700 ℃循環(huán)熱沖擊下鈷基合金的裂紋擴(kuò)展及應(yīng)力計(jì)算

車(chē)洪艷，劉偉哲，張海燕，劉國(guó)輝，曹睿，陳劍虹

?

700 ℃循環(huán)熱沖擊下鈷基合金的裂紋擴(kuò)展及應(yīng)力計(jì)算

車(chē)洪艷1，劉偉哲2，張海燕3，劉國(guó)輝1，曹睿3，陳劍虹3

(1. 安泰科技股份有限公司，北京 100086；2. 哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司，哈爾濱 150000；3. 蘭州理工大學(xué)有色金屬先進(jìn)加工與再利用省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730050)

對(duì)不同缺口類(lèi)型的鈷基合金在700 ℃下進(jìn)行循環(huán)熱沖擊試驗(yàn)，采用掃描電鏡、光學(xué)顯微鏡和長(zhǎng)度測(cè)量軟件等，對(duì)合金在不同循環(huán)熱沖擊次數(shù)下產(chǎn)生主裂紋的情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，并計(jì)算缺口位置首次熱沖擊所致開(kāi)裂或裂紋萌生的熱應(yīng)力。結(jié)果表明，不同缺口類(lèi)型的試樣在首次或者較低循環(huán)次數(shù)的熱沖擊下均產(chǎn)生一定長(zhǎng)度的主裂紋；隨循環(huán)熱沖擊次數(shù)增多，裂紋不斷擴(kuò)展，但擴(kuò)展速率減??；熱沖擊過(guò)程中，在WC和Cr7C3這兩相的內(nèi)部以及它們與基體的界面處易產(chǎn)生微裂紋，微裂紋聚集長(zhǎng)大形成主裂紋并沿著易產(chǎn)生微裂紋的區(qū)域(薄弱區(qū)域)擴(kuò)展長(zhǎng)大，發(fā)生彎曲和偏轉(zhuǎn)，最終沿最薄弱區(qū)域斷裂。缺口位置應(yīng)力集中程度不同，致使所產(chǎn)生的裂紋長(zhǎng)度以及裂紋產(chǎn)生所需要的熱循環(huán)次數(shù)不同。通過(guò)有限元計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：缺口的應(yīng)力集中程度對(duì)開(kāi)裂產(chǎn)生重要影響，離缺口越遠(yuǎn)的位置產(chǎn)生的正應(yīng)力越小。

鈷基合金；循環(huán)熱沖擊；缺口；熱應(yīng)力；裂紋；有限元

鈷基合金是硬質(zhì)合金的一種，由物性差異較大的硬質(zhì)脆性相和韌性粘結(jié)基體相組成[1]，具有高強(qiáng)度、高耐磨性能和一定韌性，在切削件、耐磨件等方面得到廣泛應(yīng)用[2?4]。國(guó)內(nèi)外針對(duì)鈷基硬質(zhì)合金的摩擦磨損性能、高溫性能、抗熱沖擊性能、疲勞性能與抗氧化性能等開(kāi)展了大量的研究[5?8]，但對(duì)于其缺口等機(jī)械加工缺陷對(duì)斷裂的影響以及熱沖擊后的拉伸斷裂影響的研究相對(duì)較少。循環(huán)熱沖擊是一種熱疲勞現(xiàn)象，溫度的多重周期循環(huán)變化使得材料內(nèi)能發(fā)生變化，使材料的表面或內(nèi)部產(chǎn)生裂紋源、裂紋源長(zhǎng)大、擴(kuò)展形成微裂紋的過(guò)程，熱疲勞導(dǎo)致鈷基合金產(chǎn)生的微裂紋[9?10]在缺口的促進(jìn)下嚴(yán)重影響材料的使用壽命。根據(jù)Kinderma和Schlund[11]、Lisovsky[12]和黃道遠(yuǎn)[13]等的研究，熱壓法制備的WC含量較高的鈷基硬質(zhì)合金在經(jīng)歷一次熱沖擊后，形成大量氧化燒損孔洞，且脆性相發(fā)生晶內(nèi)開(kāi)裂，多次的循環(huán)沖擊使其產(chǎn)生較大的裂紋甚至斷裂。隨著有限元方法的廣泛使用，有限元模擬熱沖擊過(guò)程的順序耦合方法已成為計(jì)算熱應(yīng)力的一種重要工具，有限元順序耦合計(jì)算熱應(yīng)力的方法已在不斷探索中發(fā)展得相當(dāng)成熟，利用有限元模擬熱沖擊過(guò)程可實(shí)時(shí)地計(jì)算出任一瞬時(shí)的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布，了解模型各個(gè)單元位置的受力情況，解決實(shí)際過(guò)程中對(duì)溫度、熱應(yīng)力測(cè)量困難的問(wèn)題，為分析實(shí)際工程應(yīng)用中工件的應(yīng)力分布和使用溫度提供定量依 據(jù)[14]。因此本文對(duì)不同缺口類(lèi)型的鈷基合金在700 ℃下進(jìn)行循環(huán)熱沖擊試驗(yàn)，利用有限元分析熱沖擊下缺口處熱應(yīng)力的分布規(guī)律，研究合金在多次循環(huán)熱沖擊下的裂紋萌生及擴(kuò)展情況，分析700 ℃熱循環(huán)沖擊后不同缺口試樣的開(kāi)裂規(guī)律。該研究可揭示鈷基合金熱循環(huán)沖擊裂紋產(chǎn)生的內(nèi)在機(jī)制，同時(shí)為鈷基合金的應(yīng)用奠定一定的理論基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)

