第四代、第五代戰(zhàn)斗機(jī)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉盤等部件在工作時(shí)需長(zhǎng)期承受高溫、高壓及高應(yīng)力作用，因此對(duì)用于制造發(fā)動(dòng)機(jī)葉盤等零部件的材料性能提出了較高的要求[1]。TC11屬于雙相鈦合金，具有密度低、比強(qiáng)度高、耐腐蝕、耐高溫等優(yōu)良特性，被廣泛用于制造葉盤、葉片、鼓筒以及飛機(jī)結(jié)構(gòu)件等[2]。

在服役過(guò)程中，葉片在交變載荷及振動(dòng)載荷等作用下,經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)疲勞斷裂等問(wèn)題。在不改變基體材料性能的前提下,采用表面強(qiáng)化技術(shù)是提高材料抗疲勞性能的重要途徑。激光沖擊強(qiáng)化(Laser shock peening, LSP)技術(shù)是一種通過(guò)沖擊波提升材料表面性能的新型表面強(qiáng)化技術(shù)[3],其強(qiáng)化過(guò)程不受工件幾何結(jié)構(gòu)的限制,可實(shí)現(xiàn)對(duì)材料性能指標(biāo)的精確控制。在沖擊波的作用下,金屬材料表層發(fā)生高應(yīng)變率塑性變形,形成硬化層,在激光能量、吸收層和激光光斑等因素的影響下,材料表面塑性變形影響表面殘余應(yīng)力分布。 Sun等[4]利用 LSP技術(shù)將2319鋁合金表面的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力,并且殘余應(yīng)力深度大約為 0.8mm,這有利于降低裂紋的萌生和擴(kuò)展。 Akhtar等[5]通過(guò)正交試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),松弛速率依賴于晶粒尺寸,且隨晶粒尺寸的增加而增大。自從茍磊等[6]運(yùn)用Abaqus有限元軟件對(duì)沖擊波在 2024-T351鋁合金內(nèi)的傳播行為展開(kāi)分析后,采用多點(diǎn)連續(xù)動(dòng)態(tài)沖擊仿真策略的數(shù)值模擬技術(shù)便成為研究 LSP的一種有效手段。趙鵬等[7]利用 Abaqus有限元軟件分析溫度對(duì)高溫壓彎蠕變的影響,經(jīng) 700℃處理 600 s后, TC4鈦合金的殘余應(yīng)力已經(jīng)降低到趨于穩(wěn)定的極限值。LSP后在材料表面形成的殘余壓應(yīng)力抑制了表面裂紋的萌生和擴(kuò)展,從而延長(zhǎng)了疲勞壽命。然而殘余應(yīng)力場(chǎng)在整個(gè)疲勞壽命期間并不穩(wěn)定,殘余應(yīng)力在溫度、循環(huán)載荷以及振動(dòng)載荷等各種作用下會(huì)松弛和重新分布[8]。開(kāi)展 LSP對(duì)TC11鈦合金試件的應(yīng)力松弛特性研究,對(duì)該合金的性能強(qiáng)化及工程應(yīng)用具有重要意義。

本文通過(guò)有限元數(shù)值模擬方法,研究了 LSP參數(shù)對(duì)TC11鈦合金應(yīng)力松弛過(guò)程的影響,分析不同沖擊參數(shù)和溫度條件下的應(yīng)力松弛機(jī)理,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

1、試驗(yàn)及數(shù)值模擬

1.1試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為 TC11鈦合金,尺寸為 20 mm×20 mm×4 mm,化學(xué)成分見(jiàn)表 1。屈服強(qiáng)度 σ0.2=991 MPa,抗拉強(qiáng)度 σb=1102 MPa,彈性模量 E=123 GPa,泊松比 ν=0.3。

表1 TC11鈦合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

Ti	Al	Mo	Zr	Si	Fe	O	N	C	H	V
余量	6.65	3.36	1.64	0.28	0.14	0.147	0.004	0.011	<0.0006	4.05

1.2試驗(yàn)方案

LSP試驗(yàn)采用 SGR Extra-20 Nd: YAG Q-Switched激光器,選用厚度為 2 mm均勻流動(dòng)的去離子水作為約束層,選擇 100 μm厚的黑膠帶作為吸收保護(hù)層,脈沖激光能量為 8 J,激光波長(zhǎng)為 1064 nm,激光脈寬為 20 ns,重復(fù)頻率為 1 Hz,激光光斑直徑為 3 mm,光斑的搭接率為50%。采用 KSL-1700X-A2型高溫爐對(duì) LSP后的試樣進(jìn)行應(yīng)力松弛,并在同一位置測(cè)量樣品的表面殘余應(yīng)力。

