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    基于長裂紋擴(kuò)展閾值的滲碳Cr-Ni 合金鋼超高周疲勞極限評估*

    2023-10-24 10:27:44鄧海龍孔建行
    制造技術(shù)與機(jī)床 2023年10期
    關(guān)鍵詞:合金鋼滲碳壽命

    楊 溥 劉 兵 鄧海龍② 陳 雨 孔建行 于 歡

    (①內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051;②內(nèi)蒙古自治區(qū)先進(jìn)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051)

    隨著現(xiàn)代工業(yè)高速發(fā)展,汽車工業(yè)、工程機(jī)械等領(lǐng)域設(shè)備的使用壽命和可靠性要求不斷提高,對合金鋼的力學(xué)性能提出更高要求[1],材料的服役時間問題備受國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注,一些疲勞強(qiáng)度或壽命預(yù)測模型也相繼被提出[2-4]。Murakami Y 等[5]提出了一種基于維氏硬度和缺陷尺寸的疲勞極限預(yù)測模型。Zhang Q 等[6]采用半經(jīng)驗(yàn)塑性模型,建立了微觀尺寸與屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和延伸率等力學(xué)性能的關(guān)系,該模型可以預(yù)測SLM Ti-6Al4V 的強(qiáng)度。WANG Q Y 等[7]的模型中試樣在超過107次循環(huán)后沒有失效,直到109周次循環(huán)后才能獲得疲勞極限。Sun K P 等[8]考慮局部應(yīng)力和裂紋形態(tài)的影響,構(gòu)建了裂紋擴(kuò)展閾值應(yīng)力模型,反映了臨界應(yīng)力與缺陷尺寸之間的關(guān)系。

    盡管目前的疲勞極限預(yù)測模型很多,但慮及失效機(jī)制的疲勞極限預(yù)測的研究還非常有限。因此,本文以滲碳12CrNi3合金鋼為研究對象,基于掃描電鏡和力學(xué)實(shí)驗(yàn)獲得其微觀組織和力學(xué)性能,通過疲勞試驗(yàn)獲得S-N曲線,結(jié)合疲勞失效斷口形貌,明確不同失效模式下的超高周疲勞失效機(jī)理,構(gòu)建基于長裂紋擴(kuò)展應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值的疲勞極限預(yù)測模型,并與其他學(xué)者構(gòu)建的模型預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對比。

    1 試驗(yàn)

    1.1 材料與試樣

    文中疲勞試驗(yàn)材料選用12CrNi3合金鋼,為進(jìn)一步明確表面強(qiáng)化處理對合金材料疲勞性能的影響,對疲勞試樣進(jìn)行了滲碳處理,其主要化學(xué)成分見表1。

    表1 12CrNi3 合金鋼的化學(xué)成分(%)

    根據(jù)GB/T 3075-2008,將初始棒料加工為標(biāo)準(zhǔn)的沙漏形疲勞試樣。利用型號為360-2000#的砂紙沿試樣軸線方向?qū)υ嚇舆^渡圓弧部分進(jìn)行打磨拋光處理,直至光滑以保證表面粗糙度不超過0.32 μm,最終的疲勞試樣的幾何形狀和尺寸參數(shù)如圖1 所示。

    圖1 疲勞試樣的幾何形狀和尺寸(單位:mm)

    1.2 微觀組織及力學(xué)性能

    為明確合金鋼的微觀組織,使用12CrNi3合金鋼的疲勞試樣制作金相試樣。在室溫下,使用含4%的乙醇硝酸腐蝕溶液在室溫下對已經(jīng)研磨、拋光的金相試樣進(jìn)行90 s 的腐蝕。采用JSM-6610LV掃描電鏡(scanning electronic microscope, SEM),對金相試樣的滲碳層和基體微觀組織進(jìn)行觀測。在室溫下通過MTS809 測試系統(tǒng)對12CrNi3合金鋼進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn),保持拉伸的速率為5 mm/min?;谶B續(xù)剛度測量方法,利用納米壓痕測試儀測量12CrNi3合金鋼的維氏硬度,由12CrNi3合金鋼的自由表面向內(nèi)部以100 μm 為間隔測量滲碳層和基體區(qū)域的維氏硬度。

