熱機疲勞加載后316L拉伸性能與剩余疲勞壽命預測方法

張 毅,張 威,尹 鵬,周昌玉

(南京工業大學 機械與動力工程學院,南京 211816)

0 引言

伴隨著“雙碳”目標的提出以及化石能源現有儲量難以支持可持續發展的問題,我國能源體系逐漸向低碳、綠色方向發展。核電具有高效、清潔、安全,具有資源消耗少、環境影響小和供應能力強等優點,其在電力體系中的作用從原來的彌補電力缺口向新型電力市場主力能源轉型。316L奧氏體不銹鋼由于其優異的高溫疲勞強度和抗氧化、腐蝕性能,被廣泛應用于核電高溫壓力容器和管道系統中。核電機組在服役中,材料力學性能退化是高溫部件的一個常見問題。在動態或交變載荷條件下工作的工程結構和部件,其力學性能往往隨著疲勞周次的增長而不斷下降[1-2]。因此,高溫部件在使用條件下的剩余壽命研究通常涉及材料累積疲勞損傷程度的評估,這種評估一般通過定量測量服役過程中材料的力學性能(如屈服強度、抗拉強度和硬度等)來進行。

HAMDOON等[3]試驗發現,施加疲勞載荷會使AISI 1022鋼屈服強度和抗拉強度增大,而延性和韌性降低。FROUSTEY等[4]則發現疲勞對材料力學性能的劣化影響與疲勞載荷初始階段觀察到的材料硬化有關。SNCHEZ-SANTANA等[5-8]研究了低周疲勞載荷對6061-T6鋁合金和AISI 4140T鋼拉伸性能的影響,發現隨著疲勞周次的增加,兩種材料的屈服強度顯著降低。PAUL等[9-11]發現隨著疲勞周次的增加,304LN的屈服強度和極限抗拉強度開始急劇增加,隨后達到飽和,然后逐漸降低。等[12]進一步發現疲勞加載后拉伸性能的變化取決于疲勞載荷的幅值和周次,當疲勞周次達到75%Nf時會出現斷裂模式由延性向脆性轉變[13-14]。MARIAPPAN等[15]比較了疲勞加載后316L(N)和9Cr-1Mo鋼的拉伸性能,發現隨著疲勞周次的增加,316L(N)的屈服強度呈指數增加,而9Cr-1Mo鋼的屈服強度呈指數降低,并且316L(N)的伸長率下降,9Cr-1Mo鋼伸長率基本不變[16]。WANG等[17]比較了應變幅值以及疲勞周次對P92鋼拉伸性能影響,發現屈服強度和極限抗拉強度隨著疲勞周次的增加而降低,在20%Nf之前屈服強度和極限抗拉強度快速降低,并且應變幅值越高,下降速度越快。TANG等[18]研究了疲勞載荷對Q345結構鋼后續拉伸性能的影響,發現隨著疲勞損傷的增加,材料的強度和延性逐漸降低,并且材料會發生突然的劣化。ZHANG等[19]分析了疲勞載荷對Q690高強度鋼力學性能的影響,發現Q690鋼后續拉伸過程中沒有屈服階段,循環載荷會導致后續的屈服強度、延伸率和抗拉強度顯著下降,彈性模量則幾乎不變。然而,目前的研究多集中于低周疲勞[20]和蠕變疲勞[21]加載后的力學性能評價。在核電運行過程中,核電機組高溫承壓裝備通常承受溫度和機械載荷的聯動循環作用,如壓力容器和管道受到熱沖擊、熱分層和熱瞬態的作用,即熱機疲勞載荷[22-24],但關于熱機疲勞加載后的拉伸性能研究還未見報道,這對于了解熱機疲勞作用下核電機組的力學性能退化是一大挑戰。因此探究熱機疲勞載荷對316L奧氏體不銹鋼拉伸性能的影響,并建立相應的剩余疲勞壽命預測方法,對于保障我國核電機組長周期運行具有重要的意義。

本文針對316L開展不同應變幅值和不同疲勞周次的熱機疲勞中斷試驗以及后續拉伸試驗,并通過拉伸斷口和微觀組織分析,研究其拉伸性能變化規律以及失效機理;此外基于拉伸試驗所得延伸率、均勻延伸率、拉伸塑性應變能等參數,分別建立基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測方法。

