噴丸殘余應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響

王建明，趙莉莉，呂鶴婷

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061； 2. 山東大學(xué) 高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061)

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噴丸殘余應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響

王建明1,2，趙莉莉1，呂鶴婷1

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061； 2. 山東大學(xué) 高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061)

摘要：為了研究噴丸表面處理對(duì)試樣疲勞壽命的影響，基于ABAQUS軟件建立含噴丸殘余應(yīng)力場的四點(diǎn)彎曲試樣有限元模型和考慮裂紋閉合效應(yīng)的裂紋擴(kuò)展疲勞壽命預(yù)測(cè)模型。基于該模型研究了不同應(yīng)力比及不同噴丸工藝條件下的受噴與未噴試樣的裂紋擴(kuò)展疲勞壽命。結(jié)果表明，正應(yīng)力比越大越不容易產(chǎn)生裂紋閉合從而壽命越短，不同應(yīng)力比條件下噴丸試樣的疲勞壽命均約為相同條件下未噴丸試樣的2.5倍；單獨(dú)噴丸強(qiáng)化對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的提高作用高于噴丸成形與強(qiáng)化的聯(lián)合作用。主要是由于噴丸強(qiáng)化產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力在距離表層較近的范圍大于成形與強(qiáng)化聯(lián)合作用所產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力，且該殘余壓應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的提高起主導(dǎo)作用。通過預(yù)測(cè)結(jié)果與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了本文所建模型的正確性及有效性。

關(guān)鍵詞：裂紋擴(kuò)展；疲勞壽命；噴丸強(qiáng)化；殘余應(yīng)力；裂紋閉合；有限元法

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160127.1102.016.html

噴丸是一種常用的提高零部件疲勞壽命的表面強(qiáng)化方法。在噴丸過程中，通過向零部件表層引入殘余壓應(yīng)力從而改善其抗疲勞性能。噴丸殘余壓應(yīng)力對(duì)其表面疲勞裂紋的萌生及擴(kuò)展的抑制作用研究是目前噴丸強(qiáng)化領(lǐng)域的熱點(diǎn)研究方向。很多學(xué)者分別從實(shí)驗(yàn)、解析分析和數(shù)值模擬方面做了大量研究工作，結(jié)果表明噴丸強(qiáng)化所產(chǎn)生的加工硬化層可使流動(dòng)應(yīng)力升高，并可有效阻滯裂紋張開，抑制裂紋擴(kuò)展以提高工件的疲勞壽命[1-2]。雖然近期涉及殘余應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命影響的數(shù)值仿真研究較多，但針對(duì)噴丸殘余應(yīng)力場的相對(duì)較少且其研究不夠完善、深入。Guagliano M[3]針對(duì)旋轉(zhuǎn)彎曲試樣通過計(jì)算裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值評(píng)價(jià)其抗裂紋擴(kuò)展能力，但其模型是基于經(jīng)典的線彈性裂紋擴(kuò)展理論。周建忠等[4]對(duì)應(yīng)力比分別為0.1、0.3、0.5的緊湊拉伸(CT)試樣進(jìn)行了激光噴丸強(qiáng)化疲勞裂紋擴(kuò)展的數(shù)值研究，也是基于線彈性斷裂力學(xué)理論，利用應(yīng)力線性疊加方法建立其裂紋擴(kuò)展模型。Liu Jinxiang[5]利用CZM模型建立裂紋擴(kuò)展疲勞壽命預(yù)測(cè)模型，表明不同的荷載幅值和不同噴丸強(qiáng)度都會(huì)影響疲勞裂紋擴(kuò)展，著重闡述了不含噴丸殘余應(yīng)力場的疲勞裂紋壽命預(yù)測(cè)模型，而未涉及噴丸殘余應(yīng)力引起的裂紋閉合效應(yīng)。Liu Hu[6]認(rèn)為在循環(huán)變幅載荷作用下，張開應(yīng)力強(qiáng)度因子為常值，當(dāng)考慮殘余應(yīng)力時(shí)，僅需考慮其對(duì)張開應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響，并將其代入裂紋擴(kuò)展模型預(yù)測(cè)疲勞壽命。

