趙廣洲,鮑文杰,陳 凡,曹文紅,黃國明,夏 明,周昌玉,賀小華

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,南京 211816;2.浙江藍(lán)能氫能科技股份有限公司,浙江紹興 312369)

0 引言

近年來,高速增長的天然氣、氫氣等能源氣體的工業(yè)需求,推動(dòng)了儲氣容器市場的迅速發(fā)展[1-3]。氣瓶充放氣體速度快,結(jié)構(gòu)簡單,便于制造,是現(xiàn)階段主要的儲氣方式。氣瓶工作壓力高,充裝介質(zhì)易燃易爆,氣瓶的使用安全問題尤其重要[4]。我國2012年出臺了GB 28884—2012《大容積氣瓶用無縫鋼管》,此標(biāo)準(zhǔn)針對 30CrMoE(AISI 4130X)與 42CrMoE(AISI 4142)這兩種材料,規(guī)定了制造大容積氣瓶所用無縫鋼管的化學(xué)成分、尺寸、外形、重量及允許偏差、技術(shù)要求、試驗(yàn)方法和檢驗(yàn)規(guī)則等。

氣體充裝會(huì)使氣瓶產(chǎn)生疲勞和疲勞裂紋擴(kuò)展,最終導(dǎo)致氣瓶的疲勞失效[5]。對氣瓶材料4130X進(jìn)行疲勞設(shè)計(jì)或者疲勞壽命預(yù)測等都離不開材料的低周疲勞設(shè)計(jì)曲線。

很多學(xué)者曾經(jīng)開展了各種材料疲勞設(shè)計(jì)曲線研究,采用多種模型分析回歸疲勞設(shè)計(jì)曲線。黃文龍等[6-7]運(yùn)用Manson-Coffin模型獲得了國產(chǎn)核容器用鋼S271和乙烯球罐用鋼CF-62的應(yīng)變-壽命曲線,獲得了材料不同存活率的疲勞設(shè)計(jì)曲線。范志超等[8]通過應(yīng)力疲勞模型獲得了420 ℃時(shí)16MnR鋼的疲勞設(shè)計(jì)曲線,對JB 4732—1995疲勞設(shè)計(jì)曲線作了有益的補(bǔ)充。SARKAR[9]針對923 K下316N不銹鋼,采用應(yīng)變控制與應(yīng)力控制接續(xù)疲勞試驗(yàn),提出了一種新的疲勞設(shè)計(jì)曲線模型。鄭津洋等[10]選用Langer模型對深冷環(huán)境下300系列奧氏體不銹鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線計(jì)算方法進(jìn)行了探討。周昌玉等[11]運(yùn)用Manson-Coffin模型基于橋梁用鋼14MnNbq焊接接頭應(yīng)變控制低周疲勞試驗(yàn),獲得了14MnNbq焊接接頭疲勞設(shè)計(jì)曲線。王東坡等[12]采用T形接管接頭形式進(jìn)行了20鋼和奧氏體不銹鋼焊態(tài)與超聲沖擊處理態(tài)的疲勞對比試驗(yàn),通過Basquin模型得到了兩種材料不同應(yīng)力比的疲勞設(shè)計(jì)曲線。UEMATSU等[13]研究了420型不銹鋼在激光金屬沉淀工藝(LMD)和常規(guī)制造(CMed)兩種工藝下的低周疲勞性能差異,給出了疲勞設(shè)計(jì)曲線。LIPSKI等[14]采用Manson-coffin模型比較研究了2024-T3合金和俄羅斯D16CzATW合金兩種材料的近似應(yīng)變-疲勞壽命曲線和試驗(yàn)曲線,采用7種方法得到了應(yīng)變-壽命曲線參數(shù)。ZENG等[15]研究了選擇性激光熔融技術(shù)(SLM)制備的316L不銹鋼在熱等靜壓(HIP)熱處理下的疲勞性能,運(yùn)用優(yōu)化后的威布爾三參數(shù)模型得到S-N曲線。FEI等[16]采用旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)和疲勞可靠度設(shè)計(jì)方法,研究了165ksi級超高強(qiáng)度鉆鋼的疲勞性能,基于壽命分布模型和Basquin方程,得到了中長壽命階段的概率S-N曲線。

文獻(xiàn)研究結(jié)果表明研究人員對各種材料疲勞設(shè)計(jì)曲線研究已有了良好的基礎(chǔ),王淞等[17]基于0.45%～1%對稱應(yīng)變幅,探討了4130X鋼的低周疲勞軟化行為,但目前還缺少4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線。本文針對4130X鋼,開展應(yīng)變控制疲勞試驗(yàn),探討4130X鋼疲勞循環(huán)特性,獲得適用于工程應(yīng)用的疲勞設(shè)計(jì)曲線。

