張 杰，閆志峰，王文先，王志斌，王 凱，張紅霞，張心保

(1 太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024； 2 山西太鋼不銹鋼股份有限公司，太原 030003)

拉-拉循環(huán)載荷下443鐵素體不銹鋼產(chǎn)熱規(guī)律及疲勞性能預(yù)測(cè)

張 杰1，閆志峰1，王文先1，王志斌2，王 凱1，張紅霞1，張心保2

(1 太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024； 2 山西太鋼不銹鋼股份有限公司，太原 030003)

采用紅外熱像法研究了443鐵素體不銹鋼在疲勞試驗(yàn)過程中表面溫度場(chǎng)的變化規(guī)律，提出了采用ΔT-Nf曲線預(yù)測(cè)疲勞壽命的方法。結(jié)果表明：溫升極限值ΔT=3.18℃，即當(dāng)ΔT>3.18℃時(shí)，試樣發(fā)生疲勞斷裂，與實(shí)測(cè)溫升值3.49℃相比，誤差為8.89%。利用ΔT-Nf曲線預(yù)測(cè)443鐵素體不銹鋼在5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度為277.97MPa，與傳統(tǒng)方法測(cè)得結(jié)果284.45MPa相對(duì)誤差為2.28%。

443鐵素體不銹鋼；溫度場(chǎng)；疲勞強(qiáng)度；紅外熱像法

443鐵素體不銹鋼是近年來研發(fā)的一種超純高鉻經(jīng)濟(jì)性鐵素體不銹鋼，由于其性能較好，作為304不銹鋼的替代品，被廣泛應(yīng)用在大型容器、箱體等承受動(dòng)載的結(jié)構(gòu)中[1]。因此，研究其循環(huán)載荷下的疲勞性能具有重要意義。

傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)方法耗時(shí)長(zhǎng)、成本高等方面的不足，為準(zhǔn)確獲取構(gòu)件的疲勞性能帶來一定的困難?；谀芰哭D(zhuǎn)化理論的紅外熱像法作為一種實(shí)時(shí)、無損及非接觸的測(cè)試技術(shù)，將其應(yīng)用于疲勞研究中，具有快速、準(zhǔn)確和成本低等特點(diǎn)，是一種新型的材料研究方法[2-4]。根據(jù)該方法，理論上最少只需1個(gè)試樣，在較短的時(shí)間內(nèi)便可準(zhǔn)確測(cè)定材料的疲勞曲線[5-7]。因此，利用紅外熱像法研究材料疲勞性能受到越來越多的重視。

樊俊鈴等[8]借助鎖相熱像技術(shù)，測(cè)定了Q235鋼的疲勞極限，并用此方法快速測(cè)定了金屬疲勞極限和S-N曲線。Crupi等[9]采用紅外熱像法預(yù)測(cè)了AH36鋼焊接接頭的疲勞極限和S-N曲線，與傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)方法相比取得很好的一致性。王青志等[10]使用紅外熱像法預(yù)測(cè)了45#鋼的疲勞極限，并對(duì)45#鋼疲勞加載過程中的產(chǎn)熱機(jī)理進(jìn)行了分析。薛紅前等[11]對(duì)高強(qiáng)鋼在高頻載荷下的超高周疲勞及熱耗散進(jìn)行了研究，研究發(fā)現(xiàn)：微裂紋處不可逆的局部塑性變形導(dǎo)致裂紋萌生區(qū)溫度急劇升高，疲勞試樣內(nèi)部溫度場(chǎng)的變化反映了材料的疲勞損傷過程。

由于晶體結(jié)構(gòu)的差異，不同金屬材料在疲勞載荷作用下的塑性變形能力不同，因此其溫升機(jī)制也不同。443鐵素體不銹鋼為體心立方晶體結(jié)構(gòu)，堆垛層錯(cuò)能較高，易發(fā)生錯(cuò)交滑移，其損傷機(jī)制與其他金屬相比有自身特點(diǎn)。因此研究其疲勞加載過程中的損傷和能量耗散特征對(duì)于揭示443鐵素體不銹鋼的疲勞損傷機(jī)理及其安全使用具有重要意義。

本研究采用紅外熱像法對(duì)443鐵素體不銹鋼疲勞加載過程進(jìn)行分析，根據(jù)疲勞過程中試件表面的溫度變化規(guī)律探討443鐵素體不銹鋼疲勞過程中的產(chǎn)熱機(jī)理，提出快速預(yù)測(cè)443鐵素體不銹鋼疲勞強(qiáng)度和疲勞壽命的新方法，并與傳統(tǒng)疲勞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，確定這種方法的準(zhǔn)確性。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)所選材料為4mm厚的443鐵素體不銹鋼，其化學(xué)成分如表1所示，其力學(xué)性能如表2所示。

