第2章 疲劳失效影响因素与提高疲劳强度的措施
2.1 应力集中效应
2.1.1 应力分布及材料对应力集中的敏感性
在零件几何形状变化处，如轴肩、沟槽、横孔、键槽等，零件的应力分布不均匀，局部应力远大于名义应力的现象称为应力集中效应。
图28-2-1表示受拉宽板上圆孔附近的应力分布。通过孔中心的横截面上的轴向应力σy和横向应力σx分别为：
（28-2-1）
（28-2-2）
式中 σn——名义应力；
σy——轴向应力；
σx——横向应力；
x——离孔中心的距离；
r——孔的半径。
图28-2-1（b）表示σy /σn和σx /σn随x/r变化的曲线。可以看出，孔边上的应力σy为名义应力的三倍，且σy值随着离孔边距离的增大而迅速降低。
图28-2-1 宽板上圆孔附近沿着x—x截面的应力分布
在材料的弹性范围内，最大局部应力σmax与名义应力σn的比值ασ，称为理论应力集中系数，即
（28-2-3）
剪应力的理论应力集中系数定义为：
（28-2-4）
理论应力集中系数的大小，一般不能作为由于存在局部峰值应力而使疲劳强度降低的指标。应力集中区的局部峰值应力常超过屈服点，使部分材料产生塑性变形，从而使应力重新分配。应力集中对零部件疲劳强度的影响不仅取决于其几何形状，而且还与材料性质以及载荷类型等因素有关。
在循环应力条件下，把实际衡量应力集中对疲劳强度影响的系数，称为有效应力集中系数Kσ或Kτ。在载荷条件和绝对尺寸相同时，循环应力下的有效应力集中系数，等于光滑试样的疲劳极限与有应力集中试样的疲劳极限之比，即
（28-2-5）
式中 σ-1和τ-1——光滑试样对称循环弯曲（或拉压）的疲劳极限和对称循环扭转的疲劳极限；
（σ -1）K和（τ -1）K——有应力集中试样对称循环弯曲（或拉压）的疲劳极限和对称循环扭转的疲劳极限。
有效应力集中系数K总是小于理论应力集中系数α。为了在数量上估计K与α之间的差别，引入了材料对应力集中的敏性系数q，它们之间的关系为
对弯曲或拉压：
（28-2-6）
对扭转：
（28-2-7）
或写成
（28-2-8）
如qσ=0和qτ=0，则Kσ=1和Kτ=1，表明材料对应力集中不敏感。如qσ=1和qτ=1，则Kσ=ασ和Kτ=ατ，表明材料对应力集中十分敏感。q值一般在0～1之间，在实际应用中，常设qσ=qτ=q。
敏性系数的统计参数，见表28-2-1。
钢材的敏性系数q，可查图28-2-2。
2.1.2 理论应力集中系数
在一定的应力状态下，理论应力集中系数α 是几何参数，仅由零件的几何形状决定。假设材料是各向同性均匀的，在材料的弹性极限范围内，局部最大应力σmax（τmax）可以用弹性力学解析法、光弹法或有限元法求得，从而得到不同几何形状的试样在不同载荷下的理论应力集中系数。
表28-2-1 材料的敏性系数q的统计数值（旋转弯曲疲劳试验）
图28-2-2 钢的应力集中敏性系数与材料的力学性能和缺口圆角半径的关系
1—Rm=1300MPa；2—Rm=1200MPa；3—Rm=1000MPa；4—Rm=800MPa；5—Rm=600MPa；6—Rm=400MPa
2.1.3 有效应力集中系数
求有效应力集中系数有两种方法：一是直接用零部件在特定材料及形状下试验求得；另一种是按照式（28-2-8）的关系，由零件的几何形状查得相应的理论应力集中系数α，当该材料与有关尺寸确定的敏性系数q已知时，即可求得有效应力集中系数。前者最能表征实际情况，所以在疲劳强度设计中，应尽可能采用。
某些典型的零件结构的有效应力集中系数如图28-2-3～图28-2-33及表28-2-2、表28-2-3所示。
2.1.3.1 带台肩圆角的机械零件的有效应力集中系数
图28-2-3 阶梯钢轴的对称拉压的有效应力集中系数（实线）
图28-2-4 阶梯钢轴的弯曲的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm=700MPa；5—Rm=600MPa；6—Rm≤500MPa
图28-2-5 阶梯钢轴的弯曲的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm=700MPa；5—Rm=600MPa；6—Rm≤500MPa
图28-2-6 阶梯钢轴的弯曲的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm=700MPa；5—Rm=600MPa；6—Rm≤500MPa
图28-2-7 阶梯钢轴的扭转的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm≤700MPa
图28-2-8 阶梯钢轴的扭转的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm≤700MPa
图28-2-9 阶梯钢轴的扭转的有效应力集中系数
1—Rm≥1000MPa；2—Rm=900MPa；3—Rm=800MPa；4—Rm≤700MPa
2.1.3.2 带沟槽的机械零件的有效应力集中系数
图28-2-10 有环形槽轴的对称拉压的有效应力集中系数
图28-2-11 有环形槽轴的旋转弯曲的有效应力集中系数
图28-2-12 有环形深槽钢轴的旋转弯曲的有效应力集中系数（虚线为理论应力集中系数）
1—wC=0.25%；2—wC=0.38%；3—wC=0.75%；4—Ni-Cr钢；5—Ni-Cr钢
图28-2-13 有环形槽钢轴的旋转弯曲的有效应力集中系数
1—wC=0.22%；2—wC=0.25%；3—wC=0.38%；4—wC=0.76%；5—wNi=2.8%，ωCr=0.7%
图28-2-14 有环形槽钢轴的对称弯曲的有效应力集中系数
图28-2-15 有环形槽钢轴的对称扭转的有效应力集中系数
2.1.3.3 开孔的机械零件的有效应力集中系数
图28-2-16 有横孔钢轴的对称拉压的有效应力集中系数
图28-2-17 有横孔钢轴的拉压的有效应力集中系数
