彈塑性變形對鋼中磁巴克豪森噪聲響應的影響

牛亞平 沈正祥 蔡鵬輝 李斌彬 陳 虎 余志遠，2 徐佳敏，3 譚繼東

（1.寧波市特種設備檢驗研究院 寧波市特種設備智能檢驗與監測重點實驗室；2.上海交通大學材料科學與工程學院；3.中國計量大學質量與安全工程學院；4.中國特種設備檢測研究院 國家質量監督檢驗檢疫總局無損檢測與評價重點實驗室）

對于鐵磁性材料，塑性加工（如軋制、拉伸、擠壓等）將引發其明顯的磁各向異性，即材料塑性變形產生殘余應力， 導致晶體結構發生滑移形成位錯，磁疇重新排列。磁疇運動主要取決于材料應力和磁場的耦合作用，一方面，外加磁場會導致材料尺寸發生變化，即磁致伸縮效應；另一方面，應力也會改變材料的磁化強度，即壓磁效應。 其中，壓磁效應是通過磁性測量評估鐵磁構件應力狀態的物理基礎［1，2］，在無損檢測領域受到廣泛關注，相應的磁性無損檢測技術應運而生［3］，例如漏磁（MFL）、 磁巴克豪森噪聲 （MBN）、 磁聲發射（MAE）、磁滯回線（HL）及磁記憶（MMM）等。 盡管X射線和中子衍射技術也能夠測量材料的殘余應力，但X射線穿透深度有限，且需要對材料表面進行處理；中子衍射設備笨重，價格昂貴，目前僅限實驗室內使用。相比較而言，磁巴克豪森噪聲技術是最早使用壓磁效應進行材料微觀組織、 殘余應力和力學性能檢測的實用性方法之一。

國內外學者對磁巴克豪森噪聲檢測的技術原理、設備和應用進行了大量研究。芬蘭Stresstech公司制造了世界首臺Rollscan型MBN檢測樣機，用于冷軋氣缸表面應力狀態的檢測［4］。 德國弗勞恩霍夫無損檢測研究所研制了商業化3MA系列微結構與應力分析儀，包括巴克豪森噪聲、多頻率渦流、增量磁導率、切線磁場諧波分析等功能［5］。MBN信號對材料微觀組織變化具有很高的靈敏度， 常用于檢測材料的顯微組織、表面缺陷、殘余應力、硬度等。文獻［6］利用磁巴克豪森噪聲技術分別表征了2.25Cr-1Mo鋼和9Cr-1Mo鋼焊縫、熱影響區和基體的微觀組織變化規律，并發現BN信號與硬度成反比。 文獻［7］通過磁巴克豪森噪聲（MBN）結合正電子湮沒光譜（PAS）、X射線衍射（XRD）等技術， 對大型軸承18NiCrMo14-6鋼表面磨削過程中的熱致損傷進行了精確監測。文獻［8］使用磁性巴克豪森噪聲評估碳鋼硬化表面層的微觀結構、硬度和殘余應力分布， 發現檢測深度與信號頻率密切相關。 通過必要的校準程序，MBN可替代傳統的破壞性技術， 為鐵磁材料產品質量的快速在線檢測提供一種新思路。 除此之外，MBN技術也是評估鐵磁性材料彈塑性變形或早期損傷的有效方法。 文獻［9］研究了不同彈性和塑性變形對低碳鋼磁巴克豪森噪聲信號的影響規律，發現加工硬化是導致塑性變形初期MBN能量增加的主要原因。 隨著塑性變形加劇，磁性特征變化愈加復雜。 文獻［10］利用磁巴克豪森噪聲技術評估了3種低合金鋼表面的腐蝕損傷狀態，并結合金相組織進行驗證。 然而，由于材料微觀結構和物理特征對MBN效應的作用機制復雜且相互疊加，加上MBN信號處理精度要求高，因此目前仍難以使用MBN技術進行精確評估［11，12］。 現階段，國內外對MBN技術的應用主要集中在微觀組織、殘余應力和表面完整性分析方面，對材料彈塑性變形的無損評估仍需進一步拓展。

