激光噴丸強(qiáng)化對(duì)半圓孔件疲勞壽命的影響

章 艷，張興權(quán)，左立生，周 煜，段士偉，黃志來

(安徽工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002)

激光噴丸強(qiáng)化是一種新穎的抗疲勞制造技術(shù)，它是利用強(qiáng)激光誘導(dǎo)的沖擊波作用于材料表面，使受沖擊區(qū)域材料的表層發(fā)生塑性屈服，晶粒細(xì)化，產(chǎn)生高密度位錯(cuò)，并伴有殘余壓應(yīng)力的產(chǎn)生，從而提高材料的抗疲勞、抗腐蝕和抗磨損性能等［1-3］.與傳統(tǒng)的表面處理工藝相比，如機(jī)械噴丸、滾壓強(qiáng)化等，激光噴丸技術(shù)具有易于精確控制、非接觸、無污染和形成的殘余壓應(yīng)力層較深等獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)［4-5］，因而在航空航天、鐵路運(yùn)輸、汽車制造、核工業(yè)等領(lǐng)域有著廣闊的應(yīng)用前景.目前，國內(nèi)外學(xué)者已對(duì)激光噴丸強(qiáng)化提高緊固孔試件疲勞壽命進(jìn)行了大量的研究.YANG等［6］研究了激光沖擊強(qiáng)化對(duì)2024-T3鋁合金上緊固孔和止裂孔疲勞壽命的影響，研究結(jié)果表明，激光沖擊強(qiáng)化顯著提高了帶有緊固孔和止裂孔鋁合金的疲勞壽命.曹子文等［7］采用雙聯(lián)無傳遞載荷的狗骨型試樣研究了激光沖擊強(qiáng)化對(duì)7050鋁合金緊固孔疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)激光沖擊強(qiáng)化后緊固孔的疲勞壽命比未強(qiáng)化緊固孔的疲勞壽命提高了1.5倍.與緊固孔一樣，半圓形孔在結(jié)構(gòu)件中有著廣泛應(yīng)用，如鍵槽兩端、棘輪的槽端部等，然而，目前針對(duì)激光噴丸強(qiáng)化對(duì)半圓孔件疲勞壽命影響的研究還鮮見報(bào)道.

本文利用強(qiáng)激光對(duì)7075-T6鋁合金板料上半圓孔邊緣的端面同時(shí)進(jìn)行雙面沖擊處理，測(cè)定處理區(qū)域表面的殘余應(yīng)力，并與未噴丸處理的試樣進(jìn)行對(duì)比疲勞拉伸試驗(yàn)，利用掃描電鏡觀察兩類試樣疲勞斷口的形貌，并用成組對(duì)比法統(tǒng)計(jì)計(jì)算強(qiáng)化處理對(duì)疲勞壽命的影響.

1 強(qiáng)化原理與試驗(yàn)

1.1 激光噴丸強(qiáng)化原理

激光噴丸強(qiáng)化(LSP)是利用強(qiáng)激光誘導(dǎo)的沖擊波力學(xué)效應(yīng)來強(qiáng)化表層材料，其強(qiáng)化的原理如圖1所示.當(dāng)高功率(GW/cm2級(jí))、短脈沖(ns級(jí))強(qiáng)激光通過透明的約束層作用于覆在材料表面的吸收層時(shí)，材料表面的吸收層瞬間氣化電離產(chǎn)生高溫、高壓等離子，等離子繼續(xù)吸收激光能量膨脹，由于約束層存在，等離子體膨脹受到限制，使高壓等離子體爆炸，從而誘發(fā)向金屬材料內(nèi)部傳播的強(qiáng)應(yīng)力波.當(dāng)應(yīng)力波的峰值壓力超過材料的動(dòng)態(tài)屈服極限時(shí)，材料表層發(fā)生屈服和塑性變形，同時(shí)使材料表層產(chǎn)生晶粒細(xì)化、高密度位錯(cuò)，并伴有殘余壓應(yīng)力場(chǎng)，從而改善材料的疲勞特性和機(jī)械性能.為了保護(hù)材料表面不受強(qiáng)激光的熱損傷和增加對(duì)激光能量的有效吸收，在激光輻照前，在待處理的材料表面涂上薄薄的一層吸收層，如0.1 mm厚的黑色膠帶.

