中錳鋼棘輪行為的細(xì)觀有限元模擬

暢舒心,張 娟,劉駿華,黃興民

(西南交通大學(xué)1.力學(xué)與航空航天學(xué)院,應(yīng)用力學(xué)與結(jié)構(gòu)安全四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室;2.材料科學(xué)與工程學(xué)院,成都 610031)

0 引 言

中錳(錳質(zhì)量分?jǐn)?shù)在4%～12%)鋼因存在相變誘發(fā)塑性(TRIP)效應(yīng)而具有高強(qiáng)高韌性,在汽車工業(yè)、國防工業(yè)等領(lǐng)域得到越來越多的應(yīng)用[1-2]。鋼結(jié)構(gòu)件在加工成形以及實(shí)際服役時不可避免會產(chǎn)生較大的變形以及承受循環(huán)載荷;在非對稱應(yīng)力控制循環(huán)加載下,結(jié)構(gòu)件會產(chǎn)生塑性變形的累積現(xiàn)象,即棘輪效應(yīng)[3]。棘輪效應(yīng)中產(chǎn)生的漸進(jìn)變形,即棘輪應(yīng)變的累積會加速疲勞裂紋擴(kuò)展和損傷累積,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)件疲勞壽命縮短或使其塑性變形遠(yuǎn)超限值,這是工程應(yīng)用中不可忽略的重要問題之一[4-5]。由于中錳鋼由殘余奧氏體、鐵素體等多種相組成,并且在變形過程中會發(fā)生馬氏體相變,因此其力學(xué)行為比一般鋼材更為復(fù)雜。另外,在循環(huán)載荷作用下,這種復(fù)雜的顯微組織演變也勢必會對其棘輪行為產(chǎn)生影響。然而,目前能夠探究變形過程中材料內(nèi)部微結(jié)構(gòu)受力的原位試驗(yàn)設(shè)備還較少[6],且成本較高,這使得通過試驗(yàn)方法來研究中錳鋼棘輪變形過程中的顯微組織演變較為困難。隨著計(jì)算機(jī)性能的進(jìn)一步提高,有限元模擬憑借直觀易得、節(jié)約成本的優(yōu)勢逐漸成為探究中錳鋼變形行為的有力工具[7]。

國內(nèi)外學(xué)者針對TRIP鋼單軸拉伸過程中組織演變對力學(xué)性能影響的有限元模擬研究較多。DAN等[8]采用有限元模擬對TRIP鋼板成形過程中應(yīng)變誘發(fā)馬氏體相變效應(yīng)進(jìn)行了研究。LIU等[9]提出了一種描述馬氏體相變導(dǎo)致殘余奧氏體晶粒尺寸演變的新方法,并以此為基礎(chǔ),采用有限元方法對多相鋼的力學(xué)行為進(jìn)行了數(shù)值模擬。PAPATRIANTAFILLOU等[10]采用非線性復(fù)合材料的均勻化技術(shù)建立了多相TRIP鋼的本構(gòu)方程,模擬了TRIP鋼單軸拉伸過程中的變形特征,發(fā)現(xiàn)TRIP效應(yīng)能夠延緩頸縮的發(fā)生。SEERI等[11-12]采用ABAQUS有限元軟件分析了馬氏體相變對TRIP鋼成形性能的影響,并進(jìn)一步模擬了杯突拉伸試驗(yàn),研究了相變應(yīng)變的影響以及相變動力學(xué)的應(yīng)力狀態(tài)依賴性。以上基于宏觀模型的模擬通常只能預(yù)測材料組織演變的綜合統(tǒng)計(jì)信息,無法描述微觀結(jié)構(gòu)信息,如顯微組織形貌特征、織構(gòu)以及相變區(qū)域分布等。為了更好地揭示顯微組織演變對中錳鋼宏觀力學(xué)性能的影響,學(xué)者們開始建立基于材料真實(shí)微觀結(jié)構(gòu)的細(xì)觀有限元模型。孫宇陽等[7]基于試驗(yàn)得到的中錳鋼顯微組織建立了代表性體積元(RVE)模型,采用ABAQUS軟件對中錳鋼在單軸拉伸過程中的組織演變和應(yīng)力、應(yīng)變分布進(jìn)行了模擬。董瑞[13]利用電子背散射衍射(EBSD)采集的中錳鋼顯微組織圖像建立了RVE模型,分析了單雙軸拉伸變形過程中馬氏體相變的形核位置、擴(kuò)展方向及變形過程中應(yīng)力和應(yīng)變的分布。HOSSEINABADI等[14]基于TRIP800鋼的微觀結(jié)構(gòu),引入應(yīng)變誘發(fā)馬氏體相變動力學(xué)模型,建立了單軸拉伸下TRIP效應(yīng)產(chǎn)生過程的細(xì)觀有限元模型,并預(yù)測了馬氏體的初始形核區(qū)域。LATYPOV等[15]基于中錳鋼真實(shí)顯微組織建立了細(xì)觀有限元模型,將基于等功原理的均勻化本構(gòu)模型引入奧氏體單元中,模擬發(fā)現(xiàn)了TRIP效應(yīng)產(chǎn)生過程中鐵素體與奧氏體組織之間應(yīng)變局部化的交替特征,即在低應(yīng)變時,應(yīng)變基本集中在奧氏體中,隨著奧氏體發(fā)生應(yīng)變硬化并在加載過程中轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體,外部施加的變形越來越多地被鐵素體所容納。

