7075-T651鋁合金薄壁管件多軸低周疲勞行為及壽命預(yù)測

陳亞軍，劉辰辰，褚玉龍，宋肖肖

(1 中國民航大學(xué) 中歐航空工程師學(xué)院，天津 300300； 2 中國航發(fā)上海商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造有限責(zé)任公司，上海 201306)

7075鋁合金作為硬鋁合金的一種，具有較高的比強(qiáng)度和硬度、較好的耐腐蝕性能和較高的韌性[1]，作為飛機(jī)結(jié)構(gòu)材料，可用于制造蒙皮、翼梁、隔框、起落架及液壓系統(tǒng)零部件等，被廣泛應(yīng)用于航空領(lǐng)域[2-3]。在服役過程中，飛機(jī)結(jié)構(gòu)常常受到多軸疲勞載荷的作用，對(duì)材料的失效行為及機(jī)理進(jìn)行分析至關(guān)重要[4-7]。

加載條件往往會(huì)對(duì)疲勞壽命產(chǎn)生影響[8-9]，趙凱等[10]對(duì)彈簧鋼進(jìn)行比例加載條件下的多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)彎曲應(yīng)力占等效應(yīng)力的比值對(duì)壽命有顯著作用。Zhang 等[11]利用2A12鋁合金進(jìn)行多軸高周疲勞實(shí)驗(yàn)，指出載荷高低會(huì)影響斷裂形式，多軸加載常常形成混合型裂紋。Zhao等[12]對(duì)7075鋁合金進(jìn)行了不同加載條件下的單軸和多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)軸向平均應(yīng)力降低了材料疲勞強(qiáng)度。斷裂形貌會(huì)受到加載條件的影響，對(duì)其進(jìn)行分析可得失效形式和機(jī)理。韓劍等[13]利用7075-T651鋁合金棒材進(jìn)行拉壓疲勞實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)裂紋源的產(chǎn)生有兩種原因，一是生產(chǎn)和加工過程中產(chǎn)生的缺陷，二是夾雜的第二相顆粒與基體脫離。Jo等[14]對(duì)滲碳鋼進(jìn)行多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)裂紋萌生于試樣亞表面。陳濤等[15]對(duì)7075-T651鋁合金的單軸疲勞斷口進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)其主要斷裂形式為微孔聚集韌窩型，且不同應(yīng)力幅下的位錯(cuò)形態(tài)不同。

相對(duì)于單軸疲勞而言，多軸加載條件下的壽命預(yù)測更為復(fù)雜[16-17]。根據(jù)選取損傷參量和疲勞參數(shù)的不同，可以將多軸疲勞壽命預(yù)測準(zhǔn)則分為4類，即應(yīng)力準(zhǔn)則、應(yīng)變準(zhǔn)則、能量準(zhǔn)則和臨界面準(zhǔn)則[18-19]。Gough等[20]給出了橢圓方程應(yīng)力準(zhǔn)則，Lee等[21]考慮載荷間的相位差對(duì)其進(jìn)行了修正。崔云等[22]將非比例度引入Basquin準(zhǔn)則，預(yù)測AZ31鎂合金多軸低周疲勞壽命。陳旭等[23]考慮附加強(qiáng)化提出基于應(yīng)變參量的低周疲勞判據(jù)，Ellyin[24]利用總應(yīng)變能密度預(yù)測疲勞壽命。臨界平面法通過選取疲勞過程中特定平面的特征參數(shù)進(jìn)行壽命預(yù)測，如最大正應(yīng)力[25]、剪切應(yīng)變[26]以及應(yīng)力應(yīng)變的乘積[27]等，但作為一種時(shí)域分析手段，疲勞過程中的計(jì)算較為復(fù)雜，因此，也有通過頻域分析進(jìn)行壽命預(yù)測的相關(guān)研究[28]。

目前，有關(guān)7075鋁合金疲勞行為的研究，主要集中在單軸疲勞方面，關(guān)于加載條件對(duì)7075鋁合金多軸疲勞性能影響的研究報(bào)道較少。本工作通過對(duì)7075-T651鋁合金薄壁管件進(jìn)行以等效應(yīng)力幅、應(yīng)力幅比和拉扭相位差作為變量的多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，研究不同加載條件對(duì)多軸疲勞壽命的影響，分析疲勞過程曲線，結(jié)合宏觀和微觀斷口形貌分析，對(duì)薄壁管件多軸疲勞失效機(jī)理進(jìn)行探究，并提出改進(jìn)的Basquin準(zhǔn)則，對(duì)不同加載條件下的多軸疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 試樣材料和尺寸

實(shí)驗(yàn)所用7075-T651鋁合金化學(xué)成分如表1所示，采用擠壓成型、直徑為30mm的圓棒材，沿成型方向取材加工試樣，測得材料常溫下的基本力學(xué)性能為：屈服強(qiáng)度492.95MPa，抗拉強(qiáng)度538.90MPa，彈性模量70.36GPa。對(duì)于多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，依照美國材料測試標(biāo)準(zhǔn)ASTME2207加工成薄壁管狀試樣，尺寸如圖1所示。

