王 琪，張 振,2，楊 陽，郭孟雨，胡正飛，高 珊

(1.南京工程學(xué)院材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京 211167；2.江蘇省先進(jìn)結(jié)構(gòu)材料與應(yīng)用技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211167；3.同濟(jì)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201804；4.寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900)

0 引 言

人口的快速增長和陸地油氣資源的逐漸匱乏使得人們把開采油氣資源的目光投向了海洋。海洋平臺(tái)在資源開發(fā)中起著重要作用，而海洋工程高強(qiáng)鋼作為海洋平臺(tái)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)材料也得到了廣泛應(yīng)用。制造海洋平臺(tái)的傳統(tǒng)高強(qiáng)鋼主要包括D36和EH36鋼，基體組織均為鐵素體+珠光體，屈服強(qiáng)度一般在400 MPa以下[1-2]。近年來，世界海洋油氣開發(fā)已開始向深海和極地進(jìn)軍，這對海洋平臺(tái)用鋼的綜合性能提出了更高的要求；屈服強(qiáng)度達(dá)到690 MPa的海洋工程用高強(qiáng)鋼逐漸投入使用[3-5]。海洋平臺(tái)在服役過程中，不僅需要承受洋流和波浪沖擊產(chǎn)生的載荷作用，還要承受設(shè)備在工作過程中產(chǎn)生的振動(dòng)附加載荷作用，這些均會(huì)對其安全服役產(chǎn)生不利影響，導(dǎo)致材料在設(shè)計(jì)壽命范圍內(nèi)發(fā)生失效。

目前，關(guān)于海洋工程高強(qiáng)鋼的疲勞失效行為已有一定研究。梁永梅等[6]研究了不同加載波形對D36鋼腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響，結(jié)果表明不管有無陰極保護(hù)，方波加載下的疲勞裂紋擴(kuò)展速率都大于三角波和正弦波加載下的，但在陽極極化條件下，方波加載對疲勞裂紋擴(kuò)展的加速作用減弱；王恒等[7]研究了E690高強(qiáng)鋼在不同環(huán)境下的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展行為，結(jié)果表明試驗(yàn)鋼在空氣和鹽水中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率均隨應(yīng)力強(qiáng)度因子幅的增加而增大，且鹽水腐蝕環(huán)境能加速裂紋初始擴(kuò)展速率；ZHAO等[8]探討了E690鋼在模擬海水腐蝕環(huán)境中的疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展機(jī)制，得出在應(yīng)力幅遠(yuǎn)低于材料屈服強(qiáng)度的條件下，腐蝕疲勞裂紋優(yōu)先萌生于原奧氏體晶界；IGWWMEZIE等[9]對比研究了不同海工鋼種的顯微組織對疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響，結(jié)果表明控軋控冷(TMCP)鋼和調(diào)質(zhì)鋼比正火軋制(NR)鋼具有更好的抗疲勞裂紋擴(kuò)展性能。已有研究主要集中于材料在腐蝕環(huán)境下的疲勞失效行為上，針對其在高頻振動(dòng)下的失效行為研究較少，特別是關(guān)于應(yīng)力幅和應(yīng)力比對超高強(qiáng)鋼疲勞性能和疲勞裂紋萌生擴(kuò)展的影響研究。目前海洋開采環(huán)境日趨復(fù)雜，材料在不同服役環(huán)境和全壽命周期內(nèi)的失效分析研究尤為重要。因此作者選取目前通過船級(jí)社認(rèn)證的最高等級(jí)F690國產(chǎn)高強(qiáng)韌船板鋼作為研究對象，對其進(jìn)行高頻疲勞試驗(yàn)和疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)，結(jié)合斷口形貌分析，研究應(yīng)力幅和應(yīng)力比對F690鋼疲勞性能和裂紋萌生、擴(kuò)展的影響，旨在探索材料在不同載荷和應(yīng)力比下的高頻疲勞壽命以及失效斷裂機(jī)制。這對于新型海洋工程材料的工程化應(yīng)用具有重要意義，能為海洋工程材料設(shè)計(jì)與維護(hù)提供數(shù)據(jù)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為國內(nèi)某鋼廠已經(jīng)量產(chǎn)的F690鋼板，厚度在200 mm，熱處理工藝為895 ℃保溫170 min，淬火至室溫，再在650 ℃保溫240 min回火，出爐后水冷至室溫。試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分見表1，符合ASTM A517中高強(qiáng)度中厚板合金鋼的成分要求；顯微組織為板條狀回火貝氏體，如圖1所示；常溫下屈服強(qiáng)度Rp0.2為782 MPa，抗拉強(qiáng)度Rm為813 MPa，斷后伸長率A為20%，-60 ℃沖擊吸收功AkV為176 J。

