對(duì)于金屬材料，服役對(duì)象材料性質(zhì)與零件性能之間存在正相關(guān)特性，為制備高強(qiáng)高韌金屬材料和長(zhǎng)壽命金屬服役零部件，研究者們?cè)诓粩嘀铝τ谛虏牧涎邪l(fā)工作的同時(shí)，對(duì)材料微觀組織狀態(tài)的研究也從宏觀、介觀尺度不斷深入到微納尺度[1?2]。實(shí)際應(yīng)用中，評(píng)判零部件使用壽命的重要因素之一是零件疲勞性能的穩(wěn)定性，而影響零件疲勞性能穩(wěn)定性的主要因素是制造和服役過(guò)程中組織性能的均勻性和穩(wěn)定性。一方面，材料在制造加工過(guò)程中由于不同部位不均勻受力或受熱致使材料內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力；另一方面，由于制造加工過(guò)程形變相變不均勻，易造成零件基體損傷與缺陷波動(dòng)，如應(yīng)變硬化、位錯(cuò)塞積、應(yīng)力集中、成形缺陷等。當(dāng)零件中殘余應(yīng)力在特定服役條件下與外力耦合，會(huì)改變零件的實(shí)際受力狀態(tài)，易造成零件服役早期發(fā)生局部微區(qū)損傷缺陷區(qū)域失效，引起零件失效，最終導(dǎo)致其疲勞性能不穩(wěn)定、離散度大。為了解決這類問(wèn)題，采用時(shí)效技術(shù)，如自然時(shí)效(Natural stressrelief, NSR)以及人工時(shí)效 (Artificial stress relief,ASR) [3?8]，其中人工時(shí)效主要包括時(shí)效熱處理(Thermal stress relaxation, TSR)和振動(dòng)時(shí)效(Vibration stress relief, VSR)，可在一定程度上有效地提升零件使用性能和疲勞壽命[9?10]，TSR和VSR技術(shù)己在工業(yè)上獲得廣泛應(yīng)用，但實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中仍存在明顯不足。例如，時(shí)效熱處理(TSR)的局限性主要體現(xiàn)在如下兩個(gè)方面：一方面，熱處理設(shè)備費(fèi)用較高，能源消耗大；另一方面，構(gòu)件可能出現(xiàn)熱處理變形的問(wèn)題，同時(shí)也可能引入新的殘余應(yīng)力[11?14]。振動(dòng)時(shí)效(VSR)的局限性則主要體現(xiàn)在，對(duì)零件進(jìn)行整體時(shí)效處理時(shí)局部振動(dòng)應(yīng)力過(guò)大易引起構(gòu)件疲勞破壞[15?16]。
電磁脈沖處理是一種新型加工技術(shù)，具有綠色無(wú)污染、效率高等優(yōu)勢(shì)。其采用接觸式或非接觸式交變脈沖電流或脈沖磁場(chǎng)作用于材料局部或者整體區(qū)域，利用電磁脈沖在短時(shí)間內(nèi)與材料微觀組織和缺陷發(fā)生相互作用，通過(guò)脈沖電流或脈沖磁場(chǎng)產(chǎn)生的熱效應(yīng)和非熱效應(yīng)以及兩者耦合效應(yīng)來(lái)改善材料微結(jié)構(gòu)，提高材料力學(xué)性能或提升其使用性能。因此，電磁脈沖處理技術(shù)已經(jīng)廣泛用于輔助成型制造[17?19]、輔助加工制造[20?21]、輔助熱處理[22?23]及電磁沖擊強(qiáng)化[24?25]等研究。
由于電磁脈沖作用于金屬材料時(shí)多場(chǎng)耦合的復(fù)雜性，其影響材料組織性能的微觀作用機(jī)理目前還沒(méi)有統(tǒng)一的觀點(diǎn)。目前學(xué)者們普遍認(rèn)為這是多種效應(yīng)復(fù)合作用的結(jié)果，包括焦耳熱效應(yīng)[26?27]，電子風(fēng)力作用[28]和磁致伸縮效應(yīng)[29]等，尤其與金屬內(nèi)部位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)密切相關(guān)[30?32]。同時(shí)，電磁脈沖對(duì)金屬材料的影響具有“局部針對(duì)性”或者“選擇性作用”特征[33?34]，合金內(nèi)部不同狀態(tài)的微區(qū)，對(duì)于電磁脈沖能量的響應(yīng)往往不同。本文作者近期研究表明[35]，在近室溫條件下，電磁脈沖對(duì)合金晶粒會(huì)產(chǎn)生微振動(dòng)效應(yīng)，合金不同位置處會(huì)發(fā)生非線性彈塑性變形，可調(diào)整如微織構(gòu)、愈合微裂紋等微觀損傷，同時(shí)，對(duì)合金微觀缺陷，如空位、雜質(zhì)原子、位錯(cuò)、晶界和相界等產(chǎn)生非線性激勵(lì)作用，達(dá)到調(diào)控殘余應(yīng)力和修復(fù)微納尺度損傷缺陷的目的。這啟發(fā)作者，可將電磁脈沖處理技術(shù)應(yīng)用到調(diào)控成品金屬零件殘余應(yīng)力中，即將電磁脈沖的微振動(dòng)效應(yīng)及焦耳熱效應(yīng)進(jìn)行有效結(jié)合，達(dá)到熱振復(fù)合時(shí)效工藝效果，為提高零件使用性能一致性和穩(wěn)定性，進(jìn)而提升零件疲勞壽命提供一種新思路。
