王輝亭，吳雙輝，霍 巖，文道維，任濤林，侯世璞

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1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼高溫低周疲勞特性研究

王輝亭1，吳雙輝2, 3，霍 巖2, 3，文道維2, 3，任濤林4，侯世璞2, 3

（1. 哈爾濱電機(jī)廠有限責(zé)任公司，哈爾濱 150040； 2. 哈爾濱大電機(jī)研究所，哈爾濱 150040； 3.水力發(fā)電設(shè)備國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150040；4.沈陽(yáng)新松機(jī)器人自動(dòng)化股份有限公司，沈陽(yáng)110168）

為了研究超超臨界汽輪發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)鋼1Mn18Cr18N在工作溫度100℃的低周疲勞特性，本文采用應(yīng)變控制法對(duì)其進(jìn)行溫度為100℃下的低周疲勞試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析討論。擬合出循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線和應(yīng)變壽命曲線，得到了護(hù)環(huán)鋼1Mn18Cr18N在100℃時(shí)的低周疲勞特性參數(shù)，包括Rambeg-Osgood參數(shù)和Manson-Coffin公式，推導(dǎo)出該材料的轉(zhuǎn)變壽命T。結(jié)果表明：1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼低周疲勞特性表現(xiàn)為循環(huán)軟化，循環(huán)軟化程度隨應(yīng)變幅值的增加而增大，軟化速率隨應(yīng)力下降幅值增加而增大；1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的過(guò)渡壽命為2177周次，小于2177周次時(shí)，塑性應(yīng)變高于彈性應(yīng)變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時(shí)，彈性應(yīng)變主導(dǎo)疲勞斷裂。

1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼；低周疲勞；循環(huán)軟化；過(guò)渡壽命

0 前言

汽輪發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)的工作溫度在100℃左右，作為汽輪發(fā)電機(jī)組的關(guān)鍵部件，在機(jī)組頻繁的起、停機(jī)過(guò)程中受到離心力、過(guò)盈配合力、電磁力的綜合作用，可能使護(hù)環(huán)發(fā)生應(yīng)變疲勞失效[1, 2]。因此，為了保證機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行，對(duì)護(hù)環(huán)低周疲勞特性研究具有非常重要的意義。

本試驗(yàn)所用護(hù)環(huán)材料為1Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼，應(yīng)用于超超臨界汽輪發(fā)電機(jī)組。通過(guò)1Mn18Cr18N材料進(jìn)行應(yīng)變控制的高溫100℃低周疲勞試驗(yàn)，掌握其低周疲勞特性，為該材料的低周疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)和壽命預(yù)測(cè)提供重要的實(shí)驗(yàn)室數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用的1Mn18Cr18N鋼取自德陽(yáng)萬(wàn)鑫電站產(chǎn)品開(kāi)發(fā)有限公司生產(chǎn)的護(hù)環(huán)內(nèi)環(huán)切向部位，材料的化學(xué)成分見(jiàn)表1，高溫100℃拉伸和室溫沖擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

表1 各主要元素含量（wt%）

表2 材料的力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)設(shè)備為美國(guó)MTS 810材料試驗(yàn)系統(tǒng)。參考GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》進(jìn)行低周疲勞試驗(yàn)[3]，選用軸向應(yīng)變（應(yīng)變比R=-1）控制方式，波形選擇三角波（應(yīng)變速率為1.2×10-2s-1）。試樣尺寸如圖1所示，總長(zhǎng)120mm，平行段長(zhǎng)度28mm，直徑7mm。采用伺服閉環(huán)控制系統(tǒng)對(duì)整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行跟蹤和數(shù)據(jù)采集。當(dāng)拉伸應(yīng)力幅值下降到曾出現(xiàn)的最大拉伸應(yīng)力幅max的1/2時(shí)，試驗(yàn)終止，此循環(huán)周次即為失效循環(huán)數(shù)N，循環(huán)穩(wěn)定滯回周次為N/ 2。

圖1 高溫低周疲勞試樣

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

2.1 穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系

在總應(yīng)變幅一定的條件下，總應(yīng)變?yōu)閺椥詰?yīng)變幅與塑性應(yīng)變幅之和。材料穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力—應(yīng)變曲線的表達(dá)式，即Ramberg—Osgood公式[5]如下：

高溫100℃的低周疲勞循環(huán)應(yīng)力與應(yīng)變曲線如圖2所示。從圖中擬合直線可以看出高溫100℃低周疲勞穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力在680~720MPa之間，隨塑性應(yīng)變升高，穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力逐漸增大。

