分享：多次激光喷丸作用下TC4钛合金的疲劳性能及微裂纹扩展预测模型
周晓刚1,纪飞飞1,2
(1.苏州健雄职业技术学院,苏州 215411;2.江苏大学机械工程学院,镇江 212013)
摘 要:对 TC4钛合金板进行不同次数激光喷丸处理,再进行高周疲劳试验,研究了其疲劳性 能及断裂机理;基于残余压应力及晶界介微观尺寸对微裂纹扩展的阻滞作用,采用抑制参数、张开 应力强度因子、残余应力强度因子对 Paris公式进行修正,建立了激光喷丸处理后疲劳微裂纹扩展 预测模型,并进行了试验验证。结果表明:随着喷丸次数增加,TC4钛合金的疲劳强度增大,疲劳 寿命延长,断裂方式由脆性断裂向韧性断裂转变;疲劳微裂纹预测模型预测得到的疲劳寿命与试验 值的相对误差小于10%,说明模型准确。
关键词:激光喷丸;疲劳性能;残余压应力;裂纹扩展预测模型 中图分类号:TG39 文献标志码:A 文章编号:1000-3738(2021)05-0100-05
0 引 言
钛合金具有密度小、强度高以及耐腐蚀性能和 生物相容性良好等优点,广泛应用于航空航天、生物 医疗、核工业等领域[1] ;但是其表面抗疲劳性能差、 硬度低、耐磨性差的缺点易引起裂纹萌生及扩展,进 而导致疲劳断裂,这极大限制了其在极端环境下的 应用[2-3]。在航空关键零部件应用领域,80%的失效 是由疲劳损伤导致的,而其中50%~90%的损伤是 由应力集中区的断裂失效引起的[4]。金属构件的疲 劳性能与其表面结构的完整性密切相关。激光喷丸 技术是一种表面改性技术,具有非接触、无热影响 区、低变形、高柔性等突出优点,能够显著细化材料 100 周晓刚,等:多次激光喷丸作用下 TC4钛合金的疲劳性能及微裂纹扩展预测模型 表层晶粒,形成残余压应力层;同时,该技术还能实 现复杂构件表面的改性[5]。表层残余压应力的形成 可以有效抵消外载荷的作用,使得疲劳裂纹的萌生 位置由表面转向次表面[6] ;并且根据 Hall-Petch理 论,晶粒细化可以提高材料的强度以及位错滑移的 变形抗力,抑制滑移带的产生,从而阻碍微裂纹扩 展。因此,喷丸强化可以明显改善材料的疲劳性能。 目 前 材 料 的 疲 劳 性 能 主 要 采 用 基 于 Paris、 Walker、Forman、Hartman、Klesnil和IAB 等理论 的修正模型,或者采用计算机仿真技术进行预测。 但是,关于激光喷丸强化后材料疲劳性能的预测,特 别是喷丸强化后疲劳裂纹扩展速率和寿命预测还没 有完全适用的模型。任旭东等[7]采用应力强度因子 叠加方法构建裂纹尖端应力场强度因子解析式,用 于描述金属板料的裂纹萌生寿命和裂纹扩展速率; 李媛等[8]研究发现,裂纹扩展速率与应力强度因子 幅满足双对数曲线关系,并且通过疲劳试验确定了 相关参数,获得了激光喷丸后 TC17合金的裂纹扩 展速率预测模型;SUN 等[9]采用多项式法对不同喷 丸能量下的疲劳裂纹扩展速率进行描述,得出不同 喷丸能量和喷丸次数组合下的裂纹扩展速率解析 式。尽管上述研究已经涉及到激光喷丸强化工艺下 的疲劳性能及裂纹扩展速率的模型构建,但是大多 是从激光诱导表面残余压应力层对材料疲劳性能影 响的角度进行分析的,忽视了晶粒介微观尺寸效应 对裂纹萌生、扩展的阻滞作用。 作者以 TC4钛合金为试验材料,研究了不同次 数激光喷丸诱导产生的不同尺寸晶粒对疲劳强度及 微裂纹扩展速率的影响,构建了基于残余压应力及 晶粒尺寸的疲劳裂纹扩展预测模型,并对模型进行 试验验证。
1 试样制备与试验方法