1 試驗方法

1.1 材料及試樣尺寸

試驗材料為外徑219 mm,壁厚25 mm的316L不銹鋼無縫鋼管,其化學成分見表1,熱處理工藝為1 040 ℃固溶處理,隨后水冷。

表1 316L不銹鋼的化學成分Tab.1 Chemical composition of 316l stainless steel %

在316L不銹鋼管上加工如圖1(a)所示實心圓棒樣,試樣總長度180 mm,標距段長度15 mm,直徑6 mm。

圖1 熱機疲勞以及拉伸試樣尺寸和試驗過程示意Fig.1 Schematic diagram of dimensions and processes of specimens for thermo-mechanical fatigue and tensile tests

1.2 試驗方法

首先采用MTS809試驗機進行熱機疲勞試驗,直至試樣斷裂,進而確定疲勞壽命Nf。隨后對新試樣進行熱機疲勞中斷試驗以及后續拉伸試驗,熱機疲勞試驗加載波形為三角波,相位角采用同相位,控制方式為機械應變控制,溫度范圍為475～625 ℃,應變速率為2×10-4s-1,應變幅值分別為0.5%,0.6%,0.8%,1.0%。為了研究疲勞周次的影響,應變幅值為0.6%時,分別進行疲勞周次為10%Nf,20%Nf,50%Nf,70%Nf的熱機疲勞中斷試驗。為了研究應變幅值的影響,分別進行應變幅值為0.5%,0.6%,0.8%,1.0%,疲勞周次為20%Nf的熱機疲勞中斷試驗。疲勞中斷試驗后,對疲勞中斷試樣進行高溫拉伸試驗,拉伸速率為2×10-4s-1,溫度為550 ℃。具體試驗過程如圖1(b)所示。

拉伸斷裂后,采用超景深三維光學顯微鏡(Keyence VHX-6000)觀察拉伸試樣表面形貌,采用JSM-6360型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察拉伸斷口。為了研究不同加載條件下的微觀結構演化,分別開展應變幅值為0.6%,疲勞周次為20%Nf,70%Nf的熱機疲勞中斷試驗,進行透射電鏡(TEM)微觀結構觀察。TEM制樣方法如下:首先在標距段用線切割切取出0.4 mm的薄片;隨后將薄片用金剛石砂紙機械拋光至80 μm;接著在恒定電壓20 V下,在HClO4∶C2H5OH=1∶9的溶液中,通過電化學拋光方法進行減薄,以獲得一個可觀察的區域。

2 結果與討論

2.1 熱機疲勞加載后的拉伸性能

2.1.1 拉伸工程應力-應變曲線

圖2示出不同疲勞周次以及不同應變幅值的熱機疲勞加載后拉伸工程應力-應變曲線,可以看出,相較于未經受熱機疲勞載荷的試樣,熱機疲勞加載后的屈服強度顯著提高。而圖2(a)中疲勞周次的進一步增加并沒有給屈服強度帶來明顯的改變,此外,斷裂應變隨著疲勞周次的增加而減小,從而導致工程應力-應變曲線形狀的改變;從圖2(b)中可以看出,應變幅值的增加會導致屈服強度進一步增加,同樣斷裂應變隨著應變幅值的增加而減小。從圖2中還可以發現所有的拉伸應力-應變曲線都呈現明顯的鋸齒狀,這表明在當前的應變速率以及溫度范圍內發生了動態應變時效,鋸齒的數量與動態應變時效強度相關,以下對鋸齒數以及鋸齒最大應力降進行統計分析。

(a)不同疲勞周次

(b)不同應變幅值圖2 疲勞加載后的拉伸工程應力-應變曲線Fig.2 Engineering tensile stress-strain curve after fatigue loading

2.1.2 拉伸性能定義示意圖

為了定量研究拉伸性能的變化趨勢,圖3示出了拉伸性能的定義示意圖。由于316L未發生明顯的屈服平臺,因此以發生微量塑性變形(應變為0.2%)時的應力作為屈服強度,應力-應變曲線在彈性階段的斜率代表彈性模量,將材料在拉伸曲線中的最大承載能力定義為極限抗拉強度,此部分的延伸率為均勻延伸率,拉伸試樣斷裂后標距段的總變形與原標距長度之比的百分數定義為延伸率,如圖3(a)所示。圖3(b)示出了真實應力-應變曲線中的拉伸塑性應變能,并將彈性階段之后的真實應力-應變曲線部分的面積分別定義為均勻拉伸塑形應變能和拉伸塑性應變能。

(a)工程應力-應變曲線中的強度和伸長率

(b)真實應力-應變曲線中的拉伸塑性應變能圖3 拉伸性能定義示意Fig.3 Schematic diagram of definition of tensile properties

