Lifetime of AMg6 Alloy under Consecutive Shock-Wave and Gigacycle Loading

Abstract


The paper presents the experimentally implemented test program for very-high-cycle loading (number of cycles 107-109) samples produced from massive planar targets (aluminum alloy AMg6) and subjected to the plane wave loading method (explosive generator). Shock-wave loading modes provided a controlled damage to simulate structural changes in fan blade materials under conditions of a high-speed collision with solid particles. Very-high-cycle loading was performed using the ultrasonic testing machine Shimadzu USF-2000 that allows testing samples on the basis of 108-1010 cycles with an amplitude of up to several tens of micrometers and a frequency test of 20 kHz. A significant reduction by 34% of the fatigue strength on the basis of 109 cycles for the AMg6 alloy pre-loaded with a shock wave is shown. The technique of the "in situ" determination of fatigue damage is based on the analysis of the amplitude-frequency characteristics corresponding to the change in effective elastic properties. It allowed us to explore the damage development stages taking into account nonlinear kinetics of the defects accumulation in the process of cyclic loading in multi- and gigacycle fatigue modes. The anomalous change of elastic properties of the material at critical levels of damage is established. A quantitative correlation between mechanical properties and scale-invariant characteristics of the topography of the fracture surface are formed in the processes of dynamic loading and gigacycle according to profilometry (interferometer-Profiler New View 5010 with a resolution of 0.1 nm). For the samples subjected to the preliminary shock-wave deformation, a decrease in the Hurst index in comparison with the undeformed samples was established. The latter is associated with an intensive fragmentation in the formation of dislocation ensembles during shock wave loading, which complicates the formation of an ordered system of defects under the subsequent fatigue loading

