲蚀条纹，冲蚀角度产生分化。冲蚀后试样亚表层金相组织无变化，仍为索氏体组织，但试样表面原有应力状态发生很大变化，在12°，24°和60°冲击角度下，冲蚀表面形成较高的残余拉应力；在90°冲击下，表面形成残余压应力。
关键词：冲蚀演变规律；冲蚀率；表面形貌；残余应力；离心压缩机叶轮；FV520B
中图分类号：TB31；TH452 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2016)06-1878-10
Erosion variation law of impeller’s material FV520B used in centrifugal compressor
WANG Guangcun, LI Jianfeng, JIA Xiujie, XU Wenhan
(School of Mechanical Engineering & Key Laboratory of High Efficiency and Clean Mechanical Manufacture,
Ministry of Education, Shandong University, Jinan 250061, China)
Abstract: To study the erosion variation law of impeller’s material FV520B used in centrifugal compressor, incremental erosion tests were carried out on the high-speed erosion experimental system by simulating the impeller’s actual working conditions. The erosion behaviors, surface morphology, metallurgical structure and residual stress were studied systematically. The results show that the transition and stable period of erosion exist at different impact angles. At the impact angles of 24° and 90°, the erosion rate increases first, and then decreases, and finally becomes stable. But at the impact angles of 12° and 60°, the erosion rate gradually reduces during the transition period, and then to be stable. As the erosion proceeds, the surface roughness value gradually decreases at the impact angle of 12°, and it remains stable at the impact angle of 90°. At the impact angles of 24° and 60°, the surface roughness first decreases and then increases, and the lateral erosion stripes are observed after the excessive erosion. The subsurface metallurgical structure of eroded sample remains sorbite, which is unchanged, but the surface stress state of the sample has undergone great changes, and erosion with the impact angles of 12°, 24°, 60° leads to residual tensile stress on the surface, while impact at 90° leads to compressive stress.
