林韓波, 唐力晨, 錢 浩, 陳閏洛, 王昌訓(xùn), 謝林君*

(1. 浙江工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 浙江 杭州 310014;2. 上海核工程研究設(shè)計(jì)有限公司, 上海 200030)

核反應(yīng)堆系統(tǒng)中，蒸汽發(fā)生器是核電站最為關(guān)鍵的主要設(shè)備之一，而蒸汽發(fā)生器中最為核心也是最薄弱的部件是位于其下方的傳熱管. 蒸汽發(fā)生器傳熱管在高溫高壓工況下，承擔(dān)一、二回路的能量交換和保證一回路壓力邊界完整性的重要功能，可靠性要求較高. 設(shè)備運(yùn)行時(shí)，傳熱管將反應(yīng)堆冷卻劑從堆芯中獲得的熱量傳遞給二次側(cè)介質(zhì)轉(zhuǎn)化為蒸汽，送入汽輪機(jī)組發(fā)電[1]. 在高溫高壓蒸汽和熱交換作用下傳熱管受二次側(cè)兩相流激發(fā)流致振動(dòng)，與支承板和抗振條不斷發(fā)生相對(duì)滑移，導(dǎo)致磨損[2-5]的產(chǎn)生，同時(shí)蒸汽發(fā)生器內(nèi)部的壓力波動(dòng)引發(fā)交變載荷作用于傳熱管，從而形成微動(dòng)疲勞[6-8]. 微動(dòng)疲勞的產(chǎn)生導(dǎo)致傳熱管表層裂紋的萌生和擴(kuò)展(圖1)，從而引起傳熱管管壁減薄和爆管事故，嚴(yán)重影響到整個(gè)核動(dòng)力裝置的安全性和可靠性[9].

作為核電蒸汽發(fā)生器傳熱管最常用的材料，張等[10-12]研究了在空氣和水溶液中690合金的疲勞裂紋擴(kuò)展行為，結(jié)果表明在水環(huán)境中磨損體積和磨痕面積與微動(dòng)運(yùn)動(dòng)區(qū)域相關(guān). Kwon等[13-14]采用面接觸的方式對(duì)690合金棒材進(jìn)行常溫微動(dòng)疲勞與高溫微動(dòng)疲勞研究，結(jié)果表明溫度的升高使得摩擦系數(shù)和磨損體積逐漸減少. 黨等[15]討論了690合金在高溫水中的腐蝕性問題，結(jié)果表明690 合金在核電廠水質(zhì)環(huán)境中具有極低的腐蝕速率和腐蝕產(chǎn)物釋放速率. 總體而言，蒸汽發(fā)生器傳熱管涉及微動(dòng)疲勞及腐蝕疲勞的因素較多，迄今沒有統(tǒng)一的失效機(jī)理和疲勞損傷評(píng)價(jià)方法. 國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)蒸汽發(fā)生器傳熱管的研究，主要是傳熱管690合金棒材接觸力學(xué)、斷裂力學(xué)及有限元法[16-17]，研究微動(dòng)磨損機(jī)理、裂紋萌生與擴(kuò)展機(jī)制，而關(guān)于核電690合金管管材的微動(dòng)疲勞研究甚少.

Fig. 1 Fretting fatigue and wear parts of steam generator圖1 蒸汽發(fā)生器存在微動(dòng)疲勞及磨損部位

本文中重點(diǎn)研究徑向載荷和軸向載荷對(duì)690合金傳熱管微動(dòng)疲勞壽命的影響規(guī)律，給出了具有實(shí)際使用價(jià)值的微動(dòng)疲勞壽命曲線，并通過宏觀與微觀分析結(jié)合的方式，研究690合金管微動(dòng)疲勞斷裂的機(jī)理，為提高690合金管在蒸汽發(fā)生器使用過程中的安全性和可靠性提供指導(dǎo).

1 試驗(yàn)材料與裝置

1.1 材料成分與性能參數(shù)

根據(jù)第三代先進(jìn)壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器的設(shè)計(jì)要求，蒸汽發(fā)生器傳熱管目前最常用的材料為690合金[18]. 因此，試驗(yàn)選用690合金管材，外徑17.48 mm，壁厚1.10 mm，其化學(xué)成分列于表1中. 配對(duì)抗振條材料選用403不銹鋼(SS).

