1、压 力 容 器2024 年 2 月28 第 41 卷第 2 期 收稿日期:2023-08-08 修稿日期:2023-12-11基金项目:国家自然科学基金(51705077)doi:10 3969/j issn 1001-4837 2024 02 004试 验 研 究残余应力对 P91钢断裂行为的影响李一义1,王 芳2,黄 逸1,林 星1,林登科1,李 贺1,杨文彬2,丁明超3,张朱武3(1.福建华电可门发电有限公司,福州 350500;2.福建省锅炉压力容器检验研究院,福州 350008;3.福州大学 石油化工学院,福州 350108)摘 要:通过面外局部压缩法在 CT 试样中引入残余应力后进
2、行了准静态断裂拉伸测试,以研究残余应力对试样断裂行为的影响机理;同时利用有限元方法建立了 LOPC 法引入的残余应力对不同裂纹深度试样断裂行为影响的评估模型,通过 CT 试样准静态断裂拉伸试验验证了模型的准确性。从数值模拟与试验结果中可以看出,残余拉应力降低了断裂时的载荷与位移,残余压应力的作用效果相反;随着初始裂纹深度的增加,残余应力对断裂载荷的作用效果并未产生明显变化,而对断裂位移的作用效果明显增强;两种类型的残余应力均增大了启裂 J 积分,但残余压应力对应的 J 积分大于残余拉应力对应的 J 积分;随着裂纹深度的增加,J 积分逐渐增大。关键字:残余应力;面外局部压缩(LOPC);断裂行为
3、;初始裂纹深度;J 积分中图分类号:TH49;O346.1;TB302.3 文献标志码:A Effect of residual stress on the fracture behavior of P91 steelLIYiyi1,WANGFang2,HUANGYi1,LINXing1,LINDengke1,LIHe1,YANGWenbin2,DINGMingchao3,ZHANGZhuwu3(1.FujianHuadianKemenPowerGenerationCo.,Ltd.,Fuzhou 350500,China;2.FujianBoilerandPressureVesselInspe
4、ctionInstitute,Fuzhou 350008,China;3.CollegeofChemicalEngineering,FuzhouUniversity,Fuzhou 350108,China)Abstract:AfterresidualstresswasintroducedintoCTsamplesbythelocalout-of-planecompression(LOPC)method,thequasi-staticfracturetensiletestwascarriedouttostudytheinfluencingmechanismofresidualstressonth
5、efracturebehaviorofCTsamples Atthesametime,thefiniteelementmethodwasusedtoestablishtheevaluationmodelfortheinfluenceofresidualstressintroducedbyLOPCmethodonthefracturebehaviorofspecimenswithdifferentcrackdepths Theaccuracyofthemodelwasverifiedbyquasi-staticfracturetensiletestofCTspecimens Itcanbesee
6、nfromthenumericalsimulationandtestresultsthatresidualtensilestressreducestheloadanddisplacementduringfracture,whereastheeffectofresidualcompressivestressisopposite;Astheinitialcrackdepthincreases,thereisnosignificantchangeintheeffectofresidualstressonthefractureload,buttheeffectonthefracturedisplace
