金属疲劳范文（精选5篇）
金属疲劳 第1篇
机身为什么会出有破洞?安全专家表示,机身会出现破洞,是因为金属产生了疲劳现象。和人一样,金属也有疲劳。当人过度疲劳后,会导致个体的生病或死亡。而金属一旦疲劳了,其强度会降低,甚至断裂损毁,从而可能导致某个人类群体的死亡!这绝不是危言耸听。1979年5月25日,一架满载乘客的美国航空公司DG-10型三引擎巨型喷气客机,从芝加哥起飞不久,就失去了左边一台引擎,随即着火燃烧,爆炸坠地。机上273名乘客和机组人员无一幸免,这是世界航空史上最悲惨的事件之一。事后对飞机的残骸检查后发现,飞机上连接这台引擎与机翼的螺栓因金属疲劳折断,而导致了这场悲剧。
金属为何会疲劳
金属疲劳已是十分普遍的现象,据统计,金属部件中有80%以上的损坏是由疲劳引起的。金属为什么会疲劳?回答这个问题之前,我们先来做一个小实验:找一把铝合金汤匙,然后在柄的根部将汤匙微微来回弯曲数次,你会发现,汤匙断裂了。
人的疲劳感觉来自于长期的劳累或某次过重的负荷,金属也是一样。金属的机械性能会随着时间而渐渐变弱,这就是金属的疲劳。在正常使用机械时,重复地推、拉、扭或其他的外力作用,都会造成金属机械部件的疲劳。这是因为机械受压时,金属原子的排列会发生改变,强大的压力会使金属原子间的化学键断裂而导致金属裂开。
为金属做体检
由于金属材料的疲劳一般难以发现,因此常常造成突发事故。不过科学家发现,在汽车刹车突然失灵而掉下悬崖、飞机发动机突然爆裂、强风使铁桥崩塌等惨祸发生前,刹车、机身、桥梁上都会产生异常震动,这实际上就是“金属疲劳”的一种征兆。所以,工程师设计飞机、汽车、桥梁或其他机械时,都必须考虑到金属疲劳问题,并对这些金属建筑或机械定期“体检”,以确保安全。
所有金属表面都存在微小缺陷,有的肉眼可见,有的则不可见。这些瑕疵都会使得应力在该处产生,一次负载过重或多次猛烈晃动,都会导致金属产生疲劳而从瑕疵处裂开。不过,现在冶金学家可以用显微镜来检视金属表面那些肉眼看不见的瑕疵,并据此研究保护金属的方法,以避免金属产生疲劳。
日本原子能研究所的研究人员还研制出了一种“聪明涂料”,这种涂料乍看和普通涂料没什么区别,但“聪明涂料”中掺入了钛酸铅粉末。将“聪明涂料”涂在金属板上,再敲击金属板使其震动,涂膜中就会产生电流,这便可作为研究人员分析金属疲劳程度的信息。例如,将“聪明涂料”涂在飞机机翼上,定期检测涂膜中产生的电流,一旦发现电流异常,立即实施紧急精密检查,及时查明原因,便可排除事故隐患。
让金属“强身健体”
在现今这个机器时代和未来的机器人时代,如何防止金属疲劳显得尤为重要。现在人们已经掌握了一些强化金属的方法,提高了金属的“健康”程度。其实,古人早就知道了让金属“强壮”的方法,那就是锻炼它们。锻炼金属的方法是热处理,不断回火和捶打,使其韧化,令其“百炼成钢”,减弱它们易疲劳的特性。
向单一金属中掺入其他物质,填补金属中的空隙和瑕疵,是人们想到的另外一个方法。在金属中掺入另一种金属或非金属,就可制造出合金,用两种金属相互填充空隙的方法来弥补瑕疵,并使得金属强度增高;如果加入碳,可制造出高强度碳钢。在金属材料中添加各种稀有金属,也是增强金属抗疲劳的有效办法。例如在钢铁和有色金属里,加进万分之几或千万分之几的稀土元素,就可大大提高这些金属抗疲劳的本领,延长使用寿命。随着科技的进步,人们已研制出更多含有金属的复合材料,如金属和玻璃纤维或塑料的合成物。这些复合材料不但保留了原来金属的强度,还增加了纤维和塑料的韧性,使得金属不再轻易疲劳。
金属疲劳 第2篇
[关键词]金属结构;微观裂纹;扩展
[中图分类号]TF063+.7
[文献标识码]A
[文章编号]1009-9646(2010)08-0064-02
湛江港三分公司是一个以门座起重机作为主要装卸机械的服务型企业,门座起重机能否安全作业对三分公司的重要意义就不言而喻。而作为门座式起重机的金属结构则是我们安全检查的重中之重。对于门座式起重机而言,金属结构微观裂纹的产生和扩展在我们实际工作中根本无法预防和监测,因为人们往往关心宏观裂纹的同时,却忽视了微观裂纹的存在,使得微观裂纹得以扩展而形成宏观裂纹,由此而引起门座式起重机产生严重的安全隐患。
在日常的检验中,我们对门座式起重机的检验重点是检查主要受力部件及其焊缝,确定结构的损伤部位,并寻找与损伤部位相关连的缺陷:
1机脚法兰联接盘;
2四门腿与大转盘联接处;
3支撑圆筒受力处;
4旋转减速箱下支承盘;
5巴杆上、下铰点;
6象鼻粱与大拉杆铰接处及滑轮座;
7巴杆主要受力部位及应力集中点
8小拉杆转角处
不难看出这八个主要金属结构的检查最难发现的就是裂纹,裂纹造成的危害极大,能引起起重机臂架折断、圆筒整体断裂、滑轮支座整体裂开掉下等恶性事故。三分公司曾经发生过臂架折断、象鼻梁上滑轮座掉下等重大事故。
为此,笔者针对性地研究疲劳裂纹的扩展因素以及相应的裂纹修理方法。
一、疲劳裂纹的扩展
对于宏观裂纹尺寸,其扩展只取决于整体的工作性质和条件,而不是某个局部的性质和条件。正如静态加载裂纹一样,在扩展的疲劳裂纹尖端处也存在塑性区,这些塑性区的存在对裂纹的扩展也会产生重大影响。此外,环境也是影响宏观裂纹扩展的一个重要因素。
