D0I:10.13374/1.issm100I103.2008.04.027 第30卷第4期 北京科技大学学报 Vol.30 No.4 2008年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2008 GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 王建国王红缨王连庆 北京科技大学新金属材料国家重点实验室，北京100083 摘要研究了总应变控制下比例加载和不同相位差(45和90°)的非比例加载条件下GH4169镍基高温合金650℃双轴疲 劳的断口特性：结果表明，比例加载时，裂纹在试样表面均匀萌生：随非比例度提高，裂纹萌生的数量明显减少，比例加载的 断口表面有明显的撕裂条带，且沿径向扩展：而非比例加载时这些撕裂条带减少，相应地撕裂面增多，在相位差为90°时断口 表面完全为撕裂面，且沿圆周方向扩展.在两裂纹扩展的交界处，发现有疲劳条纹，沿径向分布·在瞬间断裂区，随着非比例 度的增加，韧窝逐渐加深，且撕裂面逐渐加大· 关键词GH4169合金；双轴疲劳；断口：非比例加载 分类号TG111.8 Fatigue fracture characteristics of GH4169 super-alloy under non-proportional loading at high temperature WA NG Jianguo,WANG Hongying,WANG Lianqing State Key Laboratory for Advanced Metals and Materials,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China ABSTRACT Biaxial fatigue fracture feature of GH4169 super-alloy under the total strain amplitude control of in phase(IP)loading and out-of-phase (OP)loading with phase angles of 45and 90 at 650was studied.The results indicate that cracks homogenously initiate on the surface of the samples under in'phase loading while the number of crack initiation decreases with the increase of non- proportional loading.The fatigue fracture exhibits apparently tear ridge in the radial direction under in phase loading.however.there are tear planes with non proportional loading.At the phase angle of 90,the fatigue fracture shows the feature of all tear planes. which appears in the circumferential direction.On the boundary of two crack propagations the fatigue striations were found along the radial direction.At the instantaneous fracture area the depth of dimples became larger with the increase of non'proportional loading. KEY WORDS GH4169 alloy:biaxial fatigue:fracture surface:non"proportional loading 研究疲劳断口的形貌，以及对疲劳断口进行微 1实验材料与方法 观分析是认识多轴疲劳过程和疲劳失效机制的重要 方法，具有十分重要的工程意义，它得到了广泛的重 1.1实验材料 视，尤其是在航空和核电研究领域，则更加注重对 实验材料选用GH4169镍基高温合金，其化学 高温低周疲劳断口的分析·然而大多数研究仅限于 成分和常规力学性能分别见表1和表2 对单轴低周疲劳断口的分析]，很少涉及多轴疲 表1GH4169合金的主要化学成分（质量分数） 劳18).本文着重分析GH4169合金在高温多轴比 Table I Chemical composition of GH4169 alloy % 例与非比例循环载荷作用下的疲劳断口，对其进行 Cr Ni Mo A Ti 宏观和微观分析，以期了解加载路径对多轴疲劳裂 0.035 18.51 52.612.99 0.47 1.00 纹萌生、裂纹扩展的影响， Fe Nb十Ta B Mn Si P 残余 5.260.0040.02 0.10.004 收稿日期：2007-10-18修回日期：2008-03-10 基金项目：国家自然科学基金资助项目(Na.10172010) Cu Mg Co Pb Bi 作者简介：王建国(1958一)，男，高级工程师， 0.0017<0.070.0020.01<0.001<0.0001 E-mail jianguo@ustb.edu.cn
GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 王建国 王红缨 王连庆 北京科技大学新金属材料国家重点实验室北京100083 摘 要 研究了总应变控制下比例加载和不同相位差（45°和90°）的非比例加载条件下 GH4169镍基高温合金650℃双轴疲 劳的断口特性．结果表明比例加载时裂纹在试样表面均匀萌生；随非比例度提高裂纹萌生的数量明显减少．比例加载的 断口表面有明显的撕裂条带且沿径向扩展；而非比例加载时这些撕裂条带减少相应地撕裂面增多在相位差为90°时断口 表面完全为撕裂面且沿圆周方向扩展．在两裂纹扩展的交界处发现有疲劳条纹沿径向分布．在瞬间断裂区随着非比例 度的增加韧窝逐渐加深且撕裂面逐渐加大． 关键词 GH4169合金；双轴疲劳；断口；非比例加载 分类号 TG111∙8 Fatigue fracture characteristics of GH4169 super-alloy under non-proportional loading at high temperature W A NG JianguoW A NG HongyingW A NG Lianqing State Key Laboratory for Advanced Metals and MaterialsUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT Biaxial fatigue fracture feature of GH4169super-alloy under the total strain amplitude control of in-phase （IP） loading and out-of-phase （OP） loading with phase angles of 45°and90°at 650°was studied．