許羅鵬,胡石,劉青松,王清遠(yuǎn)

1.中國民用航空飛行學(xué)院 理學(xué)院,廣漢 618307

2. 四川大學(xué) 破壞力學(xué)與工程防災(zāi)減災(zāi)四川省重點實驗室,成都 610065

3.中國民用航空飛行學(xué)院 民航光子與光學(xué)探測重點實驗室,廣漢 618307

4.四川大學(xué) 高分子研究所 高分子材料工程國家重點實驗室,成都 610065

5.浙江冠林機(jī)械有限公司,安吉 313310

6.中國民用航空飛行學(xué)院 民航安全工程學(xué)院,廣漢 618307

7.成都大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,成都 610106

根據(jù)普朗克定律，物體的溫度只要高于絕對溫度，均會向外界輻射能量，其中分布在紅外波段的非可見光具有明顯的溫度效應(yīng)。紅外成像技術(shù)通過探測物體表面紅外輻射光譜信號，實現(xiàn)被測物體實時、全區(qū)域、無損傷的熱耗散測量，在疲勞領(lǐng)域[1-3]已有廣泛應(yīng)用。材料在發(fā)生疲勞斷裂前需長期經(jīng)受循環(huán)載荷作用，該過程可直接引起材料的熱彈性效應(yīng)和熱塑性效應(yīng)，對材料的疲勞熱耗散過程產(chǎn)生影響。在循環(huán)載荷的作用下，材料因損傷累積而發(fā)生疲勞斷裂現(xiàn)象，疲勞熱耗散過程在一定程度上反映疲勞裂紋的萌生、擴(kuò)展和瞬斷過程。隨著紅外成像技術(shù)的成熟，Rosa和Risitano[4]、Fargione等[5]研究人員利用疲勞熱耗散過程預(yù)測材料的疲勞極限，理論上僅需要1根試件即可實現(xiàn)疲勞極限的測量。與基于S-N曲線的傳統(tǒng)疲勞極限確定方法相比，利用紅外成像技術(shù)預(yù)測疲勞極限的方法具有所需試件數(shù)量少和測量時間短等優(yōu)點。Luong[6-7]發(fā)現(xiàn)當(dāng)載荷應(yīng)力增加到一定水平時，材料的疲勞熱耗散過程會發(fā)生突變，由此確定材料的疲勞極限，該方法在測量材料的疲勞極限方面已有大量應(yīng)用[8-9]。

作者在新型鋁鋰合金AA2198超聲疲勞試驗研究[10]中發(fā)現(xiàn)，試件的溫度演化過程明顯分為3個升溫階段：快速升溫階段、緩慢升溫階段和急劇升溫階段，不同升溫過程與疲勞裂紋的萌生、擴(kuò)展和斷裂過程緊密相關(guān)。通過監(jiān)測材料的溫度演化過程實現(xiàn)疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展壽命預(yù)測[11]。大量研究表明[5,12-14]，并非所有材料的疲勞熱耗散過程都具有3個升溫階段，這與材料的微觀晶體結(jié)構(gòu)[15]和加載頻率有關(guān)。疲勞試驗過程中加載頻率[11,16-17]越高，疲勞熱耗散現(xiàn)象越顯著。在高頻疲勞試驗(幾十到幾百赫茲)條件下，疲勞熱耗散過程較為微弱[18]，容易受到外部環(huán)境的影響。本文利用高精度紅外攝像儀對AA2198合金高頻疲勞熱耗散演化過程進(jìn)行研究，比較標(biāo)準(zhǔn)試件和噴丸強化試件疲勞熱耗散過程，發(fā)現(xiàn)AA2198合金疲勞熱耗散演化規(guī)律，探討不同升溫現(xiàn)象形成機(jī)制。

1 研究材料

選用美國Alcoa公司生產(chǎn)的新型鋁鋰合金AA2198棒材，熱處理狀態(tài)為T8。AA2198合金元素構(gòu)成如表1所示，該材料為典型的第三代新型鋁鋰合金[19-20]。前期研究[21]得到AA2198合金的屈服強度為538.9 MPa，抗拉強度為597.4 MPa，具有優(yōu)良的力學(xué)和抗疲勞性能。我國自主研制的C919大飛機(jī)[22]機(jī)身等直段部段和蒙皮大量選用新型鋁鋰合金(2198-T8、2196-T8511、2099-T83和Al-Li-S4-T8等)，鋁鋰合金用量占到飛機(jī)結(jié)構(gòu)總重量的8.8%～9.7%，在保證原有結(jié)構(gòu)強度和功能不變或提升的情況下，實現(xiàn)機(jī)體結(jié)構(gòu)減重。

