1Mn18Cr18N護環鋼高溫低周疲勞特性研究

王輝亭，吳雙輝，霍 巖，文道維，任濤林，侯世璞

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1Mn18Cr18N護環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. 哈爾濱電機廠有限責任公司，哈爾濱 150040； 2. 哈爾濱大電機研究所，哈爾濱 150040； 3.水力發電設備國家重點實驗室，哈爾濱 150040；4.沈陽新松機器人自動化股份有限公司，沈陽110168）

為了研究超超臨界汽輪發電機護環鋼1Mn18Cr18N在工作溫度100℃的低周疲勞特性，本文采用應變控制法對其進行溫度為100℃下的低周疲勞試驗，并對試驗結果進行分析討論。擬合出循環應力應變曲線和應變壽命曲線，得到了護環鋼1Mn18Cr18N在100℃時的低周疲勞特性參數，包括Rambeg-Osgood參數和Manson-Coffin公式，推導出該材料的轉變壽命T。結果表明：1Mn18Cr18N護環鋼低周疲勞特性表現為循環軟化，循環軟化程度隨應變幅值的增加而增大，軟化速率隨應力下降幅值增加而增大；1Mn18Cr18N護環鋼的過渡壽命為2177周次，小于2177周次時，塑性應變高于彈性應變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時，彈性應變主導疲勞斷裂。

1Mn18Cr18N護環鋼；低周疲勞；循環軟化；過渡壽命

0 前言

汽輪發電機護環的工作溫度在100℃左右，作為汽輪發電機組的關鍵部件，在機組頻繁的起、停機過程中受到離心力、過盈配合力、電磁力的綜合作用，可能使護環發生應變疲勞失效[1, 2]。因此，為了保證機組的安全穩定運行，對護環低周疲勞特性研究具有非常重要的意義。

本試驗所用護環材料為1Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼，應用于超超臨界汽輪發電機組。通過1Mn18Cr18N材料進行應變控制的高溫100℃低周疲勞試驗，掌握其低周疲勞特性，為該材料的低周疲勞強度設計和壽命預測提供重要的實驗室數據。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗所用的1Mn18Cr18N鋼取自德陽萬鑫電站產品開發有限公司生產的護環內環切向部位，材料的化學成分見表1，高溫100℃拉伸和室溫沖擊試驗數據見表2。

表1 各主要元素含量（wt%）

表2 材料的力學性能

1.2 試驗參數

試驗設備為美國MTS 810材料試驗系統。參考GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環疲勞試驗方法》進行低周疲勞試驗[3]，選用軸向應變（應變比R=-1）控制方式，波形選擇三角波（應變速率為1.2×10-2s-1）。試樣尺寸如圖1所示，總長120mm，平行段長度28mm，直徑7mm。采用伺服閉環控制系統對整個試驗過程進行跟蹤和數據采集。當拉伸應力幅值下降到曾出現的最大拉伸應力幅max的1/2時，試驗終止，此循環周次即為失效循環數N，循環穩定滯回周次為N/ 2。

圖1 高溫低周疲勞試樣

2 試驗數據處理

2.1 穩定循環應力與應變關系

在總應變幅一定的條件下，總應變為彈性應變幅與塑性應變幅之和。材料穩定循環應力—應變曲線的表達式，即Ramberg—Osgood公式[5]如下：

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

圖2 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞穩定循環應力-應變曲線

根據試驗數據擬合的循環應力-應變關系為：

2.2 循環應力-壽命關系

循環應力與壽命關系式[5]為：

圖3 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞應力-壽命曲線

根據試驗數據擬合得出：

2.3 應變-壽命關系

采用Masson-Coffin公式把總應變分為兩部分：彈性應變幅和塑性應變幅，彈性應變幅和塑性應變幅均與壽命呈指數關系，在短壽命區（低循環）塑性應變對疲勞壽命起主導作用，而在長壽命區（高循環），彈性應變起主導作用。彈性應變和塑性應變相等時的壽命稱為過渡壽命T。通常把它作為彈性應變和塑性應變對疲勞壽命起主要作用的分界點。Masson-Coffin公式表達式[5]為：

高溫100℃的低周疲勞應變與壽命曲線如圖4所示。從圖中可以看出隨著總應變增加，彈性應變基本恒定，塑形應變逐漸增加，循環次數逐漸減少。當彈性應變與塑性應變相等時，得到高溫100℃低周疲勞過渡壽命為2177周次，小于2177周次時，塑性應變高于彈性應變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時，彈性應變主導疲勞斷裂。

