李明凱,趙雄翔,康賀銘,李永平,于 歡,鄧海龍,2

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 機械工程學(xué)院，呼和浩特 010051； 2.內(nèi)蒙古自治區(qū)先進制造技術(shù)重點實驗室，呼和浩特 010051； 3.內(nèi)蒙古自治區(qū)能源技術(shù)中心，呼和浩特 010051)

高強硬度合金鋼作為工業(yè)生產(chǎn)中的重要金屬材料,在汽車、船舶以及航空航天等關(guān)鍵領(lǐng)域發(fā)揮著重要作用[1]。其中，Cr-Ni高強硬度合金鋼多適用于承受重載及沖擊載荷的工況下,為了滿足其在強度、韌性以及壽命等方面的要求,表面強化工藝如滲碳[2]、激光噴丸[3]、高頻淬火等已被廣泛采用。然而,隨著超高周次工況下失效問題的頻頻發(fā)生[4],傳統(tǒng)的疲勞壽命預(yù)測以及強度預(yù)測評估已經(jīng)不再適合當(dāng)今的設(shè)計和生產(chǎn)實際。為了更好地把握合金鋼在超高周次載荷下的疲勞失效規(guī)律,對長壽命條件下的合金鋼疲勞特性及強度預(yù)測評估方法進行研究具有重要意義。

合金鋼經(jīng)表面強化處理后,S-N曲線常呈獨特的“階梯狀”或“雙線性”[4-6],即失效往往由表面向內(nèi)部轉(zhuǎn)變。對于內(nèi)部失效,裂紋的產(chǎn)生主要由冶金缺陷引起,如非金屬夾雜物或非均勻組織等[7]；當(dāng)載荷循環(huán)次數(shù)大于約106時,由于受夾雜物周圍的局部應(yīng)力影響,其附近會產(chǎn)生一個特殊區(qū)域,Sakai等人[8]稱該區(qū)域為“細顆粒區(qū)(Fine Granular Area, FGA)”。而根據(jù)斷口處有無FGA特征,又可將內(nèi)部失效劃分為長壽命區(qū)和短壽命區(qū)。

總之,在循環(huán)加載過程中,FGA的形成消耗了超過90%的超高周疲勞壽命[9],并決定了材料的超高周疲勞表現(xiàn)。為了更好地研究材料的疲勞特性,須充分的考慮夾雜尺寸以及FGA特征尺寸對疲勞失效的影響。

隨著生產(chǎn)實際對成本、性能以及壽命要求的愈加苛刻,材料的強度及壽命問題已經(jīng)成為國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點,并由此產(chǎn)出了一系列有關(guān)疲勞壽命強度的預(yù)測模型。Murakami等人[10]基于維氏硬度和夾雜尺寸,提出了疲勞極限預(yù)測模型；Wang等人[11]基于Murakami模型,提出了一種考慮斷裂循環(huán)次數(shù)的壽命預(yù)測模型；Gao等人[12]結(jié)合裂紋擴展速率,提出了一種包含疲勞強度評估和裂紋擴展速率表征的疲勞強度預(yù)測模型；張拓等人[13]結(jié)合材料退化規(guī)律,提出了一種變幅載荷下線性疲勞壽命預(yù)測模型；孫振鐸等人[14]基于極值分布函數(shù),構(gòu)建了一種與夾雜尺寸相關(guān)的疲勞強度預(yù)測模型；Deng等人[4]基于累積損傷法,提出了一種慮及夾雜尺寸-FGA-魚眼型疲勞強度預(yù)測模型。

然而,基于累積法，并同時考慮應(yīng)力比、 FGA應(yīng)力強度因子、 FGA尺寸以及夾雜尺寸等重要參數(shù)的疲勞壽命預(yù)測模型還較少。

本文在應(yīng)力比分別為0和0.3兩種情況下,對滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼的超高周疲勞特性開展研究。基于內(nèi)部失效機理,結(jié)合累積損傷理論,對合金鋼疲勞壽命模型進行預(yù)測評估,通過與試驗結(jié)果的對比分析,驗證了本文壽命預(yù)測模型的可行性。