1—wC=0.07%低碳钢，Rm=330MPa；2—Ni-Cr-Mo钢（wC=0.43%，wNi=2.64%，wCr=0.75%，wMn=0.65%，wMo=0.58%，wV=0.05%）
图28-2-18 有横孔的空心铸铁圆管的旋转弯曲的有效应力集中系数
1—球墨铸铁，D=23mm；2—孕育铸铁，D=12mm；3—孕育铸铁，D=23mm（铁素体包围着片状石墨的铸铁称孕育铸铁）
图28-2-19 有横孔钢轴的旋转弯曲的有效应力集中系数
图28-2-20 有横孔的钢轴的对称扭转的有效应力集中系数
2.1.3.4 其他常用零件的有效应力集中系数
图28-2-21 有孔钢板的有效应力集中系数
图28-2-22 有键槽、横孔的钢轴扭转的有效应力集中系数
1—矩形花键；2—渐开线花键；3—键槽；4—横孔
图28-2-23 有螺纹、键槽、横孔的钢零件的弯曲（拉伸）的有效应力集中系数
图28-2-26 钢轴上配合件
的有效应力集中系数与尺寸系数的比值
1—d≥100mm；2—d=50mm；3—d≤30mm
图28-2-27 钢轴上配合件
的有效应力集中系数与尺寸系数的比值
1—d≥100mm；2—d=50mm；3—d≤30mm
图28-2-28 钢轴上配合件
的有效应力集中系数与尺寸系数的比值
1—d≥100mm；2—d=50mm；3—d≤30mm
图28-2-29 压入的过盈配合钢轴的弯曲的有效应力集中系数
p—径向压力，MPa；E—弹性模量，MPa；D1—轴套的内径，mm；D—轴套的外径，mm；d—轴的直径，mm
图28-2-30 花键钢轴的有效应力集中系数
1—渐开线花键轴，弯曲；2—渐开线花键轴，扭转；3—矩形花键轴，扭转
图28-2-31 有单键槽或双键槽的钢轴的有效应力集中系数
图28-2-32 钢曲轴的有效应力集中系数
图28-2-33 螺纹连接的拉压的有效应力集中系数（钢件）
表28-2-2 螺纹连接中的有效应力集中系数
注：本表适用于d≤16mm的米制螺纹，对于大尺寸的螺纹，应考虑尺寸系数。表中的疲劳极限是拉压疲劳试验得到的数值。
表28-2-3 有键槽钢轴的有效应力集中系数
①在装有配合件情况下试验。
2.2 尺寸效应
在疲劳试验机上试验所用的试样直径通常为6～10mm，而一般零件的尺寸与试样有很大差别。尺寸因素对疲劳机械主要有如下影响：
1）尺寸增大时，材料的疲劳极限降低；
2）强度高的合金钢比强度低的合金钢尺寸影响大；
3）应力分布不均匀性增大时，尺寸影响大。
为在设计中计入这种影响，引入尺寸系数ε。
尺寸系数的定义为：当应力集中情况相同时，尺寸为d的零件的疲劳极限与标准试样的疲劳极限之比值，即
（28-2-9）
式中 （σ -1）d 、（τ -1）d ——尺寸为d的零件对称循环弯曲疲劳极限和对称循环扭转疲劳极限；
σ -1、τ -1 ——标准直径试样的对称循环弯曲疲劳极限和对称循环扭转疲劳极限。
尺寸系数ε的数据很分散，对于重型及一般机械设计，推荐图28-2-34，这是锻钢的尺寸系数值；对于铸钢，应将图28-2-34的数据再降低5%～10%；对于制造质量控制严格的锻钢件，尺寸系数可适当提高。对于低合金结构钢，建议用碳素钢这条曲线。
表28-2-4～表28-2-6分别给出钢试样的尺寸系数ε的统计参数，绝对尺寸影响系数εσ、ετ和光滑钢轴和阶梯钢轴对称循环下的弯曲疲劳试验结果。
图28-2-34 锻钢疲劳极限的尺寸系数ε
表28-2-4 钢试样的尺寸系数ε的统计参数
表28-2-5 绝对尺寸影响系数εσ、ετ
表28-2-6 光滑钢轴和阶梯钢轴对称循环下的弯曲疲劳试验结果
2.3 表面状态效应
2.3.1 表面精度影响
疲劳试验的标准试样表面都经过磨光，而实际零件的表面加工方法则多种多样，表面加工粗糙相当于存在很多微缺口，在零件承受载荷时就产生应力集中。不管零件承受弯曲或扭转或两者联合作用的载荷，都是零件表面应力最大，所以疲劳源多从表面开始。因此表面质量不同，其抗疲劳强度也不同。粗糙表面导致疲劳强度降低。为了计入这一影响，在疲劳强度计算中引入了表面加工系数β1，其定义为
（28-2-10）
式中 （σ-1）β——某种表面加工情况下试样的疲劳极限；
σ-1——磨光试样的疲劳极限。
图28-2-35为钢试样弯曲或拉压循环载荷时的表面加工系数。对于扭转疲劳，在缺乏试验数据时，可取弯曲时的表面加工系数代之。
图28-2-35 钢试样的表面加工系数β
1—抛光；2—磨光；3—精车；4—粗车；5—锻造
表28-2-7是表面加工系数的统计参数。
2.3.2 表面强化效应
由于机械零件的疲劳裂纹常开始于表层，所以强化表层是提高零件疲劳强度的有效方法。表面强化工艺可分为三类：①机械方法，如喷丸及辊压等；②化学方法，如渗碳及氮化等；③热处理，如高频、中频
及工频淬火，火焰淬火等。由此引入了表面强化系数β2，即
（28-2-11）
式中 （σ-1）j ——经强化工艺试样的疲劳极限；
σ-1——未经强化工艺试样的疲劳极限。
各种强化工艺的表面强化系数β2见表28-2-8。
表28-2-9～表28-2-16为感应加热淬火、渗氮、渗碳、辊压等强化处理后的疲劳试验结果。
表28-2-7 表面加工系数的均值
及标准差Sβ
表28-2-8 表面强化系数β2荐用值
表28-2-9 感应淬火对圆柱钢试样对称弯曲疲劳极限的影响
注：材料为w（C）=0.46%碳钢，d=2R=16mm，Rm=771MPa。
表28-2-10 感应淬火对w（C）=0.4%碳钢光滑和缺口试样旋转弯曲疲劳极限的影响（硬化层厚度1.2mm）
①半径0.3mm的U形缺口。
表28-2-11 渗氮和渗碳的表面强化系数β2
表28-2-12 氮化与未氮化的疲劳极限 MPa
表28-2-13 渗碳钢试样的旋转弯曲疲劳极限 MPa
①缺口半径R=0.75mm。
注：试样直径d=10mm，渗碳深度1.0～1.2mm，渗碳温度1050℃。
表28-2-14 辊压对不同尺寸钢试样旋转弯曲疲劳极限的影响
表28-2-15 42CrMo钢辊压前后的疲劳极限（N=106） MPa
表28-2-16 各种组织的铸铁的辊压效果