以上研究大都是單軸拉伸載荷下的有限元模擬,而有關(guān)循環(huán)載荷作用下中錳鋼棘輪行為有限元模擬的研究較少。為此,作者以含鋁中錳鋼為研究對象,基于掃描電鏡得到的顯微組織構(gòu)建二維RVE模型,同時引入馬氏體相變演化方程,采用Mori-Tanaka均勻化方法構(gòu)建了奧氏體和馬氏體組合相的本構(gòu)模型,采用細(xì)觀有限元方法研究了非對稱應(yīng)力控制加載下中錳鋼顯微組織的應(yīng)力、應(yīng)變場分布以及相變對棘輪行為的影響。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為含鋁中錳鋼,化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為6.9Mn,3.2Al,0.35C,余Fe。采用80 kg真空感應(yīng)爐熔煉并澆鑄在金屬型中得到直徑為140 mm的鋼錠。利用機(jī)加工去除鋼坯表面氧化皮,在加熱爐中于1 200 ℃下保溫2 h,鍛成截面尺寸為50 mm×30 mm的中間坯。在二輥可逆式試驗(yàn)軋機(jī)上進(jìn)行軋制,初軋溫度為1 050 ℃,軋至厚度為80 mm,降溫至900 ℃,再軋至厚度為12 mm,終軋溫度為750 ℃,水冷至室溫。在箱式加熱爐內(nèi)進(jìn)行700 ℃×1 h的臨界退火,水淬至室溫。

制取金相試樣,經(jīng)逐級打磨、機(jī)械拋光、體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸乙醇溶液腐蝕后,采用ZEISS SUPRA 55型場發(fā)射掃描電鏡(SEM)觀察微觀形貌。采用Bruker D8 Advance型X射線衍射儀(XRD)進(jìn)行物相分析,鈷靶,Kα射線,掃描范圍為40°～120°,掃描速率為2(°)·min-1,根據(jù)YB/T 5338-2006計(jì)算殘余奧氏體體積分?jǐn)?shù),選取同條件的3個試樣的XRD譜進(jìn)行計(jì)算,以保證準(zhǔn)確性。沿軋制方向制取啞鈴棒狀試樣,如圖1所示,標(biāo)距段為光滑棒狀,尺寸為φ6 mm×20 mm,夾持端為螺紋狀,采用MTS809A/T型拉扭試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)和非對稱應(yīng)力循環(huán)試驗(yàn)(棘輪試驗(yàn)),試驗(yàn)溫度為室溫,力加載方向與試樣軸向平行。單軸拉伸試驗(yàn)的應(yīng)變速率為5×10-3s-1,棘輪試驗(yàn)平均應(yīng)力為50 MPa,應(yīng)力幅分別為700,710 MPa,分別記為(50±700),(50±710) MPa工況,加載速率為80 MPa·s-1。