对于疲劳微裂纹扩展而言,关键在于裂纹从初始尺寸扩展到最大尺寸的允许值是多少,此时结构恰好能避免破坏。因此,疲劳裂纹的扩展可用三个参数来描述,即初始尺寸、最大允许裂纹尺寸及裂纹扩展周期来描述。其中无损检测技术能可靠测得裂纹的最小尺寸,它并不一定等于初始裂纹尺寸,而是取决于采用何种无损检测技术。在原理上能用线弹性断裂力学或弹塑性断裂力学来确定,以便预示裂纹失稳断裂的开始。
二、焊接结构断裂因素分析
对门座起重机这样的大型焊接结构,引起其脆性断裂的因素很多,包括温度、材料韧性、焊接工艺、残余应力、疲劳、约束等,但断裂力学认为,本质上有影响的因素只有三个(其它因素只是影响到这三个因素),即材料韧性、裂纹尺寸和应力水平。
1材料韧性的影响。材料韧性刘焊接结构的影响较大,不同材料的韧性其强度、脆性及抗塑性变形的能力不同,对焊接结构产生的影响也不同。
2裂纹的产生及裂纹尺寸。焊接结构在制造时总会存在一些缺陷(外观缺陷、气孔及夹渣、裂纹、未熔合、未焊透、过热或烧穿等),而脆性断裂总是从各种形式的细小缺陷开始,经过疲劳和应力破坏就可能扩展到临界尺寸引起结构的断裂。
3应力水平的影响。应力破坏是引起脆性断裂的必要条件,许多结构的断裂很多都是由应力破坏造成的。我们需要结合环境及应力因素综合分析,确定各应力的大小,判断应力对结构的影响,并预测结构对脆性断裂的敏感性。由此可以定量评价结构的安全性和可靠性。
三、裂纹易产生的部位
门座起重机的裂纹主要产生在焊缝区(母材或者焊缝本身)结构截面转折区或焊缝应力集中区、重载突变部位。对于这些部位,我们必须要加强检查和监测。如表所示是起重机容易产生裂纹的部位及可能出现的问题。表格如下:
四、裂纹修理常规原则及方法
1在裂纹长度不超过被损伤构件截面尺寸的5%以上时,应尽可能不采用焊接方法进行修理,因为焊缝的存在可能使应力集中系数急剧增大,而推荐使用钻止裂孔的方法。在对裂纹状态进行周期性观察的条件下。可能会发现不用对裂纹再予以补焊就能使裂纹停止扩展。如果在周期观察时发现裂纹端部在继续扩展,并超出止裂孔的范围,那么起重机应停止工作,直到采取适当的修复手段消除裂纹的继续扩展为止。
2在可能的情况下,应尽可能采用对接焊缝。但对于型材,如果采用直接对接的话,有较大的应力集中,因此不推荐采用直接对接方式。在采用对接焊缝进行修理时,如果原有焊缝是经过打磨处理的,则推荐修理后该处也进行打磨处理。焊接时要求坡口形状和间隙符合有关国标或者国标中对接焊缝的要求,并应在修理方案图纸上标注引出垫板的所有尺寸(如果需要引出垫板的话)。如果不需要打坡口,则用于对接的两块板厚度差也应符合有关标准的要求。
3角焊缝一般在焊缝表面上应具有凹或平整的截面形状,角焊缝的高度a不应超过0.7s(s为用角焊缝联接的两块板中较薄板的厚度)。如果s>1.5a,允许采用两面角焊缝,否则两焊缝之间的距离应满足L>2s。
4对于箱形截面构件如大巴杆,腹板和翼板的局部加强不允许采用焊接垫板。
5允许采用焊接垫板整体加强梁的翼板的型材截面杆件。
6借助于嵌入物的方法更换被损伤段时,沿封闭裂口的对接应采用塑性较高的焊条(可略低于母材强度)。对没有扩展到外边缘的疲劳裂纹构件的修理,应采用沿裂纹的端部钻孔方法,以防止应力集中作用扩大裂纹;同时用反向焊补的对接焊缝施焊或者焊缝沿裂纹深度整个焊透的单面焊接的方法完成,在焊补裂纹时被钻的孔不补焊(如果需要密封,止裂孔可用油灰填充)。如果条件限制不能按上述方法实施。则作为例外,允许用角焊缝的垫板覆盖。此时,焊缝可以不焊补,但必须在焊缝端部钻孔。
7在焊接过程中,要尽量减少内应力的产生。当焊修较长的裂缝,需要以一端连续焊到另一端时,在焊修进行中,趁着焊缝和堆焊层在炽热的状态下,用手锤敲打,这样可以减少焊缝的收缩和减少内应力;焊接前,将需要焊接的部位进行预热,并在焊接过程中,防止该部位急剧冷却;焊接时,可以在裂纹两端钻止裂孔,以防焊接过程中,裂纹进一步扩展。
8焊接时要减少和防止变形的产生。在焊接时对焊接部位进行预热。并利用反变形法和夹固法等方法预防焊接变形的产生,同时合理选择焊接规范,尽量减少焊接部位的变形及焊接应力的产生。
焊接时各种焊接缺陷不可避免的要伴随产生,但我们要尽量避免这些缺陷。例如我们可以选择合适的坡口、合适的焊接速度、合理的焊接角度、焊前对焊条及焊区进行必要的处理、选择合适的焊接规范等,这些举措能帮助我们尽量减少焊接缺陷的产生。
起重机金属疲劳断口的形貌特征分析 第3篇
1 疲劳断口的宏观特征
(1) 疲劳源区是疲劳裂纹的萌生地, 该区一般在构件的表面。构件表面的组织缺陷, 不恰当的形状如拐角、缺口或直径的剧烈变化, 工艺缺陷如切削刀痕等均有可能引起局部的应力集中而诱发疲劳裂纹的萌生。在这些情况下, 若在材料的次表面存在严重的冶金缺陷如夹渣、疏松、偏析时, 按裂纹形成及扩展的强度原则, 疲劳裂纹也可能在构件的次表面产生。疲劳裂纹萌生后, 构件并不会立即断裂, 此后还会发生裂纹的缓慢扩展过程, 在这个过程中构件还会经受很多次数的应力循环, 产生的断裂面还会经受反复的压合、张开及摩擦, 所以在很多情况下, 裂纹萌生区常被破坏以至于无法在断口上明显地看清裂纹萌生的许多细节, 但是由疲劳断裂的整体形貌特征仍可确定疲劳源的大体位置。有些条件下, 如构件的受力状态、构件的形状或材料本身性质影响的原因, 在一个疲劳断口中还可以出现一个以上的疲劳源区, 如在承受双向压弯的构件中可能有两个疲劳源, 名义应力较高时, 可能出现多个疲劳源。