2.4 载荷影响
载荷影响包括载荷类型、载荷频率及平均应力影响等。
2.4.1 载荷类型影响
机械零件承受载荷类型有拉、压、弯、扭及以上4种的组合作用。疲劳数据多是用旋转弯曲疲劳试验获得的。在缺少其他加载方式的试验数据时，用载荷系数CL来修正。一般取拉、压的载荷系数CL=0.85，扭转的载荷系数CL=0.58。
对于重要的零构件，应该用相同载荷类型下试验得到的数据来进行计算或设计。
2.4.2 载荷频率影响
对于高周疲劳，在空气中，室温下进行试验，频率对疲劳极限影响很小。但在腐蚀环境或高温条件下试验时，频率对疲劳极限影响很大。图28-2-36是几种材料的频率-疲劳极限曲线。由图可见，当频率小于1000Hz时，疲劳极限随着频率的增加稍有增加，其后出现最大值。当频率再增加时，疲劳极限下降。
图28-2-36 载荷频率对金属疲劳极限的影响
1—w（C）=0.86%碳素钢；2—w（C）=0.11%碳素钢；3—铜；4—铝
因此，在室温下工作的机械，一般不考虑频率的影响。在腐蚀及高温环境下工作的机械，则必须考虑频率的影响。
2.4.3 平均应力影响
不同的平均应力可用应力比r反映。表28-2-17和表28-2-18是国产钢不同应力比下的拉-压和扭转的疲劳极限。有平均应力的载荷称为不对称载荷，其相应的应力称为不对称循环应力。在进行强度计算时，常将不对称循环应力折算成等效的对称循环应力。等效应力幅σA=σa+ψσm，ψ称不对称循环度系数或平均应力影响系数。
表28-2-17 7种国产钢不同应力比下的拉-压疲劳极限 MPa
表28-2-19是7种国产钢的平均应力影响系数。图28-2-37和图28-2-38是国产45钢和40Cr在3种应力集中系数ασ下的疲劳极限线图（或称等寿命曲线图）。图28-2-39是不同应力集中系数对平均应力影响系数的影响曲线。应用图28-2-39中曲线可查出不同应力集中下的ψσ值。在缺少数据的情况下，用光滑试样的ψσ值来代替有应力集中条件下的ψσ，对于设计来说是偏于安全的。
其他加载情况和表面状态条件对ψσ值也有影响，见表28-2-20和表28-2-21。
表28-2-18 两种国产钢不同应力比下的扭转疲劳极限 MPa
图28-2-37 45钢在不同应力集中系数下的疲劳极限线图（N=107）45钢经正火，其Rm=612MPa，ReL=361MPa
图28-2-38 40Cr在不同应力集中系数下的疲劳极限线图（N=107）40Cr经调质，其Rm=858MPa，ReL=673MPa
表28-2-19 7种国产钢的平均应力影响系数
图28-2-39 应力集中系数与平均应力影响系数ψσ的关系曲线
表28-2-20 钢的系数ψσ和ψτ
表28-2-21 铸铁和铝合金的系数ψσ和ψτ
2.5 环境因素
疲劳试验通常是使试样表面与周围大气直接接触，加循环拉压或弯曲载荷并在室温下进行的。但在某些实际应用中，要求零件在高于或低于室温的温度下工作，或要求在腐蚀环境中工作。这里所讲的温度、腐蚀环境等，都属于环境因素。
2.5.1 腐蚀环境
在腐蚀环境中进行疲劳试验与在空气中进行试验的结果有很大区别。空气中试验的S-N曲线一般有水平部分，在腐蚀环境中试验的S-N曲线则没有水平部分。由于腐蚀介质的作用，使材料的疲劳强度降低很多，降低的程度，随材料不同而不一样。图28-2-40表示多种金属试样，在空气中及盐水和盐水喷雾中进行拉压疲劳试验所得的S-N曲线，试验频率为37Hz。
2.5.1.1 载荷频率的影响
在腐蚀环境中，试验频率对腐蚀疲劳强度有很大影响。当试验频率降低时，腐蚀疲劳极限也随之降低。图28-2-41是20Cr钢的试验频率和腐蚀系数的关系。
图28-2-40 试样在空气中和喷雾的盐水介质中的S-N曲线
1—17/7铬镍钢；2—18/8铬镍钢；3—15%铬钢；4—0.5%碳钢；5—0.35%碳钢；6—0.17%碳钢；7—硬铝；8—镁合金（2.5%Al）；9—17/7铬镍钢；10—18/8铬镍钢；11—15%铬钢；12—0.5%碳钢；13—0.17%碳钢；14—硬铝；15—镁合金（2.5%Al）（百分数为质量分数）
图28-2-41 20Cr钢试样的试验频率和腐蚀系数的关系
1—在航空油中，试样磨光；2—在航空油加2%（质量分数）油酸中，试样磨光；3—在淡水加2%（质量分数）异戊醇中，试样磨光；4—在淡水加2%（质量分数）异戊醇中，试样车削
图28-2-42为铸钢ZG20SiMn和ZG0Gr13Ni4Mo在淡水介质中的腐蚀疲劳极限与试验频率的关系曲线。当频率降低，腐蚀疲劳极限也随之降低。
图28-2-42 试验频率对铸钢在淡水介质中的腐蚀疲劳强度的影响
1—铸造结构钢ZG20SiMn；2—铸造不锈钢ZG0Cr13Ni4Mo
2.5.1.2 腐蚀方式的影响
腐蚀方式有喷雾、滴流和浸入等。喷雾时，腐蚀介质中的含氧量最多，滴流次之，浸入最少。含氧量高，腐蚀介质的活性大，对试样的腐蚀作用严重，使其疲劳强度降低明显。表28-2-22为水轮机转轮常用材料在淡水中的疲劳极限，并与空气中的相比较。
表28-2-22 腐蚀介质加于试样上的不同方式的疲劳极限 MPa
除此以外，试验前试样浸入介质中的时间也对疲劳强度有影响，图28-2-43和图28-2-44分别为预腐蚀对铝合金和钢试样疲劳极限的影响。
图28-2-43 预腐蚀对铝合金疲劳极限的影响
1—10天；2—50天；3—100天（天数——试验前将试样浸于淡水中的天数）试验循环次数107，旋转弯曲试验
图28-2-44 预腐蚀对钢试样疲劳极限的影响
1—1天；2—2天；3—4天；4—7天；5—10天；6—25天；7—50天；8—200天（天数——试验前将试样浸于淡水中的天数）试验循环次数107，旋转弯曲试验
2.5.1.3 腐蚀介质的影响
图28-2-45表示在低于疲劳极限的工作应力下pH值对wC=0.18%钢腐蚀疲劳寿命的影响，从图中可以看出，pH值在4以下时，pH值下降时腐蚀疲劳寿命降低，pH值在4～10之间寿命保持恒定；pH值在10～12时寿命显著增加；pH>12时，疲劳极限接近于空气中的疲劳极限。
