金屬材料中低加載速率下的動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變及斷裂韌性測量1)

李一磊 姚 迪 喬紅威 李錫華 張 鯤 孫 磊 閆 曉 李朋洲

(中國核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院反應(yīng)堆工程研究所,成都 610213)

引言

自1948 年Mott[1]首次對材料動(dòng)態(tài)斷裂行為進(jìn)行定量分析,動(dòng)態(tài)斷裂力學(xué)發(fā)展至今已有70 余年歷史.基于準(zhǔn)靜態(tài)斷裂力學(xué)的斷裂韌性表征方法及測試方法,為測試材料在動(dòng)態(tài)加載下的斷裂性能,研究者們采用各種沖擊試驗(yàn)裝置對斷裂試驗(yàn)件進(jìn)行沖擊試驗(yàn),并歸納出一系列動(dòng)態(tài)斷裂性能測試方法.目前材料動(dòng)態(tài)斷裂性能研究主要試驗(yàn)方法以下3 種試驗(yàn)方法.

(1)Charpy 擺錘沖擊試驗(yàn)方法.夏比沖擊試驗(yàn)靠擺錘的沖擊試驗(yàn)動(dòng)態(tài)加載,錘頭速度一般在3～6 m/s之間.Radon 等[2]利用擺錘沖擊試驗(yàn)裝置對預(yù)制疲勞裂紋和單邊缺口的低碳鋼進(jìn)行了斷裂韌性研究,Ireland[3]通過準(zhǔn)靜態(tài)斷裂理論開展了動(dòng)態(tài)斷裂韌性的相關(guān)試驗(yàn)研究.目前主要通過記錄沖擊過程的載荷?位移曲線來近似計(jì)算材料的動(dòng)態(tài)J-R阻力曲線,也可通過能量法來近似推算材料的動(dòng)態(tài)JID[4-7].但該方法存在載荷穩(wěn)定性差,加載速度不穩(wěn)定等缺點(diǎn),試驗(yàn)所獲得動(dòng)態(tài)應(yīng)力場強(qiáng)度因子與其理論基礎(chǔ)也存在較大差別[8-9].

(2)落錘試驗(yàn)方法.落錘試驗(yàn)機(jī)的沖擊速度取決于錘頭落下的高度,一般為5～15 m/s,通過在錘頭安裝精密傳感器,并用計(jì)算機(jī)進(jìn)行自動(dòng)采集數(shù)據(jù),將試驗(yàn)過程中的載荷?位移曲線記錄下來,測量試驗(yàn)中的動(dòng)態(tài)KID.

(3)霍普金森桿試驗(yàn)方法.分離式霍普金森桿采用應(yīng)力波加載,實(shí)現(xiàn)高速度下的動(dòng)態(tài)測試,是業(yè)內(nèi)最廣泛應(yīng)用的動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置.20 世紀(jì)80 年代以來,隨著材料在高加載率下力學(xué)性能研究的廣泛關(guān)注,采用霍普金森桿測量材料動(dòng)態(tài)斷裂韌性的試驗(yàn)技術(shù)得到了蓬勃發(fā)展.試驗(yàn)中子彈沖擊入射桿的速度一般為10～30 m/s,通過有限元模擬及經(jīng)驗(yàn)公式等方法,計(jì)算試驗(yàn)中的動(dòng)態(tài)KID及JID[10-18].

材料的動(dòng)態(tài)脆性斷裂仍符合準(zhǔn)靜態(tài)線彈性斷裂理論,Sih 等[19]給出了線彈性動(dòng)態(tài)斷裂的漸進(jìn)位移場和應(yīng)力場,定義了KID作為動(dòng)態(tài)脆性斷裂的表征.李玉龍等[20-21]通過應(yīng)力強(qiáng)度因子與張開位移之間的線性關(guān)系推導(dǎo)了K的計(jì)算方法,獲得了動(dòng)態(tài)加載下KID的解析解.文獻(xiàn)[12,22-24]采用數(shù)值模擬方法確定啟裂時(shí)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子.Dally 等[25]利用動(dòng)載荷下裂紋尖端應(yīng)力、應(yīng)變場的分布規(guī)律,通過測試裂紋尖端附近應(yīng)變計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子.脆性動(dòng)態(tài)斷裂的測試和理論發(fā)展均較成熟.

材料的動(dòng)態(tài)彈塑性斷裂目前依然采用J積分進(jìn)行表征,Sih 等[26-27]證明,在考慮慣性效應(yīng)時(shí),J積分依然沿路徑守恒.目前主要采用經(jīng)驗(yàn)公式、有限元模擬和加載柔度法對材料在動(dòng)態(tài)加載下的J-R阻力曲線進(jìn)行近似計(jì)算[5,6,13,28-39].彈塑性動(dòng)態(tài)斷裂的測試和表征方法目前還處于探索階段.

