劉治國，李旭東，陳 川

(海軍航空大學(xué)青島校區(qū) 航空機(jī)械工程與指揮系， 山東 青島 266041)

飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)在服役過程中受服役環(huán)境與載荷環(huán)境綜合作用易產(chǎn)生腐蝕疲勞問題，并隨著服役年限增加該問題愈發(fā)明顯，多年來諸多學(xué)者對(duì)該問題持續(xù)研究，普遍認(rèn)為飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)點(diǎn)蝕損傷位置是應(yīng)力集中效應(yīng)明顯的區(qū)域，即點(diǎn)蝕損傷是鋁合金結(jié)構(gòu)疲勞裂紋萌生的主要源頭[1-7]，由此開展了點(diǎn)蝕損傷萌生裂紋行為研究。諸多文獻(xiàn)分別基于點(diǎn)蝕機(jī)理、微觀斷裂力學(xué)、材料學(xué)等理論，對(duì)點(diǎn)蝕損傷萌生疲勞裂紋物理過程的影響因素進(jìn)行量化分析[2-4,7-10]。歸納其研究觀點(diǎn)，大都認(rèn)為鋁合金的點(diǎn)蝕損傷形貌對(duì)其萌生裂紋行為具有顯著影響，追根溯源可總結(jié)為點(diǎn)蝕損傷造成結(jié)構(gòu)形狀上產(chǎn)生不連續(xù)狀態(tài)，在疲勞載荷作用下點(diǎn)蝕損傷處引發(fā)應(yīng)力集中效應(yīng)，促使疲勞裂紋成核、萌生與擴(kuò)展。具體而言，點(diǎn)蝕損傷處的應(yīng)力集中效應(yīng)使損傷位置或區(qū)域應(yīng)力增大，在局部產(chǎn)生微觀塑性區(qū)，晶粒產(chǎn)生滑移變形，在疲勞載荷作用下反復(fù)滑移形成滑移帶擠入與擠出，最終萌生裂紋，因而點(diǎn)蝕損傷在疲勞載荷作用下產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng)是造成疲勞裂紋從點(diǎn)蝕損傷萌生的主要原因。

以往點(diǎn)蝕損傷應(yīng)力集中效應(yīng)研究主要聚焦在宏觀方面[11-15]，普遍采用有限元軟件構(gòu)建球體、橢球體或半球體、半橢球體等簡(jiǎn)化蝕坑模型，并基于線彈性斷裂力學(xué)或彈塑性斷裂力學(xué)原理分析，建立與點(diǎn)蝕深度有關(guān)的尺寸指標(biāo)與應(yīng)力集中系數(shù)的對(duì)應(yīng)與演變關(guān)系，部分地解釋了點(diǎn)蝕損傷產(chǎn)生應(yīng)力集中效應(yīng)、進(jìn)而萌生疲勞裂紋的機(jī)制。