圖4 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃低周疲勞應變—壽命曲線

采用最小二乘法，運用公式（5）對試驗原始數據進行處理，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℃總應變幅為0.0050%的試樣作為典型，對護環鋼1Mn18Cr18N的低周疲勞特性分析，圖5為擬合所得的遲滯回線和應力-壽命曲線，左側兩個滯回環（圖5（a））分別對應低周疲勞開始和結束的兩個階段（圖5（b））。

圖5 1Mn18Cr18N鋼遲滯回線和應力-壽命曲線

低周疲勞開始運行和失效所對應的滯回環如圖5（a）所示，從圖中可以看出，兩個過程中滯回環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。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生塑性變形時外力所做的功或消耗的能量，同時代表材料抗循環變形的能力，臨近失效時，遲滯回線包圍的面積減小，說明在臨近失效時產生塑性變形所消耗的能量減少，見表3。

表3 低周疲勞開始與結束的特征參數

當應變幅一定時，1Mn18Cr18N鋼低周疲勞表現為循環軟化特性，即應力幅隨循環次數的增加而減少，如圖5（b）表示。從應力-壽命曲線中可以看出，整個低周疲勞循環壽命可分為三個階段：第Ⅰ階段應力峰值快速下降，拉壓應力幅變化基本相當，軟化程度基本一致；第Ⅱ階段應力峰值緩慢下降，在循環次數達到失效循環次數的10%~90%之間，基本趨于穩定；第Ⅲ階段應力快速下降階段，壓縮應力峰值下降幅度很小，而拉伸應力峰值急劇減小。整個過程第Ⅰ和第Ⅲ階段所占比例較小，工程壽命計算主要涉及第Ⅱ階段應力穩態下降的部分。

3.2 不同應變幅下的應力應變分析

在相等間隔的應變幅下，1Mn18Cr18N護環鋼的應力-壽命曲線如圖6所示，從圖中可以看出，低周疲勞循環特性受應變幅值影響顯著，隨應變幅值的增加，材料的循環軟化程度增大，第Ⅰ階段應力峰值下降速率加快[6]。當應變幅值為0.0050%時，循環次數大于過渡壽命T，循環變形以彈性應變為主，塑性變形很小，表現為應力下降緩慢，疲勞壽命較高。隨著應變幅值的增加，材料的塑性變形程度逐漸增加。當應變幅為0.0080%和0.0085%時，循環次數小于過渡壽命，循環變形以塑性變形為主，表現為應力下降明顯，且軟化速率較高，疲勞壽命較短。應變幅值的提高是造成低周疲勞壽命降低和循環特性改變的主要原因。

圖6 1Mn18Cr18N鋼高溫100℃不同應變幅對應的應力-壽命曲線

4 結論

（1）1Mn18Cr18N護環鋼在高溫100℃下的低周疲勞特性表現為循環軟化。

（2）擬合得到高溫100℃下1Mn18Cr18N鋼的穩定循環應力-應變曲線、循環應力-壽命曲線和應變-壽命曲線，得出高溫100℃下1Mn18Cr18N鋼的Ramberg-Osgood公式和Manson-Coffin公式。

（3）1Mn18Cr18N護環鋼的過渡壽命為2177周次，小于2177周次時，塑性應變高于彈性應變成為影響疲勞斷裂的主要因素，大于2177周次時，彈性應變主導疲勞壽命。

（4）1Mn18Cr18N護環鋼低周疲勞的拉應力峰值大于壓應力峰值的降幅，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護環鋼循環軟化程度隨應變幅值的增加而增大，軟化速率隨應力下降幅值增加而增大。

[1] 張紅軍, 等. 1Mn18Cr18N鋼護環裂紋性質和材質狀態分析[J]. 大電機技術, 2011(5): 17-20.

[2] 陳玉明, 等. 汽輪發電機組無磁性護環鍛件材料的演變過程和研究概況[J]. 大型鑄鍛件, 2002(3): 48-52.

[3] 中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局, 中國國家標準化管理委員會. GB/T 15248-2008 金屬材料軸向等幅低循環疲勞試驗方法. 北京: 中國標準出版社, 2008

[4] 吳海利, 朱月梅, 賈國慶. X12CrMoWVNbN10-1-1轉子鋼室溫低周疲勞特性[J]. 北京科技大學學報, 2011(7): 841-845.

[5] 李舜酩. 機械疲勞與可靠性設計[M]. 北京: 科學出版社, 2007.

[6] 王建國, 等. 800MPa級低合金高強度鋼低周疲勞性能[J]. 北京科技大學學報, 2005(1): 75-78.

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年畢業于哈爾濱工業大學材料工程專業獲工程碩士學位，長期從事水輪機、水輪發電機和汽輪發電機材料的研發和應用工作，高級工程師。

審稿人：李 景