陳亞軍，劉辰辰，褚玉龍，宋肖肖

(1 中國民航大學 中歐航空工程師學院，天津 300300； 2 中國航發(fā)上海商用航空發(fā)動機制造有限責任公司，上海 201306)

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

加載條件往往會對疲勞壽命產(chǎn)生影響[8-9]，趙凱等[10]對彈簧鋼進行比例加載條件下的多軸疲勞實驗，發(fā)現(xiàn)彎曲應力占等效應力的比值對壽命有顯著作用。Zhang 等[11]利用2A12鋁合金進行多軸高周疲勞實驗，指出載荷高低會影響斷裂形式，多軸加載常常形成混合型裂紋。Zhao等[12]對7075鋁合金進行了不同加載條件下的單軸和多軸疲勞實驗，發(fā)現(xiàn)軸向平均應力降低了材料疲勞強度。斷裂形貌會受到加載條件的影響，對其進行分析可得失效形式和機理。韓劍等[13]利用7075-T651鋁合金棒材進行拉壓疲勞實驗，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]對滲碳鋼進行多軸疲勞實驗，發(fā)現(xiàn)裂紋萌生于試樣亞表面。陳濤等[15]對7075-T651鋁合金的單軸疲勞斷口進行分析，發(fā)現(xiàn)其主要斷裂形式為微孔聚集韌窩型，且不同應力幅下的位錯形態(tài)不同。

相對于單軸疲勞而言，多軸加載條件下的壽命預測更為復雜[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測準則分為4類，即應力準則、應變準則、能量準則和臨界面準則[18-19]。Gough等[20]給出了橢圓方程應力準則，Lee等[21]考慮載荷間的相位差對其進行了修正。崔云等[22]將非比例度引入Basquin準則，預測AZ31鎂合金多軸低周疲勞壽命。陳旭等[23]考慮附加強化提出基于應變參量的低周疲勞判據(jù)，Ellyin[24]利用總應變能密度預測疲勞壽命。臨界平面法通過選取疲勞過程中特定平面的特征參數(shù)進行壽命預測，如最大正應力[25]、剪切應變[26]以及應力應變的乘積[27]等，但作為一種時域分析手段，疲勞過程中的計算較為復雜，因此，也有通過頻域分析進行壽命預測的相關研究[28]。

目前，有關7075鋁合金疲勞行為的研究，主要集中在單軸疲勞方面，關于加載條件對7075鋁合金多軸疲勞性能影響的研究報道較少。本工作通過對7075-T651鋁合金薄壁管件進行以等效應力幅、應力幅比和拉扭相位差作為變量的多軸疲勞實驗，研究不同加載條件對多軸疲勞壽命的影響，分析疲勞過程曲線，結合宏觀和微觀斷口形貌分析，對薄壁管件多軸疲勞失效機理進行探究，并提出改進的Basquin準則，對不同加載條件下的多軸疲勞壽命進行預測。

1 實驗材料與方法

1.1 試樣材料和尺寸

實驗所用7075-T651鋁合金化學成分如表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性能為：屈服強度492.95MPa，抗拉強度538.90MPa，彈性模量70.36GPa。對于多軸疲勞實驗，依照美國材料測試標準ASTME2207加工成薄壁管狀試樣，尺寸如圖1所示。

表1 7075-T651鋁合金化學成分(質量分數(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 實驗方法

利用SDN100/1000電液伺服拉扭復合疲勞試驗機進行拉扭雙通道應力控制的多軸疲勞實驗，軸向和扭向的應力根據(jù)von Mises準則進行確定，表達式見式(1)：

(1)

其中:σeq為von Mises等效應力;σ為軸向應力；τ為扭轉剪切應力。實驗中均采取頻率為5Hz的正弦波形加載，式(2)和式(3)分別為軸向應力和扭轉剪切應力的表達式：

σ=σasinωt

(2)

τ=τasin(ωt-φ)

(3)

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

表2 多軸疲勞實驗加載參數(shù)Table 2 Loading parameters of multiaxial fatigue tests

圖2 多軸疲勞實驗的加載路徑 (a)應力幅比變量；(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 實驗結果