加載速率和溫度的改變會(huì)引起金屬材料在斷裂的過程中出現(xiàn)韌脆轉(zhuǎn)變.目前材料韌脆轉(zhuǎn)變的研究主要集中在由溫度變化引起的韌脆轉(zhuǎn)變,通過主曲線法及FATT50等方法來確定斷裂韌性在韌脆換邊區(qū)的離散型分布及韌脆轉(zhuǎn)變溫度,并認(rèn)為材料隨溫度韌脆轉(zhuǎn)變的機(jī)理在于溫度對位錯(cuò)形成能和位錯(cuò)滑移難易度的影響[40-44].

綜上所述,材料動(dòng)態(tài)斷裂力學(xué)研究中,彈塑性斷裂依然采用J積分進(jìn)行表征,脆性斷裂采用K因子進(jìn)行表征.隨著加載速度的提高,含裂紋構(gòu)元會(huì)逐漸由彈塑性斷裂向脆性斷裂轉(zhuǎn)變,然而在中低加載速率范圍內(nèi):(1)材料隨加載率變化的韌脆轉(zhuǎn)變過程在過去鮮有研究,材料隨加載率變化的韌脆轉(zhuǎn)變機(jī)理也并不清晰;(2)面內(nèi)約束和面外約束變化對材料動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變速率的影響也罕見報(bào)告;(3)材料韌性斷裂J-R阻力曲線測量方法需進(jìn)一步開發(fā).

本文運(yùn)用高速材料試驗(yàn)機(jī),測試了15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼在中低加載速率下的動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變過程,以及裂尖約束對金屬材料動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變速率的影響,并基于高速材料試驗(yàn)機(jī)的特點(diǎn)設(shè)計(jì)試驗(yàn)夾具以測量材料在較低加載率下的動(dòng)態(tài)斷裂韌性,測量了15MnTi 鋼在0.5 m/s 加載速率以內(nèi)的J-R阻力曲線,以期為結(jié)構(gòu)抗沖擊完整性評估提供參考數(shù)據(jù).

1 金屬材料動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象研究

選用15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼兩種低合金高強(qiáng)鋼作為試驗(yàn)材料,試驗(yàn)采用50 mm×48 mm×20 mm 的CT 試樣,試樣件的裂紋深度a0/w在0.55～0.6 之間,試樣的設(shè)計(jì)及裂紋預(yù)制滿足GB/T 21143—2014《金屬材料準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗(yàn)方法》的標(biāo)準(zhǔn).

15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼的動(dòng)態(tài)斷裂性能試驗(yàn)在中國核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院的Instron VHS 160/100-20高速材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行(如圖1 所示),該試驗(yàn)機(jī)可實(shí)現(xiàn)加載速率在0.001～20 m/s 區(qū)間的穩(wěn)定控制,實(shí)現(xiàn)低速→中速→高速的全速率恒定加載.基于Instron VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)的夾持特點(diǎn)設(shè)計(jì)了緊湊拉伸CT 試驗(yàn)夾具,如圖2 所示.通過銷釘將CT 試樣安裝于上下夾具中,上夾具與下夾具之間放置一塊平板用以固定上夾具的位置.下夾具固定于高速材料試驗(yàn)機(jī)靜夾面中,上夾具和動(dòng)夾面的間隙控制在0.1～0.15 mm 之間,擰緊動(dòng)夾面的拉桿螺母,使動(dòng)夾具產(chǎn)生預(yù)緊力.試驗(yàn)中,高速材料試驗(yàn)機(jī)作動(dòng)缸向上升,楔形塊到導(dǎo)向桿處被打掉,動(dòng)夾面通過預(yù)緊力將試驗(yàn)件上部夾緊,實(shí)現(xiàn)緊湊拉伸CT 試驗(yàn)件的高速加載.高速材料試驗(yàn)機(jī)可記錄下動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn)中的載荷(F)?加載點(diǎn)位移(v)曲線,通過該曲線并結(jié)合材料的斷面掃描電子顯微鏡(SEM)分析,可確定材料的動(dòng)態(tài)斷裂脆斷速率.在準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)中,普遍認(rèn)為標(biāo)準(zhǔn)試樣斷面的韌性區(qū)長度低于0.5 mm 為脆性斷裂,本試驗(yàn)中也采用斷面韌性區(qū)的長度低于0.5 mm 作為材料是否出現(xiàn)脆性斷裂的最終判斷.

