高温热暴露对Ti60钛合金高周疲劳性能的影响

研究了高温热暴露对Ti60钛合金室温旋转弯曲高周疲劳性能的影响,通过分析试样的表面特征和内部组织,阐明了疲劳性能变化的原因。结果表明,600℃×100 h热暴露后合金的室温强度升高、塑性下降,室温旋转弯曲高周疲劳强度由470 MPa提升至543.3 MPa。疲劳性能的变化是由表面特征和内部组织变化共同引起的,热暴露导致试样表面产生由TiO_(2)及Al_(2)O_(3)组成的氧化膜,表面粗糙度增加、质量变差,对疲劳性能产生不利影响;同时,热暴露致使合金中α_(2)相和硅化物的析出数量增加,且尺寸增加,析出相的变化使得合金强度增加,并进一步提升疲劳强度。综合两方面作用,析出相对旋转弯曲高周疲劳强度的提升强于表面粗糙度增加所产生的不利影响,是疲劳性能提高的主要因素。

喷丸对TNM-TiAl合金组织以及450℃下高周疲劳性能的影响

目的针对TNM-TiAl合金(Ti-43.5Al-4Nb-1Mo-0.1B)服役时受高周疲劳影响的问题,揭示喷丸处理技术对TNM-TiAl合金疲劳性能的影响规律。方法通过扫描电镜和透射电镜分析喷丸前后的组织演变,测量喷丸前后合金表面残余应力、表面粗糙度和显微硬度分布规律,采用梯度法测量喷丸前后的高周疲劳极限,并分析断口形貌和断口附近组织。结果喷丸后合金表面粗糙并且存在烧蚀坑,表面附近的片层团发生弯曲,在组织内部引入大量位错、位错缠结以及位错胞等缺陷。喷丸后表面粗糙度明显提高,显微硬度提高了209HV0.05,从表面到内部形成深度为260μm的硬度梯度。喷丸后试样表面的残余压应力为446 MPa,深度约为85μm。喷丸后在450℃下保温30 h后合金表面最大硬度仍比喷丸前的硬度高166HV0.05,硬化深度约为150μm。未喷丸光滑试样、喷丸光滑试样、未喷丸缺口试样和喷丸缺口试样的疲劳极限分别为615、637、385、455 MPa,光滑试样断裂类型为穿晶解理型脆性断裂,而缺口试样为穿晶脆性断裂。结论喷丸能够显著提高最大残余压应力和引入应力的深度,且喷丸引入的组织具有一定的热稳定性,喷丸明显提高了TNM-TiAl合金的疲劳极限。

热等静压对第二代DD6单晶高温合金高温高周疲劳性能的影响

对第二代DD6单晶高温合金进行了标准热处理和热等静压处理＋标准热处理,然后再在850℃和300-850 MPa应力条件下进行高温高周疲劳试验,观察了不同处理状态合金的显微组织,分析了热等静压处理对合金显微组织和高温高周疲劳性能的影响。结果表明：与仅进行标准热处理的合金相比,增加热等静压处理后,合金内部显微疏松的数量和尺寸显著降低,其体积分数从0.31%降低到0.04%,合金的高周疲劳强度由331MPa提高至433MPa,高周疲劳寿命也显著提高。

胀断连杆用C70S6钢的高周疲劳性能

采用旋转弯曲疲劳实验研究了胀断连杆用两种成分(%:0.69C-0.034V-<0.005Ti-0.015N和0.72C-0.036V-0.023Ti-0.014N)C70S6钢的高周疲劳性能。结果表明,疲劳断裂均起源于试样的表面基体,其高周疲劳性能主要受微观组织特别是珠光体片层间距的影响;含0.023%Ti的C70S6钢中珠光体片层间距较大,析出粗大(Ti,V)(C,N),导致0.023%Ti钢疲劳性能低于不含Ti的C70S6钢。