Key words: erosion variation law; erosion rate; surface morphology; residual stress; impellers of centrifugal compressor; FV520B
离心压缩机是石油精炼、化工、天然气以及空气分离等企业中的关键设备[1]。叶轮作为其主要做功部件具有非常高的旋转速度((2~100)×103 r/min)。由于输运介质中固体颗粒(有机颗粒物、二次颗粒物、煤粉、工业粉尘等)的存在，即使经过滤芯过滤，仍有粒径大于5 μm的固体颗粒进入压缩机流道，在高速气流的带动下冲击叶片，叶片出现较严重的固体颗粒冲蚀磨损[2]。而冲蚀导致的凹坑、减薄往往成为疲劳裂纹或腐蚀的源头，加剧叶轮的破坏[3]。叶轮作为离心压缩机的核心部件，制造工艺复杂、价格昂贵，一级叶轮的价格高达数十万甚至上百万元人民币，为了最大限度地回收利用废旧叶轮所具有的价值，采用先进的修复技术对叶轮进行修复和再制造，恢复其原有的性能，可为企业创造非常大的利润。叶轮再制造工作的首要问题是对服役叶轮的可再制造性进行合理评价。要评价叶轮的可再制造性，就必须掌握叶轮冲蚀失效机制及叶片材料金相组织及性能的变化。在材料的冲蚀行为和冲蚀机制研究方面，大量学者对金属材料、非金属材料、复合材料、涂层等进行了多种条件下的冲蚀试验[4-9]。但针对冲蚀后基材的表面形貌、亚表层金相组织、表面应力状态变化规律的研究较少。王顺森[10]研究了汽轮机叶栅材料深度冲蚀后，表面形貌演变规律，并发现了冲蚀条纹。JENG等[11]研究了Cr3C2/Al2O3复合陶瓷在30°和90°冲蚀后靶材表面残余应力分布规律，但并未从微观角度解释残余应力的产生。FV520B是制造离心压缩机叶轮的重要材料，研究阐明其在高速微细粒子冲击下的冲蚀磨损演变规律对指导叶片的疲劳及腐蚀研究，评估离心压缩机叶轮的可再制造性具有非常重要的指导意义。本文作者在高速冲蚀试验台上，以粒径为7 μm的多角氧化铝颗粒为冲蚀颗粒，对压缩机叶轮材料FV520B设计进行增量冲蚀试验。以获得在不同冲击角度下冲蚀率的变化规律；借助表面形貌仪分析冲蚀表面宏观形貌演变规律；通过冲蚀微观形貌的SEM分析，研究冲蚀磨损机制及表面形貌演变的机制；借助金相显微镜、X线残余应力分析仪对亚表层微观组织及表面应力状态进行测试和分析。试验结果为研究固体颗粒冲蚀磨损导致的叶片性能变化，提供更贴近工程应用的基础数据。
1 试验条件和试验设备
1.1 试验材料
FV520B是一种马氏体沉淀硬化不锈钢，具有耐腐蚀性好、强度高、硬度高和焊接性能良好等优点，广泛应用于航空航天、医疗器械和机械制造等重大工程结构领域，是制造离心压缩机叶轮的理想材料。由沈阳鼓风机厂提供的FV520B的化学成分如表1所示，经过热处理之后，其力学性能如表2所示。
表1 FV520B材料化学成分(质量分数)
Table 1 Chemical components of FV520B %
表2 FV520B物理力学性能
Table 2 Physical and mechanical properties of FV520B
冲蚀试样为厚度为5 mm的FV520B板材，经线切割加工成长度×宽度为60 mm×70 mm的试样片，根据工厂提供的叶轮叶片制造工艺要求，将所有试样磨削至表面粗糙度约为0.8 μm。先用热碱液和流水洗去表面油污，再浸入丙酮用超声清洗机清洗，试样清洗完毕吹干后放入干燥器中备用。
离心式压缩机一般在工业地区使用，Al2O3颗粒、SiO2颗粒、煤灰、碳黑、二次颗粒物等为工业大气的主要成分[12]。为了探索进入空分压缩机流道的微细尺寸粒子对叶轮材料的冲蚀行为，考虑空压机滤芯的过滤参数和过滤效率，选择粒径为7 μm的多角氧化铝颗粒(白刚玉微粉)进行冲蚀试验。颗粒采用浮选法获得，主粒径体积分数为70%以上。粒径为7 μm的氧化铝微粉粒径分布及其SEM照片如图1所示。白刚玉微粉是极难溶于水的白色粉末，无味，质极硬，堆积密度为1.53~1.99 g/cm3，真密度为3.9 g/cm3，努谱硬度为2 000~2 200 kg/mm2，莫氏硬度为9.0。