圖1 Instron VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)Fig.1 Instron VHS material testing machine

圖2 Instron VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)緊湊拉伸(CT)斷裂試驗(yàn)裝置Fig.2 Compact tension(CT)facture test equipment of Instron VHS material testing machine

15MnTi 鋼CT 試樣件隨加載速率變化的F?v如圖3 所示,由該圖可知15MnTi 鋼CT 試樣件在0.005 m/s 和0.025 m/s 的低速加載下呈現(xiàn)出完全韌性斷裂的特性;當(dāng)加載速率提高到0.1 m/s 時(shí),斷裂進(jìn)入韌脆結(jié)合區(qū),斷裂方式呈現(xiàn)出先韌性斷裂后脆斷的特點(diǎn);加載速率提高至0.5 m/s 以后,CT 試樣呈現(xiàn)出脆性斷裂的特點(diǎn).

圖3 15MnTi 鋼CT 試樣隨加載速率韌脆轉(zhuǎn)變過程Fig.3 Process of ductile-brittle transition of CT specimen of 15MnTi steel with different loading velocities

圖4 15MnTi 鋼CT 試樣在不同加載速率下斷口掃描電鏡圖Fig.4 SEM of CT specimens of 15MnTi steel at various loading velocities

對15MnTi 鋼CT 試驗(yàn)件在不同加載速率下的斷口進(jìn)行掃描電鏡分析,如圖4 所示.當(dāng)加載速率為0.005 m/s 時(shí)CT 試樣件斷口皆為韌窩斷口,此時(shí)15MnTi 鋼CT 試樣件為完全韌性斷裂;當(dāng)加載速率提高至0.1 m/s 時(shí),CT 試樣斷面的下端為韌窩斷口,上端為解理面斷口,試樣件在斷裂的過程中首先呈現(xiàn)出韌性斷裂后呈現(xiàn)出脆性斷裂的特征,韌性斷裂區(qū)占斷口面積的30%左右,SEM 分析結(jié)果與試驗(yàn)中的F?v曲線吻合;而加載速率達(dá)到0.75 m/s 時(shí),除了初始裂紋預(yù)制區(qū)附近能發(fā)現(xiàn)極少的韌窩斷口,其他斷口區(qū)域皆為理解面,此時(shí)初始裂紋預(yù)制區(qū)附近的韌性“條帶”已不足0.2 mm,可以認(rèn)為此時(shí)試樣的斷裂特性為完全脆性斷裂.

11MnNiMo 鋼CT 試樣件加載速率在0～1 m/s時(shí)的F?v如圖5 所示,11MnNiMo 鋼在加載速率低于0.1 m/s 時(shí)為完全韌性斷裂,加載速率在0.5～1 m/s范圍內(nèi)為韌?脆結(jié)合型斷裂,韌?脆區(qū)分布與15MnTi鋼一致,靠近初始裂紋預(yù)制區(qū)為韌性斷裂,遠(yuǎn)離初始裂紋預(yù)制區(qū)為脆性斷裂.11MnNiMo 鋼CT 試樣件加載速率在1.5～5 m/s 時(shí)的F?v如圖6 所示,載荷曲線呈現(xiàn)出鋸齒波的特性,當(dāng)CT 試驗(yàn)件載荷曲線驟降呈現(xiàn)出脆性斷裂趨勢的時(shí)候,載荷曲線又馬上升高,然后又驟降,周而復(fù)始直至載荷進(jìn)入緩慢下降區(qū).

圖5 11MnNiMo 鋼CT 試樣在加載速率為0～1 m/s 的F?v 曲線Fig.5 F?v curves of CT specimen of 11MnNiMo steel with loading velocities from 0 to 1 m/s

圖6 11MnNiMo 鋼CT 試樣在1.5～5 m/s 加載速率區(qū)間的動(dòng)態(tài)斷裂特性Fig.6 Dynamic fracture character of CT specimen of 11MnNiMo steel with velocities of 1.5～5 m/s

對11MnNiMo 鋼CT 試驗(yàn)件在3.5 m/s 速率加載后的斷面進(jìn)行掃描電子顯微鏡分析,如圖7 所示,發(fā)現(xiàn)斷面的左下部分為1/4 圓形脆性斷裂區(qū),斷面的右部和上部為韌性斷裂區(qū),脆性斷裂區(qū)清晰可見裂紋源.結(jié)合11MnNiMo 鋼CT 試驗(yàn)件在3.5 m/s 速率加載下的載荷?加載點(diǎn)位移曲線,可分析該含裂紋構(gòu)元在較高速率加載下,呈現(xiàn)出分層斷裂的現(xiàn)象:當(dāng)外力加載到一定值時(shí),CT 試樣件從裂紋源產(chǎn)生脆性斷裂,當(dāng)脆性斷裂發(fā)展到斷面的韌脆交界區(qū)時(shí),試樣在這一斷層開始進(jìn)入韌性斷裂區(qū),試驗(yàn)中的載荷曲線升高,直到這一層撕裂完成進(jìn)入下一斷裂層,周而復(fù)始直至進(jìn)入完全韌性開裂區(qū).