但上述研究存在三方面不足，一是點(diǎn)蝕行為機(jī)制方面，飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)材料服役環(huán)境下的點(diǎn)蝕本質(zhì)上是電化學(xué)過程，其行為機(jī)制是受材料本體微觀結(jié)構(gòu)、環(huán)境因素、載荷因素等多種因素作用的隨機(jī)過程[16-23]，點(diǎn)蝕的萌生與擴(kuò)展受材料微觀結(jié)構(gòu)與腐蝕過程中電流密度IP直接影響[20-25]。航空鋁合金材料每平方毫米表面上大約有2 000個(gè)粒子，其點(diǎn)蝕的萌生和擴(kuò)展是同時(shí)由多個(gè)微觀粒子參與的電化學(xué)過程，且該過程與組成粒子密度正相關(guān)[26-27]，因此鋁合金宏觀點(diǎn)蝕損傷擴(kuò)展是多個(gè)微觀損傷同時(shí)累積的過程。文獻(xiàn)[28-30]通過開展7000系列鋁合金試件于一定濃度NaCl溶液中的浸泡點(diǎn)蝕試驗(yàn)對(duì)此物理過程進(jìn)行了驗(yàn)證。二是根據(jù)飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)真實(shí)點(diǎn)蝕損傷檢測(cè)結(jié)果來看，服役環(huán)境下的飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)的點(diǎn)蝕形貌實(shí)際上是非簡(jiǎn)單的橢球體，文獻(xiàn)[31]中對(duì)某型機(jī)開展的腐蝕普查發(fā)現(xiàn)，其LC4鋁合金壁板結(jié)構(gòu)點(diǎn)蝕呈現(xiàn)出復(fù)雜形貌特征，即點(diǎn)蝕損傷呈面積較大、深度較淺的區(qū)域化片狀特征。三是以往研究只是給出了應(yīng)力集中系數(shù)隨蝕坑幾何參數(shù)的變化規(guī)律[11-13]，而沒有開展應(yīng)力集中效應(yīng)在點(diǎn)蝕損傷內(nèi)部的分布規(guī)律與變化規(guī)律研究，可以認(rèn)為基于蝕坑簡(jiǎn)化為橢球體得到的應(yīng)力集中效應(yīng)分析對(duì)后續(xù)點(diǎn)蝕萌生裂紋行為研究缺乏針對(duì)性。同時(shí)，Pilkey等[32]通過2024-T3鋁合金平板帶中心孔的試件證實(shí)了點(diǎn)蝕損傷微觀形貌特征對(duì)點(diǎn)蝕損傷的應(yīng)力集中效應(yīng)的影響，通過對(duì)比試件中心孔處帶點(diǎn)蝕損傷與不帶點(diǎn)蝕損傷的應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)中心孔與點(diǎn)蝕兩種形貌的損傷對(duì)應(yīng)力集中效應(yīng)起到干涉放大作用，量值接近2倍。

綜上分析，本文以國產(chǎn)新型航空鋁合金材料7B04為研究對(duì)象，采用模擬某型航空裝備服役環(huán)境的加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)環(huán)境譜開展7B04鋁合金試件加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)。利用微觀檢測(cè)手段獲取其真實(shí)點(diǎn)蝕損傷形貌，以此形貌為依據(jù)并結(jié)合鋁合金材料微觀結(jié)構(gòu)實(shí)際情況，采用有限元方法構(gòu)建7B04鋁合金材料與試驗(yàn)結(jié)果相吻合的具有復(fù)雜形貌特征的點(diǎn)蝕損傷模型，并基于線彈性斷裂力學(xué)，計(jì)算并分析所構(gòu)建的點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中效應(yīng)。由此深入探討復(fù)雜形貌特征對(duì)鋁合金點(diǎn)蝕損傷應(yīng)力集中效應(yīng)的影響，并將計(jì)算與分析結(jié)論與文獻(xiàn)[2-4,9,33]中點(diǎn)蝕萌生裂紋行為研究結(jié)論進(jìn)行關(guān)聯(lián)，對(duì)比驗(yàn)證本文分析方法與分析結(jié)論的合理性。

1 模擬加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)

為最大程度獲取7B04鋁合金材料于服役環(huán)境中點(diǎn)蝕損傷形貌特征，采用文獻(xiàn)[34-35]中環(huán)境譜設(shè)計(jì)方法得到模擬該材料典型服役環(huán)境的加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)環(huán)境譜，并依據(jù)該譜開展材料試件的點(diǎn)蝕試驗(yàn)。環(huán)境譜的組成與文獻(xiàn)[34-35]中相同，主要由濕熱環(huán)境構(gòu)成，其中溶液成分為質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的NaCl溶液中加入稀H2SO4，使溶液的pH=4.0±0.2，點(diǎn)蝕試驗(yàn)方式主要為周期浸潤與高溫烘烤。模擬加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)開始前，考慮航空裝備服役過程中真實(shí)載荷對(duì)7B04鋁合金材料表面狀態(tài)的影響，結(jié)合航空裝備載荷譜，通過疲勞試驗(yàn)機(jī)以及專用夾具對(duì)試件預(yù)先施加恒定拉伸載荷(σ=180 MPa)，作用時(shí)間為30 min。環(huán)境譜的具體組成如圖1所示，當(dāng)量腐蝕舊歷年需要335次循環(huán)，共計(jì)118.4 h。試件尺寸及原始形貌和材料成分分別如圖2與表1所示。