大气中固体颗粒质量浓度非常小，一般为100~ 200 μg/m3，在进行加速试验时，为了保证靶材的冲蚀是由大量单个粒子冲蚀的叠加造成的，文献[13]要求每min参与冲蚀的粒子质量不得超过10 g，考虑到氧化铝微粉粒径极小，亦具有团聚性，本实验将加料速度降为2.5 g/min。
1.2 试验设备和操作
采用西安交通大学叶轮机械研究室设计建造的高速冲蚀试验系统[14]。该系统由颗粒加料系统、高速气流系统、冲蚀实验段3个模块组成，如图2所示。由图2可见：高速冲蚀试验系统的工作原理是由一套最大流量为10 m3/min的ZL2-10/8-G型无基础少油压缩机提供的高速气流经主管道进入冲蚀试验段；另有由1台最大流量为0.8 m3/min的小型压缩机、1台干燥器和1个储气罐组成的气源为颗粒加料系统提供干燥气流，来自螺杆加料器的粒子在加料系统气流的带动下，进入气固混合室与高速气流混合，共同经过加速段，产生满足实验要求速度的气固两相混合物由喷嘴喷出，并与事先按一定角度安装于冲蚀试验段内的试样相撞击。冲蚀试验后，气固两相流经过分离器进行处理后排入地沟。气流的速度可通过调整位于主管道上的排气阀调节；粒子流的浓度(单位时间内喷砂质量)通过调节螺杆加料器电机的转速进行调整；冲击角度的变化可通过调整顶盖与角度调整卡槽的装配位置来实现，多试样试验时，试样依靠旋转装置切换。
图1 粒径为7 μm的氧化铝颗粒的粒径分布及电子显微镜照片
Fig. 1 Size distribution and electron microscopic images of alumina particles with diameter of 7 μm
在已有的冲蚀试验中，粒子的速度多数通过双盘测速、高速摄影或LDV(laser doppler velocimetry，激光多普勒测速)进行测量。但是本试验中颗粒直径小、速度快，粒子粒径和形状又有一定的分散度和多样性，为了获得粒子运动速度场精确的统计学数据，本实验采用了基于统计分析和互相关技术的瞬态流场测量方法：粒子成像测速技术(PIV，particle image velocimetry)[15]，事实上，对如此高速微细粒子的群体行为，PIV系统是目前最有效的测量手段[14]。
试验前、后试样的质量用德国Sartorious公司的BS224S型精密电子天平测量。表面粗糙度及表面形貌采用美国Veeco Instruments Inc的Wyko NT9300白光干涉仪测量或观察。冲蚀区域微观形貌使用扫描电子显微镜(scanning electron microscope)观察。利用金相显微镜观察亚表层金相组织变化。采用X线应力分析仪STRESS 3000系统对试样表面残余应力状态进行测试。
本课题组前期开展的研究[16]表明，FV520B材料具有典型塑性材料的冲蚀特性，随冲击角度的升高，冲蚀率先升高后降低，最大冲蚀率发生在24°附近，90°时冲蚀率最低。FV520B靶材在相同质量的颗粒冲蚀下，当冲击角度为60°时，冲蚀深度最大。为了研究低、中、高冲蚀角度下冲蚀演变规律，同时根据试验设备允许的条件，针对12°，24°，60°和90°这4个冲击角度进行冲蚀试验。
图2 高速冲蚀试验系统
Fig. 2 High speed erosion experimental system
2 试验结果与分析
2.1 不同冲击角度下冲蚀率演化规律
图3所示为FV520B在常温、粒子直径为7 μm、粒子速度为180 m/s、不同冲击角度下冲蚀率随冲蚀过程的变化规律，加料速度为2.5 g/min。
图3 不同冲击角度下冲蚀率演变规律
Fig. 3 Variation law of erosion rate at different impact angles
由图3可以看出：在不同的冲击角度下，FV520B靶材的冲蚀过程均存在过渡期和稳定期。在12°和60°冲击角度下，冲蚀颗粒质量为15~40 g时为冲蚀过渡期，冲蚀率逐渐降低，超过40 g后冲蚀率虽略有降低但逐渐趋于平稳，进入冲蚀稳定期；在24°和90°冲击角度下，当冲蚀颗粒质量为15~100 g时，先升高后降低，这是冲蚀过渡期，超过100 g进入冲蚀稳定期；当冲蚀进入稳定期之后，冲蚀率从大到小依次为24°，12°，60°和90°，即冲蚀率随冲击角度增大呈现先升高后降低的趋势，且最大冲蚀率发生在24°附近。