圖1 激光噴丸強(qiáng)化原理圖

1.2 試 驗(yàn)

試驗(yàn)材料選用7075-T6鋁合金4 mm厚的板材，通過線切割加工后試樣的尺寸如圖2所示.其外形尺寸為62.5 mm×62 mm×4 mm，內(nèi)有3 mm×26 mm槽，槽的端部是直徑為3 mm半圓孔，并有兩個(gè)直徑為12.5 mm的疲勞加載拉伸孔，且兩孔有一定對(duì)稱度要求.在疲勞拉伸試驗(yàn)前，分別使用800#、1200#和2000#的SiC砂紙對(duì)半圓孔的表面及槽兩邊拋光，消除線切割加工在其表面留下的粗糙紋路，保證半圓孔兩內(nèi)表面粗糙度達(dá)到要求，再用無水乙醇清洗干凈.

激光噴丸試驗(yàn)時(shí)，激光脈沖由YAG型高功率激光器發(fā)出，通過分光鏡，將激光器發(fā)出的單脈沖光束分成兩束相同的光束，以實(shí)現(xiàn)對(duì)試樣的兩面同時(shí)沖擊.激光脈沖的波長(zhǎng)為1 064 nm，脈沖寬度為10 ns，脈沖能量為4 J，光斑直徑為3 mm，搭接率為50%.對(duì)鋁合金試樣半圓孔邊緣的端面同時(shí)進(jìn)行雙面沖擊處理，沖擊后在表面形成約9 mm×9 mm的方形沖擊強(qiáng)化區(qū)域，如圖2所示.試驗(yàn)前，試樣表面采用專用黑色膠帶替代黑漆作為能量吸收層，以方便試驗(yàn)結(jié)束后表面的清理.沖擊試驗(yàn)時(shí)，用流動(dòng)的水簾替代玻璃作為約束層.這是由于玻璃作為約束層，在激光沖擊波作用下容易破碎，影響激光噴丸強(qiáng)化效果，且難以實(shí)現(xiàn)連續(xù)不間斷的沖擊，而水約束層可以與復(fù)雜形狀的試樣表面柔性貼合，并可以實(shí)現(xiàn)連續(xù)沖擊，有利于增強(qiáng)激光噴丸強(qiáng)化效果.

激光噴丸處理后，用X-350A型X射線應(yīng)力儀測(cè)量試樣表面的殘余應(yīng)力，并進(jìn)行疲勞拉伸對(duì)比試驗(yàn):未噴丸試樣作為第1組，激光雙面噴丸試樣作為第2組，每組試驗(yàn)的試樣均為6個(gè).疲勞拉伸試驗(yàn)在MTS-809疲勞拉扭試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)施加最大外載荷為3 kN，加載精度為±0.5%，正弦波形，頻率f=8 Hz，應(yīng)力比R=0.1，試驗(yàn)環(huán)境溫度為室溫.

2 結(jié)果與分析

2.1 表面殘余應(yīng)力

激光沖擊試驗(yàn)完成后，去除試樣表面殘余的黑色膠帶，并用超聲波清洗其表面.用X350A型X射線應(yīng)力儀對(duì)試樣進(jìn)行了X射線衍射分析，其X射線發(fā)射管管電壓22 kV，管電流6 mA，輻射為Cr kα，準(zhǔn)直管直徑2 mm，2θ角掃描步距 0.10°，計(jì)數(shù)時(shí)間0.5 s，掃描的起始角和終止角為130°～142°，測(cè)試范圍見圖3.在側(cè)傾角Ψ為45°時(shí)，測(cè)得激光沖擊區(qū)域表面的殘余應(yīng)力值為-310 MPa，而未沖擊區(qū)域表面的殘余應(yīng)力值為-30 MPa.激光沖擊處理區(qū)殘余應(yīng)力的測(cè)試結(jié)果見表1.

圖3 激光沖擊處理區(qū)殘余應(yīng)力測(cè)試的掃描范圍

表1 激光沖擊處理區(qū)殘余應(yīng)力的測(cè)試結(jié)果

當(dāng)激光誘導(dǎo)的沖擊波作用于靶材表面時(shí)，靶材內(nèi)部的質(zhì)點(diǎn)受到力的作用離開原來的平衡位置而擾動(dòng)，從而引起向材料內(nèi)部傳播的應(yīng)力波，當(dāng)應(yīng)力波的峰值壓力超過材料動(dòng)態(tài)屈服極限時(shí)，材料表層將發(fā)生塑性變形.當(dāng)應(yīng)力波消失后，材料塑性變形層內(nèi)的質(zhì)點(diǎn)不可能回復(fù)到原來的位置，同時(shí)也阻擋了材料內(nèi)部彈性變形層內(nèi)質(zhì)點(diǎn)的回復(fù).由于激光沖擊區(qū)域的材料受到周圍材料的擠壓，致使在平行于沖擊表面的平面內(nèi)產(chǎn)生了雙軸壓應(yīng)力場(chǎng)［8］.殘余壓應(yīng)力的存在將有效改善試件的疲勞壽命［9-10］.