护环用奥氏体不锈钢1Mn18Cr18N室温高周疲劳性能研究

本文研究了护环用奥氏体不锈钢1Mn18Cr18N在室温条件下的高周疲劳性能。对疲劳性能S-N曲线进行了拟合分析结果表明,疲劳性能曲线能用指数函数100.00988SN=1010.2276表示。用SEM进行了断口观察,分析结果显示疲劳裂纹区始于试样的表面,裂纹扩展区出现大量的疲劳条纹、瞬断区和剪切唇区。

ZTA15铸造钛合金高周疲劳性能研究

目的研究ZTA15铸造钛合金的高周疲劳性能及其疲劳断裂微观机理。方法测试ZTA15铸造钛合金的室温轴向拉伸高周疲劳性能,并对合金的金相组织和断口形貌进行观察与分析。结果随着应力比的提高,ZTA15铸造钛合金的疲劳强度相应提高,疲劳寿命也相应延长。应力比为−1、0.06、0.5时,相应ZTA15铸造钛合金的中值疲劳强度分别为341.5、512.5、643 MPa。疲劳断口形貌显示,疲劳裂纹多萌生于试棒的表面和次表面,裂纹萌生区呈类解理断裂特征。裂纹扩展区可以观察到明显的疲劳辉纹、扩展台阶和二次裂纹等典型特征。结论疲劳失效机理和疲劳性能差异与合金的显微组织有一定的关系。应力比对疲劳性能的影响主要作用于疲劳裂纹的萌生和扩展阶段。

蠕化率对蠕墨铸铁高周疲劳性能的影响

对不同蠕化率的蠕墨铸铁进行了室温轴向拉压的疲劳试验,对显微组织进行了观察,对拉伸性能进行了测试,研究了高周疲劳性能及疲劳断裂机理研究了。结果表明,随着蠕化率的升高,蠕墨铸铁的抗拉强度和条件疲劳极限下降。当珠光体含量在87%左右,蠕化率从53.9%升高至92.62%时,石墨团簇直径从330μm增加到730μm,抗拉强度从665 MPa降低到440 MPa,减小了34%,疲劳极限从223 MPa降低到160 MPa,减小了28%;蠕墨铸铁的裂纹是在石墨处或脱粘处开始萌生并沿团簇扩展,珠光体对裂纹扩展有阻碍作用;石墨团簇是疲劳寿命的主要影响因素,石墨团簇越小,分布越均匀,疲劳寿命越高。

TC11钛合金高周疲劳性能的定量表征

基于郑公式,从应力比和应力集中系数与疲劳寿命之间的关系出发,得到了TC11钛合金高周疲劳性能归一化模型的数学表达式。结果表明:公式Nf=Sf(Sa-Sac)-2可以有效地拟合TC11钛合金在不同应力集中系数和应力比条件下的疲劳试验数据;而使用公式Nf=Sf[Segv-(Segv)c]-2能有效地归一化处理TC11钛合金的疲劳试验数据,获得的归一化数学模型表达式为:Nf=4.14×109(Segv-424.58)-2。

硼含量对Ti-1023合金高周疲劳性能的影响

研究了硼元素含量对Ti-1023合金高周疲劳性能的影响。无硼的Ti-1023合金高周疲劳S-N曲线位置最低,添加0.05%的硼元素后,合金的疲劳极限仅增加了2 MPa,但高周疲劳S-N曲线高应力段明显上移。当硼元素含量为0.1%时,Ti-1023合金的疲劳极限提高10%以上,S-N曲线的位置最高,其疲劳性能得到全面提高。进一步添加硼元素后,S-N曲线位置基本不变。无硼的Ti-1023合金疲劳条带较为清晰,添加硼元素后,Ti-1023合金疲劳试样裂纹源全部位于表面,裂纹前沿区域脆断痕迹明显,解理断面趋于平整,疲劳条带越来越模糊。这是由于添加硼元素后,Ti-1023合金内部的临界裂纹尺寸会减小,使其抵抗疲劳裂纹失稳扩展的能力降低,综合考虑,Ti-1023合金中硼元素的添加量不宜超过0.1%。