表1 F690鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of F690 steel (mass) %

圖1 F690鋼的顯微組織Fig.1 Microstructure of F690 steel

根據(jù)GB/T 3075-2008，在試驗(yàn)鋼板上切割出如圖2所示的疲勞試樣，使用Amsler HFP5100型高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。疲勞試驗(yàn)在常溫(20 ℃)、大氣環(huán)境中進(jìn)行，加載時(shí)采用總應(yīng)力控制，波形為正弦波，加載頻率為60300 Hz，應(yīng)力比R分別為-1，0.1，0.2，0.3，應(yīng)力幅分別為0.40Rp0.2，0.50Rp0.2，0.55Rp0.2，0.60Rp0.2，0.65Rp0.2，0.70Rp0.2，測試得到試樣的應(yīng)力-疲勞壽命(S-N)曲線，確定試樣疲勞極限。由于材料疲勞具有起始加載效應(yīng)，試驗(yàn)從相同的半循環(huán)拉伸開始。當(dāng)最大載荷下降到循環(huán)穩(wěn)定載荷的80%時(shí)，即視為試樣失效，對應(yīng)的循環(huán)次數(shù)即為該試樣的失效循環(huán)次數(shù)。采用超聲波清洗疲勞斷口，在ZEISS MERLIN型掃描電子顯微鏡(SEM)上觀察微觀形貌，確定疲勞裂紋萌生位置和擴(kuò)展方式。

圖2 疲勞試樣尺寸Fig.2 Size of fatigue specimen

圖3 CT試樣尺寸Fig.3 Size of CT specimen

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 S-N曲線和疲勞極限

采用Basquin非線性模型對應(yīng)力比為-1下的應(yīng)力幅和失效循環(huán)次數(shù)進(jìn)行擬合。非線性模型公式如下：

Sm1N=c

(1)

式(1)兩邊取對數(shù)，變換為

lgS=a1+blgN

(2)

式中：S為應(yīng)力幅，MPa；N為循環(huán)次數(shù)，周次；a1，b，c，m1為常數(shù)。

擬合得到的S-N曲線見圖4，常數(shù)a1，b，c，m1分別為3.09，0.08，1 038，12.5。由圖3可以看出：在應(yīng)力比為-1時(shí)，應(yīng)力幅越低，試樣的疲勞壽命越長。將107循環(huán)周次對應(yīng)的應(yīng)力幅定義為條件疲勞極限σ-1[11]，則試樣在應(yīng)力比-1下的條件疲勞極限為313 MPa。

圖4 應(yīng)力比為-1下試樣的S-N曲線Fig.4 S-N curve of specimens at stress ratio of -1

同理,計(jì)算得到應(yīng)力比為0.1，0.2，0.3下試樣的條件疲勞極限，分別為264，250，246 MPa。在拉拉疲勞狀態(tài)下，隨著應(yīng)力比的增大，試樣的條件疲勞極限減小，該現(xiàn)象與文獻(xiàn)[12]中的結(jié)論一致，即應(yīng)力比和疲勞極限呈負(fù)相關(guān)。當(dāng)應(yīng)力比增大時(shí)，倘若應(yīng)力水平仍保持不變，即應(yīng)力幅不變，則最大應(yīng)力和最小應(yīng)力增大，加載的平均應(yīng)力亦增大，疲勞壽命縮短。故當(dāng)應(yīng)力比增大時(shí)，要使疲勞壽命保持不變，必須減小應(yīng)力幅。