2.2 試樣斷口分析

試樣在3 kN循環(huán)載荷的反復(fù)作用下，孔邊材料表面先形成滑移線，再逐漸形成滑移帶，滑移帶在材料表面不斷被“擠出”和“擠入”，形成微裂紋核.裂紋核在循環(huán)載荷的不斷作用下形成微裂紋，微裂紋生成后，微裂紋經(jīng)過穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展期慢慢的擴(kuò)展演化，逐步形成宏觀裂紋，宏觀裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，導(dǎo)致試件疲勞斷裂.圖4為未噴丸與噴丸強(qiáng)化后試件的疲勞斷口形貌，觀察其斷口，發(fā)現(xiàn)存在較為明顯的疲勞源區(qū)、疲勞擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū).圖4(c)、(e)和(g)分別是未噴丸處理試樣斷口3個(gè)區(qū)的微觀放大圖，圖4(d)、(f)和(h)分別是激光噴丸處理試樣斷口3個(gè)區(qū)的微觀放大圖.

比較4(c)和(d)發(fā)現(xiàn)，未噴丸與噴丸強(qiáng)化后的鋁合金試樣表面在疲勞裂紋起始區(qū)較為光滑，且顏色較深，局部呈現(xiàn)深黑色.這是因?yàn)榘雸A孔的表面原本沒有裂紋，在循環(huán)載荷的反復(fù)作用下產(chǎn)生了初始微裂紋，微裂紋深度淺、張口很小，在外部循環(huán)載荷作用下，微裂紋經(jīng)過不斷地張開與閉合，尤其是在閉合過程中，在外載作用下相互擠壓和摩擦，無數(shù)次的擠壓和摩擦使裂紋面變得光滑.同時(shí)，試樣在微裂紋的擴(kuò)張過程中不斷有塑性變形產(chǎn)生，加載時(shí)裂紋尖端區(qū)域出現(xiàn)了三軸拉伸狀態(tài)的塑性變形，而反向加載時(shí)，裂紋尖端區(qū)域就會(huì)出現(xiàn)反向塑性變形，大量的塑性功轉(zhuǎn)化為熱;裂紋面之間的相互摩擦也會(huì)產(chǎn)生大量的熱，致使裂紋尖端的溫度很高.兩側(cè)的裂紋面在相互擠壓和摩擦過程中，與空氣中的氧氣發(fā)生相互作用，可能生成一種氧化物，使得裂紋起始源區(qū)局部呈現(xiàn)出黑色.仔細(xì)觀察兩試樣斷口的起始源區(qū)，發(fā)現(xiàn)強(qiáng)化后試樣的氧化區(qū)更大，氧化程度更深.這主要是由于強(qiáng)化后鋁合金材料的晶粒被細(xì)化，甚至晶粒間發(fā)生位錯(cuò)［11］，材料的屈服強(qiáng)度和硬度都增加，使裂紋擴(kuò)展變得更加困難，因此，需要克服更多的塑性功，這將產(chǎn)生更多的熱量，裂紋尖端的溫度更高，氧化程度更為嚴(yán)重.