表1 新型鋁鋰合金AA2198成分(wt%)Table 1 Compositions of new Al-Li alloy AA2198(wt%)

2 試驗方法

疲勞試驗在QBG-100電液伺服高頻疲勞試驗機(jī)上進(jìn)行，振動頻率為100 Hz。圖1為疲勞試件設(shè)計圖。試件設(shè)計為狗骨頭型，最細(xì)部位直徑為5 mm，夾持端直徑為14 mm，兩者之間由光滑圓弧過渡。

圖1 疲勞試件幾何設(shè)計圖Fig.1 Shape and size of fatigue test specimen

疲勞試驗在室溫環(huán)境中進(jìn)行，輸入波形為正弦波，應(yīng)力比R=-1。采用NEC R300型高精度紅外攝像儀對疲勞熱耗散過程進(jìn)行測量，測量精度為0.01 ℃。為提高試件表面的輻射率，利用耐高溫磨砂黑漆對試件表面進(jìn)行噴涂，噴涂后試件表面的輻射率約為0.92[10]。

為減小更換試件對疲勞熱耗散過程的不利影響，疲勞試驗由低應(yīng)力向高應(yīng)力逐次加載。當(dāng)加載應(yīng)力逐次增大時，盡量選用同一試件開展一定循環(huán)周次的疲勞試驗，同期進(jìn)行疲勞熱耗散測量。在低應(yīng)力狀態(tài)下經(jīng)受一定的循環(huán)周次后，試件若未發(fā)生疲勞斷裂，可暫停疲勞試驗和疲勞熱耗散測量；之后增大加載應(yīng)力，開展較高應(yīng)力狀態(tài)下的疲勞熱耗散溫度測量。隨著載荷應(yīng)力的提升，由于受到累積損傷的影響，試件在某一應(yīng)力水平條件下發(fā)生疲勞斷裂。為保證疲勞熱耗散測量結(jié)果的有效性，如果試件發(fā)生疲勞斷裂，需滿足如下測量要求，即要求測量結(jié)果能夠完整反映疲勞熱耗散過程，否則，需要再次開展相同應(yīng)力條件下的疲勞試驗并完成疲勞熱耗散測量。之后，順次開展較高應(yīng)力條件下疲勞熱耗散試驗。為減小相鄰疲勞熱耗散試驗之間的影響，試驗中止后疲勞試驗機(jī)至少停機(jī)20分鐘，同期增加通風(fēng)措施，加快試件熱量耗散。

開展噴丸強化疲勞熱耗散試驗研究，探究噴丸強化對AA2198合金疲勞熱耗散效應(yīng)的影響。在完成試件定型和拋光工藝流程之后，開展噴丸強化處理。噴丸強化選用80#玻璃丸，平均直徑為0.18 mm。在進(jìn)行噴丸強化處理時，玻璃丸的噴射速度約為100 m/s，可在材料表面形成5 kg的噴射壓應(yīng)力；噴口距離試件表面8～12 cm，噴射角度為45°～90°，單根試件噴丸時間約4分鐘。噴丸強化處理后，用耐高溫磨砂黑漆對試件表面進(jìn)行噴涂。噴丸強化試件和標(biāo)準(zhǔn)試件疲勞試驗方法相同。

3 試驗結(jié)果

3.1 標(biāo)準(zhǔn)試件高頻疲勞熱耗散溫度演化規(guī)律

標(biāo)準(zhǔn)試件的疲勞載荷從200 MPa到280 MPa逐次增加，逐次增大幅值為20 MPa。由于受到損傷累積效應(yīng)的影響，在受到從小到大的載荷作用時，有兩根試件發(fā)生了疲勞斷裂。一根試件在240 MPa應(yīng)力條件下1.22×104周次時發(fā)生疲勞斷裂，此前該試件已經(jīng)受了200 MPa應(yīng)力條件下4.28×104周次和220 MPa載荷條件下2.279×105周次；另一根試件的疲勞斷裂發(fā)生在280 MPa，相應(yīng)的疲勞壽命為1.2×103周次，此前已經(jīng)受了260 MPa應(yīng)力條件下4.87×104周次的循環(huán)載荷作用。