表1 試樣690合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical composition of 690 alloy for test (mass fraction/%)

為了得到Inconel 690合金的材料性能參數(shù)，采用Instron8850型250 kN動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)，按GB/T 228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[19]的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行690合金管常溫拉伸試驗(yàn). 材料的屈服強(qiáng)度Rp0.2、彈性模量E及抗拉強(qiáng)度Rm列于表2中.

表2 690合金材料拉伸性能Table 2 Tensile properties of 690 alloy material

1.2 690合金管微動(dòng)疲勞試驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)的試驗(yàn)加載裝置[20]如圖2所示，由于裝置的懸臂梁一端自由另外一端由軸承連接，其不承受彎矩的作用，因此當(dāng)試樣位于微動(dòng)處時(shí)，整個(gè)懸臂梁利用力矩平衡的原理，可得微動(dòng)處的載荷為自由端施加載荷的2倍，自由端的微動(dòng)加載裝置由螺旋測(cè)微器改進(jìn)而得，用其旋轉(zhuǎn)前進(jìn)壓縮傳感器獲得相應(yīng)的徑向載荷.

微動(dòng)疲勞試驗(yàn)時(shí)，由于試樣兩端與試驗(yàn)機(jī)夾持端會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致試樣夾持部位起裂和斷裂.因此，對(duì)690合金管試樣與夾具采用內(nèi)外壁粘接加焊接的結(jié)構(gòu). 690合金管與夾具的內(nèi)外壁采用螺紋連接，并且在連接的尾端采用激光焊接.

2 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)

690合金管微動(dòng)疲勞試驗(yàn)所用裝置為Instron8872型25 kN動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)時(shí)主要采用載荷控制，采用正弦波加載進(jìn)行單軸向拉-拉疲勞試驗(yàn)，取應(yīng)力比R=0.1，加載頻率20 Hz.

試驗(yàn)方案列于表3中，試驗(yàn)時(shí)先將試樣夾持于試驗(yàn)機(jī)上，然后通過微動(dòng)加載裝置對(duì)管狀試樣進(jìn)行加載，并通過試驗(yàn)機(jī)施加軸向載荷進(jìn)行試驗(yàn). 為了保證試驗(yàn)的可靠性，同一工況試驗(yàn)次數(shù)不少于3次.

表3 微動(dòng)疲勞試驗(yàn)方案Table 3 Fretting fatigue test scheme

2.1 恒定徑向載荷下的微動(dòng)疲勞S-N曲線

S-N曲線是估算材料疲勞壽命并反映材料基本疲勞強(qiáng)度特性的曲線. 一般描述疲勞壽命關(guān)系的曲線公式有指數(shù)函數(shù)公式、冪函數(shù)公式和三參數(shù)公式. 本研究中采用上述三個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式中的冪函數(shù)公式，是描述材料S-N曲線最常用的形式，表達(dá)式為

其中，N表示疲勞壽命，S表示應(yīng)力，m和C與材料性質(zhì)和加載方式有關(guān)[21-22].

通過對(duì)690合金管的軸向載荷—疲勞壽命以式(1)進(jìn)行擬合，得到曲線表達(dá)式(2)，擬合的曲線如圖3(a)所示.

從圖3(a)可以看出，690合金管的S-N曲線呈平緩下降的直線型趨勢(shì)，這是相比于奧氏體不銹鋼的階梯型S-N曲線[23]，結(jié)果表明690合金的材質(zhì)均勻且具有良好的抗疲勞性能.

2.2 恒定軸向載荷下的微動(dòng)疲勞P0-N曲線

將實(shí)際情況下690合金管與抗振條的接觸問題，轉(zhuǎn)化為圓柱與剛性平面接觸問題.

根據(jù)Hertz理論得到接觸應(yīng)力分布為

式中：F為徑向載荷，a為接觸半寬，L為接觸區(qū)域長(zhǎng)度，x為接觸點(diǎn)距離接觸中心的徑向距離.

當(dāng)x=0時(shí)，接觸區(qū)域所收到的接觸應(yīng)力最大，其為

式中：E*為等效彈性模量，R為圓管外徑.

因此可根據(jù)式(4)，計(jì)算試驗(yàn)方案2中徑向載荷所對(duì)應(yīng)的最大接觸應(yīng)力，結(jié)果列于表4中.

表4 不同徑向載荷下的最大接觸應(yīng)力Table 4 Maximum contact stress under different radial loads

對(duì)最大接觸壓應(yīng)力下的P0-N壽命曲線也采用S-N疲勞曲線的公式描述，即P0-N的關(guān)系式可以表示為

式中，P0為最大接觸應(yīng)力，N為疲勞壽命，m和K為材料常數(shù).

