賈朋剛，程廣福，文道維，劉玉鑫，侯世璞

?

常用大軸材料旋轉彎曲疲勞行為研究

賈朋剛，程廣福，文道維，劉玉鑫，侯世璞

（水力發(fā)電設備國家重點試驗室（哈爾濱大電機研究所），哈爾濱 150040）

采用臺灣產(chǎn)HT-8120型旋轉彎曲疲勞試驗機研究了汽輪發(fā)電機轉子鍛件材料25Cr2Ni4MoV和水輪機大軸材料20SiMn的旋轉彎曲疲勞性能。結果表明，常用轉軸材料25Cr2Ni4MoV與20SiMn的疲勞極限-1明顯大于0.27(R0.2+R)，設計中選用0.27(R0.2+R)作為的疲勞極限進行計算時，轉軸的安全系數(shù)會高于實際值。大型轉軸試樣表面和內部的碳化物和氧化物夾雜容易萌生疲勞源，其中表面的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低相近，內部的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低亦相近，內部夾雜危害性小于表面夾雜。

汽輪發(fā)電機轉子鍛件材料；轉軸；旋轉彎曲疲勞；S-N曲線；疲勞壽命

0 前言

疲勞的研究始于19世紀中期Wohler對車軸的系統(tǒng)研究，在材料疲勞研究領域，通常按循環(huán)失效周次將疲勞劃分為高周疲勞和低周疲勞[1]。近二十年，隨著現(xiàn)代分析技術水平的不斷提高，國內外對疲勞現(xiàn)象的研究進展很快，并取得了很多的成果[2-4]。軸類零（構）件在工作時承受著循環(huán)載荷，其失效形式主要是疲勞失效。目前，關于軸類材料的拉壓疲勞（=-1）國內外已有一些研究[5-8]，但關于軸類材料的旋轉彎曲疲勞行為研究較少，而汽輪發(fā)電機轉軸，貫流式水輪機主軸和臥式?jīng)_擊式水輪機主軸等在運行過程中都承受了旋轉彎曲疲勞載荷。因此，軸類材料的旋轉彎曲疲勞行為研究對提高大軸的疲勞設計和可靠性有著重要意義[9]。

為此，本文選用軸類材料中有代表性的汽輪發(fā)電機轉子鍛件材料25Cr2Ni4MoV和水輪機大軸材料20SiMn進行旋轉彎曲疲勞試驗，為材料的疲勞設計及強度計算提供技術參考。

1 試驗材料及方法

實驗材料為汽輪發(fā)電機轉子鍛件常用材料25Cr2Ni4MoV和水輪機大軸常用材料20SiMn，軸頭本體軸向取樣?；瘜W成分測試試驗采用芬蘭的ARC-MET-8000便攜式直讀光譜儀。拉伸試驗采用日本島津公司的AG-I 250kN電子萬能試驗機。沖擊試驗采用上海華龍測試儀器有限公司的CBD-300擺錘沖擊試驗機。試驗按GB229--2007《金屬夏比缺口沖擊試驗方法》進行。材料的化學成分見表1，材料的力學性能見表2，試驗溫度為室溫。

表1 25Cr2Ni4MoV與20SiMn的化學成分

表2 25Cr2Ni4MoV與20SiMn的力學性能

注：0.2—屈服強度，R—抗拉強度，—斷后伸長率，—斷面收縮率，2—沖擊值

疲勞試樣選擇GB/T 4337-2008標準中推薦的光滑圓柱型標準試樣，如圖1所示。試樣尺寸=9.5mm，=20mm，=30mm＞2d，每個試樣經(jīng)過400#、800#、1200#和2000#砂紙沿軸向打磨。

圖1 疲勞試樣

試驗在室溫、空氣環(huán)境下進行，試驗設備為臺灣產(chǎn)HT-8120型旋轉彎曲疲勞試驗機，試驗加載頻率為50Hz，四點對稱加力，其應力比=-1。采用升降試驗法，測試25Cr2Ni4MoV和20SiMn標準試樣的S-N曲線，計算1×107的疲勞極限[12-13]。