針對(duì)上述數(shù)值仿真研究的不足，本文開展了噴丸殘余應(yīng)力場對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命影響的數(shù)值仿真預(yù)測(cè)模型的研究，所提出的預(yù)測(cè)模型涉及噴丸殘余應(yīng)力場的分布、塑性誘導(dǎo)裂紋閉合效應(yīng)、裂紋張開力的確定、裂紋表面的接觸定義、材料運(yùn)動(dòng)硬化屬性等非線性因素。

1有限元建模

噴丸或其他塑性變形處理引起的疲勞壽命提高主要是由于殘余壓應(yīng)力可阻滯微裂紋的擴(kuò)展，而不是阻止疲勞裂紋的萌生。殘余應(yīng)力將引起裂紋閉合效應(yīng)，其結(jié)果將改變實(shí)際應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值。在研究過程中需要考慮噴丸殘余應(yīng)力場的真實(shí)分布及循環(huán)載荷對(duì)裂紋表面接觸狀況的影響，忽略裂紋表面的接觸閉合現(xiàn)象將導(dǎo)致不準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)結(jié)果，故傳統(tǒng)的利用線性疊加技術(shù)計(jì)及殘余應(yīng)力影響的方法不再適用。故在噴丸殘余應(yīng)力場中求解真實(shí)的裂紋張開力尤為重要，本節(jié)基于計(jì)及裂紋閉合效應(yīng)的非線性有限元模型對(duì)其求解，為后續(xù)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命準(zhǔn)確預(yù)測(cè)創(chuàng)造條件。

1.1算例描述

研究結(jié)果表明,表面強(qiáng)化對(duì)提高拉-拉疲勞性能作用不大，有時(shí)甚至?xí)档屠?拉疲勞性能，因此在工程應(yīng)用上一般不采用表面強(qiáng)化來提高拉-拉疲勞性能。本文針對(duì)De los Rios E. R.的四點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)[7]建立相應(yīng)的有限元模型，如圖1所示。

圖1　四點(diǎn)彎曲試樣Fig.1　Four point bending specimen

試樣材料、尺寸及加載情況均參考文獻(xiàn)[7]，其材料為2024-T351鋁合金，尺寸為：厚度B=6.5 mm，寬H=4.6 mm，總長80 mm，L′=21.8 mm，L=66 mm。應(yīng)力比為0.1，對(duì)于受噴試樣與未噴試樣，最大外載取值范圍分別為270～320 MPa和 223.6～310 MPa。針對(duì)上述試樣進(jìn)行有限元建模及仿真分析是為了便于對(duì)照實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果以驗(yàn)證仿真模型及結(jié)果的正確性及有效性。

1.2材料屬性

采用雙線性各向同性隨動(dòng)強(qiáng)化模型建立2024-T351鋁合金試樣的彈-塑性本構(gòu)關(guān)系，取von-Mises屈服準(zhǔn)則，其彈性模量為73 774 MPa，塑性模量為530 MPa，泊松比μ=0.33，屈服應(yīng)力為372 MPa[8]。該材料本構(gòu)模型可較好地反映材料的循環(huán)塑性和包申格效應(yīng)。

1.3邊界條件及載荷施加

利用ABAQUS軟件通過建立有限元模型計(jì)算裂紋張開力，進(jìn)而預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命。利用對(duì)稱性，取矩形試樣的右側(cè)1/2建立有限元模型，如圖2所示。設(shè)裂紋沿y軸方向擴(kuò)展，初始裂紋長度a為0.05 mm，預(yù)定義裂紋擴(kuò)展長度范圍為3 mm，沿y軸定義一條剛性線，該剛性線與預(yù)定裂紋擴(kuò)展長度范圍內(nèi)的模型左側(cè)邊界線形成裂紋擴(kuò)展面，在其上分別定義主從接觸面。y軸預(yù)設(shè)裂紋長度以外的邊界節(jié)點(diǎn)采用對(duì)稱約束。初始狀態(tài)時(shí)將從面節(jié)點(diǎn)與主面(剛性線)綁定在一起。將試樣底部的支撐圓柱面定義為剛體表面，并定義其與試樣下表面的接觸關(guān)系。在模型上表面局部區(qū)域內(nèi)施加循環(huán)面載荷。

