蝕坑等效為初始裂紋的疲勞壽命預(yù)測方法適用性分析

胡家林，柳文林，郁大照，卞貴學(xué)

（海軍航空大學(xué)，山東 煙臺 264001）

蝕坑是飛機鋁合金結(jié)構(gòu)在服役過程中經(jīng)常發(fā)生的腐蝕破壞形態(tài)，蝕坑的存在導(dǎo)致應(yīng)力集中，加速了裂紋的萌生和擴展，對飛行安全構(gòu)成嚴重威脅。由大量的試驗觀測可知，經(jīng)受預(yù)腐蝕損傷的試驗件在進行疲勞加載的時候，裂紋是從某個蝕坑處形成并擴展的。因此，許多學(xué)者對蝕坑與裂紋的等效性進行了研究，并將主導(dǎo)蝕坑等效成初始裂紋，用于預(yù)腐蝕結(jié)構(gòu)疲勞壽命的預(yù)測。但是，隨著腐蝕時間的延長、腐蝕損傷的加劇，該預(yù)測方法是否依然有效，這方面的研究相對較少。

本文首先對LY12CZ鋁合金試驗件進行預(yù)腐蝕試驗，獲得了不同損傷程度的點蝕試件，觀測得到了蝕坑深度、分布密度等參數(shù)的變化。隨后利用ANSYS軟件對主導(dǎo)蝕坑處的應(yīng)力變化情況進行研究，在此基礎(chǔ)上，對將主導(dǎo)蝕坑作為唯一疲勞源的疲勞壽命計算方法進行適用性分析。最后，通過對比預(yù)腐蝕試驗件疲勞壽命的計算值與試驗值，驗證前述適用性分析所得結(jié)論。

1 點蝕試驗

1.1 試驗件

試驗件材料為航空LY12CZ鋁合金，試驗件表面形貌及幾何尺寸如圖1、圖2所示。為了防止在腐蝕試驗中非試驗區(qū)域被腐蝕而影響測量結(jié)果，腐蝕試驗前要對非試驗區(qū)（試驗件背面以及試驗件夾持端）進行涂硅膠保護，待防腐蝕膠完全固化后，再進行腐蝕試驗。

圖1 試驗件表面Fig.1 surface of specimen

圖2 試驗件尺寸Fig.2 Geometry of specimen

1.2 試驗方案

考慮到飛機尤其是海洋環(huán)境下飛機服役實際情況的復(fù)雜性，參考文獻[18]中加速試驗環(huán)境譜編制需要遵循的3個原則。為模擬鹽霧和酸性氣體的作用，預(yù)腐蝕試驗采取如下的環(huán)境譜：采用酸性NaCl溶液浸泡，具體配比為5%（質(zhì)量分數(shù)）的NaCl溶液中加入5%（質(zhì)量分數(shù)）的稀硫酸，使其pH=4±0.2，溶液溫度為室溫。在試驗過程中，每隔5 d利用KH-7700光學(xué)顯微鏡對試件進行1次拍照，整個試驗周期為40 d，此時試驗件尚處于點蝕階段。腐蝕試驗過程中，則每間隔48 h更換溶液1次，以保持pH值的變化在可接受范圍內(nèi)。此外，為了避免環(huán)境不均勻?qū)υ囼灱挠绊?，各個試驗件之間以不相互接觸為宜，且每24 h隨機交換1次試驗件位置。

1.3 試驗結(jié)果

通過上述腐蝕試驗，獲得了不同腐蝕時間LY12CZ試件的腐蝕表面照片和腐蝕形貌三維照片，如圖3所示。其中，腐蝕表面照片和三維形貌照片均通過KH-7700光學(xué)顯微鏡拍攝得到。

從圖3中可以看出，在腐蝕試驗初期，試驗件表面腐蝕坑的所占面積較小，且分布稀疏。隨著腐蝕時間的延長，腐蝕坑所占面積明顯加大，部分相鄰蝕坑之間發(fā)生了相互交錯結(jié)合的情況。

圖3 腐蝕損傷不同時間后的顯微鏡照片F(xiàn)ig.3 Microscope photographs of corrosion damages after different time

利用KH-7700光學(xué)顯微鏡及其自帶軟件對點蝕坑深度進行了測量（測量依據(jù)GB/T 18590—2001中的點蝕坑深度變焦顯微測量法）。具體做法是，將狗骨狀試驗件的中間部分（腐蝕區(qū)域）進行分區(qū)，每個區(qū)域的大小與顯微鏡1次拍照時所能覆蓋的范圍相等，如圖4所示。