1.2 疲勞試樣

疲勞試樣按照GB/T 3075—2008《金屬材料疲勞試驗(yàn)軸向力控制方法》經(jīng)機(jī)械加工成型，并用砂紙將邊緣打磨光滑，試樣形狀和尺寸如圖1所示。

圖1 疲勞試樣尺寸Fig.1 Fatigue sample dimension

1.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)所用設(shè)備為PLG-200D高頻拉壓疲勞試驗(yàn)機(jī)，循環(huán)特征系數(shù)為0.1，諧振頻率為100Hz左右。實(shí)驗(yàn)載荷以抗拉強(qiáng)度的60%進(jìn)行加載， 逐級(jí)降低5%，如果諧振次數(shù)達(dá)到5×106試樣沒有發(fā)生斷裂，則停止實(shí)驗(yàn)。達(dá)到5×106循環(huán)次數(shù)的5組數(shù)據(jù)，采取應(yīng)力逐級(jí)增加的方式進(jìn)行加載。

采用InfraTec VarioCAM hr紅外熱像儀記錄疲勞試驗(yàn)過程中試樣表面的溫度變化。在30℃時(shí)，紅外熱像儀精度為0.08℃。實(shí)驗(yàn)在25℃的環(huán)境溫度下進(jìn)行，錄制頻率為50Hz。用IRBISR view軟件對(duì)熱像圖進(jìn)行分析處理。實(shí)驗(yàn)時(shí)試樣表面需要涂一層發(fā)射率大于0.95的黑色亞光漆。

表1 443鐵素體不銹鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of 443 ferritic stainless steel(mass fraction/%)

表2 443鐵素體不銹鋼力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 443 ferritic stainless steel

2 疲勞過程中溫度演化及分析

圖2為σmax=320MPa時(shí)試樣表面溫度場(chǎng)隨時(shí)間變化的熱像圖，在循環(huán)載荷作用下，由于疲勞試件結(jié)構(gòu)的變化產(chǎn)生應(yīng)力集中，因此表面溫度分布不均勻，且中部溫度較高。圖3為σmax=320MPa時(shí)，疲勞試件表面溫度最高點(diǎn)隨時(shí)間的變化曲線，點(diǎn)A，B，C，D，E，F(xiàn)和G所對(duì)應(yīng)的溫度場(chǎng)演化如圖2所示。

圖2 疲勞過程中試樣表面溫度場(chǎng)的演化Fig.2 Evolution process of specimen surface temperature field during fatigue testing

圖3 疲勞試驗(yàn)中試件溫度變化曲線Fig.3 Temperature change curve during fatigue testing

由圖3可知，443鐵素體不銹鋼在疲勞加載過程中的溫度變化可以分為4個(gè)特征明顯的階段：階段Ⅰ為初始溫升階段，此時(shí)試件局部發(fā)生塑性變形釋放大量的熱量，由于在實(shí)驗(yàn)初始時(shí)試件和環(huán)境的溫差較小，對(duì)流過程中熱量損失也比較少，試件表面產(chǎn)熱速率大于試件和環(huán)境的熱交換率。因此，試件表面溫度快速升高；階段Ⅱ?yàn)榉€(wěn)定溫升階段，此時(shí)試件表面產(chǎn)熱速率與試件和環(huán)境的熱量交換速率達(dá)到平衡，溫度變化達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)，溫度在小范圍內(nèi)出現(xiàn)波動(dòng)。這是因?yàn)樵?43鐵素體不銹鋼中，初始位錯(cuò)密度較低，隨著塑性變形的進(jìn)行，位錯(cuò)大量增殖，位錯(cuò)密度快速增加，引起顯微區(qū)域的加工硬化，但隨著應(yīng)變量的增加，高位錯(cuò)密度的區(qū)域必然處于不穩(wěn)定狀態(tài)，難以繼續(xù)增加其位錯(cuò)密度，因此，在高位錯(cuò)密度區(qū)中就會(huì)逐漸形成小塊低位錯(cuò)密度區(qū)，這又會(huì)引起顯微區(qū)域的加工軟化，隨著加載的進(jìn)行，塑性變形的發(fā)展使這個(gè)新形成的低位錯(cuò)密度區(qū)會(huì)再次出現(xiàn)位錯(cuò)密度增加的過程，這兩種作用相反的因素在循環(huán)加載過程中表現(xiàn)為疲勞強(qiáng)化和疲勞軟化[12]。材料的硬化和軟化導(dǎo)致溫度出現(xiàn)小范圍的波動(dòng)，當(dāng)疲勞硬化占主導(dǎo)時(shí)，材料宏觀上表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象，塑性變形能力降低，溫度隨之降低。而當(dāng)疲勞軟化占主導(dǎo)時(shí)，材料宏觀上變現(xiàn)出軟化現(xiàn)象，塑性變形能力增加，溫度隨之升高；階段Ⅲ為溫升快速增加階段，在這一階段，試件萌生宏觀裂紋并且快速擴(kuò)展，裂紋尖端釋放大量熱量，溫度快速上升，溫度達(dá)到最高點(diǎn)時(shí)，疲勞試驗(yàn)停止。階段Ⅳ為溫度下降階段，實(shí)驗(yàn)停止后，由于試件與環(huán)境的熱交換，溫度迅速降低。