7、mentissignificantlyenhanced;BothtypesofresidualstressesincreasetheinitiationJ-integral,buttheJ-integralcorrespondingtoresidualcompressivestressisgreaterthanthatcorrespondingtoresidualtensilestress;Asthecrackdepthincreases,theJ-integralgraduallyincreasesKey words:residualstress;localout-of-planecompr
8、ession(LOPC);fracturebehavior;initialcrackdepth;J-integral0 引言火力发电是我国电力的主要来源之一,截至2021年,我国火电机组占装机总量的46.7%,贡献了60%以上的发电量1。P91钢由于良好的耐高温性能、抗氧化性能、高温持久强度和高温抗蠕变性能,常被用作亚临界、超临界机组火电厂蒸汽管道材料2。然而,蒸汽管道的焊接区域必然存在残余应力3-4,残余应力能够影响焊接区域的断裂特性、疲劳强度和形状尺寸精度等29李一义,等:残余应力对 P91钢断裂行为的影响性能5-7。当残余应力与外载荷联合作用时,残余应力会对结构的完整性构成威胁8-9,X
9、 射线等无损检测方法可以对构件表层残余应力进行现场定量测试,但是很难对内部残余应力进行测试,导致构件整体残余应力很难预知,这使得残余应力对断裂性能的影响难以评估。另外,由于 P91钢良好的韧性,受载时裂纹尖端会产生较大面积的塑性应变,残余应力会产生部分松弛,其作用不再是简单的线性叠加10-11,使得残余应力对 P91钢断裂性能的影响变得复杂。研究残余应力对 P91钢断裂性能的影响对避免蒸汽管道断裂事故发生和安全运行有显著的现实意义。MAHMOUDI 等12-14通 过 面 外 局 部 压 缩(Localout-of-planecompression,LOPC)的方法在试样中引入残余应力,改变压
10、缩时冲头和裂纹的相对位置在 Al2650和 Al2024两种铝合金试样中引入的残余拉应力和残余压应力,研究了其对断裂性能的影响,发现残余拉应力能够大幅度地降低断裂韧性,而残余压应力则能够提高断裂韧性。HUANG 等15-17运用 LOPC 法在 SENT 试样中引入了残余应力,并和标准规定的铁素体钢残余应力分布以及实测焊接残余应力分布进行了对比,证明了应用机械预加载的方法在试样中引入类似焊接残余应力的可行性。ZHOU 等18-20采用试验和有限元模拟相结合的方法研究了 LOPC 法诱导的残余应力对5083-H116铝合金断裂行为的影响,发现拉伸残余应力在增大了裂纹驱动力的同时提高了裂纹尖端区域
11、的拘束水平,因此断裂韧性明显降低,残余压应力则呈现相反的效果。WANG 等21用中子衍射测量和弹塑性有限元分析相结合的方式定量分析了 LOPC 法引入的残余应力对加载情况下型裂纹区域应力传递和断裂韧性的影响,局部拉伸残余应力显著加速了 CT试样沿裂纹传播方向的应力传递速度,而局部压缩残余应力减慢了应力传递速度,残余拉应力与断裂韧性成反比。可以看出,利用 LOPC 法可以很好地实现对残余应力类型影响材料断裂性能的研究,但不同初始裂纹深度下残余应力对火电用钢断裂性能的影响研究还有所欠缺,因此本文以 P91钢为对象,通过断裂拉伸试验与有限元模拟的方法,探究不同初始裂纹深度下残余应力对 P91钢试样断
12、裂行为的影响机理。1 试验材料与方法1.1 试验材料试样材料为 P91钢,其化学成分见表1。材料基本力学性能参数通过在室温下以0.125mm/min的加载速率进行单轴拉伸试验确定。室温单轴拉伸试验试样根据 GB/T228.12021金属材料 拉伸实验 第1部分:室温试验方法制备,截面尺寸为3mm12.5mm,标距段长度为35mm,其他试样参数如图1所示。表1 P91钢化学成分 Tab.1 ChemicalcompositionofP91steel%元素CSSiPAlMnCrNiMoNb含量0.1190.00960.3610.0150.010.4899.110.401.000.069图1 力学性