一般来说, 可以根据疲劳源区及裂纹扩展区的形貌特征确定疲劳源的先后产生次序。 (2) 贝纹线 (海滩条带) 是疲劳裂纹扩展区的重要特征, 也是疲劳断裂的主要证据。所谓贝纹线是指以疲劳源区为出发点向外凸出的一层一层的波纹线, 因其外貌像贝壳的表面花纹而得名。其凹侧指向疲劳源, 凸侧指向裂纹扩展方向, 由此特征很容易分辨出疲劳裂纹扩展途径。贝纹线之间的间距一般不同, 在靠近疲劳源区附近其间距较密, 表示在此期间裂纹扩展比较缓慢, 远离疲劳源区贝纹线间距较大, 表示裂纹扩展速度较快。贝纹线的产生是由于在疲劳裂纹扩展过程中构件承受载荷的剧烈变动所引起的。这种变动不同于构件运行中正常的载荷的循环变动。机器在运行时的启动, 或在运动过程中的突然过载等均可能使裂纹前沿产生较大应力而留下塑性变形的痕迹, 所以贝纹线的间距与机件过载的频率有关, 若过载频率较高, 则贝纹线间距较密, 反之则较疏。贝纹线的粗细也与材料的性质有关, 若材料的塑性较好, 则贝纹线较粗而明显;反之, 若材料塑性很差, 贝纹线则较细, 甚至不具有明显的贝纹线。疲劳裂纹扩展区也称为疲劳裂纹的亚临界扩展区。 (3) 瞬断区是裂纹最后失稳扩展所形成的断口区域。在疲劳裂纹缓慢扩散阶段, 随着应力循环次数的增加, 裂纹尺寸不断扩大, 当裂纹长度达到临界尺寸时, 由于裂纹顶端的应力场强度因子K1达到材料的断裂韧性凡, 或裂纹顶端由于应力集中达到材料的断裂强度时, 则裂纹会发生快速扩展导致构件最后瞬时断裂。瞬断区断口的宏观特征同静载断裂的断口一样, 对于脆性材料, 其断口为结晶状断口, 若为延性材料, 在构件中部的三向应力区, 其断口为放射性或人字纹花样, 在构件边缘形成剪切唇。 (4) 与静载破坏相比, 即使是延性材料, 也没有明显的塑性变形.若将疲劳断裂破坏后的断口对合在一起, 一般都能吻合得很好。这表明疲劳破坏之前构件并未发生大的塑性变形;即使延性很好的材料, 也是如此。这是与单调载荷下的破坏不同的显著特点。 (5) 工程实际中的表面裂纹, 一般呈半椭圆形.起源于表面的裂纹, 在循环载荷的作用下扩展, 通常沿表面扩展较快, 沿深度方向扩展较慢, 呈半椭圆形。且宏观裂纹一般在最大拉应力平面内扩展。疲劳破坏与静载破坏相比较, 有着不同的特点。静载破坏是在高应力作用下构件整体强度不足时瞬间发生的;疲劳破坏则是在满足静强度条件的较低应力多次作用下, 构件局部损伤累计的结果。静载破坏断口粗糙、新鲜、无表面腐蚀或腐蚀痕迹;疲劳破坏断口则比较光滑, 有裂纹源、裂纹扩展区、瞬断区, 有海滩条带或腐蚀痕迹。延性材料静载破坏时塑性变形明显;疲劳断口则无明显塑性变形。局部应力集中对结构极限承载能力影响不大, 但对疲劳寿命影响很大。
2 疲劳断口的微观特征
疲劳纹是疲劳断口最典型的微观特征。该特征出现于疲劳断口中裂纹缓慢扩展的区域, 在高倍电子显微镜下观察, 疲劳纹具有略呈弯曲并且互相平行的沟嘈花样, 这是裂纹扩展时留下的微观痕迹。每一条疲劳纹可以看作是一次应力循环裂纹扩展的距离。裂纹扩展的方向与纹带垂直。在疲劳断裂的断口分析中常利用疲劳纹之间的距离分析疲劳裂纹的扩展速率。应当注意的是虽然疲劳纹是疲劳断口最典型的微观特征, 但并不是在每种疲劳断口上均可观察到明显的疲劳纹。一般来说, 塑性较好, 如滑移系较多的面心立方金属Al, Cu及其合金中, 其疲劳纹往往比较明显;而滑移系较少或组织状态比较复杂的钢铁材料其度劳纹往往比较短、小, 甚至看不出疲劳纹。在塑性较差的金属材料中, 其疲劳断口上常产生脆性疲劳纹, 也称为解理疲劳纹。与韧性疲劳纹相比, 脆性疲劳纹的特征在于把解理台阶和疲劳纹两种特征结合在一起。裂纹扩展的特点不是由于塑性变形, 而主要是由于解理开裂, 所以断口上有细小的晶面, 它是裂纹顶端发生解理断裂时形成的解理平面。解理平面的形成方向与裂纹扩展方向一致而与疲劳纹垂直。这些解理平面常有解理断口的特点, 存在河流状花样, 同时裂纹顶端又有塑性钝化, 因而又具有疲劳纹的特征。河流状花样的放射线与纹带近似垂直。脆性疲劳纹还常发生于腐蚀介质、含氢介质及低高应力的疲劳断口上。疲劳纹也称为疲劳条纹或疲劳条带。应该指出, 这里所述的疲劳纹与前面所提到的贝纹线是两个不同的概念。贝纹线是疲劳断口的宏观特征, 而疲劳纹则是指断口的微观特征;贝纹线是由于构件运行时载荷的剧烈变化所引起的, 在实验室进行疲劳实验时, 由于载荷平稳, 可能不出现贝纹线, 而疲劳纹则是每一次应力循环裂纹扩展留下的痕迹。它们都出现于疲劳裂纹扩展区, 在相邻的贝纹线之间可能有成千上万条疲劳纹。
还应当指出, 疲劳纹与贝纹线可能在断口上同时出现, 即既可在宏观上看到贝纹线, 又可在同一断口上从微观上看到疲劳纹, 两者也可以不同是出现, 即在宏观上有贝纹线而微观上却看不到疲劳纹, 或在微观上看到疲劳纹却在宏观上看不到贝纹线。
摘要：疲劳破坏的特征研究是现代工业生产中的重要课题。本文对疲劳断口形貌特征进行了详细的分析, 从分别从宏观和微观方面论述了疲劳断口的区域和相应的特征, 为分析起重机金属疲劳和裂纹之间的关系打下了基础。
关键词：起重机,金属结构,疲劳
参考文献
[1]邬华芝, 高德平, 郭海丁.概率疲劳破坏寿命特性研究综述[J].湖北工学院学报, 2002, 4.
