拉伸預應變對34CrNiMo6鋼室溫拉伸性能及低周疲勞性能的影響

丁弘歷，郭曉峰，崔 建，高俊翔，王換玉，朝 克

1.內蒙古科技大學機械工程學院，內蒙古 包頭 014010；2.包頭科發高壓科技有限公司，內蒙古 包頭 014010；3.內蒙古北方重型汽車股份有限公司，內蒙古 包頭 014010

超高壓容器是指設計壓力等于或大于100 MPa 的容器，其被廣泛應用于石油化工領域中的低密度聚乙烯生產、食品超高壓殺菌、等靜壓技術和人造水晶等領域［1］。目前，我國超高壓容器已達數千臺，這類容器在服役過程中所承受的極端高壓條件對設備性能及結構完整性提出了極高的要求。為了保證超高壓容器具有超強的承載能力，通常在容器設計時采用自增強技術來發掘材料與結構的承載潛力。在容器自增強的過程中，其筒體結構會產生一定的預應變，而不同的預應變量會對材料的拉伸性能和疲勞性能產生顯著的影響［2-3］。

近年來，國內外許多學者研究了預應變對材料拉伸與疲勞性能的影響。Peng等［4］利用光學顯微鏡、掃描電鏡和X 線衍射儀觀察了預應變對316L 奧氏體不銹鋼顯微組織的影響，通過室溫拉伸實驗研究了預應變對材料力學性能的影響。Kim 等［5］通過對不同預應變水平下的AISI-304L試樣進行低溫拉伸試驗，研究了預應變對其力學特性的影響，結果表明，預應變在提高材料屈服強度和抗拉強度的同時，降低了材料的塑性。此外，許多學者還研究了預應變對疲勞壽命的影響。Ji等［6］在扭轉預應變試驗基礎上，開展了預應變前后的室溫疲勞試驗，研究發現，304 不銹鋼的疲勞壽命隨著扭轉預應變幅值的增大呈S 型變化。閆永超等［7］研究了應變強化 022Cr17Ni12Mo2 奧氏體不銹鋼的室溫低周疲勞性能，結果表明，應變強化雖然提高了試樣的屈服強度，但降低了疲勞壽命。Zhao等［2］通過不同荷載水平下的疲勞試驗研究了拉伸預應變對SAPH440 鋼疲勞性能的影響，結果表明，SAPH440 鋼的疲勞強度和靜強度隨單軸拉伸預應變水平的增加而增加。其他學者［8-12］通過疲勞試驗研究了預應變對TRIP 鋼疲勞壽命的影響，結果表明，預應變提高了TRIP鋼在低壽命區（Nf<105）的疲勞壽命，但對高壽命區（Nf>105）的疲勞壽命影響不明顯。綜上所述，雖然國內外眾多學者已經在高延性材料尤其是奧氏體不銹鋼的預應變強化方面開展了大量的研究工作，但是有關預應變對超高壓容器筒體結構材料（低延性高強鋼）室溫拉伸與低周疲勞性能的影響還鮮有報道。

基于此，本文以超高壓容器用34CrNiMo6 鋼為研究對象，開展拉伸預應變對其室溫拉伸性能與低周疲勞性能的影響研究，以期為保障我國超高壓容器的結構完整性提供理論依據。

1 材料與方法

包頭科發高壓科技有限公司提供超高壓容器筒體用國產34CrNiMo6 鋼，管件尺寸為Φ400 mm×100 mm。該材料的化學成分如表1 所示，化學成分符合標準EN 10277-5：2008 的要求。對于此厚壁管件，為了避免試驗數據的分散，采用線切割技術沿筒體厚度中心線位置切取試樣。室溫拉伸試樣和低周疲勞試樣分別參照GB/T 228—2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》和GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環疲勞試驗方法》標準設計與制備，其中室溫拉伸試樣平行段長為100 mm，直徑為10 mm，試樣幾何尺寸如圖1（a）所示；低周疲勞試樣平行段長為16 mm，直徑為6 mm，試樣幾何尺寸如圖1（b）所示。低周疲勞試樣在機械加工后，經過打磨拋光處理獲得光滑表面，表面粗糙度約0.2 μm。

