激光沖擊/機械噴丸復合強化對TC4 鈦合金外物損傷疲勞性能的影響

田 凱 ,帥仕祥 ,羅學昆 ,王 欣 ,馬世成 ,許春玲

（1.中國航發北京航空材料研究院 表面工程研究所，北京 100095；2.中國航發北京航空材料研究院 航空材料先進腐蝕與防護航空重點實驗室，北京 100095；3.航空工業成都飛機工業（集團）有限責任公司，成都 610091）

在飛機起飛和降落階段，航空發動機易吸入砂石、細小金屬、冰雹等雜物，導致風扇及壓氣機葉片前緣出現外物損傷（foreign object damage，FOD）[1]。損傷處呈現明顯塑性變形、結構應力集中或材料丟失等特征[2-5]，可能誘發疲勞裂紋萌生與快速擴展，引發葉片斷裂，嚴重降低了葉片的高周疲勞壽命。受損斷裂的葉片在巨大的離心力與氣流沖擊下進入發動機內部，極易誘發發動機二次損傷或停機，造成嚴重飛行事故[6]。FOD 已成為影響飛機發動機飛行安全的重要因素之一，據統計，每年全球因FOD 造成的經濟損失高達40 億美元[7]。國內外學者采用實驗與仿真技術對FOD 現象進行了大量系統性研究。Harding 等[8]采用空氣炮技術在鈦合金葉片前緣上預制FOD 損傷，結果表明，損傷后葉片疲勞性能下降明顯。孫振德等[9]分別采用擺錘法與槍彈法對FOD 過程進行模擬，并對這兩種撞擊方法的損傷過程及損傷機理進行分析。由于FOD 尺寸較小，通過實驗方法在殘余應力分布表征方面受到較大限制，諸多學者通過有限元動力學仿真的方式在 WorkBanch、ABAQUS 等商用軟件上，采用Johnson-Cook 等本構模型，模擬了FOD 損傷過程[10-12]，結果表明以FOD 區域應力應變仿真結果與實驗結果吻合度較高，證實了數值模擬分析FOD 過程的可行性。

目前，FOD 的實驗模擬大多采用空氣炮的方法，該方法具有效率高，操作便捷等優點，但是也存在控制精度不佳、復現性差、設備昂貴等不足。尤其在模擬低速撞擊、磕碰等損傷時存在較大局限性。本工作采用硬度計壓頭預制凹坑的方法，具有精度高、深度可控、低速撞擊損傷復現性好等優點。

表面形變強化技術通過在零件表面構建殘余壓應力層和微觀組織強化層，顯著提高零件高周疲勞性能，是航空領域應用最廣泛的抗疲勞制造技術之一。該技術包括機械噴丸[13]、激光沖擊[14]、冷擠壓[15]、超聲沖擊[16]等多種工藝技術，目前應用最廣泛的是機械噴丸強化技術，該技術具有抗疲勞性能優異、適應性好等優點，但是也存在強化層深度較淺、表面粗糙度值過大等不足，難以滿足高應力集中結構的抗疲勞需求。激光沖擊強化技術利用高能、短脈沖激光誘導的等離子體沖擊波的力學效應，使零件表面形成深層的表面殘余壓應力和硬化層，顯著提高零件的高周疲勞性能，具有表面質量好、控制精度高等優點，但是該技術也存在表面殘余應力幅值較小、加工效率較低等不足。為了滿足葉片前緣抗FOD 疲勞的需求，激光沖擊/機械噴丸復合強化技術受到越來越多的重視。羅學昆等[17-18]從試樣表面形貌、殘余應力場等方面研究了激光沖擊/機械噴丸復合強化對TB6 鈦合金表面完整性與疲勞性能的影響。但是，目前復合強化對TC4 鈦合金FOD 試樣的疲勞性能的研究相對較少。

