許鶴君

(上海材料研究所 上海市工程材料應(yīng)用與評(píng)價(jià)重點(diǎn)試驗(yàn)室, 上海 200437)

金屬材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)中的一些關(guān)鍵問(wèn)題

許鶴君

(上海材料研究所 上海市工程材料應(yīng)用與評(píng)價(jià)重點(diǎn)試驗(yàn)室, 上海 200437)

探討了在金屬材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)過(guò)程中遇到的一些問(wèn)題及解決方法。結(jié)果表明:試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理時(shí)采用不同的函數(shù)擬合會(huì)對(duì)最終檢測(cè)結(jié)果產(chǎn)生較大影響，Boltzmann函數(shù)的擬合結(jié)果更貼合實(shí)際;判定韌脆轉(zhuǎn)變溫度的4種方法各有特點(diǎn)，在檢測(cè)時(shí)應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況靈活運(yùn)用;試樣晶狀區(qū)域輪廓、斷口平整度特別是韌脆斷面類(lèi)型會(huì)直接影響剪切斷面率的評(píng)價(jià)，另在檢測(cè)報(bào)告中還應(yīng)注明取樣位置和方向;在試樣數(shù)量受限的情況下,應(yīng)將試樣盡量分配在靠近30%～70%剪切斷面率的區(qū)間來(lái)獲取韌脆轉(zhuǎn)變溫度。

韌脆轉(zhuǎn)變溫度；剪切斷面率；沖擊吸收能量；側(cè)膨脹值；擬合函數(shù)；斷口形貌

工程應(yīng)用領(lǐng)域中，金屬材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度(Ductile-Brittel Transition Temperature,DBTT),作為衡量金屬材料低溫特性的主要性能參數(shù)之一，能夠比較真實(shí)地反映出材料在不同溫度下的斷裂形式，從而可對(duì)一些工件在低溫環(huán)境下的服役能力和事故風(fēng)險(xiǎn)作出預(yù)先評(píng)估。金屬材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)試驗(yàn)看似簡(jiǎn)單，但實(shí)際檢測(cè)過(guò)程中卻會(huì)出現(xiàn)很多狀況，其中包含了諸多需要關(guān)注的細(xì)節(jié)和尚待思考的問(wèn)題。為此，筆者從檢測(cè)工作不斷完善和規(guī)范化的角度，結(jié)合自身實(shí)際工作中遇到的一些關(guān)鍵問(wèn)題進(jìn)行探討和分析，以供相關(guān)人員參考。

1 擬合函數(shù)的選擇

眾所周知，沖擊吸收能量與試驗(yàn)溫度存在一定的函數(shù)關(guān)系，通常可以用連續(xù)單點(diǎn)擬合的方式獲得DBTT曲線。試驗(yàn)數(shù)據(jù)的曲線擬合是材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)中至關(guān)重要的一環(huán)，直接關(guān)系到最終特征點(diǎn)的選取，然而B(niǎo)S EN IOS 148-1:2016[1],GB/T 229-2007[2],ASTM E23-16b[3]中均未對(duì)此作出明確規(guī)定，只是均以資料性附錄的形式給出了沖擊吸收能量和溫度(K-T)曲線示意圖，并附上了“用以確定轉(zhuǎn)變溫度的方法應(yīng)在相關(guān)產(chǎn)品標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定，或通過(guò)協(xié)議規(guī)定”的說(shuō)明，僅是對(duì)DBTT的4種規(guī)定方法選擇的說(shuō)明，即沖擊吸收能量具體值、沖擊吸收能量百分比、剪切斷面率百分比和側(cè)膨脹值具體值。筆者認(rèn)為，無(wú)論選用哪種方法，出于嚴(yán)謹(jǐn)和規(guī)范化要求的考慮，都應(yīng)當(dāng)先利用函數(shù)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，因此有必要研究不同的擬合函數(shù)對(duì)K-T曲線最終的走勢(shì)以及特征點(diǎn)選取的影響。為此，對(duì)一組34CrNiMo6合金鋼的系列溫度沖擊試驗(yàn)結(jié)果(表1)分別選用Boltzmann，Weibull，Gompertz，Richards等4種具有S形增長(zhǎng)模型的回歸函數(shù)進(jìn)行擬合，所得曲線如圖1所示，以50%剪切斷面率對(duì)應(yīng)的溫度表示的韌脆轉(zhuǎn)變溫度T50%FAT測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2。