2.2 應(yīng)力幅對疲勞斷口形貌的影響

由圖5可以看出：試樣在應(yīng)力比為-1條件下疲勞斷裂后，除了出現(xiàn)與應(yīng)力方向垂直的平齊斷口外，也出現(xiàn)了傾斜角度為45°的與最大剪切應(yīng)力面平行的剪切斜斷口；隨著應(yīng)力幅的增加，疲勞斷口逐漸變得平齊，當(dāng)應(yīng)力幅為0.7RP0.2時(shí)，斷口幾乎無斜度，表現(xiàn)為平斷口。

圖5 應(yīng)力比-1、不同應(yīng)力幅下試樣疲勞斷裂宏觀形貌Fig.5 Macroscopic morphology of specimens after fatigue fracture at stress ratio of -1 and different stress amplitudes

由圖6可以看出，在應(yīng)力比-1、不同應(yīng)力幅下疲勞斷裂后，試樣的疲勞斷口均由疲勞裂紋源(圓圈所示)、疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)3部分組成，圖中箭頭表示裂紋擴(kuò)展方向。裂紋源均靠近試樣表面，這可能是因?yàn)楸砻娓浇毕葺^多，易導(dǎo)致應(yīng)力集中而造成的[13]。裂紋擴(kuò)展區(qū)占據(jù)疲勞斷口的大部分面積，由于在循環(huán)加載過程中，裂紋不斷張開閉合，相互摩擦，因此該區(qū)域斷口較為光滑、平整，且存在比較明顯的與裂紋擴(kuò)展方向平行的放射條紋線，即撕裂棱，表明試樣斷裂方式為穿晶斷裂[14]。瞬斷區(qū)呈現(xiàn)顆粒狀，表面粗糙度較大。隨著應(yīng)力幅的增加，疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)的面積減小，這是因?yàn)樵谳^高載荷下，裂紋擴(kuò)展較短距離其應(yīng)力強(qiáng)度因子就會(huì)超過臨界值，裂紋發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展導(dǎo)致斷裂[15]。此外，當(dāng)應(yīng)力幅增至0.7RP0.2時(shí)，斷口上存在多個(gè)裂紋源，形成了棘輪花樣，這是由于在較大應(yīng)力作用下，試樣表層形成多個(gè)滑移帶所致。此時(shí)疲勞裂紋雖不完全在同一個(gè)平面上，但由于多個(gè)表面裂紋同時(shí)向內(nèi)部擴(kuò)展，導(dǎo)致瞬斷區(qū)小而分散，從宏觀上表現(xiàn)為平斷口特征[16]。由于裂紋源較多，各自產(chǎn)生的裂紋串聯(lián)在一起形成主裂紋，加快了疲勞裂紋的擴(kuò)展[17]。

圖6 應(yīng)力比-1、不同應(yīng)力幅下試樣疲勞斷口整體形貌Fig.6 Overall morphology of fatigue fracture of specimens at stress ratio of -1 and different stress amplitudes

由圖7和圖8可以看出：在應(yīng)力比為-1條件下，不同應(yīng)力幅下試樣的裂紋擴(kuò)展區(qū)均存在大量疲勞輝紋與二次裂紋。二次裂紋沿疲勞輝紋擴(kuò)展，且與主裂紋擴(kuò)展方向垂直,其長度和寬度隨應(yīng)力幅的增大而增大。裂紋的擴(kuò)展由二次裂紋起裂后局部應(yīng)力得到松弛而引起[18]。疲勞輝紋分布在不同高度的平面上，與裂紋擴(kuò)展方向垂直，其間距隨應(yīng)力幅增大而增大，說明裂紋擴(kuò)展速率隨應(yīng)力幅的增加而增大[19]。