圖1 仿真加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)環(huán)境譜Fig.1 Simulation accelerated pitting corrosion environment spectrum

(a) 尺寸 (a) Size

(b) 原始形貌(b) Original morphology圖2 試件尺寸及原始形貌Fig.2 Size and original morphology of specimen

表1 7B04鋁合金材料成分表Tab.1 Composition of 7B04 aluminum alloys %

根據(jù)文獻(xiàn)[35]中程序開展試件8、9、10當(dāng)量點(diǎn)蝕年限的加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)，各年限試驗(yàn)結(jié)束后采用科士達(dá)三維顯微鏡對(duì)試件表面點(diǎn)蝕損傷進(jìn)行微觀層面測(cè)量與立體拍攝，獲取其真實(shí)點(diǎn)蝕損傷數(shù)據(jù)與形貌特征。部分損傷宏觀數(shù)據(jù)如表2所示，表中數(shù)據(jù)為L·W·H，其中的L、W、H定義如文獻(xiàn)中[31]所示，分別表示宏觀點(diǎn)蝕坑的表面長度、表面寬度與點(diǎn)蝕深度。典型點(diǎn)蝕損傷形貌特征如圖3所示。從圖3中可見，7B04鋁合金點(diǎn)蝕損傷宏觀上呈片狀區(qū)域化，損傷整體是由多個(gè)微觀損傷隨機(jī)合并、累積而成，呈非規(guī)則形狀，具有復(fù)雜特征，該形貌特征與文獻(xiàn)[18-23]中關(guān)于鋁合金點(diǎn)蝕機(jī)理的研究結(jié)論一致，但與文獻(xiàn)[11-15]中的簡(jiǎn)化橢球體點(diǎn)蝕損傷模型存在較大偏差。

表2 7B04試件加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)點(diǎn)蝕損傷數(shù)據(jù)Tab.2 Corrosion pits damage data of 7B04 specimen during accelerated pitting corrosion test 單位：μm

2 復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷有限元建模及計(jì)算

Harlow、Sabelkin、Wei、劉治國等[18-23]研究認(rèn)為鋁合金點(diǎn)蝕本質(zhì)是其內(nèi)部微觀粒子與鋁合金基體之間存在電位差而產(chǎn)生的電化學(xué)腐蝕。點(diǎn)蝕過程通常分為多個(gè)階段，通常從單個(gè)或多個(gè)微觀粒子處萌生，萌生處鋁基體完全溶解后，后續(xù)附近其他微觀粒子繼續(xù)與鋁基體間形成電化學(xué)點(diǎn)蝕條件，點(diǎn)蝕過程繼續(xù)，點(diǎn)蝕損傷逐漸擴(kuò)展。文獻(xiàn)[36-37]通過掃描電鏡對(duì)鋁合金點(diǎn)蝕萌生與擴(kuò)展過程的形貌特征進(jìn)行研究，將其演變過程的形貌歸納為橢球體、楔型深入而后扁平化3個(gè)階段。因而鋁合金點(diǎn)蝕初期其微觀點(diǎn)蝕損傷形貌可視為橢球體特征[20-21,27-28]，且由于萌生處的各個(gè)微觀粒子在空間分布上較為接近[21-22]，所以各個(gè)微觀點(diǎn)蝕損傷存在相互接觸與補(bǔ)償[36-37]。

