胡兆輝，劉松鋒，梅林波，方 旭，葉篤毅

(1.浙江大學，浙江 杭州 310027； 2.上海電氣電站設備有限公司汽輪機廠，上海 200240)

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17-4PH末級長葉片葉根的疲勞強度與缺口效應

胡兆輝1，劉松鋒2，梅林波2，方 旭2，葉篤毅1

(1.浙江大學，浙江 杭州 310027； 2.上海電氣電站設備有限公司汽輪機廠，上海 200240)

采用成組法和升降法開展了室溫某17-4PH末級長葉片葉根縱、橫方向光滑與缺口試樣的疲勞試驗，獲得了兩個方向上材料的S-N曲線，并對典型疲勞斷裂試樣進行了斷口宏微觀形貌觀察。結果表明：葉片葉根縱、橫方向的疲勞強度基本一致，在長壽命區(qū)，縱向疲勞強度略高于橫向；光滑試樣的疲勞斷裂主要呈現(xiàn)單裂紋源特征,而缺口試樣呈現(xiàn)多裂紋源匯聚的斷裂形貌。結合試樣缺口根部的彈塑性應變分析，進一步討論了葉片葉根縱、橫方向的疲勞缺口效應。

17-4PH不銹鋼； S-N曲線； 疲勞缺口系數(shù)； 斷口

1 引 言

葉片是汽輪機中將蒸氣熱能轉化為汽輪機轉子機械能的重要部件，它包括葉身和葉根兩部分(如圖1所示)。在實際服役時，葉根縱向主要承受葉片自重產生的離心力，而在葉根橫向，除了受到輪槽的摩擦力作用外，還將承受由蒸氣氣流沖擊產生的彎矩及剪力作用[1]。由于汽輪機運行中的蒸汽溫度和壓力交變可能導致葉根處發(fā)生疲勞斷裂[2]，因此，研究汽輪機葉片葉根部位(縱向與橫向)的疲勞強度對于汽輪機葉片的抗疲勞設計與壽命預測都具有重要意義。

17-4PH不銹鋼是馬氏體沉淀硬化不銹鋼，具有較高的屈服強度和疲勞強度以及良好的抗腐蝕性能和工藝性能，目前被用于某國產新型汽輪機長葉片用材。國內外學者對該不銹鋼的常規(guī)力學性能(如拉伸，沖擊，扭轉等性能)和組織結構等已有一定的研究[3-7]。也有學者對該類不銹鋼的其他性能進行過研究。如何著等人研究了17-4PH不銹鋼在多種應變率下的動態(tài)應力-應變關系[8]；杜樂一等人研究了Mo含量對馬氏體不銹鋼的組織和性能的影響[9]；趙敏華研究了某新型馬氏體不銹鋼的抗氣蝕性能[10]。綜合上述文獻，有關17-4PH不銹鋼的疲勞性能，特別是對于制備汽輪機葉片葉根的疲勞強度等尚缺乏充分的了解，這方面的研究工作對于開發(fā)新型汽輪機末級長葉片將具有重要的實際意義。

圖1 典型葉片結構Fig.1 Structure of blade

本文主要開展了某新型汽輪機17-4PH模鍛末級長葉片在葉根縱、橫方向上光滑與缺口試樣的疲勞試驗研究，并通過對上述兩個方向上材料疲勞力學行

為的比較，來初步研究該葉片葉根的疲勞強度與疲勞缺口敏感性等問題。

2 實驗方法

本次試驗材料取自17-4PH模鍛葉片(如圖2所示)，其供貨態(tài)為固溶+二次時效處理。材料的名義化學成分如表1所示。圖3給出了葉片葉根縱、橫方向上材料的金相組織，它主要由回火馬氏體以及少量δ-鐵素體構成。表2列出了該葉片葉根縱、橫方向上的常規(guī)力學性能。按圖2示意在葉根縱、橫方向上分別取樣加工成光滑和缺口試樣(試樣幾何形狀如圖4所示)。

圖2 葉根取樣示意圖Fig.2 Orientation of the blade

圖3 17-4PH的金相組織 (a) 縱向； (b) 橫向 Fig.3 Optical microstructures of 17-4PH

CSiMnPSCrNiAlNNb+TaCuTi0.0460.620.430.0230.00215.54.40.0160.0420.243.280.004

表2 17-4PH不銹鋼的拉伸性能

*Z:縱向，H：橫向

圖4 17-4PH疲勞試樣 (a) 光滑樣； (b) 缺口樣(Kt=2.55)Fig.4 Fatigue test specimen of 17-4PH

采用成組法和升降法[11]分別確定葉根縱、橫方向光滑與缺口試樣的中值S-N曲線和疲勞極限，其中，成組法疲勞試驗選擇3個應力水平，每個應力水平3根試樣。升降法采用4級應力水平，至少取得5對數(shù)據。上述疲勞試驗在GPS100數(shù)字化高頻疲勞試驗機上進行，采用軸向力控制、對稱循環(huán)(應力比R=-1)，試驗頻率為175～185Hz。同時，選擇典型疲勞斷裂試樣進行斷口微觀形貌分析。