圖4為不同加載應(yīng)力作用下試件表面最高溫度的變化趨勢(shì)，隨著加載應(yīng)力的增大，材料產(chǎn)生的塑性變形速率也將增大，導(dǎo)致產(chǎn)熱量快速增加。當(dāng)加載應(yīng)力高于290MPa時(shí)，階段Ⅰ的溫升梯度明顯增加。當(dāng)加載應(yīng)力低于290MPa時(shí)，試件表面溫升較小，非彈性效應(yīng)(如黏性效應(yīng))熱耗散水平較低[10]。

圖4 不同加載應(yīng)力下的試件表面溫度變化曲線Fig.4 Temperature change curves of the specimen surface in different stresses

根據(jù)熱力學(xué)第一定律、熱力學(xué)第二定律及材料的本構(gòu)方程，可得出材料在疲勞過程中的熱耦合方程[13]：

(1)

式中：ρ代表材料質(zhì)量密度；C代表材料比熱；σ代表柯西應(yīng)力張量；K代表熱傳導(dǎo)張量；ψ為亥姆霍茲自由能函數(shù)。方程左邊項(xiàng)表示試件表面的溫度變化，右邊項(xiàng)表示影響溫度變化的各種熱源。d為固有耗散源；Sthe為熱彈性源；Sic為內(nèi)耦合源；re為外部熱源。

疲勞加載過程中的溫升值ΔT主要由熱彈性源引起的溫度變化ΔTthe和固有耗散源所引起的溫度變化ΔTd兩個(gè)部分組成[14,15]。熱彈性源是由彈性應(yīng)變能引起的，由于彈性變形完全可逆，內(nèi)部結(jié)構(gòu)的變形可迅速恢復(fù)，因此，彈性應(yīng)變能對(duì)疲勞損傷幾乎沒有影響。固有耗散源是由塑性應(yīng)變能引起的，由于其變形不可逆，是疲勞損傷的主導(dǎo)因素，可以通過疲勞加載過程中的能量耗散來表征疲勞損傷[16]。塑性應(yīng)變能引起的能量耗散大部分轉(zhuǎn)化為熱能，這部分熱能在材料中產(chǎn)生溫度場(chǎng)，引起試樣溫度的變化。材料的塑性變形主要是通過滑移的方式進(jìn)行的，而滑移是位錯(cuò)沿滑移面移動(dòng)的結(jié)果，因此晶粒內(nèi)部位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)將直接影響熱耗散的程度。當(dāng)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)較為容易并且滑移系較多時(shí)，熱耗散能較大；位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)較難并且滑移系較少時(shí)，熱耗散能降低。因此，位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)決定疲勞損傷的程度。

443鐵素體不銹鋼是體心立方晶體結(jié)構(gòu)，具有較高的層錯(cuò)能，易發(fā)生錯(cuò)交滑移。443鐵素體不銹鋼在循環(huán)拉伸載荷作用下，位錯(cuò)從鐵素體晶界增值向晶粒內(nèi)部滑移而構(gòu)成滑移帶，螺位錯(cuò)交滑移形成位錯(cuò)割階，循環(huán)應(yīng)力加載使晶體中產(chǎn)生大量的空位而形成位錯(cuò)圈[12,17]。當(dāng)循環(huán)加載應(yīng)力小于疲勞極限時(shí)，鐵素體中的主要位錯(cuò)結(jié)構(gòu)是位錯(cuò)纏結(jié)，循環(huán)應(yīng)力不足以使位錯(cuò)結(jié)構(gòu)發(fā)生進(jìn)一步演化，即沒有位錯(cuò)胞的產(chǎn)生。當(dāng)循環(huán)加載應(yīng)力高于疲勞極限時(shí)，在經(jīng)過一定的循環(huán)周數(shù)之后合金中便形成位錯(cuò)纏結(jié)，隨著循環(huán)應(yīng)力幅和加載周數(shù)的增加，位錯(cuò)密度增加，隨后出現(xiàn)位錯(cuò)胞，且位錯(cuò)胞數(shù)目逐漸增多，尺寸細(xì)化[18]。由于位錯(cuò)胞壁是高密度位錯(cuò)區(qū)域，在外加載荷作用下容易萌生微觀裂紋，這些裂紋的擴(kuò)展、合并形成宏觀裂紋，導(dǎo)致材料最終失效。