分析本文模擬加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)圖3中所示結(jié)果，可以看出圖3(a)與(b)所觀測(cè)到的典型宏觀點(diǎn)蝕損傷是由多個(gè)微觀點(diǎn)蝕損傷合并而成，與上述文獻(xiàn)[36-37]研究結(jié)論較為一致，因而7B04鋁合金材料服役環(huán)境下的宏觀點(diǎn)蝕損傷，實(shí)際是由多個(gè)形貌特征呈橢球體的微觀點(diǎn)蝕損傷合并而成，且各個(gè)微觀橢球體點(diǎn)蝕損傷遵循鋁合金點(diǎn)蝕電化學(xué)行為機(jī)制而存在相互接觸與補(bǔ)償。同時(shí)文獻(xiàn)[38-41]研究發(fā)現(xiàn)：鋁合金點(diǎn)蝕過程中，其損傷形貌宏觀上表現(xiàn)出深度發(fā)展優(yōu)先、然后趨于平行于表面的層間晶界橫向發(fā)展的規(guī)律，即點(diǎn)蝕行為宏觀表現(xiàn)為先期深度方向發(fā)展、后期后趨于扁平化發(fā)展特點(diǎn)。點(diǎn)蝕損傷先期向深度方向發(fā)展時(shí)，形貌呈條帶楔形；后期蝕坑內(nèi)部橫向發(fā)展時(shí)，點(diǎn)蝕損傷形成合圍狀。綜合本文試驗(yàn)結(jié)果和上述文獻(xiàn)結(jié)論，最后結(jié)合文獻(xiàn)[16-17]中關(guān)于鋁合金點(diǎn)蝕電化學(xué)隨機(jī)性過程本質(zhì)的描述，考慮兩種點(diǎn)蝕損傷發(fā)展演變階段，即先期深度發(fā)展階段和后續(xù)橫向發(fā)展階段，分別構(gòu)建“楔入型”與“合圍型”兩種典型損傷模型，分別代表鋁合金點(diǎn)蝕兩個(gè)典型發(fā)展階段，每種損傷模型分別由多個(gè)微觀損傷累積、合并而成。

(a) 點(diǎn)蝕初期(a) Initial pitting corrosion

(b) 點(diǎn)蝕后期(b) Late pitting corrosion圖3 典型點(diǎn)蝕損傷形貌Fig.3 Typical pitting corrosion morphology

文獻(xiàn)[20,29,40-42]通過微觀觀察，7000系列鋁合金的微觀粒子平均半徑為3～15 μm不等，微觀粒子的密度為2 000個(gè)/mm2?？紤]構(gòu)建模型的真實(shí)性，結(jié)合表2中點(diǎn)蝕試驗(yàn)檢測(cè)得到的宏觀點(diǎn)蝕損傷數(shù)據(jù)，定義上述“楔入型”與“合圍型”兩種典型損傷模型中的微觀橢球體數(shù)量、類型數(shù)量與各個(gè)微觀橢球體損傷尺寸，具體如表3所示?！靶ㄈ胄汀迸c“合圍型”兩種典型損傷模型中的微觀橢球體數(shù)量分別為20與29；微觀橢球體損傷尺寸考慮文獻(xiàn)[20,29,42]中關(guān)于微觀粒子平均半徑的描述，兩種模型基本采用等差數(shù)列的方式，微觀損傷的半徑分別定義為3 μm、5 μm、7 μm、10 μm與15 μm不等；微觀橢球體損傷的類型數(shù)量則進(jìn)一步結(jié)合點(diǎn)蝕周期對(duì)點(diǎn)蝕損傷尺寸的影響，分別定義為4與5。由此得到的兩種點(diǎn)蝕損傷模型的宏觀尺寸與表2中試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。

基于表3中的數(shù)據(jù)，采用有限元分別構(gòu)建兩種損傷模型。對(duì)于“楔入型”模型，由20個(gè)相互接觸的橢球體構(gòu)成的空間表征點(diǎn)蝕損傷內(nèi)部，楔入形貌符合先期點(diǎn)蝕損傷趨向材料內(nèi)部延展的特點(diǎn)；對(duì)于“合圍型”模型，共計(jì)29個(gè)橢球體，形成兩個(gè)單向“楔入型”模型，表示后期點(diǎn)蝕損傷擴(kuò)展過程中，兩個(gè)點(diǎn)蝕損傷內(nèi)部橫向發(fā)展、相互融合構(gòu)成一個(gè)合圍型損傷缺陷。

表3 微觀橢球體蝕坑尺寸及數(shù)量Tab.3 Dimension and number value of each micro-ellipsoidal corrosion pit

構(gòu)建的有限元損傷模型如圖4所示。

(a) 楔入型模型(a) Wedging model

(b) 合圍型模型(b) Encircling model圖4 典型點(diǎn)蝕損傷構(gòu)造模型Fig.4 Typical construction model of pitting corrosion damage