图28-2-45 pH值对低碳钢的腐蚀疲劳寿命的影响
1—σ=268MPa；2—σ=816MPa腐蚀环境：wNaCl=3%，空气饱和，25℃
2.5.1.4 结构尺寸与形状的影响
腐蚀疲劳寿命主要由裂纹的扩展阶段所决定，当尺寸增大时，裂纹穿过横截面所需的循环数增大，即寿命增长。表28-2-23为wC=0.22%时低碳钢旋转弯曲的疲劳试验数据，试验是将试样浸在盐水中进行的。
图28-2-46给出了20Cr钢的尺寸系数，由图中可以看出，在淡水介质中的腐蚀尺寸系数大于1.0，其试验数据见表28-2-24。
图28-2-46 腐蚀疲劳中的尺寸系数εf
1—在淡水中；2—在机油加2%油酸中；3—在空气中
表28-2-23 低碳钢（wC=0.22%）试样的疲劳极限 MPa
表28-2-24 20Cr钢试样的尺寸系数
图28-2-47为20Cr钢的光滑试样及有缺口试样，在空气、润滑油及水中对称循环应力下的腐蚀疲劳曲线。
设已知有缺口试样在空气中试验的有效应力集中系数Kσ，则在腐蚀环境中，有效应力集中系数Kσf可近似用下式求得，即
（28-2-12）
图28-2-47 20Cr钢试样的腐蚀疲劳曲线
1—在空气中，光滑试样；2—在机油中，光滑试样；3—在水中，光滑试样；4—在空气中，缺口试样；5—在机油中，缺口试样；6—在水中，缺口试样
式中 σ-1——光滑试样在空气中试验的疲劳极限；
σ'-1——有缺口试样在空气中试验的疲劳极限；
（σ-1）f——光滑试样在腐蚀环境中试验的疲劳极限；
（σ'-1）f——有缺口试样在腐蚀环境中试验的疲劳极限。
β3——腐蚀系数。
表28-2-25表示光滑试样及有应力集中的试样，在空气或腐蚀环境中试验得到的数据，还给出了由式（28-2-12）算得的有效应力集中系数Kσf值，并与试验得到的Kσf值相比较。
表28-2-25 腐蚀环境及应力集中同时作用的疲劳极限
①铬镍钢的成分：wC=0.4%，wMn=0.75%，wNi=1.0%～1.5%，wCr=0.45%～0.75%。
2.5.2 温度的影响
2.5.2.1 低温的影响
低温下的疲劳强度，与室温相比，都随温度的降低而升高，几乎所有的金属都是如此，而且温度越低，疲劳强度越高。
温度降低时疲劳极限提高的数值，软金属比硬金属大，特别是碳钢最大。
低温下材料疲劳强度的提高，缺口试样比光滑试样低，即金属在低温下，应力集中的敏性系数特别大。因此，在低温下工作的重要零部件，应尽量减少应力集中，以防止在低温下出现脆性断裂。
表28-2-26和表28-2-27为低温下材料疲劳极限数据。表28-2-28是将各种材料在低温下的疲劳极限处理后得到的平均值，表中大多数的数据是在循环数N=106次循环下试验得到。
表28-2-26 温度对钢静强度和疲劳极限的影响
表28-2-27 材料的低温疲劳极限
表28-2-28 低温下金属的疲劳极限比值
图28-2-48为温度对铝合金及钢的疲劳极限的影响。图28-2-49为在300K以及在78K和4K低温下由5种材料测得的S-N曲线。
表28-2-29为材料在低温下的有效应力集中系数。图28-2-50及图28-2-51为金属在低温下的有效应力集中系数。图28-2-52为钢的光滑试样与缺口试样在低温和室温下疲劳极限均值的比值。
2.5.2.2 高温的影响
低碳钢在400℃以下，铝合金或镁合金在100℃或150℃以下时，温度对疲劳极限的影响很小，温度高于以上值，继续升高时，疲劳极限降低很快。疲劳强度随温度提高的变化情况，随不同的金属而异。
高温下材料的疲劳极限之所以降低得很多，主要是因为高温下的疲劳总是伴随着蠕变。由于蠕变作用，频率效应就变得很大，破坏有取决于应力作用的总时间的趋势。
高温对材料疲劳极限的影响见图28-2-53～图28-2-57。
高温时材料的S-N曲线见图28-2-58～图28-2-69。
图28-2-48 温度对铝合金及钢的疲劳极限的影响（N=106）各合金及钢的化学成分（质量分数，%）如下：1—铝合金（Mg1.0，Cu0.25，Si0.6，Cr0.25）；2—铝合金（Mn0.6，Mg1.5，Cu4.5）；3—铝合金（Mg2.5，Cu1.6，Cr0.3，Zn5.6）；4—合金钢（C0.3，Mn0.7，Ni3.5）；5—合金钢（C0.3，Mn0.8，Si0.3，Ni0.6，Cr0.53，Mo0.18）；6—合金钢（C0.07，Cr17，Ni6.5，Ti0.37，Al0.12）；7—18-8奥氏体钢（Cr18，Ni8）
图28-2-49 低温对低周疲劳的影响
试验温度：
—300K（室温）；
—78K（液氮）；
—4K（液氦）
表28-2-29 材料在低温下的有效应力集中系数
图28-2-50 碳钢在低温下的有效应力集中系数
1—低碳钢（wC=0.08%）的拉压疲劳；2—低碳钢（wC=0.08%）的旋转弯曲疲劳；3—中碳钢（wC=0.6%）的旋转弯曲疲劳；4—焊接结构轧材，Rm=402MPa，ασ=2，钢的拉压疲劳；5—焊接结构轧材，ασ=4加拉压疲劳；6—焊接结构轧材，ασ=5.6加拉压疲劳
图28-2-51 金属材料在低温下的有效应力集中系数
1—耐腐蚀铝合金，ασ=6，拉压疲劳；2—耐腐蚀铝合金，ασ=4；3—耐腐蚀铝合金，ασ=2；4—镍钢（wNi=9%），ασ=6，拉压疲劳；5—镍钢（wNi=9%），ασ=4；6—镍钢（wNi=9%），ασ=2；7—不锈钢酸钢，拉压疲劳；8—铬钼钢（wCr=0.83%，（wMo=0.22%），拉压疲劳；9—60钢，拉压疲劳；10—35钢，拉压疲劳
图28-2-52 无缺口钢（光滑试样）和有缺口钢（缺口试样）在低温下的疲劳极限与在室温下的疲劳极限的均值之比值（各纵行底部示出所用材料种类及数目）
图28-2-53 温度对材料疲劳极限的影响
1—30CrMo钢；2—30CrNiMo钢；3—钢［w（C）=0.17］；4—1Cr13钢；5—1Cr18Ni9Ti钢
图28-2-54 温度对材料旋转弯曲疲劳极限的影响
