馬征征 ， 王文先 ， 許海鷹 ， 左從進 ， 崔澤琴 ， 楊宏偉

基于鎂合金輕質(zhì)高強的優(yōu)良特性[1]，用鎂合金制造并代替現(xiàn)役的一些結(jié)構(gòu)或零部件，可使整個結(jié)構(gòu)的重量大幅度減輕，因而鎂合金在航空航天、汽車、鐵路、3C等領(lǐng)域倍受青睞[2]。

熔點低、導(dǎo)熱快、熱膨脹系數(shù)大等特點使得鎂合金焊接性比較差，普通的焊接方法很難實現(xiàn)可靠的連接，因此要真正實現(xiàn)鎂合金在工業(yè)結(jié)構(gòu)中大量應(yīng)用，其焊接技術(shù)十分關(guān)鍵。結(jié)合鎂合金的特性，只有采用能量密度較高且易于實現(xiàn)自動化的高能束流焊接，才能有效地提高鎂合金焊接接頭力學(xué)性能[3-4]。

目前大多數(shù)承載結(jié)構(gòu)采用的是焊接結(jié)構(gòu)，并且需要承受動載負荷。整個焊接結(jié)構(gòu)在交變或者脈動載荷作用下，其結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能會大大降低，發(fā)生疲勞斷裂時往往無明顯的塑性變形[5]，因此焊接接頭的疲勞壽命對于整個焊接結(jié)構(gòu)是至關(guān)重要的。目前關(guān)于鎂合金疲勞斷裂研究主要集中于母材疲勞性能[6-7]、斷裂機制[8-9]及其疲勞裂紋擴展機制[10-11]等。而關(guān)于鎂合金電子束焊接接頭的疲勞性能涉足較少，疲勞數(shù)據(jù)相當(dāng)缺乏，這與鎂合金電子束焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)用于實際工程所要求的研究準(zhǔn)備還有相當(dāng)大的差距。

隨著斷裂力學(xué)的出現(xiàn)，疲勞數(shù)據(jù)可以通過疲勞裂紋擴展速率來表示和說明。疲勞裂紋擴展速率是決定構(gòu)件疲勞行為的重要特征參量,在評估結(jié)構(gòu)的安全性、可靠性以及失效分析和壽命等方面有著重要的意義。因此本文對AZ31B鎂合金電子束焊接接頭進行疲勞裂紋擴展速率試驗，重點研究焊縫、熱影響區(qū)（HAZ）、母材的疲勞裂紋擴展特性。

1 試驗材料及方法

本試驗采用10mm厚的AZ31B鎂合金熱擠壓成形的試件，其化學(xué)成分如表1所示。

電子束焊接試驗采用型號為ZD150—60C CV85M的真空電子束焊機。焊前用機械打磨鎂合金工件表面（尤其是對接表面）清除氧化膜，再用丙酮清洗以去除表面油污。焊接接頭不開坡口，采用對接方式固定在工裝夾具上，兩板之間不留間隙。優(yōu)化焊接工藝參數(shù)獲得成形美觀且均勻的焊縫。焊接工藝參數(shù)如表2所示。

表1 AZ31B鎂合金化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)） %

表2 AZ31B鎂合金電子束焊接工藝參數(shù)

疲勞裂紋擴展速率試驗在PLG—200D高頻拉壓疲勞試驗機上進行，疲勞試驗機最大工作載荷為200kN，所施加的載荷均為拉-拉載荷，應(yīng)力循環(huán)比r=0.1，振動頻率f=100Hz。

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/ T 6398 —2000《金屬材料疲勞裂紋擴展速率試驗方法》,試驗采用標(biāo)準(zhǔn)CT（緊湊拉伸）試樣，其中寬度W=68mm，厚度B=10mm，切口長度an=14mm，本試驗采用恒ΔP試驗，每組試驗項目至少有3個有效試件。使用線切割進行切口加工。缺口分別開在母材、焊縫、熱影響區(qū)的試樣如圖1所示。

疲勞裂紋擴展長度的測量采用目測法，使用放大倍數(shù)為30倍的讀數(shù)據(jù)顯微鏡記錄裂紋擴展過程中的裂紋尺寸a，同時記錄循環(huán)次數(shù)N。為了便于讀取裂紋長度，使試件表面保持一定的光潔度，在試件上每隔1mm標(biāo)記一次。以所測裂紋長度a為縱軸，載荷循環(huán)次數(shù)N為橫軸，繪成a-N曲線。由a-N曲線中任一裂紋尺寸ai處的斜率，即可知其擴展速率（da/dN）；同時，由已知載荷ΔP和ai，還可以計算相應(yīng)的ΔKi。這樣就由a-N曲線得到了一組[ΔKi，（da/dN）i]數(shù)據(jù)，進而可繪出da/dN-ΔK曲線。