圖2　邊界條件及載荷施加Fig.2　Boundary conditions and loading

1.4網(wǎng)格劃分

采用CPE4R四節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變減縮積分單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格。為保證數(shù)值分析精度，需在裂尖前部微小塑性區(qū)域內(nèi)至少包含2～3個(gè)單元。利用式(1)估算裂尖塑性區(qū)大小以確定該處的網(wǎng)格尺寸：

(1)

圖3　網(wǎng)格劃分Fig.3　Finite element meshing

1.5噴丸殘余應(yīng)力的引入

為了模擬噴丸殘余應(yīng)力場對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響，通過ABAQUS用戶子程序SIGINI直接將實(shí)測(cè)噴丸殘余應(yīng)力導(dǎo)入四點(diǎn)彎曲試樣有限元模型中。噴丸殘余應(yīng)力場沿深度方向的分布通常可用Robertson公式[9]表示：

(2)

式中:Y為殘余應(yīng)力，x為表面以下的深度，B為預(yù)設(shè)殘余應(yīng)力水平，A+B為最大殘余應(yīng)力，W為曲線寬度，xd為最大殘余應(yīng)力距表面的深度。在本實(shí)驗(yàn)中，A+B=-270 MPa，W=350 μm，xd=150 μm。

為滿足噴丸殘余應(yīng)力在特定邊界條件下的自平衡，在導(dǎo)入殘余應(yīng)力后需先進(jìn)行一次靜平衡分析, 使得所施加的預(yù)應(yīng)力既符合噴丸殘余應(yīng)力特征又滿足應(yīng)力平衡狀態(tài)。圖4為平衡前后噴丸殘余應(yīng)力的分布狀況，兩者基本一致，故可用平衡后的噴丸殘余應(yīng)力研究其對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響。滿足自平衡條件的殘余應(yīng)力分量Sx沿y軸的分布如圖5所示。

圖4　噴丸殘余應(yīng)力分布Fig.4　Distribution of shot peening residual stress

圖5　噴丸殘余應(yīng)力分布Fig.5　Distribution of shot peening residual stress

2裂紋擴(kuò)展疲勞壽命預(yù)測(cè)

2.1裂紋張開力計(jì)算

由Elber[10]提出的有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值法可預(yù)測(cè)計(jì)及塑性裂紋閉合條件下的裂紋擴(kuò)展。Elber認(rèn)為，在裂紋擴(kuò)展過程中，裂紋擴(kuò)展路徑上的材料塑性變形可導(dǎo)致裂紋閉合現(xiàn)象，只有當(dāng)施加的外力所產(chǎn)生的應(yīng)力大于某一水平時(shí)，裂紋才能完全張開，該應(yīng)力水平下的外力稱為裂紋張開力。因?yàn)榱鸭y只有在完全張開之后才能向前擴(kuò)展，故在載荷循環(huán)過程中最大外載荷與裂紋張開力之差是驅(qū)動(dòng)裂紋擴(kuò)的載荷因素，將其定義為有效應(yīng)力幅值ΔPeff，ΔPeff=Pmax-Pop。故需首先確定裂紋張開力Pop。

采用Newman[11]提出的裂紋張開力計(jì)算方法，該方法用裂紋尖端后部第一個(gè)節(jié)點(diǎn)與剛性線的接觸狀態(tài)確定裂紋的實(shí)際開合狀態(tài)，設(shè)在每個(gè)加載步的開始解除一個(gè)裂紋單元的綁定狀態(tài)，但這并不意味裂紋實(shí)際擴(kuò)展一個(gè)單元長度，如此時(shí)裂紋尖端后部第一個(gè)節(jié)點(diǎn)為閉合接觸狀態(tài)，說明裂紋并未擴(kuò)展；反之，當(dāng)該節(jié)點(diǎn)為非接觸的張開狀態(tài)，則說明裂紋發(fā)生擴(kuò)展。為精確計(jì)算裂紋長度和裂紋張開力，對(duì)裂紋張開前后的兩個(gè)載荷增量步進(jìn)行線性插值以提高裂紋張開力的求解精度。