筆者采用磁巴克豪森噪聲技術對3種典型碳鋼（Q235、45#和35CrMo鋼）靜態拉伸過程進行在線檢測，分別對彈、塑性變形階段MBN信號與應力-應變關系進行關聯分析， 并考察含碳量對MBN特征值的影響規律，最后對材料損傷狀況進行快速無損表征，以期為磁巴克豪森噪聲技術應用于鐵磁材料變形與失效無損定量評估提供技術支撐。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料分別為Q235、45#和35CrMo無縫鋼管，其中Q235鋼和45#鋼是含碳量不同的碳素結構鋼，35CrMo鋼是一種低合金高強鋼，廣泛應用于建筑、壓力容器與管道、橋梁、機械零部件和焊接結構等。 三者的化學成分和主要力學性能見表1。

表1 試驗材料的化學成分與力學性能

采用線切割機沿鋼管軋制方向截取拉伸試樣，并將表面打磨光滑。 如圖1所示，拉伸試樣為平板狀，厚度為5 mm，以方便與探頭緊密貼合。測量點（紅色標志）位于試樣中央，距上下邊緣約10 mm，距平行段端點40 mm。 所有試樣加工完成后均進行熱處理，以消除不必要的殘余應力。

圖1 拉伸試樣與測量點位置

1.2 試驗方法

拉伸載荷下試樣MBN效應測試平臺如圖2所示， 在加載過程中定期測量試樣表面的MBN信號。 采用中國特種設備檢測研究院［13］自主研發的磁巴克豪森噪聲檢測儀對試樣測量點的應力狀態進行檢測，該儀器主要由信號發生器、功率放大器、信號濾波器、數據采集器、計算機模塊和探頭組成，其檢測系統如圖3所示［13］。MBN探頭包括一個U型磁芯和一個圓柱對稱檢測線圈， 該線圈對材料近表面的磁場變化非常敏感。MBN檢測儀的磁化深度與激勵頻率有關，本試驗中激勵頻率設定為50 Hz，配合1～400 kHz的帶通濾波器進行信號處理。 準靜態單軸拉伸試驗在配有縱向自動引伸計的MTS電子萬能試驗機上完成， 每次試驗前，采用德國Fischer FMP30鐵素體測試儀對試樣的鐵素體含量進行無損測量， 測量范圍0.1%～80.0%Fe。然后對試樣進行退磁處理，以避免殘余磁場對MBN信號的影響。 將平板試樣固定在上下卡具之間，MBN探頭安裝在試樣測量點位置，用橡皮筋或膠帶綁牢，確保探頭與試樣表面完全接觸。 在加載速率低于0.1 s-1的條件下，當試樣達到不同的預定應力水平后，暫停試驗并記錄下此時的MBN信號值，直至試樣斷裂。 對試樣未加載、彈性和塑性變形的磁信號數據分別進行處理和分析，并提取常見的MBN有效特征量［13］：均方根值（Rms）、峰值（Peak）和均值（Mean），從而得到試樣未加載和加載狀態下彈-塑性應力應變特征和MBN信號特征量之間的關系。 最后采用Tescan型掃描電鏡（SEM）對試樣的斷面形貌進行觀察。

圖2 靜態拉伸試樣MBN信號檢測平臺

圖3 MBN檢測系統示意圖

2 結果分析與討論

2.1 含碳量

鐵磁性材料在磁化過程中其內部疇壁將發生不規則跳躍，形成磁巴克豪森噪聲效應。 一般來講，MBN信號與磁疇壁形核、運動和湮滅有關，并受材料組織內部的缺陷、晶界和第二相析出物或雜質的影響。 對于普通的碳鋼，第二相滲碳體通常出現在晶界處，或在珠光體晶粒中以層狀形式出現，作為阻礙疇壁運動的釘扎點。 文獻［14］提出的鐵磁材料磁巴克豪森噪聲特征值均方根Vrms計算式為：