金属疲劳 第4篇
金属磁记忆检测技术是由俄罗斯学者Doubov[1]于1997 年提出的一种新的损伤检测及表征方法, 其基本原理是处于地磁环境下的铁磁构件受工作载荷的作用, 其内部会发生具有磁致伸缩性质的磁畴组织定向的和不可逆的重新取向, 并在应力与变形集中区形成的漏磁场切向分量Hp (x) 具有最大值, 法向分量Hp (y) 改变符号且具有零值点, 这种磁状态的不可逆变化在工作载荷消除后继续保留, 从而通过漏磁场法向分量Hp (y) 的测定, 便可推断工件的应力集中和损伤部位[1,2]。该技术因具有对金属构件损伤进行早期检测及定量表征的潜力而受到国内外许多研究者的极大关注, 并开展了较多的研究工作。但是, 由于发展时间较短, 目前只能定性的对磁记忆检测结果进行分析, 难以达到对构件疲劳损伤程度的定量化表征[3,4,5,6]。
本工作通过对18CrNi4A钢缺口试件在三级应力水平下进行疲劳试验和磁记忆信号检测, 研究了磁信号在疲劳循环过程中的变化规律, 探讨了磁场强度梯度K平均值法对于定量评估试件疲劳损伤的可行性。本研究结果为建立定量评估构件疲劳损伤的磁记忆评价模型奠定了基础。
1 实验材料和方法
选用应用广泛的18CrNi4A渗碳钢, 该钢经淬火 (810～830℃, 1h, 油冷) 及低温回火 (170～190℃, 2h, 空冷) 后, 具有良好的综合性能, 材料拉伸性能如表1所示。疲劳试件形式及尺寸如图1所示, 缺口应力集中系数Kt=3。试件的初始磁信号受机械加工、热处理状态和运输条件等各种因素的影响较大, 为了消除材料本身磁性对结果的影响, 实验前对试件进行感应退磁处理。
疲劳试验采用应力控制, 选用三级应力水平 (最大疲劳应力分别为0.93σ0.2, 0.76σ0.2, 0.58σ0.2) , 正弦波形, 应力比R=0.1, 加载频率f=3。磁信号检测跟踪试件从未加载直至断裂的整个过程的磁信号变化。检测方式采用离线检测, 即在预定周次从疲劳试验机上取下试件, 按南北方向水平放置于检测平台上, 采用三维电控平移台带动磁信号检测探头, 以10mm/s的移动速率和0.5mm提离高度, 沿试件上所标的五条检测通道从A (北) 到B (南) 方向进行。五条测量线长度为60mm, 如图1虚线所示。
疲劳试验于MTS810型液压伺服试验机上进行;表面磁记忆信号的检测采用EMS2003型智能磁记忆检测仪;采用非铁磁性材料的三维电控平移台控制探头移动。
2 结果与讨论
2.1 磁信号变化特征及应力集中位置判定
在三级应力水平下的疲劳试验过程中, 各试件表面磁信号具有相同的变化规律。同时, 在各试件的1-5检测通道磁信号随循环周次的变化规律中, 3和5通道相似, 1, 2和4通道相似。图2给出了0.93σ0.2条件下试件表面1, 3通道磁信号随循环周次的变化关系。由图2可知, 经过1次循环后, 试件表面磁信号即与初始磁信号有很大差异, 磁信号最大值Hp (y) max和最小值Hp (y) min的绝对值急剧增加, 并且磁信号曲线出现过零点。在稳定循环阶段, 磁信号随疲劳循环周次增加无显著改变, 直至寿命裂纹萌生后, 磁信号逐渐增大, 并在断裂后发生激变, 在断口处形成正负磁极。
比较图2中1, 3通道磁信号变化规律, 1通道磁信号变化较为平缓, 无信号突变特征。3通道磁信号在缺口附近出现近似台阶状的突变。1, 3通道分别位于试件中心和缺口根部, 根据文献[7]的研究结果, 缺口试样在拉应力作用下, 最大应力位于缺口根部, 并呈蝴蝶形对称分布。由此可见, 1, 3通道磁信号特征的不同, 主要是由于应力集中程度不同所致。从1, 3通道磁信号过零点看, 两通道的磁信号过零点均与试件断裂位置不吻合, 存在一定的位置偏离, 这一特征在应力集中程度较小的1通道更为明显, 而这与目前磁记忆技术采用过零点判定应力集中位置的判断准则并不一致[8]。将疲劳循环过程中试件表面磁信号减去初始磁信号, 其数据处理结果见图3。可见, 数据处理后, 磁信号过零点与试件断裂位置基本完全重合, 偏离距离很小, 由此可见, 采用该方法处理磁信号后, 磁信号过零点准则判定应力集中位置更为有效准确, 这与文献[9]的研究结果一致。
2.2 磁信号特征参量变化特征
为了定量评估构件损伤程度, 必须提取磁信号的特征参量。目前较为常用的磁信号特征参量是磁场强度梯度Kmax。本工作经过对磁信号实验数据的分析, 提出了以下三特征参量, 即磁信号最大值Hp (y) max、磁信号最小值Hp (y) min及磁信号最大值与最小值的差值Hp (y) sub。
由于在三级应力水平下试件表面磁信号具有相同的变化规律, 磁信号特征参量Kmax, Hp (y) max, Hp (y) min及Hp (y) sub也具有相同的变化规律。图4和图5分别给出了0.93σ0.2条件下试件1-5通道特征参量Kmax值以及1, 3通道特征参量Hp (y) max, Hp (y) min及Hp (y) sub随循环周次的变化规律。由图4可知, 位于试件中部的1, 2, 4通道特征参量Kmax绝对值基本相同, 并且明显低于试件缺口根部的3, 5通道Kmax绝对值, 而裂纹首先萌生处的3通道Kmax绝对值最大。对于3通道Kmax值, 可分为三阶段:第一阶段为Kmax绝对值快速增长阶段, 即在疲劳试验开始的100循环周次左右, 这阶段对应材料的循环软化阶段;当进入材料疲劳稳定循环阶段后, Kmax绝对值基本保持稳定, 为第二阶段;裂纹萌生后, Kmax绝对值逐渐增大, 直至断裂前的激增, 为第三阶段。磁信号特征参量Hp (y) max, Hp (y) min及Hp (y) sub绝对值也存在类似的变化规律, 如图5所示。由此可知, 磁信号特征参量Kmax, Hp (y) max, Hp (y) min及Hp (y) sub值存在一定的内在联系, 其绝对值均随应力集中和疲劳损伤程度的加剧而逐渐增加, 反映了构件应力集中和疲劳损伤程度。因此, 通过磁信号特征参量Kmax, Hp (y) max, Hp (y) min及Hp (y) sub值的变化特征, 可准确判定构件应力集中及疲劳损伤程度。
同时, 比较三级应力水平下磁信号特征参量Hp (y) sub值随循环周次的关系, 结果如图6所示。由图6可知, 最大疲劳应力为0.93σ0.2试件 (1#和2#试件) 的Hp (y) sub值最大, 最大疲劳应力为0.76σ0.2试件 (3#和4#试件) 的Hp (y) sub值居中, 最大疲劳应力为0.58σ0.2试件 (5#试件) 的Hp (y) sub值最小。Hp (y) sub值大小表现出与应力水平存在强烈的相关性, 应力水平越大, Hp (y) sub值也越大, 而同一级应力水平下的Hp (y) sub值基本相当。另外, 磁信号特征参量Hp (y) max, Hp (y) min也具有相同的特性。由此可见, 磁信号特征参量Hp (y) max, Hp (y) min和Hp (y) sub可准确表征构件的受力历程。
