單峰過載對(duì)2205雙相不銹鋼疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響

，

(遼寧石油化工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，撫順 113001)

0 引 言

2205雙相不銹鋼是工業(yè)中應(yīng)用最廣的一種雙相不銹鋼，其組織中鐵素體與奧氏體的體積各約占50%[1]。與鐵素體不銹鋼相比，2205雙相不銹鋼無室溫脆性, 具有更好的塑性、韌性和耐晶間腐蝕性能;與奧氏體不銹鋼相比，2205雙相不銹鋼具有更高的強(qiáng)度、更好的耐晶間腐蝕和耐氯化物應(yīng)力腐蝕能力[2-3]。因此，2205雙相不銹鋼在石油化工、沿海建筑等領(lǐng)域[4-7]具有廣闊的應(yīng)用前景。疲勞交變載荷是這些領(lǐng)域中各種工程結(jié)構(gòu)件和設(shè)備在服役過程中常見的載荷類型，也是使其發(fā)生失效的主要原因之一。工程結(jié)構(gòu)件和設(shè)備在安裝及運(yùn)行過程中，常常會(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)過載、超壓等現(xiàn)象。過載對(duì)工程材料的影響很大，影響機(jī)制也非常復(fù)雜[8]。目前，學(xué)者對(duì)不同材料的過載效應(yīng)進(jìn)行了大量的研究[9-13]，但關(guān)于2205雙相不銹鋼的研究報(bào)道較少。為此，作者對(duì)2205雙相不銹鋼進(jìn)行了不同過載比下的疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，研究單峰過載對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響，這對(duì)2205雙相不銹鋼在具有瞬時(shí)過載環(huán)境中的工程安全應(yīng)用具有一定意義。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為上海寶鋼不銹鋼有限公司生產(chǎn)的熱軋態(tài)SAF 2205雙相不銹鋼鋼板，厚度為12 mm，化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為0.02C，0.50Si，1.38Mn，0.026P，0.001S，22.30Cr，5.44Ni，3.13Mo，0.162N，余Fe，屈服強(qiáng)度為600 MPa，抗拉強(qiáng)度為790 MPa。在試驗(yàn)鋼板上截取金相試樣，經(jīng)打磨、拋光后，用12 g K3Fe(CN)6，40 g NaOH，100 mL H2O配制的溶液沸騰后腐蝕40 s，在Leica Q500MW型正立式金相顯微鏡上觀察顯微組織。

按照GB/T 6398-2000《金屬材料疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)方法》，在試驗(yàn)鋼板上加工出標(biāo)準(zhǔn)三點(diǎn)彎曲(SEB)試樣，其形狀與尺寸如圖1所示，試樣的裂紋擴(kuò)展方向與熱軋鋼板的軋制方向一致。在Instron8872型電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，采用恒幅載荷加載方式，波形為正弦波，頻率為10 Hz，應(yīng)力比為0.1。試驗(yàn)前采用較大的載荷預(yù)制疲勞裂紋，第一級(jí)力值范圍為10 kN，三到四級(jí)逐級(jí)降力，每級(jí)降低10%～20%，最后一級(jí)降至力值范圍4.5 kN，預(yù)制疲勞裂紋長約2 mm。預(yù)制完成后，開始試驗(yàn)并對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，當(dāng)裂紋擴(kuò)展進(jìn)入穩(wěn)態(tài)階段，且裂紋長度約為11 mm時(shí)施加單峰過載，然后繼續(xù)循環(huán)加載。加載方式如圖2所示，圖中Pmax為循環(huán)加載的最大力，Pmin為循環(huán)加載的最小力，Poverload為單峰過載力。過載比γ的計(jì)算公式為

(1)

試驗(yàn)中γ分別取1.0,1.5，2.5和3.5。采用柔度法測裂紋長度，用七步遞增多項(xiàng)式法擬合并計(jì)算穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展階段的疲勞裂紋擴(kuò)展速率。采用NOVA NanoSEM430型掃描電鏡(SEM)觀察斷口形貌。