3 復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型應(yīng)力集中效應(yīng)計(jì)算

通常情況下，應(yīng)力集中效應(yīng)數(shù)值量化以應(yīng)力集中系數(shù)kt表征[43]，定量表達(dá)式為：

(1)

式中，σmax和σnom分別表示幾何形狀不連續(xù)區(qū)域的局部最大彈性應(yīng)力和遠(yuǎn)場(chǎng)名義應(yīng)力。

采用四面體二次單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，四面體單元的優(yōu)勢(shì)是能夠適應(yīng)任何幾何形狀，二次單元技術(shù)可以確保足夠的計(jì)算精度。單元采用兩種尺寸，包絡(luò)點(diǎn)蝕損傷的長方體塊作為核心區(qū)，采用較小的單元尺寸，從而能夠精確反映出各個(gè)微觀橢球體損傷，而核心區(qū)外圍應(yīng)力梯度較小，因此采用較大的單元尺寸以減少總的單元數(shù)量。

邊界條件方面，兩個(gè)模型中都采用局部模型，上表面為自由面，下表面為切分面。而4個(gè)側(cè)面中，1、3面為自由面，2、4面為切分面，采用約束切分面法向自由度的方法進(jìn)行結(jié)構(gòu)固定。考慮軸向加載，在1、3面施加均布拉力，如圖5所示。

(a) 楔入型模型(a) Wedging model

(b) 合圍型模型(b) Encircling model圖5 有限元網(wǎng)格劃分Fig.5 Mesh of finit element model

有限元計(jì)算過程中相關(guān)參數(shù)的定義[44]為：7B04鋁合金的泊松比υ=0.33，彈性模量E=70 GPa，拉伸強(qiáng)度σb=640 MPa，屈服強(qiáng)度σ0.2=600 MPa，載荷為試件兩端均布的拉伸載荷σ0.2=180 MPa，載荷方向平行于試件縱軸線方向?；贏NSYS軟件分別對(duì)上述兩種特征形貌損傷模型的應(yīng)力集中效應(yīng)進(jìn)行計(jì)算與分析，根據(jù)材料屈服強(qiáng)度σ0.2=600 MPa可知，點(diǎn)蝕損傷處的應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到3.33以上時(shí)，此時(shí)材料進(jìn)入塑性狀區(qū)，因此采用ANSYS軟件中的Multilinear Isotropic Hardening材料模型進(jìn)行建模分析。計(jì)算得到的兩種損傷模型下應(yīng)力云圖如圖6所示?！靶ㄈ胄汀蹦Ｐ偷淖畲髴?yīng)力集中系數(shù)為3.401，“合圍型”模型的最大應(yīng)力集中系數(shù)為3.431。

(a) 楔入型模型(a) Wedging model

(b) 合圍型模型(b) Encircling model圖6 典型損傷模型應(yīng)力分布圖 Fig.6 Stress nephogram of typical pitting corrosion damage model

4 分析與討論

從應(yīng)力云圖6和應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果可以看出，復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型應(yīng)力集中效應(yīng)比較復(fù)雜，主要體現(xiàn)在以下兩方面：應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值大；應(yīng)力集中效應(yīng)的影響區(qū)域多。

從應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值來看，本文所構(gòu)建的7B04鋁合金兩種典型復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值基本相當(dāng)，文獻(xiàn)[6-7]研究認(rèn)為，在同等載荷條件下，點(diǎn)蝕損傷引發(fā)的應(yīng)力集中效應(yīng)大小直接影響其萌生裂紋行為進(jìn)而影響其疲勞壽命，通常應(yīng)力集中系數(shù)大易萌生裂紋并縮減結(jié)構(gòu)疲勞壽命。基于上述分析可以認(rèn)為：在同等載荷條件下含本文所構(gòu)建的兩種形貌特征點(diǎn)蝕損傷的試件疲勞壽命應(yīng)基本相同。但Walde[2]、 Sankaran[3]等研究認(rèn)為，在同等載荷條件下，腐蝕周期對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)的疲勞壽命同樣有直接影響，往往腐蝕周期長，疲勞壽命降低程度大。綜上可知，本文的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[2-3]研究結(jié)論貌似相矛盾。但實(shí)際上，圖6中所示的是僅僅表示兩種典型損傷形貌特征所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中效應(yīng)分析結(jié)果，在本文的點(diǎn)蝕試驗(yàn)條件下，點(diǎn)蝕周期長的試件較點(diǎn)蝕周期短的試件產(chǎn)生的點(diǎn)蝕損傷多，其疲勞壽命在統(tǒng)計(jì)意義方面通常會(huì)低于點(diǎn)蝕周期短的試件疲勞壽命，這與文獻(xiàn)[2-3]的結(jié)論是一致的。

