疲劳强度资料

高强度铝合金缺口喷丸加工的疲劳特性：使用临界距离法的实验和预测

文章信息: 关键词：

文章历史：喷丸处理

收到2009年8月18日缺口疲劳

修改稿1月20日收到2010年高强度铝合金

接受2010年2月24日临界距离理论

可在线2010年3月6日残余应力

摘要：

本论文旨在探讨不同喷丸处理对携带不同类型的缺口铝7075 -T651样品疲劳的影响。WohlerS-Ncurves是通过在不同的实验条件通过反向弯曲得出实验结论。通过改变不同的疲劳强度发现，这取决于喷丸强度，而且，尤其是，对于不同的切口的几何形状的处理不同的效果：接收到的更重要的缺口较大通过在降低疲劳缺口敏感性方面的喷丸硬化处理有益效果和增量的缺口疲劳强度。疲劳改善相对于未进行喷丸状况和疲劳的喷丸强度的影响讨论了处理残余应力的效果。在装载过程中残余应力再分配的程度是通过在普通试样的量调查x射线衍射(XRD)。,根据应用负载发现了表面压力的进化可以到一个稳定值。通过该喷丸处理，并且利用X射线衍射，利用数字技术的手段对缺口试样产生的残余应力场进行了评价，此外，疲劳载荷的应用程序已经为蓝本为了研究在凹口附近的残余应力的松弛。稳定的残余

应力值已被并入到多轴疲劳准则来预测疲劳性。最后，一个临界距离理论方法已被用来预测承载应力集中的压缩残余应力场的耐疲劳性。

1 .介绍

铝合金看起来对飞机和汽车行业非常有吸引力，不断寻求能源的改进来提高运输车辆的效率，因为他们的特有的高静态强度。通常,高静态力学性能诱导铝合金是通过弥散硬化和老龄化热处理的方案来解决的。然而，在用更常见的高对比度金属材料，比如钢材，就静态机械性能来看，他们表现出相对较差疲劳性能。在高周疲劳机制（> 5百万周期）疲劳续航力

约为拉伸强度[1]的1

4

。此外，加强铝合金高疲劳缺口承受的恶化硬化的处理[2]更为敏感。

因此，在应力集中的存在下，像孔，圆角和凹槽，这些始终存在于机械设备中的零件，特别不利于这些合金的疲劳响应，从而限制了在具有复杂形状并具有高应力机械零件中的使用。由于多数疲劳裂纹起始于零件的表面上，零件表面的抵抗裂纹萌生和早期裂纹扩展的条件是一个有吸引力的提高疲劳性能的方法。由于这个原因，铝合金经常受到表面处理。例如，喷丸处理一直受到特别的关注，在普通钢的疲劳寿命和轻合金[ 3-7 ]，允许有明显的增量。在文献中，这种改进的主要部分已经几乎一致归因于在应力在表面区域引入残余应力。同时负责延迟疲劳裂纹的萌生和较低的小裂纹扩展速率[ 3,8-10 ] 。进一步的效果，即使大部分仍然有争议，由于工作硬化，其中，一方面，负责增强抗裂纹萌生的能力，在另一边，导致较低的裂纹扩展的阻力减小，应为材料脆化[ 9 ]。

一些研究表明残余压应力，比如从喷丸，表面轧制和表面硬化表面处理中产生的。显著地提高工程材料的缺口疲劳性[ 11?13] 。然而，这些调查研究并没有考虑到铝合金，主要集中存在于传统的钢中。此外，仅仅在现有的文献[11?15]的数据似乎并没有以提供残余应力

对缺口疲劳强度的影响一个令人信服的解释。事实上，已经表明，残余应力场将集中在缺口附近，类似于外部载荷应力集中效应。然而，由于测量尖锐缺口附近残余应力的的难度，很少有实验数据可在文献中查到。此外,由压缩产生有益影响的残余应力强烈依赖于稳定的使用寿命[14]。通过缺口产生的集聚效应和残余应力场可能会导致残余应力的松弛，由于实现了材料的塑性流动的原因[15]，从而通过残余压应力的疲劳响应改善切口的意图被挫败了。最后，喷丸处理可是否以充分覆盖小的几何细节仍然是目前还不清楚的问题。所有这些原因，导致估计所述槽口耐疲劳的难度，限制了喷丸处理的应用，以使承受应力集中的铝合金机械部件的应用有所限制。

