吳小燕，湯 洋，葛茂忠，郭小軍，張永康，馬艷東

(1.中國(guó)航發(fā)南方工業(yè)有限公司，湖南 株洲 412002；2.廣東工業(yè)大學(xué) 廣東省海洋能源裝備先進(jìn)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510006；3.廣東鐳奔激光科技有限公司，廣東 佛山 528200；4.江蘇理工學(xué)院 材料工程學(xué)院，江蘇 常州 213001；5.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南 株洲 412002)

0 引言

表面處理工藝(如機(jī)械噴丸和激光沖擊處理)能夠在不改變零件材料和結(jié)構(gòu)的前提下,通過(guò)在材料的近表層引入殘余壓應(yīng)力來(lái)消除零件加工或使用過(guò)程中的不利因素,從而改善發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵零部件的疲勞性能。與機(jī)械噴丸相比,激光沖擊處理能產(chǎn)生更深的殘余壓應(yīng)力層故而備受關(guān)注[1]。激光沖擊處理采用高能脈沖激光穿過(guò)透明約束介質(zhì)照射到靶材表面的燒蝕涂層,受影響區(qū)域迅速升溫并產(chǎn)生高壓等離子體,等離子體膨脹由于受到約束層限制會(huì)產(chǎn)生沖擊波并向材料內(nèi)部傳播,使靶材表面發(fā)生塑性變形進(jìn)而產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力[2]。然而,研究表明:通過(guò)某種手段在零部件表面獲得的殘余壓應(yīng)力暴露在熱載荷條件下會(huì)發(fā)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象[3],這會(huì)導(dǎo)致零部件表層獲得的增益效果顯著降低。

本文以TC4鈦合金為研究對(duì)象,基于塑性變形機(jī)制以及蠕變變形理論建立了一種可用于預(yù)測(cè)激光沖擊處理引起的殘余應(yīng)力分布以及高溫下殘余應(yīng)力松弛的有限元模型,并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的有效性。最后探討了高溫下激光沖擊TC4試樣殘余應(yīng)力松弛機(jī)理。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為環(huán)軋TC4鈦合金毛坯,其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為3.7%V、4.5%C、9.1%Br和Ti余量,力學(xué)性能如表1所示。利用線切割機(jī)床從環(huán)軋毛坯上切取30 mm×35 mm×10 mm的矩形塊,采用400#～1 200#金相砂紙去除試樣表面毛刺和劃痕,隨后使用金剛石拋光劑和拋光布對(duì)試樣進(jìn)行拋光處理,最后用無(wú)水乙醇溶液清洗試樣表面,冷風(fēng)吹干。

表1 室溫下TC4鈦合金力學(xué)性能

1.2 激光沖擊處理試驗(yàn)

使用PROCUDO200激光噴丸系統(tǒng)對(duì)TC4鈦合金試樣表面進(jìn)行單次強(qiáng)化處理,激光掃描路徑如圖1(a)所示。加工參數(shù)如下:激光能量為6 J,光斑直徑為2.5 mm,脈沖寬度為20 ns。約束層和吸收層分別使用1 mm～2 mm厚的流動(dòng)水簾和0.1 mm厚的黑膠帶。實(shí)際強(qiáng)化效果如圖1(b)所示。

圖1 激光掃描路徑和實(shí)際強(qiáng)化效果

1.3 熱松弛試驗(yàn)

采用SX-G08133箱式爐進(jìn)行熱松弛試驗(yàn)。保溫溫度設(shè)定為550 ℃,加熱速度為20 ℃/min。分別保溫5 min、10 min、20 min、30 min和60 min后,取出試樣隨后空冷。

1.4 殘余應(yīng)力測(cè)量

采用XL-640型X射線應(yīng)力儀測(cè)量激光沖擊TC4鈦合金后沿深度方向的殘余應(yīng)力以及熱松弛后的表面殘余應(yīng)力。使用XF-1型電解拋光機(jī)及飽和NaCl電解液沿試樣深度逐層拋光,每層電解拋光的深度為0.1 mm。應(yīng)力測(cè)量方法選擇側(cè)傾固定Ψ法。X射線源為CuKα,X射線光束直徑為2 mm,衍射晶面為213晶面。X光電管的電壓為26 kV,電流為8 mA。