TC11鈦合金最早是 20 世紀(jì) 50 年代中期由美國(guó)Crucible 公司研制出的一種新型抗氧化、超高強(qiáng)鈦合金，具有良好的抗氧化性能、優(yōu)良的冷熱加工性能、較高的力學(xué)性能以及良好的環(huán)境抗力，已經(jīng)用于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片[36?37]。但目前，TC11鈦合金葉片使用性能和疲勞壽命還有待提升。已有文獻(xiàn)表明，電磁場(chǎng)復(fù)合調(diào)控處理可通過(guò)基體微區(qū)形變相變改善葉片表層殘余應(yīng)力分布，從而有效提升航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦合金葉片的疲勞極限強(qiáng)度[38]，但關(guān)于電磁場(chǎng)復(fù)合調(diào)控處理提升鈦合金葉片疲勞極限的物理機(jī)制，仍需開(kāi)展更為深入的實(shí)驗(yàn)與理論研究。本文將利用電磁脈沖能量對(duì)TC11鈦合金葉片進(jìn)行電磁沖擊試驗(yàn)，調(diào)控葉片整體殘余應(yīng)力分布，提升成品葉片疲勞極限，同時(shí)，結(jié)合有限元仿真分析，針對(duì)電磁沖擊處理對(duì)TC11鈦合金葉片疲勞性能的影響機(jī)理進(jìn)行進(jìn)一步探討。
1、 實(shí)驗(yàn)與仿真
1.1 實(shí)驗(yàn)研究
實(shí)驗(yàn)選用噴丸后的 TC11鈦合金葉片成品件進(jìn)行電磁沖擊試驗(yàn)。采用自制的電磁沖擊裝置對(duì)TC11鈦合金葉片進(jìn)行電磁沖擊試驗(yàn)，電磁沖擊裝置示意圖如圖 1(a)所示。試驗(yàn)主要工藝參數(shù)如表1所示，電磁沖擊過(guò)程中使用FOTRIC 226紅外熱像儀監(jiān)測(cè)葉片表面溫度變化情況，結(jié)果如圖 1(b)所示，試驗(yàn)過(guò)程中試樣表面最高溫度未超過(guò) 60 ℃。
電磁沖擊試驗(yàn)結(jié)束后，取未處理葉片組(G0)和電磁沖擊處理后葉片組(G1和G2)中的1#~15#葉片用于振動(dòng)疲勞測(cè)試，16#葉片用于殘余應(yīng)力測(cè)試。
采用激振技術(shù)，依據(jù)航標(biāo)《發(fā)動(dòng)機(jī)葉片及材料振動(dòng)疲勞試驗(yàn)方法》(HB 5277—84)，結(jié)合升降法對(duì)一組(15個(gè))TC11鈦合金葉片進(jìn)行振動(dòng)疲勞測(cè)試。對(duì)未處理葉片和經(jīng)電磁沖擊處理后的葉片采用X射線殘余應(yīng)力檢測(cè)儀(XSTRESS 3000)測(cè)定鈦合金葉片葉背表層殘余應(yīng)力，并通過(guò)剝層法實(shí)現(xiàn)不同深度殘余應(yīng)力測(cè)試。試件電解經(jīng)剝層完畢后，正面用水清洗，腐蝕區(qū)域用丙酮清潔，去除表面雜質(zhì)，再用酒精擦拭，熱風(fēng)吹干，使其達(dá)到應(yīng)力測(cè)量要求的光潔度。等試樣表面完全干燥后，在腐蝕區(qū)域利用事先制備的定位板卡標(biāo)示出應(yīng)力測(cè)量的點(diǎn)，以確保逐層定點(diǎn)應(yīng)力測(cè)量。應(yīng)力測(cè)試條件如下：Ti靶，管壓30kV，管流6.7mA，曝光時(shí)間5s。
不同電磁沖擊工藝處理的TC11鈦合金葉片在經(jīng)振動(dòng)疲勞失效后，從未處理葉片組和電磁沖擊處理后葉片組振動(dòng)疲勞測(cè)試(1#~15#)葉片中取出對(duì)應(yīng)最大失效強(qiáng)度的葉片進(jìn)行顯微硬度測(cè)試和裂紋形貌觀察。采用線切割將疲勞失效后葉片沿中部對(duì)稱剖開(kāi)，如圖2(a)所示；利用透明環(huán)氧樹(shù)脂對(duì)葉片試樣進(jìn)行鑲樣，如圖2(b)所示。采用 HVS?1000 硬度計(jì)測(cè)試上述葉片剖面維氏硬度分布，測(cè)量載荷為1.96N，保壓時(shí)間為10s。硬度測(cè)量取點(diǎn)位置：縱向上，分別在試樣表面以距左側(cè)底平面4 mm處為起始點(diǎn)，每隔5 mm取點(diǎn)；橫向上，分別在葉片剖面中心處、距葉背0.5 mm處和距葉盆0.5 mm處取點(diǎn)，取平均值，如圖2(b)所示。
同時(shí)，從未處理葉片組和電磁沖擊處理后葉片組用于殘余應(yīng)力測(cè)試(16#)的葉片中取樣進(jìn)行顯微顯微組織觀察。對(duì)試樣進(jìn)行打磨至表面光滑，再在拋光機(jī)上進(jìn)行拋光至表面光亮，用酒精擦洗干凈后采用腐蝕液 (5.0% HF+15.0% HNO3+80.0% H2O，體積分?jǐn)?shù)) 進(jìn)行腐蝕。采用蔡司金相顯微鏡(ZeissScope A1)和掃描電鏡(ZEISS AURIGA)對(duì)各試樣的顯微組織和裂紋分布進(jìn)行觀察。
1.2 仿真模擬
為分析葉片疲勞性能提升的原因，分別使用DEFORM及ANSYS軟件對(duì)葉片制造成形及服役階段的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析。首先對(duì)葉片進(jìn)行幾何建模及網(wǎng)格劃分，由于鈦合金葉片葉身部分是閉合雙曲面變截面結(jié)構(gòu)，為簡(jiǎn)化葉片幾何模型，建立以葉片長(zhǎng)度方向中部縱截面為基準(zhǔn)的等截面葉片幾何模型；在此基礎(chǔ)上，對(duì)鍛件坯料采用四面體網(wǎng)格劃分，葉片長(zhǎng)度約為90mm、葉身寬度約為40mm。為了能夠更加真實(shí)、準(zhǔn)確地反映葉根部位在熱鍛、熱處理及服役過(guò)程中的實(shí)際變化情況，對(duì)葉根部位的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，網(wǎng)格模型見(jiàn)圖3。