笔者最近研究了三种类型的拍摄效果在反向弯曲的条件下进行喷丸处理的铝7075-T651合金的纯疲劳反应[16]。在目前的工作中，按综合基准已经过测试已知的实验条件下由相同的Al合金的缺口样品和受到相同的喷丸处理，以收集实验数据。在文献[16]它表明：（一）喷丸显著提高了Al合金纯疲劳响应（二）本残余应力场不显示与关于在初始条件明显变化的500万次疲劳忍耐压力（三）有些松弛发生在更短的疲劳寿命，更显着的较高的压力水平。普通疲劳反应是直接与表面的残余应力，使用锡尼什标准纳入稳定的残余应力场的平均应力并且可以成功地预测相关问题。然而，人们发现，在更强烈的喷丸条件下的高周疲劳行为而是由初始塑性变形的条件决定的，作为压缩之间的叠加的效果和所施加的反向弯曲的压峰的残余应力，为了保存剩余的稳定应力场。文献[17]进行了数值研究表明[16]观察到的残余应力松弛实际上是由于塑性流动，而不是周期性的放松。

术语

A Neuber缺口特征长度S 线性有效应力

A，B 中周疲劳材料常数确定特征长度T 疲劳效果的散射

f 在疲劳周期的一个给定数目的普x,y,z 集中在缺口尖端，其中y所在的

通的疲劳强度平分线笛卡尔参考系统

f-1 在疲劳周期的一个给定数目的交a,b 代表Sines标准方程的参数替疲劳强度

f0 在疲劳周期的一个给定数目的脉^f 疲劳强度范围

动纯疲劳强度

k Wohler曲线的在双对数下的斜率^Kth 门槛应力强度因子疲劳裂纹扩

展范围

K1c 平面应变断裂韧性rp50 疲劳特性与50％的失败概率（相

应的10％和90％）

L 材料特征长度r0p50 W?hler曲线y轴截距在双对数下

失效为50%的概率

L0 在高循环疲劳机制的材料的特征r1,2,3 应力张量的主要组成部分长度

Ls 静电材料特征长度r5x10^6 疲劳特性对应于5x10^6

Kf 缺口疲劳因子ra 应用于弯曲应力幅值

Nf 周期失败的数目req 等效应力

P,m 静水压力rY0.2 0.2％屈服应力

q 疲劳缺口敏感性rRS 残余应力

r 缺口根圆角半径rVM Von Mises等效应力

R 应力比rUTS 极限拉伸强度

这些结果已经解决了目前的第二部分的工作，也就是专门预测经过喷丸处理切口样品的疲劳寿命。虽然纯疲劳可以使用等效应力来计算成功，该函数是在试样的表面上的外部和残余应力场得出的，这样过于保守的做法必然是针对缺口部分。在过去，许多不同的方法已经被提出，考虑到与这种现象挂钩的材料的疲劳缺口敏感性。或许，其中最容易采纳的方法是基于临界距离的理论，上个世纪，原来是通过Neuber[18]和Petterson 的[19]中的中间开发，在过去的几十年，是许多研究者（例如见[20?23]）的进一步研究。在本文，临界距离的理论方法用于预测的中期喷丸样品拍摄的高周疲劳行为。用于此目的，在[17]中描述的数值方法的基础上，初始和稳定的残余应力域已经确定，合并在一个等效应力，基于多轴疲劳已经平均超过标准材料的特征长度。

2.材料和实验程序

该实验已对铝7075-T651合金进行了操作，广泛用于航空航天应用，随附在4毫米厚的热轧板的形式。散装材料特性已经确定在五个标准的单调拉伸试验10（初始应变速率310-s 1-）进行纵向取向.结果，总结于表1, 显示出了屈服强度高于500兆帕，再加上良好的延展性材料（18％的总延伸率）。

表1：

E(GPa) 0.2()Y MPa σ UTS σ()MPa F σ()MPa T.E.(%) R.A.(%)

73(±1)

515(±5) 565(±5) 760(±10) 18(±2) 24(±2)