T he results indicate that cracks homogenously initiate on the surface of the samples under in-phase loading while the number of crack initiation decreases with the increase of nonproportional loading．T he fatigue fracture exhibits apparently tear ridge in the radial direction under in-phase loadinghoweverthere are tear planes with non-proportional loading．At the phase angle of 90°the fatigue fracture shows the feature of all tear planes which appears in the circumferential direction．On the boundary of two crack propagations the fatigue striations were found along the radial direction．At the instantaneous fracture area the depth of dimples became larger with the increase of non-proportional loading． KEY WORDS GH4169alloy；biaxial fatigue；fracture surface；non-proportional loading 收稿日期：2007-10-18 修回日期：2008-03-10 基金项目：国家自然科学基金资助项目（No．10172010） 作者简介：王建国（1958—）男高级工程师 E-mail：jianguo＠ustb．edu．cn 研究疲劳断口的形貌以及对疲劳断口进行微 观分析是认识多轴疲劳过程和疲劳失效机制的重要 方法具有十分重要的工程意义它得到了广泛的重 视．尤其是在航空和核电研究领域则更加注重对 高温低周疲劳断口的分析．然而大多数研究仅限于 对单轴低周疲劳断口的分析［1—12］很少涉及多轴疲 劳［13］．本文着重分析 GH4169合金在高温多轴比 例与非比例循环载荷作用下的疲劳断口对其进行 宏观和微观分析以期了解加载路径对多轴疲劳裂 纹萌生、裂纹扩展的影响． 1 实验材料与方法 1∙1 实验材料 实验材料选用 GH4169镍基高温合金其化学 成分和常规力学性能分别见表1和表2． 表1 GH4169合金的主要化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of GH4169alloy ％ C Cr Ni Mo Al Ti 0∙035 18∙51 52∙61 2∙99 0∙47 1∙00 Fe Nb＋Ta B Mn Si P 残余 5∙26 0∙004 0∙02 0∙1 0∙004 S Cu Mg Co Pb Bi 0∙0017 ＜0∙07 0∙002 0∙01 ＜0∙001 ＜0∙0001 第30卷 第4期 2008年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．4 Apr．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．04．027
.384 北京科技大学学报 第30卷 表2GHM169合金的常规力学性能 Table 2 Mechanical properties of GH4169 alloy 2疲劳断口形貌特征 温度/ 抗拉强 屈服强 延伸 断面收 弹性模 典型的疲劳断口由疲劳源区、疲劳裂纹稳定扩 ℃ 度/MPa 度/MPa 率/% 缩率/% 量/GPa 展区和快速断裂区三部分组成，各区域所占比例的 20 1270 1030 12 15 203 大小取决于应力状态、试样形状、加载方式以及材料 650 1005 865 12 15 153 的力学性能。疲劳源区只占断口表面的很小一部 分，疲劳裂纹扩展区域随着应力幅值的增大而明显 1.2实验方法 减小，瞬时断裂区则相反· 试样为标距50mm的缺口形状，其缺口根部半 对于轴向加载其疲劳断口最重要的特征是具有 径分别为3mm和5mm,对于缺口型试样，由于存 “贝壳”一样的花样，一般称为贝纹线，也称海滩状条 在应变集中，所以在拉压和扭转多轴对称加载条件 纹、疲劳停歇线或疲劳线，裂纹的扩展方向取决于试 下，当控制试样标距段内应变时，在缺口处的应变将 样的应力状态.对于复合加载条件下的GH4169合 远远大于控制的名义应变，缺口处的应力、应变场 金高温多轴疲劳，经过对不同加载路径下缺口试样 是复杂的三维状态，其应力、应变分布需采用数值分 的宏观形貌观察，发现在多轴循环加载条件下，其疲 析的方法来获得.有关缺口试样的详细尺寸及其缺 劳断口形貌与单轴循环加载形成的疲劳断口形貌有 口处的应力应变计算见文献[14]. 所不同， 实验在MTS809-250kN/2000Nm电液伺服拉 2.1疲劳裂纹萌生区 扭疲劳试验机上进行，采用三角波对称循环加载， 对高温多轴疲劳断口形貌进行观察发现，在多 所有实验均在650℃高温环境下进行，控制方式为 轴循环加载下，疲劳裂纹的萌生在试样外表面的最 轴向和剪切应变.采用Mises准则下的等效应变幅 大等效应力处，且呈现疲劳裂纹萌生的多源性，如 作为控制总应变，最大轴向应变与最大剪应变的等 图1所示，疲劳裂纹源分布在缺口根部最小横截面 效应变比例为1，轴向应变与剪应变之间的相位差 的圆周上，多轴疲劳的这一特性，在简单加载下的 分别为0°、45°和90°.规定当拉压或扭转载荷下降 轴向疲劳中，对于韧性材料，只有当施加的轴向循环 到最大载荷的25%时则认为发生疲劳破坏，此时循 载荷较低或较高的情况下才可能出现[8,1一16. 环周次记为材料在该应变下的疲劳断裂寿命 (a mm 图1不同加载下断口宏观形貌.(a)比例加载：(b)45°非比例加载；(c)90非比例加载 Fig.I Fracture macrographs under different loadings:(a)proportional loading:(b)45non proportional loading:(e)90non proportional load- i吗 GH4169合金缺口试样在轴向和扭转循环载荷 断，剪应力对多轴疲劳裂纹的形成起着主导作用，而 的共同作用下，由于在缺口根部存在应力集中，该处 垂直于裂纹扩展平面上的正应力对疲劳裂纹的扩展 的等效应力和剪应力均为最大，因此疲劳裂纹源一 贡献最大， 定在其表面上形成、但是在首先形成的裂纹源向内 从图1中的宏观断口形貌上可以进一步看到， 部扩展的同时，在缺口根部的其他位置不断萌生出 在相同名义等效应变下，随着非比例度（相位差）的 新的裂纹，形成一个个新的疲劳裂纹源.有限元分 增加，剪应变和正应变分量相应增大，疲劳裂纹扩展 析结果表明4)，在缺口根部应力集中处的最大剪应 逐渐加快，结果在表面形成的疲劳裂纹源，其数目组 力要大于垂直于裂纹扩展面的正应力，由此可以推 也相应地减少，也就是说，在对裂纹扩展起主导作