1 4130X鋼成分和拉伸力學(xué)性能

4130X鋼化學(xué)成分測試采用德國產(chǎn)臺式SPECTRO MAXx型直讀光譜儀。具體測試結(jié)果見表1,符合GB/T 28884—2012和TSG 21—2016《固定式壓力容器安全安全技術(shù)監(jiān)察規(guī)程》中對4130X鋼化學(xué)成分的要求。

表1 4130X鋼化學(xué)成分測試結(jié)果

4130X鋼拉伸力學(xué)性能測試采用MTS-809液壓伺服材料試驗(yàn)機(jī),試驗(yàn)為恒定應(yīng)變速率控制,應(yīng)變速率為2×10-4/s。拉伸試樣設(shè)計(jì)參照GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》。

拉伸試驗(yàn)試樣取自氫氣瓶。沿氣瓶軸向取樣,測試試樣3根,測試結(jié)果均值如表2所示。根據(jù)拉伸試驗(yàn)測試結(jié)果,材料拉伸力學(xué)性能達(dá)到GB/T 28884—2012標(biāo)準(zhǔn)對4130X鋼基礎(chǔ)力學(xué)性能的要求,同時(shí)也滿足企業(yè)瓶式容器殼體熱處理后的力學(xué)性能。

表2 4130X鋼拉伸力學(xué)性能

2 4130X鋼低周疲勞試驗(yàn)

2.1 低周疲勞試驗(yàn)方案

疲勞試樣取自氣瓶軸向,其尺寸按照GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》的要求設(shè)計(jì),試驗(yàn)前對試樣表面進(jìn)行了拋光,確保表面粗糙度達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求。試驗(yàn)采用圓棒狀試樣如圖1所示。

圖1 疲勞試樣

試驗(yàn)采用MTS-809液壓伺服材料試驗(yàn)機(jī)。試驗(yàn)方法參照GB/T 15248—2008,溫度為室溫,全程采用引伸計(jì)進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集。試驗(yàn)采用應(yīng)變控制模式,設(shè)置應(yīng)變幅6個(gè)水平分別為0.45%,0.4%,0.35%,0.3%,0.25%,0.2%,每個(gè)應(yīng)變水平設(shè)置6個(gè)有效試樣,試驗(yàn)應(yīng)變比R=-1。加載波形為三角波,為了控制試驗(yàn)變量,試驗(yàn)采用恒定應(yīng)變速率3.2×10-2/s。疲勞壽命以試件有效斷裂為依據(jù)。試驗(yàn)方案如表3所示。

表3 低周疲勞試驗(yàn)方案

2.2 應(yīng)變控制下4130X鋼循環(huán)特性

應(yīng)變控制下材料循環(huán)軟化/硬化特征可通過低周疲勞變形期間應(yīng)力峰值和谷值隨循環(huán)數(shù)的變化來反映。圖2示出應(yīng)變控制下應(yīng)力峰值σp與谷值σv的變化,橫坐標(biāo)為歸一化的疲勞循環(huán)數(shù)N/Nf。圖2中,當(dāng)循環(huán)應(yīng)變幅εa為0.35%～0.45%時(shí)4130X鋼顯示出三階段循環(huán)軟化特征。循環(huán)變形階段Ⅰ,應(yīng)力幅迅速下降,顯示出初始循環(huán)軟化特征。在此之后,循環(huán)變形階段Ⅱ,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,應(yīng)力幅緩慢下降。循環(huán)變形階段Ⅲ,4130X鋼顯示出急劇的軟化特征,由于微觀裂紋的快速擴(kuò)展試樣很快斷裂。隨著應(yīng)變幅的降低(0.3%～0.2%),4130X鋼疲勞初始階段顯示出短暫的循環(huán)硬化特征,而后應(yīng)力幅隨循環(huán)周次的變化與應(yīng)變幅為0.45%時(shí)的變化一致?？傮w而言,4130X鋼在應(yīng)變幅為0.2%～0.45%時(shí)以循環(huán)軟化特征為主。

圖2 應(yīng)變控制下應(yīng)力峰值與谷值的演變

為了評估疲勞應(yīng)變幅的改變對4130X鋼第二階段軟化行為的影響,現(xiàn)定義循環(huán)軟化速率[18]:

(1)