在几何形状为棱柱的试件进行了疲劳特性实验，根据标准ISO3928，示于图1。在如图所描述样品中的圆角半径 ，图1a 是大到足以使任何缺口疲劳效应都可以忽略不计。在下文中他们将被视为''光滑“或''纯”样本。该缺口试样，其几何形状被示于图1b ，通过电火花加工制(EDM)。特别注重2边V 型缺口的正确加工（90度的孔径角），其中显著影响着应力分布。缺口根部圆角半径 被设置为2毫米（''钝“缺口试样）和0.5毫米（''尖”缺口样品），因此，理论应力集中系数分布的范围为1.53到2.33。

三种控制的喷丸硬化处理已经考虑在内，其工艺参数列于表2（详情可参见参考文献

[16]）。每个处理一直使用陶瓷珠进行，这允许更高的疲劳性能与钢丸[24]比较了。名为CE-B120的处理采用了小型的陶瓷珠，导致一个温柔肤浅的效果，与较大尺寸的陶瓷珠，第二个称为CE-Z425的处理已经以产生更深的冷加工层。CEB120处理后，第三次称为CE 的梳型处理是双锤击包括于CE-Z425之中。

由喷丸硬化所施加的表面粗糙度的影响,其处理是已经量化的轮廓测量，其结果可在[16]中找到。此外，喷丸缺口试样的表面形貌已经通过SEM 分析研究（而光滑的样品中报告参考

文献[16]）。结果发现，用在更加激烈的喷丸处理的大镜头，即CE-Z425和CE-Comb ，产生大而深的的撞击坑。在CE-B120和CE-Comb 条件下，在表面和表面轮廓上。更小的尺寸的凹坑被观察到。此外，在喷丸条件下，观察到在接近钝缺口顶点的区域的是均匀的（没有报道为简明起见）。反之，在有孔玻璃珠撞击综合征的轻微效率（标以箭头在图2a ）已经发现，当在CEZ425处理中使用的大珠的大小变得与尖锐型缺口试样的缺口根圆角半径具有可比性。显然,切口的深度已经足够高，影响着形缺口侧表面v 的珠子的偏离轨道。这种效果是，反过来，隐藏预见着CE-Comb 处理后的CE-B120工艺条件，它能够均匀地覆盖尖锐缺口根区（图2b ）。

引起的喷丸残余应力场的分析处理已进行了由通过应力分布X 射线衍射（XRD ）技术的测量（有关详情载于文献给出_ [16,17]）。类似的结果已经通过由盲孔钻技术[25]获得。在CE-B120，CE-Z425，CE-Comb 的条件下，图3示出了初始残余应力的分布。值得注意的是，在后一种情况下，经过CE-B120处理，受到更强烈的喷丸处理（CEZ425和 CE-Comb ）的标本特征是更深层次的压缩残余应力分布和更高的分压肤浅峰。表层受到压缩残余应力很的影响小,峰值位于表面上。在CE-Z425和 CE-Comb 处理就表面残留应力的和肤浅的峰值来看略有不同，而压峰值的深度几乎是相同的的测量（0.075-0.080毫米）。在表面之下，两种处理之间的差异往往会淡出近200微米。

在室温空气和在30赫兹的标称频率条件下，反向（零平均应力，R =1）平面弯曲位移控制疲劳试验已经进行了。该微结构在与平行于L 方向上的应力轴经过了测试。对应于不同的疲劳应力水平在范围在4510?到6

510?的周期已经被考虑在内。疲劳曲线对应的失效概率为50％，由S-N 曲线可以得出： 50P σ=050P σ?1K f N - (1) 按照标准程序[26]，通过拟合日志（f N ）与log （σ）的结果获得。不确定性范围被假定为是恒定的，并通过其质心值近似。因为散射的代表性，下面的表达式被使用： 表2：

处理 珠子

大小

(um)

珠子 硬度(HV1) 珠子 组成 铝的 强度 珠子 速度（m.s ） 98％的覆盖率饱和时间（s ） 撞击的角度 覆盖率（％） CE- B120 63-125

700 ZrO2 67% 4.5N 57 210 90 100 CE- Z425 425-

600

SiO2 31% 4.5A 26 160 CE-

Comb

图2：

图3：

90101:P P T σσσ= (2)