冲蚀过渡期冲蚀率变化规律的不同，是冲蚀机制的不同导致的。FV520B冲蚀机制的研究[16]表明，FV520B冲蚀磨损的实质是微切削与变形磨损共同作用，在低角度冲蚀时，以微切削磨损为主，而在大于60°的高角度冲蚀下，以变形磨损为主。
在12°冲击角度下，冲蚀磨损以微切削为主，初期冲蚀阶段材料表面为非光滑表面，凹凸不平的表面更容易被颗粒切除，冲蚀率较高；随着冲蚀的进行，表面变得光滑、且由于表层材料的加工硬化，抑制了微切削作用，故冲蚀率逐渐降低并趋于稳定。
24°为最大冲蚀率发生的角度，此时微切削与变形磨损相互促进。当冲蚀粒子的质量为15~40 g时，在颗粒尖端犁削和冲击锻打下，越来越多的靶材表面材料接近或达到塑性变形极限，在过渡期，开始集中从表面脱落，导致冲蚀率突然增大。随着粒子冲击锻打，变形磨损过程趋于稳定，导致冲蚀率逐渐下降并趋于稳定。
在60°冲击角度时，微切削与变形磨损共同作用，但是变形磨损机制略占主导，表层材料发生加工硬化，在一定程度上抑制了微切削作用，使冲蚀率降低。
在90°冲击角度时，材料的去除机制为变形磨损，在最初的15 g颗粒冲击下，靶材表面材料塑性变形逐渐积累，冲蚀率较低，这是冲蚀孕育期，是变形磨损机制特有的阶段；随着塑性变形的积累，表层材料在冲蚀颗粒质量为40 g左右时开始集中从表面脱落，出现冲蚀率的峰值；随后靶材表面的塑性变形直至剥落过程趋于平稳进入冲蚀稳定期。
2.2 不同冲蚀角度下表面形貌演化规律
图4所示为FV520B在常温、粒子直径为7 μm、粒子速度为180 m/s、不同冲击角度下，靶材冲蚀区域表面粗糙度随冲蚀过程的变化规律，加料速度为2.5g/min。
由图4可以看出：在12°冲击角度下，表面粗糙度逐渐降低，说明持续地低角度冲蚀可用来提高零部件表面质量；在24°冲击角度下，当冲蚀颗粒小于15 g时，表面粗糙度迅速降低，而超过15 g之后，又迅速升高；在60°冲击角度下，表面粗糙度变化和24°冲击角下较为类似冲蚀，不同的是拐点在40 g，且表面粗糙度的变化较缓慢。说明在24°最大冲击角度时，用极少的颗粒即可达到表面光整的效果，颗粒过量后表面质量会迅速下降；在60°冲击角下，少量颗粒会使表面粗糙度降低但效果不明显，超量之后，粗糙度会缓慢升高。在90°冲击角下，粗糙度变化不明显，粗糙度约为0.85 μm。
为了了解在不同冲击角度下冲蚀表面粗糙度差别较大的原因，用表面形貌仪对冲蚀表面长度×宽度为0.8 mm×0.8 mm的区域进行观察。发现在24°和60°冲击角下，随着冲蚀颗粒的增加，冲蚀表面由光滑而变粗糙的原因是出现了与冲蚀方向垂直的冲蚀波纹，如图5和图6所示。由图5和图6可以看出：在24°冲击角下，当冲蚀颗粒为15 g时，冲蚀区域表面较平坦，在超过40 g之后，冲蚀条纹逐渐明显，沟壑变深；而当冲击角为12°，冲蚀颗粒质量为100 g时，冲蚀表面逐渐光滑，90°冲击角下除了出现冲蚀凹坑，表面宏观形貌变化不大。
图4 不同冲蚀角度下的粗糙度演变规律
Fig. 4 Variation laws of roughness with different impact angles
为了揭示不同冲击角度下的冲蚀机制和冲蚀条纹出现的原因。借助SEM对冲蚀区域的微观形貌进行了更细致的观察。图7所示为在24°冲击角度下，冲蚀颗粒质量为100 g时冲蚀条纹从宏观到微观的形貌特征。
图7(a)所示为冲蚀条纹的全貌，冲蚀条纹有连续的，亦有断续的，形成明显的凸起和沟壑，但方向均垂直于冲蚀气流的方向。王顺森[10]称之为深度冲蚀条纹，即靶材表面已经形成较稳定的冲蚀特征。在此试验中，冲蚀颗粒质量超过100 g之后，已经进入深度冲蚀阶段。
其中的1个条纹形貌如图7(b)所示，其中，B面为条纹的陡面，C面为坡面。在图7(c)和7(d)中可以更细致地观察到：在B面上布满密密麻麻的唇片、凹坑，以及即将剥落的磨屑，说明此处粒子冲击角度大；在C面上主要是微切削沟槽和带唇犁痕，说明此处粒子冲击角度小。这表明深度冲蚀之后，局部冲蚀行为产生了分化。
图8所示为在12°和90°冲击角度下，当冲蚀颗粒质量达到100 g时冲蚀区域微观形貌。由图8可以看出：当冲击角度为12°冲蚀时，冲蚀表面布满浅而长的切削沟槽，伴有少量的带唇犁痕，说明冲蚀磨损的主要机制是微切削；而当冲击角度为90°时，靶材表面全部是深浅不一、麻点状的凹坑，及细小唇片，证明在高角度下，变形磨损和挤压锻造为冲蚀磨损的主要机制[16-17]。