材料選用國(guó)產(chǎn)TC11(Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si)鈦合金，其部分物理屬性見(jiàn)表2。仿真模擬的初始條件及邊界條件設(shè)置如下：鍛造過(guò)程中 ，TC11鈦合金一般在(α+β)兩相區(qū)進(jìn)行鍛造，鍛件坯料的加熱溫度根據(jù)鈦合金β 相變點(diǎn)進(jìn)行設(shè)定，坯料加熱溫度設(shè)定為940 ℃[39]，模具溫度為200 ℃，鍛造過(guò)程中設(shè)定停止條件為上、下模具完全閉合，設(shè)定每次壓下步進(jìn)量，要求保證最小網(wǎng)格在每次壓下過(guò)程中發(fā)生塑性變形；熱處理過(guò)程中，需對(duì)鍛造后的葉片坯件進(jìn)行退火處理，首先將葉片加熱至(550±10) ℃保溫1 h，隨后在 (850±10) ℃保溫6 h后空冷；葉片服役階段，對(duì)葉片表面施加均勻分布的等壓空氣應(yīng)力，同時(shí)設(shè)置工件的初始溫度為20 ℃；服役過(guò)程中，結(jié)合葉片實(shí)際服役狀態(tài)，約束底面結(jié)點(diǎn)的6個(gè)自由度來(lái)固定葉片。
2、 實(shí)驗(yàn)結(jié)果
2.1 電磁沖擊對(duì)葉片振動(dòng)疲勞極限強(qiáng)度的影響
對(duì)不同電磁沖擊工藝處理的 TC11鈦合金葉片進(jìn)行振動(dòng)疲勞測(cè)試，根據(jù)圖 4(a)~(c)測(cè)試結(jié)果，依據(jù)航標(biāo)HB 5277—84計(jì)算葉片疲勞極限強(qiáng)度，結(jié)果如圖4(d)所示。未處理以及經(jīng)不同工藝參數(shù)電磁沖擊處理后葉片的疲勞極限強(qiáng)度分別為 492、528 和672 MPa。電磁沖擊處理后，TC11鈦合金葉片的疲勞極限發(fā)生了不同程度的改善，分別提升7.3% 和36.6%，電磁沖擊處理在控制溫升較低以及作用時(shí)間極短的情況下對(duì)鈦合金葉片的疲勞性能起到較為顯著的提升作用。
從各疲勞測(cè)試組中取出最大失效強(qiáng)度的葉片進(jìn)行分析，對(duì)葉片裂紋進(jìn)行金相觀察，結(jié)果如圖5所示。結(jié)果表明，未處理葉片G0和經(jīng)電磁沖擊處理葉片 G1，裂紋位于葉背面的葉身根部圓角處，而電磁沖擊處理葉片 G2，裂紋則位于葉背上。進(jìn)一步的測(cè)量表明，未處理葉片G0和經(jīng)電磁沖擊處理葉片G1，其裂紋距葉榫底面的距離分別為 17.0 和17.2 mm，而經(jīng)電磁沖擊處理G2葉片，其裂紋距葉榫底面的長(zhǎng)度為21.0mm。未處理葉片 G0 和經(jīng)電磁處理葉片 G1、G2的裂紋深度分別為28.0、14.0和13.0mm。這表明經(jīng)電磁沖擊處理后，葉片失效后的裂紋位置和裂紋深度均發(fā)生了變化。
2.2 電磁沖擊對(duì)葉片表層殘余應(yīng)力及剖面硬度分布的影響
針對(duì)不同工藝處理的 TC11鈦合金葉片，采用X射線衍射法測(cè)定鈦合金葉片表層殘余應(yīng)力，并通過(guò)剝層法實(shí)現(xiàn)不同深度殘余應(yīng)力測(cè)試，其結(jié)果如圖6所示。經(jīng)不同電磁沖擊處理后，隨著峰值電流密度的增大，葉片表層殘余壓應(yīng)力增大。表層殘余壓應(yīng)力的增加，不僅可以抵消疲勞應(yīng)力，而且可以抑制微裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展，從而提升材料疲勞壽命[40]。因此，初步推測(cè)電磁沖擊處理可以通過(guò)提升葉片表層殘余壓應(yīng)力來(lái)提升葉片疲勞壽命。
圖7所示為葉片剖面顯微硬度測(cè)試結(jié)果。結(jié)果表明，葉片顯微硬度分布發(fā)生了明顯的變化，未處理葉片，靠近葉榫端硬度較高，遠(yuǎn)離葉榫端硬度下降，而處理后這一趨勢(shì)則相反；其次，經(jīng)電磁沖擊處理后，葉片顯微硬度也有略微提升，硬度均值由302.8HV(G0) 分 別 提 升 至 308HV(G1) 和 316.8HV(G2)，葉片剖面顯微硬度測(cè)試結(jié)果表明，電磁沖擊處理不僅調(diào)控了葉片表層殘余應(yīng)力，也可調(diào)控葉片內(nèi)部的殘余應(yīng)力大小和分布。
2.3 電磁沖擊對(duì)葉片剖面顯微組織及失效裂紋的影響
圖 8(a)所示為未處理 TC11鈦合金葉片的金相組織，經(jīng)不同參數(shù)電磁沖擊處理后的微觀組織形貌如圖 8(b)和(c)所示。圖 8 中白色組織為 α 相，黑色組織為β相。由圖8可知，未處理試樣和經(jīng)電磁沖擊處理試樣的金相顯微形貌未見(jiàn)明顯變化，均為等軸組織，各相尺寸以及體積分?jǐn)?shù)也基本保持不變。
在金相組織未見(jiàn)明顯變化的基礎(chǔ)上，為了進(jìn)一步分析電磁沖擊作用下鈦合金微結(jié)構(gòu)的演化及其對(duì)鈦合金疲勞性能的影響，對(duì)失效后的鈦合金葉片產(chǎn)生裂紋部位取樣進(jìn)行掃描分析，其裂紋終端分布情況如圖9所示，可見(jiàn)經(jīng)過(guò)電磁沖擊處理的鈦合金葉片裂紋源形貌優(yōu)于未處理葉片；而且，對(duì)比分析圖9(a)~(c)可知，鈦合金相組織掃描形貌圖也未見(jiàn)明顯變化。
以上結(jié)果表明，電磁沖擊作用下葉片顯微組織未見(jiàn)明顯變化，但葉片表層殘余應(yīng)力分布及內(nèi)部硬度分布變化較大，由此推測(cè)，電磁沖擊對(duì)葉片整體內(nèi)應(yīng)力的調(diào)控，可能是其提升葉片振動(dòng)疲勞極限的主要原因之一。下文將結(jié)合仿真分析，從電磁沖擊對(duì)葉片內(nèi)應(yīng)力影響的角度探討電磁沖擊處理對(duì)葉片振動(dòng)疲勞極限的影響。
3、 葉片殘余應(yīng)力有限元仿真分析
