新型航空鋁合金材料復雜形貌點蝕損傷應力集中效應分析*

劉治國，李旭東，陳 川

(海軍航空大學青島校區 航空機械工程與指揮系， 山東 青島 266041)

飛機鋁合金結構在服役過程中受服役環境與載荷環境綜合作用易產生腐蝕疲勞問題，并隨著服役年限增加該問題愈發明顯，多年來諸多學者對該問題持續研究，普遍認為飛機鋁合金結構點蝕損傷位置是應力集中效應明顯的區域，即點蝕損傷是鋁合金結構疲勞裂紋萌生的主要源頭[1-7]，由此開展了點蝕損傷萌生裂紋行為研究。諸多文獻分別基于點蝕機理、微觀斷裂力學、材料學等理論，對點蝕損傷萌生疲勞裂紋物理過程的影響因素進行量化分析[2-4,7-10]。歸納其研究觀點，大都認為鋁合金的點蝕損傷形貌對其萌生裂紋行為具有顯著影響，追根溯源可總結為點蝕損傷造成結構形狀上產生不連續狀態，在疲勞載荷作用下點蝕損傷處引發應力集中效應，促使疲勞裂紋成核、萌生與擴展。具體而言，點蝕損傷處的應力集中效應使損傷位置或區域應力增大，在局部產生微觀塑性區，晶粒產生滑移變形，在疲勞載荷作用下反復滑移形成滑移帶擠入與擠出，最終萌生裂紋，因而點蝕損傷在疲勞載荷作用下產生的應力集中效應是造成疲勞裂紋從點蝕損傷萌生的主要原因。

以往點蝕損傷應力集中效應研究主要聚焦在宏觀方面[11-15]，普遍采用有限元軟件構建球體、橢球體或半球體、半橢球體等簡化蝕坑模型，并基于線彈性斷裂力學或彈塑性斷裂力學原理分析，建立與點蝕深度有關的尺寸指標與應力集中系數的對應與演變關系，部分地解釋了點蝕損傷產生應力集中效應、進而萌生疲勞裂紋的機制。

但上述研究存在三方面不足，一是點蝕行為機制方面，飛機鋁合金結構材料服役環境下的點蝕本質上是電化學過程，其行為機制是受材料本體微觀結構、環境因素、載荷因素等多種因素作用的隨機過程[16-23]，點蝕的萌生與擴展受材料微觀結構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個粒子，其點蝕的萌生和擴展是同時由多個微觀粒子參與的電化學過程，且該過程與組成粒子密度正相關[26-27]，因此鋁合金宏觀點蝕損傷擴展是多個微觀損傷同時累積的過程。文獻[28-30]通過開展7000系列鋁合金試件于一定濃度NaCl溶液中的浸泡點蝕試驗對此物理過程進行了驗證。二是根據飛機鋁合金結構真實點蝕損傷檢測結果來看，服役環境下的飛機鋁合金結構的點蝕形貌實際上是非簡單的橢球體，文獻[31]中對某型機開展的腐蝕普查發現，其LC4鋁合金壁板結構點蝕呈現出復雜形貌特征，即點蝕損傷呈面積較大、深度較淺的區域化片狀特征。三是以往研究只是給出了應力集中系數隨蝕坑幾何參數的變化規律[11-13]，而沒有開展應力集中效應在點蝕損傷內部的分布規律與變化規律研究，可以認為基于蝕坑簡化為橢球體得到的應力集中效應分析對后續點蝕萌生裂紋行為研究缺乏針對性。同時，Pilkey等[32]通過2024-T3鋁合金平板帶中心孔的試件證實了點蝕損傷微觀形貌特征對點蝕損傷的應力集中效應的影響，通過對比試件中心孔處帶點蝕損傷與不帶點蝕損傷的應力集中系數計算結果，發現中心孔與點蝕兩種形貌的損傷對應力集中效應起到干涉放大作用，量值接近2倍。

綜上分析，本文以國產新型航空鋁合金材料7B04為研究對象，采用模擬某型航空裝備服役環境的加速點蝕試驗環境譜開展7B04鋁合金試件加速點蝕試驗。利用微觀檢測手段獲取其真實點蝕損傷形貌，以此形貌為依據并結合鋁合金材料微觀結構實際情況，采用有限元方法構建7B04鋁合金材料與試驗結果相吻合的具有復雜形貌特征的點蝕損傷模型，并基于線彈性斷裂力學，計算并分析所構建的點蝕損傷模型的應力集中效應。由此深入探討復雜形貌特征對鋁合金點蝕損傷應力集中效應的影響，并將計算與分析結論與文獻[2-4,9,33]中點蝕萌生裂紋行為研究結論進行關聯，對比驗證本文分析方法與分析結論的合理性。