圖4 未激光噴丸處理和激光噴丸處理試樣的疲勞斷口形貌

圖4(e)和(f)是未噴丸與噴丸強(qiáng)化后試樣疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)斷口的微觀形貌圖，可以看到大量的裂紋局部瞬時(shí)前沿線的微觀塑性變形痕跡，即疲勞裂紋條帶.在等幅循環(huán)應(yīng)力作用下，每一條疲勞條帶基本上都是相互平行的波浪形條紋，每一條代表一次載荷循環(huán)，循環(huán)次數(shù)與疲勞條帶的數(shù)目相等，其法線方向大致指向疲勞裂紋的擴(kuò)展方向［12］.從圖4(e)可以看出來，未噴丸試樣在疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)的疲勞條帶寬度約為0.7～0.8 μm.而由圖4(f)可以看出，強(qiáng)化后疲勞裂紋條寬度約為0.3～0.4 μm.因此，未噴丸試樣的疲勞裂紋擴(kuò)展條帶較寬，而噴丸后較窄.疲勞裂紋帶的寬窄對(duì)應(yīng)著裂紋的擴(kuò)展速度快慢，疲勞壽命的長(zhǎng)短［12］.說明試樣經(jīng)激光強(qiáng)化處理后，疲勞壽命得到了延長(zhǎng).這主要是因?yàn)樵嚇咏?jīng)過雙面激光噴丸強(qiáng)化后，使試樣表層發(fā)生了一定的塑性變形，形成了殘余壓應(yīng)力層，且強(qiáng)化后表層金屬材料的位錯(cuò)密度增大以及晶粒細(xì)化［13］.這些變化疊加到材料本身的抗疲勞性能上，使疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值提高，因此，疲勞裂紋擴(kuò)展速度降低，外在的表現(xiàn)是疲勞條帶變窄，零件的疲勞壽命延長(zhǎng).

圖4(g)和(h)是未噴丸與噴丸強(qiáng)化后試樣瞬斷區(qū)斷口的微觀形貌圖，已經(jīng)觀察不到上述的疲勞裂紋條帶，斷口形貌表現(xiàn)為準(zhǔn)靜載拉伸斷裂時(shí)的斷口特征，斷口上有韌窩及開裂的晶界，呈現(xiàn)出沿晶和穿晶斷裂的混合斷裂形貌.說明它們對(duì)材料的疲勞壽命的長(zhǎng)短影響不大.

2.3 疲勞壽命

為了準(zhǔn)確描述激光噴丸強(qiáng)化對(duì)半圓孔疲勞壽命的影響，需要從數(shù)學(xué)的角度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.假設(shè)試件的疲勞壽命服從正態(tài)分布.由于成組對(duì)比法簡(jiǎn)單、使用范圍廣泛、實(shí)用的特點(diǎn)，且即使在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)不合理的數(shù)據(jù)需舍棄時(shí)，并不影響試驗(yàn)的結(jié)果，故采用成組對(duì)比法［14］對(duì)疲勞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.試驗(yàn)中未強(qiáng)化試樣和強(qiáng)化處理試樣的樣本容量均為6個(gè).表2列出了兩組試樣的疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其中試樣編號(hào)1-1至1-6為未激光噴丸試樣，試樣編號(hào)2-1至2-6為激光噴丸試樣.表2中N1i表示未經(jīng)噴丸試樣斷裂時(shí)的循環(huán)次數(shù)，N2i表示噴丸強(qiáng)化后試樣斷裂時(shí)的循環(huán)次數(shù).

表2 兩組試件的疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

類似地，對(duì)于激光噴丸處理的試件組，子樣大小n2=6時(shí)，可得=5.035 85，s22=0.028 78.根據(jù) t檢驗(yàn)的公式可以得到t=7.358，取顯著度α=5%，由 t分布數(shù)值表查得 tα=2.306.故|t|﹥ tα，說明母體的平均值不同，即μ1≠μ2，也就是說就疲勞壽命而言，兩個(gè)子樣本來自不同的母體，即激光噴丸強(qiáng)化對(duì)試樣的疲勞壽命產(chǎn)生了一定的影響.若以［N50］1和［N50］2分別表示兩個(gè)母體的中值疲勞壽命，則母體平均值差數(shù)的區(qū)間估計(jì)式為

即

在置信度為95%下，強(qiáng)化處理后半圓孔試樣的疲勞壽命是未處理的2.8～7.2倍.由此可知，激光噴丸強(qiáng)化能夠顯著提高半圓孔件的疲勞壽命.

3 結(jié) 論

1)激光強(qiáng)化后試樣表面存在高幅的殘余壓應(yīng)力，其數(shù)值高達(dá)310 MPa.

2)強(qiáng)化后試樣的疲勞裂紋條帶寬度為0.3～0.4 μm，而未強(qiáng)化試樣的約為0.7～0.8 μm，說明激光強(qiáng)化降低了裂紋擴(kuò)展速率.

3)在置信度為95%時(shí)，激光強(qiáng)化后半圓孔件的疲勞壽命是未噴丸半圓孔件的2.8～7.2倍，說明激光噴丸強(qiáng)化能夠有效延長(zhǎng)半圓孔件的疲勞壽命.

