侍克獻(xiàn)， 張作貴， 田根起， 楊昌順， 王延峰

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院有限責(zé)任公司,上海 200240)

末級長葉片是核電汽輪機(jī)的關(guān)鍵部件，由于第三代核電反應(yīng)堆機(jī)組容量的增加，末級長葉片的長度進(jìn)一步加長，CAP1400末級長葉片的長度已達(dá)到1 800 mm。長葉片在運(yùn)行時從根部到頂部會經(jīng)受不同的蒸汽流動，負(fù)荷變化非常劇烈。而且由于葉片長度增加，離心力和各種激振力的影響也隨之增大。在啟停過程中,由于溫度分布不均勻，容易產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，同時葉片承受的熱載荷和力載荷引起的合成應(yīng)力也較大，這種載荷通常被定義為低周疲勞載荷，1次啟停為1個周次。在汽輪機(jī)帶負(fù)荷穩(wěn)定運(yùn)行過程中，由葉片自重引起的應(yīng)力以及離心力和熱應(yīng)力的共同作用導(dǎo)致的損傷屬于高周疲勞損傷，葉片旋轉(zhuǎn)1次為1個周次。因此,可以把葉片從啟動、穩(wěn)定轉(zhuǎn)動到停機(jī)的1次運(yùn)行過程定義為若干次高周疲勞和1次低周疲勞[1]。從統(tǒng)計數(shù)據(jù)來看，疲勞破壞是葉片的主要失效形式[2]，因此開展長葉片的疲勞性能研究對提高核電機(jī)組的可靠性和安全性具有重要意義。

1Cr12Ni3Mo2VN新型馬氏體耐熱鋼添加了Mo、V、Ni和N等合金元素，具有更好的韌性、高溫強(qiáng)度、高溫組織穩(wěn)定性和抗高溫蒸汽腐蝕能力，被用于制造超(超)臨界火電汽輪機(jī)葉片和大型核電汽輪機(jī)的末級長葉片[3-4]。筆者針對國內(nèi)某公司采用該材料生產(chǎn)的CAP1400核電汽輪機(jī)1800型末級長葉片鍛件進(jìn)行取樣并開展低周疲勞試驗(yàn)，研究葉片材料的疲勞循環(huán)特性、循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、應(yīng)變-壽命關(guān)系以及疲勞斷口形貌特征,并比較了采用Manson-Coffin模型、Langer模型以及三參數(shù)冪函數(shù)能量法進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測的結(jié)果。

1 葉片材料

本文研究的材料為國內(nèi)某公司生產(chǎn)的CAP1400核電汽輪機(jī)末級長葉片鍛件材料，材料牌號為1Cr12Ni3Mo2VN，該末級長葉片鍛件采用電爐冶煉和電渣重熔生產(chǎn)工藝。在葉片鍛件葉根位置沿縱向取樣進(jìn)行化學(xué)成分、金相組織和拉伸性能分析,以及透射電鏡觀察和低周疲勞試驗(yàn)。分別采用ZEISS Axiovert 200MAT型光學(xué)顯微鏡和JEOL JEM-2100型透射電鏡對葉片材料的組織形貌和析出相等進(jìn)行觀察和分析，其中透射試樣在Struers Tenupol-5型電解雙噴儀上進(jìn)行減薄直至中心穿孔。

表1為末級長葉片材料1Cr12Ni3Mo2VN的化學(xué)成分，其中有害元素總質(zhì)量分?jǐn)?shù)非常低。圖1給出了1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的顯微組織，顯微組織為回火馬氏體，晶粒整體比較均勻，晶粒度評級為6級。圖1的顯微分析表明該材料夾雜物含量較低，具有較高的純凈度。1Cr12Ni3Mo2VN的力學(xué)性能見表2。該材料的化學(xué)成分、有害元素含量、顯微組織、晶粒度、夾雜物含量以及力學(xué)性能指標(biāo)等均符合GB/T 8732—2014《汽輪機(jī)葉片用鋼》規(guī)范要求。