圖7 不同應(yīng)力幅下試樣疲勞斷口裂紋擴(kuò)展區(qū)微觀形貌Fig.7 Micromorphology of crack growth zone on fatigue fracture of specimens at different stress amplitudes

圖8 試樣裂紋擴(kuò)展區(qū)疲勞輝紋間距、二次裂紋長度和寬度隨應(yīng)力幅的變化曲線Fig.8 Curves of fatigue striation spacing, secondary crack length and width in crack growth zone vs stress amplitude of specimens

2.3 應(yīng)力比對疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響

由圖9可以看出，應(yīng)力比越大，達(dá)到相同疲勞裂紋長度時(shí)的循環(huán)次數(shù)越少，即疲勞裂紋擴(kuò)展速率越大。

圖9 不同應(yīng)力比下試樣的疲勞裂紋擴(kuò)展長度隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線Fig.9 Fatigue crack growth length vs cycle number curves of specimens at different stress ratios

由圖10可以看出，F(xiàn)690鋼在空氣中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率數(shù)據(jù)點(diǎn)大多分布于Paris區(qū)(疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū))，即滿足Paris公式：

圖10 不同應(yīng)力比下試樣的da/dN-ΔK關(guān)系Fig.10 da/dN-ΔK diagram of specimens under different stress ratios

(3)

對式(3)兩邊取對數(shù)，可得

(4)

式中：a為裂紋擴(kuò)展長度；N為循環(huán)次數(shù)；ΔK為應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍，反映裂紋擴(kuò)展驅(qū)動(dòng)力；C，m為材料常數(shù)，與組織結(jié)構(gòu)、加載頻率和應(yīng)力比等因素有關(guān)。

采用式(4)對疲勞裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到的材料常數(shù)見表2?？梢姡S著應(yīng)力比的增大，C和m逐漸增大。

表2 Paris公式擬合出的疲勞裂紋擴(kuò)展材料常數(shù)Table 2 Material constant for fatigue crack growth fitted by Paris equation

由圖10還可以看出，應(yīng)力比越小，da/dN曲線越向高ΔK方向移動(dòng)，這是由于應(yīng)力比可以顯著影響裂紋從近門檻值裂紋擴(kuò)展區(qū)域發(fā)展到穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子以及發(fā)生失穩(wěn)斷裂的應(yīng)力強(qiáng)度因子。應(yīng)力比越大，由近門檻值區(qū)進(jìn)入裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍越小[20]。當(dāng)應(yīng)力比分別為0.1，0.2，0.3時(shí)，疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值ΔKth分別約為27.5，27.0，26.5 MPa·m1/2，即疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值隨著應(yīng)力比的增大而減小。在裂紋擴(kuò)展前期，即門檻值左側(cè)，隨著應(yīng)力比的增大，疲勞裂紋擴(kuò)展速率升高，且R=0.1時(shí)裂紋擴(kuò)展速率數(shù)據(jù)的分散性較大。在疲勞裂紋擴(kuò)展初期，高應(yīng)力比下的最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax引起裂紋尖端塑性區(qū)尺寸的增大，導(dǎo)致裂紋前端微裂紋形核的數(shù)量和概率明顯增加，疲勞裂紋擴(kuò)展抗力降低。不同應(yīng)力比下裂紋擴(kuò)展的驅(qū)動(dòng)力(ΔK)相等，使得循環(huán)塑性區(qū)尺寸相同，所以Kmax導(dǎo)致的材料單調(diào)損傷是高應(yīng)力比下裂紋擴(kuò)展速率加快的原因之一，即單調(diào)塑性區(qū)尺寸越大，裂紋擴(kuò)展速率越快。隨著應(yīng)力比的增大，近門檻值附近數(shù)據(jù)點(diǎn)分散性降低，這是由于應(yīng)力比對材料疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響在一定程度上是由裂紋閉合引起的，裂紋閉合現(xiàn)象在近門檻值附近尤為明顯。在疲勞裂紋擴(kuò)展中后期，曲線較平滑(數(shù)據(jù)點(diǎn)的分布較集中)，且隨著應(yīng)力比的增大，疲勞裂紋擴(kuò)展速率增大，說明應(yīng)力比的影響較大。