［1］ 任旭東，張永康，周建忠，等.激光沖擊工藝對(duì)鈦合金疲勞壽命的影響［J］.中國有色金屬學(xué)報(bào)，2007，17(9):1486-1489.REN Xudong，ZHANG Yongkang，ZHOU Jianzhong，et al.Influence of laser-shock processing on fatigue life oftitanium alloy［J］.The Chinese Journalof Nonferrous Metals，2007，17(9):1486-1489.

［2］ 張興權(quán)，何廣德，汪世益，等.激光噴丸強(qiáng)化對(duì)調(diào)質(zhì)40Cr鋼組織及耐磨性的影響［J］.材料熱處理學(xué)報(bào)，2011，32(5):138-142.ZHANG Xingquan，HE Guangde，WANG Shiyi，et al.Effect of laser shot peening on microstructure and wear resistance of quenched and tempered 40Cr steel［J］.Transactions of Materials and Heat treatment，2011，32(5):138-142.

［3］ 周建忠，左立黨，黃舒，等.基于應(yīng)變速率的激光噴丸強(qiáng)化6061-T6鋁合金力學(xué)性能分析［J］.中國激光，2012，39(5):0503003-1-6.ZHOU Jianzhong，ZUO Lidang，HUANG Shu，et al.Analysis on mechanical property of 6061-t6 aluminum alloy by laser shot peening based on strain rate［J］.Chinese Journal of Laser，2012，39(5):0503003-1-6.

［4］ HOU Lifeng，WEI Yinghui，LIU Baosheng，et al.Microstructure evolution of AZ91D induced by high energy shot peening［J］.Transaction of Nonferrous Metals Society of China，2008，18(5):1053-1057.

［5］ GRAHAM Hammersley，HACKEL Lloyd A，F(xiàn)RITZ Harries.Surface Prestressing to improve fatigue strength of component by laser shot peening［J］.Optics and Laser in Engineering，2000，34，327-337.

［6］ YANG J M，HER Y C，HAN Nanlin，et al.Laser shock peening on fatigue behavior of 2024-T3 Al alloy with fastener holes and stop holes［J］.Materials Science and Engineering A，2001，298(1):296-299.

［7］ 曹子文，車志剛，鄒世坤，等.激光沖擊強(qiáng)化對(duì)7050鋁合金緊固孔疲勞性能的影響［J］.應(yīng)用激光，2013，33(3):259-262.CAO Ziwen，CHE Zhigang，ZUO Shikun，et al.The effect of laser shock peening on fatigue property of 7050 aluminum alloy fastener hole［J］.Applied Laser，2013，33(3):259-262.

［8］ 張興權(quán)，張永康，顧永玉，等.激光噴丸誘導(dǎo)的殘余應(yīng)力的有限元分析［J］.塑性工程學(xué)報(bào)，2008，15(4):188-193.ZHANG Xingquan，ZHANG Yongkang，GU Yongyu，et al.Finite element simulation of residual stress induced by laser peening［J］.Journal of Plasticity Engineering，2008，15(4):188-193.

［9］ PEYRE P，F(xiàn)ABBRO R，MERRIEN P，et al.Laser shock processing of Al alloys.Application to high cycle fatigue behavior［J］. Materials Science and Engineering A，1996，210:102-113.

［10］ 任旭東，張永康，周建忠，等.激光參數(shù)對(duì)Ti-6Al-4V激光沖擊成形性能的影響［J］.中國有色金屬學(xué)報(bào)，2006，16(11):1850-1854.REN Xudong，ZHANG Yongkang，ZHOU Jianzhong，et al.Effect of laser shock parameters on fatigue life of titanium alloy［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2006，16(11):1850-1854.

［11］ HUANG S，ZHOU J Z，SHENG J，et al.Effects of laser peening with different coverage areas on fatigue crack growth properties of 6061-T6 aluminum alloy［J］.International Journal of Fatigue，2013，47:292-299.

［12］ 劉新靈，張 崢，陶春虎.疲勞斷口定量分析［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2010.

［13］ Lü J Z，LUO K Y，ZHANG Y K，et al.Grain refinement of LY2 aluminum alloy induced by ultrahigh plastic strain during multiple laser shock processing impacts［J］.Acta Materialia，2010，58:3984-3994.

［14］ 高鎮(zhèn)同.疲勞應(yīng)用統(tǒng)計(jì)學(xué)［M］.北京:國防工業(yè)出版社，1986.