采用國(guó)際上通用的脆性材料熱疲勞試驗(yàn)方法Indentation-Quench法[1?2]，對(duì)不同缺口類(lèi)型的鈷基合金在700 ℃下進(jìn)行循環(huán)熱沖擊試驗(yàn)。所使用的鈷基合金材料成分列于表1。

用線切割將Stellite12鈷基合金試樣加工為如圖1所示的5種不同形狀的缺口，即30°，60°和90°的V型缺口以及大U和小U型缺口，試樣厚度均為4 mm。將表面打磨拋光，消除試樣邊角處的線切割切痕的微缺陷和應(yīng)力集中對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中裂紋萌生和擴(kuò)展的影響，并借助SEM-6700F場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡和ZOOM- 650P直筒電腦型立體顯微鏡觀察循環(huán)熱沖擊前的試樣形貌，確保熱循環(huán)沖擊前試樣的缺口處無(wú)預(yù)制加工裂紋。在SX-2.5-10熱處理爐電阻爐中將試樣加熱至700 ℃，保溫15 min，之后立即取出放入室溫水(20 ℃)中進(jìn)行淬火。淬火后的樣品用吹風(fēng)機(jī)吹干，即完成1次熱沖擊，如此反復(fù)循環(huán)至150次。每次沖擊后在ZOOM-650P顯微鏡下觀察試樣缺口處的開(kāi)裂情況并對(duì)裂紋進(jìn)行拍照記錄，最后用Image J軟件測(cè)量各試樣缺口處裂紋的長(zhǎng)度。

表1 鈷基合金的成分

圖1 不同缺口類(lèi)型的循環(huán)熱沖擊試樣的幾何尺寸

2 有限元模型建立

利用ABAQUS有限元軟件建立三維有限元模型，有限元網(wǎng)格劃分如圖2所示。缺口部位應(yīng)力集中較大，因此網(wǎng)格劃分較密集。由于熱沖擊過(guò)程中溫度場(chǎng)單向影響應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)，因此，先進(jìn)行傳熱分析得到溫度場(chǎng)(即與實(shí)驗(yàn)過(guò)程中相吻合的溫度變化曲線)，再利用溫度場(chǎng)求解的節(jié)點(diǎn)溫度分析計(jì)算出應(yīng)力場(chǎng)，形成順序耦合熱應(yīng)力分析。溫度場(chǎng)求解時(shí)采用的網(wǎng)格類(lèi)型是DC3D8，初始條件為試樣原始溫度20 ℃，在計(jì)算時(shí)輸入材料的密度、彈性模量、泊松比、比熱系數(shù)、比熱容以及隨溫度變化的線膨脹系數(shù)等參數(shù)，這些參數(shù)列于表2和表3。在應(yīng)力計(jì)算過(guò)程中，應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)的網(wǎng)格與溫度場(chǎng)分析一樣，只改變網(wǎng)格的屬性，將溫度場(chǎng)中的熱傳導(dǎo)(heat transfer)改為應(yīng)力(3D-stress)，網(wǎng)格類(lèi)型為C3D8R。其初始條件為溫度分析時(shí)的初始條件，即初始溫度為20 ℃。