葉片成形過(guò)程中材料會(huì)發(fā)生不均勻塑性變形及相變，引發(fā)應(yīng)變不相容從而產(chǎn)生應(yīng)力演化。葉片加工過(guò)程中殘余應(yīng)力會(huì)隨著加工余量脫離本體而被部分釋放，原始?xì)堄鄳?yīng)力自平衡狀態(tài)被破壞并發(fā)生再平衡，甚至，局部產(chǎn)生的高熱會(huì)導(dǎo)致表層形成新的殘余應(yīng)力梯度。葉片真空退火保溫過(guò)程通常位于制造過(guò)程的后端，雖通過(guò)回復(fù)和可能發(fā)生的蠕變釋放部分殘余應(yīng)力，但高溫退火的加熱和冷卻過(guò)程中，其橫截面的溫度梯度較大，由此產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，同時(shí)，冷卻時(shí)合金組織中亞穩(wěn)β相又會(huì)析出次生α相，盡管熱處理前后組織比容差不大，但仍會(huì)產(chǎn)生一定的組織應(yīng)力，可見(jiàn)，葉片熱處理過(guò)程殘余應(yīng)力的演化較為復(fù)雜、影響較為活躍，是殘余應(yīng)力控制的關(guān)鍵[41]，在后續(xù)使用過(guò)程中與外載荷相疊加，進(jìn)而影響后續(xù)的機(jī)加工過(guò)程及服役行為，即使后續(xù)噴丸強(qiáng)化處理可改善葉片表面的殘余應(yīng)力狀態(tài)，但其影響層厚度通常只有百微米左右。
因 此 ， 在 實(shí) 驗(yàn) 研 究 的 基 礎(chǔ) 上 ， 本 文 采 用DEFORM 軟件分別模擬計(jì)算了鈦合金葉片鍛坯在熱鍛過(guò)程中應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律和熱處理過(guò)程中溫度場(chǎng)隨時(shí)間的變化規(guī)律，同時(shí)，采用ANSYS軟件模擬計(jì)算了葉片服役過(guò)程中應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律，分析了葉片成形過(guò)程及熱處理過(guò)程中內(nèi)應(yīng)力變化對(duì)其服役過(guò)程疲勞失效可能產(chǎn)生的影響。
在熱鍛初期，葉片變形從葉榫開(kāi)始逐漸向葉身推進(jìn)，葉榫及葉根處坯料在鍛壓力的作用下，向葉身流動(dòng)，如圖 10(a)所示；同時(shí)，在熱鍛過(guò)程中，葉片鍛坯在不斷變薄、變平滑時(shí)，從葉榫、葉根到葉身部位的應(yīng)力呈非均勻分布趨勢(shì)，如圖10(b)~(c)所示；尤其是葉根成形過(guò)程中兩側(cè)的坯料不斷受擠壓，如圖 10(d)所示，熱鍛結(jié)束后，葉片根部容易形成如微織構(gòu)、局部應(yīng)力集中等微觀損傷，該機(jī)械損傷在后續(xù)熱鍛過(guò)程中會(huì)延伸至葉根內(nèi)部并被兩側(cè)坯料覆蓋，最終導(dǎo)致葉根部位組織性能穩(wěn)定性較差，對(duì)葉片服役性能產(chǎn)生較大負(fù)面影響。為提高葉片鍛坯的力學(xué)性能，需對(duì)其進(jìn)行熱處理。圖 11 所示為葉片熱處理過(guò)程中葉片葉背表面中部(位置P1~P300處)溫度分布模擬結(jié)果。由圖11可以看出，熱處理升溫與降溫過(guò)程中，鈦合金葉片鍛件葉背表面不同位置處的溫度差別(Δθ)較大 (86~185.2 ℃)。在550 ℃退火處理加熱階段的某一時(shí)刻(t1)和 850 ℃退火處理加熱階段的某一時(shí)刻(t3)，葉
根部位溫度相對(duì)其周圍基體溫度為溫度極小值點(diǎn)，葉根處葉片材料熱膨脹量相對(duì)周圍基體較小，不同位置處的最大溫差分別為 130℃ 和 86℃；而在550 ℃退火處理和850 ℃退火處理的保溫階段，經(jīng)過(guò)足夠長(zhǎng)時(shí)間的保溫后的某一時(shí)刻(t2，t4)，從葉片葉根到葉尖部分的溫度分布是均勻的，不存在溫差；最終，退火處理最終冷卻階段的某一時(shí)刻(t5)，葉根部位溫度相對(duì)其周圍基體溫度為溫度極大值點(diǎn)，葉根處葉片材料冷卻收縮量相對(duì)周圍基體較小，不同位置處的最大溫差達(dá)到最大值 185.2 ℃。
以上分析表明，葉片常規(guī)退火熱處理升溫與降溫過(guò)程中，鈦合金葉片葉根部位與周圍基體存在較大溫差，這極易導(dǎo)致鈦合金葉片尤其是葉根部位在熱處理過(guò)程中產(chǎn)生熱應(yīng)力分布不均勻的現(xiàn)象。
在后續(xù)服役過(guò)程中，葉片受力類似懸臂梁模型，空氣壓力在葉身上形成力矩，使葉身發(fā)生變形，葉片所受力矩從葉尖到葉榫逐漸增大，在加載初始階段，葉身整體應(yīng)力分布較為均勻，在葉根部位存在應(yīng)力最大值，如圖 12(a)所示，且葉根部位的應(yīng)力在循環(huán)加載過(guò)程中不斷增大，加載結(jié)束時(shí)葉根部位承載的應(yīng)力達(dá)到最大值，葉身整體應(yīng)力分布變得更加不均勻，如圖12(b)所示。
上述仿真分析結(jié)果表明，在葉片成形及熱處理階段，成形應(yīng)力不均以及溫度場(chǎng)不均，均易導(dǎo)致葉片在葉根附近產(chǎn)生損傷缺陷，包括不均勻的應(yīng)力分布，甚至是局部應(yīng)力集中；而葉片服役階段的仿真結(jié)果表明，葉片在服役過(guò)程中的最大承載點(diǎn)很可能出現(xiàn)在組織性能狀態(tài)較差的葉根部位。葉根處存在內(nèi)在損傷缺陷，與外載荷疊加時(shí)，使葉片在葉根部位更易產(chǎn)生疲勞裂紋，最終導(dǎo)致葉片發(fā)生疲勞破壞，如圖5所示。
4、 電磁沖擊對(duì)葉片疲勞性能影響機(jī)理分析
4.1 電磁脈沖能量對(duì)鈦合金葉片材料微觀作用機(jī)理
根據(jù)晶格動(dòng)力學(xué)理論，可以將晶體內(nèi)部單個(gè)晶粒及與之關(guān)聯(lián)的微觀缺陷(如晶界、相界、位錯(cuò)等)之間的關(guān)系視為簡(jiǎn)單的質(zhì)量?彈簧系統(tǒng)。在此基礎(chǔ)上，可將晶粒(彈性體)和微觀缺陷(黏性體，具體包括晶界、相界、位錯(cuò)和雜質(zhì)原子等)構(gòu)建為二階共振體系，如圖13所示。
在外力作用下，該二階共振體系滿足以下平衡關(guān)系[35]：
