不同循環加載條件下鎂合金AZ21腐蝕疲勞行為

龍飛，程維姝，陳剛，崔云

(1.中國工程物理研究院 機械制造工藝研究所，四川 綿陽 621900； 2.北洋國家精餾技術工程發展有限公司，天津 300072； 3.天津大學 化工學院，天津300150; 4.天津大學 仁愛學院，天津 301636)

不同循環加載條件下鎂合金AZ21腐蝕疲勞行為

龍飛1，程維姝2，陳剛3，崔云4

(1.中國工程物理研究院 機械制造工藝研究所，四川 綿陽 621900； 2.北洋國家精餾技術工程發展有限公司，天津 300072； 3.天津大學 化工學院，天津300150; 4.天津大學 仁愛學院，天津 301636)

鎂合金作為結構件承受多軸復雜載荷，其失效形式多為多軸疲勞失效。為澄清復雜載荷下鎂合金的腐蝕疲勞行為，本文在磷酸鹽緩沖溶液 (phosphate buffered solution,PBS) 中對鎂合金AZ21的多軸循環疲勞行為進行了研究，通過分析鎂合金應力應變滯環及峰值應變的演化規律，揭示了不同加載路徑和腐蝕環境耦合作用下材料的變形主導機制。腐蝕環境中的疲勞試驗結果表明，在相同等效應力幅下，非比例加載路徑下鎂合金AZ21在PBS腐蝕環境中的壽命較單軸拉伸、純扭路徑顯著降低。采用Basquin公式預測了鎂合金AZ21在復雜載荷和PBS腐蝕環境耦合作用下的疲勞壽命。通過將路徑非比例度的概念引入對Basquin公式進行修正，可合理預測相同加載幅值下圓形路徑和菱形路徑作用時鎂合金AZ21在PBS腐蝕環境中的疲勞壽命。

鎂合金； 多軸疲勞失效； 腐蝕疲勞； 多軸棘輪； 非比例加載； 壽命預測； 復雜載荷； 磷酸鹽緩沖溶液

目前，鎂合金在航空、航天、電子、汽車、生物等領域得到廣泛應用[1-3]，已成為替代鋼鐵、鋁合金和工程塑料以實現輕量化的理想材料之一[4-5]。由于鎂合金的化學性質活潑，導致其腐蝕抗力較低，極大限制了它的應用。當腐蝕液中含有氯離子時，腐蝕導致材料的疲勞性能急劇下降[6-7]。同時，機械循環載荷作用使腐蝕產物膜不斷破裂，加快鎂合金的腐蝕速率，從而進一步降低鎂合金的服役壽命[8]。

因此，國內外學者對鎂合金的腐蝕疲勞性能進行了深入探索，同時對如何提高鎂合金的腐蝕疲勞極限進行了研究。Wittke等對Mg-4Al-2Ba-2Ca的腐蝕疲勞行為進行了研究，發現當增大NaCl的濃度時，疲勞極限會下降，這與塑性變形的累積相關[9]。Unigovski等對AZ31、AM51以及ZK60三種鎂合金在空氣、NaCl溶液以及硼酸鹽溶液中進行了循環加載研究[10]。結果表明，與其他兩種鎂合金相比，ZK60具有最高的疲勞與腐蝕疲勞極限，但ZK60對NaCl溶液過于敏感。在相同應力作用下，擠壓成型的鎂合金比鑄造成型的鎂合金的腐蝕疲勞極限高。Eliezer等也得到了類似的結論[11]。Nan等對AZ31在3%濃度NaCl溶液中的腐蝕疲勞性能進行了研究，指出AZ31腐蝕疲勞性能較空氣中的疲勞性能下降很大[12]。低應力幅作用下的腐蝕疲勞損傷主要是腐蝕坑的增長導致，進而導致局部應力集中，但此時裂紋并未從腐蝕坑觸發。Fu等對預腐蝕處理的AZ31試樣進行了非對稱的應力控制試驗，指出AZ31板的楊氏模量與延伸率均會隨浸泡時間的增長而呈指數級下降[13]。

需要注意的是，現有關于鎂合金腐蝕疲勞的研究大多集中于高周疲勞試驗，應力腐蝕的低周疲勞試驗開展的研究較少。在許多工程應用中，鎂合金會發生低周腐蝕疲勞失效，因此有必要對鎂合金的低周腐蝕疲勞現象進行研究。本文主要針對在腐蝕環境中鎂合金AZ21的循環疲勞行為進行研究。