本工作采用激光沖擊（LSP）/機械噴丸（SP）復合強化對TC4 鈦合金薄壁試樣進行表面處理，通過硬度計預制不同形狀的凹坑引入FOD，采用X 射線衍射方法測量復合強化前后試樣表面殘余應力梯度分布，通過電磁振動臺測試復合強化試樣的高周疲勞壽命，利用掃描電鏡分析疲勞斷口，數值仿真模擬了FOD 前后試樣表面殘余應力分布演化規律，以期揭示復合強化層抗FOD 疲勞性能的影響機制。

1 實驗及方法

1.1 材料與試樣制備

試樣材料為TC4 鈦合金，其主要化學成分見表1，拉伸性能見表2。

表1 TC4 鈦合金化學成分表（質量分數/%）Table 1 Chemical composition of TC4 titanium alloy（mass fraction/%）

表2 TC4 鈦合金的拉伸性能Table 2 Tensile properties of TC4 titanium alloy

在進行復合強化前，將TC4 鈦合金試樣加工成圖1 所示一級振動試樣，試樣取樣原材料長度方向，機加工表面最終為磨削狀態，并將表面拋光至Ra0.8 μm。將試樣分為4 組，每組4 件，第一組為機加后未處理狀態，記為AR；第二組為機加狀態后進行預制FOD，記為AR-FOD；第三組為機加后進行LSP+SP 復合強化，記為FH；第四組為機加并進行LSP+SP 復合強化，后預制FOD，記為FH-FOD。

圖1 TC4 鈦合金一級振動試樣Fig.1 First-class vibration specimen of TC4 titanium alloy

1.2 激光加噴丸強化過程

在試樣預制FOD 前，進行LSP+SP 復合強化表面處理。LSP 過程采用SGR-60-1-I 納秒脈沖激光器，產生激光能量在空間中成高斯分布，激光波長1064 nm。選用3M 公司制造黑色膠帶作為吸收層，選用水噴嘴在加工表面形成去離子水膜作為約束層。激光沖擊強化工件夾持機器人進行離線編程后模擬加工，激光沖擊強化工藝參數如表3，激光沖擊點掃描方式分布如圖2 所示。待加工表面激光沖擊強化全部完成后，由KXS-3000P 數控噴丸機進行噴丸，噴丸過程參照航空標準HB/Z 26 航空零件噴丸強化工藝進行，使用AZB150 陶瓷彈丸，噴丸強度Almen 強度0.10 A，噴丸表面覆蓋率100%。

圖2 激光沖擊路徑點Fig.2 Laser shock path point

表3 激光沖擊工藝參數Table 3 LSP process parameter

1.3 殘余應力測試

對預制FOD 前，取LSP+SP 復合強化前后兩組試樣，選擇其加工表面沿深度方向進行殘余應力梯度測試。采用LRXD 型X 射線衍儀分別測量表面殘余應力值，后通過電解拋光對試樣表層逐層腐蝕，測得試樣沿垂直于加工表面方向不同深度的殘余應力值。繪制兩組試樣沿深度方向殘余應力曲線，并分析其分布規律，研究復合強化后殘余應力場重布規律。

1.4 外物損傷模擬

為了模擬球形與錐形FOD 損傷，用HR-150A洛氏硬度儀對TC4 試樣擠壓預制壓坑，施加載荷50 kg，壓坑形狀位置如圖3 所示。選用鋼球壓頭（直徑0.9 mm）壓制球狀凹痕，沿中心長軸垂線分布，間距3.7 mm；選用金剛石壓頭（長軸0.7 mm）壓制錐狀凹痕沿中心長軸分布，與球狀凹痕間距3.7 mm。

圖3 試樣壓坑形狀與位置（a）AR-FOD 試樣；（b）FH-FOD 試樣Fig.3 Shape and location of the pressure pit（a）AR-FOD specimen；（b）FH-FOD specimen

1.5 數值模擬

為了獲得AR 與FH 兩種狀態鈦合金試樣在FOD 缺陷后的截面應力應變情況，評估缺陷處橫截面上應變與殘余應力變化，通過Abaqus CAE 軟件進行有限元數值模擬。FOD 過程為持續時間極短的動態沖擊載荷，會產生超過試樣屈服應力的局部應力引發材料塑性變形，因此在軟件中選用描述短時沖擊響應的J-C 本構模型進行材料賦予。建立TC4 鈦合金試樣J-C 本構模型，其材料參數與J-C模型參數如表4[19-20]。