圖1 單軸拉伸試樣和棘輪試樣的尺寸Fig.1 Size of uniaxial tensile sample and ratcheting sample

2 有限元模擬

2.1 建立RVE模型

由圖2計(jì)算可得試驗(yàn)鋼中的殘余奧氏體體積分?jǐn)?shù)最大值為47.34%,最小值為39.30%,平均值為42.94%。根據(jù)SEM形貌建立RVE模型,由于只有RVE模型尺寸達(dá)到某一臨界值時,才能較好反映顯微組織基本信息[16],因此需要在SEM圖像中合理選擇建模區(qū)域。選擇RVE模型尺寸為12 μm×12 μm,所選區(qū)域奧氏體體積分?jǐn)?shù)為45%,與試驗(yàn)測得平均值接近,相對誤差小于5%。將圖3(a)進(jìn)行圖像處理以使兩相組織明顯區(qū)分,利用程序拾取兩相組織邊界并轉(zhuǎn)化為矢量文件,后導(dǎo)入ABAQUS軟件中建立草圖和二維方形部件,使用草圖切割部件,建立基于真實(shí)顯微組織的RVE模型,如圖3(b)所示,其中暗黑色凹面和亮灰色凸面區(qū)域分別為鐵素體和奧氏體。RVE模型采用對稱性邊界條件,在右側(cè)邊界施加均布載荷,采用三角形為主的網(wǎng)格劃分方法,如圖3(c)所示,單元類型為CPE3,共包含24 409個單元。

圖2 試驗(yàn)鋼不同試樣的XRD譜Fig.2 XRD patterns of different test steel samples

圖3 試驗(yàn)鋼的SEM形貌、 RVE模型及邊界條件、RVE模型網(wǎng)格劃分Fig.3 SEM morphology (a), RVE model and boundary conditions (b) and RVE model meshing (c) of test steel

2.2 奧氏體和馬氏體組合相的均勻化本構(gòu)模型

承受載荷時,殘余奧氏體發(fā)生的馬氏體相變對中錳鋼的變形行為有十分重要的影響。然而,采用細(xì)觀有限元方法直接模擬馬氏體相變非常困難,需要采用間接方法,即Mori-Tanaka均勻化方法來求解含夾雜材料基體的平均內(nèi)應(yīng)力,通過與局部擾動應(yīng)力相加獲得基體中實(shí)際應(yīng)力。均勻化方法簡單,能反映復(fù)合材料中夾雜相之間的相互作用[17-18]。

將殘余奧氏體視為彈塑性基體相,將相變產(chǎn)生的馬氏體視為純彈性球形夾雜相,應(yīng)用Mori-Tanaka均勻化方法得到奧氏體和馬氏體組合相(奧馬組合相)的均勻化本構(gòu)模型,并在模型中引入相變演化方程,以此來模擬馬氏體相變對材料力學(xué)性能的影響[18]。對組合相本構(gòu)模型編寫ABAQUS子程序UMAT來進(jìn)行有限元移植,賦予RVE模型中的奧氏體單元。奧氏體和馬氏體的彈性模量均取219 GPa,鐵素體取203 GPa,各相泊松比均取0.33。

采用循環(huán)彈塑性本構(gòu)模型來描述鐵素體和奧氏體的循環(huán)變形行為,模型主控方程[17]如下:

ε=εp+εe

(1)

σ=Ce1:εe

(2)

(3)

(4)

采用修正的Abdel-Karim-Ohno非線性隨動硬化模型描述材料的棘輪行為。將背應(yīng)力張量α分成M份,即

(5)

(6)

μ=μ0exp(-kp)

(7)

其中,M取6;鐵素體的r1,r2,r3,r4,r5,r6分別為323.6,128.3,27.8,16.7,5.6,3.3,ξ1,ξ2,ξ3,ξ4,ξ5,ξ6分別為3.8,62,36,29.7,56.1,16.6;奧氏體r1,r2,r3,r4,r5,r6分別為330.6,136.3,27.8,16.7,5.6,3.3,ξ1,ξ2,ξ3,ξ4,ξ5,ξ6分別為2.2,66,36.2,29.8,75.1,19.8。