圖2 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為：

2.2 循環(huán)應(yīng)力-壽命關(guān)系

循環(huán)應(yīng)力與壽命關(guān)系式[5]為：

圖3 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞應(yīng)力-壽命曲線

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得出：

2.3 應(yīng)變-壽命關(guān)系

采用Masson-Coffin公式把總應(yīng)變分為兩部分：彈性應(yīng)變幅和塑性應(yīng)變幅，彈性應(yīng)變幅和塑性應(yīng)變幅均與壽命呈指數(shù)關(guān)系，在短壽命區(qū)（低循環(huán)）塑性應(yīng)變對(duì)疲勞壽命起主導(dǎo)作用，而在長(zhǎng)壽命區(qū)（高循環(huán)），彈性應(yīng)變起主導(dǎo)作用。彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變相等時(shí)的壽命稱為過(guò)渡壽命T。通常把它作為彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變對(duì)疲勞壽命起主要作用的分界點(diǎn)。Masson-Coffin公式表達(dá)式[5]為：

高溫100℃的低周疲勞應(yīng)變與壽命曲線如圖4所示。從圖中可以看出隨著總應(yīng)變?cè)黾?，彈性?yīng)變基本恒定，塑形應(yīng)變逐漸增加，循環(huán)次數(shù)逐漸減少。當(dāng)彈性應(yīng)變與塑性應(yīng)變相等時(shí)，得到高溫100℃低周疲勞過(guò)渡壽命為2177周次，小于2177周次時(shí)，塑性應(yīng)變高于彈性應(yīng)變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時(shí)，彈性應(yīng)變主導(dǎo)疲勞斷裂。

圖4 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞應(yīng)變—壽命曲線

采用最小二乘法，運(yùn)用公式（5）對(duì)試驗(yàn)原始數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到高溫100℃低周疲勞特性Masson-Coffin公式如下：

3 分析與討論

3.1 1Mn18Cr18N鋼低周疲勞特性分析

選取高溫100℃總應(yīng)變幅為0.0050%的試樣作為典型，對(duì)護(hù)環(huán)鋼1Mn18Cr18N的低周疲勞特性分析，圖5為擬合所得的遲滯回線和應(yīng)力-壽命曲線，左側(cè)兩個(gè)滯回環(huán)（圖5（a））分別對(duì)應(yīng)低周疲勞開(kāi)始和結(jié)束的兩個(gè)階段（圖5（b））。

圖5 1Mn18Cr18N鋼遲滯回線和應(yīng)力-壽命曲線

低周疲勞開(kāi)始運(yùn)行和失效所對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)如圖5（a）所示，從圖中可以看出，兩個(gè)過(guò)程中滯回環(huán)形狀和面積差異較大。初始遲滯回線存在明顯的彈性直線段和塑性直線段，應(yīng)力幅值最大，拉伸卸載彈性模量NT與壓縮卸載彈性模量NC基本相當(dāng)。近失效遲滯回線的拉伸峰值降幅大于壓縮峰值降幅，拉伸卸載彈性模量NT降幅大于壓縮卸載彈性模量NC降幅。遲滯回線包圍的面積代表材料產(chǎn)生塑性變形時(shí)外力所做的功或消耗的能量，同時(shí)代表材料抗循環(huán)變形的能力，臨近失效時(shí)，遲滯回線包圍的面積減小，說(shuō)明在臨近失效時(shí)產(chǎn)生塑性變形所消耗的能量減少，見(jiàn)表3。

表3 低周疲勞開(kāi)始與結(jié)束的特征參數(shù)

當(dāng)應(yīng)變幅一定時(shí)，1Mn18Cr18N鋼低周疲勞表現(xiàn)為循環(huán)軟化特性，即應(yīng)力幅隨循環(huán)次數(shù)的增加而減少，如圖5（b）表示。從應(yīng)力-壽命曲線中可以看出，整個(gè)低周疲勞循環(huán)壽命可分為三個(gè)階段：第Ⅰ階段應(yīng)力峰值快速下降，拉壓應(yīng)力幅變化基本相當(dāng)，軟化程度基本一致；第Ⅱ階段應(yīng)力峰值緩慢下降，在循環(huán)次數(shù)達(dá)到失效循環(huán)次數(shù)的10%~90%之間，基本趨于穩(wěn)定；第Ⅲ階段應(yīng)力快速下降階段，壓縮應(yīng)力峰值下降幅度很小，而拉伸應(yīng)力峰值急劇減小。整個(gè)過(guò)程第Ⅰ和第Ⅲ階段所占比例較小，工程壽命計(jì)算主要涉及第Ⅱ階段應(yīng)力穩(wěn)態(tài)下降的部分。