P90，P10分别表示故障概率的90％和10％的水平，6510?循环疲劳特性是由一个渐进的过

程得到的，采用12-15个样品。

3.疲劳强度和缺口敏感性

反向弯曲疲劳试验的结果以及P50 疲劳线是与图4a-c 的平滑度比较得出的，钝口和尖锐缺口试样，分别各自考虑了不同材料的变形。参数代表着对应的失效概率为50％的疲劳曲线，根据式（1）公式和（2）公式的计算，结果分散，并且疲劳特性周期为6

510?的结果列于表三中。所有考虑的喷丸处理可以有效的延长材料的疲劳寿命，即使是有应力集中的存在。这种改进取决于所施加的载荷，对应于较长的疲劳，存在着更为显著的载荷水平， 然而，降低了P50疲劳曲线线的斜率值，除了CE-Z425这种处理。它也可以被观察到越是强烈的喷丸处理（CE-Z425和CE-Comb ）没有导致进一步改善疲劳性能，比起温和的处理（CE-B120）来看，但是，相反，给疲劳响应一个不太积极的影响，尤其是在高周疲劳机制获得。在对失败断口缺口试样的分析测量中（那些在文献[16]的普通样本报告），这里为简便起见就没有报道，已经进行了。在所有喷丸条件下，他们表明在一个区域疲劳裂纹的萌生非常接近（0-100m μ）缺口尖端，缺口严重程度，以及应力水平的影响。

在文献[16]中普通的的喷丸处理间的疲劳响应的差异已登记过广泛的讨论。已经发现，在经受更在加激烈的样品反向弯曲喷丸处理（即CE-Z425和CE-Comb ）约500万次高周疲劳忍耐，导致深压缩残余应力，对应于条件疲劳加载过程中在压缩初始塑性流动的周期。与此相反，在进行CE-B120标本塑化材料处理之前要有一定的余量。显然，在这种高强度的铝合金，

宏观材料的塑化以及由此引发的残余应力放松施加在高循环疲劳有阻力从而产生不利影响。相反，较高的负载水平产生压塑化与随之而来的残余应力松弛和较短的疲劳寿命。

表4总结了疲劳方面的疲劳结果，就耐力增量相对于作为接收的条件和疲劳缺口敏感性以及疲劳缺口系数f K 为500万次来看，缺口敏感性系数q ，Neuber 缺口的特征长度表示为： q=1

1f t K K --=1

1a

r + (3)

其中r 为缺口根部圆角半径。在作为接收的条件显示了一个特征长度相似的两个缺口类型;这表明附近缺口的微观结构特征是相似的。与此相反，在CE-B120，以及在主要程度上该CEZ425和CE-Comb 的条件表明相当不同的一个值，表明经过喷丸处理在材料方的缺口针尖可以引起响应。这一事实可能有正当理由通过调用或者不同的残余应力场来进行演化，以下作为进一步研究，或尖锐，缺口试样之间不同的处理效率。因此，实际上该地区靠近尖锐缺口根部的撞击综合征的小珠较大的更有效, 那些表明计算受到了CE-Comb 处理对于系数为

f K 普通的锋利缺口试样的在CE-B120条件下的疲劳反应的影响。

所获得f K 因子的和长度，记录在在表4中的括号。

图3

表3：

表4：

似乎更合理，在其他喷丸条件下，并与计算相媲美。表4显示喷丸硬化处理引起的耐疲劳增量是更加明显的，相对于尖锐缺口，变化范围在20％至80％，当和较钝的比较，介于20％和55％。此外，喷丸处理降低了约20％疲劳缺口敏感性，与常规的强化方法相反（即加工硬化，沉淀和溶液硬化）能赋予更高的疲劳性能，以增加疲劳缺口敏感性的成本材料为代价。以下各节将专门调查，如果观察到通过喷丸硬化作用有双重有益效果，即缺口疲劳强度和降低疲劳缺口的敏感性随之增加，实际上是由于在表面层材料引入残余压应力引起的。2.残余应力场的数值模拟

