Al-12Si-CuNiMg铸造铝硅合金在多轴加载下的疲劳性能

刘晓勇,张 翼

(中北大学能源动力工程学院,太原 030051)

0 引 言

铝硅合金由于具有密度小、导热性好、热膨胀系数低、铸造及耐磨性能优良等优点[1]，广泛应用于汽车发动机机体、活塞、车轮等形状复杂铸造结构件中[2]。在铸造过程中铝硅合金不可避免会产生缩孔、夹杂物等缺陷[3-4]。疲劳裂纹容易在这些缺陷区域萌生和扩展，最终导致疲劳失效。因此，对铝硅合金疲劳性能的研究非常必要。近年来，国内外有较多学者针对铝硅合金的疲劳行为进行了研究[5-8]，研究内容大多集中在低周疲劳及热机耦合疲劳方面，而对其在多轴载荷下的高周疲劳性能及断裂行为研究较少。实际上汽车结构件主要承受高频低应力水平的机械疲劳载荷，且受复杂载荷及缺口效应的影响，一些区域的应力状态呈多轴特征，因此对铝硅合金多轴加载疲劳行为的研究意义重大。为此，作者对Al-12Si-CuNiMg铸造铝硅合金进行了多轴加载疲劳试验，测试了铝硅合金的疲劳寿命，并与模型的估算值进行对比，同时对疲劳断口形貌进行了观察。

1 试样制备与试验方法

试验材料为Al-12Si-CuNiMg铸造铝硅合金；该材料经压力铸造成圆棒，477 ℃固溶处理1 h后油淬，空冷24 h后在240 ℃下时效7.5 h。试验铝硅合金的化学成分见表1，室温下的屈服强度和抗拉强度分别为212 MPa和255 MPa。

表1 Al-12Si-CuNiMg铝合金的化学成分(质量分数)Table 1 Chemical composition of Al-12Si-CuNiMg aluminum alloy (mass) %

将时效态圆棒机加工成如图1所示的圆柱形疲劳试样，对表面进行抛光，使其表面粗糙度低于0.32 μm，以减小表面加工质量对疲劳性能的影响。采用MTS809型电液伺服拉-扭疲劳试验机进行多轴加载疲劳试验，试验环境为室温。对疲劳试样同时施加频率为10 Hz的轴向力F和扭矩T的正弦波对称循环载荷。2种载荷与试样应力的关系分别为

图1 多轴加载疲劳试样尺寸Fig.1 Size of multi-axial loading fatigue specimen

(1)

(2)

式中：d为疲劳试样中部直径，7.5 mm；σ，τ分别为轴向应力和剪应力；σa和τa分别为轴向应力幅和剪应力幅；f为加载频率；t为加载时间；φ为相位角，φ=0时为多轴比例加载，φ≠0时为多轴非比例加载。

使用Von Mises准则将轴向应力和剪应力折合成等效应力幅σeq：

(3)

对试样分别施加等效应力幅为160，150，140 MPa的比例和90°非比例多轴循环载荷，最大轴向应力与最大剪应力之比为1.732。记录试样断裂时的循环次数，记为疲劳寿命。考虑到试验数据的分散性，基于成组试验法[9]确定每级应力水平所需试样数量，以多根试样疲劳寿命的平均值作为其疲劳寿命。

采用JSM-6480型扫描电镜和Oxford INCA 7573型能谱仪观察疲劳断口形貌，并分析微区成分。

2 试验结果与讨论

2.1 疲劳寿命

由图2可以看出，试样的疲劳寿命随应力水平的提高而降低，且在相同载荷类型和应力水平下，试样的疲劳寿命较分散。在160，150，140 MPa等效应力幅下多轴比例加载试样的平均疲劳寿命分别为55 502，152 214，206 380周次，90°非比例加载试样的平均疲劳寿命分别为3 403,9 674,22 453周次。在相同等效应力幅下，非比例加载试样的疲劳寿命远低于比例加载试样的。这是由于非比例加载时，主应力轴的连续旋转会导致材料的疲劳寿命下降。

图2 不同应力水平和加载方式下试样的疲劳寿命Fig.2 Fatigue lives of specimen with different stress levels and loading methods