表1 34CrNiMo6合金鋼的沖擊試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Impact test results of 34CrNiMo6 alloy steel

圖2 3種K-T曲線Fig.2 Three kinds of K-T curves:a) slow change (ZG22Mo casting steel); b) general change (A508-3 vessel steel); c) rapid change (F60 stainless steel)

表2 不同函數(shù)擬合曲線獲得的T50%FATTab.2 The T50%FAT obtained from different function fitting curves

由上述結(jié)果可以看出，前3種函數(shù)擬合的結(jié)果基本一致，但經(jīng)Richards函數(shù)擬合后的曲線與實(shí)際情況嚴(yán)重不符。通常來(lái)講，在數(shù)據(jù)點(diǎn)分散不嚴(yán)重的情況下，利用Boltzmann，Weibull，Gompertz函數(shù)擬合都可以得到相對(duì)可靠的試驗(yàn)結(jié)果。采用不同的函數(shù)擬合得到的試驗(yàn)結(jié)果肯定會(huì)存在一定差異，但目前業(yè)內(nèi)人士普遍認(rèn)為采用Boltzmann函數(shù)擬合的曲線具有更高的相關(guān)系數(shù)，在數(shù)據(jù)點(diǎn)分散性較大的情況下依然可以較好地?cái)M合出曲線，同時(shí)其擬合曲線的上、下平臺(tái)以及轉(zhuǎn)折點(diǎn)物理意義相對(duì)更為明確。另外，Boltzmann函數(shù)對(duì)各類(lèi)不同變化趨勢(shì)的曲線都能進(jìn)行較好地?cái)M合，如圖2所示。

Boltzman函數(shù)表達(dá)式為

式中：A為剪切斷面率;A1，A2為待定系數(shù);T為溫度;T0為拐點(diǎn)溫度。

由式(1)可見(jiàn)：當(dāng)T趨于+∞時(shí)，A趨于A2，因此A2可以作為韌脆轉(zhuǎn)變曲線的上平臺(tái)；當(dāng)T趨于-∞時(shí)，A趨于A1，A1可以作為韌脆轉(zhuǎn)變曲線的下平臺(tái)；而(T-T0)/dT反映出的是曲線過(guò)渡區(qū)域的變化趨勢(shì)，dT可以表示材料在塑性和韌性之間隨溫度變化的難易程度，dT越小，則表示塑性區(qū)更易向脆性區(qū)轉(zhuǎn)變，T0對(duì)應(yīng)曲線的拐點(diǎn)，當(dāng)擬合后的曲線上、下平臺(tái)明顯且過(guò)渡區(qū)域分布較均勻的情況下，該值非常接近50%剪切斷面率對(duì)應(yīng)的實(shí)際溫度，此時(shí)可直接選用T0值作為T(mén)50%FAT。因此,目前有不少學(xué)者建議將Boltzmann函數(shù)納入沖擊試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)中作為數(shù)據(jù)處理的統(tǒng)一手段，以此增加數(shù)據(jù)之間的可比性。

2 判定方法的選擇

韌脆轉(zhuǎn)變溫度曲線陡峭上升的區(qū)域覆蓋的溫度范圍較寬，標(biāo)準(zhǔn)中列出了4種方法來(lái)規(guī)范轉(zhuǎn)變溫度特征點(diǎn)選取的問(wèn)題，分別是：沖擊吸收能量達(dá)到某一特征值；沖擊吸收能量達(dá)到上平臺(tái)能量某一百分?jǐn)?shù)；剪切斷面率達(dá)到某一百分?jǐn)?shù)；側(cè)膨脹值達(dá)到某一個(gè)量。筆者針對(duì)各個(gè)判定方法，采用Boltzmann函數(shù)進(jìn)行曲線擬合，為避免過(guò)多地引入人為不確定因素，“沖擊吸收能量達(dá)到某一特征值”和“側(cè)膨脹值達(dá)到某一個(gè)量”的規(guī)定方法暫不作討論，可根據(jù)材料實(shí)際情況由經(jīng)驗(yàn)確定。

