疲劳裂纹扩展试验方法与应用范文

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《工程力学杂志》2015年第S1期

摘要：

航空航天、核反应堆工程等重要工程结构的安全控制对材料断裂性能有重要需求，小尺寸试样断裂韧性测试需求日益凸显。该文提出了一套用于小尺寸构件疲劳裂纹扩展速率测试的C形环小试样试验方法，设计了试样构形和试验夹具，并基于有限元分析和柔度法理论，建立了C形环小试样裂纹长度预测公式和应力强度因子K的表达式。对于低压转子材料26NiCrMoV11-5钢，采用C形环小试样和标准CT试样完成了疲劳裂纹扩展试验，获得了材料的疲劳裂纹扩展特性，并讨论了新方法的有效性。

关键词：

C形环试样；有限元分析；柔度公式；应力强度因子；疲劳裂纹扩展速率

断裂韧性是衡量材料或构件抵抗断裂破坏行为的重要力学性能参数，在工程构件的结构完整性评价中起着至关重要的作用。在航空航天、核反应堆以及化工装备等工业工程中，伴随安全分析精细化的发展趋势，实现小尺寸试样获取材料断裂韧性的研究具有重要意义。薄板[1]、薄壁管件[2]等小尺寸构件得到了广泛的应用，辐照环境下压力容器检测试样由于反应堆内空间限制[3]也向小型化发展。

在结构安全评定及寿命预估中，疲劳裂纹扩展速率常用于表征结构疲劳性能[4－5]，是疲劳破断分析的重要指标。对于含I型张开型裂纹构件，现行断裂韧性测试标准[6－7]推荐了基于紧凑拉伸及三点弯曲两种加载方式下的试样构形。由于CT试样(紧凑拉伸试样)需预留加载孔位置，SEB试样(三点弯曲试样)需在跨距之间安装用于测量裂纹张开位移的位移计，两种构形设计无法满足小尺寸构件或特殊环境下的测试要求。国内外现行断裂理论与基于标准试样的断裂测试方法已较为成熟，但基于有工程价值的小尺寸试样的断裂测试方法尚较少报道。基于小试样获取断裂性能不仅有必要性也有可行性，首先，在役结构中，从已成型的构件割取大尺寸试样进行测试几乎不可能；其次，考虑辐照、高压条件下材料时效问题，通常预加工试样，因环境空间狭小，测试样品的尺寸和数量均受到很大限制；第三，对于获取困难或价格昂贵的特殊材料，小尺寸试样对于增加测试选择、获得更多测试数据提供了可能。然而，现行测试方法均无法通过小尺寸试样获取材料断裂性能。为了实现小尺寸试样断裂韧性测试，必须对试样构形及加载装置做出适当设计并建立有效的测试方法，以满足工程结构安全评价的实际需求。改变试样构形与加载方式是实现断裂韧性测试的试样小型化的可行思路，国内外学者对不同加载形式进行了探索，Atkins[8－9]受机械加工中的切削理论启发对采用切割方式获取非金属材料的断裂性能进行了初步研究，但切割方法无法直接适用于带裂纹金属材料试样的断裂性能测试。缩小标准试样尺寸试样[10－11]是有效节约材料的手段，但实验获取的断裂性能有效性值得研究。El-Shennawy等[12]提出利用焊接方法获得的满足断裂韧性有效性判定的小尺寸试样的复合形式，但焊接行为对材料断裂性能影响值得考虑。现有小试样断裂韧性测试方法尚难满足需求，本文基于试样小型化思路，开展了C形环小试样试验方法研究。