1 實 驗

1.1 材料與試樣

本文選用Cr-Ni高強硬度合金鋼作為疲勞試驗材料,其化學(xué)成分如表1所示。首先將原始棒料加工成較為粗糙的沙漏狀,再采用360～2 000目的砂紙沿其軸向打磨至光滑,試樣的最終形狀及尺寸如圖1所示。為了符合試驗條件,須對試樣表面作滲碳處理,并將滲碳后的試樣置于840 ℃的真空環(huán)境中油淬45 min,然后在160 ℃的空氣中進行低溫回火90 min,以完成最終的熱處理工藝。

表1 合金鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

圖1 試樣形狀及尺寸(單位：mm)

1.2 組織和性能測試

室溫下,在試樣(熱處理工藝后)斷口的最小截面處獲取金相試樣,將金相試樣使用砂紙打磨平整,使用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液進行浸蝕。利用JSM-6610LV掃描電鏡(SEM)對處理后的金相試樣進行微觀組織觀測；在室溫下通過MTS809測試系統(tǒng)對滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼進行單調(diào)拉伸試驗，保持拉伸速率為5 mm/min。

1.3 疲勞試驗方法

在室溫下,使用高頻疲勞測試機(QGB-100)對試樣進行軸向載荷下的超高周疲勞試驗,選取0和0.3兩種不同的應(yīng)力比,試驗頻率均為100 Hz。當(dāng)應(yīng)力比為0時,施加的最大與最小應(yīng)力幅值分別為650、500 MPa；當(dāng)應(yīng)力比為0.3時,施加的最大與最小應(yīng)力幅值分別為507.5、437.5 MPa。試驗過程中,當(dāng)試樣發(fā)生完全破壞或載荷循環(huán)周次達108時,則試驗終止。考慮到時間以及成本條件等多個方面的限制,在應(yīng)力比為0時,記錄有效數(shù)據(jù)11組；應(yīng)力比為0.3時,記錄有效數(shù)據(jù)5組。疲勞試驗結(jié)束后,利用SEM對各失效試樣進行斷口表面觀測。

2 結(jié)果與分析

2.1 微觀組織和力學(xué)性能

試樣微觀組織如圖2所示?？梢?試樣滲碳層和基體的微觀組織有很大區(qū)別：在滲碳層中,微觀組織以殘余奧氏體和針狀馬氏體為主；而在基體中,微觀組織主要呈現(xiàn)為板條馬氏體；兩者中均可發(fā)現(xiàn)非金屬夾雜的存在。同時，基于MTS809測試系統(tǒng)，最終測得試樣的抗拉強度σb約為1 780 MPa[15]。

圖2 試樣金相組織

2.2 S-N曲線

在應(yīng)力比分別為0和0.3時,滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼關(guān)于應(yīng)力幅值與疲勞壽命的關(guān)系如圖3所示。在應(yīng)力比不同時,試樣出現(xiàn)內(nèi)部失效的循環(huán)次數(shù)均高于106,而出現(xiàn)表面失效的循環(huán)次數(shù)均小于5×105,符合內(nèi)部失效多發(fā)生于長壽命區(qū),表面失效多發(fā)生于短壽命區(qū)的普遍結(jié)論；在應(yīng)力比相同時,兩種失效模式下的試樣疲勞強度均隨著疲勞壽命的增加呈現(xiàn)遞減趨勢。在疲勞壽命相同時,無論在何種失效模式下,應(yīng)力比為0時的試樣疲勞強度總是大于應(yīng)力比為0.3時的試樣疲勞強度。對于表面失效，通過線性擬合得到應(yīng)力比為0和0.3時的疲勞極限(即未出現(xiàn)表面失效模式的最低應(yīng)力)分別為600和473 MPa；而對于內(nèi)部失效，由于“無窮多次”應(yīng)力循環(huán)在試驗中是難以實現(xiàn)的，故基于高頻振動實驗法，本文將條件疲勞極限定義為循環(huán)次數(shù)達到108時所對應(yīng)的疲勞強度[15],應(yīng)力比為0和0.3時的疲勞極限分別為490和374 MPa。