3 實驗結果與討論

3.1 光滑試樣的疲勞強度與斷口形貌特征

由于三參數(shù)模型能夠較好地擬合中長壽命區(qū)的S-N曲線[12]，這里我們采用三參數(shù)模型對疲勞試驗結果進行最小二乘法擬合。三參數(shù)模型如下式：

N(Sa-S-1)m=C

(1)

式中，m、C是與材料性質等有關的參數(shù)。Sa為應力幅，N為疲勞壽命，S-1為理論疲勞極限。

圖5給出了葉根縱、橫向光滑試樣的疲勞試驗結果和擬合S-N曲線。從圖5則可以得出，葉根縱、橫方向上材料的疲勞強度基本一致，在長壽命區(qū)域(Nf=107)，縱向疲勞強度略高于橫向。

我們進一步對上述縱、橫方向光滑試樣進行了疲勞斷口觀察。圖6a、b、c和d、e、f分別給出了17-4PH光滑試樣的典型宏微觀斷口形貌。從圖中容易發(fā)現(xiàn)：縱、橫方向材料的疲勞斷裂均源于試樣表面，且呈現(xiàn)單一疲勞源特征；在疲勞裂紋擴展區(qū)則觀察到平行的疲勞輝紋與大量二次裂紋。

圖5 17-4PH光滑試樣縱、橫方向的S-N曲線Fig.5 17-4PH S-N curves of smooth specimen

圖6 17-4PH光滑樣疲勞斷口 Fig.6 Fracture morphology of 17-4PH

3.2 缺口試樣的疲勞強度與疲勞缺口效應

圖7給出了葉根縱、橫向缺口試樣的疲勞試驗結果和擬合S-N曲線。從圖中容易發(fā)現(xiàn)，縱、橫方向缺口試樣的疲勞強度總體相一致；在長壽命階段(Nf>105)，縱向疲勞強度略高于橫向，這與光滑試樣獲得的結果基本一致。

對上述縱、橫方向缺口試樣的疲勞斷口進行微觀形貌觀察，結果如圖8所示。從圖中也可看出：缺口試樣的疲勞斷口呈現(xiàn)多處疲勞臺階，且瞬斷區(qū)呈明顯反向弧線特征。這說明缺口試樣的疲勞斷裂主要是由多裂紋源擴展匯聚引起的，這與缺口應力集中容易誘發(fā)裂紋萌生相關聯(lián)；而在裂紋擴展區(qū)，同樣也能觀察到平行的疲勞輝紋和二次裂紋等特征。

材料疲勞缺口效應通?？刹捎闷谌笨谙禂?shù)(Kf)進行描述，Kf定義為[13]：

Kf=Se/SN

(2)

式中，Se和SN分別表示相同壽命下光滑與缺口試樣的疲勞強度。

根據 Peterson公式[14]，Kf也可以表示成理論應力集中系數(shù)Kf的函數(shù)：

Kf=1+q(Kt-1)

(3)

因此，缺口敏感度指標(q)也可表示為：

圖7 17-4PH缺口試樣縱、橫方向的S-N曲線 Fig.7 17-4PH S-N curves of notch specimen

q=(Kf-1)/(Kt-1)

(4)

將之前獲得的葉根縱、橫方向光滑與缺口試樣的疲勞強度代入式(2)聯(lián)合，則可得到葉片葉根兩個方向的疲勞缺口系數(shù)(Kf)與疲勞壽命(Nf)之間的關系：

(5)

(6)

圖9給出了上述葉根縱、橫方向上疲勞缺口系數(shù)(Kf)與缺口敏感度指標(q)隨疲勞壽命的變化特征。圖中結果表明：隨著應力水平降低(或疲勞壽命增加)，葉片葉根縱、橫方向的疲勞缺口系數(shù)(Kf)均呈現(xiàn)增加并逐漸趨近于理論應力集中系數(shù)Kt(對應Nf=107)，相應的缺口敏感度指標(q)逐漸趨近1。換句話說，在長壽命階段，17-7PH不銹鋼將表現(xiàn)出一定的缺口敏感性。