1 試驗材料及裝置

1.1試驗材料

試驗所用的鎂合金AZ21成分如表1所示，采用熱擠壓成型的加工方法加工出直徑為12 mm的圓棒材，加工溫度為633～643 K。沿擠壓成型方向取材加工試樣，其尺寸依照美國材料測試標準ASTM-E606 04，最終得到標距長度12.5 mm，標距直徑5 mm，總長度80 mm的圓棒試樣。實驗前，先后采用2000#和5000#SiC砂紙加水對試樣進行粗磨和精磨。然后，將試樣在乙醇溶液中超聲清洗10 min，并在空氣中進行干燥。

表1 AZ21合金的化學成分 (wt%)

1.2腐蝕液

為模擬人體體液環境，選用普羅立德公司的PBS(phosphate buffered solution)溶液粉配制PBS腐蝕液，溶液成分如表2所示。

表2 PBS溶液成分

1.3試驗裝置

試驗測試裝置采用電子萬能拉扭疲勞試驗機，設備型號為CARE EUM-25k20。試驗機軸向載荷量程±5 kN，精度為0.1 N；扭矩量程±20 N·m，精度為0.01 N·m。設備采用多軸動態控制器，可實現載荷、扭矩、位移、轉角、軸向應變、剪應變等多通道全閉環控制。控制系統內置的數字函數發生器，可實現比例加載、圓路徑、菱形路徑、方形路徑或蝶形路徑等多種比例與非比例加載路徑。

為實現腐蝕疲勞的在線觀測，在EUM-25k20拉扭試驗機上裝配了自制的微型腐蝕槽，保證試件的標距段在試驗過程中浸泡在腐蝕液中。在線腐蝕裝置的示意圖、原理及待測試件的應變測試方法具體參見文獻[14-16]。

1.4應力空間定義

試驗在5種應力路徑下進行，分別是軸向、純扭、比例加載、圓、菱形。對于不同的應力路徑，利用等效應力的概念對循環應力應變關系進行分析[16]：

(1)

(2)

對于實心圓棒，由于剪應力沿徑向呈梯度分布，不能直接確定外表面剪應力的值。若應用理想彈塑性模型，同時假設圓棒橫截面在扭轉過程中仍保持平面，剪應力與剪應變分別為

τ=3T/2πR3

(3)

γ=πθR/180l

(4)

式中：R是試件半徑，T是扭矩，θ是轉角，l是試件的試驗長度。在比例與非比例加載條件下，試件表面最大剪應力幅值可由式(3)得到，對應的等效應力值可由式(1)得到。

2 循環力學性能及壽命預測

表3給出了AZ21在腐蝕環境下的循環加載試驗條件及測試結果。

表3腐蝕環境中AZ21的循環加載試驗條件與疲勞壽命

Table3CyclicloadingconditionsandresultsforAZ21undercorrosionenvironment

試樣編號路徑軸向應力幅/MPa等效剪切應力幅/MPa載荷/kN扭矩/(N·m)周期/s疲勞壽命/CycleAC1單軸110—2.16—2.755500+AC2單軸120—2.39—3493AC3單軸130—2.59—3.25366AC4單軸140—2.80—3.5132AC5單軸150—2.98—3.75187TC1純扭—120—1.653.43554TC2純扭—130—1.793.71284TC3純扭—140—1.934222TC4純扭—150—2.064.28177MC1比例84.984.91.691.172.12745MC2圓形1201202.391.653174MC3菱形1201202.391.653334

2.1軸向循環力學性能

圖1給出了AZ21在PBS腐蝕環境中，在對稱循環應力控制模式下，受到軸向應力幅120 MPa作用時的應力應變響應。材料在初始壓縮屈服后，反向施加拉伸載荷時，表現出“偽彈性”的非線性變形特征。這主要是由于材料在腐蝕液作用下，表面會產生較多的“腐蝕坑點”[13]。這些腐蝕微孔一方面會削弱材料的承載面積，另一方面會導致較大的應力集中現象，從而在腐蝕坑邊緣出現微裂紋。微裂紋的萌生與擴展會加劇材料的疲勞損傷進程，宏觀表現為應力應變非線性變形特征。

圖1 試件AC2在PBS腐蝕液中的應力-應變滯環Fig.1 Stress-strain relationship of specimen AC2 in PBS corrosive environment

早期研究表明，鎂合金在拉壓方向的應力應變響應存在不對稱現象[16]。由于孿生-退孿生以及滑移強化機制的交替作用，材料在循環應變均值為負值，且隨著加載應力幅的增大而負向增大。圖2為腐蝕環境中不同循環應力幅作用下，AZ21平均應變隨循環數的演化關系。可以看出，AZ21的平均應變也是隨著應力幅增大而負向增大。這是由于應變幅增大，對應的初始壓應變較大，材料在初始變形時產生較多的孿晶。雖然后續循環加載過程中，退孿生變形機制的作用會導致孿晶數量減小。但應力幅越大，對應的殘余孿晶數量越多[14]。