图5 24°冲蚀角度下冲蚀表面形貌演变
Fig. 5 Variation laws of surface topography at impact angle of 24°
图6 冲击角度为12°和90°时冲蚀表面宏观形貌
Fig. 6 Surface topographies at impact angle of 12° and 90°
图7 冲蚀角度为24°时冲蚀中心区表面形貌
Fig. 7 Surface morphologies of eroded surfaces at 24° impact angle
图8 冲击角度为12°和90°时冲蚀区域微观形貌
Fig. 8 SEM micrographs of eroded surfaces at impact angles of 12° and 90°
冲蚀表面宏微观形貌揭示了冲蚀条纹形成及表面粗糙度变化的过程。在中等冲击角度(24°~60°)下进行深度冲蚀，容易在靶材表面形成冲蚀条纹，这是冲蚀角度分化的结果，因为在此角度下材料的去除是微切削、犁削、变形磨损的共同作用。在初期冲蚀阶段，在颗粒的刮擦、冲击下，材料表面形成了密集的切削沟槽、犁痕，以及凹坑和堆积唇。当进一步冲蚀时，粒子的实际冲击角度将会由于表面形貌的变化而发生变化。如与切痕两侧面接触的粒子，冲击角度将减小，继续以微切削去除材料；而与犁沟末端、挤出唇正面接触的粒子的冲击角度将增大，甚至接近正冲击，以变形磨损去除材料，这将导致靶材不同区域因粒子实际冲击角度的变化而使冲蚀行为产生分化，最终形成波纹状冲蚀条纹[10]。因此，在此冲击角度下(24°~60°)，初期的冲蚀使表层凸起被切除，表面粗糙度减小，而随着冲蚀条纹的出现，冲蚀表面粗糙度又逐渐升高。
在更低的冲击角度(0°~12°)下，材料的去除以微切削为主，初期冲蚀后的表面形貌以平行于气流方向的浅而长的切削沟槽为主，伴有少量带唇犁痕。在后续冲蚀时，虽然颗粒的实际冲击角度会有所变化但是不明显，不易产生冲蚀行为分化，材料的去除仍是以微切削为主，表面微观凹凸被逐层切削掉，使表面粗糙度呈降低趋势。
在较高的冲击角度(90°)下，材料的去除以表面塑性变形积累引发的硬化剥落为主，在表面形成密密麻麻的凹坑及堆积唇；当进一步冲蚀时，粒子对沟壑处冲击角度将减小，而对凸起顶面的冲击角将增大，甚至接近正冲击。由于沟壑和凸起的分布是随机的，不易在表面形成波纹形貌，而是以随机凹坑和凸起为主。且随着冲蚀进入稳定期，表层材料的变形积累直至剥落过程趋于稳定，表面粗糙度变化不是很明显。
2.3 不同冲蚀角度下亚表层微观组织演化规律
为了研究在冲蚀过程中，表层金属的移除对亚表层金属组织是否有影响，对冲蚀亚表层和基体微观组织进行了对比观察。将冲蚀后的试样沿垂直于表面方向剖开，做成镶嵌块，并抛光。采用三氯化铁5 g、盐酸24 mL、乙醇25 mL配制成的浸蚀剂，浸蚀2 min，放在金相显微镜下进行观察。冲蚀试样亚表层金相组织与基体组织如图9所示。
由图9可以看出：冲蚀前后试样的金相组织主要为索氏体组织，冲蚀对表层及亚表层的金相组织并无明显影响。这是因为冲蚀颗粒太小，在冲蚀区域碰撞的动能转化为表面内能后，冲蚀区域热作用仍然不明显，不足以引起金属材料的相变。
图9 冲蚀后亚表层金相组织与基体组织对比
Fig. 9 Comparison of microstructure before and after erosion
2.4 不同冲蚀角度下残余应力演化规律
为了研究冲蚀表面应力状态变化规律，采用芬兰Stresstech公司生产的X线应力分析仪STRESS 3000系统对试样表面进行残余应力测试。基本测量参数如表3所示。
测量时，将冲蚀磨损表面朝上放置于工作台，使冲蚀气流方向与应力测试仪φ=0°方向平行，这样可保证能够测量到平行冲蚀方向和垂直冲蚀方向的应力。
在正式测量之前，先利用无应力α-Fe粉末试样进行校准，确定准直器至试样测量表面的合适距离。正式测量时，在冲蚀表面冲蚀区域选取3个测试点，按照校准后的测试参数分别测量出测试点平行于冲蚀方向和垂直冲蚀方向的残余应力。取3次测量应力的平均值作为该试验水平引起的残余应力。为了比较冲蚀前后靶材表面残余应力的变化，对FV520B未冲蚀试样同时进行对比试验。在不同角度下，不同冲蚀时期表层残余应力测试结果如图10所示。