2 結果與分析

2.1 25Cr2Ni4MoV旋轉彎曲疲勞壽命

25Cr2Ni4MoV的部分旋轉彎曲疲勞試驗升降結果，見表3。疲勞強度用升降法測得，試驗中有7個試樣失效，7個試樣沒有發(fā)生失效。

表3 25Cr2Ni4MoV疲勞壽命實驗升降法結果

注：×—循環(huán)次數(shù)未達到107試樣發(fā)生破壞；○—循環(huán)次數(shù)超過107試樣未發(fā)生破壞。

計算得條件疲勞強度：

圖2是25Cr2Ni4MoV材料的S-N曲線。

用最小二乘法在雙對數(shù)坐標下擬合S-N曲線中斜線段的方程，擬合所用數(shù)據(jù)點不包含未斷試樣，得到25Cr2Ni4MoV的Basquin方程為：

2.2 20SiMn旋轉彎曲疲勞壽命

20SiMn的部分旋轉彎曲疲勞試驗升降結果，見表4。疲勞強度用升降法測得，試驗中有6個試樣失效，6個試樣沒有發(fā)生失效。

表4 20SiMn疲勞壽命實驗升降法結果

注：×—循環(huán)次數(shù)未達到107試樣破壞；○—循環(huán)次數(shù)超過107試樣未破壞。

計算得條件疲勞強度：

用最小二乘法在雙對數(shù)坐標下擬合S-N曲線中斜線段的方程，擬合所用數(shù)據(jù)點不包含未斷試樣，得到20SiMn的Basquin方程為：

圖3是20SiMn材料的S-N曲線。

圖3 鍛鋼20SiMn的S-N曲線

在工程應用中，零平均應力作用下，在應力比=-1時，通常選用0.27(0.2+R)作為材料的疲勞極限來進行近似計算。表5列出了常用大軸材料25Cr2Ni4MoV與20SiMn的σ-1、σ-1/R與0.2/R。從表5中可以看出，不同材料的疲勞極限σ-1與抗拉強度R具有不同的比值。25Cr2Ni4MoV與20SiMn的疲勞極限σ-1明顯大于0.27(0.2+R)。因此，常用大軸材料25Cr2Ni4MoV與20SiMn在設計中選用0.27(0.2+R)作為旋轉彎曲疲勞極限進行計算時，安全系數(shù)會高于實際值。

表5 25Cr2Ni4MoV與20SiMn的疲勞極限

注：-1疲勞極限，0.2—屈服強度，R—抗拉強度

2.3 疲勞試樣斷口分析

2.3.1 宏觀形貌分析

對循環(huán)次數(shù)為106量級的25Cr2Ni4MoV和20SiMn試樣斷口形貌進行觀察分析，結果如圖4~6所示。圖4是25Cr2Ni4MoV試樣的旋轉彎曲疲勞斷口整體形貌，圖5是20SiMn試樣的旋轉彎曲疲勞斷口整體形貌。由圖4和圖5可知，旋轉彎曲疲勞斷口分為三個區(qū)域：疲勞斷口由于在循環(huán)應力作用下裂紋擴展后經(jīng)過反復擠壓形成的較暗區(qū)域、裂紋擴展過程中沒有受到反復擠壓的區(qū)域以及瞬斷區(qū)，即疲勞源區(qū)、疲勞裂紋穩(wěn)定擴展區(qū)和快速瞬斷區(qū)[14]。圖6為25Cr2Ni4MoV試樣的旋轉彎曲疲勞裂紋擴展區(qū)的疲勞條紋。由圖6可知，裂紋擴展區(qū)的斷口特征為清晰的疲勞條帶，每一條帶對應一次載荷循環(huán)。條痕間距下邊較窄，向上逐漸加寬，沿著裂紋擴展方向以規(guī)則的方式增加[15]。在持續(xù)反復載荷下，雖然其應力低于屈服強度，25Cr2Ni4MoV試樣也會發(fā)生破壞。

