Study on low-cycle fatigue property of 12Cr/30Cr2Ni4MoV heterogeneous joint
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摘要: 文中研究了12Cr/30Cr2Ni4MoV异质焊接接头的显微组织、显微硬度和室温低周疲劳性能. 结果表明，母材12Cr的显微组织是板条状回火马氏体，母材30Cr2Ni4MoV是板条状回火马氏体和粒状回火贝氏体，过渡层和焊缝的显微组织为粒状回火贝氏体，且焊缝由柱状晶区与等轴晶区交替构成. 30Cr2Ni4MoV比12Cr有更高的显微硬度，过渡层的硬度最低，热影响区的显微硬度梯度变化. 12Cr，30Cr2Ni4MoV和过渡层的低周疲劳性能表现为循环软化特征，焊缝循环初期硬化随后软化；过渡层的疲劳过渡寿命最高；12Cr与过渡层之间的熔合界面是整个异质焊接接头低周疲劳最薄弱环节；焊缝柱状晶区的晶界或亚晶界分布的第二相粒子与基体的不协调变性，容易萌生疲劳裂纹.Abstract: In this article, the microstructure, micro-hardness and low-cycle fatigue property of a 12Cr/30Cr2Ni4MoV welded joint have been studied. The results show that the microstructure of the 12Cr is lath tempered martensite, 30Cr2Ni4MoV is lath tempered martensite and granular tempered bainite. The microstructure of the buttering layer (BL) and weld metal (WM) is granular tempered bainite. WM is composed of columnar grain regions and equiaxed grain regions alternately. 30Cr2Ni4MoV has higher micro-hardness than 12Cr, and the BL is the lowest. Micro-hardness in the heat-affected zone (HAZ) is gradient change. 12Cr, 30Cr2Ni4MoV and BL show cyclic softening characteristics, while WM has initial cycle hardening and subsequent cyclic softening characteristics. BL has the highest fatigue transition life; the 12Cr/BL interface is the weakest link of the low-cycle fatigue of the entire heterogeneous welded joint. The second phase particles distributed in the grain boundary or sub-grain boundary of the columnar grains have uncoordinated deformation with the matrix of WM, which result in the initiation of fatigue cracks in second phase
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Keywords:
- heterogeneous welding joint /
- low-cycle fatigue /
- microstructure /
- micro-hardness
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0. 序言
目前的大型动力机械随着工况温度的提高已经普遍采用9%或12%Cr耐热钢制造，但是低温侧仍希望使用韧性较好的CrNiMoV低合金钢. 为了减缓焊接接头两侧Cr元素含量的剧烈变化，焊接之前需要先堆焊一层过渡层，过渡层材料的选取和热处理工艺的设计会影响动力轴的整体服役性能[1-2].
动力设备调峰时的启停振动与动力轴工作时所受的巨大离心力，会引起远低于材料设计强度的疲劳失效，严重影响设备的服役安全[3]. 疲劳强度和寿命行为是一种组织敏感的材料特性，位错、微孔洞、微裂纹等微观缺陷是引起疲劳失效的内在原因. 清华大学的Liu等人[4]对9%Cr/CrMoV异质焊接接头的性能进行了研究，低周疲劳试样断裂在CrMoV侧的热影响区，裂纹在热影响区中的氧化物夹杂处萌生、扩展并导致试样断裂. 上海交通大学的Wu等人[5]研究了2CrMoV过渡层对9%Cr/CrMoV异质焊接接头低周疲劳性能的影响，无过渡层焊接接头在CrMoV侧的热影响区断裂，而有过渡层焊接接头在过渡层的回火热影响区断裂，这是因为焊接过程和焊后热处理的两次回火效应使过渡层中的马氏体组织软化. 西安热工院的杨百勋等人[6]对FB2钢的低周疲劳行为进行了细致地观察，研究发现FB2钢的循环软化是因为位错密度的降低、马氏体板条的失稳转化以及亚晶的形成和粗化. 低周疲劳裂纹在试样的表面损伤和BN夹杂处产生，当裂纹遇到大尺寸夹杂并绕过其拓展时，会对裂纹起到阻碍作用；当裂纹遇到BN并裂开时，往往会加速局部的裂纹拓展速率. 此外，异质焊接接头上梯度分布的残余应力对应着相对较大的塑性应变和晶格畸变，这对材料的疲劳等性能有着一定的影响[7]. 大量的试验和焊接动力轴运行结果表明，研究与焊接接头服役性能密切相关的低周疲劳性能，对于大型动力机械寿命设计和安全评估有着重要意义.