1.3殘余應(yīng)力檢測(cè)

采用基于 sin2ψ法的 Proto-LXDR應(yīng)力測(cè)量系統(tǒng)對(duì)殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)試。 X射線源為 Cu-Kα射線, X射線束直徑為 1 mm,衍射晶面為 {213},衍射角的掃描角范圍為 142°。測(cè)試應(yīng)力方向與測(cè)量系統(tǒng)的 ψ平面平行。

1.4數(shù)值模擬方法

1.4.1有限元模型及計(jì)算參數(shù)

采用有限元分析軟件 Abaqus對(duì) TC11鈦合金進(jìn)行 LSP和應(yīng)力松弛模擬。TC11鈦合金靶材尺寸為 20 mm×20 mm×4 mm,單元類型為 C3D8R,單元尺寸為 0.125 mm×0.125 mm×0.08 mm。激光沖擊路徑和劃分網(wǎng)格后的有限元模型如圖 1所示。

1.4.2材料本構(gòu)模型及其參數(shù)

Johnson-Cook模型在 LSP中被廣泛使用[9],該模型可以用來(lái)描述金屬材料在短脈沖、高載荷作用下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)。在 Johnson-Cook模型中,流動(dòng)應(yīng)力被分為 3個(gè)不相關(guān)的部分:應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化和高溫軟化。 Johnson-Cook模型表示為

式中, σ為材料中的流動(dòng)應(yīng)力; ṁε為等效塑性應(yīng)變率; ṁε0為參考塑性應(yīng)變率; A、B和 n為硬化系數(shù); C為應(yīng)變率敏感系數(shù); Tr為室溫; Tm為熔點(diǎn); m為熱軟化指數(shù)。

基于應(yīng)力松弛極限和時(shí)間硬化理論的 Maxwell模型可以準(zhǔn)確描述合金的松弛行為[10],該模型表述為

式中, σ'為瞬時(shí)應(yīng)力; σ0為初始應(yīng)力; t為任意松弛時(shí)刻; Ai和 Bi為擬合參數(shù); m'為時(shí)間硬化指數(shù); i、j為多項(xiàng)式次數(shù)。

1.4.3沖擊波模型及其參數(shù)

沖擊波在約束模型下的峰值壓力估算公式為[11]

式中, Pmax為峰值壓力, GPa; α為內(nèi)能與熱能比值,取0.25; Z為約束層材料和靶材之間的沖擊波聲阻抗, g·cm-2·s-1; Z1、Z2分別為靶材和約束層水的聲阻抗值; I0為激光功率密度, GW·cm-2,計(jì)算公式為

式中, γ為等離子體的等熵指數(shù),通常取 0.7; d為光斑直徑, mm; E為激光能量, J; τ為激光脈寬, τ=20 ns。

當(dāng)激光輻射到材料表面時(shí),其有效輻照面積與光斑大小有直接關(guān)系,沖擊壓力的空間分布狀態(tài)與材料表面沖擊效果有關(guān)。 Zhang等[12]認(rèn)為,激光功率密度的空間分布與激光沖擊波壓力的空間分布規(guī)律基本一致,因此沖擊壓力的空間呈高斯分布,其表達(dá)式為

式中, P為瞬時(shí)壓力, GPa; r為光斑內(nèi)某一點(diǎn)到光斑中心的距離; R為光斑半徑。光斑內(nèi)任意一點(diǎn)的激光功率密度和沖擊波壓力與該點(diǎn)到光斑中心的距離呈負(fù)相關(guān),其空間分布狀態(tài)如圖 2所示。

2、仿真結(jié)果及分析

2.1功率密度對(duì)應(yīng)力松弛的影響

在光斑直徑 3 mm、搭接率 50%、沖擊次數(shù) 1、應(yīng)力松弛溫度 573 K、時(shí)間 7200 s條件下,研究不同激光功率密度對(duì)沖擊效果和應(yīng)力松弛的影響,選取激光功率密度 5.09 GW/cm²、6.36 GW/cm²、7.64 GW/cm²和 8.91 GW/cm²進(jìn)行模擬,圖 3為殘余應(yīng)力提取點(diǎn)。