分别选用最大主应力幅和MATAKE[10]提出的损伤参量对试样进行疲劳寿命估算。最大主应力幅的多轴加载疲劳寿命估算模型为

Δσ1max/2=σ′f(2Nf)b

(4)

式中：σ′f和b为材料拉伸疲劳特性参数，分别取398 MPa和-0.084 3；Nf为疲劳寿命；Δσ1max/2为最大主应力幅。

比例和90°非比例加载时，Δσ1max/2与σa和τa的关系为

(5)

临界面损伤参量的Matake多轴加载疲劳寿命估算模型[10]为

Δτmax/2+kσn,max=τ′f(Nf)b0

(6)

式中：τ′f和b0为材料扭转疲劳特性参数，分别为253.5 MPa和-0.082；k为材料特性参数，取0.2;Δτmax/2为最大剪应力幅;σn,max为最大剪应力幅临界面上的最大法向应力。

比例和90°非比例加载时，Δτmax/2与σa和τa的关系为

(7)

由图3可以看出：比例加载下，两种模型的疲劳寿命估算值与试验值均具有较好的一致性，试验值除以估算值基本在2倍误差因子内；非比例加载下，最大主应力模型的疲劳寿命估算值均超出了两倍误差因子范围，最大达20倍，而Matake模型的估算精度仍较好。这表明最大主应力模型并不适合该材料在非比例载荷下的多轴疲劳寿命估算，而Matake模型适用于2种加载方式。

图3 两种模型估算的疲劳寿命与试验结果对比Fig.3 Comparison of estimated fatigue life by two models and test results:(a)maximum principal stress model and Matake model

2.2 断口形貌

以在等效应力幅140 MPa下非比例加载17 904周次断裂的试样为例进行断口分析。由图4可以看出，试样疲劳断口宏观上呈无塑性变形的脆性断裂特征，断口表面存在向四周辐射的放射状条纹。放射条纹是由疲劳裂纹沿一系列具有高度差的宏观平面向周围扩展而形成的[11]，放射条纹的方向即为裂纹扩展方向，逆向指向裂纹源区。疲劳裂纹在试样的近表面处萌生。这是因为试样表面的晶粒没有受到约束，更容易发生塑性变形产生较大应力。高的应力集中使得裂纹更容易在试样表面的第二相以及基体的界面、缺陷、夹杂物和气孔等位置形核[12-13]。

图4 在等效应力幅140 MPa下非比例加载后试样的断口宏观形貌Fig.4 Fracture macromorphology of the sample after nonproportional loading at equivalent stress amplitude of 140 MPa

由图5可以看出，在等效应力幅为140 MPa的非比例加载条件下，试样的疲劳裂纹起源于近表面夹杂物处。能谱分析表明,该夹杂物为Al2O3。氧化夹杂物是在熔体冷却过程中氧化形成的。夹杂物与铝基体的弹性模量不同，其周围易产生强烈的应力集中而萌生裂纹[14]。

图5 在等效应力幅140 MPa下非比例加载后试样断口微观形貌Fig.5 Fracture micromorphology of the sample after nonproportional loading at equivalent stress amplitude of 140 MPa:(a)crack source region and (b)crack propagation region

疲劳裂纹扩展区呈准解理穿晶脆性断裂特征:断口由许多解理小刻度面和撕裂棱组成，且撕裂棱凸起，呈花瓣状，表面均未发现疲劳条带。此外，裂纹扩展区还存在二次微裂纹。

3 结 论

(1)Al-12Si-CuNiMg合金的疲劳寿命测试值较分散，在相同等效应力幅下，非比例加载试样的疲劳寿命远低于比例加载试样的；比例加载时，最大主应力模型和Matake模型的疲劳寿命估算值均具有较高的精度，非比例加载时，最大主应力模型的估算误差较大，但Matake模型的估算精度仍较高。Matake模型适用于该材料的多轴疲劳寿命估算。

(2)多轴加载下试样发生脆性断裂；裂纹源位于近表面氧化夹杂物处，裂纹扩展区呈准解理穿晶断裂特征，且伴有二次裂纹。