1Cr18Ni9Ti鋼管的常溫蠕變性能

陳吉生，石晶輝，鄂大辛

（1.廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434；2.首都航天機(jī)械公司，北京 100081；3.北京理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100081）

0 引 言

汽車工業(yè)的發(fā)展水平是一個(gè)國(guó)家發(fā)達(dá)程度的重要標(biāo)志，而金屬材料則是汽車工業(yè)發(fā)展的重要基礎(chǔ)。金屬管材具有輕量化以及良好的強(qiáng)韌性、吸收沖擊性能等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車制造等領(lǐng)域。低碳鋼、高強(qiáng)鋼和不銹鋼等的管材在使用過(guò)程中，會(huì)出現(xiàn)以非熱激活的粘滯性變形為特點(diǎn)的常溫蠕變現(xiàn)象。與高溫蠕變不同，常溫蠕變的變形量隨著時(shí)間延長(zhǎng)而逐漸趨于飽和，因此單獨(dú)的常溫蠕變不會(huì)導(dǎo)致構(gòu)件嚴(yán)重失效。但由于常溫蠕變改變了材料內(nèi)部、特別是裂紋尖端區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變分布，可能會(huì)對(duì)構(gòu)件的應(yīng)力腐蝕行為產(chǎn)生影響；加之測(cè)量?jī)x器的精密化以及設(shè)備的微型化亦使得常溫蠕變的影響愈加顯著，故而相關(guān)的研究工作逐漸被人們重視［1－4］。國(guó)內(nèi)對(duì)結(jié)構(gòu)鋼的常溫蠕變現(xiàn)象進(jìn)行了較多研究［5－8］，但有關(guān)1Cr18Ni9Ti鋼管的常溫蠕變性能以及常溫蠕變對(duì)材料性能影響的相關(guān)報(bào)道很少。因此，作者對(duì)1Cr18Ni9Ti鋼管進(jìn)行了常溫蠕變?cè)囼?yàn)，分析了應(yīng)力水平、加載速率和加載歷史對(duì)其常溫蠕變性能的影響以及常溫蠕變和加載歷史對(duì)其屈服強(qiáng)度的影響。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

管材在服役過(guò)程中長(zhǎng)期受到載荷的作用，容易產(chǎn)生常溫蠕變行為。為更接近管材的實(shí)際服役狀態(tài)，通常先對(duì)管試樣進(jìn)行不同程度的預(yù)拉伸變形后再進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)。

1Cr18Ni9Ti鋼管的常溫蠕變?cè)囼?yàn)采用微機(jī)控制電子式WDW－E100D型液壓伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，該試驗(yàn)機(jī)可實(shí)現(xiàn)對(duì)應(yīng)變速率等參數(shù)的有效控制。常溫蠕變?cè)囼?yàn)溫度范圍為（22±2）℃，采用標(biāo)距為50mm的引伸計(jì)測(cè)常溫蠕變應(yīng)變。管試樣的尺寸根據(jù)GB／T 228－2002選取非比例試樣（原始標(biāo)距Lo＝50mm，平行長(zhǎng)度Lc≥100mm），原始管外徑d0＝6mm，原始壁厚t0＝1mm，在同一原始管材上截取以減小管材制造公差及熱處理工藝對(duì)拉伸試驗(yàn)結(jié)果的影響。為防止試樣不在中心標(biāo)距內(nèi)斷裂采用3重標(biāo)矩，標(biāo)距線與夾持線之間的距離設(shè)為12.5mm（大于d0）。斷后標(biāo)距優(yōu)先選用中心標(biāo)距。為盡可能保證加載過(guò)程中的單向受力狀態(tài)，在試樣兩端塞入自制的伸入端帶圓角的圓柱形硬質(zhì)合金塞頭，同時(shí)在塞頭上包裹一層防滑膠帶。管試樣的結(jié)構(gòu)和尺寸如圖1所示。