應(yīng)力松弛過(guò)程中深度方向上的殘余應(yīng)力隨時(shí)間的變化如圖 4所示。 LSP過(guò)程中,材料表面發(fā)生塑性變形,該塑性變形受到材料內(nèi)部反作用力的約束,二者相互作用下,塑性變形區(qū)域產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力,與材料內(nèi)部的拉應(yīng)力共同構(gòu)成沿深度方向分布的殘余應(yīng)力場(chǎng)。從圖 4可以看出,材料內(nèi)部的拉應(yīng)力區(qū)域厚度隨著時(shí)間的增加逐漸降低,表面的塑性變形向彈性變形轉(zhuǎn)化,導(dǎo)致殘余壓應(yīng)力降低,形成應(yīng)力松弛。當(dāng)應(yīng)力松弛進(jìn)行到 1730 s后,材料內(nèi)部的拉應(yīng)力厚度不再明顯降低,殘余應(yīng)力趨近應(yīng)力松弛極限。

圖 5為 P′點(diǎn)在不同功率密度下,壓應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。可以看出,在 5000 s內(nèi)殘余壓應(yīng)力逐漸降低,5000 s后達(dá)到松弛極限。當(dāng)功率密度由 5.09 GW/cm2增加至 8.91 GW/cm2,應(yīng)力松弛極限由 109.5 MPa提升到 159.5 MPa。當(dāng)功率密度由 7.64 GW/cm2提高到 8.91 GW/cm2,應(yīng)力松弛極限提升幅度僅為 8.06%,達(dá)到飽和。為了更深人地分析功率密度對(duì)應(yīng)力松弛的影響,將壓應(yīng)力-時(shí)間曲線進(jìn)行微分,得到不同功率密度下應(yīng)力松弛速率隨時(shí)間的變化關(guān)系,如圖 6所示。應(yīng)力松弛可分為兩個(gè)階段,第 1階段內(nèi)殘余應(yīng)力快速下降,為應(yīng)力松弛的主要階段,但應(yīng)力松弛速率不同。隨著初始?xì)堄鄩簯?yīng)力的增加,其應(yīng)力松弛速率的絕對(duì)值也逐漸增大,殘余壓應(yīng)力的釋放速度更快。1700 s后為第 2階段,應(yīng)力松弛速率的絕對(duì)值快速降低到 0.03 MPa/s以內(nèi),在這一階段殘余壓應(yīng)力以緩慢的速度釋放,不同功率密度下的應(yīng)力松弛速率曲線逐漸重合，以相同的趨勢(shì)逐漸降低,在5000 s時(shí),應(yīng)力松弛速率都趨近 0,殘余壓應(yīng)力達(dá)到松弛極限。

2.2沖擊次數(shù)對(duì)應(yīng)力松弛的影響

在光斑直徑 3 mm、搭接率 50%、激光功率密度 5.09 GW/cm2、應(yīng)力松弛溫度 573 K、時(shí)間 7200 s條件下,比較沖擊次數(shù)對(duì)應(yīng)力松弛的影響。如圖 7所示,不同沖擊次數(shù)的應(yīng)力松弛過(guò)程與圖 5中殘余壓應(yīng)力的變化趨勢(shì)一致,應(yīng)力松弛極限由 109.5 MPa提升到 145.0 MPa。隨著沖擊次數(shù)增加,產(chǎn)生的反向稀疏波使表面塑性變形降低，導(dǎo)致表面殘余壓應(yīng)力更早地達(dá)到飽和狀態(tài)。因此，增加功率密度對(duì)提升材料表面殘余壓應(yīng)力的效果更好。圖 8中應(yīng)力松弛速率的絕對(duì)值也在 1700 s時(shí)開(kāi)始第 2階段的變化,此時(shí)的應(yīng)力松弛速率絕對(duì)值同樣降低到 0.03 MPa/s。沖擊 3 次、功率密度 6.36 GW/cm2的表面殘余壓應(yīng)力的應(yīng)力松弛量和應(yīng)力松弛速率均保持一致,這說(shuō)明應(yīng)力松弛過(guò)程與晶粒細(xì)化程度相關(guān)。晶粒尺寸隨著沖擊次數(shù)和功率密度的增加而減小,塑性變形逐漸增強(qiáng),LSP后的表面殘余壓應(yīng)力增加[13-14],但在應(yīng)力松弛過(guò)程中,晶粒尺寸在高溫作用下逐漸增大導(dǎo)致表面殘余壓應(yīng)力降低到應(yīng)力松弛極限[15-16]。LSP后的晶粒細(xì)化程度越高,松弛后的應(yīng)力松弛極限和應(yīng)力松弛速率的絕對(duì)值也高。

