劉辰辰 陳亞軍 李 柯 王 川

1.中國民航大學(xué)中歐航空工程師學(xué)院，天津，3003002.航天精工股份有限公司，天津，300300

0 引言

7075鋁合金作為一種硬鋁合金，具有較高的比強度和韌性，且耐蝕性較好[1]，可用于蒙皮、翼梁、隔框等部件的制造，是飛機結(jié)構(gòu)的主要材料之一[2-3]。飛機在沿海地區(qū)服役過程中，由于受到海水、鹽霧等環(huán)境因素的影響，構(gòu)件常常出現(xiàn)點蝕、剝蝕等腐蝕損傷[4-5]，對其疲勞性能影響顯著[6-9]。多軸疲勞受力狀態(tài)與單軸疲勞受力狀態(tài)相比更為復(fù)雜，與實際工況也更為接近[10-11]，研究腐蝕環(huán)境下鋁合金的多軸疲勞行為具有重要價值[12-13]。

腐蝕作用下材料表面會有蝕坑產(chǎn)生，從而使得應(yīng)力集中并導(dǎo)致裂紋源生成。JONES等[14]基于2024鋁合金的預(yù)腐蝕疲勞試驗，驗證了“蝕坑-裂紋”的轉(zhuǎn)變過程。史平安等[15]發(fā)現(xiàn)外加應(yīng)力存在時，2A12鋁合金點蝕面積增大并向基體擴展。劉軒等[16]在3.5%NaCl溶液腐蝕環(huán)境下對7075鋁合金進行了疲勞試驗，發(fā)現(xiàn)蝕坑處存在明顯的應(yīng)力集中，對疲勞性能影響顯著。NAN等[17]對AZ31鎂合金進行了腐蝕疲勞試驗，認為腐蝕疲勞壽命可以分為裂紋萌生和裂紋擴展兩個階段，其中裂紋萌生受點蝕影響。腐蝕疲勞壽命的預(yù)測方法較多，例如基于統(tǒng)計學(xué)和現(xiàn)有模型、利用蝕坑與裂紋的關(guān)系等[18-20]。WANG等[21]認為改進的Trantina-Johnson壽命預(yù)測模型對2系和7系鋁合金腐蝕疲勞壽命的預(yù)測效果較好。張川等[22]結(jié)合斷口處腐蝕表面的分形維數(shù)，預(yù)測了LC4CS鋁合金預(yù)腐蝕剩余壽命。ISHIHARA等[23]將蝕坑對裂紋擴展的影響作為參量，提出了壽命預(yù)測模型，并將模型計算結(jié)果與2024鋁合金試驗壽命相比較，結(jié)果二者較為相符。HUANG等[24]通過討論蝕坑和裂紋的關(guān)系，提出了裂紋等效模型，并將其用于7075鋁合金腐蝕疲勞壽命的預(yù)測。

目前，針對腐蝕與疲勞共同作用對鋁合金影響的研究，主要集中于單軸疲勞領(lǐng)域，而針對原位腐蝕作用下鋁合金多軸疲勞行為的研究報道較少。本文通過對7075鋁合金進行未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境下的多軸疲勞試驗，及對循環(huán)曲線的分析和對斷口形貌的觀察，對多軸疲勞失效機理進行對比，并基于Manson-Coffin-Basquin(MCB)準則，通過引入加載條件和腐蝕因素，提出修正模型，進行未腐蝕和原位腐蝕條件下的多軸疲勞壽命預(yù)測。

1 試驗材料及方法

1.1 試樣材料和尺寸

試驗選取7075-T651鋁合金，其基本力學(xué)性能如下：屈服強度493.0 MPa，抗拉強度538.9 MPa，彈性模量70.4 GPa。參照美國材料測試標準ASTM-E2207，將7075-T651鋁合金加工成薄壁管狀試樣，尺寸如圖1所示。