表1 34CrNiMo6鋼化學成分 %

圖1 試樣幾何尺寸

采用美國MTS 公司生產Instron5869 型電子拉伸材料試驗機進行拉伸預應變強化試驗與室溫拉伸試驗，并利用引伸計對軸向預應變量進行測量。其中，拉伸預應變試驗的拉伸速率由應變控制，應變速率為5×10-5s-1，預應變量為1%~6%；室溫拉伸試驗的拉伸速率分兩步控制，第一階段由引伸計進行應變控制，以測量材料的屈服強度，這一階段應變速率為5×10-5s-1，當試樣的應變水平達到0.5% 時，移除引伸計轉由位移控制；第二階段位移控制的速率為1 mm/min，用以測量材料的抗拉強度、伸長率及斷面收縮率。疲勞試驗在MTS 647-100KN 電液伺服材料試驗機上進行，采用美國 MTS 公司的 MTS?632?13F-20 型應變引伸計控制應變，應變比為-1，波形為三角波，加載速率為0.007 s-1，應變幅為±0.5%。

2 結果與討論

2.1 預應變強化后拉伸性能

為了研究拉伸預應變對國產34CrNiMo6鋼室溫拉伸性能的影響，本研究首先開展了總預應變量為1%、2%、3%、4%和6%的拉伸預應變試驗。圖2 為不同預應變量條件下的典型工程應力-應變曲線，為了便于比較，將原始試樣（無預應變）應力-應變曲線也包括其中。由圖2可知：預應變量為1%、2%、3%、4%、6%試樣的應力-應變曲線與原始試樣應力-應變曲線基本重合，這也說明了預應變試驗的有效性和重復性。此外，值得注意的是，當預應變量達到6%時，預應變試樣發生明顯縮頸。

圖2 不同預應變量下的典型工程應力-應變曲線

在上述預應變試驗基礎上，開展預應變強化后試樣的室溫拉伸試驗。典型的預應變強化后拉伸工程應力-應變曲線如圖3所示，其中將原始試樣的應力-應變曲線也包含其中。由圖3可知，預應變處理后材料的拉伸性能發生了明顯的變化。為了更好地說明預應變處理后材料力學性能的變化規律，試驗測得的不同預應變量下的材料屈服強度、抗拉強度、伸長率和斷面收縮率的變化規律如圖4所示。

圖3 典型的預應變強化后拉伸工程應力-應變曲線

由圖4（a）可知：與原始試樣相比，在預應變強化初期，屈服強度和抗拉強度隨預應變量的增加而連續增大，屈服強度由原始試樣時的988.7 MPa 增加到預應變2%時的1 001.1 MPa，同時抗拉強度則由原始試樣的1 106.3 MPa 增加到預應變2%時的1 117.3 MPa。隨著預應變量的進一步增加，預應變4%后材料屈服強度和抗拉強度繼續提高，這與Lee 等［13］的研究結果一致。當預應變達到6%時，雖然試樣已出現了明顯的屈服，然而材料的屈服強度與抗拉強度均出現了顯著的提高。與原始試樣相比，材料的屈服強度和抗拉強度分別提高了29%和17%，并且屈服強度與抗拉強度值趨于接近。

與材料的屈服強度和抗拉強度隨預應變量的變化特征相比，整個預應變過程中的伸長率和斷面收縮率出現了連續下降，如圖4（b）所示。由圖4（b）可知：材料的伸長率和斷面收縮率分別由原始試樣的16.32%和51%單調連續下降到預應變6%后的10%和29%。這表明拉伸預應變在提高34CrNiMo6鋼強度的同時，耗散一定的塑性。

圖4 預應變強化后拉伸性能變化

2.2 預應變強化后低周疲勞性能

為了研究預應變處理對材料低周疲勞性能的影響，在預應變強化后拉伸試驗基礎上針對預應變未產生縮頸的試樣，開展了預應變強化后的低周疲勞試驗研究。設置預應變水平為1%、2%、3%和4%。

2.2.1 不同預應變水平下的應力-應變滯回曲線

圖5 為不同預應變水平下材料的應力-應變滯回曲線，為了方便對比，將原始試樣的應力-應變滯回曲線也包含其中。由圖5（a）可以看出：無預應變情況下，在整個循環變形過程中，原始材料中應力幅值隨循環周次的增加而下降，且拉-壓應力幅值基本保持對稱變化。然而，經過預應變處理后材料的應力-應變水平發生了顯著的變化，由圖5（b）、5（c）和5（d）可知，預應變對應力幅值尤其是壓應力幅值產生了顯著影響。與原始試樣相比，隨著預應變水平的增加，循環過程中壓應力幅值衰減程度逐漸降低。

