dz125合金的多軸低周疲勞-蠕變行為

dz125合金的多軸低周疲勞-蠕變行為

1應變能預測模型的發(fā)展在評估高溫結構的耐久性時，僅考慮全球疲勞負荷，就沒有預測全球疲勞是否發(fā)生，只關心全球疲勞是否發(fā)生。近年來，人們越來越重視材料和工藝的安全評估。1954年,Manson和Coffin首次分別獨立地提出了循環(huán)塑性應變范圍與循環(huán)壽命之間的指數(shù)定律。1962年,Taira首次提出同時考慮蠕變斷裂和循環(huán)應變疲勞來預測結構壽命。70年代,同時考慮疲勞、蠕變及環(huán)境影響的蠕變疲勞壽命預測模型獲得了蓬勃發(fā)展。近十年來,不少學者也相繼提出了一些新的蠕變疲勞壽命預測模型。但只有少數(shù)幾種方法經(jīng)過不斷發(fā)展被應用于實際工程結構設計:(1)時間-循環(huán)分數(shù)法(線性或雙線性損傷累積法則),應用于美國機械工程師學會的ASMECodeCaseN-47、法國規(guī)范RCC-MR和英國規(guī)范R5等;(2)連續(xù)損傷力學方法,被法國國家航空宇航研究院ONERA和NASAGlenn研究中心(前Lewis研究中心)采用;(3)NASAGlenn研究中心提出的應變范圍區(qū)分法SRP,被NASAGlenn研究中心及美國航空航天工業(yè)部門所采用。另外,Coffin提出的頻率修正法和頻率分離法、Ostergren提出的拉伸滯后能模型、我國學者何晉瑞等人提出的應變能區(qū)分法(SEP)等方法在國內(nèi)外也具有較大影響。本文在對DZ125定向凝固高溫合金進行980℃疲勞-蠕變性能研究的基礎上,用應變范圍區(qū)分法和三參數(shù)能量方法對其疲勞-蠕變壽命進行預測研究。2試驗材料和方法2.1材料和樣品試驗采用DZ125定向凝固鑄造鎳基高溫合金,其化學成分見表1。低周疲勞試樣工作段直徑為Φ6mm。2.2應變控制的應變比本研究中對DZ125合金分別進行了980℃的無保載(PP型)、壓縮保載(PC型)、拉伸保載(CP型)和拉伸-壓縮都保載(CC型)應變控制的應變比為-1的低周疲勞試驗。3結果與分析3.1低周疲勞試驗對DZ125合金進行了980℃應變比為-1、取向為的不同載荷形式(PP、CP、PC、CC)下的低周疲勞試驗,試驗結果如圖1～圖4所示。可以看出,PP載荷形式下該材料的循環(huán)應力響應行為不明顯。CP型、PC型和CC型載荷形式下,該材料表現(xiàn)出明顯的循環(huán)軟化現(xiàn)象,循環(huán)應力響應行為與應變水平有明顯的相關性,當應變水平高時循環(huán)軟化現(xiàn)象明顯,當應變水平低時,循環(huán)軟化現(xiàn)象不明顯。3.2低周疲勞試驗對DZ125合金進行了980℃應變比為-1、取向為的不同載荷形式(PP、CP、PC、CC)下的低周疲勞試驗,試驗結果如圖5所示?？梢钥闯?在相同的總應變范圍、PP載荷形式下該材料的低周疲勞壽命最長,CP載荷形式下其低周疲勞壽命次之,PC載荷形式下該材料的低周疲勞壽命要比CP載荷形式下該材料的低周疲勞壽命短,而CC載荷形式下該材料的低周疲勞壽命最短。這種現(xiàn)象在應變水平越低時越明顯。4死亡預測4.1般高溫循環(huán)滯后回線的最優(yōu)應變類型—應變范圍區(qū)分法應變范圍區(qū)分法由Manson、Halford和Hirschberg于1971年提出,基本的應變范圍區(qū)分法直接分析高溫循環(huán)滯后回線的非彈性應變范圍,認為與時間相關(蠕變)和時間無關(塑性)的兩類應變,即使應變量相同,所引起的損傷也不同,必須對非彈性應變范圍進行區(qū)分。按拉、壓載荷以及蠕變與塑性應變的區(qū)別,將非彈性應變范圍區(qū)分為PP、PC、CP和CC四種應變分量。