Full Text

Введение Определение природы зарождения усталостных трещин является одной из актуальных фундаментальных проблем для различных областей приложений, особенно если говорить о сверхмногоцикловой (гигацикловой) [1-5] усталости, когда трещина образуется внутри материала. Влияние случайных статических или динамических нагрузок на долговечность материалов в условиях сверхмногоцикловой усталости вызывает в настоящее время большой интерес в авиационном моторостроении в связи с необходимостью оценки ресурса (долговечности), например, лопаток газотурбинных двигателей в условиях эксплуатации, сопровождающихся соударением с твердыми частицами [6-11]. Характерной чертой развития разрушения в условиях гигацикловой усталости является решающее влияние на усталостную долговечность стадии инициирования усталостной трещины. При этом качественным отличием является образование усталостной трещины в объеме материала, что решающим образом меняет постановку проблемы оценки усталостного ресурса, методов исследования стадийности развития разрушения. В отличие от традиционных подходов, в противоположность сложившимся традициям в области многоцикловой усталости, где центральное внимание уделяется стадии распространения трещин, возникает фундаментальная проблема зарождения усталостной трещины в ходе многомасштабных процессов развития поврежденности, ассоциируемой с дефектами различной природы (включения, полосы локализованного пластического сдвига, микротрещины, поры). В [12, 13] отмечается, что стадийность разрушения характеризуется эффектами «необратимости», инициированными формированием локализованных сдвигов, играющих ключевую роль при зарождении усталостной трещины, что может проявляться в признаках нелинейности упругого поведения материалов, «аномалий упругой податливости» усталостных образцов. Роль стадии инициирования особенно важна для гигацикловых режимов нагружения, которые характеризуются зарождением очага разрушения в форме fish-eye («рыбий глаз») в объеме материала. Природа образования особой зоны с сильно измельченным зерном (FGA) вокруг внутреннего дефекта до сих пор вызывает вопросы [13]. 1. Материал и условия эксперимента Предварительное воздействие на образцы из алюминиевого сплава АМг6 толщиной 15 мм осуществлялось ударным нагружением алюминиевой пластиной толщиной 4 мм и диаметром 120 мм, разогнанной с помощью плосковолнового взрывного генератора до скорости ~1400 м/с (рис. 1). Эксперимент реализован в лаборатории реологических свойств конденсированных сред при импульсных воздействиях Института проблем химической физики РАН [14]. Химический состав и механические характеристики сплава АМг6 представлены в табл. 1 и 2. Таблица 1 Химический состав АМг6 (в процентном содержании) Table 1 Chemical composition of aluminum alloy (in weight %) Al Cu Mg Mn Si Fe Zn Be Ti 91,1-93,68 0,10 5,8-6,8 0,5-0,8 0,4 0,4 0,20 0,0002-0,005 0,02-0,1 Таблица 2 Квазистатические характеристики при растяжении АМг6 Table 2 Quasi-static tensile properties of AMg6 Модуль упругости, ГПа Предел текучести, МПа Предел прочности, МПа Максимальное удлинение, % 71 180 355 25 В момент подлета пластины-ударника к образцу диаметр плоского участка соударения составлял не менее 90 мм. Толщина пластины ударника при данной скорости соударения выбиралась из соображения сохранения стационарного ударносжатого состояния по всей толщине образцов АМг6, то есть максимальная амплитуда импульса сжатия была по всей толщине образца одинаковой. Для исключения боковой и тыльной разгрузки образцов и реализации условий «сохранения» последние запрессовывались без зазоров в стальное кольцо диаметром 200 мм. Из сохраненных пластин АМг6 вырезались образцы специальной формы для проведения усталостных испытаний (рис. 2). Усталостное нагружение проводилось на ультразвуковой [13] испытательной машине резонансного типа Shimadzu USF-2000 при уровнях напряжений 90-162 МПа и симметричном цикле R = -1. Ультразвуковая испытательная машина позволяет испытывать материалы на базе 109-1010 циклов с амплитудой от одного до нескольких десятков микрон с частотой 20 кГц, что существенно сокращает время испытания. В процессе эксперимента образцы охлаждались сжатым воздухом. Результаты испытаний показали снижение на ~34 % предельного напряжения разрушения на базе 109 циклов для предварительно нагруженного ударной волной сплава АМг6 с уровня напряжения 162 МПа в исходном (недеформированном) состоянии до уровня напряжения 107 МПа (рис. 3). а б Рис. 1. Схема эксперимента (а) и фото мишени в сборке (б) для сохранения ударно-сжатых образцов алюминиевого сплава АМг6. Взрывная коническая линза состоит из взрывчатого вещества 1 и вкладыша из парафина 2; 3 - стальная пластина- ослабитель; 4 - алюминиевый ударник Fig. 1. The experimental scheme (a) and photo of target in assembly (b) to save shock-compressed samples of aluminum alloy AMg6. The explosive conical lens consists of an explosive 1 - a paraffin insert 2; 3 - steel weakening plate; 4 - aluminum