残余应力在影响喷丸组件[27]的疲劳反应中发挥着至关重要的作用。特别地，

普通标本的疲劳反应在文献[16]被解释清楚，通过前后疲劳试验的试样并且通过XRD法测定残余应力的分布。不幸的是，在目前的情况下，疲劳损伤集中在一个''加工区“以后的缺口尖端[18,19]，特点是强烈的应力梯度，其尺寸远小于直径的x射线用于x射线衍射测量(2mm)[16]。关于这个问题，有处理喷丸残余应力的几何不连续的接近测量极少数实验可以在文学作品看（例如，见[13?15]）；此外，所有的报道指测量残余应力沿试样厚度资料而信息提供的是关于切口周围的残余应力分布和残余应力的演变的疲劳寿命。大多数的残余应力测量存在邻近的压力问题和冷扩张孔(28、29)，但是他们一直在进行组件的尺寸(通常大于10毫米)相对于那些在这项研究中使用的样本。此外，所报告的残余应力分布已被测量的间隔的距离大于1毫米，即在距离不能理解强烈的残余应力梯度预期下的样品检查。

从这些结果出发，重建残余应力场的数值似乎是唯一可行的解决方案。在这个意义上说,但值得注意的是，实验的大部分作品试图关联的残余应力场与经过不同的表面样本的缺口疲劳响应处理（例如[30,31]），利用有限元模拟旨在评估靠近槽口的残余应力分布区域。

在文献[17]位于普通标本中观察到的残余应力松弛机制由限元模型已经建立和经过实验验证。具体来说，通过表面处理创建的残余应力场已被引入到有限元模型，由一个虚构的温度分布沿不同途径试样的厚度和负责静水初始应变分布（ISD），根据Beghini和Bertini 的所提出的程序[32]。这是与实验证据一致的，这是通过对材料的周围由所施加的约束产生的残余应力而引起的杆的塑性变形影响来进行的。由于喷丸硬化是在整个样品表面均匀地施

加，ISD 似乎是合理的假设，因此，假想温度场，从喷丸表面的距离只有正常而已。

同样，在目前的工作，它已经假定，在残余应力场引起的静水应变分布独立于试样几何形状（普通或缺口），单独依靠喷丸处理。因此，同样虚构的温度场，在参考文献[17]中找到，对纯样品进行同样的喷丸硬化处理，已经被应用到切口。在测量在试样的中心，残余应力已经用于校准模型，所以周围的凹槽中的残余应力场可以从一定程度近似合理地从有限元分析推导出，联系到参与所采用的外推方法。

有限元模型已经用ANSYS 代码建立了（ANSYS ，匹兹堡，PA ，USA ），使用八节点等参的元素。为简便起见，只有钝的模型建立，可以查看图5。为了采取对称的优点，只有四分之一的标本进行了建模。在表面区域的网格特别精制的目的是更好的再现在硬力层应力和应变梯度，由于喷丸处理的作用。在表面区域的元件的最小厚度为12m μ。独立速率，塑性增量理论已被用于在有限元计算中。特别地，塑性理论使用von Mises 屈服面模型的关联流动法。硬化规则中使用的是多线性随动强化。喷丸硬化加工样品的几种表面层的循环应力 - 应变曲线已被通过反向轴向应变检测结合显微硬度试验得出，该有限元模型的温度依赖性弹塑性材料的特性[16,17]来实现。由于疲劳载荷的弯矩也为了防止边界效应被应用到有限元模型的一个末端，远离关注区域.

图5

根据纳维公式作为应力梯度变化呈线性厚度Z 。在第一负载周期之后，已经观察到完全稳定的残余应力场，从而表明，根据反向疲劳载荷，松弛机制是有效的早期疲劳循环[17]。图6a-c 示出的分布，沿着缺口平分线，在x （纵向）和初始Y 轴（横向）分量（实线，关闭符号）和稳定的（虚线和点线，空心符号）分别进行了CE-B120，CE 钝型缺口试样残余应力场-Z425和CE-Comb 喷丸处理。通过分析初始残余应力分布，它可以指出，该残余应力场是单轴的缺口尖端，并成为从沿切口平分线的槽口移动双轴。残余应力场变等双轴≤2毫米的切口（图6未说明）。对于CE-B120处理，在耐疲劳性应力场保持弹性限度，而对于更加激烈处理等效应力超过了压缩产量的压力在0.2mm 的局限。因此，图6示出了残留应力场中的CE-B120状态（图6a ）保持稳定，而局部松弛发生在样品的缺口尖端经受更强烈的喷丸条件下（CE-Z425示于图6b 和图6c 中所示的CE-Comb ）。与此相反，对应于介质循环疲劳机制的负载水平观察到纵向残余应力分量的显著松弛在（大约，在4810?到5