圖2 有限元網(wǎng)格劃分

3 結(jié)果與分析

3.1 裂紋萌生與擴(kuò)展

對(duì)不同類(lèi)型缺口的鈷基合金試樣進(jìn)行熱循環(huán)沖擊實(shí)驗(yàn)，使得試樣在急冷急熱的環(huán)境下遭到破壞，從實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，所有試樣的主裂紋均是從缺口處產(chǎn)生的。在1次熱循環(huán)沖擊后，30°，60°和90°的V型缺口試樣的缺口下方形成明顯的裂紋，經(jīng)ImageJ軟件測(cè)量，裂紋長(zhǎng)度分別為2.30，2.15和1.79 mm，大U和小U型缺口試樣未觀察到明顯的裂紋；在3次熱沖擊后，大U和小U型缺口試樣分別形成2.58 mm和2.62 mm長(zhǎng)度的裂紋。5種形狀缺口的試樣首次出現(xiàn)裂紋的ZOOM-650P直筒電腦型立體顯微光鏡形貌如圖3所示。在隨后的循環(huán)熱沖擊過(guò)程中，所有形成的裂紋在試樣表面以不同速率持續(xù)擴(kuò)展，直至150次熱循環(huán)沖擊結(jié)束后，擴(kuò)展較慢的裂紋在試樣表面貫通。各試樣的裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度如圖4所示，圖5所示為裂紋的擴(kuò)展速率。由圖4可見(jiàn)，30°，60°和90° V型缺口試樣分別在75次，120次以及150次后裂紋穿過(guò)試樣表面。

循環(huán)熱沖擊形成裂紋需經(jīng)歷3個(gè)階段：萌生期、孕育期和擴(kuò)展期[3]。在試驗(yàn)中，V型缺口試樣在1次熱沖擊之后即形成裂紋而U型缺口未出現(xiàn)裂紋，驗(yàn)證了裂紋萌生期的存在，缺口的設(shè)置極大地縮短了裂紋萌生期。在循環(huán)熱沖擊過(guò)程中，缺口根部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力集中，推動(dòng)了裂紋的萌生與擴(kuò)展長(zhǎng)大。從圖4和圖5可看出：在低的熱沖擊次數(shù)時(shí)裂紋生長(zhǎng)速率普遍較快，且V型缺口試樣的擴(kuò)展速率明顯高于U型缺口試樣，而V型缺口試樣中，30°，60°和90°缺口試樣裂紋擴(kuò)展速率依次遞減，這也充分說(shuō)明裂紋再次擴(kuò)展存在孕育過(guò)程；缺口角度越小，應(yīng)力集中的程度越高，因此，循環(huán)熱沖擊初期形成的裂紋越長(zhǎng)，擴(kuò)展孕育周期較短，即裂紋擴(kuò)展速率越快。隨沖擊次數(shù)增加，裂紋不斷生長(zhǎng)擴(kuò)展，孕育過(guò)程不斷地吸收裂紋尖端的集中能量，裂紋越長(zhǎng)，裂紋尖端以及缺口尖端的應(yīng)力集中減小，因此裂紋擴(kuò)展速率減緩。

表2 Stellite12 合金的物理性能

表3 不同溫度下鈷基合金的熱膨脹系數(shù)