表2 GH4169合金的常规力学性能 Table2 Mechanical properties of GH4169alloy 温度／ ℃ 抗拉强 度／MPa 屈服强 度／MPa 延伸 率／％ 断面收 缩率／％ 弹性模 量／GPa 20 1270 1030 12 15 203 650 1005 865 12 15 153 1∙2 实验方法 试样为标距50mm 的缺口形状其缺口根部半 径分别为3mm 和5mm．对于缺口型试样由于存 在应变集中所以在拉压和扭转多轴对称加载条件 下当控制试样标距段内应变时在缺口处的应变将 远远大于控制的名义应变．缺口处的应力、应变场 是复杂的三维状态其应力、应变分布需采用数值分 析的方法来获得．有关缺口试样的详细尺寸及其缺 口处的应力应变计算见文献［14］． 实验在 MTS809—250kN／2000N·m 电液伺服拉 —扭疲劳试验机上进行采用三角波对称循环加载． 所有实验均在650℃高温环境下进行控制方式为 轴向和剪切应变．采用 Mises 准则下的等效应变幅 作为控制总应变最大轴向应变与最大剪应变的等 效应变比例为1轴向应变与剪应变之间的相位差 分别为0°、45°和90°．规定当拉压或扭转载荷下降 到最大载荷的25％时则认为发生疲劳破坏此时循 环周次记为材料在该应变下的疲劳断裂寿命． 2 疲劳断口形貌特征 典型的疲劳断口由疲劳源区、疲劳裂纹稳定扩 展区和快速断裂区三部分组成各区域所占比例的 大小取决于应力状态、试样形状、加载方式以及材料 的力学性能．疲劳源区只占断口表面的很小一部 分疲劳裂纹扩展区域随着应力幅值的增大而明显 减小瞬时断裂区则相反． 对于轴向加载其疲劳断口最重要的特征是具有 “贝壳”一样的花样一般称为贝纹线也称海滩状条 纹、疲劳停歇线或疲劳线裂纹的扩展方向取决于试 样的应力状态．对于复合加载条件下的 GH4169合 金高温多轴疲劳经过对不同加载路径下缺口试样 的宏观形貌观察发现在多轴循环加载条件下其疲 劳断口形貌与单轴循环加载形成的疲劳断口形貌有 所不同． 2∙1 疲劳裂纹萌生区 对高温多轴疲劳断口形貌进行观察发现在多 轴循环加载下疲劳裂纹的萌生在试样外表面的最 大等效应力处且呈现疲劳裂纹萌生的多源性如 图1所示．疲劳裂纹源分布在缺口根部最小横截面 的圆周上．多轴疲劳的这一特性在简单加载下的 轴向疲劳中对于韧性材料只有当施加的轴向循环 载荷较低或较高的情况下才可能出现［815—16］． 图1 不同加载下断口宏观形貌．（a） 比例加载；（b）45°非比例加载；（c）90°非比例加载 Fig．1 Fracture macrographs under different loadings：（a） proportional loading；（b）45°non-proportional loading；（c）90°non-proportional loading GH4169合金缺口试样在轴向和扭转循环载荷 的共同作用下由于在缺口根部存在应力集中该处 的等效应力和剪应力均为最大因此疲劳裂纹源一 定在其表面上形成．但是在首先形成的裂纹源向内 部扩展的同时在缺口根部的其他位置不断萌生出 新的裂纹形成一个个新的疲劳裂纹源．有限元分 析结果表明［14］在缺口根部应力集中处的最大剪应 力要大于垂直于裂纹扩展面的正应力．由此可以推 断剪应力对多轴疲劳裂纹的形成起着主导作用而 垂直于裂纹扩展平面上的正应力对疲劳裂纹的扩展 贡献最大． 从图1中的宏观断口形貌上可以进一步看到 在相同名义等效应变下随着非比例度（相位差）的 增加剪应变和正应变分量相应增大疲劳裂纹扩展 逐渐加快结果在表面形成的疲劳裂纹源其数目组 也相应地减少．也就是说在对裂纹扩展起主导作 ·384· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第4期 王建国等：GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 .385. 用的正应力的作用下，疲劳裂纹快速扩展，结果较晚 只有在较低的循环应力（在材料的疲劳极限附近）状 出现的疲劳源在其孕育期就被扼杀 态下才可能出现7) 多轴比例与非比例循环加载下的疲劳裂纹萌生 图2(a)为90°非比例加载下的疲劳断口形貌， 具有多源性，是多轴疲劳断口重要特征， 在裂纹扩展区出现了非常明显的、大尺寸的裂纹， 2.2疲劳裂纹扩展区 对大裂纹附近进行局部观察，发现在其周围存在着 2.2.1二次裂纹 大量的二次裂纹，如图2(b)所示.进一步进行微观 疲劳裂纹在试样外表形成后，呈放射状向内部 分析，发现这种二次裂纹遍布在整个裂纹扩展区，二 扩展，对疲劳裂纹扩展区的断口形貌观察发现，无 次裂纹在尺度和方向上各不相同，见图2(c,d)·在 论是在非比例循环加载下，还是在比例循环加载下 45°非比例加载（图3）和比列加载（图4）的疲劳断口 均出现大量的二次疲劳裂纹，如图2一4所示， 形貌中同样观察到上述现象， GH4169合金在高温简单（轴向）加载下，二次裂纹 a 40 40m 40m 图290°非比例加载多轴疲劳宏观断口形貌.(a)疲劳宏观断口形貌；(b)主裂纹附近的二次裂纹；(c)与断口平面平行的二次裂纹：() 垂直于断口平面的二次裂纹 Fig.2 Fracture macrographs of multiaxial fatigue under the 90out of phase loading:(a)fracture macrograph:(b)secondary cracks near the main crack:(c)secondary cracks parallel to the fracture plane:(d)secondary cracks vertical to the fracture plane (b) 00m 图3二次裂纹（相位差45°，控制应变0.4%）·()平行断口平面的二次裂纹：(b)垂直于新口平面的二次裂纹 Fig.3 Secondary cracks under the 45non proportional loading:(a)secondary cracks parallel to the fracture plane;(b)secondary cracks vertical to the fracture plane
用的正应力的作用下疲劳裂纹快速扩展结果较晚 出现的疲劳源在其孕育期就被扼杀． 多轴比例与非比例循环加载下的疲劳裂纹萌生 具有多源性是多轴疲劳断口重要特征． 2∙2 疲劳裂纹扩展区 2∙2∙1 二次裂纹 疲劳裂纹在试样外表形成后呈放射状向内部 扩展．对疲劳裂纹扩展区的断口形貌观察发现无 论是在非比例循环加载下还是在比例循环加载下 均出现大量的二次疲劳裂纹如图 2～4 所示． GH4169合金在高温简单（轴向）加载下二次裂纹 只有在较低的循环应力（在材料的疲劳极限附近）状 态下才可能出现［17］． 图2（a）为90°非比例加载下的疲劳断口形貌 在裂纹扩展区出现了非常明显的、大尺寸的裂纹． 对大裂纹附近进行局部观察发现在其周围存在着 大量的二次裂纹如图2（b）所示．进一步进行微观 分析发现这种二次裂纹遍布在整个裂纹扩展区二 次裂纹在尺度和方向上各不相同见图2（cd）．在 45°非比例加载（图3）和比列加载（图4）的疲劳断口 形貌中同样观察到上述现象． 图2 90°非比例加载多轴疲劳宏观断口形貌．（a） 疲劳宏观断口形貌；（b） 主裂纹附近的二次裂纹；（c） 与断口平面平行的二次裂纹；（d） 垂直于断口平面的二次裂纹 Fig．