圖1 疲勞管狀試樣尺寸圖Fig.1 Tubular specimen geometry of fatigue tests

1.2 試驗設(shè)備和方法

原位鹽霧腐蝕-多軸疲勞試驗選取的腐蝕環(huán)境為3.5%NaCl鹽霧，由PYW-90腐蝕試驗箱提供。利用自行開發(fā)的原位腐蝕-多軸疲勞裝置進行試驗，試驗過程中試樣的試驗端處于循環(huán)鹽霧腐蝕環(huán)境中，試樣的夾持端和腐蝕介質(zhì)之間由密封圈相隔離，如圖2所示。

圖2 原位腐蝕-多軸疲勞裝置Fig.2 In-situ corrosion multiaxial fatigue device

多軸疲勞試驗利用SDN100/1000電液伺服拉扭復(fù)合疲勞試驗機來完成，采取拉扭雙通道應(yīng)力控制方式，等效應(yīng)力由von Mises準則確定，即

(1)

式中，σeq為von Mises等效應(yīng)力；σ為軸向應(yīng)力；τ為扭向應(yīng)力。

試驗中均采取頻率為 5 Hz的正弦波形加載，分別為

σ=σasinωt

(2)

τ=τasinωt

(3)

式中，σa為軸向應(yīng)力幅值；τa為扭向應(yīng)力幅值；ω為加載角頻率；t為加載時間。

軸向應(yīng)力和扭向應(yīng)力的關(guān)系通過應(yīng)力幅比λ(λ=σa/τa)來表示。軸向和扭向的應(yīng)力由下式計算：

(4)

(5)

式中，F(xiàn)a為軸向力幅值；Ma為扭矩幅值；d1、d2分別為薄壁管件外徑和內(nèi)徑。

利用7075-T651鋁合金，分別進行3組未腐蝕-多軸疲勞試驗和3組原位腐蝕-多軸疲勞試驗，每組進行5次重復(fù)試驗。對于未腐蝕-多軸疲勞試驗和原位腐蝕-多軸疲勞試驗，均選取200 MPa、250 MPa和300 MPa三種等效應(yīng)力，從而進行對照分析。試驗中，試樣失效定義為發(fā)生宏觀斷裂。試驗結(jié)束后，利用掃描電子顯微鏡對試樣表面和斷口進行觀察，分析其失效機理。

2 試驗結(jié)果及討論

2.1 試驗結(jié)果

圖3給出了不同等效應(yīng)力條件下，7075鋁合金管狀試樣未腐蝕-多軸疲勞試驗和原位腐蝕-多軸疲勞試驗壽命結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)隨著等效應(yīng)力的增大，未腐蝕-多軸疲勞壽命出現(xiàn)明顯的下降趨勢。如表1所示，等效應(yīng)力為200 MPa時，未腐蝕試樣多軸疲勞條件下平均壽命為99 675周次，等效應(yīng)力增大至300 MPa，試樣平均壽命下降至11 791周次。相對于未腐蝕試樣，原位腐蝕試樣的多軸疲勞試驗壽命顯著縮短，不同等效應(yīng)力加載條件下，壽命下降百分比均達到了40%左右。較低等效應(yīng)力水平下，原位腐蝕試樣經(jīng)歷的腐蝕時間較長，導(dǎo)致腐蝕損傷加重，對疲勞壽命的影響更為明顯。此外，由于腐蝕作用的不確定性，原位腐蝕試樣的多軸疲勞試驗壽命相對于未腐蝕試樣試驗壽命分散度增加。

圖3 試樣多軸疲勞壽命與等效應(yīng)力的關(guān)系Fig.3 Relation between multiaxial fatigue life and equivalent stress of sample

等效應(yīng)力(MPa)未腐蝕組平均壽命(周次)原位腐蝕組平均壽命(周次)壽命下降百分比(%)20099 67555 28444.5425033 24116 95049.0130011 7917 09339.47