圖7 11MnNiMo 鋼CT 試樣件3.5 m/s 加載下的斷面掃描電鏡分析Fig.7 SEM of CT specimen of 11MnNiMo steel at loading velocity of 3.5 m/s

金屬材料CT 試樣件隨加載速度的沖擊斷裂韌脆轉(zhuǎn)變與金屬材料夏比試驗(yàn)隨溫度的韌脆轉(zhuǎn)變存在一定差異.金屬材料夏比試驗(yàn)斷口,靠近缺口下部為纖維區(qū),斷口中部為放射區(qū),斷口左右兩端為剪切唇,遠(yuǎn)離缺口的上部為剪切唇及二次纖維區(qū),其中纖維區(qū)和剪切唇區(qū)為韌性斷裂,放射區(qū)為脆性斷裂.夏比試驗(yàn)中,靠近缺口的部分受力最大,在該部分的晶界、某些夾雜物、第二相粒子或缺陷破裂形成顯微空洞.隨著應(yīng)力的提高,空洞不斷長大,相互連接,同時(shí)還產(chǎn)生新的空洞,使裂紋緩慢地長大,并在斷口留下纖維狀的區(qū)域.當(dāng)裂紋擴(kuò)展到放射區(qū)后,裂紋由緩慢擴(kuò)展向快速的不穩(wěn)定擴(kuò)展轉(zhuǎn)化,斷裂到最后的階段是形成剪切唇,剪切唇也是裂紋做快速不穩(wěn)定擴(kuò)展,但剪切唇整個(gè)區(qū)域有很大的塑性變形.在金屬材料夏比試驗(yàn)隨溫度的韌脆轉(zhuǎn)變中,當(dāng)試驗(yàn)溫度進(jìn)入韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)后,隨著試驗(yàn)溫度的降低斷口中部放射區(qū)的面積增大,斷口的纖維區(qū)和剪切唇面積縮小.而金屬材料CT 試樣件的動(dòng)態(tài)斷裂為分層斷裂,當(dāng)加載速度提高之后,裂紋擴(kuò)展的塑性功降低,導(dǎo)致解理斷裂應(yīng)力值減小,從而有利于解理裂紋的萌生與擴(kuò)展[45].對15MnTi 鋼,隨著加載速度的提高,產(chǎn)生解理斷裂所需的應(yīng)力值越來越小,15MnTi 鋼CT 試樣件在加載的過程中,位錯(cuò)不斷產(chǎn)生繁殖和塞積,當(dāng)加載速率提高之后,產(chǎn)生解理斷裂所需的位錯(cuò)塞積越來越低,故隨著加載速度的提高,脆性斷裂區(qū)面積越來越大,越來越靠近裂紋預(yù)制區(qū),直到完全生成脆性斷裂.而11Mn-NiMo 鋼,當(dāng)加載速率提高到1.5 m/s 以后,材料在該層的脆性斷裂后卻進(jìn)入了塑性擴(kuò)展區(qū),其斷裂機(jī)理有待于進(jìn)一步研究,該斷裂現(xiàn)象的解釋需要和材料科學(xué)家們溝通和融合.

準(zhǔn)靜態(tài)斷裂研究發(fā)現(xiàn),裂紋尺寸(a0/W,其中a0為初始裂紋長度,W為試樣寬度)變化會(huì)引起裂紋尖端面內(nèi)約束產(chǎn)生改變,試樣厚度變化會(huì)引起裂紋尖端面外約束產(chǎn)生改變,更高的裂尖約束會(huì)導(dǎo)致所測金屬材料的斷裂韌性變低[46-50].有必要研究動(dòng)態(tài)加載時(shí)面內(nèi)約束及面外約束改變對金屬材料動(dòng)態(tài)脆斷速率的影響.