當(dāng)一個(gè)周期性或準(zhǔn)周期性的外力或能量，如電磁沖擊過(guò)程中電磁脈沖能量作用于成品零件時(shí)，電子在電磁力的作用下會(huì)發(fā)生周期性的振蕩。無(wú)電子散射時(shí)，電子的周期性振蕩可視作原始驅(qū)動(dòng)源，從而引起原子的振蕩，進(jìn)而導(dǎo)致合金中的晶粒和缺陷發(fā)生微振蕩。如果條件合適，在成品零件中的某些微區(qū)，這種引起晶粒和缺陷發(fā)生微振蕩的能量在沒(méi)有能量耗散的情況下會(huì)被無(wú)限放大。經(jīng)過(guò)拉普拉斯變換，二階共振系統(tǒng)的傳遞函數(shù)H(s)如下[35]：
根據(jù)式(3)~(5)，二階共振系統(tǒng)這種能量放大效應(yīng)取決于體系的固有頻率ωn，外部激勵(lì)頻率ω和體系的阻尼系數(shù)ξ。當(dāng)外部激勵(lì)頻率與固有頻率的比值(ω/ωn )等于 1 時(shí)，發(fā)生共振，體系阻尼系數(shù) ξ 越小，系統(tǒng)的振動(dòng)程度越劇烈。
對(duì)于成品零件，從某種程度上來(lái)講，實(shí)際晶體內(nèi)部晶粒之間的關(guān)系可視為多自由度質(zhì)量?彈簧系統(tǒng)的集合，如圖 14 所示。且不同位置處晶粒的彈性和黏性性質(zhì)并不一致，例如，合金中微織構(gòu)區(qū)域的彈性和黏性性質(zhì)(或應(yīng)力狀態(tài))與其他區(qū)域明顯不同。因此，實(shí)際晶體中可構(gòu)建多個(gè)多自由度二階共振體系，存在多個(gè)共振頻率。
當(dāng)電磁脈沖能量以振蕩的形式作用在成品零件上時(shí)，考慮到合金中電磁場(chǎng)分布的不均勻性，不同位置處會(huì)產(chǎn)生不同的響應(yīng)。在這個(gè)過(guò)程中，存在兩種極端情況：1) 在外界激勵(lì)條件下，當(dāng)外界振動(dòng)頻率和該系統(tǒng)某共振頻率一致時(shí)，發(fā)生共振，晶體內(nèi)晶粒將發(fā)生劇烈振動(dòng)；2) 晶粒不發(fā)生任何變化，例如，經(jīng)過(guò)變形的合金存在特殊的微區(qū)域(微織構(gòu)區(qū)域或應(yīng)力集中區(qū)域)，晶粒的振動(dòng)通過(guò)連續(xù)振蕩愈演愈烈，通過(guò)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，從彈性變形演變?yōu)樗苄宰冃危ЯＬ幱趬嚎s或拉伸狀態(tài)；最終，當(dāng)這種振動(dòng)超過(guò)了晶粒的屈服極限后，就會(huì)使晶粒發(fā)生屈服，甚至在缺少約束的表面局部微區(qū)(微米尺度)發(fā)生劇烈位移[35]。
大部分情況下，合金中不同位置處的響應(yīng)介于上述兩種極端情況之間，不同位置處的晶粒會(huì)發(fā)生不同程度的彈性或塑性變形，同時(shí)，不同位置處的晶體缺陷也會(huì)發(fā)生不同程度的重新排列。
4.2 電磁脈沖能量對(duì)鈦合金葉片微觀損傷缺陷的影響
葉片在成形制造及加工過(guò)程中，由于受到不均勻的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響，在一些局部微區(qū)易產(chǎn)生微織構(gòu)，其產(chǎn)生的應(yīng)力集中往往形成疲勞源[42]，當(dāng)微區(qū)應(yīng)力集中超過(guò)強(qiáng)度極限時(shí)，則可能產(chǎn)生微觀裂紋，甚至擴(kuò)展形成大的孔洞。因此，成品葉片基體中，存在微觀損傷(如夾渣夾雜、疊層、微裂紋及微織構(gòu)等)和微觀缺陷(如晶界、相界、位錯(cuò)、雜質(zhì)原子等)，從納米到微米尺度不等。這些損傷缺陷無(wú)法避免，且其對(duì)葉片疲勞失效的影響不可忽視。
在控制焦耳熱效應(yīng)作用使葉片基體材料不發(fā)生傳統(tǒng)熱力學(xué)相變的條件下，電磁脈沖能量的微振蕩效應(yīng)在熱激活作用下對(duì)鈦合金葉片中不同位置處的損傷缺陷會(huì)產(chǎn)生不同程度的擾動(dòng)，其中微觀缺陷，如位錯(cuò)、雜質(zhì)原子、空位等發(fā)生遷移并重新排列，相界、晶界結(jié)構(gòu)重組，潛在的微觀損傷，如微織構(gòu)、微裂紋等被調(diào)整或修復(fù)，葉片整體建立新的應(yīng)力場(chǎng)。最終，對(duì)葉片微觀損傷缺陷可能會(huì)產(chǎn)生以下影響：1) 誘導(dǎo)原子、空位遷移，減少晶格結(jié)構(gòu)畸變程度[18]，改變晶格參數(shù)；2) 去除雜質(zhì)原子，例如可減少氫原子含量[43]，從而減緩或者避免服役過(guò)程中葉片失效[44]；3) 激活位錯(cuò)遷移、增值[32]、堆積、糾纏及湮滅，調(diào)整殘余應(yīng)力分布[45?46]，促進(jìn)位錯(cuò)均勻分布，建立更穩(wěn)定的應(yīng)力場(chǎng)[47]；4) 晶界發(fā)生遷移，晶粒發(fā)生輕微振蕩并轉(zhuǎn)動(dòng)到更穩(wěn)定的狀態(tài)；5) 局部微區(qū)內(nèi)的微裂紋通過(guò)塑性變形愈合[48?50]，尤其是當(dāng)焦耳熱的作用適當(dāng)參與其中時(shí)，在熱力耦合作用下，效果更明顯；6) 調(diào)整局部微織構(gòu)的狀態(tài)，從而減緩甚至抑制裂紋形核[51]；7) 局部微區(qū)在電磁脈沖誘導(dǎo)的多種效應(yīng)作用下發(fā)生非傳統(tǒng)熱力學(xué)相變[52]；等等。
葉片材料金相組織中顯著被影響區(qū)域雖僅為局部微區(qū)(微米尺度)，對(duì)葉片基體材料力學(xué)性能可能影響不大，但對(duì)葉片基體材料組織性能的均勻性和穩(wěn)定性影響較大，最終效果是，在無(wú)宏觀塑性變形及無(wú)明顯溫升條件下，微觀損傷被修復(fù)，微觀缺陷被重組，同時(shí)，葉片整體殘余應(yīng)力得到有效調(diào)控(見(jiàn)圖 6)，最大應(yīng)力數(shù)值及位置發(fā)生改變，改善局部應(yīng)力集中，其綜合作用有利于提高葉片疲勞性能(見(jiàn)圖4)，尤其是疲勞性能的一致性和穩(wěn)定性[53]。