多軸疲勞加載條件下，3.5%NaCl原位鹽霧腐蝕環(huán)境加速了7075-T651鋁合金的疲勞斷裂過程，使壽命顯著縮短。這是由于在腐蝕環(huán)境中，試樣表面形成了蝕坑，這些蝕坑局部容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，在多軸疲勞加載作用下，裂紋萌生和擴展較快。由表1可知，等效應(yīng)力越小，試樣多軸疲勞壽命下降的周次越多。事實上，在較小等效應(yīng)力作用下，材料的疲勞壽命較長，試樣在腐蝕環(huán)境作用下的時間也較長，導(dǎo)致腐蝕損傷的作用更加明顯。

2.2 循環(huán)曲線分析

通過分析多軸疲勞加載過程中，軸向力與位移之間的關(guān)系和扭向轉(zhuǎn)矩與扭角之間的關(guān)系，可以得到不同加載條件下的循環(huán)曲線，該曲線可以反映材料在不同方向上的循環(huán)響應(yīng)情況。在等效應(yīng)力為250 MPa的加載條件下，材料加載半壽命疲勞周次時，軸向和扭向的循環(huán)滯回線分別如圖4a和圖4b所示?？梢园l(fā)現(xiàn)未腐蝕試樣和原位腐蝕試樣均出現(xiàn)了不同程度的軸向和扭向遲滯現(xiàn)象。滯回線面積反映了材料塑性變形時外力所做的功，即所消耗能量的大小。對比圖4a和圖4b可知，相同等效應(yīng)力下，未腐蝕試樣和原位腐蝕試樣軸向滯回線的面積相差不大，而扭向滯回曲線差異較為明顯。這是由于在多軸疲勞加載過程中，試樣外表面的扭矩最大，容易造成裂紋萌生；而原位腐蝕作用下，試樣表面產(chǎn)生腐蝕損傷，使得裂紋萌生加快，材料在扭向的耗能增大，對應(yīng)疲勞壽命的縮短。

(a)軸向

(b)扭向圖4 250 MPa等效應(yīng)力下的循環(huán)滯回線Fig.4 Hysteresis loop under 250 MPa of equivalent stress

表2和表3分別給出了在不同等效應(yīng)力條件下，未腐蝕試樣和原位腐蝕試樣在加載半壽命疲勞周次時，軸向和扭向循環(huán)滯回線所包圍的面積。對比可知，隨著等效應(yīng)力的增大，未腐蝕和原位腐蝕條件下，試樣軸向和扭向滯回線面積均增大，即材料軸向和扭向的耗能均增加，對應(yīng)多軸疲勞壽命的縮短。相對于未腐蝕試樣，原位腐蝕條件下試樣在軸向和扭向滯回線的面積均不同程度增大，這說明原位腐蝕作用導(dǎo)致試樣損傷增加，材料抗塑性變形能力下降，故原位腐蝕作用下材料多軸疲勞壽命下降明顯。

表2 不同加載條件下軸向滯回線面積

表3 不同加載條件下扭向滯回線面積

2.3 斷口形貌分析

圖5所示為等效應(yīng)力為250 MPa的加載條件下，未腐蝕試樣和原位腐蝕試樣宏觀斷口形貌。對比可知，在未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境下，裂紋源均出現(xiàn)在管狀試樣外表面。未腐蝕條件下，試樣斷面以疲勞源為中心，呈現(xiàn)明顯的放射狀扇形(圖5a)；原位腐蝕條件下，疲勞源附近出現(xiàn)腐蝕產(chǎn)物(圖5b)。

(a)未腐蝕

(b)原位腐蝕圖5 250 MPa等效應(yīng)力下試樣宏觀斷口形貌Fig.5 Fracture morphology of specimen under 250 MPa of equivalent stress