對(duì)式(5)進(jìn)行擬合得到軸向載荷14 kN下的微動(dòng)疲勞P0-N曲線，得曲線表達(dá)式(6)，擬合曲線如圖3(b)所示.

Fig. 3 Fretting fatigue life curve of 690 alloy tube圖3 690合金管微動(dòng)疲勞壽命曲線

從圖3(b)可以看出在軸向載荷14 kN下，690合金管的P0-N曲線呈先陡峭后平緩的下降趨勢(shì). 這是由于隨著接觸應(yīng)力的增大，表面摩擦力隨之增大，使得微動(dòng)疲勞壽命明顯下降，但當(dāng)接觸應(yīng)力增大到一定值后，接觸表面的相對(duì)位移幅值減小，減緩裂紋擴(kuò)展的速度，因此使得微動(dòng)疲勞壽命下降的幅度減小.

2.3 690合金管微動(dòng)疲勞壽命經(jīng)驗(yàn)公式

由于690合金管的微動(dòng)疲勞壽命實(shí)際上受到接觸應(yīng)力(即徑向載荷)與軸向交變應(yīng)力的共同作用，接觸應(yīng)力主要影響疲勞裂紋萌生壽命，而軸向交變應(yīng)力影響裂紋擴(kuò)展壽命. 因此，為了比較兩者對(duì)微動(dòng)疲勞全壽命的貢獻(xiàn)機(jī)制，提出一種微動(dòng)疲勞壽命的經(jīng)驗(yàn)公式

式中，P0為最大接觸應(yīng)力，S為軸向應(yīng)力，N為疲勞壽命，α，β和C為材料常數(shù).

根據(jù)式(7)進(jìn)行擬合得到微動(dòng)疲勞壽命經(jīng)驗(yàn)公式(8)，并擬合曲面，如圖4所示。

對(duì)比公式中P0與S的指數(shù)系數(shù)可以看出，接觸應(yīng)力的變化對(duì)于微動(dòng)壽命的影響更大. 因?yàn)樵谖?dòng)疲勞試驗(yàn)時(shí)，接觸摩擦力與接觸應(yīng)力成正比，接觸表面的摩擦力是微動(dòng)疲勞裂紋萌生的主要因素. 由于表面摩擦剪應(yīng)力使得微動(dòng)接觸面發(fā)生應(yīng)力集中而促使微動(dòng)疲勞裂紋形核，大大降低微動(dòng)疲勞裂紋萌生的壽命.

2.4 690合金管疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)與其他研究結(jié)果比較

Argonne national laboratory (ANL)[24]開 展 了690合金及奧氏體不銹鋼的性能研究，Tan等[25]也對(duì)690合金管疲勞開展研究，并與相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較.為了對(duì)690合金管微動(dòng)疲勞壽命數(shù)據(jù)可靠性進(jìn)行分析，將方案1試驗(yàn)所得的疲勞數(shù)據(jù)與ANL研究的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示. 所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)均位于設(shè)計(jì)曲線Best-fit air ANL model austenitic SSs 的上方，且接近ASME code mean curve austenitic SSs，即所得疲勞壽命數(shù)據(jù)均位于設(shè)計(jì)曲線之上，反映出690合金管的微動(dòng)疲勞性能較好，能夠更好地保證核電運(yùn)行過程中的安全性，從中也證明了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，可為材料的疲勞設(shè)計(jì)提供參考.

3 磨痕形貌及疲勞斷口分析

3.1 磨痕掃描電鏡分析

Fig. 4 Fitting surface with empirical formula of fretting fatigue life圖4 合金管的微動(dòng)疲勞壽命經(jīng)驗(yàn)公式擬合曲面

Fig. 5 Fretting fatigue life data for 690 alloy tube and austenitic stainless steel fatigue performance curve圖5 690合金管微動(dòng)疲勞壽命數(shù)據(jù)及奧氏體不銹鋼疲勞性能曲線

圖6所示為690合金管試樣與403SS抗振條在不同載荷工況下磨痕區(qū)域形貌的掃描電子顯微鏡(SEM)照片. 為標(biāo)記簡(jiǎn)潔，圖6(a)、(b)和(c)對(duì)應(yīng)的載荷工況，均以軸向載荷-橫向載荷的方式命名，下文圖片均相同.從圖中可以看出磨損區(qū)域被不連續(xù)的磨屑層覆蓋，且磨屑層的周圍出現(xiàn)了犁溝. 對(duì)比圖6(a)和(b)可以看出軸向載荷的改變對(duì)于磨痕的微觀結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)影響并不顯著. 而對(duì)比圖6(b)和(c)可以看出當(dāng)法向載荷增大時(shí)，磨損明顯加劇，磨痕的面積明顯增大，且出現(xiàn)分層裂紋，以上可以說(shuō)明690合金管的磨損機(jī)制主要為剝層和磨粒磨損.