表4 TC4 鈦合金材料屬性Table 4 TC4 titanium alloy material properties

建立TC4 鈦合金試樣與球狀、錐狀探頭模型，擠壓表面運用8 個節點六邊形單元（C3D8R）進行網格劃分，并對接觸區域進行局部網格細化，細化網格控制在150 μm×150 μm，如圖4 所示。材料賦予后在FH 試樣的預定義場中輸入實驗測得的梯度殘余應力場，模擬表面強化后應力狀態。載荷步中模擬擠壓過程，試樣下底面與四周表面固定不動，擠壓探頭施加分別對AR（未加工）表面和FH（已形成殘余應力層）表面的應力500 N，模型接觸條件切向定義為剪切摩擦罰函數，摩擦因數取0.1，法向定義為“硬”接觸。在這一階段使用質量縮放并加入了位移測量單元，編寫了完整的ABAQUS 輸入平臺來描述分析。最后，使用ABAQUS 輸出壓入端殘余應力場與應變分布云圖。

圖4 有限元網格劃分（a）球形探頭擠壓網格模型；（b）錐形探頭擠壓網格模型Fig.4 Finite element meshing（a）spherical probe extrusion mesh model；（b）cone probe squeeze mesh model

1.6 疲勞壽命測試與斷口分析

對4 組試樣每組取5 件進行疲勞壽命測試。采用QBG 液壓伺服疲勞試驗機，疲勞實驗按照標準HB5277—1984（發動機葉片和材料的振動疲勞試驗方法）在室溫下進行，加載最大應力420 MPa，應力比R=0.1，加載頻率約360 Hz。記錄斷裂時加載循環次數為該試樣疲勞壽命，并計算4 組試樣平均壽命。將每組試樣中接近平均壽命的試樣在JSM7900F 掃描電子顯微鏡下觀察斷口形貌。

2 結果與討論

2.1 殘余應力分析

LSP+SP 復合強化后，在試樣表層引入的殘余壓應力層對提高鈦合金疲勞性能有顯著影響，其大小與深度是評價強化效果的重要因素。圖5為X 射線衍儀測得AR 與FH 試樣不同深度殘余應力曲線。AR 試樣在機械加工磨削后表面會形成?50～?100 MPa 的殘余壓應力。在LSP+SP 復合強化后，FH 試樣表面殘余壓應力值達到?690 Mpa，最大殘余壓應力值出現在次表層，為?712 MPa，隨著深度增加，殘余壓應力值逐漸減小，至550 μm 時出現殘余拉應力，FH 試樣的殘余壓應力場深度超過500 μm。由此可見經過LSP+SP 復合強化工藝，TC4 鈦合金試樣表層形成了深度大于500 μm 的殘余壓應力場，并且在強化表面具有較高殘余壓應力值。

圖5 不同深度處的殘余應力分布Fig.5 Residual stress distribution at different depths

2.2 FOD 表征

通過三坐標測量儀測量了AR-FOD 試樣和FH-FOD 試樣表面壓痕形貌，AR-FOD 試樣表面球狀凹坑直徑約為750 μm，經過復合強化之后FHFOD 試樣表面球狀凹坑直徑降低至730 μm。同時AR-FOD 試樣球狀凹坑平均深度52.3 μm，略高于FH-FOD 試樣（49.5 μm）。AR-FOD 試樣表面錐狀凹坑對角線長度約為653 μm，略大于FH-FOD 試樣表面（633 μm）。在深度方向AR-FOD 試樣錐狀凹 坑 平 均 深 度62.8 μm，略 高 于FH-FOD 試 樣（60.1 μm）。這歸因于復合強化對材料表面的加工硬化效應，同時FOD 深度未能超過強化后產生的殘余壓應力層（500 μm）。

