馬也飛1, 2, 宋竹滿2, 張思倩1, 陳立佳1, 張廣平2, 

1 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 沈陽(yáng) 110870
2 中國(guó)科學(xué)院金屬研究所 沈陽(yáng) 110016

摘要

關(guān)鍵詞： 馬氏體不銹鋼 ; 疲勞性能 ; 小尺度樣品 ; 尺寸效應(yīng) ; 核電材料

作為核電站核島的重要組成部分之一,核主泵是核島內(nèi)唯一長(zhǎng)期高速運(yùn)轉(zhuǎn)的大型不間斷的動(dòng)力源裝備,因此核主泵中的構(gòu)件必須具有超長(zhǎng)服役壽命和安全可靠性。葉輪作為核主泵轉(zhuǎn)子組件中的一個(gè)重要零部件,直接與高溫、高壓和強(qiáng)輻射的反應(yīng)堆冷卻劑交互作用。由于葉輪的高速轉(zhuǎn)動(dòng)及振動(dòng),其往往承受著各種頻率的交變載荷作用,非常容易發(fā)生機(jī)械疲勞、腐蝕疲勞、熱疲勞、蠕變-疲勞等損傷以及疲勞斷裂破壞而威脅到整個(gè)核電機(jī)組的安全運(yùn)行[1,2,3,4]。因此,研究核主泵關(guān)鍵構(gòu)件材料的疲勞可靠性對(duì)于維護(hù)核電站的安全具有重要的理論研究意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

CA6NM馬氏體不銹鋼作為關(guān)鍵結(jié)構(gòu)材料之一,被廣泛應(yīng)用于水利、火電、核電和化工等領(lǐng)域的各種泵和閥以及高壓容器中[5,6,7,8,9,10,11]。早期人們對(duì)馬氏體不銹鋼的疲勞性能開展了相關(guān)的研究。才慶魁等[11]研究了0Cr13Ni4Mo鋼在水介質(zhì)的腐蝕疲勞過程中氫對(duì)疲勞裂紋形核及擴(kuò)展的作用;高玉魁等[12]采用表面噴丸獲得的表面粗糙形貌和表面層殘余壓應(yīng)力來提高馬氏體不銹鋼的疲勞強(qiáng)度;張濤等[10]分析了300 MW火電機(jī)組中運(yùn)行的汽動(dòng)給水泵0Cr13Ni4Mo不銹鋼主軸斷裂原因,發(fā)現(xiàn)軸表面的鍍Cr處理使得鍍Cr層中形成了許多垂直于軸體表面的微裂紋,降低了軸的疲勞強(qiáng)度。Winck等[13]研究了表面滲氮對(duì)CA6NM鋼疲勞壽命的影響,發(fā)現(xiàn)在500 ℃滲氮1 h,表面硬度增加385%,疲勞極限增加了23.76%。Da Silva等[14]研究了平均應(yīng)力對(duì)CA6NM鋼疲勞性能的影響,獲得該合金鋼的疲勞強(qiáng)度極限為383 MPa。

上述這些疲勞可靠性評(píng)價(jià)均采用的是依據(jù)ASTM標(biāo)準(zhǔn)加工的塊體樣品進(jìn)行的研究。由于核電構(gòu)件在實(shí)際服役過程中無法拆卸,因此,如何能夠?qū)υ谝蹣?gòu)件服役過程中的可靠性進(jìn)行快速、無損評(píng)價(jià)是一個(gè)非常重要且迫切需要解決的問題;盡管人們利用小沖壓樣品開展了大量的核電材料的高溫蠕變性能評(píng)價(jià)[15],但目前采用小尺度樣品對(duì)材料的疲勞服役可靠性進(jìn)行評(píng)價(jià)的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和研究尚欠缺[16,17,18,19,20],因此,有必要探索建立基于小尺度構(gòu)件數(shù)據(jù)的評(píng)價(jià)模型,提出實(shí)現(xiàn)快速、無損的對(duì)諸如核電構(gòu)件等相關(guān)類型工程構(gòu)件的可靠性評(píng)價(jià)新方法。

本工作采用微米厚度的小尺度CA6NM馬氏體不銹鋼樣品,對(duì)超薄CA6NM鋼樣品的室溫疲勞性能進(jìn)行了探索性評(píng)價(jià)研究,并通過其與塊體合金樣品的疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,考察采用小尺度樣品快速評(píng)價(jià)塊體CA6NM疲勞性能的可行性,并對(duì)小尺度CA6NM馬氏體不銹鋼的疲勞斷裂行為及機(jī)制進(jìn)行了探討。