采用三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)研究裂尖約束對金屬材料動(dòng)態(tài)韌性轉(zhuǎn)變速率的影響,圖8 為基于Instron VHS 160/100-20 高速材料試驗(yàn)機(jī)設(shè)計(jì)的三點(diǎn)彎曲動(dòng)態(tài)加載試驗(yàn)裝置,試驗(yàn)采用100 mm×20 mm×20 mm 的三點(diǎn)彎曲試樣,試樣件的裂紋尺寸(初始裂紋長度與試樣寬度的比)約為0.55,三點(diǎn)彎曲試樣的設(shè)計(jì)及裂紋預(yù)制滿足GB/T 21143—2014《金屬材料準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗(yàn)方法》的標(biāo)準(zhǔn).

20 mm 厚度、裂紋尺寸0.55 的15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件隨加載速度變化的載荷(F)?加載點(diǎn)位移(v)如圖9 所示,此時(shí)15MnTi 鋼的脆斷速率為1.2 m/s,11MnNiMo 鋼的脆斷速率為2 m/s.

圖8 動(dòng)態(tài)斷裂三點(diǎn)彎曲加載試驗(yàn)裝置Fig.8 SEB loading equipment of dynamic fracture

圖9 20 mm 厚度、裂紋尺寸0.55 的15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Experiment results of 15MnTi and 11MnNiMo steel with depth of 20 mm and crack size of 0.55

將15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件的裂紋尺寸不變,試樣件的厚度縮減為10 mm 時(shí),10 mm 厚度、裂紋深度0.55 的15MnTi 鋼和11Mn-NiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件隨加載速度變化的F?v曲線如圖10 所示,15MnTi 鋼的脆斷速率由1.2 m/s 提高至2.1 m/s,11MnNiMo 鋼由2 m/s 完全脆斷提升至4 m/s 依然完全韌性斷裂.從以上試驗(yàn)可知,面外約束的升高會(huì)極大地降低材料的動(dòng)態(tài)脆斷速率.

將15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件的厚度保持為20 mm,裂紋尺寸由0.55 降至0.35,20 mm 厚度、裂紋深度0.35 的15MnTi 鋼和11Mn-NiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件隨加載速度變化的F?v曲線如圖11 所示,15MnTi 鋼的脆斷速率由1.2 m/s 提高至3.3 m/s,11MnNiMo 鋼由2 m/s 完全脆斷提高至4.3 m/s 依然完全韌性斷裂.可知面內(nèi)約束的升高也會(huì)極大地降低材料的動(dòng)態(tài)脆斷速率.

圖10 10 mm 厚度、裂紋尺寸0.55 的15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)結(jié)果Fig.10 Experiment results of 15MnTi and 11MnNiMo steel with depth of 10 mm and crack size of 0.55

圖11 20 mm 厚度、裂紋尺寸0.35 的15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)結(jié)果Fig.11 Experiment results of 15MnTi and 11MnNiMo steel with depth of 20 mm and crack size of 0.35

以上試驗(yàn)結(jié)果顯示,金屬材料動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變速率受裂紋尖端約束的影響非常敏感,裂紋尖端約束的提高會(huì)導(dǎo)致金屬材料動(dòng)態(tài)脆斷速率的下降.在下一步的工作中,有必要進(jìn)一步研究裂紋尖端約束因子與材料動(dòng)態(tài)脆斷速率(或脆斷時(shí)的裂尖應(yīng)變率)之間的對應(yīng)關(guān)系.

2 延性金屬材料較低加載速率下動(dòng)態(tài)斷裂韌性的測量

準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)中,延性金屬材料可以通過多試樣法、卸載柔度法及載荷分離法等試驗(yàn)方法獲取材料的J-R阻力曲線,無論哪種方法,都要獲得試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量和開裂所吸收能量(或J積分)之間的對應(yīng)關(guān)系.但動(dòng)態(tài)試驗(yàn)中,試驗(yàn)不能中途停止,裂紋擴(kuò)展量和開裂能之間的關(guān)系難以獲取,導(dǎo)致延性金屬材料在沖擊下的J-R阻力曲線無法較為準(zhǔn)確的測量.本文提出了一種采用加載輥剎車的試驗(yàn)方法,通過調(diào)節(jié)加載輥在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)所停留的位置,基于高速材料試驗(yàn)機(jī)的特點(diǎn)采用多試樣法實(shí)現(xiàn)材料在中低加載速率下的動(dòng)態(tài)斷裂韌性測量,測試了15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在中低加載率下的J-R阻力曲線.