试验材料为 TC4钛合金板,由西安航天新材料 有限公司提供。在钛合金板上线切割出如图1(a) 所示的板状试样,依次用200 # ~2000 # 砂纸打磨抛 光后真空放置,防止试样与空气接触发生氧化反应。 采用纳秒 Gaia型激光器产生的震荡脉冲照射吸收 层为铝箔、约束层为水的试样表面,照射区域为图1 (a)中I区,试样被夹持在库卡机器人机械手 KR30- 3中,通过控制该机械手的运动轨迹调整试样位置, 并实现如图1(b)所示的激光扫描路径;通过控制机 械手 KR5R1400来控制作为约束层水流的喷射速度 及位置。激光波长为1064nm,光斑能量为6.5J,光 图1 疲劳试样形状及激光喷丸方案 Fig 1 Fatiguesampleshapeandschemeoflasershotpeening a sampleshapeandpeeningareaand b scanningpath 斑直径为3mm,搭接率为50%,脉冲宽度为18ns, 重复频率为10Hz,沿路径扫描完成后即为激光喷 丸1次,分别喷丸1,2,3次。 按照ASTME466-96,在 MTSLandmark型液压 伺服测试装置上对未喷丸试样和喷丸试样进行升降 法高周疲劳试验,疲劳试验应力增量为5 MPa,试验 频率为35Hz,应力循环系数为0.3。对块状平板试 样进行喷丸处理后,在 MTS880±100KN 型电液伺 服电机上预制裂纹,再进行微裂纹扩展试验。平板 试样的宽度为120mm,厚度为3mm,激光喷丸时 的光斑半径为3mm,预制微裂纹长度为0.01μm, 应力比为0.1,外载荷为正弦载荷,温度保持在25~ 27 ℃,加载频率在90~110Hz。
2 试验结果与讨论
2.1 激光喷丸次数对疲劳性能的影响
由表1可以看出,随着激光喷丸次数的增加, TC4钛合金的疲劳强度增大,疲劳寿命延长,但是 疲劳强度增幅逐渐降低,而疲劳寿命则一直呈快速 增长趋势。这说明当喷丸次数不大于4次时,激光 喷丸工艺对 TC4钛合金的疲劳性能提升作用明显。 这主要是因为激光喷丸引入了残余压应力层,有效 抵消了一部分外载荷的作用。此外,引入的残余压 应力对疲劳微裂纹扩展还具有阻碍和闭合作用。 表1 不同次数激光喷丸后 TC4钛合金试样的疲劳强度和 疲劳寿命 Table1 FatiguestrengthandfatiguelivesofTC4titanium alloysamplesafterlasershotpeeningfordifferenttimes 喷丸次数/次 疲劳强度/MPa 疲劳寿命/周次 0 440±15 171218 1 503±20 289999 2 560±25 317562 3 600±20 567399 101 周晓刚,等:多次激光喷丸作用下 TC4钛合金的疲劳性能及微裂纹扩展预测模型
2.2 疲劳断口形貌
由图2可知:未喷丸 TC4钛合金试样的疲劳断 口上出现较大面积块状解理面,解理面与其承受的 拉应力方向垂直,解理面中还存在一定数量的解理 台阶,呈现出脆性断裂特征。TC4钛合金中的密排 六方结构α相和体心立方结构β相在常温下极易发 生此类穿晶断裂。激光喷丸1次后,疲劳断口上出 现大量的解理面,这些解理面呈现扇状分布,构成典 型的准解理面群特征,在准解理面附近分布着一定 数量的夹杂物和韧窝;相比于未喷丸试样,激光喷丸 1次后试样的解理面面积减小,并且出现了韧窝和 夹杂物,表明其断裂方式从解理断裂向准解理断裂 过渡[10]。激光喷丸2次后,试样疲劳断口上的准解 理面特征逐渐弱化,韧窝和夹杂物特征逐渐增强,说 明试样的塑性进一步提高,其断裂方式变为以韧性 断裂为主。