2 數(shù)值模擬

2.1 材料的本構(gòu)模型

采用簡(jiǎn)化的無(wú)熱效應(yīng)的Johnson-Cook(J-C)模型定義激光沖擊過(guò)程中材料的彈塑性行為,表達(dá)式如下:

(1)

對(duì)于回彈分析以及隨后的熱松弛分析,通常發(fā)生在準(zhǔn)靜態(tài)或穩(wěn)態(tài)條件下,因此,采用各向同性塑性形式的溫度相關(guān)準(zhǔn)靜態(tài)真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)(如圖2所示)來(lái)進(jìn)行接下來(lái)的分析。

圖2 應(yīng)變速率為1 s-1時(shí)TC4鈦合金在不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

在熱松弛分析中,考慮所有應(yīng)力狀態(tài)的雙曲正弦Arrhenius-type本構(gòu)方程適用于早期蠕變,因此,本文將雙曲正弦Arrhenius-type本構(gòu)方程用于熱松弛階段的數(shù)值模擬,其表達(dá)式為[4]:

(2)

然而,現(xiàn)有文獻(xiàn)中針對(duì)TC4鈦合金短期蠕變模型僅有文獻(xiàn)[5],所以本文基于上述文獻(xiàn)中試驗(yàn)數(shù)據(jù)構(gòu)建了一組新的雙曲正弦Arrhenius模型系數(shù),以描述550 ℃下的早期蠕變,相關(guān)系數(shù)如表2所示。

表2 雙曲正弦Arrhenius模型系數(shù)

2.2 有限元模型

建立如圖3所示的四分之一有限元模型。加載區(qū)域的網(wǎng)格尺寸細(xì)化為0.1 mm×0.1 mm×0.5 mm,其它區(qū)域的網(wǎng)格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm,每個(gè)單元被賦予實(shí)體單元類型(即C3D8R),這是具有簡(jiǎn)化積分和沙漏控制的8節(jié)點(diǎn)線性元素。熱松弛模擬則采用一個(gè)耦合溫度-位移的8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元類型(即C3D8RT),具有完整或縮減積分和沙漏控制。本試驗(yàn)所用激光束其內(nèi)部能量在空間上呈近似三維平頂空間分布(如圖4所示),沖擊波壓力隨時(shí)間的變化曲線如圖5所示。在熱松弛有限元分析中,首先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱機(jī)械分析,這一過(guò)程有限元分析中時(shí)間不起作用[4],因此我們?cè)O(shè)置這一過(guò)程時(shí)間步長(zhǎng)為20 ns。在隨后的粘塑性分析中,則與步進(jìn)時(shí)間密切相關(guān),因此將其設(shè)置成與保溫時(shí)間一致。

圖3 激光沖擊和熱松弛模擬的三維有限元模型

圖4 激光束內(nèi)部能量歸一化壓力空間分布

圖5 沖擊波歸一化壓力隨時(shí)間變化曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 激光沖擊過(guò)程有限元模型驗(yàn)證

激光沖擊后三維殘余應(yīng)力分布云圖如圖6所示。從圖6中的預(yù)測(cè)結(jié)果可以看出:在模型上表面受沖擊區(qū)域形成-340.3 MPa的殘余壓應(yīng)力,而在沖擊區(qū)域的下方出現(xiàn)殘余拉應(yīng)力,這是由于各種應(yīng)力波在材料中相互作用進(jìn)而引起的反向屈服效應(yīng)。

圖6 激光沖擊后三維殘余應(yīng)力云圖

沿Z軸提取深度方向的殘余應(yīng)力,并與實(shí)際測(cè)量值進(jìn)行比較,結(jié)果如圖7所示。最大表面殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)在激光光斑中心位置,模擬結(jié)果約為-340.3 MPa,而實(shí)際測(cè)量結(jié)果約為-356.5 MPa。造成該差異的原因可能是預(yù)處理導(dǎo)致應(yīng)力的疊加。受沖擊區(qū)域形成約200 μm深度的殘余應(yīng)力層,超過(guò)該層,出現(xiàn)殘余拉應(yīng)力。