圖4 尋找蝕坑示意圖Fig.4 Schematic diagram of searching pitting

2 主導(dǎo)蝕坑應(yīng)力分布分析

文獻[12]的研究表明，鋁合金腐蝕試件的疲勞源通常為單一蝕坑。因此，本文暫不考慮點蝕條件下多個蝕坑同時誘發(fā)裂紋產(chǎn)生，最終導(dǎo)致試件破壞的情況，而是假設(shè)疲勞源只有1個，且位于主導(dǎo)蝕坑的底部。隨著腐蝕程度的加深，試件上的點蝕坑數(shù)量不斷增多，密度也在增大，在可能引起試件疲勞破壞的主導(dǎo)蝕坑附近區(qū)域的其他點蝕坑在數(shù)量和尺寸上也呈上升趨勢。這些蝕坑會對主導(dǎo)蝕坑處試件的應(yīng)力狀況產(chǎn)生影響，使得多蝕坑試件的疲勞壽命急劇下降。

2.1 計算模型與方法

試件材料為LY12CZ鋁合金，材料的彈性模量為7.6 MPa，泊松比為0.32，尺寸與1.1小節(jié)試驗件相同。采用三維20節(jié)點六面體等參單元，應(yīng)用ANSYS軟件進行三維有限元分析，有限元網(wǎng)格劃分情況見圖5。

圖5 有限元模型及局部細化網(wǎng)格Fig.5 Finite element model and local detailed mesh

根據(jù)計算結(jié)果可知，當(dāng)光滑試件沿長度方向受載時，中間部位（即腐蝕區(qū)域）的應(yīng)力分布均勻。因此，在研究試件腐蝕區(qū)域的蝕坑應(yīng)力集中情況時，可先不考慮試件其他部位，僅將試件中間部位等效為一個受拉伸載荷作用的平板（40 mm×30 mm×2.5 mm）加以分析。此時，本節(jié)研究的問題簡化為，當(dāng)三維平板表面的主導(dǎo)蝕坑一定時，其周邊的蝕坑尺寸、位置的變化對主導(dǎo)蝕坑底部應(yīng)力分布是否產(chǎn)生顯著影響。研究思路如下：首先計算只存在主導(dǎo)蝕坑時，蝕坑處的應(yīng)力情況，再在主導(dǎo)蝕坑附近區(qū)域加入其他蝕坑，同時不斷調(diào)整后加蝕坑與主導(dǎo)蝕坑之間的距離，以觀察不同情況下主導(dǎo)蝕坑處的應(yīng)力變化情況。在實際觀察中，蝕坑間的相互位置是隨機的，為了便于研究，僅考慮了主導(dǎo)蝕坑與后加蝕坑垂直和沿載荷方向排列2種情況。同時，根據(jù)真實蝕坑形貌特點，在建模時將蝕坑簡化為半球形。

2.2 計算結(jié)果

根據(jù)試驗觀測結(jié)果，按照不同腐蝕階段的典型蝕坑尺寸，在建模時主導(dǎo)蝕坑半徑分別取0.025、0.05 mm，與之相對應(yīng)的距主導(dǎo)蝕坑最近的蝕坑半徑尺寸分別取0.025、0.02 mm和0.05、0.03 mm。在建模時，采用三維20節(jié)點六面體等參單元，彈性模量和泊松比不變。單蝕坑和雙蝕坑時有限元網(wǎng)格劃分情況見圖6。

圖6 有限元模型及局部細化網(wǎng)格Fig.6 Finite element model and local detailed mesh:a) single pit; b) double pit

在計算中發(fā)現(xiàn)，最大正應(yīng)力點并不總是處在半球形蝕孔的底部，當(dāng)2個蝕坑中心位置之間的距離較小時，最大應(yīng)力點出現(xiàn)在蝕坑的相切位置上。不同條件下蝕坑處的第一主應(yīng)力分布如圖7所示。

圖7 應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution: a) pits plumb the load;b) pits along the load