1 模擬加速點蝕試驗

為最大程度獲取7B04鋁合金材料于服役環境中點蝕損傷形貌特征，采用文獻[34-35]中環境譜設計方法得到模擬該材料典型服役環境的加速點蝕試驗環境譜，并依據該譜開展材料試件的點蝕試驗。環境譜的組成與文獻[34-35]中相同，主要由濕熱環境構成，其中溶液成分為質量分數為5%的NaCl溶液中加入稀H2SO4，使溶液的pH=4.0±0.2，點蝕試驗方式主要為周期浸潤與高溫烘烤。模擬加速點蝕試驗開始前，考慮航空裝備服役過程中真實載荷對7B04鋁合金材料表面狀態的影響，結合航空裝備載荷譜，通過疲勞試驗機以及專用夾具對試件預先施加恒定拉伸載荷(σ=180 MPa)，作用時間為30 min。環境譜的具體組成如圖1所示，當量腐蝕舊歷年需要335次循環，共計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 仿真加速點蝕試驗環境譜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 %

根據文獻[35]中程序開展試件8、9、10當量點蝕年限的加速點蝕試驗，各年限試驗結束后采用科士達三維顯微鏡對試件表面點蝕損傷進行微觀層面測量與立體拍攝，獲取其真實點蝕損傷數據與形貌特征。部分損傷宏觀數據如表2所示，表中數據為L·W·H，其中的L、W、H定義如文獻中[31]所示，分別表示宏觀點蝕坑的表面長度、表面寬度與點蝕深度。典型點蝕損傷形貌特征如圖3所示。從圖3中可見，7B04鋁合金點蝕損傷宏觀上呈片狀區域化，損傷整體是由多個微觀損傷隨機合并、累積而成，呈非規則形狀，具有復雜特征，該形貌特征與文獻[18-23]中關于鋁合金點蝕機理的研究結論一致，但與文獻[11-15]中的簡化橢球體點蝕損傷模型存在較大偏差。

表2 7B04試件加速點蝕試驗點蝕損傷數據Tab.2 Corrosion pits damage data of 7B04 specimen during accelerated pitting corrosion test 單位：μm

2 復雜形貌點蝕損傷有限元建模及計算

Harlow、Sabelkin、Wei、劉治國等[18-23]研究認為鋁合金點蝕本質是其內部微觀粒子與鋁合金基體之間存在電位差而產生的電化學腐蝕。點蝕過程通常分為多個階段，通常從單個或多個微觀粒子處萌生，萌生處鋁基體完全溶解后，后續附近其他微觀粒子繼續與鋁基體間形成電化學點蝕條件，點蝕過程繼續，點蝕損傷逐漸擴展。文獻[36-37]通過掃描電鏡對鋁合金點蝕萌生與擴展過程的形貌特征進行研究，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個階段。因而鋁合金點蝕初期其微觀點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微觀粒子在空間分布上較為接近[21-22]，所以各個微觀點蝕損傷存在相互接觸與補償[36-37]。

分析本文模擬加速點蝕試驗圖3中所示結果，可以看出圖3(a)與(b)所觀測到的典型宏觀點蝕損傷是由多個微觀點蝕損傷合并而成，與上述文獻[36-37]研究結論較為一致，因而7B04鋁合金材料服役環境下的宏觀點蝕損傷，實際是由多個形貌特征呈橢球體的微觀點蝕損傷合并而成，且各個微觀橢球體點蝕損傷遵循鋁合金點蝕電化學行為機制而存在相互接觸與補償。同時文獻[38-41]研究發現：鋁合金點蝕過程中，其損傷形貌宏觀上表現出深度發展優先、然后趨于平行于表面的層間晶界橫向發展的規律，即點蝕行為宏觀表現為先期深度方向發展、后期后趨于扁平化發展特點。點蝕損傷先期向深度方向發展時，形貌呈條帶楔形；后期蝕坑內部橫向發展時，點蝕損傷形成合圍狀。綜合本文試驗結果和上述文獻結論，最后結合文獻[16-17]中關于鋁合金點蝕電化學隨機性過程本質的描述，考慮兩種點蝕損傷發展演變階段，即先期深度發展階段和后續橫向發展階段，分別構建“楔入型”與“合圍型”兩種典型損傷模型，分別代表鋁合金點蝕兩個典型發展階段，每種損傷模型分別由多個微觀損傷累積、合并而成。