圖5 不同預應變水平下應力-應變滯回曲線

為了進一步分析預應變處理后對不同循環階段的材料應力-應變滯回曲線的影響，分別選取不同預應變水平下材料在初始階段、穩態階段和斷裂階段的應力-應變滯回曲線進行對比研究，結果如圖6 所示。由圖6（a）可知，預應變處理顯著改變了初始循環階段滯回曲線的形狀。由圖4（a）可知，拉伸預應變可以提高材料的強度，故與原始試樣相比，預應變后的試樣初始階段滯回曲線面積更大，這反映了材料在循環過程中非彈性應變能密度（即滯回曲線面積）顯著變化，也進一步揭示了拉伸預應變對材料強度的提高。此外，在這一階段，經預應變處理后的材料表現出明顯的拉壓-應力幅值不對稱性，即材料具有明顯的Bauschinger 效應［13］。隨著循環的進行，不同預應變水平下的材料滯回曲線逐漸進入穩態階段，這一階段材料的滯回曲線形態和面積逐漸趨于穩定。由圖6（b）可知：與原始試樣相比，其滯回曲線面積基本一致，預應變后試樣的滯回曲線整體向上平移，表現出類似隨動強化的特征。由圖6（c）可知：與穩態階段的滯回曲線相比，在斷裂階段預應變前后試樣的峰值拉應力均出現了明顯的降低，且滯回曲線面積逐漸變小，這表明材料在斷裂階段出現了顯著的軟化。

圖6 不同預應變水平下不同階段的壓力-應變滯回曲線

2.2.2 循環響應特征曲線

圖7 為不同拉伸預應變水平下拉-壓應力幅值及平均應力隨循環周次（N）的演化曲線。由圖7（a）和圖7（b）可知：在循環拉伸階段，預應變前后材料均呈現明顯的循環軟化特征，并且1%~4%預應變后的材料拉應力幅值均高于原始試樣的拉應力幅值；當預應變量增加到4%時，其拉應力幅值小于1%~3%預應變試樣的拉應力幅值。在循環壓縮階段，不同預應變水平下材料壓縮階段的應力幅值明顯與拉伸階段應力幅值具有不對稱性。與原始試樣在壓縮階段連續軟化的特征相比，1%~4%預應變處理后，材料的壓應力幅值隨循環周次的增加表現出先輕微硬化后保持穩定的循環特征。此外，由圖7（c）可知：未預應變試樣在整個循環過程中基本保持拉-壓平衡；經拉伸預應變強化后，材料表現出拉壓不對稱現象，平均應力隨著預應變水平的增加有大幅度提高，隨著循環進行，平均應力逐漸下降，直至斷裂階段平均應力基本相近，但仍高于原始試樣。

圖7 不同預應變水平下應力幅值及平均應力變化

2.2.3 預應變對材料低周疲勞壽命的影響

圖8為0.5%應變幅值條件下34CrNiMo6鋼的拉伸預應變量與低周疲勞壽命的關系。由圖8 可知：在當前1%~4%預應變水平下，材料的低周疲勞壽命呈現出先升高后降低的趨勢，其中，在1%~3%預應變范圍內，材料的低周疲勞壽命連續單調增加，并在預應變3%時疲勞壽命達到最大值，與原始試樣相比，經過3%預應變后材料的低周疲勞壽命（6 363 周）增加了86%。隨著預應變量的進一步增加，當預應變達到4%時，材料的低周疲勞壽命雖略低于3%預應變試樣的疲勞壽命，但仍明顯高于原始試樣的疲勞壽命。在當前研究中，經預應變強化后材料循環應力幅值增大的情況下，疲勞壽命增加的試驗現象與Ji等［6］對304不銹鋼、Robertson 等［8］與 Lambers 等［9］對 TRIP 鋼進行預應變研究試驗的結果一致。隨著預應變量的增加，材料拉伸和壓縮階段應力幅值所產生的明顯差異以及疲勞壽命的變化均與預應變前后材料微觀組織結構尤其是位錯密度及相變的變化密切相關。

圖8 不同拉伸預應變條件下的疲勞壽命

3 結 論

本文以超高壓容器用34CrNiMo6鋼為研究對象，研究了拉伸預應變對材料室溫拉伸性能與低周疲勞性能的影響，主要結論如下：

1）與原始試樣相比，在6%預應變范圍內，材料的屈服強度和抗拉強度隨預應變量的增加而增大，但伸延性和斷面收縮率連續單調下降。

2）預應變顯著地改變了滯回曲線的應力幅值及形狀。與原始試樣相比，預應變后試樣的滯回曲線整體向上移動，表現出隨動強化的特征。

3）預應變前后材料表現出明顯的拉-壓不對稱性和循環軟化/硬化特征。

4）在1%~4%預應變水平下，34CrNiMo6 鋼的低周疲勞壽命呈現出先升高后降低的趨勢，與原始試樣相比，3%預應變后材料的低周疲勞壽命增加了86%。