采用Mori-Tanaka均勻化方法進(jìn)行奧馬組合相的均勻化處理,已知宏觀應(yīng)變速率時,奧馬組合相的宏觀應(yīng)力速率計(jì)算公式[17]如下:

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

式中:V為RVE模型的體積;VM為相的體積。

2.3 馬氏體相變演化方程

變形過程中中錳鋼中的殘余奧氏體會發(fā)生馬氏體相變,馬氏體含量是變化的。因此,在上述均勻化模型中必須考慮每一個計(jì)算的增量步中馬氏體含量的變化,這就需要構(gòu)建合理的馬氏體相變演化方程來對奧氏體和馬氏體體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行動態(tài)更新。

單軸拉伸變形時中錳鋼的相變演化規(guī)律可以用指數(shù)函數(shù)[19]來描述,如下:

φMT=1-exp(zεp)

(15)

式中:φMT為奧氏體向馬氏體的轉(zhuǎn)變體積分?jǐn)?shù);z為擬合系數(shù),取—2.76;εp為塑性應(yīng)變。

由于循環(huán)加載的往復(fù)性,使用簡單的指數(shù)函數(shù)建立相變演化方程將不再合理,還需要考慮加載方式、循環(huán)圈數(shù)、加載幅值和累積塑性應(yīng)變等對馬氏體相變的影響[19-20]。根據(jù)試驗(yàn)測得中錳鋼循環(huán)過程中馬氏體的體積分?jǐn)?shù)變化,選擇文獻(xiàn)[21-22]中的循環(huán)加載馬氏體相變演化方程,如下:

VMT=-c[1-exp(-ΦSp)]m

(16)

式中:Sp為累積塑性應(yīng)變;c,Φ,m為待定系數(shù)。

(50±700) MPa和(50±710) MPa工況下,系數(shù)c分別為0.65和1.18,Φ分別為0.129和-0.082,m均取1.6。

3 結(jié)果與討論

3.1 單軸拉伸行為

采用圖3中的RVE模型對試驗(yàn)鋼進(jìn)行單軸拉伸有限元模擬,所得真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線及相應(yīng)的試驗(yàn)曲線如圖4所示。相比不考慮馬氏體相變,考慮馬氏體相變模擬的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好,相對誤差小于5%,單軸拉伸后期曲線均呈現(xiàn)明顯的應(yīng)變硬化現(xiàn)象,說明模型可以對TRIP效應(yīng)進(jìn)行準(zhǔn)確描述。此外,提取拉伸至25%應(yīng)變時每個奧氏體單元的馬氏體體積分?jǐn)?shù)并取平均值,得到奧氏體中馬氏體的體積分?jǐn)?shù)為52.7%。XRD測得未變形和25%應(yīng)變時試驗(yàn)鋼的殘余奧氏體體積分?jǐn)?shù)分別為42.94%,21.84%,則發(fā)生馬氏體相變的體積分?jǐn)?shù)占初始?xì)堄鄪W氏體體積分?jǐn)?shù)的49.1%,和模擬結(jié)果的相對誤差小于10%,說明RVE模型對馬氏體體積分?jǐn)?shù)的預(yù)測較為準(zhǔn)確。

圖4 模擬與試驗(yàn)得到的試驗(yàn)鋼單軸拉伸真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.4 True stress-true strain curves of test steel in uniaxial tension obtained by simulation and test

由圖5可見:當(dāng)應(yīng)變?yōu)?%時,高應(yīng)力區(qū)域主要集中在鐵素體內(nèi);隨著應(yīng)變增大,部分奧氏體發(fā)生馬氏體相變,奧氏體內(nèi)的應(yīng)力逐漸增大,當(dāng)應(yīng)變?yōu)?5%時,奧氏體內(nèi)的應(yīng)力超過了鐵素體內(nèi)的應(yīng)力。

圖5 模擬得到拉伸至不同應(yīng)變時試驗(yàn)鋼的Mises等效應(yīng)力分布Fig.5 Mises equivalent force distribution of test steel after tension to different strains obtained by simulation