(a) 點蝕初期(a) Initial pitting corrosion

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

文獻[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/mm2。考慮構建模型的真實性，結合表2中點蝕試驗檢測得到的宏觀點蝕損傷數據，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量、類型數量與各個微觀橢球體損傷尺寸，具體如表3所示。“楔入型”與“合圍型”兩種典型損傷模型中的微觀橢球體數量分別為20與29；微觀橢球體損傷尺寸考慮文獻[20,29,42]中關于微觀粒子平均半徑的描述，兩種模型基本采用等差數列的方式，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量則進一步結合點蝕周期對點蝕損傷尺寸的影響，分別定義為4與5。由此得到的兩種點蝕損傷模型的宏觀尺寸與表2中試驗結果較為吻合。

基于表3中的數據，采用有限元分別構建兩種損傷模型。對于“楔入型”模型，由20個相互接觸的橢球體構成的空間表征點蝕損傷內部，楔入形貌符合先期點蝕損傷趨向材料內部延展的特點；對于“合圍型”模型，共計29個橢球體，形成兩個單向“楔入型”模型，表示后期點蝕損傷擴展過程中，兩個點蝕損傷內部橫向發展、相互融合構成一個合圍型損傷缺陷。

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

構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 典型點蝕損傷構造模型Fig.4 Typical construction model of pitting corrosion damage

3 復雜形貌點蝕損傷模型應力集中效應計算

通常情況下，應力集中效應數值量化以應力集中系數kt表征[43]，定量表達式為：

(1)

式中，σmax和σnom分別表示幾何形狀不連續區域的局部最大彈性應力和遠場名義應力。

采用四面體二次單元進行網格劃分，四面體單元的優勢是能夠適應任何幾何形狀，二次單元技術可以確保足夠的計算精度。單元采用兩種尺寸，包絡點蝕損傷的長方體塊作為核心區，采用較小的單元尺寸，從而能夠精確反映出各個微觀橢球體損傷，而核心區外圍應力梯度較小，因此采用較大的單元尺寸以減少總的單元數量。

邊界條件方面，兩個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個側面中，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行結構固定。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 有限元網格劃分Fig.5 Mesh of finit element model

有限元計算過程中相關參數的定義[44]為：7B04鋁合金的泊松比υ=0.33，彈性模量E=70 GPa，拉伸強度σb=640 MPa，屈服強度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。基于ANSYS軟件分別對上述兩種特征形貌損傷模型的應力集中效應進行計算與分析，根據材料屈服強度σ0.2=600 MPa可知，點蝕損傷處的應力集中系數達到3.33以上時，此時材料進入塑性狀區，因此采用ANSYS軟件中的Multilinear Isotropic Hardening材料模型進行建模分析。計算得到的兩種損傷模型下應力云圖如圖6所示。“楔入型”模型的最大應力集中系數為3.401，“合圍型”模型的最大應力集中系數為3.431。

(a) 楔入型模型(a) Wedging model

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

4 分析與討論

從應力云圖6和應力集中系數計算結果可以看出，復雜形貌點蝕損傷模型應力集中效應比較復雜，主要體現在以下兩方面：應力集中系數數值大；應力集中效應的影響區域多。

從應力集中系數數值來看，本文所構建的7B04鋁合金兩種典型復雜形貌點蝕損傷模型的應力集中系數數值基本相當，文獻[6-7]研究認為，在同等載荷條件下，點蝕損傷引發的應力集中效應大小直接影響其萌生裂紋行為進而影響其疲勞壽命，通常應力集中系數大易萌生裂紋并縮減結構疲勞壽命。基于上述分析可以認為：在同等載荷條件下含本文所構建的兩種形貌特征點蝕損傷的試件疲勞壽命應基本相同。但Walde[2]、 Sankaran[3]等研究認為，在同等載荷條件下，腐蝕周期對鋁合金結構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，本文的計算結果與文獻[2-3]研究結論貌似相矛盾。但實際上，圖6中所示的是僅僅表示兩種典型損傷形貌特征所對應的應力集中效應分析結果，在本文的點蝕試驗條件下，點蝕周期長的試件較點蝕周期短的試件產生的點蝕損傷多，其疲勞壽命在統計意義方面通常會低于點蝕周期短的試件疲勞壽命，這與文獻[2-3]的結論是一致的。