2.3 损伤定量评估方法
通过对磁信号特征参量的提取以及特征参量随疲劳循环周次的变化特征分析结果可知, 特征参量可定量评估构件的损伤程度。采用磁场强度梯度Kmax平均值法[10], 其数据处理方式如下:
对实验过程中首先出现裂纹一侧的磁记忆信号检测通道上不同疲劳循环周次下的磁场强度梯度Kmax进行算术平均值计算:
undefined
式中:n为构件疲劳试验过程中在不同循环周次采集磁记忆信号的总次数;Kimax为第i次磁信号检测时磁场强度梯度最大值。
将在不同循环周次下经过磁信号处理所得到的磁场强度梯度Kmax与式 (1) 计算结果进行比较, 得到其比值m:
undefined
如m>1, 则构件已存在较为严重的应力集中和损伤[11]。
根据以上的定量计算方式, 对疲劳试验磁信号数据进行处理, 结果如表2所示。
由表2可知, 在不同的应力水平下, 采用磁场强度梯度Kmax平均值法进行定量计算, 得到当m>1时, 疲劳循环周次基本上接近或等于观察到裂纹萌生时的疲劳循环周次。
以表2中最大疲劳应力0.76σ0.2 (4#) 和0.58σ0.2 (5#) 为例。4#和5#试样特征参量Kmax值与循环周次定量评估计算结果如图7所示。4#试样疲劳总寿命为8002循环周次, 观察到微小疲劳裂纹的循环周次是3900次, 采用磁场强度梯度Kmax平均值法计算得到m>1时的循环周次是3900次, 与观察到微小疲劳裂纹的循环周次一致。5#试样疲劳总寿命为21670循环周次, 观察到微小疲劳裂纹的循环周次是14109次, 采用磁场强度梯度Kmax平均值法计算得到m>1时的循环周次是11000次, 较观察到的微小疲劳裂纹的循环周次早3109次, 预测误差仅为22% (=3109/14109×100%) 。由以上结果可知, 疲劳试验结果很好地符合了当m>1时, 构件存在较为严重的应力集中和损伤的磁场强度梯度Kmax平均值法判定准则, 并且误差较小。因此, 可采用该方法对构件疲劳损伤程度进行定量评估。
(a) 0.76σ0.2; (b) 0.58σ0.2 (a) 0.76σ0.2; (b) 0.58σ0.2
3 结论
(1) 缺口疲劳试件经过1次循环后, 试件表面磁信号即与初始磁信号有很大差异, 磁信号曲线出现过零点。在稳定循环阶段, 磁信号随疲劳循环周次增加无显著改变, 直至疲劳裂纹萌生后, 磁信号逐渐增大, 并在断裂后发生激变, 在断口处形成正负磁极。
(2) 疲劳循环过程中试件表面磁信号减去初始磁信号后, 磁信号过零点与试件断裂位置重合, 该方法可有效判定应力集中位置。
(3) 磁信号特征参量Hp (y) max, Hp (y) min和Hp (y) sub值与应力水平存在强烈的相关性, 应力水平越大, Hp (y) sub值也越大, 而同一级应力水平下的Hp (y) sub值基本相当, 三特征参量可准确表征构件的受力历程。
(4) 磁信号特征参量Kmax, Hp (y) max, Hp (y) min和Hp (y) sub值随循环周次的增加, 均表现为三阶段变化特征, 其绝对值均随应力集中和疲劳损伤程度的加剧而逐渐增加, 参量之间存在一定的内在联系, 反映了构件应力集中和疲劳损伤程度。
(5) 磁信号特征参量K平均值法可较准确地定量评估疲劳损伤, 该方法判据为:当m (m=Kmax /Kundefined) >1, 试件存在严重的疲劳损伤。
参考文献
[1]DOUBOV, ANATOLI A.Diagnostics of metal items and equip-ment by means of metal magnetic memory[A].Proc of ChSNDT7 Conference on NDT and International Research Symposium[C].Shantou:Shantou University Press, 1999.181-187.
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金属疲劳 第5篇
1 高孔率泡沫金属疲劳-孔率关系推演和分析
1.1 高孔率泡沫金属的结构-疲劳综合分析模型
高孔率开口泡沫金属(三维网状多孔金属)系由金属孔棱(孔筋)相互交错联结而形成三维网状结构。其中孔棱的连接错综复杂,取向各异。在各向同性的多孔体内,对于某一个固定的方向,孔棱与之呈0～90o之间任意角度的几率相等,平均综合效果是(0°+90°)/2=45°角。孔棱相互联结构成的孔隙形状也各式各样,其截面形貌可呈类圆形、类椭圆形、多边形和无规则形等。对处于孔隙横截面内的某一固定方向,除圆形和正多边形外的其他有长短尺寸的孔隙截面,其长(或短)尺寸方向也可与之夹任意角度,故可将其整体综合效果视为某一尺寸的正多边形。为简单和方便起见,即视为正方形,因此,可将高孔率材料当作方孔筛网的叠合体,从而最后设定的结构-疲劳模型如下:
各向同性的高孔率三维网状多孔金属材料,系由大量金属孔棱按立方体对角线方式联结而成,亦即大量体心立方晶格式的八面体孔隙单元集合(见图1)。这种结构方式,可使多孔体在具代表性的前后、左右、上下三个垂直方位等同[16,17]。单元八面体的正投影为侧置正方形,该正方形即是单元八面体的综合体现,其各边与中心对称轴夹45o角。不管多孔体所受载荷是循环拉压还是循环弯曲,总可归于其单元八面体在各自轴向的往复拉压(其中循环弯曲作用时多孔构件中性轴两侧的单元八面体拉压正好相对),亦即金属孔棱具有产生绕结点的来回转动或具有绕结点来回转动的趋势。而多孔体的反复扭转也由其内金属孔棱绕结点的往复转动来实现,更是易于直接理解,因此,多孔体的循环负荷性能,最终可由金属孔棱所受的反复弯曲力行为来体现。对于结构均匀的孔棱,可能弯曲位置为紧靠结点处。而对于结构不均匀的孔棱,可能弯曲位置应优先发生在其较薄弱的地方。但对同种工艺条件制备的同种材质多孔体,这种薄弱环节产生的几率、分布状态和相对于均匀棱体的薄弱程度,都应该是大致相同的。所以,在作疲劳性能比较时,对同工艺同材质的多孔体,可简单地统一考虑其均匀棱体所受的弯曲力,最终归结为弯曲力使棱体产生的最大应力。即在同样循环外加载荷作用下,同质棱体产生的最大应力幅值越高,多孔体的疲劳性能趋于越差。
1.2 类应力疲劳
众所周知,根据循环应力的特性可将疲劳分为应力疲劳(高周疲劳)和应变疲劳(低周疲劳)[27]:前者的作用应力值小于屈服应力,发生破坏时所经历的应力循环周次(疲劳寿命)较高;后者的最大循环应力值大于屈服应力,其应变变化较大,应力变化相对较小,发生破坏时具有较少的循环周次数,因此,可将高周疲劳、高循环疲劳和应力疲劳视为同等概念[28]。本工作中的“类应力疲劳”,则仅指多孔金属整体所受外加循环载荷为应力幅控制,不考虑“高周”或“高循环”的其他含义。