激光喷丸3次后试样疲劳断口以韧窝和 夹杂物为主,韧窝呈密集排列的蜂窝状,这表明试样 发生了韧性断裂。综上可知,随着激光喷丸作用次 数的增加,TC4钛合金的塑性增强,断裂机制由脆 性断裂向韧性断裂转变。 图2 不同次数激光喷丸前后试样的高周疲劳断口形貌 Fig 2 Highcyclefatiguefracturemorphologyofsamplesbefore a-b andafter c-h lasershotpeeningfordifferenttimes a c e g atlowmagnificationand b d f h athighmagnification
2.3 疲劳裂纹扩展模型
激光喷丸技术能够细化材料表层晶粒,并诱导 形成残余压应力层。建立基于晶粒尺寸和残余压应 力的疲劳裂纹扩展模型,对激光喷丸强化材料的疲 劳性能预测及工艺参数设置具有重要指导作用。 目前,疲 劳 裂 纹 扩 展 及 寿 命 的 预 测 主 要 基 于 Paris公式[11]进行,其表达式为 dc dN =C(ΔK)2 (1) 式中:c为1/2裂纹长度;N 为疲劳循环次数;C 为 常数;ΔK 为应力强度因子幅。 在疲劳损伤开始阶段微细裂纹萌生、扩展时,晶 界对其有抑制和阻碍作用,因此式(1)中的C 不是 固定不变的,需要随着应力和晶粒尺寸的变化而不 断进行修正。王永廉等[12]采用包含晶界对裂纹扩 展作用的抑制参数j对式(1)进行修正,则: dc dN =Cj(ΔK)2 (2) j= 1- Δσj Δσ ×10 a 1- 1+ lg(2c/D) m 2 2 (3) 式中:m,a 为常数,与材料、外界环境因素有关;Δσj 为疲劳极限;Δσ为应力幅;D 为晶粒边界尺寸。 考虑到材料疲劳性能受外载荷作用形式(应力 比R)及材料本身性能(断裂韧度 Kc)影响,进一步 对式(2)进行修正[13]得到: dc dN = Cj(ΔK)2 (1-R)Kc -ΔK (4) 激光喷丸强化技术能够在材料表面诱导生成残 余压应力,残余压应力会提高裂纹尖端处的闭合力 从而阻滞裂纹扩展,而且还会抵消热应力和加工残 留的拉应力而降低应力强度因子。因此,采用残余 应力强度因子 Kr,并考虑残余压应力对裂纹尖端的 闭合作用引入张开应力强度因子 Kop 来计算有效 102 周晓刚,等:多次激光喷丸作用下 TC4钛合金的疲劳性能及微裂纹扩展预测模型 应力强度因子 ΔKeff [14],计算公式为 ΔKeff=(Kmax +kKr)-Kop (5) 式中:Kmax 为最大应力强度因子;k 为系数,表征的 是残余应力作用的强弱,与材料强度等因素有关。 将式(5)代入式(4)并积分处理后得到: ∫ N 0 dN =∫ a 0 (1-R)Kc - (Kmax +kKr)+Kop Cj(Kmax +kKr -Kop)2 da (6) 式中:a 为裂纹长度,a=2c。 假定试样在疲劳工作环境下,所受力为F,作用 面积为B(W -2c)(B 为 试 样 厚 度;W 为 试 样 宽 度),断裂前外加力 F 与拉伸应力σx 成线性关系, 断裂开始临界作用力Fmax 对应的应力为σmax,则根 据能量守恒定律可得: FW =∫ W-2c 0 σxB(W -2c-x)dx= ∫ W-2c 0 σmax(W -2c-x)2 W -2c dx (7) 式中:x 为裂纹扩展长度。 由式(7)可知,裂纹尖端位置所受的最大应力 σmax= 3FW B(W -2c) 。