應(yīng)力集中系數(shù)定義為：

式中：=1 000 Pa；S為不同條件下主導(dǎo)蝕坑處的最大正應(yīng)力。

應(yīng)力集中系數(shù)的計算結(jié)果如圖8、9所示。通過分析圖8、9可以得到如下結(jié)論：當(dāng)2個蝕坑排列方向與加載方向相同時，相對于單蝕坑的情況，主導(dǎo)蝕坑處的應(yīng)力集中能夠得到緩和。隨著/（取與主導(dǎo)蝕坑相近蝕坑的半徑）的增加，這種緩和作用趨于消失。當(dāng)2個蝕坑排列方向與加載方向垂直時，相對于單蝕坑的情況，主導(dǎo)蝕坑處的應(yīng)力會增加，尤其當(dāng)/接近2時（因為不考慮蝕坑相互融合的情況，故所研究的/均大于2），應(yīng)力集中系數(shù)明顯增加。隨著/的增加，這種加強作用趨于緩和，當(dāng)/的值處在4左右時，應(yīng)力集中系數(shù)基本恢復(fù)到單蝕坑時的大小。

圖8 蝕坑排列方向與加載方向相同時的應(yīng)力集中系數(shù)Fig.8 SIF distribution when pits along the load

圖9 蝕坑排列方向與加載方向垂直時的應(yīng)力集中系數(shù)Fig.9 SIF distribution when pits plumb the load

綜上所述，當(dāng)腐蝕情況較輕，蝕坑密度較低，/大于4時，方可忽略其他蝕坑對主導(dǎo)蝕坑應(yīng)力分布的影響。結(jié)合圖3拍攝得到的腐蝕表面照片，在本文設(shè)置的試驗條件下，認為當(dāng)腐蝕時間小于20 d，/大于4時，可以將主導(dǎo)蝕坑等效為裂紋，并作為唯一疲勞源用于預(yù)腐蝕試件的疲勞壽命預(yù)測。

3 算例分析

為驗證第2節(jié)所得結(jié)論，將主導(dǎo)裂紋作為唯一疲勞源，對文獻[23]中LY12CZ預(yù)腐蝕試驗件的疲勞壽命進行計算，計算所用方法與文獻[24]中相同。文獻[23]中腐蝕試驗后的試件蝕坑尺寸見表1。

表1 腐蝕坑測量結(jié)果Tab.1 Measured value of pit size

疲勞壽命計算值及試驗值見表2。從表2可以看出，點蝕模型計算得到的疲勞壽命與腐蝕20 d時（/>4）的試驗結(jié)果相比，最大誤差為15.01%，平均相對誤差僅為3.74%；與腐蝕30 d時（/<4）的試驗結(jié)果相比，最大誤差為41.83%，平均相對誤差為19.94%?？梢?，隨著腐蝕時間的延長，點蝕模型對試件疲勞壽命的估算誤差呈增大趨勢。本文用于比對疲勞壽命計算方法的試驗件共計10組，當(dāng)進一步增加比對數(shù)量時，所用疲勞壽命預(yù)測方法是否還能保持較高的精度，需要進一步研究。

表2 疲勞壽命計算值與試驗值Tab.2 The calculated results of fatigue life for pre-corroded specimen

4 結(jié)論

本文通過點蝕試驗，獲得了實驗室條件下不同腐蝕階段的試驗件點蝕狀態(tài)。在此基礎(chǔ)上，對將主導(dǎo)蝕坑作為唯一疲勞源的疲勞壽命計算方法進行了適用性分析，得到如下結(jié)論：

隨著腐蝕時間的延長，原本稀疏、彼此孤立的腐蝕坑逐漸變得稠密，部分相鄰蝕坑之間發(fā)生了相互交錯結(jié)合的情況。用/來表征主導(dǎo)蝕坑與鄰近蝕坑之間的距離。當(dāng)腐蝕情況較輕，即/>4時，可以忽略其他蝕坑對主導(dǎo)蝕坑應(yīng)力分布的影響，此時將主導(dǎo)蝕坑作為唯一疲勞源進行壽命計算是合理的。當(dāng)腐蝕情況較重，即/<4時，主導(dǎo)蝕坑處的應(yīng)力分布受到其他蝕坑的影響，此時將主導(dǎo)蝕坑作為唯一疲勞源進行壽命計算時將出現(xiàn)較大誤差。

作為初步研究，本文進行了一系列簡化。如何考慮蝕坑數(shù)量增加、蝕坑相互間位置變化后試件主導(dǎo)蝕坑處的受力情況，是后續(xù)進一步研究的重點。