圖2 腐蝕環境中不同應力幅值下的平均應變演化Fig.2 Evolution of mean strain under different stress amplitudes in corrosive environment

2.2純扭循環力學性能

如圖3(a)所示為鎂合金在腐蝕環境中，剪應力幅等于69.3 MPa(等效剪應力幅為120 MPa)時的剪切應力應變滯環。由圖可知，腐蝕環境下材料的剪切應力應變曲線是對稱的，AZ21在剪切方向表現為各向同性。鎂合金在純扭條件下僅產生剪應力，軸向無正應力作用，孿晶對剪切變形的作用較小，基面與柱面滑移是材料的主導變形機制。在腐蝕液中，AZ21的初始應變幅與后續循環中相比差別不大，材料并沒有因為應變強化而使塑性應變幅有所減小。分析可知，一方面循環載荷會導致材料發生應變強化；另一方面，隨著腐蝕與機械載荷的共同作用，導致材料的表面出現腐蝕坑與微裂紋，從而加速材料的疲勞損傷進程[14]。應變強化與腐蝕疲勞的交互作用在整個循環加載過程中達到平衡，宏觀上表現為材料既不發生強化，也不發生軟化，應變幅維持在較穩定的水平。

圖3(b)表明在PBS腐蝕液中，AZ21的循環應變峰值隨循環數的變化關系。由圖可知，腐蝕環境中的穩定循環應變幅值為2.3%。對比作者之前發表的論文數據可知[16]，腐蝕環境下剪切應力應變滯環圍成的面積較大，說明腐蝕環境導致AZ21在同等載荷下耗散的能量較大，這也是導致腐蝕壽命較空氣中壽命短的原因。

圖3 試件TC1在剪切應力幅值69.3 MPa下的力學響應Fig.3 Mechanical response of specimen TC1 at the shear stress amplitude of 69.3 MPa

圖4為不同剪應力幅下，剪切平均應變隨循環數的變化關系。由圖可知，當剪應力幅較小時，材料發生斷裂的平均剪應變僅達到0.18%。隨著剪應力幅的增大，平均剪切應變隨之增大。對應剪切應力幅為86.6 MPa時，其最大平均剪應變為0.46%。雖然擠壓變形鎂合金具有一定的織構，但HCP晶格指向并非完全一致。當剪切發生較大變形時，在循環剪應力的作用下仍會產生部分孿晶。雖然孿晶對純扭條件下鎂合金的變形行為影響沒有軸向加載時那么大，但依然導致了應力應變滯環不對稱的現象，即平均剪應變的產生。

2.3多軸循環力學性能

在腐蝕環境與多軸比例載荷的作用下，AZ21鎂合金的軸向與剪切應力應變響應及峰值應變隨循環數的演化關系如圖5所示。圖5(a)為軸向應力應變響應，可以看出在對稱軸向應力作用下，材料的軸向應變均值出現負值。與空氣中[16]的多軸比例加載不同，材料的剪切循環應力應變滯環在初始加載時幅值很大，并且出現了較大的負向平均應變。經歷幾個循環后，材料的循環剪應變幅達到恒定，但負向平均應變依然存在，如圖5(b)所示。

圖4 不同剪應力幅下平均剪應變隨循環數的演化關系Fig.4 Mean shear strain versus number of cycles at different shear stress amplitudes

圖5 比例路徑下AZ21在空氣和PBS腐蝕液中的應力應變響應Fig.5 Stress-strain response under proportional loading path

圖6給出了腐蝕環境下，鎂合金AZ21在圓路徑的軸向與剪切應力應變響應。與空氣中[16]的多軸非比例加載一樣，材料在非比例路徑下最大應力與最大應變并非同時出現。圓路徑下材料的初始軸向與剪切應力應變響應滯環圍成的面積較大。由能量耗散理論可知，在每個循環加載周期內，應力應變滯環的面積相當于耗散的能量。由于同樣應力幅下圓路徑對應的應變幅較大，也就意味著圓路徑下每個循環材料耗散的能量較大，所以圓路徑對應的疲勞壽命較短。

圖7給出了腐蝕環境下不同路徑對應的AZ21循環應變幅?？梢钥闯?，不論是比例載荷，還是非比例載荷，材料均會發生明顯的循環強化，即應變幅在前幾個循環會迅速下降，但很快達到穩定狀態。進一步分析可知，在等效應力幅相同的情況下，比例加載對應的軸向(或剪切)應變幅最小，方形與菱形路徑對應的軸向(或剪切)應變幅相當，而圓路徑對應的軸向(或剪切)應變幅最大。但是，隨著循環加載的進行，材料發生應變強化，各種加載路徑對應的穩定應變幅均有所降低。通過比較相同等效應力下不同加載路徑的穩定應變幅可知，在腐蝕環境中，不同路徑對應的循環穩定應變幅基本相當，其差別不如空氣中加載路徑對循環應變幅的影響大[16]。