表1 7075-T651鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 7075-T651 aluminum alloy (mass fraction/%)

圖1 疲勞管件試樣尺寸圖Fig.1 Tubular specimen geometry for fatigue tests

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

利用SDN100/1000電液伺服拉扭復(fù)合疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉扭雙通道應(yīng)力控制的多軸疲勞實(shí)驗(yàn)，軸向和扭向的應(yīng)力根據(jù)von Mises準(zhǔn)則進(jìn)行確定，表達(dá)式見式(1)：

(1)

其中:σeq為von Mises等效應(yīng)力;σ為軸向應(yīng)力；τ為扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力。實(shí)驗(yàn)中均采取頻率為5Hz的正弦波形加載，式(2)和式(3)分別為軸向應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力的表達(dá)式：

σ=σasinωt

(2)

τ=τasin(ωt-φ)

(3)

式中：σa為軸向應(yīng)力幅；τa為扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力幅；ω為加載角頻率；t為加載時(shí)間；φ為軸向和扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力之間的相位差。軸向應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力的關(guān)系通過應(yīng)力幅比λ=σa/τa表示。分別選取不同的等效應(yīng)力幅、應(yīng)力幅比和拉扭相位差進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，具體加載條件如表2所示。圖2給出了應(yīng)力幅比和拉扭相位差變量實(shí)驗(yàn)的加載路徑。實(shí)驗(yàn)在室溫大氣環(huán)境下進(jìn)行，對(duì)于每種加載條件，均進(jìn)行5次重復(fù)實(shí)驗(yàn)。試樣斷裂后將疲勞斷口切下進(jìn)行超聲波清洗，利用Hitachi S-3400N掃描電子顯微鏡進(jìn)行斷口形貌觀察，分析多軸疲勞斷裂機(jī)理。

表2 多軸疲勞實(shí)驗(yàn)加載參數(shù)Table 2 Loading parameters of multiaxial fatigue tests

圖2 多軸疲勞實(shí)驗(yàn)的加載路徑 (a)應(yīng)力幅比變量；(b)拉扭相位差變量Fig.2 Loading path of multiaxial fatigue tests (a)stress ratio amplitude variable;(b)tension-torsion stress phase variable

2 多軸疲勞行為

2.1 壽命規(guī)律和加載曲線

2.1.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖3 應(yīng)力幅比λ為相位差φ為0°時(shí)等效應(yīng)力幅和多軸疲勞壽命的關(guān)系Fig.3 Relation between equivalent stress amplitude and multiaxial fatigue life with and φ= 0°

圖4 等效應(yīng)力幅σeq為300MPa、相位差φ為0°時(shí)應(yīng)力幅比和多軸疲勞壽命的關(guān)系Fig.4 Relation between stress amplitude ratio and multiaxial fatigue life with σeq= 300MPa and φ= 0°

圖5 等效應(yīng)力幅σeq為300MPa、應(yīng)力幅比λ為時(shí)拉扭相位差和多軸疲勞壽命的關(guān)系Fig.5 Relation between tension-torsion stress phase and multiaxial fatigue life with σeq= 300MPa and λ=

2.1.2 加載曲線分析

多軸疲勞實(shí)驗(yàn)過程中，加載穩(wěn)定后每隔150s對(duì)軸向位移和扭轉(zhuǎn)角度進(jìn)行記錄，以反映試樣不同方向上的參量變化。圖6是不同等效應(yīng)力幅下的加載曲線。如圖6(a)所示，隨著等效應(yīng)力幅的增大，軸向位移幅值整體有增加的趨勢；不同的等效應(yīng)力幅下，在加載初始階段，軸向位移幅值均隨時(shí)間增加，材料在該階段軸向出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，其后軸向位移幅值隨時(shí)間出現(xiàn)波浪形變化，材料軸向的硬化和軟化交替出現(xiàn)；對(duì)于高應(yīng)力幅條件，材料軸向主要以軟化為主，壽命較短，對(duì)于低應(yīng)力幅條件，由于軸向出現(xiàn)了多次硬化過程，對(duì)應(yīng)壽命較長。如圖6(b)所示，隨著等效應(yīng)力幅的增大，扭向角度幅值整體有增加的趨勢；在350MPa高應(yīng)力幅條件下，在初始階段軟化-硬化過程后，扭向角度幅值逐漸增加，材料在扭向出現(xiàn)持續(xù)軟化現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)壽命最低；在250MPa低應(yīng)力幅條件下，材料扭向的硬化和軟化交替出現(xiàn)，直至斷裂。

圖6 應(yīng)力幅比λ為相位差φ為0°時(shí)不同等效應(yīng)力幅下的加載曲線(a)軸向位移幅值隨時(shí)間的變化；(b)扭向角度幅值隨時(shí)間的變化Fig.6 Loading curves under different equivalent stress amplitudes with and φ= 0° (a)variation of axial displacement amplitude with time;(b)variation of torsional angle amplitude with time