striker Рис. 2. Геометрия образцов Fig. 2. Geometry of the samples Рис. 3. S-N зависимость сплава АМг6 после предварительного нагружения ударной волной и при отсутствии предварительного нагружения Fig. 3. The S-N curve of AlMg6 alloy in the case of dynamic preloading and in the absence of preloading 2. Амплитудно-частотный анализ эффективных упругих свойств. Оценка поврежденности материала в процессе усталостных испытаний Амплитудно-частотный анализ изменения эффективных упругих свойств осуществлялся по данным измерения колебаний свободного торца образца с помощью высокочувствительного индуктивного датчика и системы аналого-цифрового преобразователя (рис. 4). Разработанное программное обеспечение позволяло in situ с помощью Фурье-анализа получать амплитуду первой, второй и третьей гармоник колебаний. Рис. 4. Экспериментальная установка: 1 - волновод; 2 - образец; 3 - датчик перемещений; 4 - система охлаждения Fig. 4. The experimental setup: 1 - horn; 2 - sample; 3 - displacement sensor; 4 - cooling system При достаточно больших значениях амплитуды колебаний и отклонениях от линейного упругого закона колебания свободного торца образца будут содержать ряд гармонических составляющих: компоненты с амплитудой A1 на основной частоте ω0, с амплитудой А2 второй гармоники частотой 2ω0 и т.д. Параметр нелинейности βe определяется экспериментально путем измерения абсолютных амплитуд сигналов первой А1 и второй А2 гармоник, соответствующих нелинейному закону упругости: (1) где σ - нагрузка; u - перемещение; a - пространственная координата; и - упругие коэффициенты второго и третьего порядка соответственно. Введением коэффициента нелинейности волновое уравнение может быть представлено в виде (2) где u - компонента вектора смещений в направлении a; c - продольная скорость звука; t - время. Его решение, учитывая, что возмущение торца , будет иметь вид (3) где k - волновое число, . Отсюда можно выразить (4) При исследовании нелинейных явлений в режиме гигацикловой усталости с помощью измерения амплитуд основной и второй гармоник определяется относительный параметр: (5) где β0 относится к неповрежденному материалу. Об увеличении βrelative с ростом усталостных повреждений сообщалось в ряде работ [15-17]. Разработанные в [16-20] экспериментальные установки позволяют оперативно наблюдать за процессом усталостного нагружения с помощью лазерного виброметра и определения высших гармоник в испытываемых образцах. Измерение амплитуды проводилось индуктивным датчиком с частотой записи сигнала 10 МГц. Анализировались временные отрезки по 65536 точкам с частотой записи 100 Гц. Система «обратной связи» анализировала среднее значение амплитуды второй гармоники на данном участке и, если оно превышало пороговое значение, сигнализировала о зарождении трещины. Амплитуда второй гармоники в процессе испытаний выходит на стационар в начале эксперимента и 99 % всего времени значительно не изменяется. На заключительном этапе испытаний (рис. 5), когда появляется очаг трещины, амплитуда второй гармоники претерпевает резкие изменения и начинает лавинообразно расти с ростом усталостной трещины. На графике (см. рис. 5) между моментом обнаружения трещины с помощью системы обратной связи и изменением собственной частоты колебаний, связанной с признаками макроскопического разрушения образца, прошло более 2·106 циклов нагружения. Предполагается, что первый резкий скачок амплитуды в момент времени 5,415·104c связан с образованием усталостной трещины, а дальнейшее нелинейное увеличение амплитуды связано с ростом усталостной трещины и соответствующим изменением в упругих характеристиках образца. Рис. 5. Амплитуда второй гармоники на заключительном этапе циклических испытаний Fig. 5. Amplitude of the second harmonic on the final stage of cyclic testing Несмотря на то, что процесс образования усталостной трещины носит выраженный локальный характер, образование внутренних дефектов привносит вклад в интегральные характеристики материала, такие как модуль Юнга, как это было показано в работе [17] на примере прецизионного гидростатического взвешивания образцов из титана и армко-железа после усталостных испытаний. Таким образом, чувствительность индукционного датчика перемещений позволяет установить изменения в амплитуде колебаний, предсказать начало зарождения трещины и предложить новые методики контроля и предупреждения усталостного разрушения. 