1.2.1 关系推演
文献[11,16,18]给出多孔金属材料抗拉强度σ与对应致密金属抗拉强度σ0的量值关系为
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即
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式中:K和m为取决于多孔体制备工艺和材质的材料常数,其中m = 1～1.5;θ为多孔体的孔率。
式(2)表明,对多孔体所施外加名义应力为σ时,金属棱体(具体位置为棱体表面)产生的最大应力为σ0。在循环载荷作用下,若外加应力幅值为σMAX,则由式(2)知孔棱表面产生的最大应力幅值σmax应为:
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令
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式中:Fσ为取决于多孔体制备工艺、材质和孔率的因素,Kσ=1/K是与孔率无关而取决于多孔体制备工艺和材质的材料常数。结合式(3)和式(4)得
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因为式(1)是根据弹性区推导的,故式(3)～(5)均只适于弹性应变区。
1.2.2 对Fσ的分析
对于同工艺制备的同质多孔泡沫金属,在同等循环载荷的作用下,如果其孔棱所受往复应力幅值σmax越大,则多孔体的疲劳损伤会越严重。在弹性区内,根据式(5),外加载荷幅值σMAX一定,则Fσ越大的材料其棱体受力幅值σmax越大,多孔体越易产生疲劳。所以,Fσ可作为衡量多孔体类应力疲劳性能高低的指标,不妨称之为应力疲劳因子。当然,如果对应于多孔体的致密材质具有疲劳极限,则当σmax小于该疲劳极限时,多孔体不会发生类似疲劳的破坏,材料的疲劳性能与σmax的具体值无关,从而也与Fσ无关。
当σmax达到弹性极限,这时σMAX值若增加,则金属棱体应变逐渐进入塑性区,公式(5)不再适用。但是,对于同工艺同材质制备的多孔材料,在同一循环载荷条件下,若多孔体的Fσ越大,则其应变超出弹性极限的距离也应该越大,故其疲劳性能会越差。因此,在塑性区内,Fσ仍然可以作为比较材料疲劳性能的指标。
可见,只要多孔体发生受应力幅控制的疲劳现象,其疲劳性能总可用Fσ来作比较性的表征,从而把疲劳性能与材料的孔率联系在一起。由相应表达式可看出,同工艺同材质制备的多孔体,孔率越高,Fσ值越大,越易产生类应力疲劳。
值得指出的是,由于Kσ=1/K为取决于多孔体制备工艺和材质的材料常数,与孔率无关,可见Fσ/Kσ能够起到与上述Fσ同样的疲劳表征作用。
1.3 类应变疲劳
类似于上文,也可将低周疲劳、低循环疲劳和应变疲劳视为同等概念[28],而本工作中的“类应变疲劳”则仅指作用在多孔体上的外加循环载荷受应变幅控制,不考虑“低周”或“低循环”的其他含义。
1.3.1 关系推演
对于承受一定应变幅循环载荷的多孔体,其内不同位置的金属孔棱弯曲程度可以各不相同(等同位置的金属棱弯曲程度当然相同),但各金属棱的轴线角度偏转幅总是保持各自不变的量值。而对于具有一定轴线偏转幅的金属孔棱,如果棱体越粗,其弯曲处可以产生的最大伸缩量也会越大(该位置在棱体的表面处),可能导致的应力幅值也会越高,故在同等循环载荷作用下多孔体越易疲劳。如前所述,若对应多孔体的密实材质具有疲劳极限,则当棱体弯曲形变导致的应力幅值小于该疲劳极限时,多孔体不发生疲劳。所以,在多孔体存在类应变疲劳问题时,从孔棱的粗细出发,可以找出衡量其疲劳性能的指标。
为便于计算,将单元八面体的孔棱视为圆柱形,并设多孔体的孔率为θ。又设包容单元八面体的立方体边长为a,则根据立体几何及体积比关系结合图1与图2可得孔棱半径为[11,14,17]:
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根据第2.1节中的理论模型由来和图1,孔体形状为侧置正方形,如图2(该图是图1单元八面体的正向投影)所示。
按图2,单元八面体的投影正方形边长为
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由式(6)和式(7),孔体边长
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设等效圆孔孔径为d,则应
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结合式(8),即得
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即
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将式(10)代入式(6)整理得:
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对于不同工艺同种材质制备的泡沫金属,孔棱形状偏离圆柱体的程度各不相同,故对应同样的轴线偏转幅会出现不同的最大形变幅,从而导致不同的最大应力幅。而对于不同材质制备的多孔体,就算工艺以及棱体的形状和大小均一样,且轴线偏转幅度相同,产生的最大应力也会不同。因此,最大应力幅值应该是随Kεr(其中Kε是一个取决于多孔体制备工艺和材质的常数)而变。
令
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则多孔体的Fε越大,同一循环载荷作用下越易产生类应变疲劳。不妨将Fε称为应变疲劳因子,由其得出过程可知,Fε是取决于多孔体制备工艺和材质以及孔率、孔径的常数。
1.3.2 对Fε的分析
当多孔金属的孔棱处于弹性应变区,最大应力幅与最大应变幅成比例,这时只要产生的最大应力幅大于对应致密金属的疲劳极限,就可以用式(12)表达的Fε来表征多孔体的类应变疲劳性能。
当多孔体孔棱的最大应变幅处于塑性区,应力和应变的关系就比较复杂。但对同一方法制备的同质多孔材料,Fε较大时其孔棱尺寸也较大(由式(12)),从而使同样的外加循环应变作用产生的最大塑变幅度也较大,孔棱较易疲劳,整个多孔体也随之较易疲劳。所以,Fε仍可衡量多孔体的类应变疲劳性能。
总之,只要多孔体发生类应变疲劳,其疲劳性能的相对优劣就可用Fε来表征。由相应表达式可知,Fε与孔率和孔径都有关系,当然还与材质和工艺有关。孔径越大,孔率越小,则Fε值越大,多孔体越易产生类应变疲劳。
2 理论的应用及检验
2.1 疲劳表征模型
2.1.1 类应力疲劳
本文中的第1.2节给出了衡量多孔体类应力疲劳性能高低的指标:
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式中:Fσ为应力疲劳因子,取决于多孔体的制备工艺和材质以及孔率;Kσ和m都是取决于多孔体制备工艺和材质的材料常数(其中m = 1～1.5),与孔率无关;θ为多孔体的孔率。