通過上述有限元模型及裂紋開合判定方法可數(shù)值計(jì)算裂紋張開力，用于研究噴丸殘余壓應(yīng)力場對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響。圖6為其數(shù)值計(jì)算結(jié)果，當(dāng)試樣次表層存在噴丸殘余壓應(yīng)力時(shí)，裂紋張開力的變化趨勢(shì)與噴丸殘余壓應(yīng)力的分布趨于一致，說明噴丸殘余壓應(yīng)力確對(duì)裂紋張開力產(chǎn)生直接影響。

圖6　裂紋張開力Fig.6　Open force of crack

在距受噴表面0～0.3 mm裂紋張開力呈顯著上升趨勢(shì)，隨后下降并趨于穩(wěn)定。裂紋張開力的顯著上升表明噴丸殘余壓應(yīng)力的存在可有效減緩裂紋擴(kuò)展。裂紋張開力在距試樣受噴表面約0.6 mm處開始趨于穩(wěn)定且該穩(wěn)定值略低于未噴丸的。這是因?yàn)閲娡铓堄鄩簯?yīng)力的分布范圍為距受噴表面0～0.6 mm的次表層，深度大于0.6 mm的試樣內(nèi)部基本不含噴丸殘余壓應(yīng)力，故當(dāng)深度大于0.6 mm時(shí)裂紋張開力趨于穩(wěn)定。由于噴丸殘余應(yīng)力在試樣內(nèi)部對(duì)應(yīng)給定邊界條件是處于平衡狀態(tài)的，導(dǎo)致與殘余壓應(yīng)力次表層相鄰的內(nèi)部區(qū)域存在少許拉應(yīng)力與次表層中的壓應(yīng)力平衡，使得裂紋張開力較未噴丸的試樣略低。無論是否包含噴丸殘余應(yīng)力，穩(wěn)定后的裂紋張開力均約為0.4Pmax，說明噴丸與未噴丸試樣中均存在由于塑性變形導(dǎo)致的裂紋閉合現(xiàn)象，而在噴丸時(shí)該現(xiàn)象更加突出。

2.2有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值計(jì)算

在得到上述裂紋張開力的基礎(chǔ)上，即可利用Elber 的有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值法研究噴丸殘余應(yīng)力場對(duì)裂紋擴(kuò)展的作用及影響。設(shè)對(duì)應(yīng)裂紋張開時(shí)的應(yīng)力強(qiáng)度因子為Kop，則有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值為ΔKeff=Kmax-Kop。代入四點(diǎn)彎曲試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算公式得

(3)

式中：

(4)

利用式(3)～(4)可得到含噴丸殘余應(yīng)力與不含噴丸殘余應(yīng)力時(shí)的裂紋長度與應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值的關(guān)系如圖7所示。

圖7　應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值Fig.7　Amplitude of stress intensity factors

2.3裂紋擴(kuò)展疲勞壽命預(yù)測(cè)

利用圖7有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值結(jié)果，基于Paris公式(5)可預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命:

(5)

式中材料參數(shù)C、m取圖8中數(shù)據(jù)。

將式(5)表示為如下積分形式：

(6)

式中ΔKeff取裂紋長度增量為Δa時(shí)的平均值。

基于式(6)預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命時(shí)，需劃分裂紋擴(kuò)展步，在各裂紋擴(kuò)展步中給定裂紋擴(kuò)展增量Δa，由式(6)可得到裂紋擴(kuò)展增量Δa所對(duì)應(yīng)的載荷循環(huán)次數(shù)增量ΔN 。圖9所示為整個(gè)裂紋擴(kuò)展過程中各裂紋擴(kuò)展步所對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)增量變化趨勢(shì)。在不含噴丸殘余應(yīng)力時(shí)，當(dāng)裂紋長度大于0.5 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展單位長度時(shí)的循環(huán)次數(shù)急劇下降隨后趨于平穩(wěn)；而在含有噴丸殘余應(yīng)力時(shí)，當(dāng)裂紋長度約為0～0.3 mm時(shí)，循環(huán)次數(shù)急劇上升到最大值，隨后急劇下降，當(dāng)裂紋長度大于0.5 mm時(shí)，噴丸與未噴丸試樣擴(kuò)展單位長度所需循環(huán)次數(shù)趨于一致。這與噴丸殘余應(yīng)力的大小及位置分布聯(lián)系緊密。