目前，国内对含过渡层的焊接异质接头的疲劳性能研究较少，文中研究了12Cr/30Cr2Ni4MoV焊接接头(含CrMoV过渡层)在室温下的低周疲劳性能，为含过渡层的焊接异质接头低周疲劳性能研究和焊接接头的结构设计提供一定的参考和理论依据.
1. 试验方法
12Cr/30Cr2Ni4MoV焊接模拟件(含过渡层)如图1所示，焊接坡口深88 mm. 模拟件左侧母材12Cr记为BM-1，右侧母材30Cr2Ni4MoV记为BM-2，焊接时先在12Cr一侧使用埋弧焊堆焊一层过渡层(butter layer，BL)，再使用多层多道埋弧焊填充焊缝(weld metal，WM)，过渡层及焊缝的总宽度约26 mm. 母材及焊材的化学成分如表1所示，过渡层焊丝为TG-S2CMH，焊缝焊丝为ER110S-G，母材与焊材的材料成分均由厂家提供. 两种母材、过渡层和焊缝材料的化学成分各不相同，这必然是焊接接头上不同区域的显微组织和性能差异. 随后焊接接头经过高温去应力回火的热处理工艺.
表 1 母材、过渡层和焊缝的化学成分 (质量分数，%)Table 1. Chemical component of BMs, BL and WM区域 C Si Cr Ni Mo V Mn Nb BM-1 0.16 0.07 11.00 0.70 1.35 0.20 0.70 0.070 BM-2 0.37 0.12 2.05 3.82 0.62 0.16 0.43 — BL 0.10 0.14 2.30 — 1.04 0.28 0.42 0.034 WM 0.10 0.55 0.50 2.60 0.55 — 1.80 — 在焊接模拟件异质接头的中间层截取尺寸为长75 mm、宽16 mm、厚15 mm的金相试样，如图1中的阴影区域所示，腐蚀液配比为无水硫酸铜10 g、盐酸50 mL、蒸馏水50 mL，腐蚀时间20 s. 使用Nikon-MA200金相显微镜观察试样之后使用HXD-1000TMC/LCD显微维氏硬度计测试硬度，取点间隔0.3 mm，试验力为200 g (1.961 N)，保持载荷时间为15 s.
室温低周疲劳试验垂直于焊缝取样，试样为等截面圆柱试样，其尺寸如图2所示，试样取为BM-1，BL，WM，BM-2四组，其中BL，WM两组分别将该区域置于试样的中心，如图3所示. 低周疲劳试验按照GB/T 15248—2008《金属材料轴向等幅低循环疲劳试验方法》进行，试验条件为室温(20 ℃ ± 3 ℃)，试验设备为INSTRON-1341电液伺服材料试验机，引伸计标距为12.5 mm. 试验采用轴向总应变控制，应变幅分别取0.3%，0.6%，0.9%和1.2%，每个应变幅两个试样，应变比R = −1，加载波形为对称三角波，应变速率为0.4%/s. 试验过程中连续监测循环载荷特性，当峰值载荷降至最大值的75%时，停止试验，并将此时循环周次定义为该试样低周疲劳寿命. 试验后，使用金相显微镜及VEGA-3-XMU钨灯丝扫描电子显微镜(scanning electron microscope，SEM)观察疲劳试样的裂纹及断口.
2. 试验结果与讨论
2.1 显微组织及显微硬度
异质接头的宏观形貌及分区示意如图4所示，过渡层的平均宽度为5 mm，焊缝的平均宽度为21 mm. 两侧母材的热影响区(heat affected zone，HAZ)分别记为HAZ-1和HAZ-2. 异质接头的3个界面分别记为JM1，JM2和JM3.