圖7所示為對(duì)應(yīng)加載條件下的樣品接觸表面形貌的SEM照片和元素能譜(EDS)圖，從圖可以說(shuō)明軸向載荷增大時(shí)，氧元素含量并無(wú)明顯增大；而徑向載荷增大，氧元素含量明顯增大. 這說(shuō)明徑向載荷增大時(shí)磨損更加劇烈，這與圖6給出的分析結(jié)果相符.

3.2 磨痕三維形貌分析

Fig. 6 SEM micrographs of the wear scar area of the fretting fatigue sample圖6 微動(dòng)疲勞試樣磨痕區(qū)SEM照片

從圖8中可以看出微動(dòng)疲勞試樣的磨痕形貌均成W型，且呈鋸齒狀的特征. 這是由于接觸中心先與抗振條接觸，且接觸應(yīng)力越高，磨損深度越深。而周圍區(qū)域未被接觸，且由于磨損過程中磨屑由中間向兩邊堆積，呈現(xiàn)中間下陷兩邊凸起的形貌. 鋸齒狀則是因?yàn)樵诮佑|面上，當(dāng)690合金管與抗振條接觸時(shí)并不是理想的線接觸，較高的微凸體先磨損，較低的微凸體被保護(hù)而后磨損，導(dǎo)致磨損不均勻而產(chǎn)生的現(xiàn)象.

表5所列為690合金管試樣的最大磨痕深度以及磨損體積數(shù)據(jù)匯總，從表中可知16 kN-400 N和14 kN-700 N的試樣磨痕深度均大于14 kN-400 N的試樣，這是由于較大徑向載荷和軸向載荷分別導(dǎo)致接觸應(yīng)力和微動(dòng)幅值的增大；根據(jù)Achard磨損公式可知，接觸應(yīng)力和相對(duì)位移幅值均會(huì)導(dǎo)致磨痕深度和磨損體積的增加. 但相比較而言，14 kN-700 N試樣的最大磨痕深度和磨損體積更大，這說(shuō)明徑向載荷較大時(shí)，690合金管磨損更劇烈，這與磨痕掃描電子顯微鏡的分析結(jié)果一致.

3.3 疲勞斷口的宏觀形貌分析

選取試驗(yàn)15 kN-400 N、14 kN-400 N和14 kN-500 N載荷下的試樣斷口進(jìn)行分析. 從圖9中可看出，不論是采用恒定的徑向載荷，只改變軸向載荷，還是采用恒定的軸向載荷，只改變徑向載荷，疲勞斷裂的試樣其斷口均為灰暗色，斷口的邊緣具有宏觀的塑性變形，且試樣均存在疲勞斷口典型的裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬時(shí)斷裂區(qū).

裂紋源區(qū)位于試樣的管外壁部分，靠近試樣微動(dòng)摩擦副的上邊緣倒角處，裂紋源的產(chǎn)生是由傳熱管與抗振條接觸表面的微動(dòng)磨損造成的. 裂紋源位置的顏色較深，是在磨損過程中發(fā)生氧化導(dǎo)致的. 裂紋擴(kuò)展區(qū)在整個(gè)疲勞斷面上占的比例較小，其比例占總斷口面積的10%~20%左右。裂紋擴(kuò)展區(qū)的顏色較裂紋源處淺，并且與裂紋源和瞬時(shí)斷裂區(qū)有明顯的間隙；裂紋擴(kuò)展區(qū)的兩邊為失穩(wěn)擴(kuò)展區(qū)，失穩(wěn)擴(kuò)展區(qū)的面積明顯大于穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū). 試樣斷口的白亮粗糙區(qū)域?yàn)樗矓鄥^(qū)，其宏觀形貌與韌性斷裂類似，斷口面積所占比例最大.