綜上所述，材料在疲勞過程中由位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)引起的溫度變化可反映材料的疲勞損傷程度，因此，利用紅外熱像法可對(duì)443鐵素體不銹鋼的疲勞強(qiáng)度和疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

3.1 傳統(tǒng)疲勞試驗(yàn)法擬合S-N曲線

S-N曲線關(guān)系式采用回歸曲線法得到，工程上常用有指數(shù)型的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式：

(2)

式中：C和m為材料常數(shù)；σmax為最大加載應(yīng)力；Nf為試件斷裂時(shí)的循環(huán)次數(shù)。

443鐵素體不銹鋼疲勞試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，采用傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法得到的疲勞壽命擬合S-N曲線如圖5所示。

表3 443鐵素體不銹鋼疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Fatigue test results of 443 stainless steel

圖5 443鐵素體不銹鋼S -N曲線Fig.5 S -N curve of 443 ferritic stainless steel

傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法擬合的S-N曲線方程為:

lgσmax=2.99-0.08lgNf

(3)

由擬合方程可得到443鐵素體不銹鋼在5×106循環(huán)次數(shù)下疲勞強(qiáng)度為284.45MPa。

3.2 基于紅外熱像法的疲勞強(qiáng)度

利用表3中的平均溫升值繪制應(yīng)力-溫升圖，采用雙線法[19]獲取材料的疲勞強(qiáng)度，以平均溫升值的突變作為界限，分別將突變前后的平均溫升值進(jìn)行線性擬合，兩條直線交點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)即為材料在5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度，如圖6所示。

圖6 雙線法預(yù)測(cè)疲勞強(qiáng)度Fig.6 Fatigue strength determined by double line method

在圖6中，當(dāng)加載應(yīng)力高于5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度時(shí)，擬合方程為：

ΔT=-258.52+0.85σmax

(4)

當(dāng)加載應(yīng)力低于5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度時(shí)，擬合方程為:

ΔT=-15.41+0.07σmax

(5)

兩直線交點(diǎn)A即為443鐵素體不銹鋼在5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度311.68MPa，與傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法擬合S-N曲線所得到的結(jié)果相對(duì)誤差為8.74%。

3.3 基于紅外熱像法擬合ΔT-Nf曲線

在熱力學(xué)第一定律的基礎(chǔ)上，可得出平衡溫升值和最大加載應(yīng)力之間的關(guān)系式[20]：

(6)

式中:指數(shù)n是材料常數(shù)；ΔT為平衡溫升值。結(jié)合公式(2)和(6)，可得到ΔT與Nf之間的關(guān)系：

(7)

式中，c，d均為常數(shù)。將等式兩邊取對(duì)數(shù)，則得到：

lgΔT=-clgNf+e

(8)

根據(jù)表3中溫升穩(wěn)定階段平均溫升值擬合的ΔT-Nf曲線如圖7所示。

圖7 443鐵素體不銹鋼ΔT-Nf曲線Fig.7 ΔT-Nf curve of 443 ferritic stainless steel

(9)

當(dāng)疲勞循環(huán)次數(shù)為5×106時(shí)，由式(9)可知引起試樣疲勞斷裂的溫度突變點(diǎn)ΔT為3.18℃，即試樣在承受循環(huán)載荷時(shí)，當(dāng)穩(wěn)定階段Ⅱ的溫度升值ΔT超過3.18℃時(shí)，試樣會(huì)發(fā)生疲勞斷裂，當(dāng)ΔT低于3.18℃時(shí)，試樣不會(huì)斷裂。在疲勞試驗(yàn)過程中，試樣經(jīng)過5×106次循環(huán)時(shí)實(shí)測(cè)最高溫升值為3.49℃，誤差為8.89%。