其中，T為溫度，μ為磁導率，n為探頭的線圈數，A為橫截面積，N為磁巴克豪森噪聲跳躍的數量，Mdisc為磁巴克豪森噪聲跳躍的平均尺寸，Mirre為磁化的不可逆變化值，t為時間，β為比例常數，H為外加磁場強度，Hc為釘扎點的矯頑力場，Np為釘扎點數量，hc為每個釘扎點的局部矯頑力。

從式（1）可以看出，MBN信號的Vrms與不可逆磁化率dMirre/dt相關。 文獻［15］給出的釘扎點的局部矯頑力表達式如下：

其中，K為磁各向異性常數，Is為飽和磁化強度，D為釘扎點的直徑，δ為磁疇壁的寬度，α為第二相顆粒的比例常數 （近似等于含碳量）。 文獻［16］認為鐵磁材料的釘扎點數量Np=6α/（πd3）（其中d為顆粒直徑），最終得出：

假設外加磁場強度H均相同，綜合式（1）～（4）可得：

需要注意的是，式（5）僅限于含碳量不超過0.45%的鐵磁材料。 對于高碳鋼，其內部釘扎點密度較高，疇壁運動需克服的勢能壁壘較大，作用機制復雜，MBN信號甚至呈現下降的趨勢［17］。 圖4是3種試樣未加載狀態下，BN-Peak值和BN-Rms值隨含碳量的變化關系。 可以看出，材料微觀組織對MBN效應有重要影響。 隨著含碳量增加，MBN信號特征值逐漸變大，磁化過程做功或耗散能量增大，與式（5）分析結果基本一致。 從磁疇壁運動的勢能壁壘角度來看［18］，Q235鋼的微觀組織以鐵素體（含量約97%）為主，釘扎點密度最低，晶粒內部的疇壁能平穩迅速地移動，磁化所需的能量最少。 隨著含碳量增加，盡管部分碳原子仍然作為鐵素體的間隙原子，但其余的已開始形成珠光體晶粒和滲碳體。對于35CrMo鋼和45#鋼，珠光體含量已提高至14.3%和27.6%左右，珠光體晶粒外部和內部分別存在大量的滲碳體析出和片層，釘扎點密度大幅提高，導致阻礙疇壁運動的局部能量壁壘明顯變大，這是導致MBN效應變強的主要原因。

圖4 含碳量對MBN參數的影響

2.2 彈性變形

在彈性極限內， 金屬材料的變形是可逆的，外加應力使原子間距發生變化，最終導致磁疇結構發生改變。 對于正向磁致伸縮系數的結構鋼，應力作用下的磁彈性能Eσ可表示為［19］：

其中，γ100為晶?！?00〉方向的磁致伸縮系數，鐵素體可取2.07×10-5；σ為外加應力；θ為應力與磁疇易磁化方向的夾角。

由式（6）可以看出，當應力與磁化方向垂直時，Eσ=0，對于拉伸應力σ＞0來說，此時磁彈性能達到最大；當拉伸應力與磁化方向平行時，磁彈性能最小。 顯然為使結構穩定，磁疇需重新排列達到與應力和磁化方向平行，以獲得最小的磁彈性能［20，21］。 圖5為Q235、45#和35CrMo試樣彈性變形階段中MBN特征值的變化趨勢， 可以看出，隨著拉伸應力或應變增加，MBN相應的特征參量Peak、Rms、Mean值均明顯提高。 盡管拉伸應力會導致晶?！?00〉方向上180°磁疇壁集聚，以降低MBN的磁彈性能，但是由于磁疇壁移動需消耗能量， 當拉伸應力增加到某一臨界值σc時，MBN效應達到飽和， 其特征值曲線將出現明顯的峰值，這種現象稱為MBN應力誘導各向異性，源于磁場與應力對疇壁運動的綜合作用［22，23］。 由圖5a、b可知，Q235鋼的臨界應力約200 MPa，45#鋼的臨界應力約277 MPa。 對上述具有明顯屈服行為的鐵磁材料，當拉伸應力超過臨界值σc時，晶?；茩C制被提前激活，形成一個彈塑性混合變形階段直至達到屈服應力σ0.2，此時MBN信號對應力響應的靈敏度降低，其特征值均出現小幅下降，這是因為少量微觀塑性變形產生的位錯阻礙了磁疇壁活動［24］。 對于無明顯屈服點的35CrMo合金鋼，由圖5c可知，其臨界應力σc約645 MPa，與屈服應力σ0.2重合。 研究顯示，MBN飽和效應與飽和磁滯回線有關，其磁疇矢量旋轉會導致應變收縮，并降低材料的總磁化強度［25］。 總的來說，彈性拉伸應力對MBN信號的影響主要與磁彈性效應下180°磁疇壁重新排列有關。