母材、过渡层及焊缝的微观组织如图5所示. 12Cr的组织为板条状回火马氏体，原奥氏体晶界内分布着同向或交叉的板条束、块. 30Cr2Ni4MoV的组织为板条状回火马氏体和粒状回火贝氏体，粒状贝氏体是由铁素体和其间分布的黑色富碳奥氏体岛构成的复相组织[8]. 过渡层的组织为粒状回火贝氏体和铁素体，黑色富碳奥氏体岛有一些独立分布，有一些连接成片. 焊缝使用多层多道焊工艺，后一道、层焊缝对前一道、层焊缝有回火作用，所以形生了柱状晶区与等轴晶区交替排列的组织特征，其组织同样为粒状回火贝氏体. 多层多道结构很好改善焊缝的韧性[9].
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图 5 母材、过渡层和焊缝的显微组织Figure 5. Microstructure of BMs, BL and WM. (a) 12Cr; (b) 30Cr2Ni4MoV; (c) BL; (d) WM维氏显微硬度的试验结果如图6所示，可以看到沿着焊接接头的硬度值分布是非常不均匀的，尤其是在熔合线界面和热影响区附近. 两侧母材因焊接热源影响，热影响区均具有较高的硬度值. 过渡层的硬度平均值为226 HV，是整个接头硬度平均值最低的区域，这是因为过渡层经历了两次回火热处理，软化现象较为明显. 但是因焊缝焊接热源的影响，过渡层的热影响区硬度值增加的幅度较大，靠近WM处的硬度最大值达到了364 HV. 在JM1，JM2和JM3 3个界面处，硬度值均出现了大幅度的增加或减小. 焊接接头不均匀分布显微硬度是化学成分、显微组织和焊接热循环的共同作用的结果，显微硬度的变化也预示着力学性能的不均匀性.
2.2 循环软/硬化行为
母材组、过渡层组及焊缝组的应力幅-相对疲劳寿命曲线如图7所示. 从应力幅的变化趋势可以看出，母材组及过渡层组在各应变幅下均表现出初期循环软化特性，并且30Cr2Ni4MoV的软化程度较大. 不同的是，焊缝组在0.9%与1.2%两个较大的应变幅下先发生循环硬化随后发生循环软化，在0.6%的应变幅下表现为轻微的循环硬化，在0.3%的应变幅下软化或硬化现象不明显. 焊缝开始循环阶段的硬化可能与柱状晶结构更容易阻碍对位错运动有关.
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图 7 应力幅变化趋势Figure 7. Variation trend of stress amplitude. (a) BM-1; (b) BM-2; (c) BL; (d) WM2.3 应变—寿命曲线
Manson-Coffin方程[10-11]是低周疲劳寿命计算的基础模型之一，其描述材料应变—寿命关系使用公式(1)，即
$$\frac{{\Delta {\varepsilon _{\rm{t}}}}}{2} = \frac{{\Delta {\varepsilon _{\rm{e}}}}}{2} + \frac{{\Delta {\varepsilon _{\rm{p}}}}}{2} = \frac{{\sigma _{\rm{f}}'}}{E}{\left( {2N{}_{\rm{f}}} \right)^{}}^b + \varepsilon _{\rm{f}}'{\left( {2{N_{\rm{f}}}} \right)^{}}^c$$ (1) 式中：Δεt是总应变幅；Δεe是弹性应变幅；Δεp是塑性应变幅；Nf是疲劳寿命；σf′是疲劳强度系数；εf′是疲劳延性系数；b是疲劳强度指数；c是疲劳延性指数.