13、能试样尺寸示意Fig.1 Schematicdiagramofsamplesizeformechanicalpropertytest图2示出室温下单轴拉伸试验所得到的应力应变曲线,由此确定材料基本力学性能参数如下:弹性模量218GPa,泊松比0.28,屈服强度495.05MPa,抗拉强度680.36MPa。假设材料均匀分布且服从 Mises 屈服准则,采用各向同性硬化模型,用真实应力-应变曲线塑性段的 Ramberg-Osgood(R-O)拟合结果描述材料的硬化情况。基于 R-O 拟合方程进行拟合得到模型参数n=0.85,=9.41。1.2 CT 试样制备参考标准 GB/T211432014金
14、属材料 准静态断裂韧度的统一试验方法对测试试样进行设计,具体尺寸和比例如图3所示。试样直接从P91钢管试件中截取,取样方法如图4所示。30PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41,No.2,2024图2 P91钢真实应力及 R-O 拟合应力-应变曲线Fig.2 RealstressandR-Ofittingstress-straincurveofP91steel图3 CT 试样尺寸示意Fig.3 SchematicdiagramofCTsamplesize图4 CT 试样截取方式Fig.4 CTsampleinterceptionmethod为了获取与实际接近的尖锐裂纹
15、,需要由液压伺服疲劳实验机为 CT 试样预制疲劳裂纹。预制疲劳裂纹时,采用载荷控制,正弦波加载,频率为30Hz,载荷比 R=Pmin/Pmax=0.1。预制疲劳裂纹形貌如图5所示。为在试样中引入稳定可重复的残余应力,通过定位板进行面外局部压缩,根据试验需求制备无残余应力影响、150kN 压缩载荷下残余应力影响及175kN 压缩载荷下残余应力影响试样。定位板包括定位孔和加载孔,定位孔用于与 CT 试样连接确定加载位置,加载孔用于固定冲头,如图6所示。图5 疲劳裂纹形貌Fig.5 Fatiguecrackmorphology图6 机械预加载夹具和冲头Fig.6 Mechanicalpreloadi
16、ngoffixturesandpunches将装夹好的试样和冲头置于 ETM305D-TS万能材料实验机中,施加适当预紧力以固定冲头和试样,采用控制位移的方式进行缓慢加载,加载速率为0.01mm/s,分别加载到150kN 和170kN以后停止加载。加载结束后取下试样,试样表面情况如图7所示,肉眼可见有明显的压痕。图7 面外局部压缩后试样表面情况Fig.7 Surfaceconditionofspecimenafterlocalout-of-planecompression1.3 试验方法1.3.1 准静态断裂拉伸测试通过 ETM305D-TS 万能材料实验机对 CT试样进行准静态断裂拉伸测试。
17、将试样固定在自行设计的夹具上,引伸计固定在试样的两侧,然后31李一义,等:残余应力对 P91钢断裂行为的影响将夹具和试样连接到万能材料实验机上。为了确保数据精确,装夹时应确保试样、夹具和实验机拉杆在同一轴线上。根据实验要求对载荷 P 和引伸计张开位移 V 的信号进行采集,万能材料实验机自带的系统软件能够将2个数据绘制成 P-V曲线。加载过程通过控制位移形式进行加载,加载速度为0.1mm/s,为确保将试样拉裂,当引伸计位移拉开4mm 以后再停止加载。采用线性区直线段的0.2mm 偏置线与 P-V 曲线的交点对应的载荷作为启裂载荷。1.3.2 有限元模拟(1)J 积分有限元分析原理。J 积分一直是
18、描述固体裂纹扩展的主要参数之一,最早由 Rice 提出,是从下裂纹表面开始逆时针去封闭回路为路径做能量积分,相较于其他断裂力学参数,在定义和理论依据方面具有天然的优势,计算公式如下:JW yTuxsii=dd书书书(1)式中,W 为应变能密度;ui为位移矢量;Ti作用在积分回线微元 ds 上沿 i 方向的作用力矢量。对于二维模型,商用有限元软件通常采用散度定理将标准 J 积分的计算公式改为面积积分来计算22,面积分计算公式如下:JuxWqxAijjiiA=11d书书书(2)式中,A 为包围轮廓的面积;ij为笛卡尔坐标系中的应力分量;q 为 x 方向上的任意光滑函数作用,其在域内为非零,在域边界