圖3 應(yīng)力比為0和0.3時滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼S-N曲線

2.3 斷口觀測和失效機理

通過SEM對所有的疲勞失效樣本進行觀測,其中典型的斷口形貌如圖4(圖中Q均表示應(yīng)力比)所示。根據(jù)疲勞裂紋萌生位置以及斷口形貌,可將疲勞失效形式劃分為帶有FGA的內(nèi)部失效和帶有表面光滑區(qū)(Surface Smooth Area, SSA)的表面失效,并分別對應(yīng)圖4(a)、(b)、(e)、(f)以及圖4(c)、(d)。其中,在分別作為內(nèi)部失效和表面失效典型特征的魚眼和SSA中,均發(fā)現(xiàn)了非金屬夾雜的存在。因此,可以斷定非金屬夾雜對誘發(fā)疲勞裂紋萌生有著不可忽視的作用。

對于夾雜引發(fā)的內(nèi)部失效,其失效機理可歸結(jié)如下：在長期循環(huán)載荷作用下,夾雜物周圍出現(xiàn)的應(yīng)力集中不斷導(dǎo)致晶粒細化,該過程中萌生的微裂紋經(jīng)FGA向魚眼擴展后,最終發(fā)生失效；而對于夾雜引發(fā)的表面失效,同樣因為外加循環(huán)載荷以及表面殘余應(yīng)力的影響,在夾雜周圍引發(fā)應(yīng)力集中效應(yīng)導(dǎo)致裂紋萌生與擴展,其中以夾雜為中心而形成的斷口表面光滑區(qū)域稱為SSA。不同于SSA內(nèi)部,SSA外部的裂紋擴展相當(dāng)迅速,其由于快速擴展而形成的放射裂紋所呈現(xiàn)出的橢圓形粗糙區(qū)域稱為SRA(表面粗糙區(qū)),如圖4(c)和(d)所示。

2.4 基于累積損傷理論的疲勞壽命預(yù)測模型構(gòu)建

鑒于疲勞裂紋所形成的區(qū)域可近似于圓形,結(jié)合400倍率放大下的SEM圖像及圖形測量軟件Image J所得到的相關(guān)裂紋參數(shù)如下：Rinc-S,RSSA,Rinc,RFGA和RF,其分別作為表面夾雜、SSA、內(nèi)部夾雜、FGA和魚眼的半徑。各裂紋尺寸和疲勞強度關(guān)系如圖5所示?？梢娫诓煌瑧?yīng)力比下,誘發(fā)失效的夾雜尺寸均與施加的應(yīng)力比及應(yīng)力幅無關(guān),而其余各裂紋尺寸則隨著疲勞強度的增加呈遞減趨勢。

圖4 典型斷口形貌SEM圖

圖5 各裂紋尺寸與σa的關(guān)系

基于內(nèi)部夾雜、FGA以及魚眼尺寸,可分別建立三者與相關(guān)應(yīng)力強度因子ΔKinc、ΔKFGA與ΔKF之間的關(guān)系如下[16]：

(1)

同理,表面疲勞失效時的表面夾雜及表面光滑區(qū)的應(yīng)力強度因子ΔKSD及ΔKSSA可表示如下[17]：

(2)

因此,ΔKFGA、ΔKSSA及ΔKF與疲勞壽命N的關(guān)系如圖6所示。

圖6 各ΔK與N關(guān)系

由圖6可知,同一應(yīng)力比下的ΔKFGA、ΔKF和ΔKSSA的值幾乎呈水平趨勢,其隨疲勞壽命的變化波動很小。當(dāng)應(yīng)力比為0和0.3時,ΔKFGA的值分別位于5.9～6.5 MPa·m1/2和4.5～4.7 MPa·m1/2之間,其均值分別為6.2 和4.6 MPa·m1/2。當(dāng)應(yīng)力比為0時,ΔKF和ΔKSSA的值的范圍分別為25.9～29.3 MPa·m1/2和26.5～27.7 MPa·m1/2,其平均值非常接近,約為27.5 MPa·m1/2。當(dāng)應(yīng)力比為0.3時,ΔKF的值位于15.8～16.4 MPa·m1/2之間,ΔKSSA的值在15.8～16.7 MPa·m1/2之間,ΔKF和ΔKSSA的平均值也十分相近,約為16.2 MPa·m1/2。

由于長期循環(huán)載荷的作用,FGA內(nèi)的疲勞裂紋從萌生到以夾雜為中心逐漸向外累積的過程,可認(rèn)為是每次循環(huán)加載對試樣產(chǎn)生微量損傷的疊加,故有以下關(guān)系式：

(3)