1—Ni-Cr钢；2—Cr-Mo-V钢；3—钢（wC=12%）；4—钢（wC=0.5%）；5—钢（wC=0.25%）；6—18Cr-8Ni钢；7—钢（wC=0.17%）；8—铸铁
图28-2-55 温度对尼莫尼克合金疲劳强度的影响
1—尼莫尼克80，轴向对称循环应力，N=4×107；2—尼莫尼克90，轴向对称循环应力，N=3.6×107；3—尼莫尼克90，旋转弯曲应力，N=3.6×107；4—尼莫尼克100，旋转弯曲应力，N=4.5×107
图28-2-56 温度对材料疲劳极限的影响
1—钢［w（C）=0.48%］；2—Cr-Ni-Mo钢；3—钢［w（Cr）=12%］；4—耐热钢；σ-1—室温下的疲劳极限；（σ-1）t—温度t时的疲劳极限
图28-2-58 低碳钢在400℃时的S-N曲线
1—旋转弯曲疲劳；2—拉压疲劳
图28-2-59 铁基合金N-155在高温下的旋转弯曲S-N曲线
1—温度t=20℃；2—温度t=650℃；3—温度t=730℃；4—温度t=815℃N-155的合金成分（质量分数，%）：C0.08～0.16，Mn1.0～2.0，Si小于1，Cr2.0～22.5，Ni19.0～21.0，Co18.5～21.0，Mo20.50～3.50，W2.0～3.0，Nb0.75～1.25，N0.10～0.20
图28-2-60 铁基合金N-155在815℃时的S-N曲线
1—应力比r=-0.242；2—应力比r=-1；3—应力比r=0.6；4—应力比r=1
图28-2-61 缺口对S-816合金在900℃时的σ-t和σ-N曲线
1—r=+1，ασ=3.4；2—r=+1，ασ=1（光滑试样）；3—r=0.2，ασ=1；4—r=0.2，ασ=3.4；5—r=-1，ασ=1；6—r=-1，ασ=3.4
图28-2-62 GH4037合金的高温时的S-N曲线
1—700℃；2—800℃；3—850℃
图28-2-63 碳钢（wC=0.17%）在450℃时，频率对拉压疲劳极限的影响
1—试验频率f=2000min-1；2—试验频率f=125min-1；3—试验频率f=10min-1
图28-2-64 镍基高温合金在不同温度下的S-N曲线
1—600℃；2—800℃；3—900℃；4—950℃；5—1000℃镍基高温合金化学成分（质量分数，%）：Cr5，W5，Mo4，Co4.5，Al5.5，Ti2.8，C0.15，B0.0
图28-2-65 GH3032合金在不同温度下的S-N曲线
1—20℃；2—700℃；3—800℃
图28-2-66 材料在高温下的S-N曲线
1—钛合金，t=200℃；2—镍基合金，t=700℃；3—镍基合金，t=800℃
图28-2-67 Cr2W9V钢在800℃时的p-S-N曲线
1—存活率p=50%；2—存活率p=68%；3—存活率p=95.4%；4—存活率p=99.7%
图28-2-68 温度及频率对304奥氏体不锈钢低周疲劳S-N曲线的影响
1—f=10min-1，t=430℃；2—f=10-3min-1，t=430℃；3—f=10min-1，t=650℃；4—f=10min-1，t=816℃；5—f=10-3min-1，t=650℃；6—f=10-3min-1，t=816℃
图28-2-69 2.25Cr-1Mo钢在高温对称弯曲时保持时间对S-N曲线的影响
1—室温，保持时间为0，经过时间1min；2—温度600℃，保持时间为0，经过时间1min；3—温度600℃，保持时间30min，经过时间31min；4—温度600℃，保持时间300min，经过时间301min
高温对金属疲劳性能影响的主要因素包括：材料因素、温度因素、频率因素、应力集中因素、表面状态因素以及平均应力因素。
（1）材料因素
试验表明，疲劳强度（σ-1）与强度极限（Rm）之间存在着一定的关系，但是在不同的材料和不同的组织状态下，这种关系可在很宽的范围内变化。材料的疲劳极限与强度极限的比值σ-1/Rm称为疲劳比。对大多数材料，疲劳比随温度的升高而增高。表28-2-30示出了不同材料在不同温度下的疲劳比。由此可见，材料在不同温度下的疲劳极限和强度极限均需单独试验确定，不宜借助疲劳比相互换算。
（2）温度因素
随着温度的升高，疲劳强度一般有降低的趋势，越接近熔点，降低趋势越明显。疲劳强度的降低是由于发生了再结晶、扩散和溶解等过程引起的。但也有某些过程能提高疲劳强度，如时效硬化和应变硬化。因此，有些材料在高温时的疲劳强度反而比室温时高，疲劳强度随温度的变化规律比较复杂。表28-2-31～表28-2-34也是温度对疲劳强度的影响数据。
表28-2-30 不同材料在不同温度下的疲劳比
表28-2-31 不同温度下材料的疲劳极限（N=108）σ-1 MPa
表28-2-32 不同温度下材料的旋转弯曲疲劳极限（N=107）σ-1 MPa
表28-2-33 不同温度下材料的疲劳极限（N=1.2×108）σ-1 MPa
表28-2-34 叶片钢的疲劳极限（N=107）σ-1 MPa
（3）频率因素
高温疲劳的频率效应显著，主要是由于存在着蠕变作用的关系。频率低，应力作用的时间长，使蠕变的成分增加，裂纹扩展速度加快。此外，随频率的改变，断裂的特征也不同。频率较高时为穿晶断裂，较低时为沿晶断裂，中间则为混合断裂。图28-2-70示出了 A-286合金的断口形态与频率的关系。图28-2-71示出了频率对U-700镍基高温合金疲劳寿命的影响。
图28-2-70 A-286合金在593℃时断口形态与频率的关系
1—在空气中；2—在真空中
图28-2-71 频率对U-700镍基合金在760℃时的疲劳寿命的影响
（4）应力集中因素
在高温下缺口产生的应力集中，大多数情况下会导致疲劳强度降低。缺口越尖锐，应力集中越严重，疲劳强度降低越多。表28-2-35为缺口对疲劳极限的影响。