在微動(dòng)疲勞試驗(yàn)過程中，690合金管試樣在微動(dòng)磨損的表面形成了疲勞裂紋源，如圖10所示. 疲勞弧線是疲勞斷口的宏觀基本特征，但并不是所有的疲勞斷口均會(huì)產(chǎn)生明顯的疲勞弧線，圖10中未出現(xiàn)疲勞弧線的原因可能是690合金管材質(zhì)比較均勻，試驗(yàn)施加的載荷為短時(shí)載荷，所以材料的周期性塑性鈍化局限在裂紋尖端很小的區(qū)域內(nèi)，疲勞弧線不明顯. 由于微動(dòng)接觸區(qū)局部應(yīng)力集中引發(fā)高應(yīng)力梯度，使得微動(dòng)疲勞呈現(xiàn)出更明顯的尺度效應(yīng)，早期產(chǎn)生的疲勞源區(qū)的寬度約0.1~1 mm，隨徑向載荷不同而有所區(qū)別[26-27]. 擴(kuò)展性疲勞裂紋形成后，在微動(dòng)力和外界疲勞載荷共同作用下向中心發(fā)展，當(dāng)達(dá)到一定深度后，微動(dòng)力的作用基本消失，外界的疲勞載荷此時(shí)起決定性的作用.因此，一般情況下微動(dòng)疲勞可以分為兩個(gè)階段，即徑向載荷(微動(dòng)摩擦)起主要作用的裂紋萌生階段和軸向載荷起主要作用的裂紋擴(kuò)展及斷裂階段.

3.4 疲勞斷口的微觀形貌分析

Fig. 7 SEM micrographs and EDS spectra of the wear scar area of the fretting fatigue sample圖7 微動(dòng)疲勞試樣磨痕區(qū)形貌的SEM照片和EDS光譜圖

對(duì)690合金管疲勞試樣斷口采用S-4700型掃描電子顯微鏡(SEM)進(jìn)行形貌觀測(cè)，主要觀測(cè)的點(diǎn)為磨損斷裂處疲勞源及裂紋擴(kuò)展區(qū)，獲得690合金管試樣微動(dòng)疲勞載荷條件下形貌的SEM照片.

一般的疲勞斷口微觀形貌有河流狀花樣、解理臺(tái)階和韌窩[28]. 圖11所示為軸向載荷14 kN、徑向載荷400 N時(shí)，690合金管微動(dòng)疲勞試樣的裂紋源區(qū)及擴(kuò)展區(qū)的掃描電鏡照片. 圖11(a)和圖11(b)為690合金管試樣裂紋源區(qū)的微觀形貌SEM照片，由圖11(a)可以看出，由于磨損的存在，裂紋源區(qū)出現(xiàn)氧化現(xiàn)象，顏色較深，并且存在細(xì)小的氧化顆粒附著；在磨損處沿疲勞裂紋擴(kuò)展方向有向外輻射的放射臺(tái)階和放射條紋，且放射條紋的初始擴(kuò)展角較小，而后沿著管徑方向逐漸增大. 圖11(b)為圖11(a)中一條裂紋所在區(qū)域的放大圖，從圖中可以明顯看出一些微小的氧化物顆粒以及擴(kuò)展的裂紋，裂紋擴(kuò)展的方向由管外壁向管內(nèi)壁擴(kuò)展.圖11(c)和圖11(d)分別示出了試樣疲勞擴(kuò)展區(qū)的微觀形貌圖及其放大圖，從擴(kuò)展區(qū)觀測(cè)，其裂紋之間產(chǎn)生了較大的塑性變形，并且通過撕裂的方式形成了臺(tái)階.因此，690合金管微動(dòng)疲勞斷裂的微觀機(jī)理是解理疲勞斷裂，解理裂紋擴(kuò)展過程中為減少能量的消耗，河流花樣會(huì)趨于小河流合并成大河流[29].

Fig. 8 3D morphology of fretting fatigue specimen wear marks圖8 微動(dòng)疲勞試樣磨痕三維形貌圖

圖12所示為軸向載荷15 kN，徑向載荷400 N時(shí)，690合金管微動(dòng)疲勞試樣的裂紋源區(qū)及擴(kuò)展區(qū)的掃描電鏡圖片. 圖12(a)與圖11(a)對(duì)比可以看出，在較高的拉應(yīng)力下，裂紋源區(qū)產(chǎn)生明顯的磨蝕坑及較大的氧化顆粒；圖12(b)與圖11(b)對(duì)比則顯示在裂紋源區(qū)產(chǎn)生更多的裂紋，并形成裂紋群，這表明隨著拉應(yīng)力的增大，其對(duì)690合金管磨蝕以及微動(dòng)疲勞的斷裂作用增強(qiáng)，疲勞試件的壽命減少得更快. 從圖12(c)和(d)中可以發(fā)現(xiàn)，軸向載荷的增大使得河流花樣的條紋變細(xì)變短，這可能是由于隨著拉應(yīng)力的增大，裂紋擴(kuò)展速度增加，載荷循環(huán)周期變短，從而導(dǎo)致的條紋細(xì)化.