然后將室溫下的Manson-Coffin方程推廣到蠕變疲勞,分別建立四種應變分量對壽命的關系式,即Nij=Aij(△εij)βijΝij=Aij(△εij)βij(1)式(1)中,下標ij分別表示PP、PC、CP或CC。對于一般的高溫循環(huán)滯后回線,其非彈性應變范圍不只包含上述一種應變類型,整個滯后回線的循環(huán)壽命由一定的損傷法則確定。1973年,Manson提出了下面的交互作用損傷法則:1Nf=∑FijNij1Νf=∑FijΝij(2)式(2)中,應變分數(shù)Fij=△εij/△εin,壽命分量Nij為將總的非彈性應變范圍代入方程(1)計算出的壽命,即Nij=Aij(△εin)βijΝij=Aij(△εin)βij,同樣下標ij分別表示PP、PC、CP或CC。而用應變范圍區(qū)分法處理疲勞-蠕變交互作用試驗數(shù)據(jù)得到的壽命方程為:PP型:NPP=4.3047(△εPP)?0.7465(△εΡΡ)-0.7465(3)PC型:NPC=0.0001(△εPC)?2.751101(△εΡC)-2.7511(4)CP型:NCP=0.0031(△εCP)?2.04531(△εCΡ)-2.045(5)CC型:NCC=0.0023(△εCC)?2.1222(△εCC)-2.1222(6)雖然廣泛的研究與驗證表明:應變范圍區(qū)分法利用非彈性應變范圍的不同分量分別反映蠕變與疲勞的交互作用損傷,從而簡化了溫度、頻率和波形等因素對蠕變疲勞壽命的影響,但是應變范圍區(qū)分法也存在著一些不足和困難。首先,對于多軸應力狀態(tài)下如何區(qū)分非彈性應變范圍;其次,基本的應變范圍區(qū)分法沒有考慮平均應力影響,如何進行平均應力修正;另外一個很重要的問題是,很多高溫材料在其工作條件下非彈性應變范圍很小,要準確區(qū)分存在著困難,如何解決高強度、低延性材料在低應變、長壽命范圍內(nèi)的高溫疲勞壽命預測問題;再有,應變范圍區(qū)分法不能反映材料的疲勞極限,不能消除彈性模量測量誤差和選取方法對壽命方程參數(shù)的影響。4.2疲勞極限的確定綜合Manson-Coffin方程、拉伸滯后能損傷函數(shù)法和ε-N曲線三參數(shù)冪函數(shù)公式的優(yōu)缺點,本項目在對大量試驗數(shù)據(jù)進行分析和研究后,提出了三參數(shù)冪函數(shù)能量方法(3SE)壽命預測模型。Nf(△W?△W0)m=CΝf(△W-△W0)m=C(7)W=△εin·△σ=△εin(σmax-σmin)(8)式中,△W0為疲勞極限?！鱓0、m、C均為待定常數(shù)。純疲勞時非彈性應變范圍△εin用△εP代替。用上述方法對DZ125定向合金980℃下的PP、PC、CP和CC型試驗數(shù)據(jù)進行處理,得到了以下的壽命方程:PP型:Nf=2143.4·W-1.383(9)PC型:Nf=833.7·(W-0.5314)-0.888(10)CP型:Nf=3935.7·W-1.7233(11)CC型:Nf=1871.5·W-1.3484(12)得到的能量-壽命曲線如圖6～圖9所示。4.3圖1、2對兩種數(shù)據(jù)處理得到壽命方程的預測能力進行了評估,評估結果如表2、圖10和圖11所示。從表2、圖10和圖11可以看出:三參數(shù)能量方法(3SE)的壽命預測結果從標準差、分散帶角度都明顯比應變范圍區(qū)分法(SRP)的壽命預測精度顯著提高。5應變水平的影響1)PP載荷形式下該材料的循環(huán)應力響應行為不明顯。CP、PC和CC載荷形式下該材料表現(xiàn)出明顯的循環(huán)軟化現(xiàn)象,循環(huán)應力響應行為與應變水平有明顯的相關性,當應變水平高時循環(huán)軟化現(xiàn)象明顯,當應變水平低時循環(huán)軟化現(xiàn)象不明顯;2)在相同的總應變范圍下,PP