    1.3 疲勞試驗(yàn)方法

    在室溫下使用高頻疲勞測試機(jī)(QBG-100)對試樣開展不同應(yīng)力比下的超高周軸向恒幅疲勞加載試驗(yàn),疲勞試驗(yàn)機(jī)如圖2 所示。圖2c 為疲勞試樣裝夾在疲勞機(jī)上的圖片。試驗(yàn)加載頻率約為100 Hz。當(dāng)應(yīng)力比為-1 時,施加的最大應(yīng)力幅為650 MPa,最小應(yīng)力幅為450 MPa;當(dāng)應(yīng)力比為0 時,施加的最大應(yīng)力幅為425 MPa,最小應(yīng)力幅為350 MPa。所有的疲勞試驗(yàn)都是在通風(fēng)的實(shí)驗(yàn)室中,且實(shí)驗(yàn)室為常溫常壓環(huán)境。在試驗(yàn)過程中,單根試樣不間斷加載,直至試件完全失效或加載循環(huán)次數(shù)為108周次后結(jié)束試驗(yàn)。在R=-1 下,試件使用22 根,在R=0 下,試件使用11 根。本試驗(yàn)重點(diǎn)研究應(yīng)力比和應(yīng)力幅對疲勞壽命的影響,最終利用掃描電鏡(SEM)對所有失效試樣的疲勞斷口形貌觀察分析,以明確其超高周疲勞特性。

    圖2 QBG-100 高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)

    2 結(jié)果與分析

    2.1 微觀組織和力學(xué)性能

    12CrNi3合金鋼金相試樣的滲碳層和基體微觀組織進(jìn)行觀測如圖3 所示,其中圖3a 表示滲碳層中微觀組織,圖3b 表示基體內(nèi)部微觀組織。通過對比圖3a 和3b 可知,12CrNi3滲碳層和基體的微觀組織相差很大。滲碳層中的微觀組織主要為奧氏體和針狀馬氏體,而在基體中的微觀組織主要為板條馬氏體。此外,在滲碳層和基體中均可以發(fā)現(xiàn)冶金過程中存留的非金屬夾雜物。

    圖3 12CrNi3 的微觀組織

    對12CrNi3合金鋼在室溫下進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn),測得12CrNi3合金鋼的屈服強(qiáng)度σs和抗拉強(qiáng)度σb分別約為1 490 MPa 和1 780 MPa。基于連續(xù)剛度測量方法,得到的維氏硬度與距離試樣自由表面深度的關(guān)系見表2?;诰€性擬合,可得到維氏硬度HV與深度z(μm)的關(guān)系

    表2 12CrNi3 合金鋼的微觀硬度分布

    由表2 可知,試樣表面維氏硬度值最大,約為990 kgf/mm2。隨著距離試樣自由表面深度的增加,維氏硬度呈現(xiàn)出減小的趨勢,當(dāng)深度超過1 200 μm時,維氏硬度趨于恒定值,約613 kgf/mm2。據(jù)此可推斷出滲碳層深度約為1 200 μm。這主要?dú)w因于,隨著距離表面深度的增加,滲碳處理對合金鋼維氏硬度的影響逐漸減弱。