表3 残余应力测量参数
Table 3 Residual stress measurement parameters
图10 不同冲击角度下残余应力演变规律
Fig. 10 Variation laws of residual stress with different impact angles
由图10可以看出：冲蚀试验前的试样表面为残余压应力，这是试样准备阶段的磨削和抛光工艺导致的。后面的冲蚀过程打破了表面原有的应力状态。
在各个冲蚀角度下，平行于冲蚀方向和垂直于冲蚀方向残余应力变化规律基本一致。以拉应力为力的正方向，在12°冲击角下，随着冲蚀颗粒质量的增加，残余应力呈现先缓再急后缓的上升趋势，最后在表面形成残余拉应力。在24°冲击角下，残余应力先迅速上升，再平缓上升，在冲蚀颗粒质量超过100 g后略有下降，在表面形成残余拉应力。在60°冲蚀角下，残余应力和24°冲击角度下变化趋势一致，但是残余应力低，最后在表面形成残余拉应力。在90°冲击角下，残余应力先上升后平缓降低，在表面形成的始终是残余压应力，但是此应力低于试样初始的残余压应力水平。
在冲蚀磨损中，残余应力的产生与冲蚀过程材料去除机制有很大关系。冲蚀表面应力状态随不同冲蚀机制的主导作用，可表现为拉应力或压应力[11]。
低角度冲蚀过程与切削加工过程有类似之处，残余应力的产生来源于：塑性凸出和挤光效应。塑性凸出是指颗粒以一定的角度冲击在材料表面并进行划擦，颗粒尖端像刀具的前刀面对材料进行堆挤，位于颗粒尖端前部区域的靶材材料受到压缩并发生塑性流动，一部分材料沿颗粒前刀面流出成为切屑，一部分材料绕过颗粒尖端形成划痕表面，如图11(a)所示。这样沿加工表面方向出现塑性收缩，沿垂直表面的方向出现塑性拉伸，从而在表面产生残余拉应力。
挤光作用是指微切削过程中，颗粒和靶材之间会产生作用力，垂直于切削表面的作用力和由此产生 的摩擦力一起对切削表面产生挤光作用，如图11(b)所示。靶材材料沿垂直加工表面方向受到压缩，沿切削表面方向产生塑性伸长，从而导致残余压应力产生。当颗粒尖端不锋利时，挤光作用的影响更明显。
高角度冲蚀过程和喷丸强化有类似的地方。众多颗粒连续击打靶材表面，引起表面局部塑性变形，形成冲击凹坑，如图11(c)所示。凹陷的形成引起金属表层产生拉伸，而表层下被压缩的晶粒试图将表面恢复到原来形状，所以，产生1个高度压缩力作用下的半球，众多凹陷重叠形成残余压应力层[18]。
综上分析，冲蚀表面残余应力的形成是颗粒冲击的塑性凸出、挤光效应及喷丸效应，三者共同作用的结果。因为白刚玉微粉属于多角尖锐颗粒，在低角度冲击下，微切削、犁削的塑性凸出效应比较明显，且颗粒施加在材料表面的压力衰减快，持续性不强，挤光作用不明显，故在冲蚀表面形成残余拉应力。在冲蚀过渡期及刚进入稳定期期间，在24°冲击角度下，切痕较深，形成的残余压应力较高。在60°冲击角度下，颗粒法相冲击力增大，在挤光作用下，表面残余拉应力较低。随着冲蚀的进行，在24°和60°冲击角度下，由于不同位置冲蚀量的差异，甚至出现横向冲蚀条纹，材料去除的不均匀性使表面逐渐变得凹凸不平，局部残余应力得到释放，应力水平略有降低。而在12°冲击角度下，塑性凸出作用一直占据主导，随着冲蚀的进行，冲蚀表面粗糙度降低，残余拉应力缓慢积累，慢慢升高。在90°法向冲击下，喷丸强化效应占据主导，故表面形成残余压应力。
图11 塑性凸出、挤光、及喷丸效应原理图
Fig. 11 Schematic diagrams of plastic crippling, extrusion processing and shot peening effect
3 结论
1) 在不同冲击角度下，FV520B的冲蚀均存在不同形式冲蚀过渡期和稳定期；在24°和90°冲击角度下，冲蚀率在过渡期先上升后降低，最后趋于平稳进入稳定期；而在12°和60°冲击角下，冲蚀率逐渐降低，然后趋于平稳进入稳定期，这是冲蚀机制的不同导 致的。
2) 在12°冲击角度下，表面粗糙度逐渐降低，表面愈加光滑。在24°冲击角度下，冲蚀颗粒小于15 g时，表面粗糙度迅速降低；而超过15 g之后，又逐渐升高。在60°冲击角度下，当冲蚀颗粒小于40 g时，表面粗糙度降低，而后又逐渐升高。在90°冲击下，粗糙度变化不明显，约为0.85 μm。在24°和60°冲击角下，深度冲蚀后表面形成横向冲蚀条纹，在12°和90°冲击角度下没有观察到，这是冲蚀角度产生分化的结果。
