柴油机的动力和持续输出性较强且效率较高，广泛用于军事、交通运输和农林机械等领域。蠕墨铸铁(CGI)的铸造性能、导热性能和力学性能良好，是制造柴油发动机缸盖的适当材料^[1~5]。缸盖和缸体是内燃机的核心部件，在运行中频繁的启动、停止、燃气冲刷和压力波动等因素使其产生累积损伤和可靠性降低^[6~10]。产生较大塑性变形的低周疲劳损伤，是使内燃机缸盖失效的重要原因^[11]。内燃机的气缸盖进气口边缘受到内部压力场超过其屈服强度的压力^[12,13]，每一个启停过程缸盖就经历一次低周疲劳循环。缸盖迎火面的内应力较高，进行等温低周疲劳实验可模拟研究其损伤失效。

铸铁材料组织的不同，使构件的性能有显著的区别。随着奥氏体化温度的提高，珠光体的含量随之提高。珠光体含量较高的试样其硬度、强度、比热、密度较高但是导热性能较低^[14]。蠕墨铸铁中珠光体的含量较高，片层间距的减小使其硬度、屈服强度、抗拉强度和高周疲劳强度随之提高^[15~17]。同时，蠕墨铸铁的高周疲劳损伤机制随其基体组织的变化而变化^[18]。灰铸铁在不同温度下的低周疲劳寿命随着温度的提高而延长，且其循环应力响应曲线也发生显著的循环软化^[19]。珠光体基体中位错胞和亚晶界的形成以及位错的攀移和湮灭，是循环软化的主要原因。而蠕墨铸铁的低周疲劳在不同的低应变幅下出现循环硬化，在500 ℃高应变幅下出现循环软化^[20]。在浇铸过程中加入适量的Sn和Cu元素可制备珠光体CGI。随着基体中珠光体含量的提高，CGI的抗拉强度显著提高^[21]。Tao等^[22]用正火工艺制备了不同珠光体含量的RuT300，发现其抗拉强度与珠光体的含量呈正相关。

RuT300和RuT450可用于制造缸盖和缸体，RuT450的抗拉强度和硬度比RuT300的高^[23]。本文进行这两种材料的轴向拉伸和低周疲劳实验，深入比较其拉伸和低周疲劳性能并研究其裂纹的萌生和扩展机制。

实验用材料是柴油机缸盖火力面处的蠕墨铸铁RuT300和RuT450，用电感耦合等离子体发射光谱法(ICP)测出的化学成分列于表1。

为了避免划痕以及切割过程中残余氧化层影响实验结果，依次用400#、800#、1000#、1200#、2000#砂纸打磨原始样品表面至无肉眼可见的划痕。用W2.5研磨膏沾水抛光样品表面，然后用含有4%硝酸和96%乙醇的溶液腐蚀8s，以揭示其微观结构。用OLYMPUS-DP73激光共聚焦显微镜和Hitachi JSM-6510扫描电镜观察样品的显微组织。

用电火花切割机在缸盖底板中切取常规拉伸样品和低周疲劳样品，然后用车床加工成圆柱以及外螺纹。拉伸实验在Instron 5982拉伸实验机上进行，试样的直径5 mm、长度64 mm和标距尺寸30 mm在图1a中给出。测试温度为室温，恒定应变率为5 × 10^-4 s^-1，测量拉伸应变量的引伸计标距为25 mm。铸铁材料的断后延伸率较低，使用引伸计一直到样品断裂。在Instron 8801万能材料试验机上进行低周疲劳实验，试样的直径为5 mm、总长度为90 mm和标距尺寸为15 mm (图1b)。采用应变控制和循环对称拉压加载模式，应变速率为1 × 10^-2 s^-1，应变幅值分别为0.10%、0.15%、0.20%和0.25%，三角波控制。应变量由引伸计测量，引伸计标距为12.5 mm。在实验过程中，如果试样的拉向应力幅值降低至饱和应力的60%则判定试样失效，将此时的循环终止周次定义为该试样的低周疲劳寿命(Ν_f)。若试样在循环周次达到10⁵时仍未发生断裂，则停止实验。为了保证疲劳实验结果的准确性，在相同的测试条件下至少有两个有效测试值。用JSM-6510和Zeiss Sigma-500扫描电镜观察断口的正面和侧面以讨论其微观断裂机制。