2 Fracture macrographs of mult-i axial fatigue under the90°out-of-phase loading：（a） fracture macrograph；（b） secondary cracks near the main crack；（c） secondary cracks parallel to the fracture plane；（d） secondary cracks vertical to the fracture plane 图3 二次裂纹（相位差45°控制应变0∙4％）．（a） 平行断口平面的二次裂纹；（b） 垂直于断口平面的二次裂纹 Fig．3 Secondary cracks under the45°non-proportional loading：（a） secondary cracks parallel to the fracture plane；（b） secondary cracks vertical to the fracture plane 第4期 王建国等： GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 ·385·
.386 北京科技大学学报 第30卷 201m 10m 图4二次裂纹（相位差0）·(a)萌生裂纹区附近处的二次裂纹：(b)裂纹扩展区内的二次裂纹 Fig.4 Secondary cracks under proportional loading:(a)secondary cracks near the area of crack initiation:(b)secondary cracks at the area of crack propagation 在单轴循环加载的低循环疲劳中二次裂纹只有 纹扩展区内是沿圆周方向被撕断的、不连续的，而难 在材料变形较小时，即施加较小的循环应力时才有 以观察到疲劳条带，裂纹扩展条纹的纹理较为清 可能出现.但在本文多轴比例和非比例循环加载 楚，随着裂纹的扩展疲劳条纹的间距逐渐加大，如 时，应变幅值在高达1%时，均发现了二次裂纹，其 图5(a)所示，这是因为在每次循环中，在轴向载荷 主要原因是，在扭转载荷的作用下，材料的裂纹萌生 和扭转载荷的共同作用下，疲劳裂纹在向圆心扩展 同样发生在疲劳裂纹扩展中，但是这种萌生的裂纹 的同时，裂纹在较大的剪应力作用下沿圆周方向产 长大速度远远低于裂纹向材料内部扩展的速度，因 生较大的变形，结果被撕裂，且撕裂棱和韧窝的方向 此，在疲劳裂纹穿过萌生的小裂纹以后，该裂纹即停 均沿圆周方向，在比例加载条件下，由于轴向应力 止扩展而保留下来，多轴疲劳的这一特性在其他文 和剪应力成比例增加或减小，裂纹相应地同时向圆 献中未见报道，有关其机理还有待于进一步分析与 心和圆周方向扩展，撕裂棱和韧窝则更为明显，随 探索 着循环周次的增加，疲劳裂纹扩展速率逐渐加快，结 2.2.2撕断的疲劳条纹 果撕裂棱的面积也渐渐增大.图5(b一d)分别为疲 对疲劳断口的微观分析还发现，疲劳条纹在裂 芳裂纹萌生区慢速扩展区、向内部加速扩展区和接 200m 00m I00μm 图5O°比例加载疲劳断口裂纹扩展区微观形貌.(a)瘦劳断口全貌：(b)萌生区；(c)扩展区；()瞬新区 Fig.5 Fracture macrographs under in phase loading:(a)fracture macrograph:(b)crack initiation area:(c)crack propagation area:(d)fracture area
图4 二次裂纹（相位差0°）．（a） 萌生裂纹区附近处的二次裂纹；（b） 裂纹扩展区内的二次裂纹 Fig．4 Secondary cracks under proportional loading：（a） secondary cracks near the area of crack initiation；（b） secondary cracks at the area of crack propagation 在单轴循环加载的低循环疲劳中二次裂纹只有 在材料变形较小时即施加较小的循环应力时才有 可能出现．但在本文多轴比例和非比例循环加载 时应变幅值在高达1％时均发现了二次裂纹．其 主要原因是在扭转载荷的作用下材料的裂纹萌生 同样发生在疲劳裂纹扩展中但是这种萌生的裂纹 长大速度远远低于裂纹向材料内部扩展的速度．因 此在疲劳裂纹穿过萌生的小裂纹以后该裂纹即停 止扩展而保留下来．多轴疲劳的这一特性在其他文 献中未见报道有关其机理还有待于进一步分析与 探索． 2∙2∙2 撕断的疲劳条纹 对疲劳断口的微观分析还发现疲劳条纹在裂 纹扩展区内是沿圆周方向被撕断的、不连续的而难 以观察到疲劳条带．裂纹扩展条纹的纹理较为清 楚随着裂纹的扩展疲劳条纹的间距逐渐加大如 图5（a）所示．这是因为在每次循环中在轴向载荷 和扭转载荷的共同作用下疲劳裂纹在向圆心扩展 的同时裂纹在较大的剪应力作用下沿圆周方向产 生较大的变形结果被撕裂且撕裂棱和韧窝的方向 均沿圆周方向．在比例加载条件下由于轴向应力 和剪应力成比例增加或减小裂纹相应地同时向圆 心和圆周方向扩展撕裂棱和韧窝则更为明显．随 着循环周次的增加疲劳裂纹扩展速率逐渐加快结 果撕裂棱的面积也渐渐增大．图5（b—d）分别为疲 劳裂纹萌生区慢速扩展区、向内部加速扩展区和接 图5 0°比例加载疲劳断口裂纹扩展区微观形貌．（a） 疲劳断口全貌；（b） 萌生区；（c） 扩展区；（d） 瞬断区 Fig．5 Fracture macrographs under in-phase loading：（a） fracture macrograph；（b） crack initiation area；（c） crack propagation area；（d） fracture area ·386· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第4期 王建国等：GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 .387. 近瞬间断裂时快速扩展区的疲劳断口微观形貌.随 示.图6和图7中的(b一d)分别为45°和90°非比例 着裂纹扩展速率的加大，疲劳条带的撕裂棱逐渐加 加载条件下疲劳裂纹扩展初期、慢速和快速区的微 大，接近断裂时撕裂棱几乎连成一片.疲劳裂纹扩 观形貌，疲劳裂纹自试样表面萌生后，与比例加载 展区的微观形貌与文献[1]的简单加载条件下疲劳 的规律相同，即随着循环载荷的不断作用向内部不 断口形貌有着较大的差别. 断扩展，其被撕断的疲劳条纹间距逐渐加大，但微观 对于多轴非比例循环加载，其疲劳裂纹扩展区 形貌有所不同 形貌如图6（相位差为45°）和图7（相位差为90°）所 从图5(a)、6(a)和图7(a)的疲劳裂纹扩展区的 (a) (b) 400 um TOμm d 100m 图645°非比例加载疲劳断口裂纹扩展区微观形貌.(a)疲芳断口全貌：(b)萌生区：(c)扩展区：(d)瞬断区 Fig.6 Fracture macrographs under the 45outof phase loading:(a)fracture macrograph:(b)crack initiation area:(c)crack propagation area (d)fracture area (a) I mm 00m 100 um 00m 图790非比例加载疲芳断口裂纹扩展区微观形貌.(a)疲劳断口全貌：(b)萌生区：(c)扩展区：(d)瞬断区 Fig.7 Fracture macrographs under the 90out of phase loading:(a)fracture macrograph:(b)crack initiation area (c)crack propagation area (d)fracture area