式中：RN為第n次加載后的損傷區(qū)半徑；pn為第n次加載后損傷區(qū)半徑增量與第n-1次加載后損傷區(qū)半徑的比值。

引入與pn和疲勞壽命N相關(guān)的變量p以簡化計算,其關(guān)系式如下：

(4)

故式(3)可改寫為

RN=Rinc(1+p)N≥RFGA

(5)

基于式(3),可將RN與RFGA之間的關(guān)系簡化如下：

RFGA=Rinc(1+p)N

(6)

通常，材料的疲勞強度與未經(jīng)表面處理的抗拉強度密切相關(guān)。而對于滲碳合金鋼，最大應(yīng)力也會對其裂紋的萌生產(chǎn)生一定的抑制或者促進作用。因此，建立p、最大應(yīng)力σmax以及抗拉強度σb的關(guān)系如下：

(7)

將式(6)、式(7)代入式(1)中,并引入擬合參數(shù)m和n,從而可將式(1)改為

(8)

式中,Nf為預(yù)測壽命。

基于疲勞試驗數(shù)據(jù),使用牛頓算法對式(8)中的參數(shù)m和n進行擬合,其中,當(dāng)Q=0時,m0=2.75×10-3,n0=23.20；當(dāng)Q=0.3時,m0.3=2.70×10-3,n0.3=39.10。試驗壽命與預(yù)測壽命關(guān)系如圖7所示。

由圖7可知,在不考慮ΔKFGA以及Rinc為常量的情況下,預(yù)測壽命相對于試驗壽命均在3倍因子范圍內(nèi),因此該疲勞壽命預(yù)測模型具備較高的精度,即可作為超高周疲勞壽命預(yù)測的有效方法。然而，考慮到ΔKFGA及Rinc等參數(shù)在每次取得時均須在材料發(fā)生疲勞破壞后,因此該模型具有較大的局限性。

圖7 基于內(nèi)部失效的試驗壽命與預(yù)測壽命

基于上述預(yù)測模型的不足,下文對其作出改進，從而提出第二種壽命預(yù)測模型。

由圖5及圖6可知,ΔKFGA及Rinc與材料的疲勞壽命以及所施加的應(yīng)力無關(guān),而取決于因冶金缺陷等因素而形成的材料固有屬性。

因此,式(8)可進一步改為

(9)

表2 不同應(yīng)力比下ΔKFGA及Rinc的均值

將表2中均值數(shù)據(jù)代入式(9)中,則基于均值參數(shù)及內(nèi)部失效的試驗壽命與預(yù)測壽命關(guān)系如圖8所示?；趫D8可知,改進后的壽命預(yù)測模型同樣具有較高的預(yù)測精度。該模型將ΔKFGA以及Rinc取為固定常數(shù),雖然絕大部分的預(yù)測值相對于試驗值而言更加緊湊，但預(yù)測壽命在Q=0時的一點位于3倍因子之外，相對于前種壽命預(yù)測模型而言有較低的容錯率，但仍屬可接受的范圍。同時,考慮到ΔKFGA及Rinc測量及計算的繁瑣性,基于均值參數(shù)及內(nèi)部失效的壽命預(yù)測方法更加簡便，相對更容易被接受。

圖8 基于均值參數(shù)及內(nèi)部失效的試驗壽命與預(yù)測壽命

3 結(jié) 論

1) 對應(yīng)力比為0和0.3下的滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼展開超高周疲勞試驗,構(gòu)建了不同失效模式時兩種應(yīng)力比下的S-N曲線。

2) 基于斷口觀測，無論內(nèi)部失效還是表面失效，其失效機理如下：由于長期循環(huán)載荷的影響，于夾雜周圍出現(xiàn)應(yīng)力集中，并以夾雜為中心誘發(fā)裂紋的萌生與擴展，最終導(dǎo)致材料失效。

3) 基于累積損傷法,并考慮應(yīng)力比、ΔKFGA、RFGA與Rinc等重要參數(shù),建立了兩種可適應(yīng)不同應(yīng)力比的滲碳Cr-Ni高強硬度合金鋼疲勞壽命預(yù)測模型,經(jīng)對比分析,不同參數(shù)條件下的兩種預(yù)測模型均具有較高的預(yù)測精度,而基于均值參數(shù)及內(nèi)部失效的壽命預(yù)測方法更加簡便，且除極少數(shù)點外，預(yù)測值也更加緊湊精確，相對更容易被接受。