此外，本文所構(gòu)建的兩種典型復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值與文獻(xiàn)[11]相比整體偏大，即在同等載荷條件下，相比于文獻(xiàn)[11]中的應(yīng)力集中系數(shù)約偏大51.8%，說明多個(gè)微觀橢球體蝕坑間的應(yīng)力分布存在相互干涉行為。應(yīng)力分布的干涉行為引發(fā)應(yīng)力集中放大效應(yīng)，這是因?yàn)?，本文?gòu)建的復(fù)雜形貌特征點(diǎn)蝕損傷為多個(gè)微觀橢球體蝕坑合并，在宏觀上，合并成的宏觀損傷尺寸參量與各個(gè)微觀橢球體蝕坑尺寸參量在同一數(shù)量級(jí)，各個(gè)微觀橢球體蝕坑會(huì)對(duì)應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，各個(gè)影響相互疊加，造成應(yīng)力集中效應(yīng)放大。由應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值可見，采用本文所構(gòu)建的模型開展應(yīng)力集中效應(yīng)分析以及后續(xù)的飛機(jī)鋁合金結(jié)構(gòu)腐蝕疲勞壽命分析，其計(jì)算結(jié)果相對(duì)于采用簡(jiǎn)化橢球體點(diǎn)蝕損傷模型開展的相關(guān)計(jì)算結(jié)果更加安全。

從應(yīng)力集中效應(yīng)的影響區(qū)域來看，由圖6可見，兩種復(fù)雜形貌特征點(diǎn)蝕損傷其應(yīng)力集中效應(yīng)影響區(qū)域明顯增多，效應(yīng)明顯的區(qū)域主要分布在各個(gè)微觀橢球體蝕坑交會(huì)的位置，各個(gè)微觀橢球體蝕坑交會(huì)位置大都位于其合并而成的宏觀蝕坑的側(cè)邊，如圖6中細(xì)節(jié)所示。由此可以認(rèn)為復(fù)雜形貌特征的點(diǎn)蝕損傷的多個(gè)側(cè)邊位置應(yīng)力集中效應(yīng)明顯。該研究結(jié)論與文獻(xiàn)[11]中采用單個(gè)半橢球體簡(jiǎn)化蝕坑模型進(jìn)行的應(yīng)力集中效應(yīng)分析結(jié)果存在明顯不同，文獻(xiàn)[11]認(rèn)為應(yīng)力集中效應(yīng)明顯的區(qū)域主要集中在半橢球體點(diǎn)蝕損傷的底部。將上述兩種研究結(jié)論與點(diǎn)蝕萌生裂紋行為的相關(guān)研究進(jìn)行關(guān)聯(lián)分析，鋁合金材料點(diǎn)蝕萌生裂紋行為與其點(diǎn)蝕損傷的應(yīng)力集中效應(yīng)息息相關(guān)，文獻(xiàn)[2,33]研究認(rèn)為點(diǎn)蝕萌生的裂紋在初期為短裂紋，短裂紋通常由應(yīng)力集中效應(yīng)明顯的區(qū)域或位置萌生，其通過分階段疲勞試驗(yàn)并結(jié)合斷口分析的方式分別對(duì)2024-T3鋁合金與LC4CZ鋁合金點(diǎn)蝕裂紋萌生位置進(jìn)行觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)上述兩種鋁合金材料在預(yù)點(diǎn)蝕后的疲勞裂紋主要在點(diǎn)蝕損傷的側(cè)邊位置萌生。由此說明本文所構(gòu)建的復(fù)雜形貌特征點(diǎn)蝕損傷及其應(yīng)力集中效應(yīng)分析結(jié)果與點(diǎn)蝕萌生裂紋行為的實(shí)際物理過程關(guān)聯(lián)度較好。