510?之间）。

图7a-c 分别显示初始（实线，封闭符号）和稳定（虚线和点线，空心符号）的残余应力分布在经受CE-B120，CE-Z425和CE-Comb 锐型缺口试样的尖端喷丸处理后的结果。特别地，，在尖锐缺口的前端观察残余应力的轴向分量有一个相当大的浓度。而远离切口，沿切口平分

线移动，存在近双轴应力场。在经受CEB120处理的样品中，在耐疲劳应力场仍处于弹性范围除了缺口尖端周围一个有很小的0.1毫米区，其中部分残余应力松弛观察（图7a），而观察到纵向残余应力成分是适度的松弛。相反，在对应于介质循环疲劳机制的负载水平，尖锐型缺口试样经受纵向残余应力分量的非常的松弛。

3.疲劳响应预测

数值评估周围的凹槽中的残余应力分布的优点在于，缺口疲劳响应可以用一个字段的方法，而不是基于点的应力值常规疲劳准则来预测。因此，临界距离理论认为缺口疲劳响应是由一个有效应力范围，这是应力场的作用在凹口顶点[33]的邻域。根据线路的方法，缺口部件的临界条件当达到这种有效应力S，

图6

图7

通过平均等效应力eq σ和沿切口平分线过材料特性长度L 计算，等于纯疲劳强度f ：

S （L ）=12L 20L

eq σ?dy =

f (4) 其中y 是沿切口平分线与原点位于缺口顶点的局部坐标（见图5）。

根据锡尼什准则等效应力是在模拟应力条件下获得通过的，由于装载成正比和标准证明成功地预测了光滑的样品[16]的疲劳响应。残余应力被视为平均应力叠加到由外部循环载荷

[34]引入的振荡应力。锡尼什标准包括八面体剪应力幅值，或等价的Von Mises 应力振幅,VM a σ，和平均静水压力时形式的线性方程：

,VM a σ+??m p =β (5) Von Mises 应力幅值是体现在主应力振幅方面：

,VM a σ=122221,2,2,3,3,1,()()()a a a a a a σσσσσσ-+-+- （6） 平均流体静压力由下式给出：

m p =1,2,3,12312()()

33RS RS RS RS RS

m m m σσσσσσσσ++++++= (7)

即残余应力场的双轴和外部疲劳载荷交替。

α和β材料的参数，是指在未撞击条件根据该材料的加工硬化由喷丸引入，施加在耐疲劳性[16]可忽略的影响的假设。它们可以从两个独立的疲劳试验被识别。在这项工作中，它们是从确定的在作为接收的条件（R=-1）和脉动疲劳试验进行了充分的反向弯曲试验（R =0），呈现在文献[35]中：

α=10

3(1);f f -- β=1f - （8） 其中1f -和0f 完全相反，分别给定的编号脉动纯疲劳强度的周期的故障。

因此，用于预测缺口试样的疲劳备用响应线法的制定由下式给出：

2(),10

1(()()())()2()f L N VM a a f m RS f f N p dy f N L N σσασ-+?=? （9） 这里L,α,和1f -取决于循环失效的数目f N ，m p 残余应力场的函数,,VM a σ所施加的弯曲应力a σ的振幅,即只有未知的这个等式的。

在高循环疲劳特性的情况下，临界距离L 已被选择为等于对EL-Haddad 的距离[33]，这是对裂纹扩展的应力强度因子的两个范围的函数（3Kth MPa m ?=[36]）和纯疲劳耐力（661510(510)2290f MPa σ-???==）：

620611(510)(

)0.035(510)th f K L L N mm f π=-?=?==?? （10）

此外，根据由Susmel 和Taylor 在[37]提出的半经验方法的提出预测方法一直延伸到介质循环疲劳机制。具体地，线方法的这种扩展是基于这样的构思，该材料的特征长度L 为周期数量f N 失败的的函数。建议L 与f N 的关系定义如下幂律：