圖2為200～280 MPa區(qū)間熱耗散測量結(jié)果。從圖2可以看出，試件溫度隨著循環(huán)周次的增加呈上下波動特征，這在200 MPa較小載荷條件下尤為明顯。200 MPa時試件溫度在26.8～27.7 ℃之間變化(圖2(a))，溫度變化幅值往往小于1 ℃。隨著載荷應(yīng)力的提升，試件在疲勞試驗初期有一個急劇升溫過程(圖2(b)～圖2(d))，其升溫幅值可達(dá)3 ℃；隨后試件溫度在極短的時間內(nèi)下降為上下波動狀態(tài)，試件溫度波動幅值并未隨載荷應(yīng)力的增大有較大提升。研究發(fā)現(xiàn)，出現(xiàn)在疲勞試驗初期的急劇升溫現(xiàn)象不僅在較小的載荷應(yīng)力(220 MPa)條件下出現(xiàn)(圖2(b))，240和260 MPa時也有相似的疲勞熱耗散現(xiàn)象(圖2(c)和圖2(d))。由此可見，疲勞試驗初期的急劇升溫現(xiàn)象具有一定普遍性。與此同時，240 MPa時疲勞試驗共出現(xiàn)兩次急劇升溫現(xiàn)象(圖2(c))，一次出現(xiàn)在疲勞試驗初期，一次出現(xiàn)在試件發(fā)生疲勞斷裂時的1.22×104周次，最高溫度為31.16 ℃，較平均溫度升高了約4 ℃。兩次急劇升溫區(qū)間，消耗了大部分疲勞壽命，試件溫度在27 ℃附近變化。相似地，280 MPa時試件的疲勞斷裂導(dǎo)致測量溫度的急劇升高(圖2(e))。

圖2 不同載荷條件下標(biāo)準(zhǔn)試件疲勞熱耗散測量結(jié)果Fig.2 Fatigue heat dissipation processes on standard specimens under different loading stress conditions

3.2 噴丸強化試件高頻疲勞熱耗散溫度演化規(guī)律

噴丸強化試件的載荷應(yīng)力從200 MPa到260 MPa 逐次增加，增大幅值為10 MPa。經(jīng)受了從200 MPa到250 MPa的疲勞載荷后，試件在260 MPa應(yīng)力條件下3.920×104周次時發(fā)生疲勞斷裂。

圖3為不同載荷條件下噴丸強化試件疲勞熱耗散測量結(jié)果，可以看出，不同應(yīng)力狀態(tài)下試件溫度也呈現(xiàn)上下波動特征。在200～250 MPa之間，噴丸強化試件在疲勞試驗初期未出現(xiàn)急劇升溫現(xiàn)象，僅在較高應(yīng)力狀態(tài)260 MPa時具有明顯的升溫現(xiàn)象，較試件平均溫度升高了1.24 ℃。第二次急劇升溫現(xiàn)象出現(xiàn)在試件發(fā)生疲勞斷裂時，較試件平均溫度升高了3.34 ℃。這與標(biāo)準(zhǔn)試件在疲勞試驗初期普遍存在的急劇升溫現(xiàn)象存在明顯差異。

圖3 不同載荷條件下噴丸強化試件疲勞熱耗散測量結(jié)果Fig.3 Fatigue heat dissipation processes on shot-peening specimens under different loading stress conditions

4 分析和討論

4.1 疲勞熱耗散溫度演化機(jī)制

如前所述，AA2198合金疲勞熱耗散過程呈現(xiàn)出上下波動的溫度變化特征。通過對試驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，200 MPa時，試件溫度分布在26.92～27.68 ℃之間，平均溫度為27.23 ℃；220 MPa時，試件溫度在26.53～28.67 ℃之間，平均溫度為26.96 ℃；240 MPa時，試件溫度在26.67 ℃和31.16 ℃之間變化，平均溫度為27.05 ℃；260 MPa時，試件溫度分布在26.87 ℃和29.31 ℃之間，平均溫度為27.21 ℃；280 MPa時，試件溫度的分布范圍為27.05～78.61 ℃，平均溫度為28.74 ℃。圖4為加載應(yīng)力與標(biāo)準(zhǔn)試件平均溫度和溫度變化幅值之間的關(guān)系，黑色方塊表示試件平均溫度，方塊中心豎直線表示溫度變化幅值，其長度越長表示溫度變化幅值越大。統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，240 MPa時試件的平均溫度較220 MPa有0.09 ℃ 的提升，260 MPa時較240 MPa有0.16 ℃的提升，而280 MPa較260 MPa時的平均溫度提升了1.53 ℃。由此可見，隨著加載應(yīng)力的提升，試件平均溫度有逐次增加的趨勢。與此同時，試件溫度變化幅值也呈現(xiàn)出規(guī)律性增大趨勢。200、220、260 MPa時試件未發(fā)生疲勞斷裂，試件溫度變化幅值分別為0.77、2.14、2.43 ℃，240和280 MPa時試件發(fā)生了疲勞斷裂，試件溫度變化幅值分別為4.48 ℃和28.74 ℃。隨著加載應(yīng)力的提升，試件溫度變化幅值逐次升高，這與發(fā)生了疲勞斷裂試件的溫度變化規(guī)律一致(圖4)。除了疲勞試驗初期或試件發(fā)生疲勞斷裂時出現(xiàn)急劇升溫現(xiàn)象之外，加載應(yīng)力對疲勞熱耗散效應(yīng)的提升作用并不明顯，200～280 MPa區(qū)間范圍內(nèi)試件溫度變化幅值小于1 ℃(圖2)，這與相同材料在超聲疲勞(頻率為20 kHz)試驗條件下具有明顯的升溫現(xiàn)象形成鮮明對比[10-11]。