4.3 電磁沖擊對(duì)葉片服役過(guò)程裂紋分布的影響
電磁沖擊過(guò)程中，鈦合金葉片試樣表面最大溫度控制在 60 ℃左右，而且，電磁沖擊處理前后，鈦合金葉片材料金相組織未發(fā)現(xiàn)可見(jiàn)變化，同時(shí)，葉片長(zhǎng)度方向中部剖面顯微硬度平均值隨著電磁沖擊峰值電流的增大而增加，增幅僅分別為 1.7% 和4.6%，但葉片長(zhǎng)度方向中部剖面顯微硬度沿葉身方向的分布產(chǎn)生了可見(jiàn)變化，如圖 7 所示。這表明，電磁沖擊處理對(duì)葉片基體金相組織無(wú)明顯影響，但其不僅可以調(diào)控葉片表面殘余應(yīng)力(見(jiàn)圖 6)，還可調(diào)控葉片內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布(見(jiàn)圖7)。
葉片服役時(shí)，假設(shè)施加在葉片表面的載荷為均勻分布的等壓空氣應(yīng)力，針對(duì)本文所建葉片幾何模型，葉身受力截面為變截面，沿葉片葉身長(zhǎng)度方向縱截面厚度不一致，以葉片長(zhǎng)度方向中部縱截面受力情況為例進(jìn)行說(shuō)明，其等效受力分析如圖 15 所示。服役過(guò)程中，葉片長(zhǎng)度方向中部縱截面等效受力(q)分布如圖15(a1)所示，結(jié)合葉身受力截面積(s)大小 (見(jiàn)圖15(a2))，計(jì)算得到葉片振動(dòng)過(guò)程中的理論等效應(yīng)力(σ)分布如圖15(a3)所示。電磁沖擊處理前，葉片根部材料內(nèi)部可能存在鍛造損傷，同時(shí)，經(jīng)鍛造和熱處理后，該區(qū)域很可能形成局部應(yīng)力集中，因此，服役時(shí)葉片內(nèi)應(yīng)力會(huì)與空氣載荷疊加后的總的應(yīng)力分布如圖 15(b1)所示，可見(jiàn)，葉片根部應(yīng)力最大，與有限元模擬結(jié)果相對(duì)應(yīng)(見(jiàn)圖 12)。
經(jīng)電磁沖擊處理后，隨著電磁沖擊電流密度由220 A/mm2增加至270 A/mm2，由圖7葉片內(nèi)部截面硬度分布變化可推測(cè)，葉片內(nèi)部沿葉身方向殘余應(yīng)力最大處所在位置由葉根向葉身方向遷移，從位 置 A 分別轉(zhuǎn)變?yōu)槲恢?B 和 C，且應(yīng)力最大值σTm - G0＞σTm - G1＞σTm - G2(見(jiàn)圖15(b))，從而導(dǎo)致葉片振動(dòng)疲勞失效后疲勞裂紋失效位置從A分別變?yōu)锽和C。
以上分析表明，電磁沖擊處理不僅可以消減葉片材料內(nèi)部的殘余應(yīng)力大小，還可調(diào)整葉片材料內(nèi)部最大應(yīng)力所在位置，進(jìn)而影響葉片服役過(guò)程中疲勞失效裂紋位置(見(jiàn)圖5)。
綜上所述，電磁沖擊過(guò)程中，電磁脈沖能量能夠?qū)θ~片材料產(chǎn)生微振動(dòng)效應(yīng)，進(jìn)而對(duì)材料微結(jié)構(gòu)產(chǎn)生非線性激勵(lì)作用，從而調(diào)整葉片局部微織構(gòu)，愈合葉片中潛在的局部微裂紋等，調(diào)控葉片整體殘余應(yīng)力分布，改善葉片疲勞性能及其穩(wěn)定性。
5 、結(jié)論
1) 電磁沖擊處理可顯著提高 TC11鈦合金葉片的振動(dòng)疲勞極限。當(dāng)電磁沖擊峰值電流密度由0 A/mm2、220 A/mm2增加到270 A/mm2時(shí)，葉片疲勞極限由492 MPa、528 MPa提升至672 MPa。
2)電磁沖擊處理可調(diào)控TC11鈦合金葉片表層殘余應(yīng)力分布及內(nèi)部顯微硬度分布。當(dāng)電磁沖擊的峰值電流密度由 0、220 A/mm2增加到 270 A/mm2時(shí)，葉片表層殘余壓應(yīng)力逐漸增大；失效葉片剖面從葉榫端到葉尖端的顯微硬度分布由高到低轉(zhuǎn)變 為由低到高，且平均顯微硬度由 302.8HV0.2、308HV0.2增加到316.8HV0.2。
3) 電磁沖擊處理過(guò)程中，電磁脈沖能量能夠?qū)θ~片材料產(chǎn)生微振動(dòng)效應(yīng)，進(jìn)而對(duì)材料微結(jié)構(gòu)產(chǎn)生非線性激勵(lì)作用，從而調(diào)整葉片局部微織構(gòu)，愈合葉片局部微裂紋，調(diào)控葉片整體殘余應(yīng)力分布。
4) 電磁沖擊前后葉片的顯微組織和力學(xué)性能未見(jiàn)明顯變化，可推測(cè)，葉片電磁沖擊后疲勞極限顯著提高的主要原因有：一方面，在電磁脈沖能量作用下，葉片內(nèi)部局部潛在微裂紋的愈合，以及微織構(gòu)的調(diào)整均對(duì)疲勞性能穩(wěn)定性和一致性的提升有促進(jìn)作用；另一方面，電磁沖擊調(diào)控了葉片整體殘余應(yīng)力分布，尤其是葉片根部殘余應(yīng)力的分布，使葉片根部的局部高應(yīng)力區(qū)應(yīng)力值降低，局部高應(yīng)力區(qū)所在位置由葉片根部轉(zhuǎn)移至葉身區(qū)域，有利于改善葉片疲勞性能。
REFERENCES
[1]LI Xiu-yan, LU Ke. Playing with defects in metals[J]. Nature Materials, 2017, 16(7): 700?701.
[2]LU Ke, LU Lei, SURESH S. Strengthening materials by engineering coherent internal boundaries at the nanoscale[J].Science, 2009, 324(5925): 349?352.