其中，C、n為疲勞裂紋擴展系數(shù)，它們是材料性能、微觀組織結(jié)構(gòu)、載荷頻率、平均應(yīng)力或載荷比、環(huán)境、加載方式、應(yīng)力狀態(tài)和試驗溫度的函數(shù)，ΔK為強度因子幅值。

由Paris公式（1）可知，將ΔK和da/dN繪制在雙對數(shù)坐標(biāo)圖中，然后用最小二乘法作線性回歸分析,即可求出Paris公式中的C、n值。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 缺口位于母材

圖1 AZ31B鎂合金電子束焊接接頭試樣尺寸Fig.1 Specimen dimensions of AZ31B magnesium alloy electron beam welding joints

母材疲勞裂紋擴展速率試驗中ΔP以4.0kN、3.8kN、3.6kN逐級加載，分別進行試驗，裂紋的擴展方向垂直軋制方向，母材疲勞裂紋擴展試樣a-N、（da/dN）-ΔK試驗結(jié)果如圖2～3所示。

圖2 母材試樣的a-N曲線Fig.2 a-N curves of base metal specimens

圖3 母材試樣的（da/dN)-ΔK曲線Fig.3 （da/dN)-ΔK curves of base metal specimens

由圖3可以看出母材試樣的（da/dN）-ΔK曲線出現(xiàn)兩個拐點，分3段進行擬合。AB段：da/dN=1.01×10-6（ΔK）2.83（6.3＜ ΔK≤ 12）；BC段：da/dN=1.89×10-10（ΔK）6.18（12＜ ΔK≤ 16.1；CD段：da/dN=3.90×10-4（ΔK）0.98（16.1＜ ΔK≤ 41.1。

由以上結(jié)果可知，當(dāng)ΔP平行于擠壓方向時，AZ31B鎂合金母材疲勞裂紋擴展在AB段為裂紋擴展的初期，斜率較小，擴展緩慢，從AB段可推算出裂紋在ΔK達到2.21開始擴展，并且擴展斜率k=2.83。當(dāng)ΔK達到12.0，隨著ΔK的增大裂紋擴展進入迅速擴展階段（BC），且BC段的斜率k=6.18，斜率最大，擴展速度越來越大；在CD段進入疲勞裂紋擴展的最終階段，速率變化很緩慢，CD段的斜率k=0.98，直到斷裂速率為零。

2.2 缺口位于焊縫

焊縫疲勞裂紋擴展速率試驗中ΔP以5.4kN、5.2kN、5.0kN、4.8kN逐級加載，a-N曲線、（da/dN）-ΔK曲線如圖4～5所示。

圖4 焊縫試樣的a-N曲線Fig.4 a-N curves of weld-seam specimens

圖5 焊縫試樣的（da/dN）-ΔK曲線Fig.5 （da/dN）-ΔK curves of weld-seam specimens

由以上結(jié)果可知，當(dāng)ΔP垂直作用于焊縫時，AZ31B鎂合金電子束焊接接頭疲勞裂紋擴展在AB段，為裂紋擴展的初期，斜率較小，擴展緩慢，從AB段可推算出裂紋在ΔK達到2.52開始擴展，AB段斜率k=2.21。當(dāng)ΔK達到13.0左右時，開始進入迅速擴展階段（BC），且BC段的斜率k=4.96，斜率最大，擴展速度越來越大；在CD段進入疲勞裂紋擴展的最終階段，速率變化很緩慢，CD段的斜率k=0.59，直到斷裂速率為零。

2.3 缺口位于HAZ

HAZ疲勞裂紋擴展速率試驗中ΔP加載同焊縫試驗一致，HAZ試樣的a-N、（da/dN）-ΔK曲線如圖6～7所示。

由圖7可以看出，缺口位于HAZ的疲勞裂紋擴展試樣的（da/dN）-ΔK曲線出現(xiàn)一個拐點，分兩段進行擬合。AB段：da/dN=2.31×10-8（ΔK）4.28（8.5＜ΔK≤18）；BC段：da/dN=1.25×10-3（ΔK）0.53（18＜ΔK≤42.1）。

由以上結(jié)果可知，當(dāng)ΔP垂直作用于缺口位于HAZ的焊縫試樣，ΔK達到1.78時HAZ試樣的疲勞裂紋開始擴展，斜率k=4.28，擴展迅速。在BC段進入疲勞裂紋擴展的最終階段，速率變化很緩慢，CD段的斜率k=0.59，直到斷裂速率為零。