圖8 為基于Instron VHS 160/100-20 高速材料試驗(yàn)機(jī)設(shè)計(jì)的三點(diǎn)彎曲加載試驗(yàn)裝置,試驗(yàn)中上夾具輥以設(shè)定的速度壓入試驗(yàn)中的試樣件,停在終點(diǎn)位置后再回彈一定距離,此時(shí)材料試驗(yàn)機(jī)會(huì)記錄下試驗(yàn)中的時(shí)間?加載點(diǎn)位移?載荷曲線,對試驗(yàn)后的試樣通過熱著色的方法獲得試驗(yàn)中的裂紋擴(kuò)展量,建立本次試驗(yàn)中吸收能量(或J積分)與裂紋擴(kuò)張量?a之間的對應(yīng)關(guān)系.改變試驗(yàn)中上夾具輥的長度,上夾具輥在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)所停的位置會(huì)發(fā)生改變,此時(shí)試樣件張開的夾角也會(huì)發(fā)生變化,改變試驗(yàn)件的裂紋擴(kuò)展量.通過多試樣法,測量試樣在不同裂紋擴(kuò)展量下對應(yīng)的加載點(diǎn)位移?載荷曲線,擬合材料在沖擊加載下的J-R阻力曲線.

運(yùn)用上述試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方法,測量了15MnTi鋼在0.01 m/s,0.05 m/s 和0.25 m/s 加載速率下的J-R阻力曲線.試驗(yàn)選用86 mm×20 mm×20 mm 的三點(diǎn)彎曲試樣,試樣件的剩余韌帶長度約為8 mm.圖12 為15MnTi 鋼在0.01 m/s 加載速度下的加載點(diǎn)位移?載荷曲線及試驗(yàn)后的試樣張開角度,通過加載點(diǎn)位移?載荷曲線可以獲得外力加載的塑性分量Up,對試驗(yàn)后的試樣通過熱著色的方法獲得試驗(yàn)中的裂紋擴(kuò)展量?a.

借鑒準(zhǔn)靜態(tài)斷裂試驗(yàn)中J積分的擬合公式計(jì)算動(dòng)態(tài)試驗(yàn)中的J積分

圖12 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速度下的試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Experimental result of SEB specimen of 15MnTi steel at compression velocity of 0.01 m/s

式中,F為荷載點(diǎn)載荷,S為跨距,B為試樣的厚度,BN為試樣側(cè)槽的厚度,W為試樣的高度,a0為裂紋初始長度,?a為裂紋擴(kuò)展量,a為裂紋長度,g1(a/W)的值可通過GB/T 21143—2014 附錄B 查閱,為材料的泊松比,E為材料的彈性模量,Up為塑性功分量.通過上述計(jì)算公式,測量了15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速率下的J積分與裂紋擴(kuò)展量?a對應(yīng)關(guān)系,當(dāng)?a分別為0.315,0.871,1.169,1.794,2.106,2.644,2.755 mm 時(shí),J積分分別為299.13,626.96,911.82,922.93,1104.38,1275.85,1298.10 MPa·mm.

動(dòng)態(tài)斷裂普遍采用試驗(yàn)所測得K因子除以試樣脆性斷裂的時(shí)間t表征試驗(yàn)中的加載率(),采用加載率進(jìn)行表征既可以反應(yīng)試驗(yàn)中的外載荷加載速度,也可以反應(yīng)試驗(yàn)中樣品約束對結(jié)果的影響.本試驗(yàn)中,由于15MnTi 鋼在較低加載速率下為韌性斷裂,選擇采用試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量?a最低的那組試驗(yàn)所測J積分除以外載荷加載時(shí)間t,也就是J積分的變化率表征本試驗(yàn)中的加載率().15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速率的試驗(yàn)中,試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量?a最低值為0.315 mm,外載荷加載時(shí)間為0.242 9 s,J積分為299.13 MPa·mm,計(jì)算可得15MnTi鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速率下的J積分變化加載率為1232 MPa·mm/s.15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速率(=1232 MPa·mm/s)下的J-R阻力曲線如圖13 所示.

圖13 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.01 m/s 加載速率(=1232 MPa·mm/s)下的J-R 阻力曲線Fig.13 J-R resistance curve of SEB specimen of 15MnTi steel at loading velocity of 0.01 m/s(=1232 MPa·mm/s)

15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.05 m/s 和0.25 m/s加載速度下的J積分與裂紋擴(kuò)展量?a對應(yīng)關(guān)系,如表1 所示,分別對應(yīng)J積分變化加載率為3529 MPa·mm/s 和8788 MPa·mm/s.擬合15MnTi鋼在0.05 m/s (=3529 MPa·mm/s)和0.25 m/s(=8788 MPa·mm/s)下的J-R阻力曲線并與15MnTi鋼在準(zhǔn)靜態(tài)和0.01 m/s (=1231.5 MPa·mm/s)下的J-R阻力曲線進(jìn)行對比,如圖14 所示,可知在8788 MPa·mm/s 加載率以內(nèi),15MnTi 鋼的斷裂韌性隨加載率的提升呈現(xiàn)出緩慢下降的趨勢.