因此,在外力作用下,裂纹尖端 位置最大应力强度因子为 Kmax = 3αFW 2πc B(W -2c)2 (8) 式中:α 为修正系数,用以消除假设拉伸应力与外加 力在裂纹前沿呈线性关系产生的误差。 激光喷丸强化作用产生的残余应力强度因子 Kr [15]可表示为 Kr = Lp 2πc B σh (9) 式中:σh 为深度h 处的残余应力;Lp 为残余应力及 塑性变化影响深度。 由试验结果可知,沿着材料深度方向,残余应力 影响效果逐渐减弱,晶粒尺寸逐渐增大直至原始晶 粒尺寸。为了便于计算,假定激光喷丸强化诱导的 残余应力沿着材料深度方向呈线性降低,即σh 与表 面残余应力σsurf 之间满足: σh =- σsurf Lp h+σsurf (10) 将式(10)代入式(9),则可得 Kr = Lp 2πc B - σsurf Lp h+σsurf (11) 将式(3)、式(8)、式(11)代入式(6),即可得到激光喷 丸强化后材料疲劳寿命计算公式: N =∫ 2c 0 2(1-R)Kc - 3αFW 2πc B - σsurf Lp h+σsurf +Kop C 1- Δσj Δσ ×10 a 1- 1+ lg(2c/D) m 2 3αFW 2πc B(W -2c)2 +k Lp 2πc B - σsurf Lp h+σsurf -Kop ?? ?? ???? ?? ?? ???? 2dc (12) 通过查阅手册,计算得到各参数如下:R =0.1, B=3mm,W =120mm,D 取值在0.1~10μm 之 间,Kc 取值在57.8~86.3 MPa·m 1/2 之间,h 介于 0~Lp 之间,Lp=0.816 mm,a=1,F=1.5kN,常 温下α 取值在0.46~0.875之间,C 取值在0.02~0.4 之间,m 取值在2.2~8.6之间,Δσj 取值在888.39~ 1088.53MPa之间,Δσ=5 MPa,k 取值在0~1之 间。当 裂 纹 长 度 2c 为 0.01μm 时,Kop/Kmax = 0.113。将这些参数代入式(12),计算得到不同喷丸 次数下材料的疲劳寿命,见表2。 由表2可知,由式(12)预测模型预测得到的疲 劳寿命与试验值的相对误差在10%以内,说明该模 型较准确,在一定程度上可用于指导制定激光喷丸 材料表面改性工艺。
3 结 论
(1)激 光喷丸能够显著提高TC4钛合金的疲 表2 不同次数激光喷丸后 TC4钛合金高周疲劳寿命的 实测值与模型预测值 Table2 Measuredandpredictedhighcyclefatiguelivesof TC4titaniumalloyafterlasershotpeeningfordifferenttimes 喷丸次数/次 高周疲劳寿命(±5%)/周次 实测值 预测值 相对误差/% 0 171218 182568 6.62 1 289999 286435 1.23 2 317562 341987 7.69 3 567399 553900 2.38 劳强度和疲劳寿命,且疲劳强度和疲劳寿命随着喷 丸次数的增加而增大。 (2)随着喷丸次数的增加,TC4钛合金的高周 疲劳断裂方式由脆性断裂向韧性断裂转变,当喷丸 次数达到3次时,断裂方式完全转变为韧性断裂。 (3)引入抑制参数对 Pairs公式进行修正,建立 了包含晶粒尺寸、残余应力影响深度等参数的激光 103 周晓刚,等:多次激光喷丸作用下 TC4钛合金的疲劳性能及微裂纹扩展预测模型 喷丸疲劳微裂纹扩展预测模型,预测得到的疲劳寿 命与试验值的相对误差在10%以内。
来源：材料与测试网