圖1 三點(diǎn)彎曲試樣的形狀與尺寸Fig.1 Shape and dimension of three point bending specimen

圖2 加載方式示意Fig.2 Schematic of loading mode

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

由圖3可知：試驗(yàn)鋼的顯微組織由鐵素體和奧氏體組成；灰色組織為鐵素體相，晶粒粗大且沿軋制方向被明顯拉長；白色組織為奧氏體相，晶粒較細(xì)小且呈彌散分布；經(jīng)圖像分析發(fā)現(xiàn)，鐵素體和奧氏體的體積比接近1∶1。

圖3 試驗(yàn)鋼的顯微組織Fig.3 Microstructure of tested steel

2.2 疲勞裂紋擴(kuò)展速率

圖4中Nd為施加單峰過載后，裂紋繼續(xù)擴(kuò)展所需要的載荷循環(huán)次數(shù)。由圖4可知：施加不同過載比的單峰過載后，試樣的疲勞裂紋擴(kuò)展曲線出現(xiàn)明顯的“平臺(tái)區(qū)”，此時(shí)裂紋長度出現(xiàn)停止增大甚至減小的現(xiàn)象，這表明裂紋擴(kuò)展停滯甚至裂紋發(fā)生閉合；繼續(xù)施加Nd周次循環(huán)載荷后，裂紋長度才繼續(xù)增大；當(dāng)γ為1.0，1.5，2.5時(shí)，Nd分別為0，14 363，218 743周次，即當(dāng)γ<3.5時(shí)，隨著γ的增大，Nd增加，裂紋擴(kuò)展停滯的時(shí)間延長；當(dāng)γ=3.5時(shí)，裂紋擴(kuò)展完全停止，循環(huán)載荷繼續(xù)加載至5×105周次時(shí)裂紋長度也未發(fā)生變化,這是由于單峰過載后，裂紋停止擴(kuò)展，而試驗(yàn)機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以5×105次循環(huán)作為一個(gè)單點(diǎn)。由此可以看出，γ越大，試樣的壽命越長。

圖4 不同過載比下試樣的疲勞裂紋擴(kuò)展曲線Fig.4 Fatigue crack propagation curves of samples at different overload ratios

由圖5可知：當(dāng)γ=1.0時(shí)，即未施加過載時(shí)試樣的裂紋擴(kuò)展速率曲線為一條直線；當(dāng)施加單峰過載后，裂紋擴(kuò)展速率顯著下降，且γ越大，裂紋擴(kuò)展速率下降的幅度越大；當(dāng)γ=2.5時(shí)，裂紋擴(kuò)展速率下降約一個(gè)數(shù)量級(jí)，繼續(xù)加載一定周次后，裂紋擴(kuò)展速率才逐漸恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展時(shí)的速率；當(dāng)γ=3.5時(shí)，施加單峰過載后裂紋擴(kuò)展完全停止。

圖5 不同過載比下試樣的疲勞裂紋擴(kuò)展速率曲線Fig.5 Fatigue crack propagation rate curves of samples at different overload ratios

表1中Δ(da/dN)為疲勞裂紋擴(kuò)展速率的最大變化量，Ni為初始階段裂紋擴(kuò)展至0.25 mm所需要的循環(huán)次數(shù)[14]。由表1可以看出，Nd，Δ(da/dN)，Ni均隨γ的增大而增大。

表1 不同過載比下試樣的Nd，Δ(da/dN)和NiTab.1 Nd,Δ(da/dN), Ni of samples at differentoverload ratios

圖6 不同過載比下試樣疲勞裂紋尖端的表面形貌Fig.6 Surface morphology of the fatigue crack tips of samples at different overload ratios

由圖6可知：當(dāng)γ=2.5時(shí)，裂紋尖端明顯鈍化，裂紋仍保持在原有裂紋平面擴(kuò)展；當(dāng)γ=3.5時(shí)，裂紋尖端呈“Y”字型，裂紋尖端不再尖銳，出現(xiàn)裂紋偏折及開叉現(xiàn)象，裂紋不再沿原有裂紋平面擴(kuò)展。