()B f L N A N =? （11）

其中A 和B 都为负载比R 的一个给定值的材料常数，他们可以使用静态和疲劳材料特性或两个校准疲劳曲线[37]来确定。在本工作中，第一种方法已被考虑。因此，常数A 和B 可以从特征长度0L 来计算，由表达式（10）和s L ，用于静态问题并给出公式：

21(1)() 1.29IC s f UTS K L L N mm πσ==== （12）

这里IC K 是是平面应变断裂韧性在文献[38]中有报道，数值为36MPa m 。根据该作为接收条件下，观察到沃勒曲线在大约100万次无故障显示斜率显着变化，特征长度已被假定为恒定的高循环疲劳机制（6

10f N ≥），并有所不同根据公式（11）中的介质循环疲劳机制（610f N <）。这种对这一现象的明显简单化的方法，因为在低周机制疲劳反应完全改变，材料的循环塑性行为被显著影响了。在另一方面，应当强调的是，本文件的目的是要评估对缺口疲劳行为的残余应力，而不是在[37]中提供该方法的理论基础提出的效果。所以涉及的方法的显着简化，被认为可接受。因此，方程（10）取下列值：

0.263() 1.29()f f L N N mm -=? （13） 表面上的初始和残留应力都是稳定的值，在方程9中引入的m p ，被视为用于评估疲劳响应。由于在有限元模型来计算稳定的残余应力场的外部负载值是未知的，必须采用递归过程来预

测对应于循环到故障的给定数量的弯曲应力的幅度。计算过程遵循图8所示的流程图。输入是初始残余应力（IRS ）领域的IRS σ，并且在疲劳周期1()f f N -给定一个普通的疲劳强度。特征长度的适当值根据方程（10）和（13）来计算的，由f N 决定。那么，有效应力，由单一应用弯曲应力1a S σ=计算。这是两个凹槽的几何形状和特征长度L 的函数。引起的弯曲应力振幅，线性假设（下来之后材料的初始抖动弹性行为），反比于1a S σ=。第一个弯曲应力幅值的暂定值'a σ通过考虑IRS 领域，用于在有限元模型计算出相应的SRS 场来计算，这允许计算弯曲应力振幅的第二暂定值"a σ。此过程被重复直到结果收敛于a σ。

图8

表5报告了500万次疲劳耐久通过结合到锡尼什疲劳标准即IRS和SRS领域的线性法的预测值。在第一种情况下，在作为接收的疲劳耐久性的实验值和预测值和B120条件为缺口类型之间获得的一个很好的协定，误差实际上小于6％。与此相反，经受更强烈的喷丸硬化处理的缺口试样疲劳强度被高估高达50％，这可能是由于局部残余应力松弛。事实上，如果稳定的残余应力分布都考虑在内，这个高估显著向下降低到约10％，除了大幅型缺口试样经受CE-Z425处理导致20％的高估。这个事实可以通过调用在缺口顶点的紧邻处理的次要效率进行说明，由于陶瓷珠的大尺寸。如在图2a中的描绘，这一观察表明使用有孔玻璃珠，其尺寸远远小于槽口的特征尺寸小或者应用喷丸专门用于深孔设计的处理，如旋转式喷枪喷丸。

在参考文献[16]已经观察到更激烈的喷丸处理（CE-Z425和CE-Comb）普通耐疲劳性是由初始压缩材料塑性流动条件决定的，提出的假说，即广泛的材料塑化，涵盖了整个样品宽度，对材料的高周疲劳行为是有害的。与此相反，在本研究中，一些塑化似乎是在缺口样品的高周疲劳测试中被忽略了，大概是因为，不像普通的样本，塑工艺是定位于以后的缺口尖端的微小加工区。

所获得的结果实际上证实这一假设，在第三单元制造，引入残余压应力同时负责加强缺口疲劳强度和降低疲劳缺口的敏感性，这大概是因为喷丸处理，不同于传统的加固方法，没有显著影响的材料的固有的耐疲劳性，即通过最大位错滑移长度导致材料脆化[39]的还原，但采用的是利用由残余压应力对疲劳反应产生的有益作用。