2.3溫度對(duì)應(yīng)力松弛的影響

在光斑直徑 3 mm、搭接率 50%、應(yīng)力松弛時(shí)間 7200 s、激光功率密度 6.36 GW/cm2、沖擊次數(shù) 1 次的條件下,比較不同溫度對(duì)應(yīng)力松弛的影響,如圖 9所示。可以看出,在表面殘余壓應(yīng)力相同的情況下,隨著溫度的升高,應(yīng)力松弛極限由 132.2 MPa逐漸降低到 104.3 MPa。并且在相同的溫度梯度差下,應(yīng)力松弛極限的降低幅度逐漸減小。應(yīng)力松弛速率隨時(shí)間的變化如圖 10 所示，隨著時(shí)間的增加，各溫度下應(yīng)力松弛速率均呈現(xiàn)降低的趨勢(shì)。

對(duì)比圖 6 和 8 可知,功率密度和沖擊次數(shù)只能影響初始應(yīng)力松弛速率，無(wú)法縮短應(yīng)力松弛時(shí)間。這一結(jié)果與不同溫度下位錯(cuò)的遷移率有關(guān)[17-18],隨著溫度的升高，材料內(nèi)原子內(nèi)能越高，更多的滑移系被激活，削弱了裂紋尖端與位錯(cuò)的相互作用，有利于位錯(cuò)的滑移、攀移及原子擴(kuò)散過(guò)程，所以溫度越高應(yīng)力松弛量越大，應(yīng)力松弛越快。LSP后表面發(fā)生塑性變形導(dǎo)致應(yīng)力分布不均勻，但在應(yīng)力松弛過(guò)程中溫度的作用下，晶粒尺寸和晶粒之間的應(yīng)力趨向均勻分布。因此，殘余壓應(yīng)力在第 1 階段急劇減小，第 2 階段內(nèi)位錯(cuò)平緩運(yùn)動(dòng)，殘余壓應(yīng)力緩慢釋放。

3、試驗(yàn)結(jié)果及分析

為驗(yàn)證有限元模擬的準(zhǔn)確性,設(shè)計(jì)并制備了與模擬模型尺寸相同的試件進(jìn)行驗(yàn)證。試驗(yàn)所用激光功率密度為 5.09 GW/cm2,分別沖擊 1 次和 3 次,應(yīng)力松弛溫度為 573 K。圖 11 為單點(diǎn)沖擊 3 次后凹坑的輪廓曲線，LSP后形成 29 μm 的凹坑，與仿真凹坑深度 30.8 μm 相比,相對(duì)誤差為 6.21%。圖 12 為 LSP 和應(yīng)力松弛的試件在深度方向上的顯微硬度，應(yīng)力松弛主要發(fā)生在距表面 0.4 mm 內(nèi)的塑性區(qū)域，應(yīng)力松弛過(guò)程削弱了 LSP 試件的塑性變形，并使細(xì)化后的晶粒尺寸增加，從而導(dǎo)致顯微硬度顯著降低。圖 13 和 14 分別為 LSP 和應(yīng)力松弛后試件在表面和深度方向上殘余應(yīng)力的試驗(yàn)和仿真結(jié)果。經(jīng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對(duì)比可知，各位置處有限元模擬值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，誤差均小于 5%，說(shuō)明本文的有限元模型可以模擬 LSP 和應(yīng)力松弛過(guò)程。

4、結(jié)論

(1)在應(yīng)力松弛過(guò)程中,深度方向上殘余應(yīng)力場(chǎng)的厚度先迅速減小，然后隨著殘余應(yīng)力的釋放，松弛速率逐漸降低，表面壓應(yīng)力趨近應(yīng)力松弛極限。

(2)在 573 K 條件下提高功率密度和沖擊次數(shù)均可提升應(yīng)力松弛極限和應(yīng)力松弛速度，且應(yīng)力松弛極限增加到一定閾值后不再變化。增加功率密度對(duì)應(yīng)力松弛極限的提高效果更好。不同條件下 LSP 后的表面殘余壓應(yīng)力相同，松弛后應(yīng)力松弛極限和松弛速率曲線變化趨勢(shì)一致，應(yīng)力松弛效果取決于 LSP 后的晶粒細(xì)化程度。