RuT300和RuT450的微观组织主要由石墨、铁素体和珠光体构成，如图2所示。根据GB/T26656-2023，用Image-Pro-Plus (IPP)测量了石墨、珠光体和铁素体的面积百分比、石墨的颗粒圆整度、各种形态石墨的面积。图2a表明，RuT300中黑色石墨的面积百分含量为5.45%，包括蠕虫状和圆球状两种形态。深灰色的铁素体面积约为74.22%。层片状的乳白色珠光体面积百分占比约为20.33%。RuT450(图2b)中石墨的面积百分占比为8.38%，铁素体的含量为6.62%，珠光体的含量为85.00%。

材料的蠕化率为

式中ρV为蠕化率(%)，AV为蠕虫状石墨颗粒的面积(mm²)；(石墨周界两点之间的最大距离lm ≥ 10 μm，颗粒圆整度ρ < 0.525)；Af为团絮状石墨颗粒的面积(mm²)；(lm ≥ 10 μm，颗粒圆整度ρ为0.525~0.600)；Ai为每个石墨颗粒(lm ≥ 10 μm)的面积(mm²)。

计算结果表明，RuT300的蠕化率为89.7%，RuT450的蠕化率为84.5%。由此可见，蠕化率(相差5.2%)和石墨含量(相差2.93%)相近，但是珠光体含量的差别较大(相差64.67%)。

RuT300和RuT450的拉伸性能数据列于表2，工程应力-应变曲线如图3所示。蠕墨铸铁的力学性能取决于石墨形态、蠕化率及石墨分布均匀性，还与基体组织(珠光体和铁素体含量)有关。珠光体是硬相，其强度和硬度显著高于铁素体，其中的渗碳体能阻碍位错的滑移^[24]，其片层结构能钉扎位错和阻碍裂纹扩展^[13]，从而使材料的抗拉强度提高。从图3可以看出，RuT300与RuT450的弹性变形阶段曲线几乎重合(RuT300的弹性模量(E)为135 GPa，RuT450的弹性模量为128 GPa)，但是RuT450的抗拉强度(UTS)和屈服强度(YS)均比RuT300的高。RuT300与RuT450的石墨含量和蠕化率接近，因此RuT450的抗拉强度和屈服强度高于RuT300可能是前者的珠光体含量较高所致。对于铸铁材料，珠光体的面积分数大于60%时，随着珠光体含量的提高其抗拉强度和硬度均有所提高^[18]。但是，随着珠光体含量的提高延伸率(EF)明显下降(下降56.6%，表2)。

RuT300和RuT450的室温拉压低周疲劳实验测出的寿命列于表3，疲劳寿命与加载应变幅的关系如图4所示。可以看出，随着循环应变幅值的增加两种材料的疲劳寿命均呈现下降趋势，且其下降的趋势相近。在低应变幅下(Δε_t/2 ≤ 0.15%)两者的寿命相差较小，在较高应变幅下(Δε_t/2 > 0.15%) RuT450疲劳寿命略高于RuT300。

为了分析拉伸损伤机制，观察了RuT300和RuT450的拉伸断口。典型断口的形貌如图5和图6所示。可以看出，两种材料的基体组织完整清晰，断裂方式为解理断裂。在RuT300样品的拉伸断口可观察到石墨周围基体上的微小浅韧窝和解理刻面(图5b)、撕裂棱(图5c)、缩孔缩松(图5d)。韧窝中夹杂物(图5b)的化学成分主要为Fe、Si、S、Ca、La以及Ce等。RuT450样品的拉伸断口如图6a所示。在图6c中可见裂纹从石墨边缘处萌生，石墨与基体之间出现轻微的脱粘(图6d)。断口出现明显的河流花样解理面(图6b、c)和微小的浅韧窝和撕裂棱。

图7给出了RuT300和RuT450的拉压低周疲劳循环应力响应曲线。可以看出，两者的初始应力幅值均随着应变幅的增加而增加，且随着应变幅的增加疲劳寿命递减。RuT450在低应变幅下的循环稳定，应变幅提高至0.25%时出现显著的循环硬化。RuT300在应变幅为0.15%时也出现了显著的循环硬化。两种材料循环硬化的应力幅值达到最高点后，试样均迅速失效断裂。Qiu等^[20]指出，蠕墨铸铁试样在疲劳试验中经过循环往复的加载，其中的蠕虫状石墨剥离形成微裂纹，在裂纹尖端应力集中使相邻基体强化。在宏观循环变形过程中出现循环硬化，循环硬化幅度与发生变形的基体含量及其强化能力相关。