[3]V?HRINGER O. Relaxation of residual stresses by annealing or mechanical treatment[J]. Residual Stresses,1987, 4: 367?396.
[4]HUANG Jie, ZHANG Kai-ming, JIA Yun-fei, et al. Effect of thermal annealing on the microstructure, mechanical properties and residual stress relaxation of pure titanium after deep rolling treatment[J]. Journal of Materials Science & Technology, 2019, 35(3): 409?417.
[5]CHIN K S, IDAPALAPATI S, ARDI D T. Thermal stress relaxation in shot peened and laser peened nickel-based superalloy[J]. Journal of Materials Science & Technology,2020, 59: 100?106.
[6]KWOFIE S. Plasticity model for simulation, description and evaluation of vibratory stress relief[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 516(1/2): 154?161.
[7]WANG Jia-sang, HSIEH Chih-chun, LIN Chi-ming, et al.The effect of residual stress relaxation by the vibratory stress relief technique on the textures of grains in AA 6061 aluminum alloy[J]. Materials Science and Engineering A,2014, 605: 98?107.
[8]廖 凱, 熊冠華, 朱家豪, 等 . 振動(dòng)時(shí)效對(duì) 7075 鋁合金薄壁構(gòu)件應(yīng)力松弛的影響與分析[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2019, 38(1):265?270.
LIAO Kai, XIONG Guan-hua, ZHU Jia-hao, et al. Effects of vibratory stress relief on stress relaxation of 7075 Al alloy thin-walled components[J]. Journal of Vibration and Shock,2019, 38(1): 265?270.
[9]徐 野, 楊 蔚, 朱 平, 等 . 熱時(shí)效對(duì) A7N01 鋁合金焊后殘余應(yīng)力及性能的影響[J]. 兵器材料科學(xué)與工程, 2015,38(4): 61?64.
XU Ye, YANG Wei, ZHU Ping, et al. Effect of heat ageing on residual stress and mechanical property of welded A7N01 aluminum alloy[J].Ordnance Material
Science and Engineering, 2015, 38(4): 61?64.
[10] 馬永波, 崔騰飛, 潘一帆, 等 . 振動(dòng)時(shí)效處理對(duì) 7055-T7751鋁合金疲勞性能的影響[J]. 機(jī)械工程材料, 2019, 43(8):35?40.
MA Yong-bo, CUI Teng-fei, PAN Yi-fan, et al. Effect of vibratory stress relief treatment on fatigue property of 7055-T7751 aluminum alloy[J]. Materials for MechanicalEngineering, 2019, 43(8): 35?40.
[11] MILLER M K, BABU S S, SOKOLOV M A, et al. Effect of stress relief temperature and cooling rate on pressure vessel steel welds[J]. Materials Science and Engineering A, 2002,327(1): 76?79.
[12] BERGLUND D, ALBERG H, RUNNEMALM H. Simulation of welding and stress relief heat treatment of an aero engine component[J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2003, 39(9): 865?881.
[13] ALBERG H, BERGLUND D. Comparison of plastic,viscoplastic, and creep models when modelling welding and stress relief heat treatment[J]. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 2003, 192(49/50): 5189?5208.
[14] BERMAN A. Extending the potential of evaporative cooling for heat-stress relief[J]. Journal of Dairy Science, 2006, 89(10):3817?3825.
[15] 沈華龍. 鋁合金厚板振動(dòng)時(shí)效工藝以及效果的研究[D]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué), 2008: 6?7.
SHEN Hua-long. Study on vibration aging technology and effect of aluminum alloy thick plate[D]. Changsha: Central South University, 2008: 6?7.
[16] 郭俊康. 鋁合金厚板振動(dòng)時(shí)效的微屈服機(jī)理探討與試驗(yàn)研究[D]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué), 2010: 5?7.
GUO Jun-kang. Discussion and experimental study on micro yield mechanism of vibration aging of aluminum alloy thick plate[D]. Changsha: Central South University, 2010: 5?7.
[17] EDRY I, SHOIHET A, HAYUN S. On the effects of electric current intensity and pulse frequency on the solidified structure of pure aluminum subjected to pulse magneto-oscillation treatment[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2021, 288: 116844.
[18] STEPANOV G V, BABUTSKII A I, CHIZHIK A V, et al. Pulse electric current effect on mechanical properties of titanium aluminide produced by the self-propagating high-temperature synthesis technique[J]. Strength of Materials,2012, 44(6): 636?644.
[19] 劉大海, 周文華, 李春峰 . U 形件磁脈沖輔助彎曲回彈控制 及 變 形 分 析 [J]. 中 國(guó) 有 色 金 屬 學(xué) 報(bào) , 2013, 23(11):3075?3082.
LIU Da-hai, ZHOU Wen-hua, LI Chun-feng. Springbackcontrol and deformation analysis for electromagnetically assisted bending of U-shaped parts[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23 (11): 3075?3082.
[20] SáNCHEZ EGEA A J, GONZáLEZ ROJAS H A,CELENTANO, D J, et al. Electroplasticity-assisted bottom bending process[J]. Journal of Materials Processing
Technology, 2014, 214(11): 2261?2267.
[21] MAL'TSEV I M. Electroplastic rolling of metals with a high-density current[J]. Russian Journal of Non-ferrous Metals,2008, 49(3): 175?180.
[22] LIU Y Z, ZHAN L H, MA Q Q, et al. Effects of alternating magnetic field aged on microstructure and mechanical properties of AA2219 aluminum alloy[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2015, 647: 644?647.
[23] SONG Hui, WANG Zhong-jin. Grain refinement by means of phase transformation and recrystallization induced byelectropulsing[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2011, 21(S2): s353?s357.
[24] LIU Chang, XIE Le-chu, QIAN Dong-sheng, et al.Microstructure evolution and mechanical property response of TC11 titanium alloy under electroshock treatment[J]. Materials and Design, 2021, 198: 109322.
[25] SONG Xin-da, WANG Feng, QIAN Dong-sheng, et al.Tailoring the residual stress and mechanical properties by electroshocking treatment in cold rolled M50 steel[J].Materials Science and Engineering A, 2020, 780: 139171.
[26] KRAVCHENKO V. Y, Effect of directed electron beam on moving dislocations[J]. Russian Physics Journal,1967, 24: 1135?1142.
[27] ROSCHUPKIN A M, BATARONOV I L. Physical basis of the electroplastic deformation of metals[J]. Russian Physics Journal, 1996, 39(3): 230?236.
[28] PAUL S H, THOMAS K, Electromigration in metals[J].Reports on Progress in Physics, 1989, 52: 301?348.