式中,Δσa為疲勞循環(huán)中第二階段應(yīng)力幅之差,MPa;ΔN為對應(yīng)壽命分?jǐn)?shù)下的循環(huán)壽命之差,周。

不同應(yīng)變幅下循環(huán)變形階段Ⅱ材料循環(huán)軟化速率和疲勞壽命與應(yīng)變幅的變化見圖3?？梢钥闯?隨著應(yīng)變幅的增加,循環(huán)軟化速率上升,疲勞壽命縮短。

圖3 應(yīng)變控制下循環(huán)軟化速率與疲勞壽命的變化

3 低周疲勞壽命曲線

3.1 低周疲勞壽命模型

Manson-coffin模型形式較為簡單,引入?yún)?shù)較少,適用于多種材料,在疲勞試驗(yàn)中廣泛應(yīng)用。此外GB/T 15248—2008也推薦了Manson-coffin模型,因此采用Manson-coffin模型對4130X鋼的應(yīng)變幅壽命曲線進(jìn)行探討。

Manson-coffin模型為:

(2)

式中,Δεt為總應(yīng)變范圍,%;Δεe為彈性應(yīng)變范圍,%;Δεp為塑性應(yīng)變范圍,%;σ′f為疲勞強(qiáng)度系數(shù);ε′f為疲勞塑性系數(shù);b為疲勞強(qiáng)度指數(shù);c為疲勞塑性指數(shù)。

3.2 低周疲勞曲線回歸結(jié)果

采用Manson-coffin模型獲得的4130X鋼低周疲勞總應(yīng)變幅、彈性應(yīng)變幅、塑性應(yīng)變幅試驗(yàn)曲線如圖4所示,最佳擬合參數(shù)見表4。

圖4 彈性應(yīng)變-壽命曲線、塑性應(yīng)變-壽命曲線及

3.3 低周疲勞P-ε-N曲線

研究表明,疲勞壽命大多服從對數(shù)正態(tài)分布[19]。工程中,由于材料的化學(xué)成分、熱處理方法、加工制造等因素的離散性,對某一材料,ε-N曲線存在一定的隨機(jī)性,可表示為含存活率P為參數(shù)的一組P-ε-N曲線,這些曲線一般統(tǒng)稱為P-ε-N曲線。由Δε/2-2Nf的數(shù)據(jù)求得含有參數(shù)存活率P的P-Δε/2-2Nf曲線。

Xp=μ+upσ

(3)

式中,Xp為某一概率P水平下的壽命,周;μ為失效概率50%的平均壽命,周;up為與可靠度相關(guān)的標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量;σ為母體標(biāo)準(zhǔn)差。

利用Manson-coffin模型表達(dá)式(2),對疲勞壽命數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性回歸分析,獲得存活概率P=50%,97.725%,99%,99.865%,99.9%時(shí)的概率疲勞壽命曲線。P-Δε/2-2Nf的疲勞壽命曲線如圖5所示。

圖5 不同存活概率下4130X鋼應(yīng)變幅-壽命曲線

4 4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線

疲勞設(shè)計(jì)曲線根據(jù)ASME Ⅷ-2—2021中應(yīng)用的Langer[20]方法,在Manson-Coffin應(yīng)變疲勞關(guān)系的基礎(chǔ)上建立虛擬應(yīng)力幅和疲勞循環(huán)次數(shù)的關(guān)系。虛擬應(yīng)力幅為應(yīng)變疲勞壽命曲線的應(yīng)變幅與材料楊氏彈性模量E的乘積,虛擬應(yīng)力幅計(jì)算關(guān)系如下:

(4)

式中,Sa為虛擬應(yīng)力幅,MPa;Δεt為總應(yīng)變范圍,%。

4.1 考慮平均應(yīng)力修正及安全系數(shù)的S-N曲線

通過材料疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到的疲勞壽命曲線,即S-N曲線還需要對它進(jìn)行必要的修正,并且考慮適當(dāng)?shù)陌踩禂?shù)之后才可以用于設(shè)計(jì)。其中,平均應(yīng)力是一個(gè)重要的影響因素,為了滿足實(shí)際需要,必須考慮平均應(yīng)力對應(yīng)力幅值的影響。平均應(yīng)力修正公式[21]如下:

(5)

式中,S′a為修正后的應(yīng)力強(qiáng)度幅值,MPa;Sa為修正前應(yīng)力強(qiáng)度幅值,MPa;Rm為材料抗拉強(qiáng)度,MPa;Rp0.2為0.2%規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度,MPa。