對(duì)3件34CrNiMo6鋼工件分別在A(靠近表面)、B(兩者之間)、C(靠近中心)3個(gè)位置取9組夏比V形缺口沖擊試樣，共計(jì)81個(gè)，依據(jù)ASTM E23-16b進(jìn)行系列溫度沖擊試驗(yàn)，之后分別對(duì)各組試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行曲線擬合，所得的測(cè)試結(jié)果如表3～5所示[4]。

表3給出的是以“剪切斷面率達(dá)到50%”作為判據(jù)對(duì)應(yīng)的韌脆轉(zhuǎn)變溫度T50%FAT。該方法試驗(yàn)過(guò)程中在低能量及高能量區(qū)采用肉眼與標(biāo)準(zhǔn)圖片進(jìn)行對(duì)比的方式來(lái)確定剪切斷面率，而在曲線轉(zhuǎn)折區(qū)與過(guò)渡區(qū)盡量采用量具測(cè)量計(jì)算的方式得到剪切斷面率，兩種方式均由兩名具有資質(zhì)的檢測(cè)人員獨(dú)立確定，并取平均值作為最后的試驗(yàn)結(jié)果。

表3 各組試樣T50%FAT試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 The T50%FAT test results of each group of samples ℃

表4 各組試樣T50%ET試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The T50%ET test results of each group of samples ℃

表5 各組試樣T50%LE試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 The T50%LE test results of each group of samples ℃

表4給出的是以“沖擊吸收能量達(dá)到上平臺(tái)能量50%”作以判據(jù)對(duì)應(yīng)的韌脆轉(zhuǎn)變溫度T50%ET。利用沖擊吸收能量-溫度曲線擬合來(lái)獲得轉(zhuǎn)變溫度時(shí)，建議將上平臺(tái)沖擊吸收能量的50%作為衡量依據(jù)，可以較為實(shí)際地反映出材料的韌脆轉(zhuǎn)變特性，但需注意的是，試樣沖擊吸收能量在達(dá)到上平臺(tái)后，隨著溫度的升高還會(huì)有一定的上浮空間，為過(guò)渡性轉(zhuǎn)折，所以試驗(yàn)過(guò)程中上平臺(tái)數(shù)據(jù)點(diǎn)的選取有一定的講究，理論上應(yīng)將沖擊吸收能量-溫度曲線上剛好達(dá)到100%剪切斷面率時(shí)所對(duì)應(yīng)的沖擊吸收能量作為上平臺(tái)能量，以此值的50%作為基準(zhǔn)來(lái)確定T50%ET更貼合實(shí)際，否則選擇更高的上平臺(tái)點(diǎn)會(huì)直接導(dǎo)致T50%ET的升高。

因各組試驗(yàn)數(shù)據(jù)取自工件的不同部位，筆者認(rèn)為單純依照某個(gè)指定的側(cè)膨脹值來(lái)統(tǒng)一衡量韌脆轉(zhuǎn)變溫度是不合適的。因此，表5是在參照T50%FAT和T50%ET的基礎(chǔ)上，基于各測(cè)試位置的側(cè)膨脹值-溫度曲線以“側(cè)膨脹值達(dá)到上平臺(tái)側(cè)膨脹值50%”作以判據(jù)對(duì)應(yīng)的韌脆轉(zhuǎn)變溫度T50%LE，同樣側(cè)膨脹值在上平臺(tái)區(qū)域隨著溫度的升高還有一定的上浮趨勢(shì)，試驗(yàn)過(guò)程中也可以適當(dāng)參考沖擊吸收能量的穩(wěn)定程度來(lái)確定上平臺(tái)側(cè)膨脹值。