热障涂层对DD6单晶高温合金高周疲劳性能的影响

目的研究电子束物理气相沉积热障涂层对单晶高温合金高周疲劳性能的影响,为热障涂层在涡轮叶片上的应用提供技术支持。方法采用真空电弧镀和电子束物理气相沉积工艺制备YSZ热障涂层,进行900℃条件下高周疲劳性能测试,采用扫描电镜对测试后的试样表面、断口形貌进行观察与分析。结果在900℃、380 MPa条件下,带涂层的DD6单晶试棒循环次数(Nf)超过了107,420 MPa条件下超过了106。通过对DD6单晶试棒断口分析,失效后的带涂层试棒仍以DD6单晶常见滑移解离形式发生破坏。结论高周疲劳性能测试条件下,带YSZ热障涂层的试棒中粘结层率先产生垂直微裂纹,但是裂纹扩展延伸中发生氧化钝化,之后DD6基体沿正常的滑移方向从表面向内部疲劳扩展,带涂层的试棒疲劳裂纹并非由涂层微裂纹直接扩展形成,热障涂层对DD6单晶高温合金高周疲劳性能影响较小。

一种单晶高温合金不同温度的高周疲劳性能

研究了一种单晶高温合金700℃和800℃的高周疲劳性能,采用扫描电镜和透射电镜分析了断口和断裂机制.结果表明,随着温度升高,合金的疲劳强度系数降低,Basquin系数增加,高周疲劳极限降低.合金700℃与800℃具有相同的高周疲劳断口,都有几个{111}面平面组成,为类解理断裂机制.疲劳断口由裂纹源区、扩展区和瞬断区3部分组成.裂纹起源于试样的表面或亚表面,并沿{111}面扩展.扩展区可见河流状花样、滑移带、疲劳弧线和疲劳条带特征.瞬断区可见解理台阶和撕裂棱.断裂后γ′相仍保持立方形状,位错不均匀分布在γ基体通道中.

表面机械处理对Ti-54M合金高周疲劳性能的影响

Ti-54M合金是美国由TIMET（Ti-5A14V-0．6Mo-0．4Fe）合金发展而来的一种α＋β两相钛合金，其切削加工性（切割速度和切割工具寿命）可与Ti-6A14V合金相媲美。该合金用电子束冷床炉单次熔炼制得，可以混合少量的Ti-6A1-4V合金或其他含有元素Mo、V和Fe的合金。除了原材料的弹性性能之外，Ti-54M合金的切削加工性能优于Ti-6Al-4V合金。

S355钢T形接头高周疲劳性能

在工程领域中焊接构件极易产生疲劳断裂,引起各行业广泛关注。文中以T形接头为研究对象,采用MIG焊对S355钢板进行T形接头焊接试验,并对焊接接头进行金相组织和硬度分析。结果表明,焊缝主要为先共析铁素体、珠光体、粒状贝氏体和少量针状铁素体;熔合区成分和组织不均匀,晶粒大小不一致;过热区晶粒较粗大且不均匀;正火区组织主要为铁素体和珠光体,晶粒细小均匀。焊接接头的硬度高于母材,最高硬度出现在热影响区。对T形接头焊接试样进行轴向高周疲劳试验,通过最小二乘法拟合试验数据,得到疲劳S-N曲线。

DD6单晶带气膜孔平板试件高周疲劳性能研究

利用电液束、激光、电火花三种不同制孔工艺制备了DD6镍基单晶高温合金气膜孔平板试验件,在980℃下对试件的高周疲劳性能进行了测试,并对疲劳极限与断口形貌进行了分析比较。结果表明:不同制孔工艺对试件的高周疲劳性能影响显著,电液束制孔工艺的疲劳极限较高速电火花制孔、毫秒激光制孔工艺提升约5.3%和7.1%。不同制孔工艺的试样断口形貌特征相似,均属于典型的多源断裂,断面大体分为孔周的裂纹源区、沿{001}面的扩展区及沿{111}面的瞬断区三部分。

