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

Statistics

Views

Abstract - 211

PDF (Russian) - 121