圖5 彈性變形對Q235、45#和35CrMo鋼MBN效應的影響

2.3 塑性變形

金屬材料屈服是位錯運動的結果，并由位錯運動的阻力來決定。 當材料進入塑性變形階段后，應變硬化和位錯密度是影響MBN效應的主要因素［26］。 圖6為MBN信號對Q235、45#和35CrMo試樣塑性變形行為的響應特征，其中特征參量Peak值-應變曲線與工程拉伸應力-應變非常類似。 由圖6a可以看出，Q235鋼在塑性變形早期 （應變硬化階段），MBN信號略有增加后便趨于平緩；當應力進一步增加至抗拉強度σb后，頸縮階段的非均勻塑性變形導致MBN信號呈下降趨勢直至斷裂。由圖6b可以看出， 塑性變形對45#鋼的MBN響應行為與Q235鋼類似，早期略有增加后基本趨于平緩； 一旦試樣開始出現頸縮，MBN信號快速下降直至斷裂。由圖6c可以看出，對于35CrMo鋼，MBN信號對塑性應力呈現出較高的靈敏度。 在塑性變形全過程中，MBN信號持續下降直至斷裂。 顯然，MBN信號不同的彈塑性應力響應行為與材料的彈性和塑性變形機制的差異有關［26］。 在彈性變形階段，應力通過晶格的原子間距來調節。 隨著應力變大， 原子間距增加并可能持續到材料斷裂。然而，當應力超過MBN飽和臨界值后，滑移機制被激活， 材料開始出現局部塑性流動，MBN信號下降直至完全屈服。 進入均勻塑性變形階段后，位錯增加并相互作用形成應變強化效應，提高了晶?；频呐R界值，使得晶格中繼續存在少量的彈性應力，這也是圖6a～c應變強化階段中MBN信號略有增加的原因。 隨著塑性變形繼續發展，位錯密度急劇增加， 進一步阻礙疇壁運動，MBN信號開始下降。 尤其當材料頸縮并進入非均勻塑性變形階段后，以位錯纏結和晶界為形式的釘扎效應變得越來越重要，疇壁運動阻力加劇甚至出現變形，MBN信號整體呈下降趨勢直至斷裂。

圖6 塑性階段中Q235、45#和35CrMo鋼的MBN信號變化趨勢

需要注意的是，與Q235和45#相比，35CrMo鋼增加了Cr、Mo等合金原子（表1），與位錯相互作用引發晶格畸變， 進一步增加了疇壁運動的阻力，導致其MBN信號在塑性階段中后期不斷下降。 這一點也可對比3種材料的矯頑力場大小得出，矯頑力可認為是磁疇壁運動需克服的能量壁壘，表示如下［27～29］：