19、上为零;uj为笛卡尔坐标中的位移分量坐标。在三维中,LI 等23利用虚拟裂纹扩展方法和埃舍尔比能量动量张量开发了标准 J 积分的体积分计算公式:JuxWqxVikijkjjkV=d书书书(3)式中,V 为包围轮廓的体积;ik为笛卡尔坐标系中的应力分量。(2)LOPC 和断裂拉伸有限元模型。为了探究不同初始裂纹深度下不同类型残余应力对 P91钢断裂性能的影响,有限元方法建立了一系列面外局部压缩(LOPC)和断裂拉伸有限元模型。图8示出试样几何模型,试样几何模型的基本参数为:w=42mm,t=16mm,r=5.25mm,设置了3种不同深度的初始裂纹,分别为:a/w=0.4,0.5,0.6。面外局部
20、压缩过程,在试样上方设置一刚性圆柱用于对试样表面加压,圆柱半径 R=6mm。参考 MAHMOUDI12的研究内容,分别设置6组模拟情况,x/R=1,y/R=1.2和x/R=-1,y/R=1.2两种装配形式,其中x为圆柱体中心与裂纹尖端的纵向距离(平行裂纹方向),y为圆柱体中心与裂纹尖端的横向距离(垂直裂纹方向),具体见表2,以便在试样中引入残余拉应力或压应力。图8 试样几何模型Fig.8 Samplegeometricmodel表2 试样几何模型的基本参数Tab.2 Basicparametersofsamplegeometricmodel装配形式a/W0.40.50.6x/R1-11-11-
21、1y/R1.21.21.21.21.21.2由于模型具有对称性,为节约计算时间,采用1/8模型进行计算,并在各对称面添加相应的对称约束。LOPC过程,控制刚体圆柱仅在z方向运动,向试样方向施加位移载荷后卸载。断裂拉伸过程,控制加载孔仅在 y 方向运动,通过控制位移的形式进行加载。模型以材料达到抗拉强度作为启裂准则。为了验证有限元模型的正确性,设置与试验条件相同的模拟,采用与试验相同的数据处理形式,并将模拟结果和试验结果进行对比。(3)边界条件设置。为了保证模拟的准确性,对试样的边界条件进行约束。分别在两个对称面上施加相应的对称约束,其中裂纹所在平面采用只在韧带部分设置对称约束,裂纹面不设置对称
22、约束的形式模拟初始裂纹。局部外压缩时,设置刚体只在 z 方向移32PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41,No.2,2024动的位移约束,通过控制刚体在 z 方向的运动位移实现加载和卸载的控制,给试样边缘的顶点施加一个固定约束防止试样滑动。断裂拉伸时,设置加载孔只能在 y 方向移动,通过控制 y 方向位移进行加载,当裂纹前端等效应力达到断裂值时,解除对应位置的对称约束以此模拟裂纹的扩展。局部外压缩过程需要设置刚体和试样的面接触,将摩擦系数设置为0.001以模拟涂抹了润滑油的表面接触。为了方便控制对 CT 试样的拉伸加载,将加载孔的运动和中心参考点耦合,继而可以通过控制
23、参考点位移进行加载。在裂纹位置添加云图积分的裂纹设置,并指明裂纹的扩展方向,用于后续 J 积分计算。(4)网格无关性验证。在有限元模拟过程中,网格数量与计算规模的大小成正比,和计算的精度也成正比,越多的网格数量往往对应着更加精确的结果和更加庞大的计算工程。网格质量也直接关系到计算结果,较低质量的网格在计算过程中容易发生畸变,使得计算过程不收敛。为了提高网格划分质量和降低网格数量,采用对关注区域网格加密,然后逐渐过渡到其他区域的划分方式,本文主要关注裂纹区域,因此将裂纹区域的网格加密,采用过渡网格进行过渡。划分结果如图9所示,共计86464个单元,主要由 C3D8和 C3D6组成。对划分结果进行
24、网格无关性验证,使用不同的网格布种数量和不同粗细的尖端网格,得到不同数量和大小的网格布局,导出某一单元的应力值进行比对。图10为导出的面外局部压缩位移为0.04mm 试样在10kN外载荷作用下编号为400的单元的等效应力,误差范围在1%之内,可见网格划分是合理的。图9 网格划分结果Fig.9 Griddivisionresults图10 网格无关性验证结果Fig.10 Gridindependenceverificationresults2 试验结果分析2.1 断裂拉伸试验结果分析通过万能材料实验机采集 CT 试样加载过程中的载荷 P 和引伸计张开位移 V 的信号,并绘制成 P-V 曲线(见图