采用Manson-Coffin公式对循环变形中的应变进行分离，得到低周疲劳试验各组的弹性应变分量和塑性应变分量，如图8所示. 分离出的弹性应变曲线与塑性应变曲线交点的横坐标称为2倍过渡寿命2NT，通常将过渡寿命作为低循环疲劳与高循环疲劳的分界点[12]. 4个区域的弹性应变幅度曲线比较接近，因此焊接接头的过渡寿命主要取决于每个区域的塑性应变幅度. BM-2的过渡寿命最大，相比于其它区域，BM-2有更好循环塑形应变能力. WM的过渡寿命最低，表明它循环塑形变性能力更低. 两种母材、过渡层及焊缝组的应变疲劳极限、过渡寿命、疲劳强度参数和疲劳延性参数如表2所示.
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图 8 弹性-塑形应变转变寿命Figure 8. Transition life between elastic strain and plastic strain. (a) BM-1; (b) BM-2; (c) BL; (d) WM表 2 低周疲劳参数Table 2. Low-cycle fatigue parameters区域 应变疲劳极限
Δεt(%)疲劳强度系数
σf′/MPa疲劳强度指数
b疲劳延性系数
εf′疲劳延性指数
c过渡寿命
2NT循环强度系数
K′/MPa应变硬化指数
n′BM-1 0.23 953 −0.047 61 0.192 19 −0.571 13 1279 1020.78 0.069 75 BM-2 0.19 924 −0.040 93 0.664 69 −0.722 96 1569 927.70 0.053 14 BL 0.18 937 −0.058 81 0.285 80 −0.633 23 1398 1014.21 0.086 10 WM 0.29 1010 −0.052 42 0.078 17 −0.446 05 1192 1192.48 0.091 96 在应变疲劳试验条件下，应变幅值Δεt与疲劳寿命Nf之间满足Zheng-Hirt公式[13]，即
$${N_{\rm{f}}} = A{\left( {\Delta {\varepsilon _{\rm{t}}} - \Delta {\varepsilon _{\rm{c}}}} \right)^{ - 2}}$$ (2) 式中：A和Δεc是通过试验数据拟合得到的常数，Δεc又称作理论疲劳极限. 当应变幅值Δεt等于Δεc时，疲劳寿命Nf趋于无穷大，这时的应变幅值Δεt即为应变疲劳极限. 结果表明，焊缝的应变疲劳极限较高，Δεt = 0.29%，过渡层的应变疲劳极限较低Δεt = 0.18%. 过渡层更低的应变疲劳极限与其较软的显微组织有关，过渡层上有更低的显微硬度，不均匀的焊接接头上较软的区域容易应变集中，因此在较大的应变幅下更容易萌生疲劳裂纹.
2.4 循环应力—应变曲线
循环应力—应变关系通常用于描述试样在循环载荷条件下的稳定应力—应变行为. 循环应力—应变关系可以用Ramberg-Osgood方程描述[14]，即
$$ \frac{\Delta \sigma }{2}={K}'{\left(\frac{\Delta {\varepsilon }_{{\rm{p}}}}{2}\right)}^{n'}$$ (3) 式中：Δσ/2是应力幅；Δεp/2是塑形应变幅；n′是循环应变硬化指数；K'是循环强度系数. 对各组的应力幅和塑性应变幅数据进行拟合，得到应力幅-塑性应变幅曲线，以及循环强度系数和循环应变硬化指数. 循环强度系数主要材料的屈服强度有关，循环应变硬化指数可以表征材料的硬化能力. 两种母材、过渡层及焊缝组的应力幅-塑性应变幅曲线如图9所示，得到的循环强度系数和循环应变硬化指数如表2所示. 焊缝组的循环应变硬化指数最高，n′为0.091 96，30Cr2Ni4MoV组的循环应变硬化指数最低，n′ = 0.053 14.
2.5 疲劳裂纹和断口分析
过渡层与焊缝低周疲劳裂纹的宏观金相如图10所示(Δεt =0.6%)，过渡层试样均断裂在12Cr与过渡层之间的界面处，焊缝试样均断裂在焊缝内部. 过渡层试样的疲劳裂纹从试样表面的JM1处启裂，并沿波浪状的JM1界面扩展，在遇到波浪线的“转折点”时，裂纹没有继续沿着界面JM1扩展，而是向过渡层的内部扩展直至试验停止，如图10a所示. 由于过渡层只有5 mm的宽度，因此在疲劳试样的平行段实际上包含了多个区域，因此，热影响区BM-1，BL和WM，母材与过渡层之间的界面JM1是低周疲劳性能更薄弱的微区. 焊缝试样的疲劳裂纹在试样表面的柱状晶区萌生并沿着柱状晶的方向向试样内部扩展直至试验停止，如图10b所示. 这说明相比于多层多道焊缝的等轴晶，柱状晶的低周疲劳性能更弱.