圖4 不同加載應(yīng)力與標(biāo)準(zhǔn)試件平均溫度和溫度變化幅值關(guān)系Fig.4 Relationships among different stress conditions and average temperature and amplitude of temperature variation on standard specimens

在外載荷作用下試件在極短的時間內(nèi)實現(xiàn)從靜止到振動頻率為100 Hz的狀態(tài)改變，疲勞試驗初期試件溫度的急劇升高即發(fā)生在該階段。隨后，試件在極短的時間內(nèi)達(dá)到熱耗散動態(tài)平衡狀態(tài)，試件溫度呈現(xiàn)出微弱的上下波動特征。在疲勞裂紋形成和快速擴(kuò)展階段，裂紋尖端的塑性變形以及裂紋面之間的碰撞和摩擦釋放大量的熱量，引起裂紋尖端溫度的急劇升高。

疲勞熱耗散溫度演化過程可利用能量轉(zhuǎn)化模型進(jìn)行解釋。在不考慮外界環(huán)境對疲勞試驗過程影響的情況下，疲勞試驗機(jī)的拉-壓循環(huán)載荷能量(EInput)其中一部分轉(zhuǎn)化為試件的機(jī)械能(WOutput)，一部分轉(zhuǎn)化為試件內(nèi)能(UHeat)，還有一部分以疲勞裂紋形核、裂紋尖端塑性形變、裂紋面的碰撞和摩擦(QCrack)釋放出來。也即是，疲勞試驗過程中的能量輸入和輸出應(yīng)保持動態(tài)的平衡狀態(tài)，該過程滿足下列等式：EInput=WOutput+UHeat+QCrack。疲勞試驗初期，試件在極短的時間內(nèi)實現(xiàn)從靜止到高頻加載狀態(tài)，輸入機(jī)械能(EInput)一部分轉(zhuǎn)化為試件的機(jī)械能(WOutput)，還有一部分轉(zhuǎn)化為試件的內(nèi)能(UHeat)，該部分能量通過接觸、對流和熱輻射方式與外界進(jìn)行能量傳輸和交換，其中熱耗散主要反映的是試件的熱輻射過程。疲勞試驗初期出現(xiàn)的急劇升溫現(xiàn)象主要由試件在極短的時間內(nèi)實現(xiàn)從靜止到高頻循環(huán)載荷加載造成的內(nèi)能變化引起的。試件在與周圍環(huán)境進(jìn)行能量傳輸和交換過程中，達(dá)到動態(tài)熱平衡狀態(tài)，疲勞熱耗散過程呈現(xiàn)出上下波動特征。疲勞裂紋的形核和擴(kuò)展可引起大量熱量釋放，從本質(zhì)上講，疲勞熱耗散第二次急劇升溫現(xiàn)象是由外載荷能量輸入(EInput)引起的。加載應(yīng)力越大，系統(tǒng)的能量輸入(EInput)就越大，相應(yīng)的熱輻射現(xiàn)象也就越劇烈。