3. Количественный анализ морфологии поверхности разрушения Поверхностный рельеф разрушенных образцов исследовался с помощью интерферометра-профилометра высокого разрешения New-View (при увеличении x2000, рис. 6.) и затем анализировался методами фрактального анализа [22-26] для определения условий коррелированного поведения многомасштабных дефектных структур, с которым связывалось распространение трещины. Поверхность разрушения состоит из трех характерных зон: 1 - зона инициирования усталостной трещины, 2 - зона роста усталостной трещины, 3 - зона критического роста трещины. а б Рис. 6. Характерный рельеф поверхности зоны усталостного разрушения сплава АМг6: а - оптическое изображение; б - 3D-изображение зоны 2 Fig. 6. A characteristic surface relief of a fatigue fracture zone AlMg6 alloy: a - optical image; b - 3D image of a surface of area 2 В зоне 2 (рис. 6, а) роста усталостной трещины анализировались одномерные профили рельефа поверхности в радиальном направлении по отношению к границе раздела между зонами 1 и 3 (рис. 6, б). От 12 до 15 одномерных профилей анализировались в пределах области исследования профилометра, обеспечивая представительность данных о структуре рельефа. Для определения минимального (критического) масштаба lsc, соответствующего установлению длинно-корреляционных взаимодействий в ансамблях дефектов, использовался метод определения показателя Херста. По одномерным профилям рельефа поверхности разрушения вычислялась функция C(r) по формуле [20, 21] (6) где C(r) представляет собой усредненную разность значений высот рельефа поверхности z(x+r) и z(x) на окне размером r; H - показатель Херста (показатель шероховатости). Представление функции C(r) в логарифмических координатах в соответствии с соотношением (6) позволяет провести оценку критического масштаба lsc (рис. 7, б). Значение нижней границы линейного участка функции C(r) принималось за значение критического масштаба lsc, значение верхней границы принималось за значение масштаба, связанного с зоной процесса Lpz - областью коррелированного поведения дефектных структур (см. рис. 7, б). Значения показателя Херста H и критических масштабов Lpz и lsc для различных условий нагружения приведены в табл. 3. а б Рис. 7. Характерный вид зависимости log2C(r) от log2(r) (×2000) для образцов: а - с предварительным нагружением; б - без предварительного нагружения Fig. 7. Characteristic log2C(r) vs. log2(r) (×2000) plot for specimens: a - under preloading; b - without preloading Таблица 3 Значения показателя Херста H (×2000) и значения критических масштабов Lpz и lsc при различных уровнях напряжения усталостной долговечности Table 3 The values of the Hurst exponent H (×2000) and scales Lpz and lsc at various levels of fatigue Номер образца σ, МПа ΔN, циклы lsc, мкм Lpz, мкм H 1.1 140 1,06·106 0,5 16,0 0,46 1.2 130 5,58·106 0,7 17,2 0,52 1.3 120 3,58·106 1,2 14,5 0,55 2.1 100 3,26·107 1,1 17,1 0,53 2.2 107 3,58·108 0,8 21,1 0,55 2.3 98 7,29·106 0,9 12,7 0,43 3.1 99 6,57·107 0,4 16,9 0,48 3.2 121 7,29·107 1,8 24,2 0,57 3.3 115 6,39·106 0,3 5,0 0,34 4.1 121 1,73·108 2,0 30,7 0,55 4.2 121 1,39·107 0,6 22,5 0,58 4.3 117 6,72·108 1,1 14,6 0,54 Сравнительный анализ масштабных инвариантов по данным количественной профилометрии позволил установить уменьшение показателя Херста (H = 0,34…0,58 в диапазоне структурных масштабов 0,3-30,7 мкм) для образцов, не подвергнутых предварительному нагружению (H = 0,58…0,76 в диапазоне структурных масштабов 1,3-34,7 мкм) [26]. Структура материала, нагружаемого при высоких скоростях деформирования, характеризуется интенсивной фрагментацией при формировании дислокационных ансамблей, которые инициируют многомасштабный рост дефектов при последующем усталостном нагружении. Исходная фрагментированная структура затрудняет формирование упорядоченной системы дефектов при усталостном нагружении, что, по-видимому, является причиной уменьшения показателя Хёрста и менее выраженной способностью материала к формированию полос локализованного сдвига (persistent slip bands). Заключение Исследовано изменение усталостной прочности в сверхмногоцикловом диапазоне режимов нагружения сплава АМг6, подвергнутого предварительному ударно-волновому деформированию. Показано существенное снижение усталостной прочности (до 34 % от прочности исходных образцов) на базе испытаний 109 циклов. Анализ колебаний свободного торца в процессе сверхмногоцикловых испытаний показал значительное увеличение амплитуды второй гармоники и коэффициента нелинейности при образовании усталостных трещин. Это позволит прогнозировать усталостную долговечность материала и идентифицировать внутренние дефекты в предкритической стадии накопления поврежденности. Определены значения масштабных инвариантов и соответствующих им структурных масштабов в терминах показателя Хёрста. Для образцов, подвергнутых предварительному ударно-волновому деформированию, установлено уменьшение показателя Херста по сравнению с недеформированными образцами. Последнее связывается с интенсивной фрагментацией при формировании дислокационных ансамблей в ходе ударно-волнового нагружения, что затрудняет формирование упорядоченной системы дефектов при последующем усталостном нагружении. Влияние предварительного интенсивного нагружения на значения масштабных инвариантов и пространственных масштабов в соответствии с работами авторов [26-30] предполагается использовать для исследования кинетических закономерностей роста усталостной трещины и оценки ресурса материалов авиационного моторостроения при комбинированном динамическом и усталостном нагружении.