图9

表5

显然，残余应力松弛是该疲劳性能改善的一个限制因素，并负责经受更强烈的喷丸处理，如示于表4也解释的和锐钝缺口试样之间的不同Neuber特征长度。残余应力松弛与CE-Z425处理条件相比，也可解释其他不佳的疲劳反应：下表面显微硬度意味着较低的循环屈服强度，因此更倾向于残余应力松弛，从而为他们部分损失发挥有益作用。无论如何，不管松弛现象，对缺口的残余应力场作用集中效果足够高的增量与缺口严重程度上升的耐疲劳度增加。不过，预计这种增量不无限期增加，因为很锋利的缺口会接受如此激烈松弛，以抵消由残余应力场施加任何有益的影响。

实验数据和在中等周期制度计算出的平均疲劳曲线之间的比较示于图，图9a-d表示作为接收的。分别表示在CE-B120, CE-Z425 和CE-Comb处理的条件下。值得注意的是，已经在实验性之间取得一个非常好的协议及预测（图9a）两个缺口类型接收状态的疲劳曲线，该错误是实际上低于5％，从而证实了用于计算特征长度L在介质循环疲劳机制作出的假设。在CE-B120条件下，实验和预测缺口疲劳反应为一致（图9b），该错误是实际上低于10％，这与临界距离[33]的理论作出的预测被认为是可以接受的。此外，若能求稳，而不是更好的预测已获得初始残余应力。即使合并喷丸处理（图9d）疲劳曲线也可得到圆满预测，在这种情况下，使用实验数据的所作的预测主要部分在于初始和稳定的残余应力之间。最后，进行了CE-Z425处理（图9c）的样品的实验和估计疲劳曲线之间几乎一致。实际上的误差小于10％，除了锐型缺口试样的高周疲劳性能，如前面所强调的。很明显，在介质循环疲劳机制的使用一个较长的特征长度预测使得较少在缺口尖端附近观察到受到的覆盖是非均匀的。在这方面，Ludian 和Wagner在[40]观察到不完全的覆盖范围是更不利的高周期，而不是喷丸硬化铝合金的介质循环疲劳响应。

这些发现强调了预测喷丸加工高强度铝合金的缺口疲劳响应实证 - 数值方法的准确性。它可以是非常有用当考虑到组件中的残余应力松弛运作，并评估其对高强度铝合金喷丸加工的剩余缺口疲劳寿命的影响。此外，它使得能够适当地设计一个喷丸硬化处理，必须进行修改，在机械部件的特定负荷条件下，以便更好方便的防止和限制实现的压缩塑性流动。产生压缩残余应力的松弛，从而在局部产生损失，对缺口疲劳响应的有益作用降低。

4.结论

本文件的目的是探讨在喷丸高强度的铝合金的缺口残余应力对疲劳寿命的作用，反向弯曲疲劳试验，进行了上携带三种不同严重程度的的切口进行喷丸硬化处理的样品。由表面处理产生的残余应力场已经被由一个虚构的温度分布的装置引入到有限元模型。在喷丸样品的几个表面层的弹塑性反应是通过反向轴向应变测试结合显微硬度测试和有限元模型来实现的。可以得出下面的结论：

（1）喷丸处理是提高铝的合金的疲劳特性，即使在几何不连续性的存在下进行的有效方法。疲劳的改善更为显着应力集中的增加。喷丸可减少疲劳缺口的敏感性约为20％。

（2）喷丸处理是更有效的，当进行喷丸处尺寸远小于槽口的特征尺寸，通常缺口根部圆角

半径（约10倍）。

（3）反向加载循环的压缩部分期间的残余应力松弛，是由于塑性流动是对耐疲劳性的限制因素。因此，对比残余应力松弛高的表面硬度是可取的。

（4）残余应力松弛，根据反向疲劳载荷，当应变响应是已知的，可以通过一个数值模型来预测一旦喷丸硬化层的循环应力。

（5）疲劳特性可以准确地被预测到，由多轴疲劳准则结合基于线方法与临界距离理论来解释的缺口敏感性，特别是当稳定的残余应力被考虑在内。