圖7 多種加載路徑下AZ21在PBS中峰值應變隨循環數的變化Fig.7 Peak strain vs. number of cycles under different loading paths in PBS

2.4壽命預測模型

采取經典的Basquin公式對AZ21鎂合金在復雜載荷下的疲勞壽命進行預測。Basquin公式為

(5)

為進一步區分不同路徑下的疲勞參量，引入路徑非比例度的概念，對Basquin公式進行修正：

(6)

式中：φ表示路徑非比例度。參照Liu等方法進行確定，可知對于圓路徑與菱形路徑，非比例度φ分別等于0.753 5與0.707[17]。如圖8(b)所示，應用改進的Basquin公式再次預測試樣在腐蝕環境中的壽命，其多軸路徑下的結果均落在2倍分散帶內。

圖8 疲勞壽命預測與試驗結果對比Fig.8 Comparison of fatigue life predictions and experimental results

3 結論

1)軸向循環載荷作用下，AZ21在腐蝕液中的應力應變滯環較大，導致材料的腐蝕疲勞損傷速率較大。平均軸向應變隨循環的進行而出現負值，并且隨應力幅的增加而負向增大；

2)純扭條件下AZ21鎂合金的應變強化效應不明顯，隨循環加載的進行，平均剪應變逐漸增大；

3)在腐蝕環境中以及多軸比例與非比例載荷作用下，AZ21發生明顯的循環強化效應，循環應變幅在循環加載初期急劇下降，而在后續循環中達到穩定。穩定循環應變幅的大小與加載路徑關系不大;

4)在Basquin公式中引入路徑非比例度的概念，可合理預測相同加載幅值下圓形路徑和菱形路徑下鎂合金AZ21在腐蝕環境中的疲勞壽命。

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本文引用格式：龍飛，程維姝，陳剛，等. 不同循環加載條件下鎂合金AZ21腐蝕疲勞行為研究[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2017， 38(10): 1635-1641.

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CorrosionfatiguepropertiesofAZ21Mgalloyunderdifferentcyclicloadingconditions

LONG Fei1, CHENG Weishu2, CHEN Gang3, CUI Yun4

(1.Institute of Machinery Manufacturing Technology, China Academy of Engineering Physics, Mianyang 621900, China; 2.Beiyang National Distillation Technology Co., Ltd., Tianjin 300072, China; 3.School of Chemical Engineering and Technology, Tianjin University, Tianjin 300150, China; 4.Ren′ai College, Tianjin University, Tianjin 301636, China)

Magnesium (Mg) alloy is widely used for engineering structural components, and it normally bears complicated multiaxial loads. Multiaxial fatigue failure is the main failure mode of Mg alloy. To clarify the corrosion fatigue behavior of Mg alloy under complex loads, the paper studies the multiaxial cyclic fatigue behavior of Mg alloy AZ21 in a phosphate-buffered solution (PBS). The dominant deformation mechanisms were revealed under the coupling effect of different loading paths and corrosive environments by analyzing the evolution law of the stress and strain hysteresis and peak strain of Mg alloy AZ21. Results of the fatigue test conducted in the corrosive environment show that, under the same and equivalent stress amplitude, the life of Mg alloy AZ21 in PBS corrosive environment and at the non-proportional loading path is apparently lower than that under the conditions of uniaxial tension and purely torsional path. Basquin formula was used to predict the fatigue life of the Mg alloy AZ21 under the coupling effect of complex loads and PBS corrosive environment. Through the introduction of a non-proportionality path factor into Basquin formula for amendment, the fatigue life of Mg alloy AZ21 in PBS corrosive environment can be reasonably forecast under the same loads, circular path, and rhombus path.

magnesium alloy; multiaxial fatigue failure; corrosion fatigue; multi-axial ratcheting; non-proportional loading; lifetime prediction; complex loads; phosphate buffered solution

10.11990/jheu.201606033

http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20170816.1550.042.html

U674.21

A

1006-7043(2017)10-1635-07

2016-06-12. < class="emphasis_bold">網絡出版日期

日期：2017-08-16.

國家自然科學基金項目(11172202)；教育部新世紀優秀人才項目(NCET-13-0400).

龍飛(1983-), 男, 工程師；崔云(1978-), 女, 副教授.

崔云，E-mail: 13207628670@163.com.