    2.2 S-N 曲線

    當(dāng)應(yīng)力比為-1 時,無論是在短壽命區(qū)還是長壽命區(qū),12CrNi3合金鋼的S-N曲線均表現(xiàn)為“單線性”,且均為內(nèi)部失效。這是由于12CrNi3合金鋼的滲碳層可以提高其表面硬度,從而對表面裂紋的萌生和擴(kuò)展起到了明顯的抑制作用,使得在R=-1 下并未觀測到疲勞試樣發(fā)生表面失效。根據(jù)是否存在細(xì)晶粒區(qū)(fine granular area, FGA),又可將內(nèi)部失效細(xì)分為無FGA 的內(nèi)部失效和有FGA的內(nèi)部失效,無FGA 的內(nèi)部失效主要出現(xiàn)在疲勞壽命低于5×105周次的短壽命區(qū),而有FGA 的內(nèi)部失效主要出現(xiàn)在疲勞壽命高于1×106周次的長壽命區(qū)。由于多根試樣在承受超過108周次時未發(fā)生疲勞失效,故將疲勞壽命為108周次時的疲勞強(qiáng)度定義為12CrNi3合金鋼在應(yīng)力比為-1 時的疲勞極限σw,-1。基于S-N曲線,應(yīng)力比為-1 時12CrNi3合金鋼對應(yīng)的疲勞極限為504 MPa。

    當(dāng)應(yīng)力比為0 時,12CrNi3合金鋼的S-N曲線表現(xiàn)為“雙線性”,即失效模式分為內(nèi)部失效和表面失效。當(dāng)疲勞壽命低于5×105周次時,表面失效是疲勞試樣主要失效形式,當(dāng)疲勞壽命超過1×106周次時,內(nèi)部失效成為疲勞試樣的主要失效形式。整體而言,材料的疲勞試樣隨著疲勞壽命增加,失效模式均由表面向內(nèi)部轉(zhuǎn)變?;趥鹘y(tǒng)合金材料疲勞極限的定義方法,將不發(fā)生表面疲勞失效的疲勞強(qiáng)度定義為合金鋼表面疲勞極限σw-s[9],如圖4 中水平虛線所示。因此,12CrNi3合金鋼在應(yīng)力比為0 時的表面疲勞極限數(shù)值為580 MPa。對于內(nèi)部疲勞失效,同樣將循環(huán)次數(shù)為108周次時的疲勞強(qiáng)度定義為合金鋼內(nèi)部疲勞極限σw-i。因此,12CrNi3合金鋼在應(yīng)力比為0 時的內(nèi)部疲勞極限為491 MPa。

    圖4 12CrNi3 合金鋼的S-N 曲線

    2.3 疲勞斷口觀察

    通過SEM 對12CrNi3合金鋼的疲勞試樣斷口形貌觀察可知,根據(jù)裂紋源位置可將其失效模式分為內(nèi)部失效和表面失效兩種。對于表面失效,在疲勞失效斷口表面可以觀察到以夾雜物為中心的光滑區(qū)域,這片區(qū)域被稱為表面光滑區(qū)(surface smooth area, SSA)[10]。

    對于內(nèi)部失效,其典型斷口如圖5a、圖5b、圖5e 和圖5f 所示。疲勞裂紋從內(nèi)部缺陷向試樣表面擴(kuò)展,形成放射型的裂紋。整個裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段形成的圓形區(qū)域稱為“魚眼(Fisheye)”,在疲勞壽命高于1×106周次的低應(yīng)力區(qū),在內(nèi)部缺陷周圍一個由細(xì)小晶粒組成的近似圓形區(qū)域可以被觀測到,這就是“細(xì)晶粒區(qū)(fine granular area,F(xiàn)GA)”,如圖5b、圖5e 和圖5f 所示。