无论是在弹性区还是在塑性区,Fσ都可以作为比较材料疲劳性能的指标,即在同一循环载荷作用下Fσ越大的泡沫金属越易产生疲劳。只要多孔体发生受应力幅控制的疲劳现象,其疲劳性能总可用Fσ来作为比较性的表征,从而把疲劳性能与材料的孔率联系在一起。在相同的外部环境和相同的循环应力条件下,对于同工艺同材质制备的泡沫金属,其孔率越大,Fσ值也就越大,即其此时的疲劳性能越差。
2.1.2 类应变疲劳
本文中的第1.3节给出了衡量多孔体类应变疲劳性能高低的指标:
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式中:Fε为应变疲劳因子,取决于多孔体的制备工艺和材质以及孔率和孔径;Kε为取决于多孔体制备工艺和材质的常数;d为等效孔隙直径。
无论是在弹性区还是在塑性区,Fε都可以作为比较材料疲劳性能的指标,即在同一循环载荷作用下Fσ越大的泡沫金属越易产生疲劳。只要多孔体发生受应变幅控制的疲劳现象,其疲劳性能总可用Fε来作为比较性的表征,从而把疲劳性能与材料的孔率联系在一起。在相同的外部环境和相同的循环应变条件下,对于同工艺同材质制备的泡沫金属,其孔率越大,孔径越小,Fε值也就越小,即其此时的疲劳性能越好。
2.2 疲劳实验方法
测定一般金属材料的疲劳寿命,需要采用规定的试样,通过弯曲、回转弯曲以及拉、压等操作,在正弦变化应力作用下,求出试样至断裂时的应力往复数与应力振幅的关系曲线,有时也在一定的应变振幅下进行疲劳实验[29]。对于电沉积等方法制备的泡沫金属产品,要获得规定尺寸的试样[28]很困难,要进行通常完整意义上的高、低周疲劳实验也难以实现。因此,为了只比较材料的疲劳性能,参考文献[26](其疲劳实验是循环弯曲实验)的做法,本工作采用同种电沉积工艺制备的泡沫镍板(厚度在2～3mm之内)制成10mm宽的条状试样,进行循环加压的类应力疲劳实验和双点循环弯曲的类应变疲劳实验,测出这两种实验中试样各自在同一确定次数循环后的电阻率相对变化,当作各自疲劳性能的比较指标。所有实验(含测试)的环境温度均为20℃。
2.2.1 类应力疲劳
类应力疲劳实验具体操作如下:平放试样,如图3所示,在工作台上用硬橡胶夹持固定AB部分,其中AB部分长度为20mm。对AB部分施加压力为2⇔0kg的循环载荷,循环周期为2.4s(对应频率为25次/min)。于是试样在AB部分就得到周期性的等应力循环加压。测量原样品和循环负载1000次后AB段各自的电阻率ρ和ρ′,换算出各样品循环负载后电阻率对循环前的相对变化百分比Δρ/ρ (其中Δρ=ρ′-ρ)。每种孔率的样品各做3件,取该百分比的平均值。电阻率相对升高值Δρ/ρ越大的试样,其类应力疲劳性能越差。
2.2.2 类应变疲劳
类应变疲劳实验具体操作如下:平放试样,如图4所示,用夹具夹牢两端A和B,其中A,B距离为10cm。接触面用软质的橡皮保护,以免接触性的机械损伤。夹紧力保持一致(同人同手感并夹牢为度),以利于平行对比。A端固定,B端作上下往复运动,振幅为5mm,循环周期为2.4s(对应频率为25次/min),其中MA和BN两段总保持水平。于是试样在A,B两点得到周期性循环弯曲,AB段内各处则受到不同幅值的等应变循环拉压。测量原样品和循环1000次后AB段各自的电阻率ρ和ρ′,换算出各样品循环后电阻率对循环前的相对变化百分比Δρ/ρ (其中Δρ=ρ′-ρ)。每种孔率的样品各做4件,取该百分比的平均值。电阻率相对升高值Δρ/ρ越大的试样,其类应变疲劳性能越差。
2.3 结果与分析
2.3.1 类应力疲劳
将类应力疲劳实验中各样品的有关测试和换算数据列于表1,对应于表1数据直观地给出类应力疲劳因子随孔率的变化趋势如图5所示。
Note: ① The electrical resistivities were measured by the double electrical bridge in the table, with ρ and ρ′ meaning the electrical resistivities before and after cyclic loading, respectively, where Δρ=ρ′-ρ. ② The negative numbers of Δρ/ρ in the table are due to the measuring error. ③ The values of Fσ/Kσ are calculated using equation (13), where m takes the value of 1.25 [11,14,19].
这些样品是由同工艺同材质制备,故式(13)中的材料常数Kσ值是相同的。因此,表1中的Fσ/Kσ值,即反映了它们类应力疲劳性能的相对好坏。Fσ/Kσ值越大,多孔体的类应力疲劳性能越低。
多孔体在循环弯曲中所受损害越大,AB段的电阻率相对增幅就会越大,即Δρ/ρ值越大。而表1中数据表明,由式(13)计算所得的Fσ/Kσ值(除5#样品出现奇异数据外),与测量换算所得的Δρ/ρ值,两者在随样品的孔率变化方面具有一致的走向规律或趋势。这就证明了,式(13)表达的类应力疲劳因子,能够正确反映出高孔率开口泡沫金属的类应力疲劳抗力,它可以作为多孔体类应力疲劳性能的比较性指标。至于不同工艺不同材质之间的多孔体比较,可通过有关实验结果,换算出Fσ表达式中不同Kσ值的相当量,代入式(13)计算所得Fσ即可用于比较。因此可以说,Fσ的表达式(13)较成功地将多孔材料的类应力疲劳性能与其孔率联系起来了。
2.3.2 类应变疲劳
将类应变疲劳实验中各样品的有关测试和换算数据列于表2,对应于表2数据直观地给出类应变疲劳因子随孔率的变化趋势如图6所示。
这些样品是由同工艺同材质制备,故式(14)中的Kε值是相同的。因此,表2中的Fε/Kε值,即反映了它们类应变疲劳性能的相对好坏。Fε/Kε值越大,多孔体的类应变疲劳性能越低。
Note: ① The values of the pore diameter in the table mean that of the effective average pore-diameter measured by the gas (N2) permeation method. ② The electrical resistivities were measured by the double electrical bridge in the table, and the symbols of ρ, ρ′ and Δρ mean the same as in table 1. ③ The values of Fε/Kε are calculated using equation (14).