1 實(shí)驗(yàn)方法

選取商業(yè)用CA6NM馬氏體不銹鋼為實(shí)驗(yàn)材料,其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)為：C 0.20~0.26,Si≤0.40,Mn 0.50~0.80,P≤0.03,S≤0.20,Cr 11.30~12.20,Ni 4.67,Mo 1.00~1.20,Fe余量[21]。為了評(píng)價(jià)超薄樣品的力學(xué)性能,開展了超薄樣品的拉伸、拉-拉疲勞以及彎曲疲勞實(shí)驗(yàn),塊體樣品的拉伸與拉-壓疲勞實(shí)驗(yàn)。由于疲勞加載方式的不同,超薄試樣分為2種。其中,單軸拉伸和拉-拉疲勞實(shí)驗(yàn)采用狗骨狀超薄樣品,懸臂梁對(duì)稱彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)采用長(zhǎng)條形超薄樣品。塊體樣品的拉伸和疲勞實(shí)驗(yàn)全部采用狗骨狀樣品。3種樣品的形狀與尺寸分別如圖1a~c所示。全部力學(xué)性能樣品均經(jīng)400號(hào)到2000號(hào)砂紙機(jī)械研磨,然后采用顆粒度為2.5的金剛石研磨膏進(jìn)行機(jī)械拋光,最后再用配好的拋光液(10%的高氯酸+90%的酒精,體積分?jǐn)?shù))進(jìn)行電解拋光(15 V、30 s)。超薄樣品經(jīng)機(jī)械減薄到50 μm厚,再進(jìn)行電解拋光減薄至40 μm厚。

圖1   實(shí)驗(yàn)用3種CA6NM馬氏體不銹鋼樣品的形狀及尺寸示意圖

Fig.1   Schematics of three types of CA6NM martensite stainless steel specimens
(a) bulk specimen for tensile and tension-compression fatigue testing
(b) ultrathin specimen for tensile and tension-tension fatigue testing
(c) ultrathin specimen for symmetrically bending fatigue testing

超薄樣品的對(duì)稱彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)的應(yīng)力/應(yīng)變比R=-1。彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)在自制的小尺度樣品懸臂梁彎曲疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行[22],如圖2a中插圖所示。實(shí)驗(yàn)采用恒撓度控制的對(duì)稱彎曲方式加載,加載頻率為50 Hz。懸臂梁樣品根部的最大應(yīng)變根據(jù)懸臂梁根部曲率計(jì)算。對(duì)于某一給定加載撓度下的彎曲疲勞樣品根部的最大應(yīng)變(ε)與樣品的實(shí)際厚度(t)和其根部的最小曲率半徑(rmin)之間的關(guān)系滿足[23]：

$?=\frac{?}{2{?}_{\min }}$(1)

為此,將數(shù)碼相機(jī)拍攝的懸臂梁彎曲圖像經(jīng)過圖像處理,獲得樣品發(fā)生彎曲的懸臂梁坐標(biāo)位置,對(duì)位置曲線進(jìn)行擬合(圖2b),從而計(jì)算出懸臂梁根部彎曲的最小曲率半徑rmin。為了獲得超薄懸臂梁樣品的疲勞壽命,通過Agilent-34972A數(shù)據(jù)采集器對(duì)樣品電阻進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量,獲得電阻隨時(shí)間的變化關(guān)系,并由此計(jì)算出相對(duì)電阻變化率χ =(R'-R0)/R0 (其中,R0和R'分別為樣品初始電阻和發(fā)生疲勞斷裂的瞬時(shí)電阻)。當(dāng)樣品發(fā)生疲勞斷裂時(shí),瞬時(shí)電阻變?yōu)闊o窮大,對(duì)應(yīng)χ 變?yōu)闊o窮大。圖2a給出了樣品χ 隨循環(huán)周次的變化關(guān)系。可以看出,當(dāng)循環(huán)周次為7×105 cyc時(shí),樣品發(fā)生斷裂。

圖2   微米厚度懸臂梁樣品相對(duì)電阻隨疲勞加載周次變化曲線和懸臂梁樣品在給定加載撓度下的變形形貌觀察與標(biāo)定

Fig.2   Variation of relative resistance of cantilever beam specimen with fatigue cycles (a) and optical image on deformation morphology of the cantilever specimen under a given deflection (b) (Inset in Fig.2a is schematic of cantilever beam specimen)