一般讲，在有缺口时，高温疲劳强度是降低的。但是当应力比r不同时，也会出现不同的结果。图28-2-61为S-816合金在900℃时的S-N曲线。当静载荷时，r = +1，ασ=3.4的缺口试样在同一应力水平下的寿命大于光滑试样。当r=0.2，即在蠕变和疲劳复合作用的情况下，在低寿命区，缺口试样的疲劳强度低于光滑试样；在高寿命区，缺口试样的疲劳强度高于光滑试样。当r=-1，即在对称应力循环下，缺口试样的疲劳强度低于光滑试样。
图28-2-72为在旋转弯曲试验时，钢试样的应力集中敏性系数q随温度的变化曲线。图28-2-73为高温下碳钢的有效应力集中系数。
表28-2-35 缺口对疲劳极限的影响
图28-2-72 钢在高温下的应力集中敏性系数q
1—1Cr13钢；2—30CrMo钢
图28-2-73 高温下碳钢的有效应力集中系数Kσ
1—wC=0.21%钢，f=2980min-1，T=300℃；2—wC=0.21%～0.72%钢，f=150min-1，T=20℃；3—wC=0.21%钢，f=2980min-1，T=500℃；4—wC=0.72%钢，f=2980min-1，T=500℃；5—wC=0.72%钢，f=2980min-1，T=575℃；6—wC=0.72%钢，f=150min-1，T=575℃；7—wC=0.21%钢，f=150min-1，T=500℃
（5）表面状态因素
材料的疲劳强度与表面状态有很大关系。表面粗糙度增加，疲劳强度就降低。各种表面强化工艺，对高温下材料疲劳强度的影响，随着温度的升高而降低。表28-2-36为各种加工工艺对镍基合金GH3032（CrNi77TiAl）试样疲劳寿命的影响。表28-2-37为表面喷丸对钴基合金缺口试样疲劳强度的影响，试样为边长15.2mm的方形截面，材料为钴基合金S-816，进行平面弯曲疲劳试验，缺口为有60°的V形槽，槽深1.9mm，槽的根部圆角半径0.76mm。将试样先经磨削引入残余拉应力，再经喷丸引入残余压应力。由于槽部磨削引入残余拉应力，使有效应力集中系数Kσ在室温下大于ασ；表面喷丸引入残余压应力，使Kσ在室温下比ασ值小得多。但随着温度的升高，磨削的有害效应及喷丸的有利效应将逐渐消失。表28-2-38为表面残余压应力对铁基合金疲劳性能的影响。
（6）平均应力因素
平均应力σm对材料疲劳强度的影响可用等寿命曲线来表示。在高温疲劳中，随着温度的提高，整个曲线向原点移动，即蠕变强度及疲劳强度都降低。图28-2-74为钴基合金S-816在室温24℃及高温下的等寿命曲线，实线为光滑试样，虚线为缺口试样（ασ=3.4）。图28-2-75为N-155合金的等寿命曲线。
表28-2-36 各种加工工艺对镍基合金GH3032试样疲劳寿命的影响
注：电抛光试样的寿命设为100%。
表28-2-37 表面喷丸对钴基合金缺口试样疲劳强度的影响
表28-2-38 表面残余压应力对铁基合金疲劳性能的影响
图28-2-74 钴基合金S-816在100h寿命或2.16×107次循环下，有平均拉应力时的等寿命曲线
1—光滑试样，T=24℃；2—缺口试样（ασ=3.4），T=24℃；3—光滑试样，T=732℃；4—缺口试样（ασ=3.4），T=732℃；5—光滑试样，T=816℃；6—缺口试样（ασ=3.4），T=816℃；7—光滑试样，T=900℃；8—缺口试样（ασ=3.4），T=900℃；A点—900℃；B点—816℃；C点—732℃；D点—24℃
图28-2-75 N-155合金光滑试样在150h寿命下有平均应力时的等寿命曲线
1—室温；2—538℃；3—649℃；4—732℃；5—816℃
2.6 提高零件疲劳强度的方法
机械零部件的疲劳强度，主要取决于三个环节，即选材、设计及制造工艺。提高机械零部件疲劳强度的方法，也是从选材合理、设计先进及采用强化工艺三方面来考虑的。
2.6.1 合理选材
在零件设计选材时，既要满足静强度要求，又要注意材料应具有良好的抗疲劳性能。过去在静强度设计时，对于重要的重载零件，有一个基本选材准则，即要求“比强度”高，也即要求材料的抗拉强度与材料的密度的比值高。但是在疲劳强度设计时，一般应从下列几方面进行选材：①在使用期内允许达到的应力值；②材料的应力集中敏感性；③裂纹扩展速度和断裂时的临界裂纹尺寸；④材料的塑性、韧性和强度指标；⑤材料的抗腐蚀性能、高温性能和微动磨损疲劳性能等。
2.6.2 材料改性
材料在制取合成、加工成材后，为了充分发挥材料的性能潜力，往往要通过热处理、表面改性等技术进行处理。常规热处理是材料改性的基本手段，对材料进行整体加热、保温和冷却，改变材料整体的性能。有通常所说的“四把火”之称，即退火、正火、淬火和回火。
热处理后材料的内部组织发生转变。实践证明，晶粒度大小对疲劳强度有影响。晶界能阻止材料的滑移、裂纹形成和扩展。细化晶粒能提高室温下的材料疲劳强度。而在高温条件下，粗晶粒的疲劳强度反而比细晶粒高。
2.6.3 改进结构
大多数的机械零件，由于几何结构和受载等原因，在某些应力集中严重的部位，往往出现峰值应力，成为首先产生裂纹的地方。所以有经验的设计人员，在设计中特别重视可能成为结构件危险部位的细节的设计，避免不必要的应力集中和设法减小应力集中。改进结构无疑是减小应力集中的一个主要措施。为此，提出下列一些设计原则：
1）在零件设计中，尽量避免横截面有急剧突变，在零件的横截面尺寸和形状有改变的地方，应尽可能用较大的圆角光滑过渡。例如，轴上安装滚动轴承时，因滚动轴承侧面的轴向圆角半径很小，致使轴肩的过渡圆角取值有困难，此时可在轴肩与滚动轴承之间加装内圆倒角垫圈，达到增大轴肩过渡圆角的目的。
2）铆钉孔和螺栓孔等都是产生应力集中的地方，孔的不同排列得到的峰值应力是不同的，因此要寻求最合理的排列形式，以减小峰值应力。孔的边缘最好用倒角，或在孔的边缘进行挤压，使该处产生残余压应力，以提高该处的疲劳强度。
3）零件或构件上应尽可能少开缺口，特别是在受拉表面尽量不开缺口。如果必须开缺口，则应特别注意缺口的形状，以减小由此产生的应力集中系数。例如，长轴与正应力方向一致的椭圆孔，其应力集中系数最小；方孔的四个角必须有过渡圆角，而且过渡圆角的半径不能太小。