2.4 應(yīng)力比對疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌的影響

由圖11可以看出，不同應(yīng)力比下疲勞裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)均存在明顯的放射條紋，這是裂紋在不同高度應(yīng)力平面上延伸所形成的疲勞輝紋，同時(shí)沿疲勞輝紋排列方向可以觀察到大量二次裂紋。二次裂紋通常在組織缺陷處產(chǎn)生，與疲勞輝紋平行，但疲勞輝紋的深度遠(yuǎn)小于二次裂紋向基體內(nèi)擴(kuò)展的深度[21]。

圖11 不同應(yīng)力比下疲勞斷裂后試樣裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)的微觀形貌Fig.11 Micromorphology of crack stable growth zone of specimens after fatigue fracture at different stress ratios

由圖12可以看出，隨應(yīng)力比增大，疲勞裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)的二次裂紋長度和寬度增大。這是因?yàn)楦邞?yīng)力比下高Kmax加劇了裂紋尖端塑性區(qū)內(nèi)損傷的積累，促進(jìn)了二次裂紋的萌生和擴(kuò)展?；谏鲜鲅芯拷Y(jié)果，推測F690鋼中疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展行為如圖13所示。疲勞裂紋萌生于F690鋼表面的駐留滑移帶附近，此時(shí)裂紋擴(kuò)展十分緩慢，其擴(kuò)展速率受最大切應(yīng)力控制；隨著應(yīng)力比的增大，裂紋尖端塑性區(qū)尺寸變大，裂紋前端微裂紋形核的數(shù)量和概率增加。在穩(wěn)定擴(kuò)展階段，疲勞裂紋以條帶機(jī)制擴(kuò)展，主要受最大拉應(yīng)力控制，應(yīng)力比的增大促進(jìn)了二次裂紋沿條帶的萌生和擴(kuò)展。在斷口瞬斷區(qū)可以觀察到大量的韌窩和破碎粒子，類似于靜載拉伸斷裂形貌，裂紋快速失穩(wěn)擴(kuò)展引發(fā)F690鋼的斷裂失效。

圖12 試樣疲勞裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)疲勞輝紋間距、二次裂紋長度和寬度隨應(yīng)力比的變化曲線Fig.12 Curves of fatigue striation spacing, secondary crack length and width in fatigue crack stable growth zone vs stress ratio of specimens

圖13 F690鋼中疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展示意Fig.13 Diagram of fatigue crack initiation and growth in F690 steel

3 結(jié) 論

(1) F690鋼在應(yīng)力比為-1，0.1，0.2，0.3時(shí)的條件疲勞極限分別約為313，264，250，246 MPa，條件疲勞極限隨應(yīng)力比的增大而減小。

(2) F690鋼在大氣中的疲勞裂紋以條帶機(jī)制擴(kuò)展，斷裂方式為穿晶斷裂；隨著應(yīng)力幅的增大，疲勞輝紋間距以及二次裂紋的長度和寬度均增加，疲勞裂紋擴(kuò)展速率增大。

(3) 在同一應(yīng)力強(qiáng)度因子變化范圍下，F(xiàn)690鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率隨應(yīng)力比的增大而增大，尤其是在近門檻值附近，裂紋擴(kuò)展速率受應(yīng)力比的影響尤為明顯，這是平均應(yīng)力增大和裂紋閉合效應(yīng)造成的；在裂紋擴(kuò)展中后期，應(yīng)力比對裂紋擴(kuò)展速率影響較大；疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值隨著應(yīng)力比的增大而減小。