圖3 5種形狀缺口試樣最初出現(xiàn)的沖擊裂紋宏觀形貌

圖4 熱循環(huán)沖擊過(guò)程中裂紋長(zhǎng)度隨循環(huán)次數(shù)的變化

圖5 熱循環(huán)沖擊過(guò)程中裂紋擴(kuò)展速率隨循環(huán)次數(shù)的變化

圖6所示為大U型缺口試樣的開(kāi)裂形貌。由圖可知，在循環(huán)熱沖擊過(guò)程中，裂紋并不是沿直線擴(kuò)展，而是在擴(kuò)展長(zhǎng)大過(guò)程中發(fā)生一定的彎曲和偏轉(zhuǎn)，按最易擴(kuò)展路徑進(jìn)行擴(kuò)展，也就是在裂紋孕育的過(guò)程中選擇最佳位置使得材料發(fā)生更嚴(yán)重的破壞。從圖6(c)可看出，裂紋的擴(kuò)展路徑中大部分穿過(guò)材料中的黑色和白色相，也有一部分沿著這兩相與基體的界面開(kāi)裂；圖6(d)為主裂紋尖端，可見(jiàn)開(kāi)裂首先發(fā)生在黑白兩相的內(nèi)部以及這兩相與基體的界面處，如圖6(d)中白色圈中所示，生成的微裂紋不斷孕育擴(kuò)展到與基體相連，即主裂紋擴(kuò)展。鈷基合金在急冷急熱的外界環(huán)境中反復(fù)循環(huán)時(shí)，合金中的白色相WC、黑色相Cr7C3以及鈷基體[15](粘結(jié)相)之間大的熱脹冷縮和強(qiáng)韌脆硬性差異，使得三者之間產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，致使三相結(jié)合界面弱化而產(chǎn)生微裂紋，加之形狀不規(guī)則的WC受力不均造成其晶界和WC內(nèi)部開(kāi)裂；另外，WC相和Cr7C3相是材料中的脆硬相，較粗大的脆硬相在經(jīng)歷多次熱沖擊時(shí)發(fā)生“自裂”[16]以釋放內(nèi)應(yīng)力，發(fā)生自裂的相會(huì)出現(xiàn)尖角，形成小范圍內(nèi)的應(yīng)力集中，為相鄰基體相的開(kāi)裂提供能量。因此材料中脆硬相的不規(guī)則分布導(dǎo)致能量無(wú)序聚集，使主裂紋不再沿直線擴(kuò)展生長(zhǎng)，而是沿著較易開(kāi)裂的脆硬相發(fā)生偏轉(zhuǎn)。

3.2 缺口處應(yīng)力計(jì)算與分析

采用順序耦合的方法，首先通過(guò)ABAQUS模擬分布溫度。在模擬出溫度分布的基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析，得到Mises應(yīng)力分布云圖，如圖7所示。在熱沖擊過(guò)程中，試樣幾乎無(wú)變形；通過(guò)對(duì)30° V型缺口模型、大U和小U形缺口模型進(jìn)行分析計(jì)算，得出首次熱沖擊時(shí)缺口處的最大Mises等效應(yīng)力分別為851.3，579.3和383.5 MPa，該應(yīng)力提供了生成主裂紋或萌生主裂紋所需的力；將實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)首次熱沖擊后30° V型缺口試樣能產(chǎn)生裂紋，產(chǎn)生裂紋所需要的應(yīng)力至少為851 MPa，而小U和大U型缺口試樣的應(yīng)力很低，分別為383 MPa和579 MPa，所以小U和大U型缺口試樣在1次熱循環(huán)后不能產(chǎn)生裂紋。選取如圖8所示的2個(gè)路徑對(duì)缺口附近的應(yīng)力進(jìn)行分析：路徑1的Mises應(yīng)力分布如圖9所示，分布規(guī)律符合第1次熱沖擊試驗(yàn)結(jié)果，同時(shí)從圖中看出試樣表面在經(jīng)受熱沖擊時(shí)產(chǎn)生的熱應(yīng)力大于心部位置，較心部更容易開(kāi)裂，以至于在實(shí)際工程應(yīng)用中觀察到表面產(chǎn)生裂紋，此時(shí)更換或修補(bǔ)不會(huì)造成更大的損失；路徑2的S11應(yīng)力分布如圖10所示，同樣可知，30° V型缺口、大U和小U形缺口這3種模型在缺口位置附近的正應(yīng)力S11相差較大且符合試驗(yàn)結(jié)果，此位置由缺口所致的應(yīng)力集中程度達(dá)到其斷裂強(qiáng)度，導(dǎo)致材料開(kāi)裂，而在逐漸遠(yuǎn)離缺口位置的正應(yīng)力S11驟減且趨于相等，此時(shí)的S11應(yīng)力不足以同步提供開(kāi)裂的集中力，因此只得在后續(xù)的循環(huán)沖擊過(guò)程中逐步積累擴(kuò)展，而在接近邊緣時(shí)，S11應(yīng)力呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，這是由于模型的棱邊導(dǎo)致應(yīng)力集中。