2.1.3 熱機疲勞周次對拉伸性能的影響

圖4(a)示出0.6%應變幅值不同疲勞周次后的彈性模量變化規律,可以看出隨著疲勞周次的增加,彈性模量在10%Nf時快速上升,隨后逐漸飽和,在20%Nf后緩慢下降。圖4(b)示出不同熱機疲勞周次后,屈服強度和極限抗拉強度的演化規律,在10%Nf下,屈服強度顯著增大,但在10%Nf后,屈服強度基本保持不變,而極限抗拉強度受疲勞周次的影響較小,幾乎是一條直線。圖4(c)示出不同熱機疲勞周次后延伸率和均勻延伸率的變化趨勢,可以看出,隨著熱機疲勞周次的增加,兩者均呈現出快速下降的趨勢。

(a)彈性模量 (b)屈服強度和極限抗拉強度 (c)延伸率和均勻延伸率圖4 0.6%應變幅值的不同疲勞周次后的拉伸性能Fig.4 Tensile properties after different fatigue cycles for 0.6% strain amplitude

2.1.4 熱機疲勞應變幅值對拉伸性能的影響

圖5(a)示出20%Nf疲勞周次不同應變幅值加載后的彈性模量,可以發現應變幅值對彈性模量的影響并不明顯,這與低周疲勞載荷下應變幅值的影響明顯不同[17]。圖5(b)示出不同應變幅值下的屈服強度和極限抗拉強度,可以看出,隨著應變幅值的增加,屈服強度從248 MPa增加到317 MPa,而極限抗拉強度則幾乎保持不變,表明應變幅值對極限抗拉強度的影響同樣較小。圖5(c)示出不同應變幅值下的均勻延伸率和延伸率,隨著應變幅值的增加,延伸率與均勻延伸率也呈下降趨勢,但對比圖4(c)和圖5(c)可以發現,應變幅值的影響明顯低于疲勞周次的影響。

(a)彈性模量 (b)屈服強度和極限抗拉強度 (c)延伸率和均勻延伸率圖5 20%Nf疲勞周次的不同應變幅值后的拉伸性能Fig.5 Tensile properties after 20%Nf fatigue cycles with different strain amplitudes

2.1.5 拉伸塑性應變能變化規律

已有研究結果表明,拉伸塑性應變能代表材料在變形過程中吸收能量的能力,即抵抗破壞的能力[25]。圖6示出了熱機疲勞周次和應變幅值對拉伸塑性應變能的影響規律,可以看出,疲勞周次與應變幅值的變化對拉伸塑性應變能的影響是相似的,隨著疲勞周次與應變幅值的增加,均勻拉伸塑性應變能和拉伸塑性應變能均呈現下降趨勢,但應變幅值的影響同樣低于疲勞周次的影響。

(a)0.6%應變幅值不同疲勞周次

(b)20%Nf疲勞周次不同應變幅值圖6 拉伸塑性應變能Fig.6 Tensile plastic strain energy

2.1.6 動態應變時效

圖2的拉伸曲線表明,在拉伸過程中出現了明顯的動態應變時效,為了說明熱機疲勞周次和應變幅值對動態應變時效的影響,圖7統計了不同疲勞周次以及不同應變幅值加載后的動態應變時效次數以及最大應力降。從圖7(a)可以看出,當疲勞周次在0～10%Nf以及50%Nf～70%Nf的增加過程中,動態應變次數迅速減少,而當疲勞周次從10%Nf增長到50%Nf的過程中,動態應變時效次數基本保持不變。與動態應變時效次數變化趨勢不同,最大應力降在0～20%Nf疲勞周次時增加,而在20%Nf～70%Nf時下降。從圖7(b)中可以看出,在20%Nf疲勞周次下,隨著應變幅值的增加,動態應變時效次數以及最大應力降均緩慢下降并趨于平緩。在拉伸過程中動態應變時效的形成原因是Cr,Mn和Mo置換原子氣團與運動位錯交互作用而產生的[26],而在疲勞加載階段,大量位錯纏結堆積在晶粒邊界,而晶粒內的可移動位錯密度相對較低,并且原子氣團對層錯能的削弱作用使得位錯傾向于通過交滑移解鎖[27],因此熱機疲勞加載后的動態應變時效次數減少。應變幅值的增加使交滑移增加,交滑移導致位錯湮滅,位錯密度降低使得動態應變時效降低。

(a)0.6%應變幅值不同疲勞周次

(b)20%Nf疲勞周次不同應變幅值圖7 動態應變時效次數以及最大應力降Fig.7 Number of dynamic strain aging and maximum stress drop