4）如有可能，应尽量采用对称结构，并避免带有偏心的结构。在不对称的地方，要注意由于局部弯曲而引起的附加应力。可以在不对称结构的局部采取加强措施，以提高其刚度，确保不出现过大的附加应力。
5）高速机械经疲劳强度设计计算确定了主要零件的尺寸后，必须对运动系统进行动态分析，如发现有振幅太大的现象，应改进结构，将振幅降到设计任务书中所规定的容许值以下。
6）焊缝是应力集中的部位，设计焊接件时，要合理布置焊缝。焊缝最好能对称布置，并尽量使其接近中性轴，这样有利于减小焊接变形；应避免焊缝汇交和密集，让次要焊缝中断，主要焊缝连续，这有利于主焊缝采用自动焊接，提高焊接质量，减少焊缝中的缺陷；应使焊缝避开应力集中部位、加工面和表面热处理面。此外，应对焊缝进行磨削加工使焊缝平滑，这是减小焊缝处应力集中的有效措施。
7）零件上用硬印打上的号码和标志，是容易被忽视的产生应力集中的地方。所以，打印的位置要有规定，应选择在低应力部位。如有可能，应采用无损伤的标记方法，某些重要零件在加工过程中，为了划线，可能被打上样冲眼，这种尖底的样冲眼，如打在零件的高应力区，可能成为疲劳裂纹源。所以，工艺上应规定在零件加工完后，必须将样冲眼打磨掉。
8）在应力集中部位（如横向圆孔）附近，可开卸载沟槽，以降低峰值应力。
表28-2-39为正确的结构设计举例。
表28-2-39 正确的结构设计举例
2.6.4 表面强化
在循环载荷作用下，最大应力总是出现在零件表层的某一范围内。因此，对零件采用表层强化工艺，改善表层的应力状况和化学成分，可以提高零件的疲劳强度。疲劳试验结果表明，平均压应力能够改善零件的抗疲劳能力，抑制或减缓疲劳裂纹的形成和扩展；平均拉应力则具有相反的效果。凡是能在零件表层引入残余压应力的，都能起到提高疲劳强度的作用，若引入残余拉应力，就会使疲劳强度降低。
表层强化工艺常用的有喷丸、辊压、表面热处理、渗碳、氮化等。
2.6.4.1 表面喷丸
表面喷丸是用靠压缩空气得到很高速度的直径为0.4～2mm的钢丸或铸铁丸，喷向零件表面进行锤击，使表层材料产生加工硬化，以提高零件的疲劳强度。由于喷丸使零件表层产生了残余压应力，降低了零件受载时表层的最大拉应力，故提高了零件的寿命。由于喷丸工艺受零件几何形状的限制很小，故应用很广。
喷丸强化的效果与喷丸参数、材料性能和零件的表面状态有关。一般材料强度越高，零件表面有应力集中，表面粗糙或有表面缺陷时，喷丸强化的效果越好。
图28-2-76、图28-2-77示出了经表面喷丸后产生的表层残余压应力。图28-2-78示出了残余压应力对疲劳强度的影响，当压应力层厚度约为裂纹深度的5倍时，疲劳极限提高到饱和值。
表28-2-40为喷丸对弹簧钢疲劳极限的影响。
将零件加载使其变形，然后在变形表面进行喷丸，这种工艺称为应力喷丸。应力喷丸较普通喷丸有更高的残余压应力，因而有更高的疲劳极限。应力喷丸在弹簧生产中得到广泛应用。但应注意，施加的预应力方向一定要与工作应力方向一致。
喷丸强化后，如能使材料表层获得最佳残余压应力场，则可更大幅度地提高零件的疲劳强度（图28-2-79）。
图28-2-76 SAE4340钢残余压应力与硬层厚度的关系（材料Rm=1334MPa）
1—未经喷丸；2—喷丸，32HRC；3—喷丸，52HRC注：丸子直径1mm，喷嘴气压35MPa。
图28-2-77 喷丸对表面残余压应力的影响18CrNi1VA钢的组织状态：
1—马氏体组织，41HRC，丸子直径0.8～1.2mm；2—马氏体组织，41HRC，丸子直径1.5～2.0mm；3—索氏体组织，22HRC，丸子直径0.8～1.2mm；4—索氏体组织，22HRC，丸子直径1.5～2.0mm
图28-2-78 SAE4340钢喷丸后表层残余压应力厚度对疲劳强度的影响
表28-2-40 喷丸对弹簧钢疲劳极限的影响
图28-2-79 喷丸强化对GC4钢（Rm=1950MPa）旋转弯曲S-N曲线的影响
1—光滑试样，喷丸；2—光滑试样；3—缺口试样，喷丸；4—缺口试样
图28-2-80 喷丸对2664钢腐蚀疲劳的影响
1—喷丸；2—电抛光
喷丸强度也可改善腐蚀疲劳性能（图28-2-80）、高温疲劳性能（图28-2-81）和微动磨损疲劳性能（图28-2-82）。此外，喷丸对提高钢的电镀零件的疲劳性能有特别显著的效果。由图28-2-83和表28-2-41可知，钢件经过镀铬（或镀镍）或镀镍镉之后，疲劳极限通常可降低1/4～1/3，而喷丸后再行电镀，则可避免由于电镀而给材料带来的损失。
2.6.4.2 表面辊压
辊压强化工艺适用于轴类及圆形零件、各种沟槽的圆角根部，它不适用于形状复杂的零件。
图28-2-81 喷丸对K6镍基铸造合金高温（650℃）旋转弯曲疲劳的影响
1—缺口试样，喷丸；2—光滑试样，喷丸；3—光滑试样；4—缺口试样
图28-2-82 喷丸对wC=0.2%钢的微动磨损疲劳（旋转弯曲）性能的影响
1—高周疲劳（喷丸）；2—微动磨损疲劳（喷丸）；3—高周疲劳；4—微动磨损疲劳
图28-2-83 镀铬和喷丸对SAE4340钢（52～53HRC）疲劳性能的影响
1—未喷丸；2—喷丸后镀铬；3—镀铬
辊压强化效果与辊压参数（辊压力、辊子半径等）有关。试样尺寸和形状、辊压参数不同，其效果也不一样。
材料本身的组织与性能对辊压也有很大影响，如表28-2-42、表28-2-43所示。
材料的疲劳极限随辊压力的增大而增大，但过高的辊压力会使材料表面产生微裂纹，从而导致疲劳极限下降（见图28-2-84）。
表28-2-44为不同强度级别的42CrMo钢辊压前后的板材三点弯曲疲劳试验的结果。
表28-2-41 Cr17Ni2钢叶片平面弯曲的疲劳极限
注：负号为压应力；正号为拉应力。
表28-2-42 不同热处理对15SiMn3WVA钢的辊压效果
注：试样ϕ14mm，辊压力1000N，试样转速44r/min。
表28-2-43 各种组织的铸铁的辊压效果
图28-2-84 辊压力对20Cr和40Cr钢棒材三点弯曲疲劳极限（N=2×106）的影响
1—20Cr；2—40Cr
表28-2-44 42CrMo钢辊压前后的疲劳极限（N=106）