圖4 25Cr2Ni4MoV試樣宏觀斷口形貌

圖5 20SiMn試樣宏觀斷口形貌

圖6 25Cr2Ni4MoV試樣疲勞裂紋擴展區(qū)的疲勞條紋

2.3.2 25Cr2Ni4MoV疲勞源區(qū)夾雜物分析

利用SEM觀察425MPa應力水平下25Cr2Ni4MoV斷口的疲勞源區(qū)，并利用能譜對疲勞源區(qū)的第二相質點進行成分分析，如圖7所示。25Cr2Ni4MoV經(jīng)337萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌如圖7（a）所示，對夾雜物的能譜分析如圖7（b）所示，疲勞源區(qū)存在內部碳化物夾雜。25Cr2Ni4MoV經(jīng)94萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌和能譜如圖7（c）、（d）所示，疲勞源起源于表面氧化物夾雜。25Cr2Ni4MoV經(jīng)199萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌和能譜如圖7（e）和7（f）所示，疲勞源起源于材料內部SiO2·CaO·Al2O3夾雜。

由圖7可以看出，25Cr2Ni4MoV的疲勞源可以起源于內部的碳化物夾雜，也可以起源于表面和內部的氧化物夾雜，表面的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的危害性很大，內部夾雜危害性小于表面夾雜。

2.3.3 20SiMn疲勞源區(qū)夾雜物分析

利用SEM觀察230MPa應力水平下20SiMn的疲勞斷口，并利用能譜對疲勞源區(qū)的第二相質點進行成分分析，如圖8所示。圖8（a）是20SiMn試樣經(jīng)59萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌，結合圖8（b）可以認為疲勞起源于材料表面的碳化物夾雜。20SiMn經(jīng)172萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌如圖8（c）所示，對夾雜物的能譜分析如圖8（d）所示，疲勞源區(qū)存在內部碳化物夾雜。20SiMn經(jīng)65萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌和能譜如圖8（e）和8（f）所示，疲勞源起源于表面MgO·Al2O3夾雜。20SiMn經(jīng)173萬次疲勞試驗斷裂后的疲勞源區(qū)形貌和能譜見圖8（g）和8（h），疲勞源起源于材料內部SiO2·NaO2·Al2O3夾雜。

由圖8可知，20SiMn表面和內部的第二相夾雜有可能生成旋轉彎曲疲勞的疲勞源，夾雜以碳化物或氧化物為主，其中，表面的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低相近，內部的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低亦相近，內部夾雜危害性小于表面夾雜。

因此，對于大型鑄鍛件材料，控制鋼水質量，嚴格探傷要求，限制C、O、Mg、Al、Na等元素富集，避免碳化物和氧化物夾雜或使夾雜物無害化，可以達到延緩和抑制大型軸類鍛件疲勞裂紋萌生的目的。

3 結論

汽輪發(fā)電機轉子鍛件材料25Cr2Ni4MoV和水輪機大軸材料20SiMn的疲勞極限-1明顯大于0.27(0.2+R)，在設計中選用0.27(0.2+R)作為旋轉彎曲疲勞極限進行計算時，大型轉軸的安全系數(shù)會高于實際值。大型軸鍛件材料25Cr2Ni4MoV與20SiMn表面和內部的第二相夾雜容易萌生疲勞源，夾雜以碳化物或氧化物為主，其中，表面的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低相近，內部的碳化物和氧化物夾雜對疲勞性能的降低亦相近，內部夾雜危害性小于表面夾雜．

[1] 桂立豐. 機械工程材料測試手冊（力學卷）[M].沈陽: 遼寧科學科技出版社, 2001: 357.

[2] Li Youtang, Yan Changfeng. Uniform Model and Fracture Criteria of Annularly Breached Bars under Bending[J]. Key Engineering Materials, 2006, 321: 751-754.