1试样与加载装置设计

考虑试样小型化以及I型裂纹受力特点，设计了如图1所示小尺寸C形环试样。该C形环试样具有初始裂纹缺口，开口一侧设计了便于引伸计安装的燕尾式刀口，可直接测量试样的张开位移。在刀口后方预留易于加载夹具安装的楔形切口。试样内壁两侧设置半径为1.2mm的对称加载孔，用于加载销的定位，可有效防止加载辊在加载过程中因试样转动出现较大的侧向滑移。试样设计的基本思路源于紧凑拉伸试样，但却把CT试样一侧的两个销钉孔简化为位于中心的一个孔，有效减小了试样尺寸。试样内径r1与外径r2的尺寸可根据工程构件的尺寸条件进行调整选取。在固定试样内径r1=6mm的情形下，本文对内外径比R=r1/r2取0.2~0.6范围内的试样进行研究。若取C形环试样的外径为10mm，其大小仅为标准CT试样的30%，如果进一步减小C形环试样的内外径尺寸，还可以满足更小尺寸的取样要求。加载装置由夹持杆、U型槽与传力销组成，如图2所示，夹持杆上部由MTS材料试验机夹头抱紧，下部与U型槽固结。U型槽与传力销接触位置设置榫卯结构紧密连接，并由螺栓固紧。传力销整体为半圆柱形，可直接通过试样开口安装。传力销两侧各设加载锟，试样裂纹受力张开后，加载孔保持受均匀载荷。为保证传力销刚度，其尺寸与试样开口宽度接近。加载辊设计为插入式，在配合刀口尺寸的前提下，尽量提升传力销截面积。加载装置采用经热处理后的高强高硬钢加工而成，加载装置应保证整体刚度以减少加载过程中其变形对试验的影响。

2有限元分析

为了获取C形环试样的裂纹长度预测公式，采用有限元方法模拟试样受力过程，获得载荷-位移数据。采用ANSYS12.0，依据试样几何对称特性，取试样结构的1/2分别建立图3所示C型环试样的三维有限元模型及相应平面模型，三维实体模型采用solid185单元进行网格划分，平面模型则取用plane183单元。分别进行平面应力、平面应变和三维实体状态下，不同初始裂纹长度、不同内外径比的线弹性模拟计算。其中，试样弹性模量E取为200GPa，泊松比取为0.3。综合考虑计算成本、结果精度等因素，对裂尖附近t/10(t为C形环试样壁厚)范围内进行网格细化，三维模型裂尖单元数约为14000个。模型裂纹面均采用自由边界，对应的韧带部分设置为y向对称约束，对加载孔施加均布载荷。

2.1基于柔度法的裂纹长度预测公式柔度反映了试样构件变形的能力，定义为弹性变形范围内试样的加载位移增量与载荷增量的比值。柔度法的原理即以柔度变化来监测裂纹尺寸的变化。考虑关于柔度C的无量纲量U∶U=[(BEC)0.5+1]1，式中B为试样厚度，E为材料弹性模量，可通过有限元分析得到无量纲裂纹尺寸a/t与U之间的关系方程。图4分别给出了基于平面应力、平面应变和三维实体三种分析模型条件下得到的不同内外径比R的C形环试样的无量纲裂纹尺寸a/t随无量纲量U变化的演化规律。从图4不难看出，在0.2≤R≤0.6范围内，不同分析模型得到的a/t~U演化规律非常接近。进一步分析表明，a/t与U之间满足式(1)所示的函数关系。

2.2应力强度K因子公式应力强度因子K是关于载荷及试样几何尺寸等参量的函数，是进行断裂韧性和疲劳裂纹扩展行为的关键力学量。图6给出了根据线弹性有限元分析得到的在平面应力和平面应变条件下的K因子随无量纲裂纹尺寸a/t的变化规律。可以看到，由两种分析模型得到的K因子的演化规律差异较小，但C形环试样的内外径比R对K因子的变化规律影响较为显著。进一步分析表明，C形环试样的应力强度因子K满足如下关系。