2.3 數值模擬

在顯式動力學分析步中計算0.1 ms 后得到預制FOD 產生的穩定殘余應力場。在疲勞加載過程中，試樣受到的載荷主要為長軸方向的拉壓應力，因此在仿真后處理中提取缺口位置沿試樣長軸方向（S11）的應力與應變云圖。

TC4 鈦合金缺口位置的S11 向殘余應力與應變如圖6、圖7，殘余應力云圖中應力單位為MPa，拉應力為正，壓應力為負。由應力云圖可知，壓頭擠壓后在試樣表面造成了壓頭形狀的不均勻塑性變形，使附近殘余應力場重布，同時由于材料的塑性流變在凹坑與表面交接處有材料堆積。在球形壓頭擠壓后，AR-FOD 試樣產生球狀凹坑，凹坑底部區域由于材料受擠壓發生塑性變形，呈現明顯的殘余壓應力，由凹坑底部向邊緣方向殘余壓應力也逐漸降低，至邊緣處會有拉應力場出現，如圖6（a），同時其底部與邊緣應變范圍LE-0.337～0.346，如圖6（b）。引入LSP+SP 復合強化產生的殘余壓應力場后，FH-FOD 試樣經球形壓頭擠壓后，與ARFOD 試樣相同，凹坑底部區域已有殘余壓應力場明顯增大，并且由凹坑底部向邊緣方向殘余壓應力也增加幅度逐漸降低。而在凹坑與表面交接區域仍然成壓應力狀態，如圖6（c），同時其底部與邊緣應變范圍LE?0.222～0.266，如圖6（d），塑性變形較AR-FOD 試樣有所降低，與實驗測量結果相吻合。

圖6 球形凹坑位置殘余應力與應變分布（a）AR-FOD 殘余應力分布；（b）AR-FOD 應變；（c）FH-FOD 殘余應力分布；（d）FH-FOD 應變Fig.6 Residual stress and strain distribution at spherical pits （a）AR-FOD residual stress distribution；（b）AR-FOD strain；（c）FH-FOD residual stress distribution；（d）FH-FOD strain

圖7 錐形凹坑位置殘余應力與應變分布（a）AR-FOD 殘余應力分布；（b）AR-FOD 應變；（c）FH-FOD 殘余應力分布；（d）FH-FOD 應變Fig.7 Residual stress and strain distribution at the conical pit（a）AR-FOD residual stress distribution；（b）AR-FOD strain；（c）FH-FOD residual stress distribution；（d）FH-FOD strain

在錐形壓頭擠壓后，AR-FOD 試樣產生錐狀凹坑，與球形凹坑區域殘余應力分布規律類似，凹坑底部被引入較大的殘余壓應力，并向邊緣逐漸減小，在凹坑邊緣處出現拉應力場，拉應力幅值（270 MPa）比球狀凹坑（320 MPa）有所降低，如圖7（a）。錐形壓頭擠壓后FH-FOD 試樣在凹坑邊緣處也保留了殘余壓應力狀態，圖7（c）。同時，錐形壓頭擠壓后，FH-FOD 試樣變形程度較ARFOD 試樣有所降低，如圖7（b）與7（d），與實驗測量結果相吻合。由此可知LSP+SP 復合強化后，TC4 鈦合金試樣表面產生的殘余壓應力場使得試樣表面在FOD 后形變程度降低，同時在形成凹坑邊緣應力集中較大處仍然留有一定的殘余壓應力場，可以有效抑制疲勞裂紋萌生與擴展。

2.4 疲勞壽命測試

將4 組試樣各取5 件在420 MPa 加載應力下振動疲勞壽命測試結果如表5。與AR 試樣相比，FH 試樣平均疲勞壽命由515000 提高到1×107未發生斷裂，平均疲勞壽命至少提高19.5 倍；預制外物損傷后AR-FOD 試樣平均疲勞壽命下降66%。FH-FOD 試樣平均疲勞壽命提高到815200，與ARFOD 試樣（平均疲勞壽命172800）相比提高至4.7倍，甚至與AR 試樣（平均疲勞壽命515000）相比提高至1.6 倍。結果表明，引入FOD 使得TC4 鈦合金試樣疲勞壽命下降明顯，經過LSP+SP 復合強化后對原始試樣疲勞性能有了很大的提升，同時減弱了FOD 對疲勞性能的影響，FH-FOD 試樣平均疲勞壽命甚至高于原始AR 試樣，說明復合強化有效增加了材料受外物致損后的疲勞壽命。