圖8　裂紋擴(kuò)展速率曲線Fig.8　The curve of crack growth rate

圖9　循環(huán)次數(shù)增量與裂紋長度的關(guān)系Fig.9　Cycle number increment vs. crack length

圖10為同一載荷作用下含噴丸殘余應(yīng)力和不含噴丸殘余應(yīng)力的試樣裂紋擴(kuò)展疲勞壽命預(yù)測(cè)結(jié)果與文獻(xiàn)[7]給出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖，圖11所示為不同外載荷水平作用下的預(yù)測(cè)疲勞壽命結(jié)果與文獻(xiàn)[7]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。由圖10和圖11可以看出，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)基本一致且數(shù)值吻合度較高，說明本文所給出的研究方法是正確有效的。由圖10可知，經(jīng)過噴丸處理后的試樣裂紋擴(kuò)展3 mm的循環(huán)次數(shù)約為未噴丸試樣的2.5倍，說明噴丸處理可有效提高試樣的高周疲勞壽命。

圖10　裂紋擴(kuò)展疲勞壽命Fig.10　Crack growth fatigue life

圖11　裂紋擴(kuò)展疲勞壽命Fig.11　Crack growth fatigue life

3疲勞壽命影響因素

眾所周知，影響裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的因素眾多，如材料參數(shù)、加載方式、應(yīng)力比等。而經(jīng)噴丸處理的試樣，其裂紋擴(kuò)展疲勞壽命除與上述因素有關(guān)外，還與噴丸工藝密切相關(guān)。本文著重研究應(yīng)力比和不同噴丸處理工藝對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響。表1為不同應(yīng)力比下的Paris公式相關(guān)參數(shù)[12]。

表1　不同應(yīng)力比條件下的Paris公式相關(guān)參數(shù)

圖12為不同應(yīng)力比條件下，裂紋擴(kuò)展到3 mm時(shí)的疲勞壽命預(yù)測(cè)曲線。由圖可知，應(yīng)力比越小，裂紋閉合效應(yīng)越明顯，從而疲勞壽命越長；經(jīng)噴丸后的試樣壽命均比未噴丸試樣的預(yù)測(cè)壽命要長，說明噴丸可有效延長試樣的裂紋擴(kuò)展疲勞壽命，特別在裂紋長度小于0.5 mm時(shí)，其抑制裂紋擴(kuò)展的作用尤為顯著，該裂紋長度正對(duì)應(yīng)于噴丸試樣中殘余壓應(yīng)力的分布深度。當(dāng)裂紋長度超過該深度后，其擴(kuò)展速率陡然上升，迅速進(jìn)入快速擴(kuò)展階段。不同應(yīng)力比條件下，噴丸試樣的裂紋擴(kuò)展疲勞壽命均約為未噴丸試樣的2.5倍。

圖12　不同應(yīng)力比條件下的裂紋擴(kuò)展疲勞壽命Fig.12　Crack growth fatigue life of different stress ratio

噴丸的另一應(yīng)用場合是噴丸成形。文獻(xiàn)[13]針對(duì)2024-T351鋁合金進(jìn)行直徑為3 mm的大彈丸作用噴丸成形實(shí)驗(yàn)，圖13所示為對(duì)應(yīng)不同噴丸工藝條件下鋁合金次表層殘余應(yīng)力分布實(shí)驗(yàn)曲線。由圖13可知，相較于噴丸強(qiáng)化，大彈丸噴丸成形擴(kuò)大了殘余壓應(yīng)力層的深度，但噴丸強(qiáng)化和噴丸成形兩者所形成的最大殘余壓應(yīng)力值差別不顯著，這是由于最大殘余壓應(yīng)力值受材料屈服強(qiáng)度限制。下面研究不同噴丸工藝所形成的不同殘余應(yīng)力分布對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響。