圖1 管試樣的結(jié)構(gòu)及尺寸Fig.1 Structure and dimension of tube sample

為研究不同試驗(yàn)參數(shù)和加載歷史對(duì)常溫蠕變性能的影響，采取如下試驗(yàn)方案：

（1）在預(yù)拉伸變形量ε為0.075、加載速率為14.8kN·s－1的基礎(chǔ)上，對(duì)管試樣進(jìn)行應(yīng)力分別為60%（154.8MPa），70%（180.6MPa），80%（206.4MPa）及90%（232.2MPa）屈服強(qiáng)度的常溫蠕變?cè)囼?yàn)，研究不同應(yīng)力水平（σ）對(duì)常溫蠕變性能的影響。

（2）在預(yù)拉伸變形量ε為0.075、恒載應(yīng)力為232.2MPa的基礎(chǔ)上，通過(guò)電子拉伸試驗(yàn)機(jī)將加載速率轉(zhuǎn)換為1.85kN·s－1（29.0MPa·s－1）、3.7kN·s－1（58.1MPa·s－1）、7.4kN·s－1（116.1MPa·s－1）及14.8kN·s－1（232.2MPa·s－1）對(duì)管試樣進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)，研究不同加載速率對(duì)常溫蠕變性能的影響。

（3）對(duì)管試樣進(jìn)行不同程度的預(yù)拉伸，預(yù)變形量ε分別為0.075，0.190，0.315。由于管試樣經(jīng)不同預(yù)變形后的屈服強(qiáng)度不同，因此在試驗(yàn)中將不同應(yīng)變后管試樣的90%屈服強(qiáng)度作為常溫蠕變的恒載應(yīng)力進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)，研究預(yù)變形量對(duì)常溫蠕變性能的影響。

（4）對(duì)預(yù)拉伸試樣進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)（一次蠕變），記錄蠕變數(shù)據(jù)；卸載后，加載應(yīng)力及加載速率保持不變，重新對(duì)該試樣進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)（二次蠕變），記錄蠕變數(shù)據(jù)，研究不同加載歷史對(duì)常溫蠕變的影響。

此外，為研究常溫蠕變對(duì)屈服強(qiáng)度的影響，采取以下三種不同的試驗(yàn)方案。（1）對(duì)管試樣進(jìn)行預(yù)拉伸，變形量ε為0.075，卸載后保持加載速率和加載應(yīng)力不變，進(jìn)行二次拉伸，變形量ε為0.150；（2）對(duì)管試樣進(jìn)行預(yù)拉伸，變形量ε為0.075，卸載后進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)；常溫蠕變?cè)囼?yàn)卸載后進(jìn)行二次拉伸，變形量ε為0.150；（3）對(duì)管試驗(yàn)進(jìn)行常溫蠕變?cè)囼?yàn)，卸載后進(jìn)行預(yù)拉伸，變形量ε為0.075，卸載后保持加載速率和加載應(yīng)力不變，進(jìn)行二次拉伸，變形量ε為0.150。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力水平對(duì)常溫蠕變性能的影響

從圖2可以看出，在試驗(yàn)應(yīng)力水平下，1Cr18Ni9Ti鋼管均發(fā)生了常溫蠕變現(xiàn)象，且蠕變應(yīng)變隨著應(yīng)力水平的增大而明顯增大；當(dāng)管試樣在154.8MPa應(yīng)力下加載時(shí)，可觀察到較小的蠕變應(yīng)變，蠕變應(yīng)變的最大值僅為0.0008；隨著應(yīng)力水平提高，在206.4MPa應(yīng)力下加載時(shí)這種時(shí)間相關(guān)的蠕變應(yīng)變已經(jīng)比較明顯；當(dāng)應(yīng)力水平進(jìn)一步提高至232.2MPa時(shí)，蠕變應(yīng)變表現(xiàn)得更為顯著，此時(shí)，在1800s內(nèi)的蠕變應(yīng)變累積量已接近0.0028。

圖2 不同應(yīng)力水平下1Cr18Ni9Ti鋼管的蠕變應(yīng)變－時(shí)間曲線Fig.2 Creep strain vs time for 1Cr18Ni9Ti steel tube at various stresses