25、11)。加载过程通过控制位移形式进行加载,加载速度为0.1mm/s,为确保将试样拉裂,当引伸计位移拉开4mm以后再停止加载。试验测试的数据如表3所示,相比无残余应力的试样,压缩载荷为150kN 和175kN 的试样的启裂载荷分别降低了2.3%和2.6%。在残余应力的作用下,启裂 J 积分下降明显,随着残余应力的增大启裂 J 积分逐渐降低,150kN 和175kN 的试样分别降低了5.4%和12.3%。表观 J 积分是外加载荷所对应的 J 积分,启裂 J 积分是外加载荷和残余应力共同作用下的 J 积分,由于此时 J 积分不包含残余应力部分,所以在试验中可以认为启裂 J 积分即为表观 J 积分。而
26、启裂 J 积分的变化幅度要大于启裂载荷的变化幅度,表明外载荷在裂尖作用效果能够被放大。图11 断裂拉伸试验载荷-位移曲线Fig.11 Fracturetensiletestload-displacementcurve33李一义,等:残余应力对 P91钢断裂行为的影响通过试验结果验证有限元模型的正确性,将模拟条件设置为与试验条件一致,采用与试验相同的数据处理形式,并将模拟结果和试验结果进行对比,其结果如表3所示。试验和模拟所得启裂载荷误差约10%,验证了数值模拟结果的准确性。表3 断裂拉伸试验数据及模拟结果对比Tab.3 Comparisonoffracturetensiletestdataan
27、dsimulationresults压缩载荷/kN试验结果模拟启裂载荷/kN误差(%)启裂 J 积分/(kJ mm-2)启裂载荷/kN0111.6937.5633.4211.02150105.3336.7132.6411.0817598.1436.5832.1512.11通过有限元模拟对比了不同加载位移引入残余应力的 y 方向主应力在裂尖前的分布情况,如图12所示。可以看出,不同压缩位移引入的残余应力分布趋势一致,均在裂纹尖端前0.1mm附近达到最大值,曲线在2mm 附近由残余拉应力转为残余压应力,远离裂纹尖端后曲线趋于平稳。在残余拉应力部分,残余应力随着压缩位移的增大而增大且增长率逐渐降低,
28、在残余压应力部分,较大的压缩位移同样对应着更大的残余应力。图12 不同压缩位移引入残余应力的 y 方向主应力Fig.12 They-directionprincipalstressofresidualstressintroducedbydifferentcompressivedisplacements2.2 有限元模拟结果分析2.2.1 残余应力分布情况运用 LOPC 法,在试样 CT 上加载-0.06mm的压缩位移,约产生115kN 的压缩载荷,引入的残余应力如图13所示,由于冲头与 CT 试样缺口和加载孔的相对位置不同,使得 CT 试样产生的塑性应变有少许差异,导致不同深度初始裂纹尖端区域
29、的残余应力有些许差异,尖端区残余应力如表4所示,可以看出不同深度对残余应力的影响差异非常小,因此可以认为不同深度初始裂纹区域的残余应力大小和分布相同。冲头与裂纹尖端相对位置为x/R=1,y/R=1.2时,裂尖区域残余应力以拉应力的形式分布,在距离裂尖一段距离处达到最大值,约为820MPa,随后迅速降低。冲头与裂纹尖端相对位置为x/R=-1,y/R=1.2时,裂尖区域残余应力以压应力的形式分布,在距离裂尖一段距离处达到最大值,约为-400MPa,随后迅速降低,压应力的最大值低于拉应力的最大值。图13 试样中引入的残余应力 y 方向主应力Fig.13 Theresidualstressintrod
30、ucedinthetestsampleinthey-direction表4 尖端区残余应力汇总表Tab.4 Summaryofresidualstressintipareax/Ra/W裂纹尖端区域残余应力/MPa10.4665.20.5687.30.6716.9-10.4-395.20.5-387.00.6-306.8在 a/w=0.5,x/R=-1,y/R=1.2的试样上加载0,-0.06,-0.12mm 的压缩位移进行裂纹启裂过程的应力和应变的演化分析,图14示出启裂过程裂纹尖端 y 方向主应力的应力云图。从横向对比,随着拉伸载荷的增加,应力值逐渐增大,应力影响范围也逐渐增大,从纵向对比,
