激光沖擊TC4鈦合金殘余應力熱松弛數值模擬研究*

吳小燕，湯 洋，葛茂忠，郭小軍，張永康，馬艷東

(1.中國航發南方工業有限公司，湖南 株洲 412002；2.廣東工業大學 廣東省海洋能源裝備先進制造技術重點實驗室，廣東 廣州 510006；3.廣東鐳奔激光科技有限公司，廣東 佛山 528200；4.江蘇理工學院 材料工程學院，江蘇 常州 213001；5.中國航發湖南動力機械研究所，湖南 株洲 412002)

0 引言

表面處理工藝(如機械噴丸和激光沖擊處理)能夠在不改變零件材料和結構的前提下,通過在材料的近表層引入殘余壓應力來消除零件加工或使用過程中的不利因素,從而改善發動機關鍵零部件的疲勞性能。與機械噴丸相比,激光沖擊處理能產生更深的殘余壓應力層故而備受關注[1]。激光沖擊處理采用高能脈沖激光穿過透明約束介質照射到靶材表面的燒蝕涂層,受影響區域迅速升溫并產生高壓等離子體,等離子體膨脹由于受到約束層限制會產生沖擊波并向材料內部傳播,使靶材表面發生塑性變形進而產生殘余壓應力[2]。然而,研究表明:通過某種手段在零部件表面獲得的殘余壓應力暴露在熱載荷條件下會發生應力松弛現象[3],這會導致零部件表層獲得的增益效果顯著降低。

本文以TC4鈦合金為研究對象,基于塑性變形機制以及蠕變變形理論建立了一種可用于預測激光沖擊處理引起的殘余應力分布以及高溫下殘余應力松弛的有限元模型,并通過試驗驗證了模型的有效性。最后探討了高溫下激光沖擊TC4試樣殘余應力松弛機理。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料為環軋TC4鈦合金毛坯,其化學成分(質量分數)為3.7%V、4.5%C、9.1%Br和Ti余量,力學性能如表1所示。利用線切割機床從環軋毛坯上切取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試樣進行拋光處理,最后用無水乙醇溶液清洗試樣表面,冷風吹干。

表1 室溫下TC4鈦合金力學性能

1.2 激光沖擊處理試驗

使用PROCUDO200激光噴丸系統對TC4鈦合金試樣表面進行單次強化處理,激光掃描路徑如圖1(a)所示。加工參數如下: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厚的流動水簾和0.1 mm厚的黑膠帶。實際強化效果如圖1(b)所示。

圖1 激光掃描路徑和實際強化效果

1.3 熱松弛試驗

采用SX-G08133箱式爐進行熱松弛試驗。保溫溫度設定為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 殘余應力測量

采用XL-640型X射線應力儀測量激光沖擊TC4鈦合金后沿深度方向的殘余應力以及熱松弛后的表面殘余應力。使用XF-1型電解拋光機及飽和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。應力測量方法選擇側傾固定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 數值模擬

2.1 材料的本構模型

采用簡化的無熱效應的Johnson-Cook(J-C)模型定義激光沖擊過程中材料的彈塑性行為,表達式如下:

(1)

對于回彈分析以及隨后的熱松弛分析,通常發生在準靜態或穩態條件下,因此,采用各向同性塑性形式的溫度相關準靜態真實應力應變數據(如圖2所示)來進行接下來的分析。

圖2 應變速率為1 s-1時TC4鈦合金在不同溫度下的應力-應變曲線

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

(2)

然而,現有文獻中針對TC4鈦合金短期蠕變模型僅有文獻[5],所以本文基于上述文獻中試驗數據構建了一組新的雙曲正弦Arrhenius模型系數,以描述550 ℃下的早期蠕變,相關系數如表2所示。

表2 雙曲正弦Arrhenius模型系數

2.2 有限元模型

建立如圖3所示的四分之一有限元模型。加載區域的網格尺寸細化為0.1 mm×0.1 mm×0.5 mm,其它區域的網格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm,每個單元被賦予實體單元類型(即C3D8R),這是具有簡化積分和沙漏控制的8節點線性元素。熱松弛模擬則采用一個耦合溫度-位移的8節點實體單元類型(即C3D8RT),具有完整或縮減積分和沙漏控制。本試驗所用激光束其內部能量在空間上呈近似三維平頂空間分布(如圖4所示),沖擊波壓力隨時間的變化曲線如圖5所示。在熱松弛有限元分析中,首先進行穩態熱機械分析,這一過程有限元分析中時間不起作用[4],因此我們設置這一過程時間步長為20 ns。在隨后的粘塑性分析中,則與步進時間密切相關,因此將其設置成與保溫時間一致。