圖7 等效應(yīng)力幅σeq為300MPa、相位差φ為0°時(shí)不同應(yīng)力幅比下的加載曲線(a)軸向位移幅值隨時(shí)間的變化；(b)扭向角度幅值隨時(shí)間的變化Fig.7 Loading curves under different stress amplitude ratios with σeq=300MPa and φ= 0° (a)variation of axial displacement amplitude with time;(b)variation of torsional angle amplitude with time

2.2 斷口形貌分析

2.2.1 等效應(yīng)力幅變量實(shí)驗(yàn)

2.2.2 應(yīng)力幅比變量實(shí)驗(yàn)

圖8 250MPa等效應(yīng)力幅下試樣斷口宏觀和微觀形貌a)宏觀斷口；(b)裂紋源區(qū)；(c)裂紋擴(kuò)展區(qū)；(d)瞬斷區(qū)Fig.8 Macro and micro fracture morphologies of specimen under equivalent stress amplitude of 250MPa (a)macro fracture;(b)crack initiation region;(c)crack propagation region;(d)instantaneous fracture region

圖9 350MPa等效應(yīng)力幅下試樣斷口微觀形貌(a)裂紋擴(kuò)展區(qū)；(b)瞬斷區(qū)Fig.9 Fracture morphologies of specimen under equivalent stress amplitude of 350MPa (a)crack propagation region;(b)instantaneous fracture region

圖10 不同應(yīng)力幅比下試樣斷口宏觀特征(從左至右：Fig.10 Macro fracture of specimens under different stress amplitude ratios (from left to right:

圖11 不同應(yīng)力幅比下斷口微觀形貌(a)疲勞源區(qū)(λ=0)；(b)疲勞源區(qū)擴(kuò)展區(qū)(λ=0)；(d)擴(kuò)展區(qū)瞬斷區(qū)(λ=0)；(f)瞬斷區(qū)Fig.11 Fracture morphology under different stress amplitude ratios (a)crack initiation region (λ=0)；(b)crack initiation region propagation region (λ=0)；(d)crack propagation region fracture region (λ=0)；(f)instantaneous fracture region

3 多軸疲勞壽命預(yù)測

考慮到拉扭相位差在多軸低周疲勞條件下對(duì)材料疲勞壽命的影響較小，下面僅針對(duì)等效應(yīng)力幅和應(yīng)力幅比兩個(gè)變量對(duì)材料的多軸疲勞壽命的影響進(jìn)行預(yù)測。

3.1 等效應(yīng)力幅對(duì)壽命的影響

Basquin[32]針對(duì)單軸疲勞的壽命預(yù)測，提出了正應(yīng)力幅和疲勞壽命之間的關(guān)系：

(4)

(5)

圖12 原始Baquin準(zhǔn)則和修正后準(zhǔn)則的對(duì)比Fig.12 Comparison between original and modified Basquin’s criteria

3.2 應(yīng)力幅比對(duì)壽命的影響

考慮應(yīng)力幅比在等效應(yīng)力恒定情況下對(duì)多軸疲勞壽命的影響，引入應(yīng)力幅比因子μ，式(5)可寫作：

(6)

應(yīng)力幅比因子μ是應(yīng)力幅比λ的函數(shù)，當(dāng)應(yīng)力幅比λ升高時(shí)，多軸疲勞壽命增加，而應(yīng)力幅比因子應(yīng)減小，具體關(guān)系如下：

(7)

圖13 不同等效應(yīng)力幅條件下壽命預(yù)測結(jié)果Fig.13 Life prediction results under different equivalent stress amplitudes

圖14 不同應(yīng)力幅比條件下壽命預(yù)測結(jié)果Fig.14 Life prediction results under different stress amplitude ratios

4 結(jié)論

(2)不同加載條件下，裂紋源均位于管壁外側(cè)，且呈現(xiàn)多裂紋源特征。低應(yīng)力幅下擴(kuò)展區(qū)可觀察到密集的疲勞條帶，瞬斷區(qū)韌窩方向和深度不同；高應(yīng)力幅下擴(kuò)展區(qū)出現(xiàn)脫落顆粒并形成溝槽，瞬斷區(qū)出現(xiàn)臺(tái)階狀形貌。試樣宏觀斷口在純扭轉(zhuǎn)條件下出現(xiàn)平臺(tái)區(qū)域，隨著應(yīng)力幅比的增加，平臺(tái)區(qū)域逐漸減小。較低應(yīng)力幅比下，擴(kuò)展區(qū)主要以擦痕和犁溝為主，且可以觀察到二次裂紋；較高應(yīng)力幅比下，擴(kuò)展區(qū)出現(xiàn)較多碎屑。隨著應(yīng)力幅比的增加，瞬斷區(qū)出現(xiàn)的韌窩呈現(xiàn)由剪切型到拉伸和剪切混合型的過渡。

(3)針對(duì)多軸加載條件，通過引入應(yīng)力幅比因子，得到修正的Basquin準(zhǔn)則，呈現(xiàn)出良好的壽命預(yù)測效果，所得壽命預(yù)測值均在兩倍分散帶以內(nèi)。