3.2 不同應(yīng)變幅下的應(yīng)力應(yīng)變分析

在相等間隔的應(yīng)變幅下，1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的應(yīng)力-壽命曲線如圖6所示，從圖中可以看出，低周疲勞循環(huán)特性受應(yīng)變幅值影響顯著，隨應(yīng)變幅值的增加，材料的循環(huán)軟化程度增大，第Ⅰ階段應(yīng)力峰值下降速率加快[6]。當(dāng)應(yīng)變幅值為0.0050%時(shí)，循環(huán)次數(shù)大于過(guò)渡壽命T，循環(huán)變形以彈性應(yīng)變?yōu)橹?，塑性變形很小，表現(xiàn)為應(yīng)力下降緩慢，疲勞壽命較高。隨著應(yīng)變幅值的增加，材料的塑性變形程度逐漸增加。當(dāng)應(yīng)變幅為0.0080%和0.0085%時(shí)，循環(huán)次數(shù)小于過(guò)渡壽命，循環(huán)變形以塑性變形為主，表現(xiàn)為應(yīng)力下降明顯，且軟化速率較高，疲勞壽命較短。應(yīng)變幅值的提高是造成低周疲勞壽命降低和循環(huán)特性改變的主要原因。

圖6 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃不同應(yīng)變幅對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-壽命曲線

4 結(jié)論

（1）1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼在高溫100℃下的低周疲勞特性表現(xiàn)為循環(huán)軟化。

（2）擬合得到高溫100℃下1Mn18Cr18N鋼的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、循環(huán)應(yīng)力-壽命曲線和應(yīng)變-壽命曲線，得出高溫100℃下1Mn18Cr18N鋼的Ramberg-Osgood公式和Manson-Coffin公式。

（3）1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的過(guò)渡壽命為2177周次，小于2177周次時(shí)，塑性應(yīng)變高于彈性應(yīng)變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時(shí)，彈性應(yīng)變主導(dǎo)疲勞壽命。

（4）1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼低周疲勞的拉應(yīng)力峰值大于壓應(yīng)力峰值的降幅，拉伸卸載彈性模量NT降幅大于壓縮卸載彈性模量NC降幅。遲滯回線面積逐漸減小。

（5）1Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼循環(huán)軟化程度隨應(yīng)變幅值的增加而增大，軟化速率隨應(yīng)力下降幅值增加而增大。

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High Temperature Low-cycle Fatigue Properties of 1Mn18Cr18N Austenitic Stainless Steel Applied on Retaining Ring

WANG Huiting1, WU Shuanghui2,3, HUO Yan2,3, WEN Daowei2,3, REN Laolin4, HOU Shipu2,3

(1. Harbin Electric Machinery Company Limited, Harbin 150040, China; 2. Harbin Institute of Large Electrical Machinery, Harbin 150040, China; 3.State Key Laboratory of Hydro-power Equipment, Harbin 150040; 4.Shenyang Siasun Robot & Automation CO.Ltd. Shenyang 110168, China.)

1Mn18Cr18N is one typical austenitic stainless steel which is generally applied on the retaining ring of ultra-supercritical turbo-generator at working temperature of 100℃. In this paper, strain control method has been utilized to investigate the low-cycle fatigue properties of 1Mn18Cr18N at testing temperature of 100℃. Furthermore, the low-cycle fatigue characters of 1Mn18Cr18N have also been discussed to provide technical references for designing and application of retaining rings. Low-cycle fatigue characteristic parameters including Rambeg-Osgood parameter and Manson-Coffin equation of 1Mn18Cr18N at 100℃ and material transform life NThave been derived from the cyclic stress strain curves and strain life curves. The results indicate that the low-cycle fatigue of 1Mn18Cr18N material is characterized by cyclic softening, which was strengthened as the strain amplitude increased. The transition fatigue life of 1Mn18Cr18N retaining ring material is about 2177 cycles. Plastic strain tends to be the main parameter which affects the fatigue fracture of retaining ring whenNis less than 2177 cycles, otherwise, elastic strain would play the leading role.

1Mn18Cr18N austenitic stainless steel; low-cycle fatigue; cyclic softening; transition fatigue life

TM304

A

1000-3983(2016)05-0011-04

2016-01-08

王輝亭（1974-），2007年畢業(yè)于哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料工程專業(yè)獲工程碩士學(xué)位，長(zhǎng)期從事水輪機(jī)、水輪發(fā)電機(jī)和汽輪發(fā)電機(jī)材料的研發(fā)和應(yīng)用工作，高級(jí)工程師。

審稿人：李 景