圖13　不同噴丸工藝條件下的殘余應(yīng)力Fig.13　Residual stress under different peening technology

針對(duì)圖13給出不同噴丸工藝所對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力分布，仿真得到相應(yīng)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命變化趨勢(shì)如圖14所示。由該圖可知，單獨(dú)噴丸強(qiáng)化對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的提高效果優(yōu)于噴丸成形與強(qiáng)化的共同作用效果。分析其主要原因，在距離表面0～0.4 mm的深度范圍內(nèi)，噴丸強(qiáng)化的殘余壓應(yīng)力整體上大于噴丸成形與強(qiáng)化的殘余壓應(yīng)力。而此時(shí)裂紋長度較短，每個(gè)裂紋擴(kuò)展步對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)增量較大, 殘余壓應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展的抑制作用較為明顯，使得噴丸強(qiáng)化對(duì)提高試樣疲勞壽命的效果較之噴丸成形加強(qiáng)化好的多。此外，不同強(qiáng)度下的噴丸成形所形成的殘余應(yīng)力分布不完全一致，導(dǎo)致對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響略有差別。

圖14　不同噴丸工藝條件下的疲勞裂紋擴(kuò)展壽命Fig.14　Fatigue crack growth life of different peening technology

4結(jié)論

本文針對(duì)De los Rios E. R.的四點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)參數(shù)及條件建立有限元仿真模型，并形成疲勞壽命預(yù)測(cè)方法。通過預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了所建有限元模型與疲勞壽命預(yù)測(cè)方法的正確性。基于該模型及算法，研究了不同應(yīng)力比及不同噴丸工藝對(duì)裂紋擴(kuò)展疲勞壽命的影響規(guī)律。結(jié)果表明：

1)噴丸強(qiáng)化處理可有效改善不同應(yīng)力比條件下試樣的疲勞壽命，且應(yīng)力比越小，裂紋閉合效應(yīng)越明顯，試樣疲勞壽命越長；

2)單獨(dú)噴丸強(qiáng)化在試樣次表層產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力大于噴丸成形與強(qiáng)化共同作用所產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力，從而導(dǎo)致單獨(dú)噴丸強(qiáng)化對(duì)裂紋疲勞壽命的改善程度優(yōu)于噴丸成形與強(qiáng)化共同作用的效果。

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收稿日期：2014-12-08.

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51375267); 山東省科技發(fā)展計(jì)劃(2013GGX10303).

作者簡介：王建明(1962-), 男, 教授. 通信作者：王建明, E-mail: wangjianming@sdu.edu.cn.

doi:10.11990/jheu.201412022

中圖分類號(hào)：O346.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1006-7043(2016)04-0608-06

Effect of shot peening residual stress on crack growth fatigue life

WANG Jianming1,2, ZHAO Lili1, LYU Heting1

(1. School of Mechanical Engineering, Shandong University, Ji′nan 250061, China; 2. Education Ministry Key Laboratory of High-efficiency and Clean Mechanical Manufacture, Shandong University, Ji′nan 250061, China)

Abstract：To determine the effects of shot peening on crack growth fatigue life, a four-point bending specimen finite element model with a shot peening residual stress field was established by using ABAQUS. In addition, a crack growth fatigue life prediction model considering the crack closure effect was developed. By comparing the predicted results with those in the literature, the accuracy of the model presented in this paper was verified. Based on the models , the crack growth fatigue life of specimens with and without shot peening residual stress under different stress ratios and different shot-peening methods was studied. The results show that crack growth fatigue life decreases with an increase in the positive stress ratio, and for different stress ratio under the same condition, the fatigue life of a specimen with shot peening residual stress is about 2.5 times that of a specimen without shot peening residual stress. Furthermore, subsurface residual stress plays a leading role in increasing crack growth fatigue life. The effect of shot peening in terms of improving crack growth fatigue life is better than that of the combination of forming and strengthening because the subsurface residual stress induced by the former is greater than that induced by the latter.

Keywords：crack growth; fatigue life; shot peening; residual stress; crack closure, finite element method

網(wǎng)絡(luò)出版日期：2016-01-27.