超薄樣品在R=0.1下的拉-拉疲勞實(shí)驗(yàn)在E1000電子動(dòng)靜態(tài)萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,采用正弦波加載,加載頻率為50 Hz。塊體樣品的疲勞實(shí)驗(yàn)在Instron 8871疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,應(yīng)力比為R=-1的正弦波加載,加載頻率為50 Hz。超薄拉伸樣品的拉伸實(shí)驗(yàn)在Instron-5848拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,拉伸應(yīng)變速率為2.77×10-4 s-1。塊體拉伸實(shí)驗(yàn)在Instron-5982拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,拉伸應(yīng)變速率為9.40×10-4 s-1。

金相觀察用樣品經(jīng)機(jī)械研磨以及機(jī)械拋光處理后,用配比為5 g FeCl3+25 mL鹽酸+25 mL乙醇的化學(xué)腐蝕劑制備,通過DP71光學(xué)金相顯微鏡(OM)對(duì)樣品進(jìn)行組織觀察與分析。采用Tenupol-5型化學(xué)雙噴儀制備透射電鏡(TEM)樣品,在10%的高氯酸和90%的無水乙醇(體積分?jǐn)?shù))配制的電解拋光液中對(duì)樣品進(jìn)行減薄,用Tecnai Spirit T12型TEM進(jìn)行組織結(jié)構(gòu)觀察與分析。試樣的拉伸與疲勞的變形及斷口形貌采用Supra 35 型掃描電子顯微鏡(SEM)進(jìn)行觀察與分析。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 微觀組織與結(jié)構(gòu)

圖3a為CA6NM馬氏體不銹鋼的原始組織的OM像。可以看出,其顯微組織是由不同取向的馬氏體板條束組成,進(jìn)一步的高倍觀察如圖3b所示。對(duì)馬氏體板條束長(zhǎng)度(圖3c)和寬度(圖3d)的統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn),板條長(zhǎng)度主要集中在200~300 μm之間,板條寬度主要集中在200~350 nm之間。

圖3   CA6NM馬氏體不銹鋼的顯微組織及馬氏體板條長(zhǎng)度與寬度統(tǒng)計(jì)分析

Fig.3   OM (a) and TEM (b) images of CA6NM martensite stainless steels and statistical analyses of martensite lath length (c) and width (d)

2.2 拉伸與疲勞性能

圖4給出了超薄樣品和塊體樣品的拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線。可以看出,超薄樣品的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度略高于塊體樣品的對(duì)應(yīng)強(qiáng)度,但超薄樣品的斷裂應(yīng)變明顯低于塊體樣品的斷裂應(yīng)變。

圖4   塊體和40 μm厚CA6NM馬氏體不銹鋼樣品的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

Fig.4   Tensile stress-strain curves of bulk and 40 μm-thick specimens of CA6NM martensite stainless steel

超薄樣品的對(duì)稱彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)獲得的外加應(yīng)變幅-疲勞壽命關(guān)系如圖5a所示。可以看出,采用這樣的超薄彎曲疲勞樣品,可以獲得材料完整的疲勞性能和疲勞極限。為了將不同加載方式(對(duì)稱彎曲疲勞和拉-拉疲勞)下超薄樣品的疲勞性能與塊體疲勞性能進(jìn)行對(duì)比,首先將40 μm厚的彎曲疲勞超薄樣品的外加應(yīng)變幅轉(zhuǎn)變成應(yīng)力幅。由于本研究的彎曲樣品根部最大外加應(yīng)變?cè)?.356%~0.690%范圍(圖5a),而從圖4所示的超薄樣品的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以看出,該應(yīng)變范圍內(nèi)試樣發(fā)生的均為彈性應(yīng)變,因此,這里可以直接根據(jù)拉伸性能的線彈性段將外加應(yīng)變幅轉(zhuǎn)換成R=-1下的外加應(yīng)力幅。其次,采用Goodman方法[24],將R=-1的彎曲疲勞樣品的應(yīng)力幅轉(zhuǎn)化為R=0.1的應(yīng)力幅。因此,可以將本研究的超薄彎曲疲勞樣品的高周疲勞性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果與R=0.1的超薄樣品拉-拉高周疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果放在一起進(jìn)行對(duì)比。