圖3 激光沖擊和熱松弛模擬的三維有限元模型

圖4 激光束內部能量歸一化壓力空間分布

圖5 沖擊波歸一化壓力隨時間變化曲線

3 試驗結果與分析

3.1 激光沖擊過程有限元模型驗證

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

圖6 激光沖擊后三維殘余應力云圖

沿Z軸提取深度方向的殘余應力,并與實際測量值進行比較,結果如圖7所示。最大表面殘余壓應力出現在激光光斑中心位置,模擬結果約為-340.3 MPa,而實際測量結果約為-356.5 MPa。造成該差異的原因可能是預處理導致應力的疊加。受沖擊區域形成約200 μm深度的殘余應力層,超過該層,出現殘余拉應力。

圖7 激光沖擊后模擬和試驗獲得的沿深度方向殘余應力分布

采用相關系數(R)和平均相對誤差(Δ)驗證模擬結果的準確性。激光沖擊后模擬和試驗殘余應力的相關性如圖8所示,從圖8可以看出,試驗數據和模擬數據之間的相關系數R=0.977,表明模擬結果和實際測量結果呈正線性相關。Δ是衡量模型可預測性的無偏統計,可表示為:

圖8 激光沖擊后模擬和試驗殘余應力的相關性

(3)

其中:σexp和σsim分別為試驗殘余應力數據和模擬殘余應力數據;N為數據的數量。Δ值越小則表明模型性能越好,根據試驗和模擬獲得殘余應力結果計算得到Δ=35%。

基于上述分析,激光沖擊模擬結果與試驗獲得結果吻合良好。出現微小差異可能是由于試驗測量誤差、網格尺寸效應以及材料本構模型的參數所致。

3.2 高溫下的殘余應力松弛行為

為了進一步分析高溫下TC4鈦合金表面殘余應力松弛機制,提取光斑中心A點(如圖3所示)的模擬結果來表示激光沖擊后TC4合金表面殘余應力釋放過程,如圖9所示。從圖9中可以看出,在保溫初期,殘余應力迅速降低;在550 ℃下保溫5 min后,表面殘余應力從原來的-340.3 MPa降到了-232.5 MPa,松弛了-107.8 MPa,松弛率達到31.7%;隨后,表面殘余應力的釋放速率進入過渡階段,并最終趨于穩定。保溫60 min后,表面殘余應力為-205.8 MPa。與試驗結果相比,二者的變化趨勢吻合良好。

圖9 550 ℃下表面殘余應力隨不同保溫時間的變化

熱松弛試驗數據和模擬數據之間的相關系數R=0.98,平均相對誤差Δ=7.1%。因此,基于雙曲正弦Arrhenius-type本構方程的有限元模型對于預測TC4鈦合金經激光沖擊后殘余應力熱松弛是有效的。二者之間的微小差異可能是雙曲正弦Arrhenius-type本構方程的模型系數估算、模型的網格尺寸效應和測量誤差所致。殘余應力熱松弛可能與等溫退火期間塑性變形層的熱回復過程與動態再結晶有關[6]。

4 結論

本文基于塑性變形機制以及蠕變變形理論,建立了一種用于預測激光沖擊后TC4鈦合金表面殘余應力在特定溫度下的熱松弛行為的有限元模型,并對模擬結果和試驗測量結果進行對比分析,得出如下結論:

(1) 本研究中開發的基于雙曲正弦 Arrhenius-type本構方程的模型能準確有效地預測激光沖擊TC4殘余應力熱松弛行為。

(2) 550 ℃下,激光沖擊TC4鈦合金表面殘余應力初期隨保溫時間延長而迅速降低;隨后,表面殘余應力的釋放進入過渡階段,最終趨于穩定。

(3) 殘余應力熱松弛與等溫退火期間塑性變形層的熱回復過程與動態再結晶有關。