2.3 斷口形貌

由圖7可知：當(dāng)裂紋擴(kuò)展到11 mm時(shí)，在施加過載的位置出現(xiàn)了一條明顯的分界線，該分界線為過載線，過載線左側(cè)為未過載區(qū)域，右側(cè)為過載塑性區(qū)；未過載區(qū)域的斷裂形貌以準(zhǔn)解理特征為主，河流花樣明顯，河流花樣短而彎曲，且較密集；過載后，試樣斷口中出現(xiàn)較大的解理面和長而直的撕裂棱，斷裂形式為解理斷裂，河流花樣變得稀疏，且長而直；過載線右側(cè)出現(xiàn)了較多的微裂紋，推測是由于2205雙相鋼中的雜質(zhì)在過載的作用下誘發(fā)而產(chǎn)生的；當(dāng)裂紋穿過過載塑性區(qū)后，斷口形貌又呈準(zhǔn)解理特征。

2.4 分析與討論

疲勞裂紋尖端因反向屈服而產(chǎn)生裂紋尖端塑性區(qū)及殘余壓應(yīng)力場，在循環(huán)載荷的作用下，裂紋必須突破其尖端殘余壓應(yīng)力場才能繼續(xù)擴(kuò)展[15]。JONES等[16]認(rèn)為施加過載后，會(huì)在塑性材料裂紋尖端區(qū)域形成塑性強(qiáng)化區(qū)，當(dāng)裂紋穿過塑性強(qiáng)化區(qū)時(shí)，會(huì)導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展速率下降。

圖7 裂紋擴(kuò)展到11 mm時(shí)試樣的斷口SEM形貌(γ=2.5)Fig.7 Fracture SEM morphology of sample with crack extended to 11 mm (γ=2.5): (a) at low magnification; (b) at relatively low magnification; (c) at relatively high magnification and (d) at high magnification

圖8 裂紋尖端塑性區(qū)及分叉示意Fig.8 Schematic of plastic zone (a) and bifurcation at crack tip (b)

當(dāng)γ<3.5時(shí)，裂紋在施加單峰過載后仍沿名義I型裂紋擴(kuò)展平面擴(kuò)展，但擴(kuò)展速率明顯下降甚至停滯，繼續(xù)施加循環(huán)載荷Nd周次后，裂紋擴(kuò)展速率才逐漸恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展時(shí)的擴(kuò)展速率，且隨著γ的增大，Nd增加，裂紋恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展的時(shí)間變長。裂紋擴(kuò)展速率的下降甚至停滯是由過載導(dǎo)致裂紋尖端鈍化或閉合引起的，如圖8(a)所示。CHRISTENSEN[17]和RICE[18]提出，過載引起的裂紋尖端鈍化猶如一個(gè)缺口，其應(yīng)力集中比原來尖裂紋的小，該鈍化甚至可以持續(xù)到過載后的裂紋擴(kuò)展，從而導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展受到阻滯。ELBER[19-20]認(rèn)為過載引起裂紋尖端形成超大塑性區(qū)，使裂紋尖端發(fā)生閉合，導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展停滯。隨著γ的增大，裂紋尖端過載塑性區(qū)及殘余壓應(yīng)力場范圍增大，裂紋尖端鈍化或閉合程度顯著，裂紋穿過過載塑性區(qū)所需要的時(shí)間延長。裂紋一旦突破過載塑性區(qū)，裂紋擴(kuò)展就會(huì)恢復(fù)到原來的穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展階段。

當(dāng)γ=3.5時(shí)，施加單峰過載后，裂紋尖端發(fā)生明顯偏折及分叉，裂紋擴(kuò)展完全停止，繼續(xù)循環(huán)加載至5×105周次后，裂紋擴(kuò)展仍未見恢復(fù)。如圖8(b)所示，過載引起裂紋尖端偏離名義I型裂紋擴(kuò)展平面，發(fā)生分叉，使裂紋尖端有效應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍大大降低，導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展完全停止，這符合TREBICKI等[21]和SOBCZYK等[22]提出的裂紋分叉機(jī)制。

3 結(jié) 論

(1) 單峰過載使得2205雙相不銹鋼中疲勞裂紋擴(kuò)展出現(xiàn)明顯的遲滯效應(yīng)；過載比越大，裂紋擴(kuò)展停滯的時(shí)間越長，疲勞裂紋擴(kuò)展速率下降的幅度越大。

(2) 當(dāng)γ<3.5時(shí)，單峰過載引起裂紋尖端發(fā)生鈍化或閉合，導(dǎo)致疲勞裂紋擴(kuò)展速率明顯下降甚至停滯；當(dāng)γ=3.5時(shí)，單峰過載引起裂紋尖端發(fā)生偏折及分叉，使裂紋尖端有效應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍大幅度降低，疲勞裂紋擴(kuò)展完全停止。

[1] 蘇海濱.淺談雙相不銹鋼及其應(yīng)用[J].中國高新技術(shù)企業(yè)，2012(9)：62-63.