圖5   CA6NM馬氏體不銹鋼的40 μm厚懸臂梁樣品應(yīng)變幅-疲勞壽命關(guān)系及轉(zhuǎn)換為應(yīng)力比R=0.1下的應(yīng)力幅-疲勞壽命曲線

Fig.5   Strain amplitude-fatigue life of 40 μm-thick cantilever specimens (a) and comparison of stress amplitude-fatigue life curves at R=0.1 of 40 μm-thick cantilever bending (CB) specimens and tension-tension (TT) specimens, tension-compression (TC) bulk specimens and bulk specimens reported in Refs. [13,25] (b) (t—thickness)

此外,為了對(duì)比小尺度樣品與塊體樣品的疲勞性能,采用Goodman方法[24],一方面,將本研究的R=-1塊體疲勞樣品的應(yīng)力幅也轉(zhuǎn)換成R=0.1的應(yīng)力幅;另一方面將文獻(xiàn)[13,25]中報(bào)道的應(yīng)力比為R=-1的塊體樣品應(yīng)力幅轉(zhuǎn)換為R=0.1的數(shù)據(jù)。圖5b給出了超薄樣品對(duì)稱彎曲(CB)疲勞、拉-拉(TT)疲勞、塊體樣品拉-壓(TC)疲勞及文獻(xiàn)[13,25]報(bào)道的拉-壓疲勞轉(zhuǎn)換后的R=0.1條件下的全部應(yīng)力幅-疲勞壽命(S-N)關(guān)系圖。由圖可以看出,40 µm厚的超薄拉-拉疲勞樣品的疲勞性能低于塊體樣品疲勞性能。其中在低周疲勞區(qū)域表現(xiàn)得更明顯,而隨著周次的增加,這一差距逐漸縮小,最終S-N曲線的疲勞極限與塊體樣品疲勞極限值較為接近;而40 µm厚的對(duì)稱彎曲樣品的疲勞強(qiáng)度要高于文獻(xiàn)[13,25]中報(bào)導(dǎo)的塊體樣品疲勞性能,且疲勞極限要明顯高于塊體樣品疲勞極限值,同時(shí)也明顯高于40 µm厚的拉-拉疲勞樣品的疲勞極限值。

2.3 疲勞斷裂行為

圖6a和b分別給出了應(yīng)力幅為402 MPa的超薄樣品對(duì)稱彎曲疲勞斷口和斷口側(cè)面的SEM像。從圖6a可以看出,裂紋從樣品表面萌生,并經(jīng)歷了較大區(qū)域的擴(kuò)展,最后發(fā)生瞬斷。由于CA6NM鋼樣品中的馬氏體板條束長(zhǎng)度為200~300 μm,而超薄樣品的厚度為40 μm,故整個(gè)樣品厚度方向由不同取向的單一板條束組成,這也可以從圖6a的SEM斷口形貌上進(jìn)一步得到證實(shí),沿著圖中箭頭所指方向可以觀察到3個(gè)不同方向的部分板條束。圖6b表明,在靠近樣品斷口側(cè)面可觀察到大量的滑移帶和疲勞擠出,疲勞裂紋沿著滑移帶處萌生。為了更清晰地觀察,用FeCl3溶液對(duì)樣品側(cè)面進(jìn)行輕微腐蝕,可以明顯觀察到疲勞裂紋沿著馬氏體板條束擴(kuò)展,如圖6c所示。

圖6   應(yīng)力幅為402 MPa下對(duì)稱彎曲疲勞加載的超薄樣品斷口及表面損傷SEM像

Fig.6   SEM images of fracture (a), surface damage (b) and the surface damage zone etched by FeCl3 solution (c) of ultrathin specimens subjected to bending fatigue loading at stress amplitude of 402 MPa

圖7為超薄樣品在應(yīng)力幅為230 MPa下的拉-拉疲勞斷口SEM像。從圖7a的疲勞斷口上可以觀察到部分板條束;在板條方向上有許多沿著板條束開裂的二次裂紋。對(duì)樣品斷口的側(cè)面觀察發(fā)現(xiàn),樣品表面出現(xiàn)許多平行的滑移帶,且裂紋從滑移帶處萌生,如圖7b所示。這與超薄樣品在對(duì)稱彎曲疲勞加載下的變形開裂行為相似。