由上述3種不同判定方法得到的韌脆轉(zhuǎn)變溫度可以看出，在統(tǒng)一采用Boltzmann函數(shù)進(jìn)行曲線擬合的情況下，不同的判定方法得出的結(jié)果還是有所差異的，偏差范圍基本在10 ℃之內(nèi)，個(gè)別也有相差近20 ℃的情況，例如1號(hào)試樣的B位置，T50%FAT與T50%LE相差20 ℃。暫且拋開(kāi)人為引入的誤差，表3～5的試驗(yàn)結(jié)果在一定程度上說(shuō)明由不同判定方法確定得到的試驗(yàn)結(jié)果在總體上還是可以互相參考比較的，這從另一方面也論證了沖擊吸收能量-剪切斷面率-側(cè)膨脹值之間的內(nèi)在聯(lián)系。筆者認(rèn)為，雖然不能斷言利用哪一種判定方法得到的試驗(yàn)結(jié)果更好，但可以肯定的是，3種方法各有優(yōu)勢(shì)，在特殊情況下可以靈活選用，例如碰到混合斷面材料時(shí)，通過(guò)T50%FAT的判定方法來(lái)確定韌脆轉(zhuǎn)變溫度就行不通，那么在供需雙方均認(rèn)可的前提下，可以考慮使用T50%ET甚至T50%LE作為判據(jù)來(lái)確定韌脆轉(zhuǎn)變溫度。

3 材料斷面情況的影響

理想情況下，針對(duì)某一材料能以T50%FAT作為判據(jù)來(lái)測(cè)定其韌脆轉(zhuǎn)變溫度的前提是，沖斷后的試樣韌性區(qū)域和脆性區(qū)域特征明顯、輪廓規(guī)則且分界清晰，然而實(shí)際工作中很難碰到完全符合這些條件的情形。因此，在這些不利條件的影響下，如何盡可能地提高T50%FAT檢測(cè)的精度具有重要意義。

3.1 斷面類(lèi)型

一些低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼的沖擊試樣斷口形貌呈混合型，即韌性和脆性沒(méi)有明確的邊界區(qū)分，甚至韌性和脆性以混合形態(tài)存在，這就導(dǎo)致無(wú)法直接通過(guò)手工測(cè)量或者肉眼目測(cè)的方式來(lái)獲得剪切斷面率，ASTM E23-16b中也特意強(qiáng)調(diào)了SAE 4340(對(duì)應(yīng)國(guó)內(nèi)牌號(hào)40CrNiMoA)鋼對(duì)此方法不適用。在該種情況下，可以采用儀器化沖擊方法來(lái)獲取該類(lèi)材料在不同溫度下的力-位移曲線，經(jīng)后續(xù)處理拾取特征點(diǎn)來(lái)獲得不穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展的起始和終止階段，然后計(jì)算得到不穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展吸收能量及剪切斷面率，從而解決混合型斷面材料無(wú)法通過(guò)剪切斷面率評(píng)價(jià)的方式獲得韌脆轉(zhuǎn)變溫度的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)已有部分學(xué)者開(kāi)展了該方面的研究工作，筆者在后續(xù)的工作中也會(huì)對(duì)此進(jìn)行進(jìn)一步的探討。

通常情況下典型的(韌脆區(qū)域分明)及混合型的沖擊斷口形貌如圖3所示。

圖3 典型及混合型沖擊斷口形貌Fig.3 Typical and hybrid impact fracture morphology:a) typical fracture morphology (34CrNiMo6 steel);b) hybrid fracture morphology (SAE 4140 steel)

