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第 3 卷
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科学新讯


第 3 卷- 2015 年 3 月刊
使用载荷控制型弯板疲劳试验机对空化喷丸处理不锈钢的裂纹萌生和扩展进行评估



图1:载荷控制型疲劳试验机与位移控制型疲劳试验机之间的区别示意图


图2:空化射流的分类


图3:通过空气和水中的空化射流将压缩残余应力引入不锈钢SUS316L


图4:载荷控制型弯板疲劳试验机的示意图


图5:载荷控制型弯板疲劳试验机的图片


图6:带切口的板试样示意图


图7 :da/dn - 未喷丸试样和空化喷丸试样的∆K图


图8 :da/dn – 通过降K试验获得的∆K图


图9: ∆Kth随着每单位长度的处理时间而改变

简介

  为了研究经过机械表面处理,如空化喷丸[1-3]、抛喷丸强化和激光喷丸后,金属材料疲劳强度的改善机制,评估裂纹萌生和裂纹扩展是至关重要。尽管ASTM中已给出标准的评估方法[4],但标准方法的目标材料是大块材料,难以评估经过强化处理的表面改性层,因较之大块材料本身,该层的厚度通常太薄。事实证明,使用切口试样进行弯板疲劳试验有助于评估表面改性层[5],并且也已证实空化喷丸能抑制不锈钢发生氢脆断裂[6]。不幸的是,由于试验机机制非常简单,市场上的多数弯板疲劳试验机均是“位移控制型试验机”。对于位移控制型弯板疲劳试验机,因裂纹随着循环次数增加而增多,所以外施载荷随着循环次数增加而降低。也就是说,不可将位移控制型疲劳试验机用于评估裂纹萌生和扩展,因试验时的应力比应保持不变(参见图1)。作者开发了载荷控制型弯板疲劳试验机,如今由Tokyo Koki Co.Ltd进行销售。在本文中,运用载荷控制型弯板疲劳试验机证明了空化喷丸使裂纹萌生和扩展得到改善。所用的试验材料是符合日本工业标准JIS SUS316L的不锈钢。

空化喷丸

  空化通常会严重损坏泵和阀等液压机械,因空化气泡破裂时会产生强大的冲击,但是,该冲击力可按照抛喷丸强化的方式用于机械表面处理。因不需要使用弹丸,使用空化冲击的喷丸方法称为“无弹丸型空化喷丸”[1]或简单地称为“空化喷丸”[6]。空化喷丸会引入残余压应力[7]并改善疲劳强度[1]。

  通常,通过将高速水射流注入注水室产生空化,即水中的空化射流。Soyama通过将高速水射流注入到低速水射流中获得空气中的空化射流,之后使用同轴喷嘴将其注入到空气中(参见图2)[8-10]。空气中的空化射流能将高残余压应力引入次表面,水中的空化射流能将残余压应力引入更深层区域(参见图3)[11]。也就是说,空气中的空化射流相当于使用高速小弹丸进行的抛喷丸强化,水中的空化射流相当于使用低速大弹丸进行的抛喷丸强化。空气中的空化射流非常有助于将空化喷丸投入到实际应用中。例如,其可用于减少化工厂的油罐和管道外表面的应力腐蚀开裂现象,此类射流不可置于注水室中。

  为了将空化喷丸投入应用,需要增强空化射流的入侵强度以改善喷丸效果和/或缩短处理时间。Soyama通过考虑排放孔、空化器和导流管,成功增强了空化射流的入侵强度,其已被设置到空化射流的喷嘴中[12,13]。

  空化喷丸,运用了空化气泡破裂时冲击波产生的冲击力,高速水射流的最高喷射压力比水射流喷丸时的射流压力低(例如为10–30MPa)[14],后者运用了水滴碰撞所产生的冲击力[15]。这表明空化喷丸的启动和运行成本较为低廉。

载荷控制型弯板疲劳试验机

  图4是载荷控制型弯板疲劳试验机的示意图,图5展示了试验机的图片。在实验中,使用了如图6所示的带切口的板试样,缺口由铣床凿出。在进行空化喷丸后凿出切口,以避免切口因空化喷丸产生的冲击而变形。载荷控制型疲劳试验机的详细信息请见参考文献[16]。