表1 1Cr12Ni3Mo2VN的化學(xué)成分

表2 1Cr12Ni3Mo2VN的力學(xué)性能

圖1 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的顯微組織

圖2為1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的透射電鏡組織形貌。圖2(a)為典型馬氏體板條形貌，圖2(b)顯示馬氏體板條內(nèi)部存在較多的位錯，圖2(c)顯示馬氏體板條內(nèi)及界面處存在大量彌散分布的細(xì)小碳化物。馬氏體板條內(nèi)的位錯可以起到相變強(qiáng)化的作用，大量的納米級第二相粒子彌散析出可以阻礙位錯的運(yùn)動，從而提高材料的抗塑性變形能力。

(a)

2 低周疲勞試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方法

低周疲勞試驗(yàn)按照GB/T 15248—2008 《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》在室溫環(huán)境下進(jìn)行，試驗(yàn)設(shè)備為INSTRON電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)。試樣標(biāo)距段直徑為10 mm，標(biāo)距段長度為22 mm，引伸計標(biāo)距為12.5 mm。低周疲勞試驗(yàn)載荷波形見圖3，應(yīng)變比為-1，應(yīng)變速率為4×10-3s-1，總應(yīng)變幅分別為0.4%、0.6%、0.8%、1.0%和1.2%。選取循環(huán)峰值應(yīng)力下降到穩(wěn)定峰值應(yīng)力75%的循環(huán)周次N25作為低周疲勞失效循環(huán)周次Nf。

圖3 低周疲勞試驗(yàn)載荷波形

2.2 循環(huán)響應(yīng)特性

圖4為1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的低周疲勞循環(huán)峰值應(yīng)力響應(yīng)曲線，其中橫坐標(biāo)循環(huán)周次采用對數(shù)坐標(biāo)表示。從圖4可以看出，葉片材料的循環(huán)峰值應(yīng)力隨循環(huán)周次增加逐漸降低，表現(xiàn)為循環(huán)軟化特征。從循環(huán)峰值應(yīng)力-循環(huán)周次曲線上可以看出其循環(huán)特性分為3個階段：即循環(huán)峰值應(yīng)力隨著循環(huán)周次增加而快速下降的初始軟化階段，這一階段占循環(huán)壽命的比重非常?。谎h(huán)峰值應(yīng)力隨著循環(huán)周次增加緩慢降低并趨于平穩(wěn)的穩(wěn)定循環(huán)階段，這一階段占到循環(huán)壽命的絕大部分；循環(huán)應(yīng)力峰值快速下降的第三階段，這一階段占到循環(huán)壽命的較小部分。這3個階段分別對應(yīng)于微觀裂紋的萌生階段、微觀裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段以及宏觀裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展階段。

圖4 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的循環(huán)峰值應(yīng)力響應(yīng)曲線

2.3 循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

材料的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線反映了材料在不同循環(huán)應(yīng)變幅作用下的應(yīng)力幅響應(yīng)，是疲勞設(shè)計中的重要性能數(shù)據(jù)。材料的總應(yīng)變幅由彈性應(yīng)變幅和塑性應(yīng)變幅組成，其中塑性應(yīng)變幅與穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅在雙對數(shù)坐標(biāo)系中存在線性關(guān)系，即有

Δεt/2=Δεe/2+Δεp/2

(1)

(2)

將式(2)代入式(1)中，即可得到用于描述應(yīng)變幅和穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅關(guān)系的Ramberg-Osgood模型[5]，其表達(dá)式為

(3)

式中：Δεe/2、Δεp/2和Δεt/2分別為彈性應(yīng)變幅、塑性應(yīng)變幅和總應(yīng)變幅；Δσ為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力范圍；Δσ/2為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅；E為彈性模量；K′為循環(huán)硬化系數(shù)；n′為循環(huán)硬化指數(shù)。

對穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅和塑性應(yīng)變幅在雙對數(shù)坐標(biāo)系中進(jìn)行線性擬合，可以求出K′和n′。

選取0.5Nf循環(huán)周次的循環(huán)應(yīng)力幅作為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅，根據(jù)0.5Nf循環(huán)周次的應(yīng)力應(yīng)變滯后回線計算出對應(yīng)的塑性應(yīng)變幅和彈性應(yīng)變幅。葉片材料的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅、塑性應(yīng)變幅和彈性應(yīng)變幅見表3。圖5給出了1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