圖8 17-4PH缺口試樣疲勞斷口 Fig.8 Fracture morphology of 17-4PH

圖9 17-4PH的q-Nf和Kf-Nf關系曲線Fig.9 q-Nf and Kf-Nf curves of 17-4PH

文獻[15]基于Neuber純剪棱柱體模型給出了Kf與理論應力集中系數(shù)(Kt)、缺口尖端彈塑性變形程度(εe/εp)以及材料循環(huán)應變硬化能力(n)之間的關系式：

(7)

從上式中容易得出，當缺口幾何特征及材料一定時(即Kt與n恒定)，材料的疲勞缺口系數(shù)(Kf)與缺口尖端的彈塑性變形程度(εe/εp)有關。當εe/εp?1(對應缺口根部存在較大的塑性變形程度)，有Kf

為了進一步分析本文缺口試樣的缺口根部彈塑性變形程度與作用應力(或疲勞壽命)之間的關系，這里采用有限元對圖4中的缺口試樣進行了彈塑性應力、應變分析。采用軸對稱模型，在軸向施加載荷，取彈性模量E=190GPa，泊松比μ=0.3，屈服強度600MPa情況下，在Abaqus中進行計算。圖10是試樣缺口根部的有限元網格劃分以及在某一作用應力下缺口根部的應變云圖。圖11給出了試樣缺口根部的彈塑性變形程度(εp/εe)隨作用應力水平(S)的變化。從圖11中可以發(fā)現(xiàn)，對于本文研究的缺口試樣，缺口根部的彈塑性變形程度(εp/εe)與作用應力基本成線性關系。結合圖9中葉根縱、橫方向的疲勞缺口系數(shù)與缺口敏感度指標的變化特征，則可以進一步分析得出：隨著應力水平降低，由于缺口根部的彈塑性變形程度明顯增加，試樣的疲勞缺口系數(shù)(Kf)將趨近于理論應力集中系數(shù)(Kt)。上述分析結果與本文得到的葉根縱、橫方向上的疲勞缺口系數(shù)變化規(guī)律(如圖9所示)完全一致。

圖10 缺口根部彈塑性變形模擬Fig.10 Finite element modeling of notch root deformation

圖11 缺口根部彈塑性變形程度隨應力水平變化圖Fig.11 εp/εe-Sa curve

4 結 論

1.17-4PH葉根縱、橫方向光滑與缺口試樣的疲勞強度基本一致，在長壽命區(qū)，縱向疲勞強度略大于橫向。

2.斷口微觀形貌觀察表明：葉根縱、橫方向光滑試樣的疲勞斷裂主要呈現(xiàn)單裂紋源特征；而缺口試樣呈現(xiàn)多裂紋源匯聚的斷裂形貌，后者反映出17-4PH不銹鋼對疲勞缺口的敏感性。

3.隨著應力水平降低(或疲勞壽命增加)，葉根縱、橫方向的疲勞缺口系數(shù)(Kf)均呈現(xiàn)增加并逐漸趨近于理論應力集中系數(shù)Kt(對應Nf=107)，相應的缺口敏感度指標(q)逐漸趨近1。這說明在低應力循環(huán)下，17-4PH不銹鋼將表現(xiàn)出一定的缺口敏感性。

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Investigation on Fatigue Strength and Notch Effect of 17-4PH Blade Root

HU Zhaohui1， LIU Songfeng2， MEI Linbo2， FANG Xu2， YE Duyi1

(1.Zhejiang University, Hangzhou 310027, China; 2.Shanghai Electric Power Generation Equipment Co.,Ltd. Turbine Plant, Shanghai 200240,China)

High cycle fatigue tests of both smooth and notch specimens in longitudinal and transverse directions of the blade root of 17-4PH stainless steel were carried out under R=-1 by using the group method and the staircase method and their S-N curves were experimentally obtained. The fracture morphologies of both smooth and notch specimens were also examined. The results show that the fatigue strengths of longitudinal and transverse directions are almost the same, although the fatigue strength in the longitudinal direction is slightly higher than that in the transverse direction especially within the long life ranges. SEM observations of fracture surfaces indicate that single crack initiation becomes dominant for the smooth specimens, while multi-fatigue crack initiation growth and their gathering becomes the main characteristic features for the notch specimens. Fatigue notch effect of the 17-4PH stainless steel was also discussed according to the elastic-plastic strain analysis of the notch root.

17-4PH stainless steel； S-N curves； fatigue notch factor； fracture morphology

1673-2812(2017)02-0237-05

2016-01-18；

2016-02-29

上海市科委課題資助項目(15dz1180301)與國家自然科學基金資助項目(11272280)

胡兆輝(1990-)，男，碩士研究生，研究方向：結構疲勞強度。E-mail:hzh4024@163.com。

葉篤毅，教授。E-mail: duyi_ye@zju.edu.cn。

TG146.2；O346.2

A

10.14136/j.cnki.issn 1673-2812.2017.02.014