(3)應(yīng)力松弛速度隨著溫度的升高而加快,應(yīng)力松弛極限隨溫度升高而減小，溫度升高顯著縮短了應(yīng)力松弛第 1 階段的時(shí)間，且不受功率密度和沖擊次數(shù)的影響。

參考文獻(xiàn)

[1]陸楷楠,陳偉,趙振華,等.激光沖擊強(qiáng)化對(duì)TC11抗外物損傷能力的影響[J].中國(guó)表面工程,2022,35(3):184-190.

[2]沈淑馨,高旭,何蓓,等.顯微組織對(duì)激光增材制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)用鈦合金室溫及中溫拉伸性能的影響[J].航空科學(xué)技術(shù),2022,33(9):66-76.

[3]喬紅超,胡憲亮,趙吉賓,等.激光沖擊強(qiáng)化的影響參數(shù)與發(fā)展應(yīng)用[J].表面技術(shù),2019,48(12):1-9,53.

[4] SUN R J, LI L H, ZHU Y, et al. Microstructure, residual stress and tensile properties control of wire-arc additive manufactured 2319 aluminum alloy with laser shock peening[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2018, 747:255-265.

[5] AKHTAR M K, KHWAJA F A, BUTT M Z. Effect of grain size on the stress-relaxation rate in Ti-6.5 at% Nb alloy crystals[J]. Physica Status Solidi,1994,143(1):59-63.

[6]茍磊,馬玉娥,杜永.多點(diǎn)連續(xù)動(dòng)態(tài)激光沖擊強(qiáng)化殘余應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2019,34(12):2738-2744.

[7]趙鵬,吳為,付雪松,等.TC4鈦合金L型材高溫彎曲蠕變的數(shù)值模擬研究[J].稀有金屬材料與工程,2022,51(1):211-216.

[8]陳源,李淑慧,李永豐,等.TA15鈦合金應(yīng)力松弛行為宏微耦合本構(gòu)建模[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2022,58(12):64-74.

[9] CHEN M,NIU Q L,AN Q L,et al. Johnson-Cook constitutive equation for titanium alloy TC11[J]. Key Engineering Materials, 2013, 589-590:140-146.

[10] CUI X X, WU X D, WAN M, et al. A novel constitutive model for stress relaxation of Ti-6Al-4V alloy sheet[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2019,161:105034.

[11] FABBRO R, FOURNIER J, BALLARD P, et al. Physical study of laser-produced plasma in confined geometry[J]. Journal of Applied Physics,1990,68(2):775-784.

[12] ZHANG W W, LAWRENCE YAO Y. Microscale laser shock processing-Modeling, testing, and microstructure characterization[J].Journal of Manufacturing Processes,2001,3(2):128-143.

[13] NIE X F,HE W F, ZANG S L,et al. Effect study and application to improve high cycle fatigue resistance of TC11 titanium alloy by laser shock peening with multiple impacts[J]. Surface and Coatings Technology,2014,253:68-75.

[14]陳正閣,武永麗,薛全喜,等.激光沖擊強(qiáng)化對(duì)片層TC11鈦合金組織和性能的影響[J].表面技術(shù),2022,51(7):343-352.

[15] SEMIATIN S L, BIELER T R. The effect of alpha platelet thickness on plastic flow during hot working of Ti-6Al-4V with a transformed microstructure[J]. Acta Materialia,2001,49(17):3565-3573.

[16] HO K C, LIN J, DEAN T A. Modelling of springback in creep forming thick aluminum sheets[J]. International Journal of Plasticity,2004,20(4-5):733-751.

[17]羅經(jīng)鋒.TC4鈦合金薄板高溫應(yīng)力松弛與蠕變行為研究[D].上海:上海交通大學(xué),2019.

[18] ZONG Y Y, LIU P, GUO B, et al. Investigation on high temperature short-term creep and stress relaxation of titanium alloy[J].Materials Science and Engineering: A,2015,620:172-180.

（注，原文標(biāo)題：激光沖擊強(qiáng)化對(duì)TC11鈦合金應(yīng)力松弛特性的影響）

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tag標(biāo)簽:TC11鈦合金,激光沖擊強(qiáng)化

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