近瞬间断裂时快速扩展区的疲劳断口微观形貌．随 着裂纹扩展速率的加大疲劳条带的撕裂棱逐渐加 大接近断裂时撕裂棱几乎连成一片．疲劳裂纹扩 展区的微观形貌与文献［1］的简单加载条件下疲劳 断口形貌有着较大的差别． 对于多轴非比例循环加载其疲劳裂纹扩展区 形貌如图6（相位差为45°）和图7（相位差为90°）所 示．图6和图7中的（b—d）分别为45°和90°非比例 加载条件下疲劳裂纹扩展初期、慢速和快速区的微 观形貌．疲劳裂纹自试样表面萌生后与比例加载 的规律相同即随着循环载荷的不断作用向内部不 断扩展其被撕断的疲劳条纹间距逐渐加大但微观 形貌有所不同． 从图5（a）、6（a）和图7（a）的疲劳裂纹扩展区的 图6 45°非比例加载疲劳断口裂纹扩展区微观形貌．（a） 疲劳断口全貌；（b） 萌生区；（c） 扩展区；（d） 瞬断区 Fig．6 Fracture macrographs under the45°out-of-phase loading：（a） fracture macrograph；（b） crack initiation area；（c） crack propagation area； （d） fracture area 图7 90°非比例加载疲劳断口裂纹扩展区微观形貌．（a） 疲劳断口全貌；（b） 萌生区；（c） 扩展区；（d） 瞬断区 Fig．7 Fracture macrographs under the90°out-of-phase loading：（a） fracture macrograph；（b） crack initiation area；（c） crack propagation area； （d） fracture area 第4期 王建国等： GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 ·387·
,388 北京科技大学学报 第30卷 低倍扫描电镜观察可以看出，疲劳裂纹扩展区随着 而增加，疲劳裂纹扩展速率相应加快，疲劳条纹的间 非比例度（相位差）的增加，断口趋于更加平缓.对 距也相应增大，因此撕裂棱相应地减少.(2)随着 裂纹扩展区的进一步分区进行微观形貌观察，发现 相位差的增加，轴向应变与剪应变最大值，即波形的 疲劳裂纹自试样表面萌生后，随着循环载荷的不断 峰谷值相遇的时间间隔加大，在比例加载时，两个 作用向内部不断扩展，其被撕断的疲劳条纹间距逐 应变同时达到最大值和最小值；而对于90°非比例 渐加大.从图5~7的(b一d)中可以清楚地看出，在 加载，当轴向应变为最大时剪应变为零，反之当剪应 疲劳裂纹源区附近、疲劳裂纹稳定扩展区和靠近瞬 变为最大时轴向应变为零；45°非比例加载正好处于 断区的快度扩展区，不同加载条件下疲劳断口的微 二者之间；90°非比例加载时，剪应力在轴向应变为 观形貌大不一样.随着非比例度（相位差）的增加， 零时达到极值，这种作用使得疲劳断口反复受到摩 疲劳条带被撕断后的撕裂棱和小韧窝在三个区域均 擦，结果将疲劳裂纹扩展过程中的撕裂棱和小韧窝 相应地减少.在90°非比例循环加载下，裂纹扩展的 破坏 三个区域已看不到明显的撕裂棱 2.2.3疲劳条带 其原因是：(1)在相同等效应变幅的条件下， 尽管在裂纹扩展区内难以观察到较为明显的疲 随着拉、扭应变相位差的增加，轴向和扭转应变均相 劳条带，但在由两个不同疲劳源引发的疲劳裂纹交 应增加，比例加载时最小，90°非比例加载时为最大. 汇处附近，即在撕裂棱的附近观察到疲劳条带，如 因此，在试样上与应变相对应的轴向载荷和扭矩也 图8所示，其特点是仅仅分布在撕裂棱的附近，在 相应增大，即轴向应力和剪应力也随相位差的增加 离撕裂棱稍远的位置难以观察到， 40m 40 um 图8撕断棱附近的度劳条带.(a)比例加载；(b)45°非比例加载 Fig-Fatigue striations near the tear planes:(a)proportional loading:(b)45non proportional loading 疲劳条带之所以能在撕裂棱附近观察到，主要 断区均偏离中心，对瞬间断口的微观分析发现，在 是在撕裂棱形成的过程中由于两边同时存在裂纹， 相同等效应变下，拉伸方向与扭转方向之间的相位 这两个裂纹不在同一平面内.由于在交汇附近裂纹 差不同，其断口的韧窝不同，从图9可以看出，随着 在不同平面内，剪切刚度势必减小，则达到同样的剪 非比例度（相位差）的增加，其轴向应变和剪应变分 应变需要的剪切应力就相应减小.因此，剪应力对 量加大，结果在瞬间断裂时韧窝逐渐加深，且撕裂面 裂纹扩展的贡献减小，轴向正应力对附近的裂纹扩 逐渐加大，在韧窝内可以看到晶内第二相强化粒 展起主导作用，结果在裂纹扩展的过程中，出现疲劳 子，是产生韧窝的主要根源， 条带.一旦裂纹闭合形成一个大裂纹，在其继续扩 展时观察不到类似的疲劳条带，而是疲劳纹理.但 3结论 是，并非是在所有的裂纹交汇处均观察到疲劳条带. (1)对多轴疲劳试样断口的宏观形貌观察和分 因此，关于多轴循环加载下形成疲劳条带的机制需 析结果表明，裂纹萌生于试件缺口根部最外层，呈现 要进一步的探索 萌生裂纹的多源性；疲劳裂纹向两侧和内部扩展时， 2.3瞬间断裂区 在两个相邻的裂纹源扩展裂纹的交汇处，形成撕 在瞬时断裂区，可以发现随着非比例度（相位 裂棱 差)的增加，断裂面逐渐变得粗糙和不平坦，且各瞬 (2)对疲劳裂纹扩展区的形貌进行微观分析
低倍扫描电镜观察可以看出疲劳裂纹扩展区随着 非比例度（相位差）的增加断口趋于更加平缓．对 裂纹扩展区的进一步分区进行微观形貌观察发现 疲劳裂纹自试样表面萌生后随着循环载荷的不断 作用向内部不断扩展其被撕断的疲劳条纹间距逐 渐加大．从图5～7的（b—d）中可以清楚地看出在 疲劳裂纹源区附近、疲劳裂纹稳定扩展区和靠近瞬 断区的快度扩展区不同加载条件下疲劳断口的微 观形貌大不一样．随着非比例度（相位差）的增加 疲劳条带被撕断后的撕裂棱和小韧窝在三个区域均 相应地减少．在90°非比例循环加载下裂纹扩展的 三个区域已看不到明显的撕裂棱． 其原因是：（1） 在相同等效应变幅的条件下 随着拉、扭应变相位差的增加轴向和扭转应变均相 应增加比例加载时最小90°非比例加载时为最大． 因此在试样上与应变相对应的轴向载荷和扭矩也 相应增大即轴向应力和剪应力也随相位差的增加 而增加疲劳裂纹扩展速率相应加快疲劳条纹的间 距也相应增大因此撕裂棱相应地减少．（2） 随着 相位差的增加轴向应变与剪应变最大值即波形的 峰谷值相遇的时间间隔加大．在比例加载时两个 应变同时达到最大值和最小值；而对于90°非比例 加载当轴向应变为最大时剪应变为零反之当剪应 变为最大时轴向应变为零；45°非比例加载正好处于 二者之间；90°非比例加载时剪应力在轴向应变为 零时达到极值这种作用使得疲劳断口反复受到摩 擦结果将疲劳裂纹扩展过程中的撕裂棱和小韧窝 破坏． 