31、裂纹尖端残余应力有效加快了应力传递速度,在拉伸载荷较低时尤为明显。34PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41,No.2,2024图14 启裂过程应力分布云图Fig.14 Cloudmapofstressdistributionduringcrackinitiation由于面外局部压缩过程并未直接作用于韧带,引入残余应力时裂尖附近区域几乎没有产生塑性应变,因此随着加载的进行,裂纹尖端区域会产生面积较大的塑性应变,从而改变了残余应力的分布情况。为了探究残余应力的变化情况,对比了裂纹尖端前韧带中心位置的应力分布(见图15),对启裂过程中残余应力的松弛情况展开分析。不同残余应
32、力试样中心韧带应力分布趋势大致相同,随着拉伸载荷的增大,韧带中心应力分布差距逐渐缩小,即残余应力随着拉伸载荷的增大逐渐松弛。在外载荷为25kN 时,加载-0.12mm 压缩位移的试样应力分布与加载-0.06mm 压缩位移的试样的应力分布已经非常接近,但依然明显大于无残余应力试样,由此可见,残余应力越大,松弛速度越快。启裂时,3个试样裂纹尖端附近的应力分布几乎无异,但残余应力越大的试样的外加载荷越小,可见启裂时残余应力并未完全松弛,依然发挥着作用。由于残余应力较小的试样启裂时外加载荷更大,导致了离裂纹尖端较远处的应力更大,结合残余应力有裂纹尖端区域逐渐向远端降低的分布情况,可以知道离裂纹尖端较远
33、处残余应力的作用效果相较于外载荷的作用效果相当微弱。2.2.2 断裂拉伸结果图16示出不同初始裂纹深度及装配形式下试样的载荷-位移曲线。可以看出,对于不同深度的初始裂纹,残余拉应力都降低了断裂时的载荷和位移,而残余压应力作用效果相反。即反映了残余拉应力降低了试样的断裂韧性,而残余压应力有着相反的作用效果。随着初始裂纹深度的增加,断裂载荷有明显降低,而断裂位移明显增大。35李一义,等:残余应力对 P91钢断裂行为的影响(a)10kN (b)20kN(c)25kN (d)启裂时图15 启裂过程裂纹尖端韧带应力分布Fig.15 Stressdistributionofcracktipligament
34、sduringcrackinitiation图16 试样断裂拉伸载荷-位移曲线Fig.16 Fracturetensileloaddisplacementcurveofthesample为了进行更深入的对比,将不同类型试样的断裂载荷和断裂位移汇总,见图17。可以看出,断裂载荷随着初始裂纹深度的增加几乎呈现线性降低,残余应力对断裂载荷的作用效果几乎不随裂纹深度的增加而改变。断裂位移随着初始裂纹深度的增加而逐渐增大,且变化比例逐渐增加,残余应力对断裂位移的作用效果随着初始裂纹深度增加逐渐增大,即残余应力对深裂纹断裂位移的作用效果比对浅裂纹断裂位移的作用效果更明显。图17 不同类型试样的断裂载荷和断
35、裂位移Fig.17 Fractureloadandfracturedisplacementofdifferenttypesofsamples将启裂 J 积分汇总,如表5所示。可以看出,两种类型的残余应力均增大了启裂时的 J 积分,残余压应力的 J 积分大于残余拉应力对应的 J 积分。随着裂纹深度的增大,J 积分也逐渐增大,36PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41,No.2,2024J 积分主要受该区域应力、应变和位移控制,由图17可以看出,断裂位移随深度变化较小,最大变化幅度不超过0.1mm,可以推断深裂纹在断裂时积累了更大的应变。表5 启裂 J 积分汇总Tab.5