多孔体在循环弯曲中所受损害越大,AB段的电阻率相对增幅就会越大,即Δρ/ρ值越大。而表2中数据表明,由式(14)计算所得的Fε/Kε值,与测量换算所得的Δρ/ρ值,两者在随样品的孔率孔径变化方面具有一致的走向规律或趋势。这就证明了,式(14)表达的类应变疲劳因子,能正确反映出高孔率开口泡沫金属的类应变疲劳抗力,它可以作为多孔体类应变疲劳性能的比较性指标。至于不同工艺不同材质之间的多孔体比较,可通过有关实验结果,换算出Fε表达式中不同Kε值的相当量,代入式(14)计算所得Fε即可用于比较。因此可以说,Fε的表达式(14)较成功地将多孔材料的类应变疲劳性能与其孔率联系起来了。
3 讨论
上述Fσ和Fε是不同类型疲劳性能的衡量指标,式(4),(12)把该两项指标与孔率联系在一起,从而得出了疲劳与孔率的某种对应关系。但上述关系式并不是对疲劳性能值的一种计算,而只是反映疲劳性能随孔率的一种变化趋势,可应用于判断疲劳性能随孔率的走向以及疲劳性能的相互比较等场合。
粉末烧结多孔材料的疲劳裂纹源首先从带锐角的孔隙产生,孔隙是断裂源,是材料疲劳强度低的主要原因[21]。因为孔隙提高应力,使得多孔材料的疲劳数据很分散[8]。对于传统的多孔金属,孔率较低,孔隙孤立,孔隙是引起应力集中和产生疲劳裂纹源的场所,人们趋于认为提高孔率将降低材料的疲劳性能。然而从所阅文献来看,虽有人从事过孔隙对疲劳影响方面的工作,却未曾发现疲劳和孔率关系的理论性研究,也未见到明确地对疲劳和孔率关系的条理性描述。但人们早已认识到,这种关系不易获取,却十分重要[8]。因为疲劳等特性可较好地说明动负荷状态下的多孔材料使用性能,人们在力学性能对孔的依赖关系方面了解得还不够。
后期发展的高孔率泡沫金属[1,2,3,4,5,6,7],相对于传统的粉末烧结多孔金属来说,是一种新型的多孔材料,本工作对其疲劳-孔率的研究表明,这种关系依疲劳类型而大不相同。对于受应力幅控制的循环载荷,多孔体的疲劳性损伤随孔率增大而增大。而相应的类应变疲劳性能却随孔率增大和孔径减小而变好。这些主要都是因为高孔率泡沫金属对传统的孔率较低的多孔材料而言,具有较独特的结构特征所致。
高孔率开口泡沫金属的孔率高,孔径大,孔隙连通,它不能再被视为引起应力集中的“缺陷”或“夹杂物”,而是一个广阔的“环境”。裂纹源的形成主要不在于孔隙,而在于孔棱本身所能产生的最大应力。当然,孔棱的表面状况和内部缺陷,如表面沟纹、内部夹杂物和亚孔(孔棱中存在的比主体孔隙小得多的微细孔隙)等,都会强烈影响孔棱所能产生的最大应力,它们可以造成应力集中和形成裂纹源。但这些可统一纳入公式(4),(12)的常数项Kσ和Kε之中,故该两式利用孔率孔径可方便地进行高孔率开口泡沫金属疲劳性能的有关比较。这对于不同应用场合的选材和设计是很有利的。
疲劳破坏经历裂纹形成、扩展和瞬断三个阶段。疲劳裂纹源一般总是出现在应力最高的部位[28]。对于受弯曲或扭转,表层应力最高,故裂纹源大多在表面层的峰值应力处。本理论对Fσ和Fε的推演,都正是建立在表层产生最大应力的前提下,因而它的出发点是合理的。
当材料承受高于疲劳极限的应力时,每一循环都使材料产生一定量的损伤,这种损伤是能累积的[28]。损伤累积达到临界值时,材料即发生破坏。因此,只要同条件循环载荷作用某一次数后的损伤可测(如本工作是以电阻率的相对提高来表征或反映疲劳损伤),即可进行材料在该条件下的疲劳性能比较。
影响疲劳强度的因素很多[27,28],包括材料本质、材料状态和工作条件。材料本质方面有化学成分、金相组织、纤维方向和表面及内部缺陷等,材料状态方面有应力集中系数、尺寸系数、表面处理系数等,这两方面都可体现在Fσ和Fε表达式中的常数项Kσ和Kε上。至于工作条件的载荷特性、环境介质和使用温度等,只要保持一致,高孔率开口泡沫金属的疲劳性能就仍可用式(4),(12)表达的Fσ和Fε计算值来比较,当然这方面还应作进一步的实验工作。
4 结论
(1)在受应力幅控制的循环载荷作用下,高孔率开口泡沫金属的疲劳性能可由类应力疲劳因子来表征,其类应力疲劳性能随孔率增大而降低;在受应变幅控制的循环载荷作用下,高孔率开口泡沫金属的疲劳性能可由类应变疲劳因子来表征,其类应变疲劳性能随孔率增大和孔径减小而提高。
(2)泡沫镍作为高孔率开口泡沫金属的典型代表,其在受应力幅控制的压-压循环载荷作用下表现出来的疲劳性能即是随孔率增大而降低,而在受应变幅控制的弯曲循环载荷作用下表现出来的疲劳性能即是随孔率增大和孔径减小而提高。
摘要：通过基于高孔率开口泡沫金属材料结构特点的简化结构模型和受力状态分析,建立了此类材料在循环载荷作用下的负载结构-疲劳模型,分析得出了对应疲劳性能的衡量指标。在上述模型的基础上,运用由该模型得出的高孔率开口泡沫金属疲劳性能的衡量指标,以电沉积法所得泡沫镍为例,对此类材料的疲劳性能进行了相关的实验研究。通过压-压循环和弯曲循环两种载荷作用的实验,验证了理论分析所得疲劳性能衡量指标的可行性。结果表明:泡沫镍在压-压循环载荷作用下的类应力疲劳性能随孔率增大而降低,而在弯曲循环载荷作用下的类应变疲劳性能则随孔率增大和孔径减小而提高。