2.6.4.3 内孔挤压
许多带孔的零件，疲劳裂纹往往起源于孔周围的尖角部位，例如，连杆大头的内孔，各种梳状接头上的螺栓孔，各种梁上的螺栓孔，飞机机翼整体壁板螺栓孔等。提高内孔部位疲劳强度的有效途径之一，是采用内孔挤压强化。对于内径为6～10mm的孔，挤压后的直径增大0.2～0.3mm，其疲劳强度就能显著提高。
图28-2-85～图28-2-87分别为7075-T651、2024-T351铝合金和4340钢中心孔板材试样内孔挤压前后的拉-拉疲劳S-N曲线，对于铝合金，内孔挤压强化可使条件疲劳极限（N=106）提高40%～70%；而对于钢（Rm=1200MPa），挤压强化可使疲劳极限（N=106）提高17%。
图28-2-85 7075-T651铝合金中心孔板材试样内孔挤压前后的拉-拉疲劳S-N曲线（r=0.1）
1—内孔挤压；2—内孔未挤压中心孔直径ϕ6.5～6.6mm，试样厚3.2mm
图28-2-86 2024-T351铝合金铬酸阳极化处理的中心孔板材试样内孔边缘挤压前后的拉-拉疲劳S-N曲线（r=0.2）
1—挤压半径0.15mm；2—挤压半径0.1mm；3—挤压半径0.076mm；4—未挤压中心孔直径ϕ6.5～6.6mm，试样厚6.4mm
图28-2-87 4340钢中心孔板材试样挤压前后的拉-拉疲劳S-N曲线（r=0.2）
1—内孔挤压；2—未挤压中心孔直径ϕ6.5mm，试样厚10.4mm
30CrMnSiNi2A高强钢中心孔（ϕ6mm）板材试样（厚8mm、宽23mm）挤压前后的疲劳极限（N=106）分别为330MPa和610MPa，挤压后的疲劳极限提高85%。
2.6.4.4 表面化学热处理
钢经渗碳、氮化和碳氮共渗等化学热处理后，得到软的心部和硬的表层。硬化的表面层及所存在的表面层残余压应力，可提高弯曲、扭转和接触疲劳强度以及抗磨损能力。
渗碳件的疲劳强度，受着渗碳层厚度、渗层组织和性能、表面层残余应力及心部强度等因素的综合影响。图28-2-88为渗碳层厚度对疲劳极限的影响。表28-2-45为耐热铸钢固体渗碳的渗碳层厚度。表28-2-46为渗氮对疲劳极限的影响。表28-2-47为模具钢的渗氮性能。表28-2-48为合金结构钢渗氮后的疲劳极限。表28-2-49为渗氮与碳氮共渗对合金结构钢疲劳极限的影响。
图28-2-88 渗碳层厚度与疲劳极限的关系
表28-2-45 耐热铸钢固体渗碳的渗碳层厚度
表28-2-46 渗氮对疲劳极限的影响
表28-2-47 25Cr3Mo3VNb模具钢渗氮性能
表28-2-48 38CrMoAl钢渗氮后的疲劳极限（r=-1）
注：试验条件：气体渗氮试样硬度HR15N94～95，渗氮工艺与耐磨试样相同。离子氮化工艺：第一阶段（515±5）℃，8h，第二阶段（540±5）℃，20h。电压540～560V，加热功率3.07W/cm2，电流密度0.0057A/cm2，气体流量17L/min，真空室气体压强6～7Torr（8.00×10-4～9.33×10-4MPa），阴阳极间距离10mm，离子氮化试样表面硬度HR15N93～94。疲劳试验是在12-1型弯曲疲劳试验机上进行，用光滑无缺口试样，试样尺寸ϕ7.5mm。
表28-2-49 18CrMnTi渗碳与碳氮共渗的疲劳试验结果
2.6.4.5 表面淬火
表面淬火包括火焰加热淬火和感应加热淬火等。火焰加热淬火多用氧-乙炔焰，也有用其他火焰的，如冶金厂用的氧气-焦炉煤气火焰等。钢经火焰加热淬火后 ，硬层厚度为3～6mm。
感应加热淬火分高频、中频和工频三种。一般情况下，高频的频率为20000Hz以上，用于直径小于100mm的零件，硬层厚度为0.5～5mm；中频的频率为2000～8000Hz，用于直径为80～300mm的零件，硬层厚度为6～10mm；工频的频率为50Hz，用于直径大于1000mm的零件，硬层厚度达20mm以上。
图28-2-89及图28-2-90分别为表面淬火硬层厚度和回火温度对抗扭强度的影响。
图28-2-89 淬火硬层厚度对抗扭强度的影响
1—静载抗扭强度；2—抗扭强度
图28-2-90 回火温度对表面残余压应力及抗扭强度的影响
1—抗扭强度；2—残余压应力
对于截面变化较大的零件，感应加热淬火存在的最大缺点是在截面变化处产生一个过渡区，此区往往淬不上火，并产生很大的残余拉应力，疲劳强度很低。如采用淬透性低的钢，经强烈淬火后，零件轮廓表面获得一层马氏体组织，这种方法称为薄壳淬火。同感应加热淬火一样，因表面强化并存在很大的残余压应力，使零件的疲劳强度显著提高。与感应加热淬火比较，薄壳淬火特别适用于短而粗且有截面变化的零件，现已在生产中得到应用。
2.6.4.6 表面激光处理
表面激光处理能够极大地细化表层材料的晶粒（或亚晶粒），增高表层硬度。如果处理得当，还可使危险截面产生残余压应力，所以表面激光处理是改善疲劳强度的另一个有效措施。
图28-2-91为1045钢表面激光处理前后的旋转弯曲疲劳S-N曲线。激光处理后的表面硬度提高很多，疲劳极限（N=106）可提高约40%。
内燃机铸铁活塞环采用激光处理后的表面硬度可达约800HV。这种工艺处理不仅可提高活塞环的疲劳强度，同时也改善了其耐磨性能。
图28-2-91 1045钢试样表面激光处理前后的旋转弯曲疲劳S-N曲线
1—激光处理；2—未处理
图28-2-92为2024-T3铝合金带中心孔板表面激光处理前后的疲劳S-N曲线。由于孔周围采取了辐照防护措施，所以处理后孔的周围产生残余压应力，孔附近的最大残余压应力约为55MPa。当外加应力逐渐增高到接近于材料的屈服点（Rm=344MPa），由于残余压应力的松弛，从而对疲劳强度的贡献降低，所以在S-N曲线的高应力区，两种试样的疲劳强度趋向一致。但在低循环应力范围内，激光处理使孔周围形成的残余压应力使疲劳强度提高。
图28-2-92 2024-T3铝合金带中心孔板表面激光处理前后的S-N曲线
1—激光处理；2—未处理
激光处理可以用于螺栓孔、铆钉孔、叶片燕尾槽等零件的表面强化。由于它的生产效率高，所以适用于零件的成批生产。