采用均勻化方法提取奧氏體與鐵素體兩相在不同應(yīng)變下的平均應(yīng)力。由圖6可知:變形初期,奧氏體由于屈服強(qiáng)度較低,在相同的應(yīng)力下先產(chǎn)生了塑性變形,鐵素體由于屈服強(qiáng)度較高而承受較高的應(yīng)力水平;隨著應(yīng)變增加,奧氏體發(fā)生馬氏體相變,塑性變形快速增大,并產(chǎn)生了較明顯的應(yīng)變硬化現(xiàn)象;當(dāng)應(yīng)變?yōu)?7%左右時,兩相的平均應(yīng)力相等;隨著應(yīng)變繼續(xù)增加,馬氏體進(jìn)一步生成,奧氏體平均應(yīng)力超過鐵素體,高應(yīng)力區(qū)從鐵素體轉(zhuǎn)移至奧氏體?？梢娎爝^程中,奧氏體與鐵素體兩相之間出現(xiàn)了應(yīng)力交替現(xiàn)象。

圖6 模擬得到奧氏體和鐵素體的平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Average stress-strain curves of austenite and ferrite obtained by simulation

3.2 棘輪行為

由圖7可見:無論是否考慮馬氏體相變,模擬得到兩種工況下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化趨勢幾乎一致,滯回環(huán)隨循環(huán)圈數(shù)的增加逐漸增大;相同工況下,在循環(huán)初始階段,考慮馬氏體相變模擬的滯回環(huán)與不考慮相變時幾乎重合,隨著循環(huán)圈數(shù)增加,兩者之間逐漸產(chǎn)生差異,考慮相變模擬的滯回環(huán)面積小于不考慮相變模擬的,而且當(dāng)應(yīng)力幅更大時,這種差異也更加明顯。

圖7 不同工況下考慮與不考慮馬氏體相變模擬得到的應(yīng)力-應(yīng)變滯回環(huán)Fig.7 Stress-strain hysteresis loops with and without consideration of matensitic transformation under different working conditions obtained by simulation

由圖8可見:兩種工況下,考慮相變模擬和試驗(yàn)得到的棘輪應(yīng)變均隨循環(huán)圈數(shù)的增加而增大,變化趨勢一致,說明此模擬能在宏觀層面上較合理地描述材料的棘輪行為。當(dāng)工況為(50±700) MPa時,根據(jù)式(16)計(jì)算可得循環(huán)第50圈時馬氏體體積分?jǐn)?shù)為8.1%,與試驗(yàn)結(jié)果(8.3%)的相對誤差為2.4%;當(dāng)工況為(50±710) MPa時,馬氏體體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)果為16.3%,試驗(yàn)結(jié)果為18.3%,相對誤差為10.2%,較為接近。這說明所采用的細(xì)觀本構(gòu)模型可以定性地描述不同工況下馬氏體相變對中錳鋼棘輪行為的影響。當(dāng)工況為(50±700) MPa時,考慮、不考慮相變模擬的棘輪應(yīng)變演化曲線幾乎重合,只是隨循環(huán)圈數(shù)的增加,考慮相變模擬得到的棘輪應(yīng)變略低于不考慮相變模擬結(jié)果;當(dāng)工況為(50±710) MPa時,不考慮相變模擬得到的棘輪應(yīng)變隨循環(huán)圈數(shù)增加而增大的趨勢(應(yīng)變增長率)明顯高于考慮相變時。

圖8 不同工況下考慮與不考慮馬氏體相變模擬和試驗(yàn)所得棘輪應(yīng)變隨循環(huán)圈數(shù)的演化曲線Fig.8 Evolution curves with and without consideration of matensitic transformation of ratcheting strain vs cycle numbers obtained by simulation and test under different working conditions