圖7   應(yīng)力幅為230 MPa下的超薄樣品拉-拉疲勞斷口和表面損傷的SEM像

Fig.7   SEM images of fatigue fracture (a) and surface damage (b) of the ultrathin specimens subjected to tension-tension fatigue loading at stress amplitude of 230 MPa

圖8為塊體樣品在應(yīng)力幅為261 MPa的拉-壓疲勞后斷口的裂紋擴(kuò)展區(qū)SEM像。從圖8a可以看出,斷口呈現(xiàn)明顯的河流花樣,同時(shí)也觀察到一些二次裂紋。對(duì)疲勞斷口的側(cè)面觀察發(fā)現(xiàn),裂紋從滑移帶處萌生(圖8b),并沿著馬氏體板條束擴(kuò)展,如圖8c所示。

圖8   應(yīng)力幅為261 MPa的塊體樣品拉-壓疲勞斷裂行為的SEM像

Fig.8   SEM images of fatigue fracture (a), surface damage (b) and crack growth path (c) of bulk specimens subjected to TC fatigue loading at stress amplitude of 261 MPa

總之,超薄樣品和塊體樣品的疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展行為很相似,裂紋都是從滑移帶處萌生,并沿著馬氏體板條束擴(kuò)展。

3 討論與分析

由上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較可知,超薄樣品的疲勞性能與塊體樣品的疲勞性能存在一定的差別,而同樣厚度的超薄樣品,因加載方式的不同,疲勞性能也存在差異。對(duì)于上述疲勞性能的差異,可以從樣品的幾何尺度、微觀結(jié)構(gòu)特征、樣品的強(qiáng)度與塑性、受力狀態(tài)等幾個(gè)方面來進(jìn)行分析。

(1) 首先考慮相同加載方式下的疲勞尺寸效應(yīng),本工作比較了塊體樣品單軸拉-壓疲勞和超薄樣品單軸拉-拉疲勞均轉(zhuǎn)換成R=0.1條件下的疲勞性能。結(jié)果發(fā)現(xiàn),超薄樣品的疲勞性能遠(yuǎn)低于塊體樣品,特別是在低周疲勞區(qū),如圖5b所示;而在高周疲勞區(qū),兩者的疲勞強(qiáng)度比較接近。對(duì)比塊體樣品和超薄樣品的幾何尺度(厚度或直徑)和內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)尺度(馬氏體板條尺度)可以發(fā)現(xiàn),2種樣品中的組織結(jié)構(gòu)及其尺度完全相同,不同的是文獻(xiàn)[13,25]報(bào)道的樣品(直徑7 mm的圓棒樣品)和本工作的塊體樣品(2.5 mm×2.5 mm)的橫截面尺寸較大,樣品厚度方向上可以容納幾十個(gè)馬氏體板條集束,如圖9a所示,相應(yīng)地樣品表面區(qū)馬氏體板條束所占的體積分?jǐn)?shù)較少。由前面的塊體和小尺度樣品的表面損傷觀察可知,疲勞損傷均沿著表面區(qū)的馬氏體板條束中滑移帶萌生,因此,2種樣品萌生裂紋的能力趨于相同,一旦疲勞裂紋從表面萌生后,裂紋將向樣品內(nèi)部擴(kuò)展。由于塊體樣品表面區(qū)的一層馬氏體板條區(qū)厚度相對(duì)樣品的整個(gè)厚度來說所占比例較小,因此,可以認(rèn)為,裂紋萌生后疲勞失效主要取決于疲勞裂紋的擴(kuò)展壽命。由圖8的塊體樣品疲勞裂紋擴(kuò)展路徑的觀察可知,疲勞裂紋主要沿馬氏體板條束進(jìn)行擴(kuò)展,塊體樣品中不同方向板條束的存在增加了疲勞裂紋擴(kuò)展的阻力,因而塊體試樣疲勞壽命相對(duì)較高;而對(duì)于厚度為40 μm的超薄樣品來說,由于厚度方向只能含有大約一個(gè)馬氏體板條束的1/5長(zhǎng)度的板條,如圖9b所示,在厚度方向的板條束對(duì)裂紋擴(kuò)展的阻礙作用很小,此時(shí)表面區(qū)的疲勞裂紋萌生對(duì)超薄樣品疲勞壽命起到了決定性的作用。樣品疲勞壽命主要取決于疲勞裂紋萌生壽命,一旦裂紋萌生后裂紋很容易擴(kuò)展并斷裂,因此,超薄樣品的疲勞壽命較低(特別是低周疲勞區(qū));而當(dāng)減小外加應(yīng)力幅時(shí),在高周疲勞區(qū),由于塊體的疲勞壽命也主要取決于裂紋萌生壽命,此時(shí)2種樣品的疲勞強(qiáng)度較為接近,如圖5b的高周疲勞區(qū)所示。此外,由于本工作的超薄樣品厚度方向僅含有1/5長(zhǎng)的馬氏體板條,因此樣品中馬氏體板條集束不會(huì)像塊體材料那樣受到其它板條集束的限制,使得在沒有應(yīng)變梯度影響下的單軸拉-拉超薄疲勞樣品中的位錯(cuò)可以更自由地滑出樣品表面,這可能也是超薄樣品疲勞強(qiáng)度在高周區(qū)略低于塊體疲勞強(qiáng)度的原因。