表1 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.05 m/s(=3529 MPa·mm/s)和0.25 m/s(=8788 MPa·mm/s)加載速率下的J 積分與裂紋擴(kuò)展量?a 對應(yīng)關(guān)系Table 1 Relationship between J-integral and ?a of SEB specimen of 15MnTi steel at loading velocity of 0.05 m/s(=3529 MPa·mm/s)and 0.25 m/s(=8788 MPa·mm/s)

表1 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在0.05 m/s(=3529 MPa·mm/s)和0.25 m/s(=8788 MPa·mm/s)加載速率下的J 積分與裂紋擴(kuò)展量?a 對應(yīng)關(guān)系Table 1 Relationship between J-integral and ?a of SEB specimen of 15MnTi steel at loading velocity of 0.05 m/s(=3529 MPa·mm/s)and 0.25 m/s(=8788 MPa·mm/s)

圖14 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在8788 MPa·mm/s 加載率以內(nèi)的斷裂韌性隨加載率變化趨勢Fig.14 Fracture toughness of SEB specimen of 15MnTi steel under the loading rate of 8788 MPa·mm/s

采用上述上夾具輥剎車,通過調(diào)節(jié)壓縮桿長度改變試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量的試驗(yàn)方法,只適用于測量延性金屬材料在中低加載率下的動(dòng)態(tài)斷裂韌性.試驗(yàn)中,上夾具輥以設(shè)定速度壓入試樣,試驗(yàn)結(jié)束時(shí)上夾具輥將試樣壓至一定角度,上夾具輥速度降為0.上夾具輥在壓入試樣時(shí)會(huì)經(jīng)歷從壓入速度降至速度為0 的過程,壓入速度越大剎車距離越長,試驗(yàn)過程中速度的勻速段越短,故該試驗(yàn)方法只適用于材料在較低加載速率內(nèi)的動(dòng)態(tài)斷裂韌性測量,需對該試驗(yàn)方法所適用的速度范圍進(jìn)行討論.

圖15 為15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件在0.4 m/s加載速率下,不同裂紋擴(kuò)展量所對應(yīng)的時(shí)間?載荷?加載速度曲線.本文暫且只考慮裂紋在穩(wěn)定擴(kuò)展段(載荷從0 增至最大值區(qū)間)的速度變化過程,裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展段的速度變化暫且不考慮.15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件裂紋擴(kuò)展量為0.715 mm 時(shí),由于試驗(yàn)的加載距離短,當(dāng)上夾具輥剛接觸到三點(diǎn)彎曲試樣件時(shí),上夾具輥已經(jīng)處于速度下降區(qū)間,為將裂紋在穩(wěn)定擴(kuò)展段的平均速度控制到0.4 m/s,本試驗(yàn)的初始加載速率需設(shè)定為0.7 m/s.同理,裂紋擴(kuò)展量為1.293 mm 時(shí),為讓裂紋在穩(wěn)定擴(kuò)展段的平均速度達(dá)到0.4 m/s,試驗(yàn)的初始加載速率也需設(shè)定為0.7 m/s.當(dāng)裂紋擴(kuò)展量增大為1.733 mm 時(shí),可將初始加載速率設(shè)定為0.5 m/s 時(shí),此時(shí)裂紋在穩(wěn)定擴(kuò)展段的加載速度在0.4 m/s 左右.而裂紋擴(kuò)展量增至2.529 mm后,由于試驗(yàn)中的加載位移較大,初始加載速率可設(shè)定為0.4 m/s,裂紋的穩(wěn)定擴(kuò)展段速度大致在0.4 m/s上下的范圍.