  为了解裂纹扩展速率da/dn与应力强度因子范围∆K之间的关系,即为da/dn - ∆K图,运用弯板疲劳试验机检测裂纹扩展情况。通过以下方程式计算外施载荷σα。

“公式无法显示” (1)

  此处的M、W和t分别是试样的弯矩、宽度和厚度。通过运用Newman-Raju方程式计算出应力强度因子范围∆K[17],如下所示。

“公式无法显示” (2)

  此处的b和∆σα是裂纹深度和2σα. J、φ、S和H均是形状因子。随着裂纹全方位扩展,使用以下方程式通过疲劳试验过程中的表面裂纹长度估算出b。

“公式无法显示” (3)

  方程式(3)是通过观察一定循环次数的疲劳试验后,受损试样的横截面形状获取的实验公式。
为了研究临界应力强度因子范围∆Kth,开展了降K裂纹扩展试验。因∆Kth取决于下降速率,载荷也会逐渐下降。∆Kth被定义为da/dn = 10-10米/循环时的数值。

空化喷丸使裂纹扩展速率下降

  图7为未喷丸试样和经过空气和水中的空化射流处理的空化喷丸试样的da/dn - ∆K图。对于空气中的空化射流高速水射流的喷嘴直径为1毫米,喷射压力为20MPa;低速水射流的喷嘴直径为20毫米,喷射压力为0.05MPa,处理速度为30毫米/分钟。对于水中的空化射流高速水射流的喷嘴直径为2毫米,喷射压力为30MPa,扫描速度为5毫米/分钟。帕里斯定律适用于所有情况,因对数比例图中da/dn = 10-9 - 10-8米/循环范围内显示为直线。空化喷丸试样的图相当于未喷丸试样的图向右移动。也就是说,空化喷丸会明显降低裂纹扩展速率。例如,∆K = 12.8时,未喷丸试样的da/dn为5.8×10-9米/循环。另一方面,∆K = 13.2时,经过空气中的空化射流处理的空化喷丸试样的da/dn为3.7×10-9米/循环。因此,可得出结论:空化喷丸使围绕的裂纹扩展速率下降为64%。

通过空化喷丸提高临界应力强度因子范围

  如图7所示,空化喷丸会延迟裂纹萌生,因10-10米/循环时的空化喷丸试样的∆K大于未喷丸试样的∆K。为了研究空化喷丸对∆Kth的影响,图8展示了通过降K试验获得的da/dn - ∆K图。在图8中,试样在上述条件下用空气中的空化射流进行处理;处理速度vp从0毫米/秒变为240毫米/秒。vp = 0毫米/秒表明未喷丸的试样。当处理速度下降,da/dn = 10-10米/循环时的∆K(也就是∆Kth)会增加。图9表明∆Kth是每单位长度的处理时间tp的函数,其定义为处理速度的倒数。由图8中da/dn = 10-10米/循环时的∆K获得∆Kth。未喷丸试样的∆Kth为3.75,当tp = 0.25、0.5、1、2秒/毫米时,空化喷丸试样的∆Kth分别为5.43、5.77、6.43和7.35。结论如下:使用空气中的空化射流进行空化喷丸在很短的处理时间内提高了临界应力强度因数范围。

结语

  为了研究空化喷丸层的裂纹萌生和裂纹扩展情况,开发了载荷控制型弯板疲劳试验机,并通过使用试验机测试未喷丸试样和空化喷丸试样获得da/dn - ∆K图。

  结果表明空化喷丸提高了临界应力强度因子范围∆Kth并降低了裂纹扩展速率。开发的带切口试样的载荷控制型弯板疲劳试验机,有助于评估因机械表面处理如抛喷丸强化和激光喷丸产生的表面改性层裂纹萌生和扩展的情况。