2∙2∙3 疲劳条带 尽管在裂纹扩展区内难以观察到较为明显的疲 劳条带但在由两个不同疲劳源引发的疲劳裂纹交 汇处附近即在撕裂棱的附近观察到疲劳条带如 图8所示．其特点是仅仅分布在撕裂棱的附近在 离撕裂棱稍远的位置难以观察到． 图8 撕断棱附近的疲劳条带．（a） 比例加载；（b）45°非比例加载 Fig．8 Fatigue striations near the tear planes：（a） proportional loading；（b）45°non-proportional loading 疲劳条带之所以能在撕裂棱附近观察到主要 是在撕裂棱形成的过程中由于两边同时存在裂纹 这两个裂纹不在同一平面内．由于在交汇附近裂纹 在不同平面内剪切刚度势必减小则达到同样的剪 应变需要的剪切应力就相应减小．因此剪应力对 裂纹扩展的贡献减小轴向正应力对附近的裂纹扩 展起主导作用结果在裂纹扩展的过程中出现疲劳 条带．一旦裂纹闭合形成一个大裂纹在其继续扩 展时观察不到类似的疲劳条带而是疲劳纹理．但 是并非是在所有的裂纹交汇处均观察到疲劳条带． 因此关于多轴循环加载下形成疲劳条带的机制需 要进一步的探索． 2∙3 瞬间断裂区 在瞬时断裂区可以发现随着非比例度（相位 差）的增加断裂面逐渐变得粗糙和不平坦且各瞬 断区均偏离中心．对瞬间断口的微观分析发现在 相同等效应变下拉伸方向与扭转方向之间的相位 差不同其断口的韧窝不同．从图9可以看出随着 非比例度（相位差）的增加其轴向应变和剪应变分 量加大结果在瞬间断裂时韧窝逐渐加深且撕裂面 逐渐加大．在韧窝内可以看到晶内第二相强化粒 子是产生韧窝的主要根源． 3 结论 （1） 对多轴疲劳试样断口的宏观形貌观察和分 析结果表明裂纹萌生于试件缺口根部最外层呈现 萌生裂纹的多源性；疲劳裂纹向两侧和内部扩展时 在两个相邻的裂纹源扩展裂纹的交汇处形成撕 裂棱． （2） 对疲劳裂纹扩展区的形貌进行微观分析 ·388· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第4期 王建国等：GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 .389. 图9多轴疲芳断口瞬断区.(a)相位差0°；(b)相位差45°：(c)相位差90° Fig.Instantaneous fracture of the biaxial fatigue:(a)proportional loading(b)45non proportional loading:(c)90non proportional loading 发现疲劳条纹为沿圆周方向被撕断的、不连续的条 [5]Zhang W F.Li Y J.Gao W,et al.Low cycle fatigue behavior 纹，而不是疲劳条带.疲劳裂纹的扩展方向从宏观 and steady cycle stress of directionally solidified D24 superalloy 形貌可以看到大致沿着径向向着圆心扩展，但从微 Acta Aeronaut Astronuat Sin.2004.25(4):357 (张卫方，李运菊，高威，等定向凝固D24合金的低周疲劳行 观形貌上则看不出明确的扩展方向， 为与稳定循环应力.航空学报，2004,25(4)：357) (③)在疲劳裂纹源区附近、疲劳裂纹稳定扩展 [6]Liao E B.Guo JT,Wang S H.LCF behavior of DS alloy DZ17g 区和靠近瞬断区的快度扩展区，不同加载条件下疲 at high temperature.Acta Metall Sin.1998.34(3):278 劳断口的微观形貌不同.随着非比例度（相位差）的 (廖鄂斌，郭建亭，王淑荷.定向凝固合金DZ17G的高温低周 增加，疲劳条带被撕断后的撕裂棱和小韧窝在三个 疲劳性能研究·金属学报，1998,34(3)：278 [7]Jiao L Y.Huang JF,Zhao G P.Investigation on high tempera- 区域均相应地减少，特别是当相位差为90°时，撕裂 ture low eycle fatigue behavior of superalloy CH586.JIron Steel 棱和韧窝已被循环扭转载荷在压应力最大时磨擦为 Res,2003,15(2):48 平缓的断口 (焦兰英，黄进蜂，赵光普.GH586合金的高温低周瘦劳特征. (4)多轴循环加载下二次疲劳裂纹的出现与单 钢铁研究学报，2003,15(2)：48) 轴低循环疲劳加载有所不同，其主要特点是在多轴 [8]Yanf F M,Sun X F.Guan H R.et al.Low eycle fatigue behav- 循环载荷下二次裂纹在较大的应变循环下产生 ior of K40 cobalt-base superalloy at elevated temperature fatigue fractography.Acta Matall Sin.2002.38(10):1053 (5)在瞬间断裂区，随着非比例度的增加，在瞬 (杨富民，孙晓锋，管恒荣，等.KS钴基高温合金的高温低 间断裂时韧窝逐渐加深，且撕裂面逐渐加大，晶内 周疲劳行为-金属学报，2002,38(10)：1053) 第二相强化粒子是产生韧窝的主要根源. [9]Zang L Y.Effects of trace Mg and Zr on service performance of CH4133B turbine disk.J Mater Eng:1996(8):17 参考文献 (藏兰英。微量镁和钴对GH4133B合金缺口持久及低周疲劳 [1]Xiao L.Gu H C.Low cycle fatigue properties of zircaloy-4.J 性能影响.材料工程，1996(8)：17) Ninbo Unin Nat Sci,1996,9(3):87 [10]Chen L J.WangZ G.Tian JF,et al.Creep fatigue interaction (肖林，顾海澄.Z一4合金的低周疲劳行为.宁波大学学报， behavior of a nickel based superalloy and lifetime prediction. 1996,9(3):87) Aeronaut Mater.1998(3):1 [2]Fan X H,Cai L X,Hu S Q,et al.Study on mechanical behaviors (陈立佳，王中光，田继丰，等.镍基高温合金的蠕变一疲劳交 and low cycle fatigue fracture analysis of Zr-4 alloy.J Mater 互作用行为及寿命预测-航空材料学报，1998(3)：1) Eg,2005(1):37 [11]Mei X Y,Xu HH.Xu C W,et al.Hitemp-low-cycle fatigue (范宣华，蔡力勋，胡绍全，等.Z一4合金常规力学行为研究与 behavior of Ni-based high temperature alloy GH4145/SQ.East 低周疲劳新口分析.材料工程，2005(1)：37) China Electr Power.2002.12:1 [3]Ling X Y,Li C,Shen B L.et al.Study on low cycle fatigue be- (梅小瑜，许好好，徐长威，等.