圖6 大U型缺口試樣的開(kāi)裂形貌

圖7 30° V型缺口試樣的Mises等效應(yīng)力分布云圖

圖8 應(yīng)力分析時(shí)所選取缺口前沿的兩條路徑

圖9 沿著圖8中路徑Path1離開(kāi)缺口根部的Mises應(yīng)力分布

圖10 沿著圖8中路徑Path2離開(kāi)缺口根部的正應(yīng)力S11分布

4 結(jié)論

1) 不同缺口形狀的鈷基合金試樣，在首次或者較低熱循環(huán)次數(shù)的熱沖擊下均產(chǎn)生一定長(zhǎng)度的主裂紋，隨熱沖擊次數(shù)增加，裂紋不斷擴(kuò)展，缺口應(yīng)力集中程度較大的位置裂紋擴(kuò)展速率很快，但整體來(lái)說(shuō)，隨循環(huán)沖擊次數(shù)增加，裂紋孕育周期變長(zhǎng)，擴(kuò)展速率減緩。

2) 熱沖擊過(guò)程中，WC相和Cr7C3相內(nèi)部?jī)?nèi)應(yīng)力較大而發(fā)生自裂、以及它們與基體間的界面產(chǎn)生的熱應(yīng)力弱化界面結(jié)合而在界面處產(chǎn)生微裂紋，微裂紋聚集長(zhǎng)大并沿易產(chǎn)生微裂紋的區(qū)域(薄弱區(qū)域)擴(kuò)展長(zhǎng)大，發(fā)生彎曲和偏轉(zhuǎn)。

3) 模擬計(jì)算結(jié)果表明，一次熱沖擊就使得缺口根部產(chǎn)生最大的正應(yīng)力，缺口的應(yīng)力集中程度對(duì)開(kāi)裂產(chǎn)生重要影響。離缺口越遠(yuǎn)，S11應(yīng)力越?。蝗笨谠郊怃J，一次熱沖擊產(chǎn)生的應(yīng)力越大。因此實(shí)際構(gòu)件在制造過(guò)程中應(yīng)盡可能避免尖銳的缺口過(guò)渡或者大的缺陷產(chǎn)生。

[1] 張忠健, 趙聲志, 彭文, 等. 硬質(zhì)合金疲勞裂紋的萌生與擴(kuò)展行為[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2014(12): 3031?3041. ZHANG Zhongjian, ZHAO Shengzhi, PENG Wen, et al. Behavior of fatigue crack initiation and propagation of cemented carbides[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014(12): 3031?3041.

[2] BAIK S I, CHOI E G, JUN J H, et al. Defect structure induced by iron injection in WC-Co[J]. Scripta Materialia, 2008(58): 614?617.

[3] ABDEL-AAL H A, NOUARI M, MANSORI M E. The effect of thermal property degradation on wear of WC-Co inserts in dry cutting[J]. Wear, 2008(265): 1670?1679.

[4] YILBAS B S, ARIF A F M, KARATAS C, et al. Cemented carbide cutting tool: Laster processing and thermal stress analysis[J]. Applied Surface Science, 2007, 253: 5544?5552.

[5] JIANG W H, GUAN H R, HU ZQ. Development of a heat treatment for a directionally solidified cobalt-base superalloy[J]. Metallurgical and Materials Transaction A, 1999, 30A, 2251? 2254.

[6] 徐盛乾, 陳振華, 張忠健, 等. WC-熱機(jī)械腐蝕疲勞性能的研究[J]. 硬質(zhì)合金, 2013, 30(3): 161?166. XU Shengqian, CHEN Zhenhua, ZhANG Zhongjian, et al. Study on thermo-mechanical-corrosion fatigue behaviour of cemented carbides[J]. Cenmented Carbide, 2013, 30(3): 161?166.

[7] SCHLEINKOFER U, SOEKEL H G. Fatigue of hard metals and cermets[J]. Materials Science and Engineering A, 1996, 209: 313?317.

[8] Torres T, ANGLADA M. Fatigue mechanics of WC-Co cemented carbides[J]. Int J Refractory Metals and Hard Mater, 2001, 19: 341?348.