表3 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的低周疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖5 1Cr12Ni3Mo2VN 葉片材料的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.4 應(yīng)變-壽命曲線

1910年，Basquin基于高周疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，指出應(yīng)力幅和發(fā)生循環(huán)破壞的失效反向數(shù)在雙對數(shù)坐標(biāo)系中存在直線關(guān)系[6]，其表達(dá)式為

(4)

且穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅與彈性應(yīng)變幅存在線性關(guān)系，即

(5)

疲勞載荷循環(huán)加載期間會產(chǎn)生塑性變形，總應(yīng)變幅越大,產(chǎn)生的塑性變形越大，而塑性變形會顯著降低疲勞壽命。Coffin[7]和Manson[8]分別在對核反應(yīng)堆和航天設(shè)備的低周疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上，提出塑性應(yīng)變幅與發(fā)生循環(huán)破壞的失效反向數(shù)在雙對數(shù)坐標(biāo)系中也存在直線關(guān)系，其表達(dá)式為

(6)

將式(5)和式(6)代入式(1)中，即可得到用于描述疲勞應(yīng)變-壽命關(guān)系的Manson-Coffin-Basquin模型，也稱Manson-Coffin模型，其表達(dá)式為

(7)

Manson-Coffin模型實(shí)現(xiàn)了疲勞壽命研究從定性研究到定量研究的突破，是一種較為常用的疲勞壽命預(yù)測方法，ASTM E 606—2012 《應(yīng)變控制疲勞試驗(yàn)方法》和 GB/T 15248—2008 《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》均采用該模型。1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變Ramberg-Osgood模型和應(yīng)變-壽命Manson-Coffin模型的各項(xiàng)參數(shù)擬合結(jié)果見表4。

表4 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的低周疲勞參數(shù)

圖6為1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的應(yīng)變-壽命曲線。圖6中，Δεe/2-2Nf雙對數(shù)曲線與Δεp/2-2Nf雙對數(shù)曲線的交點(diǎn)所給出的壽命值為過渡壽命2Nt，此處彈性應(yīng)變所造成的損傷與塑性應(yīng)變所造成的損傷相等。當(dāng)失效反向數(shù)2Nf小于過渡壽命2Nt時，塑性應(yīng)變對疲勞壽命的貢獻(xiàn)大于彈性應(yīng)變的貢獻(xiàn);當(dāng)失效反向數(shù)2Nf大于過渡壽命2Nt時，彈性應(yīng)變對疲勞壽命的貢獻(xiàn)大于塑性應(yīng)變的貢獻(xiàn)。由圖6可以看出，在循環(huán)周次105次及以上的高周疲勞區(qū)域，作為一種屈強(qiáng)比極高的材料，塑性應(yīng)變對葉片疲勞壽命的影響變得非常小。

圖6 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的應(yīng)變-壽命雙對數(shù)曲線

2.5 疲勞斷口形貌

圖7給出了1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的疲勞斷口形貌，斷口宏觀上分為疲勞損傷區(qū)和瞬時斷裂區(qū)2個區(qū)域。瞬時斷裂區(qū)是為了觀察疲勞斷口形貌，在疲勞試驗(yàn)結(jié)束后拉斷試樣造成的，該區(qū)域斷口形貌凹凸較大，呈現(xiàn)較為明顯的韌性斷裂特征。疲勞損傷區(qū)相對比較光滑，且基本垂直于疲勞載荷的方向，其中包含了疲勞源和疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)。疲勞損傷區(qū)呈現(xiàn)放射狀條紋和疲勞輝紋等疲勞斷裂特征。由于葉片材料的夾雜物含量極低，純凈度很高，疲勞試樣的裂紋源多形成于試樣表面，這與在疲勞損傷區(qū)觀察到的放射狀條紋基本均收斂于試樣表面相吻合。對比不同應(yīng)變幅載荷條件下的疲勞損傷區(qū)形貌可以發(fā)現(xiàn)，低應(yīng)變幅條件下的疲勞放射狀條紋相比高應(yīng)變幅條件下顯得更為清晰。由圖8的疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)可以清楚地觀察到垂直于裂紋擴(kuò)展方向的疲勞輝紋，其尺寸和間距與循環(huán)應(yīng)變幅明顯相關(guān)，隨著應(yīng)變幅的降低而變小。