圖9   受厚度控制的CA6NM馬氏體不銹鋼樣品疲勞損傷行為示意圖

Fig.9   Schematics of fatigue damage behavior related to the specimen thickness of CA6NM martensitic stainless steel
(a) bulk specimen (b) miniature specimen

(2) 對(duì)于小尺度樣品和塊體樣品疲勞性能的差異還可以從對(duì)應(yīng)S-N曲線的低周疲勞和高周疲勞2個(gè)區(qū)域分別來考慮。在高應(yīng)力幅的低壽命區(qū),材料疲勞性能與材料的塑性緊密相關(guān);而在低應(yīng)力幅或高壽命區(qū),材料疲勞性能與材料的強(qiáng)度相關(guān)[22,26]。由圖4的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知,塊體樣品的塑性要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于小尺度樣品,而它們的強(qiáng)度相差不大,因此在高應(yīng)力幅的低周疲勞區(qū)域,可以認(rèn)為文獻(xiàn)中報(bào)道的塊體樣品疲勞性能要遠(yuǎn)優(yōu)于超薄樣品拉-拉疲勞性能,而隨著應(yīng)力幅的減小,樣品疲勞性能受材料強(qiáng)度所控制,而超薄樣品與塊體樣品的強(qiáng)度值很接近,因此2類樣品的疲勞性能差距逐漸縮小,最終二者的疲勞極限逐漸接近。

(3) 小尺寸樣品在不同加載方式下的疲勞性能差異。對(duì)于同為40 μm厚的超薄樣品的拉-拉疲勞和彎曲疲勞性能,即使都轉(zhuǎn)換到R=0.1下的疲勞強(qiáng)度,但兩者表現(xiàn)出明顯的疲勞性能差異,可見加載方式對(duì)小尺度樣品疲勞性能影響很大。在彎曲疲勞加載過程中,彎曲樣品中會(huì)產(chǎn)生從表面到中性面變化的應(yīng)變梯度,從而產(chǎn)生非均勻塑性變形,而這一應(yīng)變梯度往往會(huì)產(chǎn)生額外的幾何必需位錯(cuò)(為協(xié)調(diào)非均勻塑性變形引起點(diǎn)陣彎曲所需要的額外位錯(cuò))來協(xié)調(diào)往復(fù)的循環(huán)變形,這些額外的幾何必需位錯(cuò)會(huì)對(duì)疲勞過程中產(chǎn)生的統(tǒng)計(jì)儲(chǔ)存位錯(cuò)(隨機(jī)相互捕獲的位錯(cuò))運(yùn)動(dòng)具有一定的阻礙作用,從而增加了疲勞裂紋萌生的阻力[18,27~31],因此,彎曲疲勞載荷下超薄樣品的疲勞性能要遠(yuǎn)高于單軸拉-拉疲勞載荷下超薄樣品疲勞性能,這種強(qiáng)化作用甚至超過了塊體樣品中幾十個(gè)板條束對(duì)裂紋擴(kuò)展的阻礙作用,使得具有非均勻變形特征的超薄樣品彎曲疲勞性能高于文獻(xiàn)報(bào)導(dǎo)的塊體材料的疲勞性能,且疲勞極限也高于塊體材料。