圖6 HAZ試樣的a-N曲線Fig.6 a-N curve of HAZ specimens

圖7 HAZ試樣的（da/dN）-ΔK曲線Fig.7 （da/dN）-ΔK curves of HAZ specimens

通過對比分析3組疲勞裂紋擴展速率試驗，缺口分別位于母材、焊縫、HAZ疲勞裂紋擴展門檻值（ΔK）分別為2.12、2.52、1.78。HAZ的門檻值最低，裂紋擴展抵抗力最小，缺口位于焊縫的試樣門檻值略高于母材，裂紋擴展抵抗力最大。

Paris公式（1）中n值反映的就是疲勞裂紋擴展每個階段的斜率，n值越大曲線斜率就越大，表示在相同的ΔK作用下裂紋擴展的就越快。對比缺口分別位于母材、焊縫、HAZ疲勞裂紋在擴展階段的斜率可知，在相同的ΔK作用下焊縫的疲勞裂紋擴展速率最慢，HAZ的最快，母材介于兩者之間。

這是由于AZ31B電子束焊接接頭HAZ晶粒長大，降低了裂紋擴展的門檻值，增大了裂紋擴展速率；而焊縫區(qū)晶粒明顯細化，焊縫高的抗拉強度和屈服強度增強了接頭裂紋擴展的抵抗力，從而使得疲勞裂紋的萌生被延遲，裂紋擴展的門檻值增大，擴展速度減慢。

3 斷口分析

如圖8所示，對缺口位于母材的試樣沿著裂紋擴展方向的端口進行 SEM 分析。圖 8（a）、（c）、（e）分別為裂紋擴展從開始到斷裂的3個階段的掃描斷口，整體都呈現(xiàn)出河流狀花樣，斷口為由解理臺階組成的準(zhǔn)解理斷裂。圖 8（b）、（d）、（f）分別為圖 8（a）、（c）、（e）局部放大圖?？梢园l(fā)現(xiàn)在裂紋擴展初期，圖8（b）為細小的解理臺階，疲勞條紋之間的寬度較窄。當(dāng)擴展到第二階段后，解理臺階逐漸變粗大，如圖8（d）所示，疲勞條紋變明顯，之間的距離拉大，表明擴展的速度相比第一階段速度增大。從圖8（f）可以觀察到很明顯的疲勞條帶，解理臺階粗大，表明這個階段擴展速度已經(jīng)很大。從圖8（b）還能看到二次裂紋，可知AZ31B鎂合金疲勞斷裂主要表現(xiàn)為脆性斷裂。

圖8 AZ31B鎂合金母材疲勞裂紋擴展斷口Fig.8 Fracture of fatigue crack propagation of AZ31B magnesium alloy base metal

如圖9所示，對缺口位于焊縫的試樣沿著裂紋擴展方向的端口進行 SEM 分析。圖 9（a）、（c）、（e）分別為沿著裂紋擴展方向從開始到斷裂的3個階段的掃描斷口，在裂紋擴展初期斷口中存在較多撕裂棱，細小的解小刻面，如圖9（a），相比母材（圖8（a））塑性得到一定的提高，這與焊縫裂紋擴展門檻值略高于母材相一致。圖9（c）、（e）整體都呈現(xiàn)出河流狀花樣，隨著ΔK增大（圖9（e）），斷口中韌窩增多，斷口為由解理臺階組成的準(zhǔn)解理斷裂。圖 9（b）、（d）、（f）分別為圖 9（a）、（c）、（e）局部放大圖?？梢园l(fā)現(xiàn)在裂紋擴展初期，圖9（b）為細小的解理臺階，疲勞條紋之間的寬度較窄。當(dāng)擴展到第二階段后，解理臺階逐漸變粗大，如圖9（d）所示，疲勞條紋變明顯，之間的距離拉大，表明擴展的速度相比第一階段增大。從圖9（f）可以觀察到很明顯的疲勞條帶，解理臺階粗大，表明這個階段擴展速度已經(jīng)很大。但是相比圖8（b）、（d）來說，疲勞條帶之間的距離要窄，說明裂紋擴展在不同階段擴展速率都要小于母材?？芍狝Z31B鎂合金電子束焊接接頭表現(xiàn)出一定的塑性，疲勞斷裂主要表現(xiàn)為以脆斷為主的韌-脆混合斷裂。

圖9 AZ31B 鎂合金電子束焊接接頭焊縫疲勞裂紋擴展斷口Fig.9 Fracture of fatigue crack propagation of AZ31B magnesion alloy electron beam welding joint weld-seam

圖10 AZ31B鎂合金電子束焊接接頭HAZ疲勞裂紋擴展斷口Fig.10 Fracture of fatigue crack propagation of AZ31B magnesion alloy electron beam welding joint HAZ