低周疲劳的相关研究表明，裂纹容易在夹杂物和晶界处启裂[15]. 晶界位向差较大的区域，尤其是异质接头的界面区域，因为不同材料的力学性能差异较大，塑性变形时位错较易在晶界和界面处聚集，并引发开裂. 从图6中可以看出，JM1处的硬度变化幅度很大，12Cr与过渡层的变形抗力差异也较大. 这个位置存在很大的硬度梯度，则必定会产生应力集中现象. 在循环变性过程中，JM1处不断应力集中，使得界面微区发生更大的塑性变形，形成早期的疲劳微裂纹损伤，降低了材料的有效抗载能力，当短裂纹聚集形成疲劳主裂纹后，便会快速扩展并且导致材料破坏. 因此，显微硬度大梯度变化的区域往往是疲劳性能较低的环节，需要格外关注.
JM1与焊缝柱状晶区的扫描形貌如图11所示，过渡层与焊缝疲劳裂纹(Δεt = 0.6%)的扫描形貌如图12所示. 如图11a所示，HAZ-1一侧显示为白色的第二相分布要远多于颜色较深的BL侧，表面母材12Cr及其上的热影响区HAZ-1的第二相数量多于过渡层. 这主要与JM1两侧材料化学成分的差异有关，12Cr中的第二相形成元素Cr和Mo元素的含量远高于过渡层. 碳化物具有沉淀强化的作用，可以提升材料的高温强度. 碳化物还可以在塑性变形中阻碍位错运动，因此增加焊接接头的低周疲劳性能. JM1两侧第二相含量的大幅度变化使界面处的硬度、强度等性能出现了较大的失配，降低了界面的结合性能，使得疲劳裂纹容易在JM1处萌生并扩展，如图12a所示. 焊缝柱状晶区的扫描形貌如图11b所示，第二相粒子呈链状分布在晶界及亚晶界处，塑性变形过程中容易阻碍位错的运动从而引起位错塞积. 不过，呈链状分布第二相可能造成基体的不连续性，由此引起的拉应力会引起裂纹形核及扩展，这也是在WM的疲劳裂纹上观察到第二相的原因，如图12b所示.
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图 11 界面JM1和焊缝柱状晶的SEM观察Figure 11. SEM observation of the interface JM1 and the columnar grain in WM. (a) JM1; (b) WM为了进一步分析第二相对焊缝低周疲劳行为的影响，观察了焊缝(Δεt = 1.2%)低周疲劳试样的疲劳断口，如图13所示. 可以看到在紧挨着试样表面的疲劳源分布有平行条状的第二相，这说明疲劳裂纹萌生与第二相有关. 对图13中第二相能谱分析(energy dispersive spectrum，EDS)结果如表3所示，可以看到Cr的含量高于表1中焊缝的化学成分，因此第二相主要为含Cr的碳化物. 这可能是WM柱状晶晶界周围分布的碳化物在低周疲劳断裂后形成的，循环加载过程中碳化物对位错起到了钉扎作用，使试样发生相同变形时需要施加更大的载荷. 焊缝在承受循环载荷时，由于碳化物的存在基体协调变形变得困难，位错容易在第二相与基体的界面处产生堆积，并最终导致裂纹萌生.