About the authors

V A Oborin

Institute of Continuous Media Mechanics UB RAS

M V Bannikov

Institute of Continuous Media Mechanics UB RAS

Y V Bayandin

Institute of Continuous Media Mechanics UB RAS

O B Naimark

Institute of Continuous Media Mechanics UB RAS

References

  1. Ботвина Л.Р. Гигацикловая усталость - новая проблема физики и механики разрушения // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2004. - Т. 70, № 4. - С. 41.
  2. Масштабная инвариантность роста усталостной трещины при гигацикловом режиме нагружения / В.А. Оборин, М.В. Банников, О.Б. T. Наймарк, Palin-Luc // Письма в журнал технической физики. - 2010. - Т. 36. - Вып. 22. - C. 76-82.
  3. Cowles B.A. High cycle fatigue in aircraft gas turbines - an industry perspective // International Journal of Fracture - 1996. - Vol. 80 - P. 147-163.
  4. Шанявский А.А. Моделирование усталостных разрушений металлов. Синергетика в авиации. - Уфа: Монография, 2007. - 500 c.
  5. Nicholas T. High Cycle Fatigue // A Mechanics of Material Perspective. - Elsevier, 2006. - 641 p.
  6. Peters J.O., Ritchie R.O. Influence of foreign object damage on crack initiation and early crack growth during high-cycle fatigue of Ti-6Al-4V // Eng. Fract. Mech. - 2000. - Vol. 67. - P. 193-207.
  7. Spanrad S., Tong J. Characterisation of foreign object damage (FOD) and early fatigue crack growth in laser shock peened Ti-6Al-4V aerofoil specimens // Materials Science and Engineering A. - 2011 - Vol. 528 - P. 2128-2136.
  8. Oakley S.Y., Nowell D. Prediction of the combined high- and low-cycle fatigue performance of gas turbine blades after foreign object damage // International Journal of Fatigue. - 2007. - Vol. 29. - P. 69-80.
  9. Chen Xi Foreign object damage on the leading edge of a thin blade // Mechanics of Materials. - 2005. - Vol. 37 - P. 447-457.
  10. Nowell D., Duó P., Stewart I.F. Prediction of fatigue performance in gas turbine blades after foreign object damage // International Journal of Fatigue. - 2003. - Vol. 25. - P. 963-969.
  11. Franklin J. Foreign object damage in the UK RAF // National Aerospace FOD Prevention Inc. (NAFPI), 1st Int. Conference. - London, 2003.
  12. Microstructure scaling properties and fatigue resistance of pre-strained aluminium alloys (part 1: AlCu alloy) / C. Froustey, O. Naimark, M. Bannikov, V. Oborin // European Journal of Mechanics A/Solids. - 2010. - Vol. 29. - P. 1008-1014.
  13. Bathias C., Paris P.C. Gigacycle Fatigue in Mechanical Practice. - Marcel Dekker Publisher Co, 2005. - 328 p.
  14. Prediction of Aluminum Alloy (AlMg6) Life Time under Consecutive Shock-Wave and Gigacycle Fatigue Loads / V. Oborin, Y. Bayandin, A. Savinykh, G. Garkushin, S. Razorenov, O. Naimark // AIP Conference Proceedings. - AIP Publishing. - 2018. - Vol. 2051. - No. 1. - P. 020216-1-020216-4.
  15. Cantrell J.H., Yost W.T. Nonlinear ultrasonic characterization of fatigue microstructures // Int. J. of Fatigue. - 2001. - Vol. 23. - P. 487-490.