(4) 除了上述微觀組織及材料尺度方面的影響外,還應(yīng)考慮超薄樣品與常規(guī)樣品所受應(yīng)力狀態(tài)的不同。前者為平面應(yīng)力狀態(tài),而后者為平面應(yīng)變狀態(tài)。不同應(yīng)力狀態(tài)也將對(duì)樣品的拉伸塑性和疲勞開裂行為產(chǎn)生影響。在平面應(yīng)力作用下,一方面超薄樣品的拉伸塑性明顯降低(圖3),導(dǎo)致拉-拉疲勞加載的超薄樣品在低周疲勞區(qū)的疲勞性能低于塊體樣品;另一方面,樣品更容易產(chǎn)生晶體學(xué)開裂行為。相比之下,常規(guī)塊體樣品盡管表面為平面應(yīng)力狀態(tài),但樣品內(nèi)部為平面應(yīng)變狀態(tài),組織結(jié)構(gòu)受到強(qiáng)烈約束,一旦樣品中形成疲勞裂紋,也將產(chǎn)生不同于超薄樣品的裂紋閉合效應(yīng),從而造成疲勞性能上的差異。可見,通過調(diào)控小尺寸樣品寬度與厚度的比值并結(jié)合材料的微觀組織結(jié)構(gòu)尺度,有可能使其低周疲勞區(qū)的疲勞強(qiáng)度進(jìn)一步接近塊體樣品。關(guān)于應(yīng)力狀態(tài)的影響及其與組織結(jié)構(gòu)和樣品尺度(長(zhǎng)度與寬度)的耦合作用機(jī)制還有待進(jìn)一步深入的研究。

(5) 最后,值得注意的是,由于超薄樣品尺寸較小,樣品內(nèi)部含有不同取向的馬氏體數(shù)量較少,此時(shí)這些不同取向馬氏體束的排布狀態(tài)各不相同,從而導(dǎo)致小尺度樣品疲勞數(shù)據(jù)較大的分散性。因此,有必要通過大量的小尺度樣品測(cè)試,并結(jié)合統(tǒng)計(jì)分析進(jìn)行材料疲勞性能評(píng)價(jià),從而獲得更為可靠的疲勞數(shù)據(jù)[32]。

綜上,對(duì)于CA6NM馬氏體不銹鋼來說,采用應(yīng)力比為R=0.1的拉-拉疲勞加載下的超薄樣品的疲勞性能來評(píng)價(jià)常規(guī)塊體樣品的疲勞性能是比較可靠的,特別是對(duì)于高周疲勞性能和疲勞極限的評(píng)價(jià),從工程應(yīng)用角度來說,這種評(píng)價(jià)偏于保守和安全。與傳統(tǒng)的單軸疲勞加載相比,采用適當(dāng)厚度的超薄樣品及對(duì)其進(jìn)行對(duì)稱彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)的方法不僅在樣品制備和夾持加載方面簡(jiǎn)單易行,且具有可以快速獲得材料的疲勞性能的優(yōu)點(diǎn),但僅從本研究的實(shí)驗(yàn)結(jié)果來看,這種方法至少評(píng)價(jià)目前的CA6NM馬氏體不銹鋼常規(guī)塊體樣品的疲勞性能可能偏于危險(xiǎn)。當(dāng)然有關(guān)采用超薄樣品的彎曲疲勞加載方法來評(píng)價(jià)塊體樣品疲勞性能的適用條件及范圍還需要進(jìn)一步大量、深入地研究。

4 結(jié)論

(1) 40 μm厚的超薄CA6NM鋼樣品的拉伸強(qiáng)度略高于塊體樣品,但拉伸塑性明顯降低。

(2) 單軸加載下的40 μm厚的超薄CA6NM鋼樣品在低周區(qū)的疲勞強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)塊體樣品獲得的疲勞強(qiáng)度,隨著應(yīng)力幅的降低,在高周區(qū)兩者的疲勞強(qiáng)度性能差異逐漸減小,疲勞極限較為接近。

(3) 相同厚度下,40 μm厚的超薄CA6NM樣品的對(duì)稱彎曲疲勞加載獲得的疲勞強(qiáng)度遠(yuǎn)高于單軸拉-拉疲勞加載的疲勞強(qiáng)度,且高于塊體樣品的疲勞強(qiáng)度,表明小尺度超薄樣品的疲勞性能與加載方式密切相關(guān)。

(4) 與采用超薄樣品通過對(duì)稱彎曲疲勞加載實(shí)驗(yàn)相比,采用超薄樣品通過單軸拉-拉疲勞加載實(shí)驗(yàn)來評(píng)價(jià)CA6NM鋼的疲勞可靠性偏于保守安全。

來源--金屬學(xué)報(bào)