此外，本文所構建的兩種典型復雜形貌點蝕損傷模型的應力集中系數數值與文獻[11]相比整體偏大，即在同等載荷條件下，相比于文獻[11]中的應力集中系數約偏大51.8%，說明多個微觀橢球體蝕坑間的應力分布存在相互干涉行為。應力分布的干涉行為引發應力集中放大效應，這是因為，本文構建的復雜形貌特征點蝕損傷為多個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微觀橢球體蝕坑尺寸參量在同一數量級，各個微觀橢球體蝕坑會對應力分布產生影響，各個影響相互疊加，造成應力集中效應放大。由應力集中系數數值可見，采用本文所構建的模型開展應力集中效應分析以及后續的飛機鋁合金結構腐蝕疲勞壽命分析，其計算結果相對于采用簡化橢球體點蝕損傷模型開展的相關計算結果更加安全。

從應力集中效應的影響區域來看，由圖6可見，兩種復雜形貌特征點蝕損傷其應力集中效應影響區域明顯增多，效應明顯的區域主要分布在各個微觀橢球體蝕坑交會的位置，各個微觀橢球體蝕坑交會位置大都位于其合并而成的宏觀蝕坑的側邊，如圖6中細節所示。由此可以認為復雜形貌特征的點蝕損傷的多個側邊位置應力集中效應明顯。該研究結論與文獻[11]中采用單個半橢球體簡化蝕坑模型進行的應力集中效應分析結果存在明顯不同，文獻[11]認為應力集中效應明顯的區域主要集中在半橢球體點蝕損傷的底部。將上述兩種研究結論與點蝕萌生裂紋行為的相關研究進行關聯分析，鋁合金材料點蝕萌生裂紋行為與其點蝕損傷的應力集中效應息息相關，文獻[2,33]研究認為點蝕萌生的裂紋在初期為短裂紋，短裂紋通常由應力集中效應明顯的區域或位置萌生，其通過分階段疲勞試驗并結合斷口分析的方式分別對2024-T3鋁合金與LC4CZ鋁合金點蝕裂紋萌生位置進行觀測，發現上述兩種鋁合金材料在預點蝕后的疲勞裂紋主要在點蝕損傷的側邊位置萌生。由此說明本文所構建的復雜形貌特征點蝕損傷及其應力集中效應分析結果與點蝕萌生裂紋行為的實際物理過程關聯度較好。

除上述分析外，從圖6中還能夠看出應力集中效應作用區域有一定的尺寸范圍，依據文獻[20,24-26,36-37]研究結論，該尺寸范圍與鋁合金材料微觀晶粒尺寸相當。上述提及點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量級[2,28]，因而在短裂紋擴展過程中點蝕損傷產生的應力集中效應仍起作用，使裂紋穿越晶粒邊界或組成粒子的障礙，宏觀上表現為短裂紋擴展速率的波動。Walde等[2,7]進一步研究表明，鋁合金材料點蝕萌生裂紋行為是由多個短裂紋干涉、合并而成。從上述分析可知，復雜形貌點蝕損傷產生的應力集中效應在這個過程中的作用方式、區域、程度都將隨著短裂紋數量、方位以及擴展而發生變化，此部分內容需結合鋁合金短裂紋擴展行為開展專門試驗研究。

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

5 結論

本文以新型航空鋁合金材料7B04為研究對象，采用模擬加速點蝕試驗環境譜的方法開展該材料試件的加速點蝕試驗，依據點蝕損傷檢測結果，并結合相關文獻中鋁合金點蝕電化學機理與微觀結構特征結論，合理確定7B04鋁合金點蝕損傷形貌特征，采用有限元方法構建由多個微觀橢球體蝕坑合并而成的“楔入型”與“合圍型”兩種復雜形貌點蝕損傷模型，并基于線彈性斷裂力學對所建兩種點蝕損傷模型產生的應力集中效應進行計算與分析，研究發現：

1)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復雜形貌點蝕損傷模型的應力集中系數數值基本相當，且在同等載荷條件下，其應力集中系數數值相比于單個半橢球體簡化點蝕損傷模型的應力集中系數約偏大51.8%，究其原因，復雜形貌特征點蝕損傷模型中的各個微觀橢球體蝕坑分別對應力分布產生影響，各個影響相互干涉與疊加，形成了應力集中放大效應。

2)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復雜形貌點蝕損傷模型的應力集中效應明顯的區域或位置較多，主要分布在各個微觀橢球體蝕坑交會的位置，各個微觀橢球體蝕坑交會位置大都位于其合并而成的宏觀蝕坑的側邊，可以認為復雜形貌特征的點蝕損傷的多個側邊位置應力集中效應明顯。

3)“楔入型”與“合圍型”兩種典型復雜形貌點蝕損傷模型的應力集中效應作用區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、點蝕萌生的短裂紋初期尺寸相當，因而點蝕萌生的短裂紋在擴展初期過程中點蝕損傷產生的應力集中效應仍起作用。