Fig. 9 Macroscopic fracture morphology of fretting fatigue sample圖9 微動(dòng)疲勞試樣斷口宏觀形貌

Fig. 10 Source of crack due to fretting fatigue圖10 微動(dòng)疲勞裂紋源

圖13所示為軸向載荷14 kN，徑向載荷500 N時(shí)，690合金管微動(dòng)疲勞試樣的裂紋源區(qū)及擴(kuò)展區(qū)的掃描電鏡照片. 圖13(a)和(b)為裂紋源區(qū)的微觀形貌圖及其放大圖，圖13(c)和(d)為裂紋擴(kuò)展區(qū)的微觀形貌圖及其放大圖. 對(duì)比圖13與圖11的裂紋源區(qū)圖，可以看出在徑向載荷500 N下的裂紋源區(qū)中黑色區(qū)域顏色更深，斷口表面的磨蝕坑以及氧化物顆粒密集，證明徑向載荷的增加導(dǎo)致了疲勞源區(qū)的氧化程度加劇，塑性變形程度加劇且沒有明顯的滑動(dòng)，加劇部位存在應(yīng)力集中的現(xiàn)象. 對(duì)比圖13與圖11的裂紋擴(kuò)展區(qū)可以看出，圖13中的河流花樣條紋較為稀疏，這可能是由于在較大的接觸壓力下局部塑性變形會(huì)產(chǎn)生一定的殘余應(yīng)力，從而改善局部應(yīng)力的分布，延緩微動(dòng)疲勞壽命下降速度[30].

4 結(jié)論

a. 通過對(duì)不同載荷下的疲勞壽命數(shù)據(jù)按照冪函數(shù)公式進(jìn)行擬合，獲得徑向載荷400 N下的微動(dòng)疲勞S-N曲線以及軸向載荷14 kN下的微動(dòng)疲勞P0-N曲線.并且根據(jù)兩組方案的試驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了微動(dòng)疲勞壽命經(jīng)驗(yàn)公式. 對(duì)比擬合曲線及經(jīng)驗(yàn)公式可以看出在微動(dòng)疲勞試驗(yàn)中，徑向載荷的改變對(duì)于疲勞壽命的影響更大. 將微動(dòng)疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)與ANL試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)均位于設(shè)計(jì)曲線之上，反映了690合金管較好的微動(dòng)疲勞性能.

b. 根據(jù)690合金管與403SS抗振條的磨損區(qū)形貌的SEM照片可以看出，兩者間的磨損機(jī)理為剝層及磨粒磨損.

c. 從宏觀斷口上看，690合金管疲勞斷口可分為3個(gè)區(qū)域：裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬時(shí)斷裂區(qū). 從微觀斷口上看，690合金管微動(dòng)疲勞失效形式為穿晶解理斷裂，在疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)有明顯的河流狀條紋，解理裂紋擴(kuò)展過程中為減少能量的消耗，河流花樣會(huì)趨于小河流合并成大河流.

Fig. 11 SEM micrographs of fractured surfaces of 690 alloy tube sample under 14 kN-400 N圖11 14 kN-400 N下的690合金管試樣斷口形貌的SEM照片

Fig. 12 SEM micrographs of fractured surfaces of 690 alloy tube sample under 15 kN-400 N圖12 15 kN-400 N下的690合金管試樣斷口形貌的SEM照片

Fig. 13 SEM micrographs of fractured surfaces of 690 alloy tube sample under 14 kN-500 N圖13 14 kN-500 N下的690合金管試樣斷口形貌的SEM照片

d. 對(duì)比不同試樣斷口形貌的SEM照片，結(jié)果表明：徑向載荷不變時(shí)，增大軸向載荷導(dǎo)致疲勞源區(qū)產(chǎn)生更多的裂紋，并形成裂紋群導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展速度加快從而減少疲勞壽命；在相同軸向載荷時(shí)，增大徑向載荷會(huì)導(dǎo)致試樣疲勞源區(qū)氧化加劇，塑性變形程度加深，然而較大的接觸壓力下局部塑性變形會(huì)產(chǎn)生一定的殘余應(yīng)力，改善局部應(yīng)力的分布.