當(dāng)Sa≥Rp0.2時(shí),S′a≥Sa,S-N曲線不需要做修正;當(dāng)Sa

考慮平均應(yīng)力影響后,還需要對S-N曲線取一定的安全系數(shù)。ASME Ⅷ-2—2021中對壽命安全系數(shù)取20,應(yīng)力安全系數(shù)取2,取兩者的最低值作為疲勞設(shè)計(jì)曲線[22]。S-N曲線具體修正結(jié)果見圖6。

圖6 考慮平均應(yīng)力修正和安全系數(shù)后的S-N曲線

4.2 疲勞設(shè)計(jì)曲線對比

將存活率P=50%和P=97.725%的4130X鋼的疲勞壽命曲線與ASME Ⅷ-Ⅱ(2021),JB 4732—1995(2005年確認(rèn))標(biāo)準(zhǔn)根據(jù)抗拉強(qiáng)度區(qū)分的兩條曲線一并作圖,如圖7所示。

圖7 疲勞-壽命曲線比較

對比4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線和ASME Ⅷ-Ⅱ,JB 4732—1995標(biāo)準(zhǔn)的兩條疲勞設(shè)計(jì)曲線(σuts≤552 MPa,σuts≤540 MPa和793 MPa≤σuts≤892 MPa)可以發(fā)現(xiàn),疲勞循環(huán)壽命9 000次之前,標(biāo)準(zhǔn)的兩條曲線比4130X鋼的疲勞設(shè)計(jì)曲線略微保守,與概率97.73%疲勞設(shè)計(jì)曲線接近;疲勞循環(huán)壽命在9 000次之后,4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線略高于ASME Ⅷ-Ⅱ(σuts≤552 MPa),JB 4732—1995(σuts≤540 MPa)標(biāo)準(zhǔn)中的疲勞壽命曲線,低于793 MPa≤σuts≤892 MPa的疲勞設(shè)計(jì)曲線,高于概率97.73%疲勞壽命曲線。

根據(jù)GB/T 28884—2012對4130X鋼力學(xué)性能的要求,σuts≥720 MPa,根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果,抗拉強(qiáng)度均值為816 MPa,高于793 MPa。本文獲得的4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線,與規(guī)范中793 MPa≤σuts≤892 MPa的疲勞設(shè)計(jì)曲線有一定差異,略高于ASME Ⅷ-Ⅱ(σuts≤552 MPa),JB 4732—1995(σuts≤540 MPa)的疲勞設(shè)計(jì)曲線。

本文試驗(yàn)結(jié)果表明,4130X鋼疲勞分析可采用本文提出的疲勞設(shè)計(jì)曲線或保守地采用ASME Ⅷ-Ⅱ(σuts≤552 MPa)和JB 4732—1995(σuts≤540 MPa)標(biāo)準(zhǔn)中對應(yīng)材料的疲勞設(shè)計(jì)曲線。

5 結(jié)論

對大容積鋼制無縫氣瓶材料4130X鋼進(jìn)行了應(yīng)變控制疲勞試驗(yàn),分別研究了材料的循環(huán)特性、應(yīng)變幅-壽命曲線、概率-應(yīng)變-壽命曲線和4130X鋼的疲勞設(shè)計(jì)曲線,主要結(jié)論如下。

(1)應(yīng)變控制下4130X鋼低周疲勞整體上呈現(xiàn)疲勞軟化三階段。隨著應(yīng)變幅的增高,循環(huán)變形階段Ⅱ的循環(huán)軟化速率上升,疲勞壽命縮短。應(yīng)變幅的增加增強(qiáng)了4130X鋼的軟化行為。

(2)根據(jù)低周疲勞試驗(yàn),基于Manson-Coffin模型,獲得了4130X鋼在恒定應(yīng)變幅條件下的應(yīng)變-壽命關(guān)系以及不同存活率下的概率應(yīng)變壽命曲線。

(3)依據(jù)ASME Ⅷ-2和JB 4732—1995規(guī)范,獲得了4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線。獲得的4130X鋼疲勞設(shè)計(jì)曲線,與規(guī)范中793 MPa≤σuts≤892 MPa的疲勞設(shè)計(jì)曲線有一定差異,略高于ASME Ⅷ-Ⅱ(σuts≤552 MPa),JB 4732—1995(σuts≤540 MPa)的疲勞設(shè)計(jì)曲線。試驗(yàn)結(jié)果表明,4130X鋼疲勞分析可采用本文提出的疲勞設(shè)計(jì)曲線或保守地采用ASME Ⅷ-Ⅱ(σuts≤552 MPa)和JB 4732—1995(σuts≤540 MPa)中對應(yīng)材料的疲勞設(shè)計(jì)曲線。