镍基高温合金GH4145/SQ havior of zircaloy-4 plate.At Energy Sei Technol,2003.37 的高温低周疲劳行为.华东电力，2002,12：1) (Sppl1):77 [12]Hong H.Sun JZ,Chen L J.High temperature low -cycle fa- (凌绪玉，李聪，沈保罗，等.Z一合金低周疲劳特性研究·原 tigue behavior of nickel-based superalloy GH4049.JShenyang 子能科学技术，2003,37（增刊1）：77 Univ Technol.2003.25(2):105 [4]Jiang W H.Yao X D.Guan H R.et al.High temperature low (洪鹤，孙家仲，陈立佳.镍基高温合金GH049的高温低周 cycle fatigue of DZ40m cobalt-base superalloy.Acta Metall Sin, 麦劳行为·沈阳工业大学学报.2003,25(2)：105) 1998,34(4):378 [13]Yu H C,Sun Y G.Xie S S,et al.Low eyele fatigue erack (姜文辉，姚向东，管恒荣，等.DZ40M合金高温低周疲劳性能 propagation in stainless steel under combined torsion and tension. 及其断口分析·金属学报，1998,34(4)：378 Acta Metall Sin.2005.41(1):73
图9 多轴疲劳断口瞬断区．（a） 相位差0°；（b） 相位差45°；（c） 相位差90° Fig．9 Instantaneous fracture of the biaxial fatigue：（a） proportional loading；（b）45°non-proportional loading；（c）90°non-proportional loading 发现疲劳条纹为沿圆周方向被撕断的、不连续的条 纹而不是疲劳条带．疲劳裂纹的扩展方向从宏观 形貌可以看到大致沿着径向向着圆心扩展．但从微 观形貌上则看不出明确的扩展方向． （3） 在疲劳裂纹源区附近、疲劳裂纹稳定扩展 区和靠近瞬断区的快度扩展区不同加载条件下疲 劳断口的微观形貌不同．随着非比例度（相位差）的 增加疲劳条带被撕断后的撕裂棱和小韧窝在三个 区域均相应地减少．特别是当相位差为90°时撕裂 棱和韧窝已被循环扭转载荷在压应力最大时磨擦为 平缓的断口． （4） 多轴循环加载下二次疲劳裂纹的出现与单 轴低循环疲劳加载有所不同其主要特点是在多轴 循环载荷下二次裂纹在较大的应变循环下产生． （5） 在瞬间断裂区随着非比例度的增加在瞬 间断裂时韧窝逐渐加深且撕裂面逐渐加大．晶内 第二相强化粒子是产生韧窝的主要根源． 参 考 文 献 ［1］ Xiao LGu H C．Low cycle fatigue properties of zircaloy—4．J Ninbo Univ Nat Sci19969（3）：87 （肖林顾海澄．Zr—4合金的低周疲劳行为．宁波大学学报 19969（3）：87） ［2］ Fan X HCai L XHu S Qet al．Study on mechanical behaviors and low cycle fatigue fracture analysis of Zr—4 alloy．J Mater Eng2005（1）：37 （范宣华蔡力勋胡绍全等．Zr—4合金常规力学行为研究与 低周疲劳断口分析．材料工程2005（1）：37） ［3］ Ling X YLi CShen B Let al．Study on low cycle fatigue behavior of zircaloy—4 plate． At Energy Sci Technol200337 （Suppl1）：77 （凌绪玉李聪沈保罗等．Zr—4合金低周疲劳特性研究．原 子能科学技术200337（增刊1）：77 ［4］ Jiang W HYao X DGuan H Ret al．High temperature low cycle fatigue of DZ40m cobalt-base superalloy．Acta Metall Sin 199834（4）：378 （姜文辉姚向东管恒荣等．DZ40M 合金高温低周疲劳性能 及其断口分析．金属学报199834（4）：378 ［5］ Zhang W FLi Y JGao Wet al．Low cycle fatigue behavior and steady cycle stress of directionally solidified DZ4 superalloy． Acta Aeronaut Astronuat Sin200425（4）：357 （张卫方李运菊高威等．定向凝固 DZ4合金的低周疲劳行 为与稳定循环应力．航空学报200425（4）：357） ［6］ Liao E BGuo J TWang S H．LCF behavior of DS alloy DZ17g at high temperature．Acta Metall Sin199834（3）：278 （廖鄂斌郭建亭王淑菏．定向凝固合金 DZ17G 的高温低周 疲劳性能研究．金属学报199834（3）：278 ［7］ Jiao L YHuang J FZhao G P．Investigation on high temperature low cycle fatigue behavior of superalloy GH586．J Iron Steel Res200315（2）：48 （焦兰英黄进峰赵光普．GH586 合金的高温低周疲劳特征． 钢铁研究学报200315（2）：48） ［8］ Yanf F MSun X FGuan H Ret al．Low cycle fatigue behavior of K40S cobalt-base superalloy at elevated temperature fatigue fractography．Acta Matall Sin200238（10）：1053 （杨富民孙晓峰管恒荣等．K40S 钴基高温合金的高温低 周疲劳行为．金属学报200238（10）：1053） ［9］ Zang L Y．Effects of trace Mg and Zr on service performance of GH4133B turbine disk．J Mater Eng1996（8）：17 （藏兰英．微量镁和锆对 GH4133B 合金缺口持久及低周疲劳 性能影响．材料工程1996（8）：17） ［10］ Chen L JWang Z GTian J Fet al．Creep fatigue interaction behavior of a nickel based superalloy and lifetime prediction．J Aeronaut Mater1998（3）：1 （陈立佳王中光田继丰等．镍基高温合金的蠕变—疲劳交 互作用行为及寿命预测．航空材料学报1998（3）：1） ［11］ Mei X YXu H HXu C Wet al．