    2.4 裂紋特征應(yīng)力強(qiáng)度因子評估及失效機(jī)理分析

    12CrNi3合金鋼對應(yīng)的RFGA與疲勞壽命之間的關(guān)系如圖6 所示。顯然,RFGA隨著疲勞壽命的增加呈現(xiàn)遞增的趨勢。雖然在應(yīng)力比為-1 和0 下的RFGA數(shù)值相差不大,但仔細(xì)觀察發(fā)現(xiàn),在同壽命下,應(yīng)力比為-1 下的RFGA值大于應(yīng)力比為0 下的RFGA值,這表明隨著應(yīng)力比的增大,RFGA有著減小的趨勢。造成這一現(xiàn)象的主要原因是當(dāng)應(yīng)力比的增加時,施加的最大應(yīng)力也隨之增大,增加的最大應(yīng)力會促進(jìn)內(nèi)部疲勞裂紋的擴(kuò)展,從而抑制細(xì)晶粒區(qū)的形成。

    圖6 RFGA 與疲勞壽命Nf 之間關(guān)系

    基于內(nèi)部缺陷、FGA 和魚眼均等效為內(nèi)部圓形裂紋的假設(shè),則內(nèi)部缺陷、FGA 和魚眼對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍 ΔKID、ΔKFGA表示為[11]

    同理,表面缺陷、表面光滑區(qū)和表面粗糙區(qū)為應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔKSD、ΔKSSA和ΔKSRA定義為[10]

    基于式(2)和式(3)可得到12CrNi3合金鋼在應(yīng)力比為-1 和0 下的各裂紋特征對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子值,如圖7 所示。由圖可知,在應(yīng)力比為-1 和0 下,合金鋼誘發(fā)疲勞失效的缺陷對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子均隨著疲勞壽命的增加呈現(xiàn)遞減的趨勢。

    圖7 ΔKID 和ΔKSD 與疲勞壽命Nf 之間關(guān)系

    圖8 為ΔKFGA與疲勞壽命Nf之間關(guān)系。顯然,ΔKFGA的值與疲勞壽命無關(guān),且應(yīng)力比為-1 時的ΔKFGA的平均值為7.33 MPa·m1/2,應(yīng)力比為0 時的ΔKFGA的平均值為6.30 MPa·m1/2。

    圖8 ΔKFGA 與疲勞壽命Nf 之間關(guān)系

    2.5 超高周疲勞極限評估

    在循環(huán)應(yīng)力作用下疲勞試樣局部應(yīng)力并非恒定的[12]。根據(jù)鄧海龍等[13]的研究,基于RVE 模型分析可知缺陷周圍存在局部應(yīng)力集中,且局部應(yīng)力集中系數(shù)受缺陷尺寸的影響。對于裂紋尖端的局部應(yīng)力,其不僅與缺陷尺寸有關(guān),還與缺陷誘發(fā)的疲勞裂紋尺寸a相關(guān)。假設(shè)在循環(huán)應(yīng)力作用下,缺陷周圍的局部應(yīng)力與孔隙周圍的局部應(yīng)力相似,因此,裂紋尖端的局部應(yīng)力可由式(4)表示。

    式中:σlocal為裂紋尖端局部應(yīng)力;Ktc為裂紋尖端應(yīng)力集中系數(shù);a為缺陷誘發(fā)的疲勞裂紋尺寸;v為泊松比;對于本文中的Cr-Ni 合金鋼,v=0.3。因此,根據(jù)裂紋尖端應(yīng)力對應(yīng)力強(qiáng)度因子進(jìn)行修正,得到慮及局部應(yīng)力影響的內(nèi)部裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍為

    在此基礎(chǔ)上,應(yīng)力集中使得缺陷與基體界面處產(chǎn)生裂紋,然后逐漸向試樣擴(kuò)展。在裂紋擴(kuò)展過程中,由于裂紋尖端應(yīng)力集中程度的變化,臨界裂紋擴(kuò)展應(yīng)力隨裂紋尺寸的變化而變化。結(jié)合El Haddad理論,當(dāng)局部應(yīng)力超過臨界應(yīng)力時,裂紋就會擴(kuò)展。如果施加的應(yīng)力超過長裂紋擴(kuò)展閾值應(yīng)力,試樣將發(fā)生疲勞失效。