[3] 張紅軍,朱立春,于在松,等. 1Mn18Cr18N鋼護環(huán)裂紋性質和材質狀態(tài)分析[J]. 大電機技術,2011,(05):17-20.

[4] 王輝亭,吳雙輝,霍巖,等. 1Mn18Cr18N護環(huán)鋼高溫低周疲勞特性研究[J]. 大電機技術,2016,(05):11-14.

[5] MA L, WANG M Q, SHI J. Influence of niobium microalloying on rotating bending fatigue properties of case carburized steel[J]. Materials Science and Engineering: A, 2008, 498(1-2): 258-265.

[6] 薛偉,郭成海,姚枚,等. 大型汽輪發(fā)電機轉子材料26Cr2Ni4MoV鋼疲勞性能的研究[J]. 大電機技術,1991,(06):16-21.

[7] 王輝亭,任濤林,吳雙輝,等. 護環(huán)用奧氏體不銹鋼1Mn18Cr18N室溫高周疲勞性能研究[J]. 大電機技術,2016,(04):19-21.

[8] 杜兵,周寶金,張慧文,等. ZG0Cr13Ni5Mo鋼及其焊縫金屬水下疲勞斷裂特性的研究[J]. 大電機技術,2001,(03):56-60.

[9] 賈朋剛, 趙鵬, 李長虹, 等. 水輪發(fā)電機大軸材料45A和35A疲勞性能對比研究[J]. 大電機技術, 2017(5):43-46.

[10] 中華人民共和國國家經(jīng)濟貿易委員會. 50MW~200MW汽輪發(fā)電機轉子鍛件技術條件: JB/T1267-2002[S]. 北京:中國標準出版社, 2002.

[11] 中華人民共和國國家經(jīng)濟貿易委員會. 水輪機、水輪發(fā)電機大軸鍛件技術條件: JB/T1270-2002[S]. 北京:中國標準出版社, 2002.

[12] 中國國家標準化管理委員會. 金屬材料疲勞試驗軸向力控制方法:GB/T3075-2008[S]. 北京:中國標準出版社, 2008.

[13] 中國國家標準化管理委員會. 金屬材料疲勞試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計方案與分析方法: GB/T24176-2009[S]. 北京:中國標準出版社, 2009.

[14] 黃本生, 陳想, 陳勇彬, 等. 石油鉆桿材料G105在不同條件下的疲勞斷裂[J]. 材料工程, 2016, 44(2): 107-114.

[15] 姜錫山, 趙晗. 鋼鐵顯微斷口速查手冊[M]. 北京：機械工業(yè)出版社, 2010, 101-102.

Study on the Fatigue Behavior of the Rotating Bending of the Common Shaft Material

JIA Penggang, CHENG Guangfu, WEN Daowei, LIU Yuxin, HOU Shipu

(State Key Laboratory of Hydrpower Equipment (Harbin Institute of Large Electrical Machinery), Harbin150040, China)

The bending fatigue properties of turbine generator rotor forging 25Cr2Ni4MoV and hydraulic turbine shaft 20SiMn were studied using the HT-8120 type rotating bending fatigue testing machine. The results show that the fatigue limits-1of 25Cr2Ni4MoV and 20SiMn are significantly larger than the 0.27(R0.2+R), so the safety factor becomes larger with 0.27 (R0.2+R) as bending fatigue limit in the calculation. The inclusions of sub surface carbide and oxide are similar to the reduction of fatigue properties, and the inclusions of internal carbide and oxide are also similar to the reduction of fatigue properties. The harmfulness of internal inclusion is less than that of the surface inclusion.

turbine generator rotor forging;shaft; rotating bending fatigue; S-N curve; fatigue life

TK730.5

A

1000-3983(2018)03-0027-06

2017-05-23

賈朋剛（1984-），2011年畢業(yè)于西安交通大學材料工程系，碩士，現(xiàn)工作于哈爾濱電機廠有限責任公司哈爾濱大電機研究所，從事發(fā)電設備用金屬材料加工工藝及性能研究，工程師。