實(shí)際上，常溫蠕變是位錯(cuò)與時(shí)間相關(guān)的滑動(dòng)過(guò)程。位錯(cuò)分為可動(dòng)位錯(cuò)及不動(dòng)位錯(cuò)，在載荷作用下，可動(dòng)位錯(cuò)被激活而進(jìn)行滑移，不動(dòng)位錯(cuò)不僅不能進(jìn)行滑移，而且對(duì)可動(dòng)位錯(cuò)的滑移還具有阻礙作用。當(dāng)可動(dòng)位錯(cuò)經(jīng)過(guò)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)自由行程的平均長(zhǎng)度后，被不動(dòng)位錯(cuò)捕獲而成為不動(dòng)位錯(cuò)。可動(dòng)位錯(cuò)隨時(shí)間延長(zhǎng)而進(jìn)行的滑移在宏觀上表現(xiàn)為常溫蠕變現(xiàn)象。位錯(cuò)的滑移速率與常溫蠕變速率的關(guān)系見(jiàn)式（1）所示的 Orowan方程［9］。

此外，由晶粒內(nèi)部的粘滯拖曳力控制的有效應(yīng)力σe決定了可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率和壽命，從而直接影響材料的常溫蠕變變形程度，故有

式中：τ0為基體對(duì)位錯(cuò)拖拽作用的常數(shù)；n為應(yīng)力－速率指數(shù)。

有效應(yīng)力σe可用式（3）表示。

式中：σ為外加應(yīng)力；a為位錯(cuò)強(qiáng)化常數(shù)；G為剪切模量；ρn為不動(dòng)位錯(cuò)的密度。

由式（1）可以看出，可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率和密度是影響常溫蠕變速率的重要因素。對(duì)于特定材料，位錯(cuò)的滑移速率主要由作用在位錯(cuò)上的有效應(yīng)力決定，如方程（2）所示。不僅外加應(yīng)力水平對(duì)有效應(yīng)力具有決定作用（呈正相關(guān)），而且不動(dòng)位錯(cuò)的密度對(duì)其也有重要影響（呈負(fù)相關(guān)），如式（3）所示。因此，應(yīng)力水平增大意味著有效應(yīng)力及可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率增大，常溫蠕變應(yīng)變隨應(yīng)力水平提高而迅速增加。

2.2 加載速率對(duì)常溫蠕變性能的影響

由圖3可見(jiàn)，在232.2MP應(yīng)力水平作用下，常溫蠕變應(yīng)變隨加載速率的增加而增大。在相同的應(yīng)力水平下，總位錯(cuò)密度一定，可動(dòng)位錯(cuò)密度增加的速率正比于蠕變速率，如式（4）所示。

圖3 不同加載速率下1Cr18Ni9Ti鋼管的蠕變應(yīng)變－時(shí)間曲線Fig.3 Creep strain vs time for 1Cr18Ni9Ti steel tube at various loading velocities

高的蠕變速率可產(chǎn)生更多的可動(dòng)位錯(cuò)，較多的可動(dòng)位錯(cuò)以相對(duì)較快的速率滑移，從而在宏觀上表現(xiàn)為常溫蠕變應(yīng)變隨加載速率的增加而增大。

此外，在試驗(yàn)過(guò)程中，由于存在應(yīng)變硬化，故而可動(dòng)位錯(cuò)占位錯(cuò)總量的比例下降［10］。由式（1～3）可知，初始的常溫蠕變速率最大。隨著蠕變的進(jìn)行，可動(dòng)位錯(cuò)逐漸陷入位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)變?yōu)椴粍?dòng)位錯(cuò)，從而使得可動(dòng)位錯(cuò)的密度降低，不動(dòng)位錯(cuò)的密度增大，同時(shí)不動(dòng)位錯(cuò)的增加也使得有效應(yīng)力降低，進(jìn)而導(dǎo)致可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率下降，因此常溫蠕變速率隨著蠕變的進(jìn)行逐漸降低。