除上述分析外，從圖6中還能夠看出應(yīng)力集中效應(yīng)作用區(qū)域有一定的尺寸范圍，依據(jù)文獻(xiàn)[20,24-26,36-37]研究結(jié)論，該尺寸范圍與鋁合金材料微觀晶粒尺寸相當(dāng)。上述提及點(diǎn)蝕萌生的裂紋為短裂紋，短裂紋尺寸與晶粒尺寸也在同一數(shù)量級(jí)[2,28]，因而在短裂紋擴(kuò)展過程中點(diǎn)蝕損傷產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng)仍起作用，使裂紋穿越晶粒邊界或組成粒子的障礙，宏觀上表現(xiàn)為短裂紋擴(kuò)展速率的波動(dòng)。Walde等[2,7]進(jìn)一步研究表明，鋁合金材料點(diǎn)蝕萌生裂紋行為是由多個(gè)短裂紋干涉、合并而成。從上述分析可知，復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng)在這個(gè)過程中的作用方式、區(qū)域、程度都將隨著短裂紋數(shù)量、方位以及擴(kuò)展而發(fā)生變化，此部分內(nèi)容需結(jié)合鋁合金短裂紋擴(kuò)展行為開展專門試驗(yàn)研究。

最后，在上述建模及計(jì)算分析過程中，將7B04鋁合金材料視為具有各向同性，但根據(jù)文獻(xiàn)[20,21-24]研究，鋁合金加工工藝會(huì)影響內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)，而微觀結(jié)構(gòu)也是影響鋁合金點(diǎn)蝕萌生裂紋行為的重要因素，該因素在建模與計(jì)算分析中都沒有考慮，所以上述分析是理想化的結(jié)論。

5 結(jié)論

本文以新型航空鋁合金材料7B04為研究對(duì)象，采用模擬加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)環(huán)境譜的方法開展該材料試件的加速點(diǎn)蝕試驗(yàn)，依據(jù)點(diǎn)蝕損傷檢測(cè)結(jié)果，并結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)中鋁合金點(diǎn)蝕電化學(xué)機(jī)理與微觀結(jié)構(gòu)特征結(jié)論，合理確定7B04鋁合金點(diǎn)蝕損傷形貌特征，采用有限元方法構(gòu)建由多個(gè)微觀橢球體蝕坑合并而成的“楔入型”與“合圍型”兩種復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型，并基于線彈性斷裂力學(xué)對(duì)所建兩種點(diǎn)蝕損傷模型產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng)進(jìn)行計(jì)算與分析，研究發(fā)現(xiàn)：

1)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值基本相當(dāng)，且在同等載荷條件下，其應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值相比于單個(gè)半橢球體簡(jiǎn)化點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中系數(shù)約偏大51.8%，究其原因，復(fù)雜形貌特征點(diǎn)蝕損傷模型中的各個(gè)微觀橢球體蝕坑分別對(duì)應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，各個(gè)影響相互干涉與疊加，形成了應(yīng)力集中放大效應(yīng)。

2)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中效應(yīng)明顯的區(qū)域或位置較多，主要分布在各個(gè)微觀橢球體蝕坑交會(huì)的位置，各個(gè)微觀橢球體蝕坑交會(huì)位置大都位于其合并而成的宏觀蝕坑的側(cè)邊，可以認(rèn)為復(fù)雜形貌特征的點(diǎn)蝕損傷的多個(gè)側(cè)邊位置應(yīng)力集中效應(yīng)明顯。

3)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復(fù)雜形貌點(diǎn)蝕損傷模型的應(yīng)力集中效應(yīng)作用區(qū)域有一定的尺寸范圍，該尺寸范圍與鋁合金材料微觀晶粒尺寸、點(diǎn)蝕萌生的短裂紋初期尺寸相當(dāng)，因而點(diǎn)蝕萌生的短裂紋在擴(kuò)展初期過程中點(diǎn)蝕損傷產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng)仍起作用。