3.4 基于紅外熱像法擬合S-N曲線

由式(9)可得出不同溫升值下的疲勞壽命見表4。用ΔT-Nf曲線法得到的疲勞壽命擬合S-N曲線方程為：

lgσmax=-0.08lgNf+2.98

(10)

由公式(10)可知，當(dāng)疲勞循環(huán)次數(shù)為5×106時(shí)，得到的疲勞強(qiáng)度為277.97MPa。與傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法擬合S-N曲線所得結(jié)果284.45MPa相比，誤差為2.28%。分別用傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)方法和ΔT-Nf曲線法得到的疲勞壽命繪制S-N曲線如圖8所示，結(jié)果具有很好的一致性。

表4 傳統(tǒng)法和ΔT-Nf曲線法疲勞壽命對(duì)比Table 4 Comparison of fatigue life determined by traditional method and ΔT-Nfcurve method

圖8 傳統(tǒng)法和ΔT-Nf曲線法S -N曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of S -N curves determined by traditional method and ΔT-Nf curve method

表5為兩種方法所得S-N曲線的線性相關(guān)性對(duì)比結(jié)果，ΔT-Nf曲線法擬合直線的線性相關(guān)系數(shù)要大于傳統(tǒng)法。

表5 S -N曲線的線性相關(guān)性Table 5 The linear correlation of S -N curves

在實(shí)際的工程應(yīng)用中，只需得到階段Ⅱ的穩(wěn)定溫升值即可根據(jù)公式(8)計(jì)算得到疲勞壽命，并預(yù)測(cè)鐵素體不銹鋼的疲勞強(qiáng)度，相比于傳統(tǒng)疲勞測(cè)試方法，具有快速、簡(jiǎn)單的特點(diǎn)。

4 結(jié)論

(1)當(dāng)疲勞載荷高于5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度，443鐵素體不銹鋼的溫度曲線分為4個(gè)階段：階段Ⅰ-初始溫升階段，階段Ⅱ-溫度穩(wěn)定階段，階段Ⅲ-溫度迅速上升階段，階段Ⅳ-溫度下降階段。

(2)擬合ΔT-Nf曲線，根據(jù)溫度穩(wěn)定階段的平均溫升值快速預(yù)測(cè)443鐵素體不銹鋼的疲勞壽命。循環(huán)次數(shù)達(dá)到5×106時(shí)，443鐵素體不銹鋼的疲勞斷裂極限溫度為3.18℃，與實(shí)測(cè)值3.49℃相對(duì)誤差為8.89%。

(3)利用ΔT-Nf曲線法預(yù)測(cè)的443鐵素體不銹鋼在5×106循環(huán)次數(shù)下的疲勞強(qiáng)度為277.97MPa，與傳統(tǒng)法測(cè)得的結(jié)果284.45MPa相對(duì)誤差為2.28%。

(4)根據(jù)熱像法和傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)法得到的疲勞壽命分別繪制S-N曲線，結(jié)果具有很好的一致性。

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Heat Generation Rule and Fatigue Performance Prediction of 443 Ferritic Stainless Steel Under Tension-tension Cyclic Loading

ZHANG Jie1，YAN Zhi-feng1，WANG Wen-xian1，WANG Zhi-bin2， WANG Kai1，ZHANG Hong-xia1，ZHANG Xin-bao2

(1 College of Material Science and Engineering,Taiyuan University of Technology,Taiyuan 030024,China；2 Shanxi Taigang Stainless Steel Co.，Ltd.,Taiyuan 030003,China)

The surface temperature field of 443 ferritic stainless steel was studied using infrared thermography during fatigue testing.ΔT-Nfcurve method was put forward to predict the fatigue life. The results show that the ultimate temperature increment is ΔT=3.18℃,that is, when ΔTis more than 3.18℃,fatigue fracture occurs on the specimen, compared with the actually measured temperature increment of 3.49℃, the error is 8.89%. The percentage difference between the experimental result 284.45MPa and the predicted result 277.97MPa is 2.28% when fatigue cycles is up to 5×106.

443 ferritic stainless steel;temperature field;fatigue strength;infrared thermography

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.02.013

TG113.25

A

1001-4381(2015)02-0079-06

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51175364)；山西省研究生優(yōu)秀創(chuàng)新項(xiàng)目(20123031)

2014-01-14;

2014-05-25

王文先(1963-)，男，教授，主要從事材料連接及界面行為研究，聯(lián)系地址：山西省太原市迎澤西大街79號(hào)，太原理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院502室(030024)，E-mail：wangwenxian@tyut.edu.cn