3.2 斷面輪廓形狀

不同材料試樣沖擊斷裂后，晶狀區(qū)域的輪廓不全相同，有長(zhǎng)條形的、四方形的、梯形的，甚至有分段的、不規(guī)則的等。針對(duì)規(guī)則形狀，可以采用最接近的數(shù)學(xué)求積公式來(lái)近似求得其面積；如果是分段型的，則只能通過(guò)將各個(gè)分散的區(qū)域單獨(dú)計(jì)算然后相加的方法求得，但導(dǎo)致的問(wèn)題是，各微小區(qū)域的面積計(jì)算與實(shí)際情況的誤差如何縮?。繎{借肉眼直接去“估算”的度如何把握？近些年來(lái)，國(guó)內(nèi)外一些知名試驗(yàn)機(jī)廠商已將微機(jī)自動(dòng)壓痕測(cè)量系統(tǒng)集成到了布氏硬度計(jì)上，可以更加便捷地得到材料的硬度。筆者認(rèn)為可以嘗試將技術(shù)運(yùn)用至沖擊試樣斷面形貌的尺寸測(cè)量上，從而推動(dòng)材料韌脆轉(zhuǎn)變性能評(píng)價(jià)的自動(dòng)化測(cè)試進(jìn)程。當(dāng)然，壓痕自動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)能夠準(zhǔn)確完成測(cè)量的前提條件是壓痕邊界清晰，壓痕與周邊的色差明顯，這對(duì)于對(duì)表面粗糙度有固定要求的硬度試樣相對(duì)而言比較容易滿足，但將其運(yùn)用至評(píng)價(jià)沖擊試樣的自然斷口形貌時(shí)，情況則比較復(fù)雜，需要克服斷口表面不平整導(dǎo)致的對(duì)焦問(wèn)題，形狀不規(guī)則導(dǎo)致的面積積分問(wèn)題，韌脆區(qū)域色差不明顯導(dǎo)致的邊界判定等問(wèn)題。

3.3 斷面平整度

部分試樣沖擊斷裂后的斷面未必是平整的表面，有可能是臺(tái)階狀的，甚至出現(xiàn)中間脆性區(qū)域橫跨兩個(gè)以上臺(tái)階的情形。這種情況下就不能直觀地利用量具去手工測(cè)量了，筆者建議對(duì)斷面進(jìn)行拍攝投影處理，利用計(jì)算機(jī)輔助工具計(jì)算其剪切斷面率。

4 取樣位置及方向的影響

4.1 取樣位置

同樣，采用上述試驗(yàn)結(jié)果，3件工件A，B，C 3個(gè)位置獲得的共計(jì)9組試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合后得到的剪切斷面率-溫度曲線及韌脆轉(zhuǎn)變溫度T50%FAT如圖4所示。

圖4 各工件不同位置的剪切斷面率-溫度曲線及T50%FATFig.4 The percent shear fracture-temperature curves and T50%FAT of each workpiece at different positions:a) workpiece 1; b) workpiece 2; c) workpiece 3

結(jié)合表1的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，不同取樣位置的T50%FAT相差還是比較明顯的，整體來(lái)看，由A位置經(jīng)B位置再到C位置，其韌脆轉(zhuǎn)變溫度呈升高的趨勢(shì)，即工件表面的韌脆轉(zhuǎn)變溫度要低于內(nèi)部的，相對(duì)而言其韌性更好，這是由于零件在熱處理工藝過(guò)程中各部位承受條件不均勻?qū)е碌?。試樣的取樣位置?huì)直接影響力學(xué)性能的試驗(yàn)結(jié)果，在沖擊試驗(yàn)中尤為明顯。若是較大的構(gòu)件，應(yīng)當(dāng)憑借經(jīng)驗(yàn)考慮到熱處理工藝不均勻性導(dǎo)致的各部位性能的差異，單套T50%FAT的檢測(cè)必須限制在“一定區(qū)域”內(nèi)，并且只能用來(lái)評(píng)價(jià)這一區(qū)域的韌脆轉(zhuǎn)變性能，而不能代表整個(gè)工件的，而這個(gè)“一定區(qū)域”，必須人為地把關(guān)，需要雙方遵循相應(yīng)的取樣標(biāo)準(zhǔn)，如GB/T 2975-1998《鋼及鋼產(chǎn)品 力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》，也可以依照雙方的協(xié)議要求或者通過(guò)相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)判斷等手段，其目的都是為了獲得工件穩(wěn)定真實(shí)的韌脆轉(zhuǎn)變性能。

4.2 取樣方向

圖5 不同取樣方向沖擊斷口宏觀形貌Fig.5 Macro morphology of impact fracture samples with different sampling directions: a) vertical; b) transverse