其中，σ^l為晶粒內部的釘扎點能量，可由內應力幅值表征；Li為釘扎點間距，表征釘扎點的分布密度。 由式（7）可以看出，試樣在未加載狀態下內應力水平相同時，矯頑力越大，材料內部釘扎點間距越小，對應的釘扎點分布密度越大。 如圖7所示，未加載狀態下35CrMo 鋼的矯頑力水平為11.0 A/cm，高于Q235、45#鋼的6.7、8.7 A/cm，這表明， 在相同條件下35CrMo鋼內部釘扎點密度最大，疇壁的運動阻力最大，MBN信號下降最快，這與圖6所得結果基本一致。 而與彈性階段相比，材料的塑性流動機制更加復雜，涉及到原子界面滑移，并與晶體織構、原子鍵、位錯和殘余應力有關［30］，對MBN的作用規律后續需進一步研究。

圖7 Q235、45#和35CrMo鋼的矯頑力場

2.4 拉伸損傷表征

文獻［31，32］對含不同預制裂紋的管材進行高分辨率MBN測量，發現裂紋可導致MBN信號顯著降低，這主要源于局部渦流場和裂紋之間的通量解耦，引發磁化水平降低，可見MBN無損技術存在對材料缺陷或損傷精確定位的潛力。 對拉伸應力卸載后3根試樣沿表面分別進行MBN掃查，圖8為試樣表面標距長度內變形率和MBN特征值分布，可以看出，試樣在非均勻塑性變形階段，橫截面發生收縮， 塑性變形逐漸集中在頸縮位置，最終發生斷裂。 由圖8a可知，Q235試樣斷裂區的變形率高達25.87%，MBN信號出現最小值， 其中Peak值降低幅度為14.70%。 由圖8b可知，45#試樣斷裂區的變形率約為18.33%，MBN信號最低，其Peak值降幅約為21.74%。 由圖8c可知，35CrMo試樣斷裂區的變形率約為15.67%，MBN信號同樣最低，其Peak值降幅約為36.11%。 試樣裂紋斷口的退磁效應誘發不均勻磁化，降低斷裂區的磁化強度，導致MBN信號降低。 正是MBN信號與金屬組織連續性之間存在相關性，MBN信號最低值位置可認為與損傷或裂紋位置基本一致［33］。 從圖9a可以看出，Q235鋼以鐵素體組織為主，塑性較好，其斷面主要由大小不同的韌窩構成，MBN變化幅度最?。?4.70%）。隨著含碳量增加，45#鋼和35CrMo鋼組織中珠光體含量逐漸增多，塑性變差，從圖9b、c可以看出，其斷面由韌窩和結晶狀“臺階”構成，為典型的韌-脆混合斷口。 相比較而言，此類斷面附近的磁場變化較大，MBN變化幅度較大（21.74%和36.11%）。 通過對比3種碳鋼材料的試驗結果，磁巴克豪森噪聲檢測發現的損傷位置與實際的斷裂位置基本吻合，可為后續鐵磁性材料損傷無損定量評估提供技術支持。

圖8 Q235、45#和35CrMo試樣塑性變形與MBN特征值分布

圖9 Q235、45#和35CrMo試樣的斷面形貌 ×1000

3 結論

3.1 Q235鋼以鐵素體為主，45#和35CrMo鋼的珠光體含量提高；隨著含碳量增加，釘扎點密度明顯提高，導致MBN效應逐漸變強。

3.2 隨著拉伸應力增加， 彈性變形階段MBN信號顯著增強， 并在臨界應力點達到峰值形成飽和，這主要與磁彈性效應下180°磁疇壁重新排列、飽和磁化強度有關。

3.3 塑性變形階段，由于位錯纏結引起釘扎效應逐漸起主導作用， 盡管拉伸應力繼續增加，MBN信號變化趨于平緩，但整體呈下降趨勢直至試樣斷裂。

3.4 應力卸載后， 試樣表面MBN信號最低值與裂紋位置基本一致， 并符合SEM斷口形貌分析結果。 通過對比3種典型碳鋼試驗結果發現，磁巴克豪森噪聲技術可用于鐵磁材料彈塑性變形和失效斷裂的無損定量評估。