由圖9可知:奧氏體、鐵素體中的Mises等效應(yīng)力分別為700,800 MPa左右;在第1圈循環(huán)結(jié)束后,奧氏體和鐵素體中的Mises等效應(yīng)力呈現(xiàn)不均勻分布特征;當(dāng)循環(huán)圈數(shù)達(dá)到第25圈時,這種不均勻特征尤為明顯;隨著循環(huán)繼續(xù)進(jìn)行,鐵素體中的不均勻性逐漸減小(圖中橢圓標(biāo)記區(qū)),奧氏體中則逐漸增大(圖中矩形標(biāo)記區(qū)),說明這種應(yīng)力分布的不均勻特征和馬氏體相變有關(guān)。由圖10可見:不論是否考慮相變,奧氏體的平均應(yīng)力模擬結(jié)果整體上小于鐵素體;考慮相變模擬的奧氏體平均應(yīng)力隨循環(huán)圈數(shù)的增加而增加,而鐵素體平均應(yīng)力隨循環(huán)圈數(shù)的增加而減小,這可能是因?yàn)樵趹?yīng)力控制的加載條件下,相變產(chǎn)生的馬氏體使奧氏體承擔(dān)應(yīng)力增大,而由于外部施加峰值應(yīng)力保持不變,導(dǎo)致鐵素體承擔(dān)應(yīng)力減小。經(jīng)計(jì)算可得奧氏體平均應(yīng)力增大值與鐵素體平均應(yīng)力減小值相同。

圖9 模擬得(50±710) MPa工況下循環(huán)不同圈數(shù)時試驗(yàn)鋼的Mises等效應(yīng)力、累計(jì)塑性應(yīng)變、馬氏體體積分?jǐn)?shù)的分布Fig.9 Simulated Cloud distribution of Mises equivalent force (a-c), cumulative plastic strain (d-f) and martensite volume fraction (g-i) of test steet after cycle different circle nuambers under (50±710) MPa: (a,d,g) 1 cycle; (b,e,h) 25 cycles and (c,f,i) 50 cycles

圖10 (50±710) MPa工況下奧氏體和鐵素體在峰值應(yīng)力下模擬得到平均應(yīng)力隨循環(huán)圈數(shù)的演化曲線Fig.10 Evolution curves of average stress vs cycle numbers of austenite and ferrite obtained by simulation when reach peak stress under different working conditions

循環(huán)1圈時,試驗(yàn)鋼中并未出現(xiàn)較明顯的累積塑性應(yīng)變,也未發(fā)生馬氏體相變;而隨著循環(huán)的進(jìn)行,馬氏體體積分?jǐn)?shù)明顯增加,累積塑性應(yīng)變逐漸增加,且由于發(fā)生了馬氏體相變,奧氏體中的累積塑性應(yīng)變也呈現(xiàn)出不均勻分布特征;當(dāng)循環(huán)圈數(shù)增加到50圈時,奧氏體中累積塑性應(yīng)變的不均勻分布特性也更明顯,導(dǎo)致其鄰近的鐵素體內(nèi)的塑性變形也出現(xiàn)不均勻分布;奧氏體中累積塑性應(yīng)變較大的區(qū)域多分布在馬氏體含量較多的位置(圖中矩形標(biāo)記區(qū))。這進(jìn)一步說明基于真實(shí)顯微組織的細(xì)觀有限元模擬方法可以反映棘輪行為中由于馬氏體相變產(chǎn)生的微觀特性。

4 結(jié) 論

(1) 基于SEM形貌構(gòu)建含鋁中錳鋼二維代表性體積元(RVE)模型,同時引入馬氏體相變演化方程,采用Mori-Tanaka均勻化方法構(gòu)建了奧氏體和馬氏體組合相的本構(gòu)模型;該均勻化本構(gòu)模型可以較好反映馬氏體相變對試驗(yàn)鋼力學(xué)性能的影響,基于RVE模型模擬組織演變具有一定的準(zhǔn)確性。

(2) 模擬得到隨著單軸拉伸應(yīng)變增加,奧氏體發(fā)生馬氏體相變,真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線呈現(xiàn)較明顯的應(yīng)變硬化現(xiàn)象;隨著馬氏體的生成,高應(yīng)力區(qū)從鐵素體逐漸轉(zhuǎn)移至奧氏體,奧氏體與鐵素體兩相之間出現(xiàn)應(yīng)力交替現(xiàn)象。

(3) 當(dāng)平均應(yīng)力為50 MPa、應(yīng)力幅為700 MPa時,考慮與不考慮馬氏體相變模擬的棘輪應(yīng)變演化曲線幾乎重合;當(dāng)平均應(yīng)力為50 MPa、應(yīng)力幅為710 MPa時,不考慮馬氏體相變模擬棘輪應(yīng)變增長率明顯高于考慮相變時。