圖7 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的斷口宏觀形貌

圖8 1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌

3 疲勞壽命預(yù)測

3.1 Langer模型

ASME設(shè)計規(guī)范認(rèn)為Langer公式更加方便可靠，因此在獲取疲勞設(shè)計曲線時采用Langer模型[9]對疲勞應(yīng)變-壽命數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析[10]，Langer模型如下

(8)

式中：參數(shù)A1、A2和n1通過擬合試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到，ASME規(guī)范對碳鋼、低合金鋼和奧氏體不銹鋼材料的n1均取0.5，1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的A1、A2和n1擬合結(jié)果分別為0.173、0.003和0.5，A2的擬合值0.003限定了Langer模型僅能對葉片材料總應(yīng)變幅為0.003以上的載荷條件進(jìn)行壽命計算。

3.2 三參數(shù)冪函數(shù)能量模型

傅惠民[11]在對大量疲勞應(yīng)變-壽命數(shù)據(jù)進(jìn)行研究后提出了三參數(shù)冪函數(shù)模型，該模型克服了Manson-Coffin模型沒有反映出材料疲勞極限的缺點(diǎn)。丁玲玲等[12]采用基于能量的塑性應(yīng)變能方法對超超臨界汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子鋼FB2低周疲勞性能數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析。張國棟等[13]綜合了Manson-Coffin模型、損傷能量函數(shù)法和三參數(shù)冪函數(shù)模型等方法的優(yōu)缺點(diǎn)，提出了如下基于能量損傷的三參數(shù)冪函數(shù)壽命預(yù)測模型。

(9)

ΔW=Δεin·Δσ

(10)

式中：ΔW為疲勞應(yīng)變能；Δεin為非彈性應(yīng)變范圍，純疲勞時用塑性應(yīng)變幅代替；ΔW0、m和C均為參數(shù),可通過擬合試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到，1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料的ΔW0、m和C分別為0、1.378 4和344 29。

3.3 壽命預(yù)測能力驗(yàn)證

圖9比較了Manson-Coffin模型、Langer模型和三參數(shù)冪函數(shù)能量模型對1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料疲勞壽命的預(yù)測結(jié)果。由圖9可以看出，1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料Manson-Coffin模型和Langer模型的壽命預(yù)測結(jié)果保持了較好的準(zhǔn)確性。三參數(shù)冪函數(shù)能量模型在104循環(huán)周次以下的預(yù)測結(jié)果很好，而對更高循環(huán)周次的壽命預(yù)測誤差很大，這可能與葉片材料在較高循環(huán)周次下的塑性變形非常小有關(guān)。需要指出的是模型預(yù)測結(jié)果是基于塑性變形較大的低周疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的，引入更長循環(huán)周次的疲勞數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)擬合將有利于改善更高循環(huán)周次的壽命預(yù)測結(jié)果。

圖9 不同模型疲勞壽命預(yù)測結(jié)果的比較

4 結(jié) 論

(1)1Cr12Ni3Mo2VN葉片材料僅在循環(huán)壽命初期表現(xiàn)出一定的循環(huán)軟化特征，在循環(huán)壽命的絕大部分期間都保持非常穩(wěn)定的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。

(2)作為一種屈強(qiáng)比極高的材料，在循環(huán)周次105次及以上的疲勞壽命區(qū)域，塑性應(yīng)變占葉片材料疲勞變形的比重非常小。

(3)葉片材料的夾雜物含量較少、純凈度較高，疲勞裂紋基本均起源于試樣表面。

(4)Ramberg-Osgood模型和Manson-Coffin模型可以較好地擬合葉片材料的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變-壽命曲線。Manson-Coffin模型和Langer模型對低周疲勞的壽命預(yù)測均保持了較好的準(zhǔn)確性。三參數(shù)冪函數(shù)能量模型在104循環(huán)周次以下的預(yù)測結(jié)果很好，而對更高循環(huán)周次的壽命預(yù)測誤差很大。