H-i temp-low-cycle fatigue behavior of N-i based high temperature alloy GH4145／SQ．East China Electr Power200212：1 （梅小瑜许好好徐长威等．镍基高温合金 GH4145／SQ 的高温低周疲劳行为．华东电力200212：1） ［12］ Hong HSun J ZChen L J．High-temperature low-cycle fatigue behavior of nicke-l based superalloy GH4049．J Shenyang Univ Technol200325（2）：105 （洪鹤孙家仲陈立佳．镍基高温合金 GH4049的高温低周 疲劳行为．沈阳工业大学学报200325（2）：105） ［13］ Yu H CSun Y GXie S Set al．Low cycle fatigue crack propagation in stainless steel under combined torsion and tension． Acta Metall Sin200541（1）：73 第4期 王建国等： GH4169合金高温多轴非比例加载下疲劳断口特征 ·389·
.390 北京科技大学学报 第30卷 (于慧臣，孙燕国，谢世殊，等，不锈钢在扭转/拉伸复合载荷 [16]Center of Equipment Failure Analysis of the Ministry of Aero- 下的低周疲劳裂纹扩展.金属学报，2005,41(1)：73) nautic and Astronautics of China.Analysis and Spectra of Frac- [14]Liu LL.Wang J G.Stress"strain field FEM analysis for ture Surfaces of Metallic Materials.Beijing:Science Press, CH4169 notched specimens under multiaxial loading Phys Ex- 1991,32 amination Test,2005.23(3):11 (航空航天工业部航空装备失效分析中心，金属材料断口分 (刘灵灵，王建国.GH169缺口件多轴加载下应力应变场的 析及图谱.北京：科学出版社，1991：32) 有限元分析.物理测试，2005,23(3)：11) [17]Yang Y R.Liang X F,Shen B.Macrostructure and fatigue [15]Yao J.Quo JT,Yuan C,et al.Low cycle fatigue behavior of property of GH4169 superalloy under bend loading at high tem cast nickel base superalloy K52.Acta Metall Sin.2005,41(4): perature.Acta Metall Sin.1995.31(Suppl 1):$35 357 (杨玉荣，梁学蜂，沈飚.GH4169合金高温旋转弯曲瘦劳性能 (姚俊，郭建亭，袁超，等.铸造镍基高温合金K52的低周疲劳 及其组织形态分析.金属学报，1995,31（增刊1）：s35) 行为.金属学报，2005,41(4)：357) (上接第373页) 动态再结晶·金属学报，2003,39(7)：691) [2]Siamak S.Serrated flow during warm forming of low carbon [8]Hung J X.Wang JT,Zhang Z.Equal channel angular processing steels.Mater Lett.2003.57:4515 in a pearlitic structured steel.Chin J Mater Res,2005.19(2): [3]Akbari G H.Sellars C M,Whiteman J A.Microstructural devel- 200 opment during warm rolling of an IF steel.Acta Mater.1997.45 (黄俊霞，王经涛，张郑.珠光体组织的等径弯曲通道变形.材 (12).5047 料研究学报，2005,19(2)：200) [4]Timokhina I B.Nosenkov A I,Humphreys A O.et al.Effect of [9]Shin D H.Kim Y S.Lavernia E J.Formation of fine cementite alloying elements on the microst ructure and texture of warm rolled precipitates by static annealing of equal channel angular pressed steels.ISIJ Int.2004,717 low carbon steels.Acta Mater,2001.49:2387 [5]Storojeva L.Kaspar R.Ponge D.Effect of heavy warm deforma- [10]Li W J,Liu C Q.Influence of deformation on precipitation of tion on microstructure and mechanical properties of a medium car carbide in low carbon steel.Mater Mech Eng:2004.28(4):7 bon ferritie pearlitic steel.ISIJ Int,2004.44(7):1211 (李维娟，柳翠琴.形变对低碳钢中碳化物析出的影响.机械 [6]Storojeva L,Ponge D.Kaspar R.et al.Development of mi 工程材料，2004,28(4)：7) crostructure and texture of medium carbon steel during heavy [11]Zhao X.Jing T F.Gao J W,et al.Grain refining mechanism of warm deformation.Acta Mater.2004.52:2209 severe rolling to lath martensite.J Iron Steel Res.2004.16(6): [7]Yang W Y.Wang H M.Li L F.Dynamic reerystallization of fer- 69 rite in a low carbon steel with different minor microstructures. (赵新，荆天辅，高聿为，等.板条马氏体大变形轧制工艺的晶 Acta Metall Sin.2003.39(7):691 粒细化机制.钢铁研究学报，2004,16(6)：69) (杨王玥，王洪梅，李龙飞·不同形态第二组织低碳钢的铁素体
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