表5 疲勞壽命（σmax=420 MPa）Table 5 Fatigue life（σmax=420 MPa）

2.5 斷口分析

選擇AR-FOD 與FH-FOD 組中與平均壽命相近的試樣斷口進行分析。圖8 為AR-FOD 和FHFOD 斷口打開后的斷口形貌。由宏觀斷口圖8（a）與8（b）可知，FH-FOD 試樣表面性能較ARFOD 試樣更為均勻，兩個試樣宏觀斷口形貌相似，均在球狀壓坑處斷裂，斷口明顯分為3 個區域，分別是疲勞源區、裂紋擴展區與瞬斷區。疲勞源區位于球狀缺口部位，這是因為凹坑缺陷破壞了材料表面的連續性，導致出現應力集中區域，同時凹坑周圍有很多微缺陷與微裂紋，為疲勞裂紋的萌生提供了有利的條件。相較于錐狀凹坑，球狀凹坑引入了更大幅度的形變量，同時引起了更高的應力集中。在斷口圖中，可見疲勞源起源后裂紋沿放射狀擴展；疲勞源區光亮度較大，是由于裂紋擴展過程中斷口反復摩擦擠壓導致。由SEM 圖8（c）可以看出AR-FOD 試樣裂紋由靠近凹坑邊緣（數值仿真材料堆積處）的表面開始起源，而由SEM 圖8（d）表明FH-FOD 試樣的裂紋起源位于與凹坑相鄰的次表面且有多個裂紋源，可以說明LSP+SP 復合強化阻礙了裂紋從表面起源成核。

經過上述研究，預制FOD 凹坑邊緣會出現材料堆積，屬于較大的表面缺陷與應力集中，易發生疲勞裂紋的萌生。AR 試樣預制FOD 后在凹坑邊緣形成較高的殘余拉應力區域。在LSP+SP 復合強化后FH 試樣殘余壓應力場深度約為500 μm，預制FOD 后凹坑深度（49.5～60.1 μm）未能超過強化后產生的殘余壓應力層，凹坑邊緣處仍然留有殘余壓應力，阻止了裂紋的萌生，使裂紋起源由材料表面轉移到次表面，提高了試樣疲勞裂紋萌生壽命。同時殘余壓應力場會在裂紋處施加壓應力，阻止裂紋擴展或使裂紋閉合，提高了試樣疲勞裂紋擴展壽命，可以解釋FH-FOD 試樣平均疲勞壽命優于 ARFOD 試樣，甚至要優于沒有預制FOD 的AR 試樣。

3 結論

（1）LSP+SP 復合強化將TC4 鈦合金在外物損傷條件下的一階振動疲勞壽命提高至4.7 倍，比未強化的未損傷試樣疲勞壽命提高至1.6 倍。

（2）預制FOD 在試樣缺口表面會引發殘余應力的再分布，FOD 缺口底部形成了較高幅值的殘余壓應力層，在缺口邊緣會有殘余拉應力層出現。同時由于材料發生塑性變形，在缺口邊緣造成較大的應力集中，為裂紋萌生提供優先場所，使疲勞壽命大幅降低。

（3）LSP+SP 復合強化可以在TC4 鈦合金表面引入深度大于500 μm 的殘余壓應力場，復合強化產生的殘余壓應力場能夠有效平衡FOD 缺口邊緣形成的拉應力，使得試樣表面在FOD 后凹坑邊緣應力集中較大處仍然留有殘余壓應力場，可以有效抑制裂紋萌生與擴展，減小了FOD 對TC4 鈦合金疲勞性能的影響。