圖6所示為不同加載條件下斷口擴展區(qū)的形貌。如圖6a、圖6b所示，未腐蝕試樣在200 MPa等效應(yīng)力條件下，擴展區(qū)出現(xiàn)較多疲勞條帶，且出現(xiàn)了輪胎狀花紋；在300 MPa等效應(yīng)力條件下，由于應(yīng)力較大，擴展區(qū)出現(xiàn)較多碎屑以及切應(yīng)力拖動產(chǎn)生的犁溝狀劃痕。如圖6c、圖6d所示，在200 MPa等效應(yīng)力條件下，原位腐蝕試樣擴展區(qū)可以觀察到鹽粒在加載過程中進入了斷面區(qū)域；在300 MPa等效應(yīng)力條件下，擴展區(qū)可以觀察到腐蝕產(chǎn)物，且在較大應(yīng)力作用下，腐蝕產(chǎn)物周圍出現(xiàn)了二次裂紋。

(a)σeq=200 MPa，未腐蝕

(b)σeq=300 MPa，未腐蝕

(c)σeq=200 MPa，原位腐蝕

(d)σeq=300 MPa，原位腐蝕圖6 不同加載條件下試樣斷口擴展區(qū)形貌Fig.6 Fracture morphology of crack propagation region under different loading conditions

3 壽命預(yù)測及討論

3.1 預(yù)測模型的提出

Manson-Coffin-Basquin準則(以下簡稱“MCB準則”)廣泛應(yīng)用于單軸疲勞的壽命預(yù)測，其原始表達式為

(6)

式(6)引入多軸疲勞加載過程中的等效應(yīng)力σeq和修正因子μ后可寫作：

(7)

其中，修正因子μ與加載條件和環(huán)境因素有關(guān)，μ越大，表示試樣損傷量越高。對于未腐蝕-多軸疲勞加載條件，μ取值為1.1，對于原位腐蝕-多軸疲勞加載條件，μ取值為1.24；在模型實際應(yīng)用中，根據(jù)不同腐蝕環(huán)境，需要對μ的數(shù)值進行調(diào)整。

3.2 壽命預(yù)測結(jié)果

利用式(7)中修正的MCB準則，對不同等效應(yīng)力加載條件下，未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境中7075-T651多軸疲勞壽命進行預(yù)測，結(jié)果表4。

表4 不同加載條件下壽命預(yù)測結(jié)果

圖7所示為壽命預(yù)測值和試驗壽命值的對比情況，可知在未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境下，修正模型對不同等效應(yīng)力加載條件的壽命預(yù)測值均位于兩倍分散帶內(nèi)，顯示出良好的預(yù)測效果。

圖7 修正模型壽命預(yù)測效果Fig.7 Life prediction consequence with modified model

4 結(jié)論

(1)未腐蝕條件下，等效應(yīng)力由200 MPa增大至300 MPa時，試樣多軸疲勞平均壽命從99 675周次下降至11 791周次；原位腐蝕條件下，等效應(yīng)力由200 MPa增大至300 MPa，試樣多軸疲勞平均壽命從55 284周次下降至7 093周次。未腐蝕和原位腐蝕條件下，隨著等效應(yīng)力的增大，試樣軸向和扭向滯回線面積均增大；等效應(yīng)力相同時，原位腐蝕試樣的多軸疲勞壽命相對于未腐蝕試樣壽命明顯縮短，試樣軸向和扭向滯回線的面積均不同程度增大。

(2)未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境下，裂紋源均出現(xiàn)在7075鋁合金管狀試樣外表面。未腐蝕條件下，擴展區(qū)在200 MPa等效應(yīng)力下出現(xiàn)較多疲勞條帶和輪胎狀花紋，在300 MPa等效應(yīng)力下出現(xiàn)較多碎屑和犁溝狀劃痕；原位腐蝕條件下，擴展區(qū)在200 MPa等效應(yīng)力下有鹽粒出現(xiàn)，在300 MPa等效應(yīng)力下可以觀察到腐蝕產(chǎn)物以及二次裂紋。

(3)通過引入與加載條件和環(huán)境因素有關(guān)的修正因子，對Manson-Coffin-Basquin準則進行改進，并進行未腐蝕和原位腐蝕環(huán)境下的多軸疲勞壽命預(yù)測，其在不同等效應(yīng)力加載條件下的壽命預(yù)測值均位于兩倍分散帶內(nèi)，顯示出良好的預(yù)測效果。