    對于內(nèi)部有FGA 的內(nèi)部失效,ΔKFGA可視為控制內(nèi)部長裂紋擴(kuò)展的應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值,結(jié)合公式(6),可以得到應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值ΔKth為

    此外,a0可被視為FGA 的尺寸,可由圖6 中獲得,a0取108個循環(huán)周次對應(yīng)的裂紋特征尺寸,在本文中a0的值為32.56 μm。

    基于公式(5)和公式(6),將ΔK和ΔKth繪制在圖9 中,其中實(shí)線表示應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值,點(diǎn)線表示3 種疲勞強(qiáng)度對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子。對于12CrNi3合金鋼,當(dāng)施加的循環(huán)應(yīng)力較大時(如σa=700 MPa),合金鋼中的裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子ΔK始終大于閾值ΔKth,導(dǎo)致疲勞裂紋一直發(fā)生擴(kuò)展行為并誘發(fā)失效,如圖9a 中細(xì)點(diǎn)線所示;當(dāng)施加的循環(huán)應(yīng)力較小時(如σa=300 MPa),開始時裂紋會發(fā)生擴(kuò)展,但隨著裂紋的增長,裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子ΔK受到閾值ΔKth的阻礙,成為非擴(kuò)展裂紋,如圖9a 中點(diǎn)劃線所示。此外,存在一個循環(huán)應(yīng)力臨界值,使應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線與閾值曲線相切,這個臨界循環(huán)應(yīng)力就是疲勞極限σw,如圖9a 中虛線所示。應(yīng)力比為-1 時的疲勞極限為438 MPa 和應(yīng)力比為0 時的疲勞極限為時378 MPa,兩條曲線在at= 15.20 μm 處相切。

    圖9 應(yīng)力強(qiáng)度因子ΔK 和應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值ΔKth

    進(jìn)一步的,將此結(jié)果與文獻(xiàn)[5]和文獻(xiàn)[7]提出的內(nèi)部失效的疲勞極限預(yù)測模型進(jìn)行比較。結(jié)果見表3。整體而言,文獻(xiàn)[7]模型預(yù)測的疲勞極限相對誤差較大,文獻(xiàn)[5]模型預(yù)測的疲勞極限相對誤差次之,基于El-Haddad[10]構(gòu)建的閾值應(yīng)力模型預(yù)測的疲勞極限誤差最小,且小于試驗(yàn)所獲得的疲勞極限。

    表3 疲勞極限評估結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

    3 結(jié)語

    本文探究了滲碳12CrNi3合金鋼在應(yīng)力比為0和-1 下的超高周疲勞性能,并提出了一種基于長裂紋擴(kuò)展閾值的滲碳Cr-Ni 合金鋼超高周疲勞極限評估方法。從這項(xiàng)工作中得出的主要結(jié)論是:

    (1) 對應(yīng)力比為0 和-1 下的滲碳12CrNi3合金鋼展開超高周疲勞試驗(yàn),得出合金鋼的S-N曲線呈連續(xù)下降趨勢。

    (2) 疲勞試樣的壽命低于5×105時,表面失效是滲碳12CrNi3合金鋼主要的失效形式;當(dāng)疲勞試樣壽命高于1×106時,內(nèi)部夾雜-FAG-魚眼誘發(fā)失效成為合金鋼的主要失效方式。

    (3) 受滲碳工藝影響,合金鋼的滲碳層對裂紋萌生有一定的抑制作用。

    (4) 利用裂紋擴(kuò)展閾值對FGA 尺寸進(jìn)行了評估,結(jié)合El-Haddad 模型,構(gòu)建了基于長裂紋擴(kuò)展應(yīng)力強(qiáng)度因子閾值的疲勞極限預(yù)測模型。

    (5) 基于EI-Haddad 構(gòu)建的閾值應(yīng)力模型預(yù)測疲勞極限誤差小,疲勞極限更加精確保守。

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