4.2 噴丸強化對疲勞熱耗散過程的影響

根據(jù)噴丸強化疲勞熱耗散的測量結(jié)果，200 MPa 時，試件溫度分布在26.90～27.66 ℃之間，平均溫度為27.22 ℃；210 MPa時，試件溫度范圍為27.11～28.12 ℃，平均溫度為27.67 ℃；220 MPa時，試件溫度分布在27.26 ℃到28.27 ℃ 之間，平均溫度為27.72 ℃；230 MPa時，試件溫度從27.26 ℃到27.99 ℃變化，平均溫度為27.57 ℃；240 MPa時，試件溫度的分布范圍為26.98～27.70 ℃，平均溫度為27.33 ℃；250 MPa 時，試件溫度在27.05～27.78 ℃之間，平均溫度為27.40 ℃；260 MPa時，試件發(fā)生疲勞斷裂，試件溫度在26.75 ℃和30.62 ℃之間發(fā)生變化，平均溫度為27.28 ℃。圖5為不同加載應(yīng)力與噴丸強化試件平均溫度和溫度變化幅值關(guān)系圖，從圖中可以看出，210 MPa和220 MPa時試件溫度變化幅值最大，為1.01 ℃；240 MPa時試件溫度變化幅值最小，為0.71 ℃；260 MPa時試件平均溫度僅比200 MPa時提升了0.05 ℃。試件平均溫度未隨載荷應(yīng)力的提升有明顯升高。由此可見，加載應(yīng)力未能明顯提高噴丸強化試件的疲勞熱耗散效應(yīng)。與此同時，在疲勞試驗初期，大部分噴丸強化試件升溫幅值小于0.5 ℃，未出現(xiàn)明顯的升溫現(xiàn)象，急劇升溫現(xiàn)象僅出現(xiàn)在260 MPa 較高應(yīng)力狀態(tài)。260 MPa時，除了疲勞試驗初期較試件平均溫度有1.24 ℃的快速升溫之外，試件發(fā)生疲勞斷裂時出現(xiàn)第2次急劇升溫現(xiàn)象，達(dá)到最高溫度30.62 ℃。

圖5 不同加載應(yīng)力與噴丸強化試件平均溫度和溫度變化幅值關(guān)系Fig.5 Relationships among different stress conditions and average temperature and amplitude of temperature variation on shot-peening specimens

根據(jù)測量結(jié)果，在200 MPa和260 MPa之間，試件溫度主要在27 ℃和28 ℃之間變化(圖3)，噴丸強化試件在疲勞試驗過程中的升溫現(xiàn)象并不明顯。大量研究表明[23-25]，噴丸強化可改變鋁合金表層組織結(jié)構(gòu)，在材料近表面形成殘余壓應(yīng)力，有助于提升材料的疲勞性能。Sun等[26]發(fā)現(xiàn)噴丸強化可明顯提高鋁鋰合金2196-T8511表層硬度，在深度約為0.25 mm處形成265.5 MPa的殘余壓應(yīng)力；張杰等[27]采用不同強度噴丸工藝可在鋁鋰合金內(nèi)部形成從450 MPa到550 MPa的殘余壓應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力深度約為0.5～0.7 mm。由此可見，噴丸強化可在鋁鋰合金近表面形成高達(dá)幾百MPa的殘余壓應(yīng)力，該應(yīng)力在疲勞試驗過程中與拉-壓循環(huán)載荷形成合應(yīng)力。當(dāng)加載應(yīng)力較小時，試件近表面應(yīng)力狀態(tài)仍然以壓應(yīng)力為主，在某種程度上起到抑制外部載荷對試件做功。此外，較大的近表面殘余壓應(yīng)力有助于激發(fā)疲勞裂紋的閉合效應(yīng)?；谏鲜龇治?，在較低載荷條件下，噴丸強化試件在疲勞試驗初期沒有出現(xiàn)急劇升溫現(xiàn)象，這可能與噴丸強化在試件近表面形成的殘余壓應(yīng)力有關(guān)。噴丸強化形成的殘余壓應(yīng)力對疲勞裂紋的張開有抑制作用，致使在260 MPa相同應(yīng)力狀態(tài)下標(biāo)準(zhǔn)試件發(fā)生疲勞斷裂時疲勞熱耗散過程比噴丸強化試件更為劇烈，升溫幅值更高。

5 結(jié) 論

1) AA2198合金的高頻疲勞熱耗散現(xiàn)象并不明顯，這與載荷應(yīng)力水平關(guān)系不大。

2) 急劇的疲勞熱耗散現(xiàn)象僅出現(xiàn)在疲勞試驗初期或試件發(fā)生疲勞斷裂時，兩次急劇升溫現(xiàn)象形成機(jī)制不同。

3) 提出了能量轉(zhuǎn)化理論模型，對疲勞熱耗散演化規(guī)律進(jìn)行了合理解釋。

4) 噴丸強化形成的殘余壓應(yīng)力對疲勞熱耗散效應(yīng)具有一定的抑制作用。