Inconel718镍基高温合金的低温高周疲劳性能

研究了平均晶粒尺寸为25μm的锻造Inconel718镍基高温合金在4K、77K和293K温度下的高周疲劳性能。在该材料中，在1晶界处析出片状6相，合金基体中析出粗大的富铌碳化物（MC型）。该合金的屈服强度和极限抗拉强度随温度下降而提高，而延伸率或断面收缩率并未下降。即使在各温度下，甚至在约10^7周次也没出现疲劳极限，但是高周疲劳强度同样随温度降低而提高：疲劳裂纹产生于试样表面附近，并在裂纹源处形成小穿晶断面。疲劳裂纹主要源于粗大的富Nb碳化物，而且小穿晶断面与这些碳化物相关。然而，在较低的应力振幅试验中，小穿晶断面通过穿晶裂纹源而形成并生长。这种特殊裂纹产生行为可能会降低该合金的低温高周疲劳强度。

影响K4130合金高周疲劳性能的因素

研究了晶粒度、第二相及夹杂物含量与K4130合金高周疲劳性能的关系.研究结果表明:晶粒度大小和第二相的形态及分布对合金的疲劳性能有一定的影响,非金属夹杂物是产生疲劳裂纹的危险地区,它大大降低了K4130合金的疲劳寿命.

富Ce稀土对AZ91D镁合金高周疲劳性能的影响

西安航天复合材料研究所的秦淑颖等（《特种铸造及有色合金》2007年第27卷第10期第750-752页）研究了富ce稀土对AZ91D镁合金高周疲劳性能的影响。获得如下结论：添加适量富Ｃe稀土可以提高AZ91D镁合金的力学性能和疲劳性能，当富Ｃe稀土添加量为1％时力学性能和疲劳强度提高幅度较大，效果颇好；

LQ550冷轧高强薄钢板高周疲劳性能试验研究

冷弯型钢具有冷加工便捷、截面高效灵活、连接方便等优势,在冷弯型钢结构体系中得到广泛应用,同时疲劳破坏作为重要破坏形式之一,其研究对冷弯型钢的进一步推广具有重要意义。而新修订GB 50018—202X《冷弯型钢结构技术标准》(报批稿)中,尚无关于冷弯型钢抗疲劳设计的相关条文。为此,对0.8 mm和1.2 mm两种厚度、不同取材方向的LQ550冷轧高强薄钢板进行了拉伸高周疲劳试验,采用最小二乘法拟合得到反映疲劳性能的S-N曲线,并与现行相关规范和Q690高强钢已有疲劳试验曲线进行对比。试验结果表明:沿轧制方向取材的钢板疲劳性能优于垂直于轧制方向取材的钢板疲劳性能;厚度越大,沿轧制方向取材的钢板疲劳性能越差,垂直于轧制方向取材的钢板疲劳性能越好;两种厚度的钢板合并拟合且在95%保证率下,沿轧制方向的母材疲劳极限应力分别比AISC 360-2016、AISI S100-2016、GB 50017—2017的理论计算值提高192%、172%、165%,垂直于轧制方向的母材疲劳极限应力分别提高103%、88%、84%,即受轧制影响,钢板的疲劳性能远高于普通钢的;垂直于轧制方向取材的钢板疲劳性能和高强钢的相近。

7A04铝合金高周疲劳性能研究

为研究建筑用7A04超高强铝合金的高周疲劳性能,通过标准单调拉伸试验得到其基本力学性能,并开展了29个试件的高周疲劳性能试验研究。结合试验结果,对7A04铝合金在应力比为0.1下的疲劳S-N曲线进行拟合,对其疲劳断口形貌展开观察,并对基于连续损伤力学的高周疲劳损伤演化模型参数进行标定。结果表明:7A04铝合金高周疲劳断口包括疲劳源区、裂纹扩展区、瞬断区三个典型区域;建立了置信度50%和95%的S-N拟合曲线可较好地描述7A04铝合金疲劳性能;拟合得到了其置信度95%、失效概率5%下的下极限曲线。其疲劳强度高于6061、6005两种典型建筑用铝合金而低于同强度钢材Q460,符合规范中对7XXX系铝合金疲劳性能的要求。