[2] 陸世英.不銹鋼[M].北京：原子能出版社，1995.

[3] 吳玖.雙相不銹鋼[M].北京：冶金工業(yè)出版社，1999.

[4] 高娃，羅建民，楊建軍，等.雙相不銹鋼的研究進(jìn)展及其應(yīng)用[J].兵器材料科學(xué)與工程，2005，29(3)：61-63.

[5] 張國信，李雙權(quán).雙相不銹鋼的性能及其在石化行業(yè)的應(yīng)用[J].石油化工設(shè)備技術(shù)，2007，28(4)：55-59.

[6] 李京波，金學(xué)軍.輸油管道用316L和2205不銹鋼低溫蠕變模型的選擇與驗(yàn)證[J].機(jī)械工程材料，2016，40(4)：55-57.

[7] 張文毓，侯世忠.國內(nèi)外雙相不銹鋼的應(yīng)用進(jìn)展[J].裝備機(jī)械，2015(3)：62-66.

[8] 鄭修麟，王泓，鄢君輝，等.材料疲勞理論與工程應(yīng)用[M].北京：科學(xué)出版社，2013：339-357.

[9] CREWS J H. Crack initiation at stress concentrations as influence by prior local plasticity[C]//Achievement of High Fatigue Resistance in Metals and Alloys. Philadelphia: ASTM, 1970: 37-52.

[10] BOISSONAT J. Fatigue of 7075-T6 aluminum alloy. Experimental research on the effects of static preloading on the fatigue life of structural components: ARL-64-55[R]. [S.l.]: Oxio, 1964.

[11] POTTER J M. Cyclic stress-strain behavior—Analysis, experimentation, and failure prediction[C]// American Society for Testing Materials. Philadelphia: ASTM, 1973: 109-132.

[12] SMITH I F C, HIRT M A. A review of fatigue strength improvement methods[J]. Canadian Journal of Civil Engineering, 1985, 12: 166-183.

[13] 鄭修麟, 陳德廣, 凌超. 疲勞裂紋起始的超載效應(yīng)與新的壽命估算模型[J]. 西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 1990, 8(2): 199-208.

[14] MADDOX S J. Fatigue analysis of welded joints using fracture mechanics[C]// Proceedings of International Conference and Exposition on Fatigue Corrosion Cracking，F(xiàn)racture Mechanics and Failure Analysis. Salt Lake：ASM，1985：155-166.

[15] ALLISON J E.Measurement of crack-tip stress distribution by X-ray diffraction[J]. Fracture Mechanics，1979, 677:411-412.

[16] JONES R E. Fatigue crack growth retardation after single overload in Ti-6Al-4V titanium alloy [J]. Engineering Fracture Mechanics，1973，5(3)：589-604.

[17] CHRISTENSEN R H. Metal fatigue [M]. New York：McGraw-Hill，1959.

[18] RICE J R. Mechanics of crack tip deformation and extension by fatigue [C]//Fatigue Crack Propagation. [S.l.]：ASTM，1967:247-309.

[19] ELBER W. The significance of fatigue crack closure [C]// Damage Tolerance in Aircraft Structures. [S.l.]：ASTM，1971：230-242.

[20] ELBER W. Fatigue crack closure under cyclic tension [J]. Engineering Fracture Mechanics，1970，2(1)：37-44.

[21] TREBICKI J，SOBCZYK K. Curvilinear random fatigue crack growth: Effects of overloads[J].Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures，2010, 19(2/3): 361-371.

[22] SOBCZYK K，TREBICKI J, SPENCER B F Jr. Modelling of the curvilinear random fatigue crack growth[J].Engineering Fracture Mechanics，1995,52(4): 703-715.