致谢

  此项研究由基金号24360040的JSPS KAKENHI提供部分支持。作者感谢日本东北大学的技术员M.Mikami先生对实验给予的帮助。

参考文献

[1] H. Soyama, K. Saito, and M. Saka, "Improvement of Fatigue Strength of Aluminum Alloy by Cavitation Shotless Peening," Journal of Engineering Materials and Technology, Vol. 124, No. 2, pp. 135-139, 2002.
[2] H. Soyama, "Improvement of Fatigue Strength by Using Cavitating Jets in Air and Water," Journal of Materials Science, Vol. 42, No. 16, pp. 6638-6641, 2007.
[3] H. Soyama, and Y. Sekine, "Sustainable Surface Modification Using Cavitation Impact for Enhancing Fatigue Strength Demonstrated by a Power Circulating-Type Gear Tester," International Journal of Sustainable Engineering, Vol. 3, No. 1, pp. 25-32, 2010.
[4] ASTM E647-13, "Standard Test Method for Measurement of Fatigue Crack Growth Rates ", ASTM International, 2013, pp. 1-48.
[5] O. Takakuwa, M. Nishikawa, and H. Soyama, "Suppression of Fatigue Crack Growth in Austenite Stainless Steel by Cavitation Peening," Key Engineering Materials, Vols. 452-453, pp. 641-644, 2011.
[6] O. Takakuwa, and H. Soyama, "Suppression of Hydrogen-Assisted Fatigue Crack Growth in Austenitic Stainless Steel by Cavitation Peening," International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 37, No. 6, pp. 5268-5276, 2012.
[7] H. Soyama, J. D. Park, and M. Saka, "Use of Cavitating Jet for Introducing Compressive Residual Stress," Journal of Manufacturing Science and Engineering, Vol. 122, No. 1, pp. 83-89, 2000.
[8] H. Soyama, "Introduction of Compressive Residual Stress Using a Cavitating Jet in Air," Journal of Engineering Materials and Technology, Vol. 126, No. 1, pp. 123-128, 2004.
[9] H. Soyama, "High-Speed Observation of a Cavitating Jet in Air," Journal of Fluids Engineering, Vol. 127, No. 6, pp. 1095-1108, 2005.
[10] H.Soyama, T.Kikuchi, M.Nishikawa and O.Takakuwa, "Introduction of Compressive Residual Stress into Stainless Steel by Employing a Cavitating Jet in Air," Surface and Coatings Technology, Vol. 205, No. 10, pp. 3167-3174, 2011.
[11] H. Soyama, K. Nishizawa, and M. Mikami, "Comparison of Abilities of Various Cavitating Jets," Proceedings of 9th Pacific Rim International Conference on Water Jetting Technology, pp. 133-137, 2009.
[12] H. Soyama, "Enhancing the Aggressive Intensity of a Cavitating Jet by Means of the Nozzle Outlet Geometry," Journal of Fluids Engineering, Vol. 133, No. 10, pp. 101301-1-11, 2011.
[13] H. Soyama, "Enhancing the Aggressive Intensity of a Cavitating Jet by Introducing a Cavitator and a Guide Pipe," Journal of Fluid Science and Technology, Vol. 9, No. 1, pp. 1-12, 2014.
[14] H. Soyama, K. Nagasaka, O. Takakuwa and A. Naito, "Optimum Injection Pressure of a Cavitating Jet for Introducing Compressive Residual Stress into Stainless Steel," Journal of Power and Energy Systems, Vol. 6, No. 2, pp. 63-75, 2012.
[15] A. Chillman, M. Ramulu, and M. Hashish, "Waterjet Peening and Surface Preparation at 600 MPa: A Preliminary Experimental Study," Journal of Fluids Engineering, Vol. 129, No. 4, pp. 485-490, 2007.
[16] O. Takakuwa, K. Sanada, and H. Soyama, "Evaluation of Fatigue Crack Propagation in Surface Modification Layer by a Load-Controlled Plate Bending Fatigue Tester," Transactions of the JSME, Vol. 80A, No. 810, pp. smm0022-1-17, 2014.
[17] I. S. Raju, and J. C. Newman, "Stress-Intensity Factors for a Wide Range of Semi-Elliptical Surface Cracks in Finite-Thickness Plates," Engineering Fracture Mechanics, Vol. 11, No. 4, pp. 817-829, 1979.



作者:
Hitoshi Soyama
(工程学博士)教授

日本东北大学纳米力学部门
6-6-01 Aoba, Aramaki, Aoba-ku
Sendai, 980-8579, Japan
邮箱:soyama@mm.mech.tohoku.ac.jp


 
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