圖3 應力幅比λ為相位差φ為0°時等效應力幅和多軸疲勞壽命的關系Fig.3 Relation between equivalent stress amplitude and multiaxial fatigue life with and φ= 0°

圖4 等效應力幅σeq為300MPa、相位差φ為0°時應力幅比和多軸疲勞壽命的關系Fig.4 Relation between stress amplitude ratio and multiaxial fatigue life with σeq= 300MPa and φ= 0°

圖5 等效應力幅σeq為300MPa、應力幅比λ為時拉扭相位差和多軸疲勞壽命的關系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

多軸疲勞實驗過程中，加載穩(wěn)定后每隔150s對軸向位移和扭轉角度進行記錄，以反映試樣不同方向上的參量變化。圖6是不同等效應力幅下的加載曲線。如圖6(a)所示，隨著等效應力幅的增大，軸向位移幅值整體有增加的趨勢；不同的等效應力幅下，在加載初始階段，軸向位移幅值均隨時間增加，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)；對于高應力幅條件，材料軸向主要以軟化為主，壽命較短，對于低應力幅條件，由于軸向出現(xiàn)了多次硬化過程，對應壽命較長。如圖6(b)所示，隨著等效應力幅的增大，扭向角度幅值整體有增加的趨勢；在350MPa高應力幅條件下，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，對應壽命最低；在250MPa低應力幅條件下，材料扭向的硬化和軟化交替出現(xiàn)，直至斷裂。

圖6 應力幅比λ為相位差φ為0°時不同等效應力幅下的加載曲線(a)軸向位移幅值隨時間的變化；(b)扭向角度幅值隨時間的變化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 等效應力幅σeq為300MPa、相位差φ為0°時不同應力幅比下的加載曲線(a)軸向位移幅值隨時間的變化；(b)扭向角度幅值隨時間的變化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 等效應力幅變量實驗

2.2.2 應力幅比變量實驗

圖8 250MPa等效應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等效應力幅下試樣斷口微觀形貌(a)裂紋擴展區(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)擴展區(qū)(λ=0)；(d)擴展區(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 多軸疲勞壽命預測

考慮到拉扭相位差在多軸低周疲勞條件下對材料疲勞壽命的影響較小，下面僅針對等效應力幅和應力幅比兩個變量對材料的多軸疲勞壽命的影響進行預測。

3.1 等效應力幅對壽命的影響

Basquin[32]針對單軸疲勞的壽命預測，提出了正應力幅和疲勞壽命之間的關系：

(4)

(5)

圖12 原始Baquin準則和修正后準則的對比Fig.12 Comparison between original and modified Basquin’s criteria

3.2 應力幅比對壽命的影響

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

(6)

應力幅比因子μ是應力幅比λ的函數(shù)，當應力幅比λ升高時，多軸疲勞壽命增加，而應力幅比因子應減小，具體關系如下：

(7)

圖13 不同等效應力幅條件下壽命預測結果Fig.13 Life prediction results under different equivalent stress amplitudes

圖14 不同應力幅比條件下壽命預測結果Fig.14 Life prediction results under different stress amplitude ratios

4 結論

(2)不同加載條件下，裂紋源均位于管壁外側，且呈現(xiàn)多裂紋源特征。低應力幅下擴展區(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；高應力幅下擴展區(qū)出現(xiàn)脫落顆粒并形成溝槽，瞬斷區(qū)出現(xiàn)臺階狀形貌。試樣宏觀斷口在純扭轉條件下出現(xiàn)平臺區(qū)域，隨著應力幅比的增加，平臺區(qū)域逐漸減小。較低應力幅比下，擴展區(qū)主要以擦痕和犁溝為主，且可以觀察到二次裂紋；較高應力幅比下，擴展區(qū)出現(xiàn)較多碎屑。隨著應力幅比的增加，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)針對多軸加載條件，通過引入應力幅比因子，得到修正的Basquin準則，呈現(xiàn)出良好的壽命預測效果，所得壽命預測值均在兩倍分散帶以內(nèi)。