2.2 斷口形貌觀察

為了研究熱機疲勞加載后的拉伸斷裂機理,圖8示出0.6%應變幅值不同疲勞周次后的拉伸試樣斷口附近表面形貌,可以看出與未經受疲勞直接拉伸的試樣(見圖8(a))相比,熱機疲勞加載后316L拉伸試樣的表面粗糙度明顯增加(見圖8(b)),并且當疲勞周次達到20%Nf時,在試樣表面觀察到明顯的宏觀裂紋(見圖8(c)),隨著疲勞周次的進一步增加,裂紋的尺寸以及數量也相應的增加(見圖8(d)(e)),其對應的拉伸延伸率以及均勻延伸率也在不斷下降(見圖4(c)),而屈服強度以及極限抗拉強度則并沒有受到表面裂紋的影響(見圖4(b)),這表明拉伸強度的增加并不是由表面裂紋導致的。

圖8 0.6%應變幅值的不同疲勞周次后的拉伸試樣斷口附近的表面形貌Fig.8 Surface morphology near fracture of tensile specimens after different fatigue cycles of 0.6% strain amplitude

圖9進一步給出了0.6%應變幅值不同疲勞周次后拉伸斷口SEM形貌。從圖9(a)可以看出,未經受熱機疲勞加載直接拉伸的試樣,斷口中存在許多大尺寸韌窩,并且起裂位置在斷口的中心附近,這表明未經疲勞的拉伸試樣屬于典型的韌性斷裂。隨著疲勞周次從0%Nf增加到50%Nf時(如圖9(b)～(d)所示),可以看到大尺寸韌窩的數量明顯減少,并且出現了連續密集的小尺寸韌窩,這表明材料韌性下降,并且起裂位置逐漸向邊緣移動。當疲勞周次達到70%Nf時(如圖9(e)所示),在低倍顯微鏡下可以看到明顯的疲勞源區,在高倍顯微鏡下可以看到韌窩平均尺寸變小,這表明熱機疲勞載荷對材料的韌性起到了明顯的削弱作用,尤其是當疲勞周次達到50%Nf后,熱機疲勞載荷的影響十分顯著,試樣的斷裂模式由單純的韌性斷裂轉變為混合型斷裂。

(a)0%Nf

(b)10%Nf

(c)20%Nf

(d)50%Nf

(e)70%Nf圖9 不同疲勞周次后拉伸試樣斷口的SEM形貌Fig.9 SEM morphology of fracture surface of tensile specimens after different fatigue cycle

圖10示出20%Nf疲勞周次不同應變幅值加載后拉伸試樣斷口附近的表面形貌?？梢钥闯?相比于疲勞周次的增加,雖然應變幅值影響沒有疲勞周次的影響那么顯著,但是應變幅值的增加同樣會導致斷口附近表面形貌的粗糙度增加及裂紋的形成。在應變幅值0.6%時,可以觀察到明顯的裂紋,隨著表面裂紋的形成,延伸率不斷下降(見圖5(c))。此外,從圖5(b)可看出,表面裂紋對拉伸強度沒有造成顯著影響。因此,拉伸強度的增加可歸因于熱機疲勞過程中的微觀結構演化。

圖10 20%Nf疲勞周次的不同應變幅值后拉伸試樣斷口附近的表面形貌Fig.10 Surface morphology near fracture of tensile specimens after different strain amplitudes of 20%Nf fatigue cycles

圖11示出不同應變幅值下的拉伸斷口形貌,可以看出隨著應變幅值增加,大尺寸韌窩數量減小,小尺寸韌窩數量增加。韌窩尺寸的變化趨勢同樣與圖5(c)延伸率的變化趨勢基本吻合。韌窩尺寸的減小表明了材料韌性的下降,但并沒有出現明顯的疲勞特征,這說明應變幅值的增加并沒有改變后續拉伸的斷裂模式。

(a)應變幅值0.5%

(b)應變幅值0.6%

(c)應變幅值0.8%

2.3 位錯結構演變

為了進一步分析不同加載條件下位錯結構演變對于材料剩余拉伸強度的影響,通過透射電鏡觀察了原始試樣、循環硬化階段(20%Nf)、循環軟化階段(70%Nf))的位錯結構,如圖12所示。

圖12 0.6%應變幅值的不同疲勞周次下316LTEM顯微照片Fig.12 TEM microphotographs under different fatigue cycles for 0.6% strain amplitude

從圖12可以看出,原始試樣位錯密度很低并且位錯結構主要由具有平面特征的位錯線和堆積斷層組成。當進入循環硬化階段之后(見圖12(b)),可以明顯觀察到位錯密度增加,出現了更多的位錯糾纏形成高位錯密度區域。當循環進行到70%Nf(見圖12(c)),即循環軟化階段,可以發現,由于交滑移作用的影響,位錯重新排布形成了低能量位錯胞結構。