3疲劳裂纹扩展速率试验

分别对C形环试样和标准紧凑拉伸(CT)试样完成了疲劳裂纹扩展速率实验，对C形环试样用于材料疲劳裂纹扩展行为的表征的可行性、有效性研究有重要意义。

3.1材料、试样与试验设备试验材料为低压转子材料26NiCrMoV11-5钢，材料弹性模量E=191GPa，屈服强度s=692MPa，抗拉强度b=844MPa，材料加工为C形环试样(图8)和标准CT试样(图9)。其中，C形环试样采用初始裂纹长度a0=1.8mm，试样内径=6mm，外径=15mm，厚度均为15mm。标准紧凑拉伸试样(CT试样)规格为62.5mm×60mm×10mm，即试样宽度W=50mm，试样厚度B=BN=10mm，初始裂纹长度a0=10mm。采用2个C形环试样和2个CT试样完成疲劳裂紋扩展速率试验。C形环试样和CT试样的疲劳裂纹扩展试验均在MTS80925kN试验机上完成，均采用标距为5mm的常温COD引伸计MTS632.02F-20测量C形环试样和CT试样的裂纹嘴张开位移。C形环试样采用设计加载装置进行加载，CT试样采用标准U型夹具进行加载。图10和图11分别为C形环试样疲劳裂纹扩展试验和CT试样疲劳裂纹扩展试验的现场照片。

3.2试验及数据处理方法根据材料疲劳裂纹扩展速率标准试验方法要求，对C形环试样和CT试样均进行了疲劳裂纹的预制。其中，C形环试样的疲劳裂纹预制根据初始裂纹的扩展速率逐级降载的方式实现，预制裂纹增量0.5mm~1mm；CT试样的疲劳裂纹预制采用MTS790.50标准断裂软件根据降K方式实现，预制裂纹增量约2mm。对于两种试样构形，在预制疲劳裂纹完成后，均采用MTSTestSX多功能软件根据恒载方式完成疲劳裂纹扩展试验，C形环试样的裂纹扩展增量达到约4mm后停止试验，CT试样的裂纹扩展增量约10mm后停止试验。两种试样的加载比均为0.1。采用自编VB程序根据相应的柔度计算公式对原始实验数据进行处理得到各试样的裂纹尺寸a-寿命N曲线，然后对(a,N)数据进行移动平均处理以降低数据的分散程度，最后采用割线法及相关公式处理得到各试样的da/dN-ΔK数据。在获得各试样的da/dN-ΔK曲线后，对其稳定扩展阶段进行分析得到Paris律及模型参数。

3.3结果分析及讨论图12给出了两种试样构形对应材料无量纲裂纹长度与疲劳寿命的a/a0-N曲线，a0为试样初始裂纹长度。从图中可以看到，对于同一构形的两个不同试样，得到的a/a0-N曲线存在一定的分散性。图13给出了两种试样构形对应材料的da/dN-ΔK曲线，各图中均给出了对应构形试样的稳定疲劳裂纹扩展阶段，数据分散性较小。图13中一并给出了Paris律模型，C形环试样和CT试样的Paris律模型参数分别列于表3中。以上结果表明，试样加载载荷比恒定时，随着裂纹增长，应力强度因子幅及裂纹扩展速率均呈不断增大的趋势，且增长速率逐步加快，a-N曲线中体现出幂指数规律。采用同一试样构型且材料相同的不同试样，均符合Pairs律，实验结果分散性较小，反应材料规律较为可信。从图13可以看到，对于26NiCrMoV11-5钢，不同构形共计四个试样得到的da/dN-ΔK曲线几乎重合，CT试样和C环的结果在平面应力条件下十分接近，采用C形环小试样表征材料裂纹性能具有较大的尺寸优势。

4结论

(1)创新设计了适用于多种断裂性能测试的小尺寸C形环试样，开发了基于MTS实验平台的加载工装；(2)利用有限元计算提出了小尺寸C形环试样裂纹长度预测公式、K因子公式等基本断裂力学量的算式；(3)结合CT和C形环两种试样构型，完成了26NiCrMoV11-5钢裂纹扩展速率行为研究，获得了较为一致的da/dN-ΔK曲线。采用C形环小试样预测材料疲劳性能利于对于节约材料，在役结构取样具有十分重要的工程意义。