36、 Summaryofopen-crackJ-integration残余应力类型a/W0.40.50.6无残余应力159.6163.1168.9残余拉应力171.3174.8175.9残余压应力173.4177.4180.73 结论(1)相比无残余应力的试样,残余应力影响会降低试样的启裂载荷与启裂 J 积分。启裂J 积分的变化幅度大于启裂载荷的变化幅度,在残余应力作用下,外载荷在裂尖作用效果能够被放大。(2)残余拉应力降低了断裂时的载荷与位移,残余压应力的作用效果则相反。随着裂纹深度的增加,断裂载荷逐渐降低,断裂位移逐渐增大。残余应力对断裂载荷的作用效果几乎不随裂纹深度的变化而改变,而残余应力对
37、断裂位移的作用效果随着裂纹深度的加深而逐渐增强。(3)两种类型的残余应力均增大了启裂 J 积分,残余压应力对应的 J 积分大于残余拉应力对应的 J 积分,随着裂纹深度的增加,J 积分逐渐增大。参考文献:1 林伯强,杨梦琦 碳中和背景下中国电力系统研究现状、挑战与发展方向 J 西安交通大学学报(社会科学版),2022,42(5):1-10LINBQ,YANGMQ Chinaspowersystemresearchinthecontextofcarbonneutrality:Currentstatus,challenges,anddevelopmentdirectionJJournalofXian
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45、omartensiticsteelweldmetalsJ Mater Charact.,2001,46:28512 GAOGH,ZHANGH,GUIXL,etal Enhancedductilityandtoughnessinanultrahigh-strength Mn-Si-Cr-Csteel:Thegreatpotentialofultrafine filmyretainedausteniteJ ActaMater,2014,76:425-433 作者简介:马吉力(1984),男,高级工程师,主要从事先进钢铁材料研究等工作,通信地址:462500河南省舞钢市湖滨大道西段舞阳钢铁有限责任公
46、司,E-mail:。本文引用格式:马吉力,侯敬超,龙杰,等 承压设备用5mm 超薄 X7Ni9钢板叠轧工艺J 压力容器,2024,41(2):81-86MAJL,HOUJC,LONGJ,etal Stackedrollingprocessof5mmultra-thinX7Ni9steelplateforpressureequipmentJ PressureVesselTechnology,2024,41(2):81-8613 HOSSAINS,TRUMANCE,SMITHDJ Generationofresidualstressandplasticstraininafracturemechan
47、icsspecimentostudytheformationofcreepdamageintype316stainlesssteelJ Fatigue&FractureofEngineeringMaterials&Structures,2011,34(9):654-66614 SONG X M,WANG G Z,XUAN F Z,et alInvestigationofresidualstresseffectsoncreepcrackinitiationandgrowthusinglocalout-of-planecompressionJ EngineeringFractureMechanic
48、s,2015,149:45-5715 HUANGY,ZHOUW ImpactsofresidualstressesonJ-integralforclampedSE(T)specimenswithweldcenterlinecracksJ TheoreticalandAppliedFractureMechanics,2020,107:10251116 SONGTK,KIMYJ,NIKBINK,etal ApproximateJestimatesforcircumferentialcrackedpipesunderprimaryandsecondarystressesJ EngineeringFr
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