圖7 激光沖擊后模擬和試驗(yàn)獲得的沿深度方向殘余應(yīng)力分布

采用相關(guān)系數(shù)(R)和平均相對(duì)誤差(Δ)驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。激光沖擊后模擬和試驗(yàn)殘余應(yīng)力的相關(guān)性如圖8所示,從圖8可以看出,試驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)之間的相關(guān)系數(shù)R=0.977,表明模擬結(jié)果和實(shí)際測(cè)量結(jié)果呈正線性相關(guān)。Δ是衡量模型可預(yù)測(cè)性的無(wú)偏統(tǒng)計(jì),可表示為:

圖8 激光沖擊后模擬和試驗(yàn)殘余應(yīng)力的相關(guān)性

(3)

其中:σexp和σsim分別為試驗(yàn)殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)和模擬殘余應(yīng)力數(shù)據(jù);N為數(shù)據(jù)的數(shù)量。Δ值越小則表明模型性能越好,根據(jù)試驗(yàn)和模擬獲得殘余應(yīng)力結(jié)果計(jì)算得到Δ=35%。

基于上述分析,激光沖擊模擬結(jié)果與試驗(yàn)獲得結(jié)果吻合良好。出現(xiàn)微小差異可能是由于試驗(yàn)測(cè)量誤差、網(wǎng)格尺寸效應(yīng)以及材料本構(gòu)模型的參數(shù)所致。

3.2 高溫下的殘余應(yīng)力松弛行為

為了進(jìn)一步分析高溫下TC4鈦合金表面殘余應(yīng)力松弛機(jī)制,提取光斑中心A點(diǎn)(如圖3所示)的模擬結(jié)果來(lái)表示激光沖擊后TC4合金表面殘余應(yīng)力釋放過(guò)程,如圖9所示。從圖9中可以看出,在保溫初期,殘余應(yīng)力迅速降低;在550 ℃下保溫5 min后,表面殘余應(yīng)力從原來(lái)的-340.3 MPa降到了-232.5 MPa,松弛了-107.8 MPa,松弛率達(dá)到31.7%;隨后,表面殘余應(yīng)力的釋放速率進(jìn)入過(guò)渡階段,并最終趨于穩(wěn)定。保溫60 min后,表面殘余應(yīng)力為-205.8 MPa。與試驗(yàn)結(jié)果相比,二者的變化趨勢(shì)吻合良好。

圖9 550 ℃下表面殘余應(yīng)力隨不同保溫時(shí)間的變化

熱松弛試驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)之間的相關(guān)系數(shù)R=0.98,平均相對(duì)誤差Δ=7.1%。因此,基于雙曲正弦Arrhenius-type本構(gòu)方程的有限元模型對(duì)于預(yù)測(cè)TC4鈦合金經(jīng)激光沖擊后殘余應(yīng)力熱松弛是有效的。二者之間的微小差異可能是雙曲正弦Arrhenius-type本構(gòu)方程的模型系數(shù)估算、模型的網(wǎng)格尺寸效應(yīng)和測(cè)量誤差所致。殘余應(yīng)力熱松弛可能與等溫退火期間塑性變形層的熱回復(fù)過(guò)程與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶有關(guān)[6]。

4 結(jié)論

本文基于塑性變形機(jī)制以及蠕變變形理論,建立了一種用于預(yù)測(cè)激光沖擊后TC4鈦合金表面殘余應(yīng)力在特定溫度下的熱松弛行為的有限元模型,并對(duì)模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,得出如下結(jié)論:

(1) 本研究中開(kāi)發(fā)的基于雙曲正弦 Arrhenius-type本構(gòu)方程的模型能準(zhǔn)確有效地預(yù)測(cè)激光沖擊TC4殘余應(yīng)力熱松弛行為。

(2) 550 ℃下,激光沖擊TC4鈦合金表面殘余應(yīng)力初期隨保溫時(shí)間延長(zhǎng)而迅速降低;隨后,表面殘余應(yīng)力的釋放進(jìn)入過(guò)渡階段,最終趨于穩(wěn)定。

(3) 殘余應(yīng)力熱松弛與等溫退火期間塑性變形層的熱回復(fù)過(guò)程與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶有關(guān)。