在拉伸過程中,晶粒在拉伸方向明顯伸長,出現滑移線的晶粒數目增多,晶粒內滑移線的數量也增加,并出現了交滑移,表明位錯密度的增加,當位錯滑移到晶界處時,會受到晶界的阻礙,發生位錯塞積并產生應力集中,應力集中伴隨著材料變形量的增加而增大,導致裂紋生成并最終斷裂[28]。熱機疲勞加載過程中,在初始循環硬化階段,位錯密度明顯增加,位錯糾纏堆積在晶界形成高位錯密度區域。在后續的循環軟化階段,作為交滑移的結果,位錯重新排布形成位錯墻/通道或位錯胞等低能位錯結構?？紤]疲勞加載后的拉伸過程中位錯網格結構變得更加密集,這些位錯網格能夠充當有效的障礙來阻礙位錯的移動,塑性變形促進了位錯網格演變為位錯細胞,其方式是位錯的分離線或多余的位錯吸收[29]。在此過程中,低角度邊界加速形成,有利于抵抗外部載荷。位錯的釘扎作用和孿生晶界對滑移帶的抵抗增強了材料的拉伸強度[30],因此彈性模量以及屈服強度在前20%Nf疲勞周次下顯著增加(見圖4)。在循環軟化階段(70%Nf),由于交滑移作用的影響,位錯重新排布形成了低能量位錯胞結構,位錯胞的形成有利于抵抗位錯的移動,但由于不產生更多的位錯,因此在后續拉伸過程中彈性模量和屈服強度相較于20%Nf疲勞周次略微下降。另外,由于熱機疲勞載荷只是加速了材料的位錯結構演化,但并未明顯改變材料的晶粒尺寸,因此抗拉強度變化較小。

3 基于拉伸性能的剩余疲勞壽命預測

從以上拉伸結果可以看出,拉伸性能可以很好地反映熱機疲勞加載造成的損傷,因此基于拉伸性能方便工程上對剩余疲勞壽命進行預測。由于彈性模量、屈服強度以及抗拉強度隨著疲勞周次的增加基本不變或者明顯上升,因此不適合作為損傷參量,故選擇延伸率、均勻延伸率、拉伸塑性應變能以及均勻拉伸塑性應變能作為損傷參量進行剩余疲勞壽命預測。定義材料的剩余拉伸性能因子為:

(1)

(2)

基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測模型參數如表2所列。

表2 基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測模型參數Tab.2 Parameters of the remaining fatigue life prediction model based on different tensile properties

圖13示出基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測模型預測結果與試驗結果的對比?？梢钥闯?基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測結果絕大部分都處于1.5倍誤差帶內,所有結果都處于2倍誤差帶內,這表明基于不同拉伸性能的剩余疲勞壽命預測模型可以較為準確地對材料的剩余疲勞壽命進行預測。值得注意的是,基于均勻拉伸塑性應變能時(見圖13(c)),所有預測結果均在1.5倍誤差帶內,表明基于均勻拉伸塑性應變能進行剩余疲勞壽命預測精度最高。

(a)均勻延伸率

(b)延伸率

(c)均勻拉伸塑性應變能

(d)拉伸塑性應變能圖13 基于不同拉伸性能的316L剩余熱機疲勞壽命預測結果Fig.13 Predicted remaining thermo-mechanical fatigue life of 316L based on different tensile properties

4 結論

(1)熱機疲勞應變幅值對拉伸性能的影響明顯低于疲勞周次的影響。隨著疲勞周次的增加,彈性模量和屈服強度先顯著增加、后基本保持不變,延伸率和均勻延伸率快速下降。隨著應變幅值的增加,屈服強度緩慢上升,延伸率和均勻延伸率緩慢下降?？估瓘姸葞缀醪皇軣釞C疲勞應變幅值和疲勞周次的影響。

(2)熱機疲勞周次和應變幅值的增加導致試樣表面出現明顯的宏觀裂紋,材料韌性下降,起裂位置逐漸向邊緣移動。在疲勞周次達到50%Nf之后,試樣的斷裂模式由單純的韌性斷裂轉變為混合斷裂。熱機疲勞過程中的位錯結構演化是導致彈性模量和屈服強度增加的主要原因。

(3)基于均勻延伸率、延伸率、均勻拉伸塑性應變能以及拉伸塑性應變能建立了剩余疲勞壽命預測模型。結果表明基于不同的拉伸性能均可較為準確地預測材料的剩余疲勞壽命,其中選取均勻拉伸塑性應變能時,預測效果最好。