参考文献：

[1]钟飞.航空轻合金薄板激光焊接头的断裂韧性研究[D].北京:北京工业大学,2005.ZhongFei.Studyonfracturetoughnessoflaserweldedjointsforaviationlightalloysheets[D].Beijing:BeijingUniversityofTechnology,2005.(inChinese)

[2]范娟,李付国,王少刚,等.薄壁管件周向力学性能测试装置及方法[J].实验力学,2010,25(6):641―646.FanJuan,LiFuguo,WangShaogang,etal.Deviceandmethodfortestingcircumferentialmechanicsperformanceofathinwalledtube[J].JournalofExperimentalMechanics,2010,25(6):641―646.(inChinese)

[3]程瑞.核电压力容器钢辐照脆化力学效应模拟和断裂韧性预测[D].上海:华东理工大学,2012.ChenRui.Simulationofeffectsofirradiationembrittlementonmechanicalpropertiesofnuclearpressurevesselsteelandpredictionofitsfracturetoughness[D].Shanghai:EastChinaUniversityofScienceandTechnology,2012.(inChinese)

[4]黄学伟,蔡力勋,包陈,陈龙.基于低周疲劳损伤的裂纹扩展行为数值模拟新方法[J].工程力学,2011,28(10):202―208.HuangXuewei,CaiLixun,BaoChen,ChenLong.Anewmethodofnumericalsimulationforbehavioroffatiguecrackpropagationbasedonlowcyclefatiguedamage[J].EngineeringMechanics,2011,28(10):202―208.(inChinese)

[5]陈龙,蔡力勋.基于材料低周疲劳的裂纹扩展预测模型[J].工程力学,2012,29(10):34―39.ChenLong,CaiLixun.Thelowcyclicfatiguecrackgrowthpredictionmodelbasedonmaterial’slowcyclicfatigueproperties[J].EngineeringMechanics,2012,29(10):34―39.(inChinese)

[6]ASTME1820-11.Standardtestmethodsformeasurementoffracturetoughness[S].Philadelphia,Pennsylvania,2011.

[7]GB/T21143-2007,金属材料准静态断裂韧度的统一试验方法[S].中国:中国标准出版社,2007.GB/T21143-2007,Metallicmaterials—Unifiedmethodoftestfordeterminationofquasistaticfracturetoughness[S].China:StandardsPressofChina,2007.(inChinese)

[8]AtkinsAG.Modellingmetalcuttingusingmodernductilefracturemechanics:Quantitativeexplanationsforsomelongstandingproblems[J].InternationalJournalofMechanicsandScience,2003,45(2):373―396.

[9]AtkinsAG.Toughnessandcutting:Anewwayofsimultaneouslydeterminingductilefracturetoughnessandstrength[J].EngineeringFractureMechanics,2005,72(6):849―860.

[10]OnoH,KasadaR,KimuraA.SpecimensizeeffectsonfracturetoughnessofJLF-1reduced-activationferriticsteel[J].JournalofNuclearMaterials,2004,329/330/331/332/333(1):1117―1121.

[11]Jayet-GendrotS,OuldP,MeyloganT.Fracturetoughnessassessmentofin-serviceagedprimarycircuitelbowsusingmini-CTspecimenstakenfromouterskin[J].NuclearEngineeringandDesign,1998,184(1):3―11.

[12]El-ShennawyM,MinamiF,ToyodaM,etal.Crack-tipplasticconstraintactivatorsandtheapplicationtoplane-strainfracturetoughnesstest:Proposalonsmall-sizefracturetoughnessspecimen[J].EngineeringFractureMechanics,1999,63(4):447―479。

作者：但晨 蔡力勋 包陈 单位：西南交通大学力学与工程学院