3) 因为冲蚀颗粒太小，冲蚀区域热作用不明显，不足以引起金属材料的相变，所以，冲蚀前后试样的金相组织无明显变化，不妨碍叶轮的再制造修复工艺。
4) 冲蚀表面残余应力的形成是颗粒冲击的塑性凸出、挤光效应及喷丸效应共同作用的结果。冲蚀改变了试样表面原有的应力状态，在12°，24°和60°角度冲击下，微切削、犁削的塑性凸出效应较明显，故在冲蚀表面形成残余拉应力。在90°冲击下，喷丸强化效应占据主导，故表面形成残余压应力。
5) 冲蚀条纹和残余应力是叶轮再制造必须考虑的问题。在12°冲击角度下，冲蚀表面形貌较好，但会带来残余拉应力；在24°和60°冲击表面粗糙度趋于劣化，再加上冲蚀条纹、残余拉应力的出现，是对叶轮危害最大的冲击角度；在90°冲击下，表面形貌稳定，在表面形成残余压应力，对叶轮危害较小。
参考文献：
[1] 魏国红, 李峰, 桑芝富. 离心式循环压缩机叶轮内部流场的数值模拟[J]. 机械设计与制造, 2008(8): 111-113.
WEI Guohong, LI Feng, SANG Zhifu. Numerical simulation of internal field of centrifugal impeller[J]. Machinery Design & Manufacture, 2008(8): 111-113.
[2] 李剑峰, 龚宝龙, 贾秀杰, 等. 离心式空压机内固粒对叶轮磨损的数值模拟[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(10): 4047-4054.
LI Jianfeng, GONG Baolong, JIA Xiujie, et al. Numerical simulation of solid particle erosion in centrifugal air compressor impeller[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(10): 4047-4054.
[3] 盛强, 王寿桃, 胡磊. 空气离心压缩机运转失效分析[J]. 风机技术, 2005(5): 51-53, 57.
SHENG Qiang, WANG Shoutao, HU Lei. Analysis of centrifugal air compressor running failure[J]. Compressor Blower & Fan Technology, 2005(5): 51-53, 57.
[4] 刘娟, 许洪元, 齐龙浩, 等. 几种水机常用金属材料的冲蚀磨损性能研究[J]. 摩擦学学报, 2005, 25(5): 470-474.
LIU Juan, XU Hongyuan, QI Longhao, et al. Erosive wear mechanism of metal materials used in hydraulic machines[J]. Tribology, 2005, 25(5): 470-474.
[5] 钟萍, 李健. 聚脲涂层的冲蚀磨损机理研究[J]. 摩擦学学报, 2012, 32(2): 195-198.
ZHONG Ping, LI Jian. Study of erosion behavior of polyuria coating[J]. Tribology, 2012, 32(2): 195-198.
[6] AKBARZADEH E, ELSAADAWY E, SHERIK A M, et al. The solid particle erosion of 12 metals using magnetite erodent[J]. Wear, 2012, 282/283(1): 40-51.
[7] DRENSKY G, HAMED A, TABAKOFF W, et al. Experimental investigation of polymer matrix reinforced composite erosion characteristics[J]. Wear, 2011, 270(3/4): 146-151.