表 3 焊缝疲劳断口上第二相的EDS结果 (质量分数，%)Table 3. EDS results of second phase on fatigue fracture of WM元素 C V Cr Mn Fe Ni Mo 总量 测试1 16.35 0.78 4.57 0.00 75.00 1.06 2.24 100.00 测试2 47.78 0.54 3.08 0.00 47.14 0.64 0.82 100.00 3. 结论
(1) 过渡层的应变疲劳极限较低，焊缝的应变疲劳极限较高. 12Cr，30Cr2Ni4MoV和过渡层组在室温低周疲劳过程中发生了循环软化，而焊缝组在0.9%和1.2%两个较大的应变幅下发生了比较明显的初期循环硬化.
(2) 12Cr与过渡层之间的界面是焊接异质接头低周疲劳薄弱环节. 过渡层因为经历了两次焊后回火热处理，软化现象较为明显. 过渡层的第二相的沉淀强化作用低于12Cr，界面化学成分、显微组织和性能的失配使得此处容易萌生疲劳裂纹.
(3) 焊缝低周疲劳裂纹萌生于柱状晶区，分布在晶界或亚晶界的第二相粒子容易成为低周疲劳裂纹源.
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图 5 母材、过渡层和焊缝的显微组织
Figure 5. Microstructure of BMs, BL and WM. (a) 12Cr; (b) 30Cr2Ni4MoV; (c) BL; (d) WM
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图 7 应力幅变化趋势
Figure 7. Variation trend of stress amplitude. (a) BM-1; (b) BM-2; (c) BL; (d) WM
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图 8 弹性-塑形应变转变寿命
Figure 8. Transition life between elastic strain and plastic strain. (a) BM-1; (b) BM-2; (c) BL; (d) WM
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图 11 界面JM1和焊缝柱状晶的SEM观察
Figure 11. SEM observation of the interface JM1 and the columnar grain in WM. (a) JM1; (b) WM
表 1 母材、过渡层和焊缝的化学成分 (质量分数，%)
Table 1 Chemical component of BMs, BL and WM
区域 C Si Cr Ni Mo V Mn Nb BM-1 0.16 0.07 11.00 0.70 1.35 0.20 0.70 0.070 BM-2 0.37 0.12 2.05 3.82 0.62 0.16 0.43 — BL 0.10 0.14 2.30 — 1.04 0.28 0.42 0.034 WM 0.10 0.55 0.50 2.60 0.55 — 1.80 — 
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表 2 低周疲劳参数
Table 2 Low-cycle fatigue parameters
区域 应变疲劳极限
Δεt(%)疲劳强度系数
σf′/MPa疲劳强度指数
b疲劳延性系数
εf′疲劳延性指数
c过渡寿命
2NT循环强度系数
K′/MPa应变硬化指数
n′BM-1 0.23 953 −0.047 61 0.192 19 −0.571 13 1279 1020.78 0.069 75 BM-2 0.19 924 −0.040 93 0.664 69 −0.722 96 1569 927.70 0.053 14 BL 0.18 937 −0.058 81 0.285 80 −0.633 23 1398 1014.21 0.086 10 WM 0.29 1010 −0.052 42 0.078 17 −0.446 05 1192 1192.48 0.091 96
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表 3 焊缝疲劳断口上第二相的EDS结果 (质量分数，%)
Table 3 EDS results of second phase on fatigue fracture of WM
元素 C V Cr Mn Fe Ni Mo 总量 测试1 16.35 0.78 4.57 0.00 75.00 1.06 2.24 100.00 测试2 47.78 0.54 3.08 0.00 47.14 0.64 0.82 100.00
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[1] 朱明亮, 轩福贞, 梅林波. 汽轮机高、低压一体化转子材料及性能的研究进展[J]. 动力工程, 2008, 28(5): 664 − 671. Zhu Mingliang, Xuan Fuzhen, Mei Linbo. Progression of investigation on high-low-pressure combined rotor materials and properties of the steam turbine[J]. Journal of Power Engineering, 2008, 28(5): 664 − 671.
[2] 庞庆, 彭建强, 孙秀萍. 高参数大容量汽轮机焊接转子[J]. 汽轮机技术, 2014, 56(6): 478 − 480. doi: 10.3969/j.issn.1001-5884.2014.06.024 Pang Qing, Peng Jianqiang, Sun Xiuping. Welded rotor for large power rating steam turbine with high steam parameters[J]. Turbine Technology, 2014, 56(6): 478 − 480. doi: 10.3969/j.issn.1001-5884.2014.06.024
[3] Timo D P, Designing turbine components for low-cycle fatigue[C]//International Conference on Thermal Stress and Thermal Fatigue, Berkeley, USA, 1969: 453 − 469.