2.3 加載歷史對(duì)常溫蠕變性能的影響

除上述兩個(gè)因素之外，試樣加載前的加載歷史也會(huì)對(duì)后續(xù)的常溫蠕變性能產(chǎn)生明顯的作用。由圖4可見(jiàn)，常溫蠕變應(yīng)變因不同的加載歷史而具有明顯的差異。由于進(jìn)行一次蠕變時(shí)，起始階段不動(dòng)位錯(cuò)的密度較低（僅預(yù)拉伸時(shí)的不動(dòng)位錯(cuò)），可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率較高，具有較大的常溫蠕變速率；卸載后進(jìn)行二次蠕變時(shí)，由于管試樣已經(jīng)歷過(guò)一次蠕變，不動(dòng)位錯(cuò)的密度高于僅經(jīng)過(guò)預(yù)拉伸的的管試樣，從而導(dǎo)致二次蠕變時(shí)可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率降低。因此，在宏觀上表現(xiàn)為二次常溫蠕變應(yīng)變顯著減小，并且減幅隨預(yù)變形量的增大而增大。

圖4 二次蠕變下1Cr18Ni9Ti鋼管的蠕變應(yīng)變－時(shí)間曲線Fig.4 Creep strain－time curves of 1Cr18Ni9Ti steel tube at two－stage creep

2.4 常溫蠕變及加載歷史對(duì)屈服強(qiáng)度的影響

由圖5可以看出，當(dāng)管試樣未經(jīng)過(guò)常溫蠕變時(shí)，加工硬化所獲得的屈服強(qiáng)度增量為132.27MPa，而當(dāng)管試樣經(jīng)過(guò)不同加載過(guò)程的常溫蠕變后，屈服強(qiáng)度增量有所增大，屈服點(diǎn)處的屈服強(qiáng)度增量分別為176.79MPa和179.87MPa，即常溫蠕變對(duì)材料產(chǎn)生了應(yīng)變強(qiáng)化作用。

圖5 常溫蠕變及加載歷史對(duì)屈服強(qiáng)度的影響Fig.5 Effects of room temperature creep and loading process on yield strength

管試樣經(jīng)一次單向拉伸、卸載之后繼續(xù)進(jìn)行二次拉伸后，其屈服強(qiáng)度并沒(méi)有發(fā)生明顯的突變（仍沿著屈服曲線變化）。這是因?yàn)樵谛遁d后再加載的過(guò)程中，材料內(nèi)部不動(dòng)位錯(cuò)的密度沒(méi)有明顯變化，所以屈服強(qiáng)度沒(méi)有明顯變化。但是，當(dāng)蠕變應(yīng)變與預(yù)拉伸應(yīng)變累加時(shí)，屈服強(qiáng)度會(huì)顯著上升。這是因?yàn)樵诔厝渥冞^(guò)程中，可動(dòng)位錯(cuò)不斷地被不動(dòng)位錯(cuò)捕獲，并陷入到位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)中，明顯提高了不動(dòng)位錯(cuò)的密度，從而導(dǎo)致常溫蠕變后再進(jìn)行拉伸時(shí)屈服強(qiáng)度顯著提高。

3 結(jié) 論

（1）1Cr18Ni9Ti鋼管的常溫蠕變應(yīng)變隨應(yīng)力水平和加載速率的增大而增大，蠕變應(yīng)變表現(xiàn)出明顯的應(yīng)力敏感性；當(dāng)應(yīng)力水平較低時(shí)，蠕變應(yīng)變較小；當(dāng)應(yīng)力水平增大至232.2MPa時(shí)，蠕變應(yīng)變約為0.0028。

（2）二次蠕變可提高不動(dòng)位錯(cuò)的密度，阻礙可動(dòng)位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，從而使可動(dòng)位錯(cuò)的滑移速率降低，在宏觀上表現(xiàn)為二次常溫蠕變應(yīng)變減小。

（3）當(dāng)試樣經(jīng)過(guò)不同加載過(guò)程的常溫蠕變后，不動(dòng)位錯(cuò)密度增加，之后再進(jìn)行單向拉伸可使屈服強(qiáng)度有所提高。

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