圖15 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件在0.4 m/s 平均加載速度下,不同裂紋擴(kuò)展量所對應(yīng)的時(shí)間?載荷?加載速度曲線Fig.15 Time-loading-velocity curves matching different crack propagation values of 15MnTi steel SEB samples under average loading velocity of 0.4 m/s

圖15 15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣件在0.4 m/s 平均加載速度下,不同裂紋擴(kuò)展量所對應(yīng)的時(shí)間?載荷?加載速度曲線(續(xù))Fig.15 Time-loading-velocity curves matching different crack propagation values of 15MnTi steel SEB samples under average loading velocity of 0.4 m/s(continued)

本試驗(yàn)中,裂紋在失穩(wěn)擴(kuò)展階段速度的不斷降低也會(huì)影響材料動(dòng)態(tài)斷裂韌性測試的結(jié)果,拉低試驗(yàn)中外力加載的整體速度,改變裂紋擴(kuò)展過程中的速度均衡性.在僅考慮裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展段區(qū)域的前提下,為實(shí)現(xiàn)該試驗(yàn)區(qū)域加載平均速度達(dá)到0.4 m/s,對裂紋擴(kuò)展量小于約2 mm 的試驗(yàn),只能通過提高初始加載速度的方法實(shí)現(xiàn).在不考慮裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展階段速度遞減的前提下,該試驗(yàn)方法測量韌性金屬材料動(dòng)態(tài)J-R阻力曲線的速度不建議超過0.4 m/s.若要測量韌性金屬材料在更高加載速度下的動(dòng)態(tài)J-R阻力曲線,需通過試驗(yàn)夾具的改進(jìn)降低上夾具輥“剎車”所需的時(shí)間,盡可能保證試驗(yàn)過程中加載速度的一致性.

3 總結(jié)

本文采用Instron 高速材料試驗(yàn)機(jī),測量了沖擊下15MnTi 鋼和11MnNiMo 鋼CT 試樣件的動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變過程;研究了面內(nèi)約束和面外約束變化對金屬材料動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變速率的影響;采用上夾具輥剎車,通過調(diào)節(jié)壓縮桿長度改變試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量的試驗(yàn)方法,測量了15MnTi 鋼在較低加載速率下的動(dòng)態(tài)斷裂韌性.本文發(fā)現(xiàn)以下現(xiàn)象:

(1)15MnTi 鋼CT 試樣在加載速率低于0.025 m/s時(shí)呈現(xiàn)出全韌性斷裂的特點(diǎn);當(dāng)加載速率提高到0.1 m/s 時(shí),斷裂進(jìn)入韌脆轉(zhuǎn)變區(qū),斷裂方式呈現(xiàn)出先韌性斷裂后脆斷的特點(diǎn);加載速率提高至0.5m/s 以后,CT 試樣開始進(jìn)入脆性斷裂區(qū).

(2)11MnNiMo 鋼 CT 試樣在加載速率低于0.1 m/s 時(shí)為完全韌性斷裂,加載速率在0.5～1 m/s 時(shí)為韌?脆結(jié)合型斷裂,韌?脆區(qū)分布與15MnTi 鋼一致;11MnNiMo 鋼CT 試樣加載速率在1.5～5 m/s 時(shí),載荷曲線呈現(xiàn)出鋸齒波的特性,呈現(xiàn)出分層斷裂的現(xiàn)象,在每一層的斷裂過程中出現(xiàn)先脆斷后韌段的現(xiàn)象.

(3)金屬材料CT 試樣件的動(dòng)態(tài)斷裂韌脆轉(zhuǎn)變與金屬材料夏比試驗(yàn)隨溫度的韌脆轉(zhuǎn)變存在一定差異.金屬材料夏比試驗(yàn)隨溫度的韌脆轉(zhuǎn)變中,當(dāng)試驗(yàn)溫度進(jìn)入韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)后,斷口中部放射區(qū)的面積增大.而金屬材料CT 試樣件的動(dòng)態(tài)斷裂為分層斷裂,隨著加載速率的提高,產(chǎn)生解理斷裂所需的應(yīng)力值越來越小,直到完全生成脆性斷裂.

(4)金屬材料的動(dòng)態(tài)韌脆轉(zhuǎn)變速率受裂尖約束的影響非常明顯.面內(nèi)約束和面外約束的升高,都會(huì)導(dǎo)致材料動(dòng)態(tài)脆斷速率出現(xiàn)明顯降低.

(5)采用加載輥剎車的試驗(yàn)方法,通過調(diào)節(jié)壓縮桿長度改變試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展量,采用多試樣法在高速材料試驗(yàn)機(jī)上測量了15MnTi 鋼三點(diǎn)彎曲試樣在8788 MPa·mm/s 加載率內(nèi)的J-R阻力曲線,發(fā)現(xiàn)15MnTi 鋼在該加載率范圍內(nèi)斷裂韌性隨加載率的提升呈現(xiàn)出緩慢下降的趨勢.并對該動(dòng)態(tài)斷裂韌性測試方法的適用范圍進(jìn)行了分析,建議試驗(yàn)中的外界平均加載速度不超過0.4 m/s,該方法適用于延性金屬材料在較低加載率下的J-R阻力曲線測量.