比较两种材料应变幅为0.2%时不同循环周次的滞回环，如图8所示。可以看出，在循环加载过程中两者的滞回环均拉压不对称(拉应力幅小于压应力幅)，是脆性石墨与基体的附着力较小且因承受拉应力发生撕裂或与基体的脱粘所致。图8a表明，RuT300的滞回环变化趋势稳定，随着循环周次的增加拉应力幅轻微增加，在循环末期拉应力显著减小，而循环压应力幅基本上不变。图8b给出了RuT450在应变幅为0.2%时不同循环周次的滞回环。可以看出，在循环过程中随着循环周次的增加拉应力明显增大，且拉应力幅均高于RuT300，在循环末期也出现了拉应力幅的衰减。值得注意的是，RuT450在循环末期其拉应力幅衰减的程度低于RuT300。其原因是，铁素体含量较高的RuT300中石墨/铁素体界面较多，以及大量石墨脱粘和基体撕裂使循环拉应力幅显著降低。

图9给出了两种材料不同应变幅的半寿命滞回环。可以看出，随着总应变幅的增加两种材料滞回环面积增大，应力幅均提高。图9b给出了RuT450不同应变幅的半寿命滞回环，可见其拉压不对称更显著。其原因是：脆性石墨与基体之间容易脱粘和发生内部撕裂，从而使拉应力降低。同时，RuT450中珠光体的占比为84.9%，片层状珠光体的强度比铁素体高，在压缩过程中其高强度的特点更为显著，从而使RuT450的拉压不对称性比铁素体含量更高的RuT300(图9a)严重。

疲劳断裂特有的断口形貌，是对其分析的根本依据。图10给出了RuT300的典型疲劳断口形貌。可以看出，疲劳裂纹源区位于试样边缘(b)处，如图10a所示。将(b)处放大，如图10b所示，可见裂纹由试样边缘石墨剥离处萌生且呈多源疲劳开裂，应变幅大和疲劳源多，使裂纹的扩展就可能导致最终断裂且裂纹面不平展。从图10c可见，分布在不同裂纹面交汇区域、类似拉伸断口的浅韧窝，韧窝中有CeS和MgS等夹杂物。在远离疲劳源的断口边缘附近，可见尺寸较大的缩孔缩松缺陷(图10d)。在疲劳源区没有发现图10d中的孔缩松缺陷，可以推断在疲劳裂纹萌生过程中夹杂和缩孔缩松缺陷的作用不大。图11给出了RuT450的典型疲劳断口。可以看出，与RuT300相同，RuT450也呈多源疲劳开裂，开裂后裂纹沿着石墨扩展。疲劳源用白色圆形标记(图11a)。从图11b、c可见石墨尖端延伸出的二次裂纹。基体的断裂以准解理断裂为主，可见大量间断性的河流状花纹，其周围分布着细小的撕裂棱。

为了分析RuT300和RuT450的低周疲劳的断裂机理，在其断口疲劳源的纵向切取薄片，研磨、抛光和腐蚀后观察纵剖面的组织。图12给出了RuT300室温低周疲劳试样断口的纵剖面。试样的总应变幅为0.15%，疲劳寿命为10000周次。清晰可见纵断面上的主裂纹(以白色虚线标明)沿着石墨与铁素体(灰黑色区域)的交界延伸。值得注意的是，在主裂纹穿越的区域中珠光体的占比较低。裂纹以穿晶和沿晶两种方式扩展，较多的是沿晶扩展。放大图12a中主裂纹所在区域的位置(b、c)，如图12b所示，可见主裂纹周围石墨尖端处出现了穿晶式的二次裂纹。而在图12c中则清晰可见主裂纹从石墨尖端扩展后沿着铁素体晶界延伸到相邻石墨处。图13给出了RuT450室温低周疲劳断口的纵剖面。样品的疲劳源位于试样边缘的石墨团簇中(白色圆形)，扩展方向如图13a中的箭头所示。放大图13a中的(b、c)区域，可见主裂纹沿着石墨在铁素体与珠光体界面处扩展(图13b)或在铁素体中(图13c)产生二次裂纹。在图13d中空间珠光体内部的少量二次裂纹，可能是最终断裂区快速断裂引起的。这表明，疲劳裂纹主要是通过铁素体扩展和延伸。

从图10和11的RuT300和RuT450低周疲劳断口可见，疲劳断裂源和裂纹扩展路径在石墨团簇最密集的平面或区域内。在低周疲劳损伤过程中，试样各点发生指定的应变幅后变形量不均匀，其原因是蠕虫状石墨或铸造缺陷面积最大的区域其变形更大。但是，疲劳裂纹是在试样边缘处较大的蠕虫状石墨剥离萌生的。显然，与缩孔缩松缺陷相比，较大的蠕虫状石墨对低周疲劳性能的损伤更大。