如圖10所示，對缺口位于HAZ的試樣沿著裂紋擴展方向的端口進行SEM分析。圖10（a）、（c）分別為裂紋擴展從開始到斷裂的兩個階段的掃描斷口，斷口為具有河流狀花樣特征的解理斷裂。圖10（b）、（d）分別為圖10 （a）、（c）局部放大圖，裂紋沿著解理面進行擴展，并且可以觀察到粗大的解離臺階，斷口面不平滑，在相同的 ΔK作用下裂紋擴展速率大，對比圖 8（b）、（d）、（f）HAZ裂紋擴展速率高，疲勞裂紋擴展門檻值低于母材。

4 結(jié)論

（1）缺口分別位于母材、焊縫、HAZ的試樣疲勞裂紋擴展門檻值（ΔK）分別為2.12、2.52、1.78；HAZ 的門檻值最低，裂紋擴展抵抗力最小，缺口位于焊縫的試樣門檻值略高于母材，裂紋擴展抵抗力最大。

（2）在相同的ΔK作用下，HAZ的裂紋擴展速率最快，焊縫的裂紋擴展速率最慢，母材介于兩者之間。這是由于電子束焊接接頭晶粒細化，高的疲勞強度和抗拉強度增強了裂紋擴展的抵抗力，使得裂紋萌生被延遲，門檻值增大，擴展速率降低。

（3）焊縫的疲勞裂紋擴展斷口中有許多撕裂棱、韌窩，解理臺階細小、疲勞條帶相對于母材及HAZ要窄，表現(xiàn)出一定韌性，為以脆斷為主的韌-脆混合斷裂；AZ31B鎂合金母材及HAZ疲勞裂紋擴展斷口都呈現(xiàn)河流狀花樣，為準(zhǔn)解理脆性斷口。隨著裂紋擴展速率增大，3者斷口中的解理臺階都變得粗大，疲勞條帶之間距離都變寬。

[1]劉正，張奎，曾小勤.鎂基輕質(zhì)合金理論基礎(chǔ)及其應(yīng)用[M].北京:機械工業(yè)出版社，2002.

LIU Zheng，ZHANG Kui，ZENG Xiaoqin. Magnesium matrix of lightweight alloy theory and its application[M]. Beijing: Mechanical Industry Publishing House，2002.

[2]ROBERT E. Magnesium alloys and their applications[J]. Light Metal Age，2001，6： 54-58.

[3]馮吉才，王亞榮，張忠典.鎂合金焊接技術(shù)的研究現(xiàn)狀及應(yīng)用[J].中國有色金屬學(xué)報，2005，15(2):165-178.

FENG Jicai，WANG Yarong，ZHANG Zhongdian. Status and expectation of research on welding of magnesium alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2005，15(2):165-178.

[4]王之康.真空電子束焊接設(shè)備及工藝[M].北京：原子能出版社，2000.

WANG Zhikang. Vacuum electron beam welding equipment and technology[M]. Beijing: Atomic Energy Press, 2000.

[5]SURESH S. 材料的疲勞[M].王光中，譯.北京:國防工業(yè)出版社，1998.

SURESH S. The fatigue of materials[M]. Wang Guangzhong translate.Beijing: National Defence Industry Press，1998.

[6]ISHIHARA Sotomi, NAN Zhenyu, GOSHIMA Takahito. Effect of microstructure on fatigue behavior of AZ31 magnesium alloy[J]. Mater. Sci.Eng., A,2007,468-470: 214-222.

[7]XU D K，LIU L，XU Y B，et al. The fatigue crack propagation behavior of the forged Mg-Zn-Y-Zr alloy[J]. J. Alloys Compd, 2007，431:107-111.

[8]KEIRO T, MASAKI N, YOSHIHIKO U. Fatigue crack propagation and fracture mechanisms of wrought magnesium alloys in different environments[J]. Int. J.Fatigue, 2009, 31: 1137-1143.

[9]NAN Z Y, ISHIHARA S, MCEVILY A J, et al. On the sharp bend of the s-n curve and the crack propagation behavior of extruded magnesium alloy[J]. Scripta Mater., 2007, 56: 649-652.

[10]ZHANG H X, YAN Z F, WANG W X, et al. As-extruded AZ31B magnesium alloy fatigue crack propagation behavior[J]. Journal of Wuhan University of Technology-Mater, 2011,26:1114-1120.

[11]VENKATESWARAN P, GANESH S R S, PATHAK S D, et al.Fatigue crack growth behaviour of a die-cast magnesium alloy AZ91D [J].Materials Letters, 2004, 58: 2525-2529.