[9] 陳振華, 姜勇, 陳鼎, 等. 硬質(zhì)合金的疲勞與斷裂[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2011, 21(10): 2394?2401. CHEN Zhenhua, JANG Yong, CHEN Ding, et al. Fatigue and fracture of cemented carbides[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011, 21(10): 2394?2401.

[10] 郭圣達(dá), 張正富. WC-Co類(lèi)硬質(zhì)合金疲勞特性研究現(xiàn)狀[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2009, 23(11): 69?72. GUO Shengda, ZHANG Zhengfu. Study on fatigue property of WC-Co cemented carbide[J]. Material Review, 2009, 23(11): 69?72.

[11] KINDERMANN P, SEHLUND P. High-temperature fatigue of cemented carbides under cyclic loads[J]. Int J Refractory Metals and Hard Mater, 1999, 17: 55?68.

[12] LISOVSKY A F. Some speculations on an increase of WC-Co cemented carbide service life under dynamic loads[J]. Int J Refractory Metals and Hard Mater, 2003, 21: 63?67.

[13] 黃道遠(yuǎn). 熱/力作用下鈷基硬質(zhì)合金組織性能變化及相關(guān)機(jī)理的研究[D]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué), 2010. HUANG Daoyuan. Under the action of thermal/mechanical cobalt-based hard alloy organization performance change and related mechanism research[D]. Changsha: Central South University, 2010.

[14] 張鐵橋. 基于ABAQUS的7050鋁合金試件淬火溫度場(chǎng)及熱應(yīng)力場(chǎng)模擬研究[D]. 昆明: 昆明理工大學(xué), 2013. ZHANG Tieqiao. 7050 aluminum alloy specimen based on ABAQUS quenching temperature field and thermal stress field simulation study[D]. Kunming: Kunming University of Science and Technology, 2013.

[15] 張海燕, 車(chē)洪艷, 曹睿, 等. 700 ℃熱循環(huán)沖擊對(duì)Stellite12鈷基合金組織以及折彎強(qiáng)度的影響[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2017(2): 61?65. ZHANG Haiyan, CHE hongyan, CAO Rui, et al. Effects of thermal cycling shock at 700 ℃ on the microstructure and flexural strength of Stellite12 cobalt-based alloy[J]. Journal of Material Heat Treatment, 2017(2): 61?65.

[16] 姜勇. WC-Co類(lèi)硬質(zhì)合金的疲勞性能及應(yīng)力分析方法的研究[D]. 長(zhǎng)沙: 湖南大學(xué), 2011. JIANG Yong. WC-Co fatigue properties of cemented carbide and stress analysis method of research[D]. Changsha: Hunan University, 2011.

(編輯 湯金芝)

Crack propagation and stress calculation under the thermal cycling shock at 700 ℃ of cobalt base alloy

CHE Hongyan1, LIU Weizhe2, ZHANG Haiyan3, LIU Guohui1, CAO Rui3, CHEN Jianhong3

(1.,)

Thermal cycle shocking test at 700 ℃ were performed for cobalt base alloy tensile specimens with different notches, main cracks at different thermal cycle shocking number were investigated by scanning electron microscopy (SEM), optical microscope (OA), and length measuring software. The thermal stress which makes crack initiation under the first thermal shock was calculated by the ABAQUS finite element software. The results show that, the main cracks with a certain length are produced at different types of notch samples under the first or less thermal shocking cycles. The more number of thermal cycle shocking, the longer the crack propagation, but the crack propagation rate become slower. There are distinct differences in physical properties between WC, Cr7C3phases and matrix, and it is easy to produce micro cracks in internal and substrate interface of two phases. Micro cracks and main cracks connect, propgate and deflect along the weakest zone, finally the specimen fractures along the weakest zone at higher thermal cycle. The difference of stress concentration at notch root leads to the difference of the crack length and the number of thermal cycle. The result of finite element calculation indicates that the degree of stress focusing concentration at notch root has an important effect on cracking, and the farer from the position of the notch root, the smaller the normal stress.

cobalt based alloy; thermal cycle shocking; notch; thermal stress; crack; finite element method

TG162

A

1673-0224(2017)05-595-07

國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)(2015ZX06002002)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51761027)

2017?03?10；

2017?05?23

車(chē)洪艷，高級(jí)工程師，博士。電話：18901263291；E-mail: chehongyan@atmcn.com