[8] 朱二雷, 汪刘应, 刘顾. 镍-铬基及其复合涂层的冲蚀磨损性能研究[J]. 材料热处理技术, 2011, 40(16): 131-134.
ZHU Erlei, WANG Liuying, LIU Gu. Research on erosion wear resistance of Ni-Cr based and their composite coating[J]. Material & Heat Treatment, 2011, 40(16): 131-134.
[9] YILDIZLI K, KARAMIS M B, NAIR F. Erosion mechanisms of nodular and gray cast irons at different impact angles[J]. Wear, 2006, 261(5/6): 622-633.
[10] 王顺森. 高参数汽轮机调节级喷嘴抗固体颗粒冲蚀及其高效全生命周期机制的研究[D]. 西安: 西安交通大学能源与动力工程学院, 2010: 46-50.
WANG Shunsen. Research on the mechanism of anti-SPE and high-efficiency whole life cycle of control stage nozzles in high-parameters steam turbine[D]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University. School of Energy and Power Engineering, 2010: 46-50.
[11] JENG C A, HUANG J L, LEE S Y, et al. Erosion damage and surface residual stress of Cr3C2/Al2O3 composite[J]. Materials Chemistry and Physics, 2002, 78(1): 278-287.
[12] 钟宇红, 房春生, 邱立民, 等. 典型城市大气颗粒物无机组分源解析[J]. 东北师大学报(自然科学版), 2008, 40(1): 136-140.
ZHONG Yuhong, FANG Chunsheng, QIU Limin, et al. Inorganic components sources analysis of atmospheric particles in typical cities[J]. Journal of Northeast Normal University(Natural Science Edition), 2008, 40(1): 136-140.
[13] 董刚. 材料冲蚀行为及机理研究[D]. 浙江: 浙江工业大学材料科学与工程学院, 2004: 27-30.
DONG Gang. The study of erosive wear behaviors and mechanism[D]. Zhejiang: Zhejiang University of Technology. School of Material Science and Engineering, 2004: 27-30.
[14] 王顺森, 刘观伟, 毛靖儒, 等. 汽轮机喷嘴固粒冲蚀模化试验系统及测试方法[J]. 中国电机工程学报, 2007, 27(11): 103-108.
WANG Shunsen, LIU Guanwei, MAO Jingru, et al. Modeling experimental system for solid particle erosion on the steam turbine nozzle blades and measuring methods[J]. Proceedings of the CSEE, 2007, 27(11): 103-108.
[15] YANG Guoan, YIN Xin, SONG Zheng, et al. Experimental research with PIV on the flow field in valve play of drilling pump valve[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2010, 23(1): 27-37.
[16] 王光存, 李剑峰, 贾秀杰, 等. 离心压缩机叶轮材料FV520B冲蚀规律和机理的研究[J]. 机械工程学报, 2014, 50(19): 182-190.
WANG Guangcun, LI Jianfeng, JIA Xiujie, et al. Study on erosion behavior and mechanism of impeller’s material FV520B in centrifugal compressor[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 50(19): 182-190.
[17] 郑思佳, 张鹏, 敬加强, 等. 输气管路弯头内壁面冲蚀进化的试验和数值模拟研究[J]. 摩擦学学报, 2015, 35(6): 754-760.
ZHENG Sijia, ZHANG Peng, JING Jiaqiang, et al. Experimental and numerical study of surface erosion evolution at inner wall of elbow in gas flow line[J]. Tribology, 2015, 35(6): 754-760.
[18] 廉晓庆, 蒋明学. 基于有限元模拟研究不同形状磨料对高铝砖的冲蚀磨损[J]. 硅酸盐学报, 2014, 42(6): 761-767.
LIAN Xiaoqing, JIANG Mingxue. Erosion wear of high alumina brick impacted by erodent particles with different shapes based on finite element method[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2014, 42(6): 761-767.
(编辑 刘锦伟)
收稿日期：2015-06-23；修回日期：2015-08-19
基金项目(Foundation item)：国家重点基础研究发展规划(973计划)项目(2011CB013401)(Project(2011CB013401) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China)
通信作者：李剑峰，教授，博士生导师，从事机械加工工艺、绿色设计制造与再制造技术研究；E-mail：ljf@sdu.edu.cn