[4] Liu X. Investigation on mechanical properties of 9%Cr-CrMoV dissimilar steels welded joint[J]. Materials Engineering and Performance, 2015, 24(4): 1434 − 1440. doi: 10.1007/s11665-015-1428-y
[5] Wu Q J, Lu F, Cui H, et al. Role of butter layer in low-cycle fatigue behavior of modified 9Cr and CrMoV dissimilar rotor welded joint[J]. Materials and Design, 2014, 59: 165 − 175. doi: 10.1016/j.matdes.2014.02.022
[6] 杨百勋, 丁玲玲, 田晓, 等. FB2转子钢低周疲劳断口分析[J]. 中国电力, 2018, 51(11): 20 − 25. Yang Baixun, Ding Lingling, Tian Xiao. Analysis of the fracture morphology of FB2 under low-cycle fatigue[J]. Electric Power, 2018, 51(11): 20 − 25.
[7] 张建勋. 金属焊接性能的不均匀性及其尺度效应研究[J]. 电焊机, 2008, 39(1): 24 − 29. Zhang Jianxun. Unevenness of metal welding performance and its scale effect study[J]. Electric Welding Machine, 2008, 39(1): 24 − 29.
[8] Wang W K, Liu Y, Zhang Q B, et al. Microstructure and local mechanical properties of a dissimilar metal welded joint with buttering layer in steam turbine rotor[J]. Materials Science & Engineering: A, 2019, 747: 244 − 254.
[9] Tan L, Zhang J X, Zhuang D, et al. Influences of lumped passes on welding residual stress of a thick-walled nuclear rotor steel pipe by multipass narrow gap welding[J]. Nuclear Engineering and Design, 2014, 273: 47 − 57.
[10] Manson S S, Behavior of materials under conditions of thermal stress[C]//Washington, USA: National Advisory Committee for Aeronautics, 1953: 1 − 105.
[11] Coffin L F. A study of the effects of cyclic thermal stresses on a ductile metal[J], Trans. ASTM, 1954, 76: 931.
[12] Zhou H W , He Y Z , Zhang H , et al. Influence of dynamic strain aging pre-treatment on the low-cycle fatigue behavior of modified 9Cr–1Mo steel[J]. International Journal of Fatigue, 2013, 47(FEB.): 83 − 89.
[13] 郑修麟, 张钢柱. 应变疲劳公式的探讨[J]. 西北工业大学学报, 1984(2): 223 − 229. Zheng Xiulin, Zhang Gangzhu. On fatigue formula under strain cycling[J]. Journal of Northwestern Polytechnical University, 1984(2): 223 − 229.
[14] Ramberg W, Osgood W R. Description of stress-strain curves by three parameters[C]//Technical note no. 902, National Advisory Committee on Aeronautics, 1943: 1 − 6.
[15] 师田田, 周晓, 沈寅忠. 11%Cr铁素体/马氏体钢蠕变前后的析出相研究[J]. 金属热处理, 2018, 43(7): 1 − 6. Shi Tiantian, Zhou Xiao, Shen Yanzhong. Precipitate phases in 11%Cr ferritic/martensitic steel before and after creep[J]. Heat Treatment of Metals, 2018, 43(7): 1 − 6.
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1. 宋扬，胡庆睿，安洪亮，冷冰，钟彬，牟梓豪，张基隆. 中碳铸钢缺陷补焊材料与工艺优化. 焊接. 2023(06): 52-57 . 
百度学术
2. 王智春，韩哲文，康举，王启冰，李英河，冯含，张学华，曾燕屏. 长期高温时效对12Cr1MoV/TP347H异种钢接头组织及碳迁移的影响. 材料热处理学报. 2022(04): 170-177 . 百度学术
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