  16. In situ characterization of fatigue damage evolution in a cast Al alloy via nonlinear ultrasonic measurements / A. Kumar et al. // Acta Materialia. - 2010. - Vol. 58. - No. 6. - С. 2143-2154.
  17. In situ damage assessment in a cast magnesium alloy during very high cycle fatigue / A. Kumar [et al.] // Scripta Materialia. - 2011. - Vol. 64. - No. 1. - P. 65-68.
  18. In situ nonlinear ultrasonic for very high cycle fatigue damage characterization of a cast aluminum alloy / W. Li, H. Cui, W. Wen, X. Su, C.C. Engler-Pinto Jr. // Materials Science and Engineering A. - 2015. - No. 645. - P. 248-254.
  19. Frequency Effect and Influence of Testing Technique on the Fatigue Behaviour of Quenched and Tempered Steel and Alumiunium Alloy / N. Schneider, J. Bödecker, C. Berger, M. Oechsner // International Journal of Fatigue. - 2016. - No. 93. - P. 224-23.
  20. Наймарк О.Б., Банников М.В. Нелинейная кинетика развития поврежденности и аномалии упругих свойств металлов при гигацикловом нагружении //Письма о материалах. - 2015. - Т. 5, №. 4. - С. 497-503.
  21. Экспериментальное и теоретическое исследование многомасштабных закономерностей разрушения при сверхмногоцикловой усталости / В.И. Бетехтин, А.Г. Кадомцев, М.В. Нарыкова, М.В. Банников, С.Г. Абаимов, И.Ш. Ахатов, T. Palin-Luc // Физическая мезомеханика. - 2017. - Т. 20, № 1.
  22. Федер Е., Данилов Ю. А., Шукуров А. Фракталы. - М.: Мир, 1991. - 254 с.
  23. Mandelbrot B.B. The fractal geometry of nature. - N.Y.: Freeman, 1983. - 480 p.
  24. Zaiser M. Scale invariance in plastic flow of crystalline solids // Advances in Physics. - 2006. - Vol. 55. - P. 185-245.
  25. Bouchaud E. Scaling properties of cracks // J. Phys. Condens. Matter. - 1997. - Vol. 9. - P. 4319-4344.
  26. Фрактальный анализ поверхности разрушения сплава АМг6 при усталостном и динамическом нагружении / В.А. Оборин, М.В. Банников, Ю.В. Баяндин, М.А. Соковиков, Д.А. Билалов, О.Б. Наймарк // Вестник Пермского национального исследовательского университета. Механика. - 2015. - № 2. - С. 116-126. doi: 10.15593/perm.mech/2015.2.07
  27. Barenblatt G.I. Scaling phenomena in fatigue and fracture // Int. J. of Fracture. - 2006. - Vol. 138. - P. 19-35.
  28. Hertzberg R.W. On the calculation of closure-free fatigue crack propagation data in monolithic metal alloys // Materials Science and Engineering A. - 1995. - Vol. 190. - P. 25-32.
  29. Mechanical and microstructural aspects of localized plastic flow / Sokovikov M. et al. // Solid State Phenomena. - 2016. - Vol. 243. - P. 113-120.
  30. Xie H., Sanderson D.J. Fractals effects of crack propagation on dynamic stress intensity factors and crack velocities // Int. Jour. Fract. - 1995. - Vol. 74. - P. 29-42.

Statistics

Views

Abstract - 66

PDF (Russian) - 73

Cited-By


PlumX


Copyright (c) 2019 Oborin V.A., Bannikov M.V., Bayandin Y.V., Naimark O.B.

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution-NonCommercial 4.0 International License.

This website uses cookies

You consent to our cookies if you continue to use our website.

About Cookies