在断口的纵剖面(图12和图13)，可见裂纹主要在石墨和铁素体团簇构成的区域扩展。根据文献[26]的结果可以推断，铁素体区域的蠕虫状石墨是其团簇分支的一个切面。这意味着，裂纹沿着蠕虫状石墨的剥离路径扩展。图14给出的疲劳断裂方式示意图表明，两种材料的珠光体和铁素体含量不同，并不是影响低周疲劳断裂的主要原因。在同一个铁素体区域，试样表面的蠕虫状石墨剥离使微裂纹萌发。这些微裂纹，沿着团簇分支扩展和聚合。在蠕墨铸铁内，每一个石墨团簇均由蠕虫状石墨和其周围的铁素体构成。RuT300的断裂形式如图14a所示，可以其内有大量的石墨团簇，裂纹优先在联通的团簇内扩展，在主裂纹周围的石墨尖端出现二次裂纹，最终裂纹沿石墨团簇聚集的平面扩展至试样断裂。RuT450中铁素体的含量较低，如图14b所示，但是其内的石墨团簇仍可能构成一个完整的面，裂纹优先在石墨团簇聚集的平面扩展(只是概率较小)，因此对疲劳寿命产生一定的影响。综上所述，结合蠕墨铸铁的低周疲劳性能和断口分析，对比两种蠕墨铸铁的断裂形式，发现与材料内部的缩孔缩松等缺陷相比，蠕虫状石墨更可能是低周疲劳裂纹萌生的主要原因。在裂纹的扩展过程中，裂纹尖端的应力集中和石墨剥离使团簇中铁素体的实际承载应力增加，使铁素体屈服甚至疲劳开裂。这是表面微裂纹穿过铁素体聚合的原因。虽然材料内的珠光体和铁素体含量不同，但是主裂纹优先在铁素体团簇密集的平面萌生且在主裂纹周围出现一些延伸至珠光体的微裂纹(图14b)。这表明，裂纹扩展经过石墨团簇时分裂，这些微裂纹在铁素体区域内扩展和聚合成较大的裂纹。但是在珠光体含量较高的RuT450基体内，裂纹仍然在两个相邻石墨团簇间的珠光体中扩展。由于珠光体中的渗碳体阻碍位错的滑移，RuT450的低周疲劳寿命略高于RuT300。这些裂纹，穿过铁素体区域并聚合形成主裂纹而使试样断裂。

蠕墨铸铁试样疲劳断裂前不会发生显著的塑性变形而难以检测，因此疲劳寿命的预测有重要的意义。蠕墨铸铁的低周疲劳损伤过程较为复杂，因此建立低周疲劳寿命的预测模型时，须计及不同服役环境损伤机制的不同。Basquin & Coffin-Manson^[27,28]模型是预测金属材料低周疲劳寿命的常用模型。使用Basquin & Coffin-Manson模型时可用公式

描述总应变幅-寿命曲线，式中Δεe2为弹性应变幅；Δεp2为塑性应变幅；σf'为疲劳强度系数；b为疲劳强度指数；εf'为疲劳延性系数；c为疲劳延性指数；E为弹性模量。用Basquin & Coffin-Manson模型拟合RuT300和RuT450的疲劳寿命随着总应变幅的变化，通过的试样不参与Coffin-Manson关系的拟合，拟合结果如图15所示。可以发现，在总应变逐渐增加的条件下，两种组织含量不同的蠕墨铸铁其总应变从主要由弹性应变组成向弹性和塑性应变共同组成转变。用中值寿命对应的这种蠕墨铸铁的弹性和塑性应变幅的Basquin & Coffin-Manson拟合，其结果为

可用寿命预测因子(LPF)评价一种寿命预测模型^[29]，即

其中N_cal和N_exp分别为由计算和实验得到的疲劳寿命。基于式(3、 4)的计算和实验结果得到的预测结果，如图16所示。其结论是，RuT300的寿命预测因子在3以内，RuT450的寿命预测因子在2以内，表明用Basquin & Coffin-Manson模型可有效预测蠕墨铸铁的低周疲劳寿命。

(1) 在蠕墨铸铁RuT300和RuT450的拉压低周疲劳实验的压缩过程中，珠光体的高强度更为显著，使RuT450的循环应力拉压不对称性比铁素体含量更高的RuT300更严重。

(2) 在室温低周疲劳实验中，相同应变幅下RuT450的平均疲劳寿命比RuT300的略高，裂纹主要在铁素体和石墨构成的团簇间扩展，RuT450的珠光体含量比Rut300高，对低周疲劳寿命有一定的影响。

(3) Basquin & Coffin-Manson模型能较好地预测RuT300和RuT450的低周疲劳寿命，且有一定的适用性。