[29] PRASAD S N, SINGH P N, SINGH V. Influence of pulsating magnetic field on softening behaviour of cold rolled AISI 4340 steel at room temperature[J]. Scripta
Materialia, 1996, 34(12): 1857?1860.
[30] ANDRE D, BURLET T, K?RKEMEYER F, et al.Investigation of the electroplastic effect using nanoindentation[J]. Materials & Design, 2019, 183: 108153.
[31] ZHAO Shi-teng, ZHANG Ruo-peng, CHONG Yan, et al. Defect reconfiguration in a Ti-Al alloy via electroplasticity[J].Nature Materials, 2021, 20: 468?472.
[32] YAN Jia-wei, LI Wei, LIU Hai-ting, et al. Reversion of sub-boundaries into dense dislocations in aluminum by electric pulsing treatment[J]. Scripta Materialia, 2019, 167: 86?90.
[33] CAI Zhi-peng, ZHAO Hai-yan, JIAN Lin, et al. Plastic deformation caused by pulsed magnetic treatment of mid-carbon steel[J]. Materials Science and Engineering A, 2007,458(1/2): 262?267.
[34] XIE Le-chun, GUO Hao-jie, SONG Yan-li, Effects of electroshock treatment on microstructure evolution and texture distribution of near-β titanium alloy manufactured bydirected energy deposition[J]. Materials Characterization,2020, 161: 110137.
[35] SUN Qian, HUA Lin. Micro texture of titanium alloys excited nonlinearly by electromagnetic pulse[J]. Scripta Materialia, 2021, 200: 113828.
[36] VENKATESH B D, CHEN D L, BHOLE S D. Effect of heat treatment on mechanical properties of Ti-6Al-4V ELI alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 506:117?124.
[37] LI Yang-yang, MA Shu-yuan, LIU Chang-meng, et al.Microstructure and mechanical properties of Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si alloy fabricated by arc additive manufacturingwith post heat treatment[J]. Key Engineering Materials, 2018, 789: 161?169.
[38] 戴全春, 宋燕利, 華 林, 等. 航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦合金葉片殘余應(yīng)力噴丸?電磁場(chǎng)復(fù)合調(diào)控技術(shù)[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào),2016, 38(8): 13?17.
DAI Quan-chun, SONG Yan-li, HUA Lin, et al. Residual stress shot peening electromagnetic field composite control technology for aeroengine titanium alloy blades [J]. Journalof Wuhan University of Technology, 2016, 38(8): 13?17.
[39] 李 娜, 尹喜剛, 劉 靜, 等 . 鍛造仿真與熱模擬技術(shù)在航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片精密鍛造中的應(yīng)用[J]. 航空制造技術(shù), 2018,61(15): 59?62, 68.
LI Na, YIN Xi-gang, LIU Jing, et al. New technology and application of numerical control machining for aero-engine blade[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2018,61(15): 59?62, 68.
[40] YANG Qi, ZHOU Wen-long, ZHONG Yi-ning, et al. Effectof shot-peening on the fretting wear and crack initiation behavior of Ti-6Al-4V dovetail joint specimens[J].International Journal of Fatigue, 2018, 107: 83?95.
[41] 陳思覺(jué) . 鈦合金葉片的真空退火工藝試驗(yàn)[J]. 材料工程,1994(3): 31?33.
CHEN Si-jue. Vacuum annealing process test of titanium alloy blade[J]. Journal of Materials Engineering, 1994(3): 31?33.
[42] BIAVANT K L, POMMIER S, PRIOUL C. Local texture and fatigue crack initiation in a Ti-6Al-4V titanium[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures. 2001, 25:527?545.
[43] 戚運(yùn)蓮, 洪 權(quán), 盧亞鋒, 等. 氫對(duì)鈦合金組織及加工性能的影響[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展, 2010, 27(6): 10?15.
QI Yun-lian, HONG Quan, LU Ya-feng, et al. Effects of hydrogen on process and microstructure and properties of titanium alloys[J]. Titanium Industry Progress, 2010, 27(6):10?15.
[44] XIANG Si-qi, MA Rui, ZHANG Xin-fang. Removing hydrogen in solid metal using electric current pulse[J].Journal of Alloys and Compounds, 2020, 845: 156083.
[45] CAI Zhi-peng, HUANG Xin-quan. Residual stress reduction by combined treatment of pulsed magnetic field and pulsed current[J]. Materials Science and Engineering A. 2011, 528:6287?6292.
[46] WU Wen-lin, SONG Yan-li, ZHOU Pu, et al. Mechanical properties improvement of pre-deformed Al-Zn-Mg-Cu alloys by electroshocking treatment based on the non-equilibrium scattering of electron-dislocation[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2020, 861: 157987.
[47] TAKEMOTO R, NAGATA M, MIZUBAYASHI H. Effects of passing electric current on the elastic property of amorphous Cu 50 Zr 50 and Cu 50 Ti 50[J]. Acta Materialia,1996, 44(7): 2787?2795.
[48] WANG Feng, QIAN Dong-sheng, HUA Lin, et al. Voidshealing and carbide refinement of cold rolled M50 bearing steel by electropulsing treatment[J]. Scientific Reports, 2019,9(1): 11315.
[49] HOSOI A, NAGAHAMA T, JU Y. Fatigue crack healing by a controlled high density electric current field[J]. Materials Science and Engineering A, 2012, 533: 38?42.
[50] 周亦胄, 羅 申, 賁昊璽, 等 . 在脈沖電流作用下鋼中裂紋的愈合[J]. 材料研究學(xué)報(bào), 2013, 17(2): 169?172.
ZHOU Yi-zhou,LUOShen,BENHao-xi,et al. Experimental study on crack healing in steel using electric current pulse technique[J]. Chinese Journal of Materials and
Research, 2013, 17(2): 169?172.
[51] XU Yi-lun, JOSEPH S, KARAMCHED P, et al. Predicting dwell fatigue life in titanium alloys using modelling and experiment[J]. Nature Communications, 2020, 11(1): 5868.
[52] 張 偉, 隋曼齡, 周亦胄, 等 . 高密度電脈沖下材料微觀結(jié)構(gòu)的演變[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2013, 39(10): 1009?1018.
ZHANG Wei, SUI Man-ling, ZHOU Yi-zhou, et al.Electropulsing-induced evolution of microstructures in materials[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2013, 39(10):
1009?1018.
[53] SHAO Quan, WANG Gang, WANG Hai-dou, et al.Improvement in uniformity of alloy steel by pulsed magnetic field treatment[J]. Materials Science & Engineering A, 2021(799): 140143.
相關(guān)鏈接