取樣方向的選擇也是較為重要的一環(huán)，板材軋制過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生織構(gòu)、表層受力、晶粒流動(dòng)等現(xiàn)象，使一些中厚板橫向和縱向的性能差異非常明顯，甚至斷口類(lèi)型完全不一樣。如圖5a)和圖5b)所示分別為SAE 4140合金鋼(正火+調(diào)質(zhì)處理)縱向和橫向試樣在-30 ℃沖擊試驗(yàn)后斷口的宏觀形貌，可以看出橫向與縱向試樣的沖擊斷口形貌存在明顯的差異，縱向斷口呈灰暗的韌脆混合斷裂特征，而橫向斷口則呈現(xiàn)出明顯的亮白色脆性斷裂特征，且具有一定的方向性，雖韌脆區(qū)域差別明顯，但分界處形狀極不規(guī)則，給剪切斷面率的評(píng)價(jià)帶來(lái)一定困難。因此，建議在T50%FAT檢測(cè)報(bào)告中注明取樣方向。

5 其他問(wèn)題

5.1 數(shù)值修約問(wèn)題

GB/T 229-2007基本照搬了BS EN ISO 148-1:2006的內(nèi)容，與ASTM E23-16b一樣，3者都未對(duì)報(bào)告中剪切斷面率的數(shù)值修約情況進(jìn)行規(guī)范，但在各自的附錄中都以表格的形式呈現(xiàn)了1%～100%剪切斷面率的計(jì)算對(duì)照方法，并為肉眼估量的方法提供了“斷口形貌和剪切斷面率對(duì)照表”及“估計(jì)斷口形貌用指南”，該“指南”中基本以10%的區(qū)間為分隔進(jìn)行評(píng)價(jià)，擺動(dòng)幅度較大，這就要求檢測(cè)人員在分析判斷韌脆區(qū)域面積的時(shí)候十分小心，因?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)中的對(duì)照表只針對(duì)試樣斷面脆性區(qū)域呈矩形狀的理想情況，其他形狀的試樣則需要結(jié)合自身的判斷和相關(guān)的檢測(cè)工作經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行判斷。筆者建議檢測(cè)報(bào)告中應(yīng)當(dāng)將剪切斷面率的數(shù)值修約分為兩種情況：經(jīng)量具測(cè)量后計(jì)算得到的數(shù)值結(jié)果應(yīng)精確到1%；而試驗(yàn)過(guò)程中以肉眼對(duì)照評(píng)價(jià)所得的試驗(yàn)結(jié)果應(yīng)盡量精確到5%。這為T(mén)50%FAT檢測(cè)過(guò)程中復(fù)雜的斷面形貌剪切斷面率計(jì)算問(wèn)題提供了規(guī)范化要求，特別是在剪切斷面率-溫度曲線的過(guò)渡區(qū)域，肉眼估算的準(zhǔn)確性會(huì)直接影響剪切斷面率-溫度曲線的走勢(shì)及最終試驗(yàn)結(jié)果與實(shí)際相符合的程度。

5.2 試樣分配問(wèn)題

在評(píng)價(jià)材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度的過(guò)程中，如果需要了解該材料在各個(gè)溫度區(qū)間的韌脆特性，就必須對(duì)剪切斷面率-溫度曲線的上、下平臺(tái)及過(guò)渡區(qū)域不斷地補(bǔ)充完善，得出的試驗(yàn)曲線才可以準(zhǔn)確地反映出材料剪切斷面率隨溫度的變化趨勢(shì)，并可以通過(guò)擬合曲線獲得任一溫度下的剪切斷面率，這樣做的目的是要獲取一條完整的剪切斷面率-溫度曲線。但如果只是要檢測(cè)T50%FAT，即韌脆區(qū)域各占50%的轉(zhuǎn)變溫度，可以根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行處理。如果試件有條件允許取出足夠多的試樣，則可以按照上述方法完善整條曲線得出試驗(yàn)結(jié)果，盡量減少分散性帶來(lái)的不利影響。如果試件本身尺寸有限，或者形狀不規(guī)則，可以判斷熱處理工藝會(huì)帶來(lái)性能不均勻的情況下，能夠取出的試樣本身就非常有限，在這種情況下，應(yīng)當(dāng)遵循的原則是：首先盡可能地滿足40%～60%剪切斷面率過(guò)渡區(qū)域的試樣分配，其次是20%～40%和60%～80%的轉(zhuǎn)折區(qū)域，最后才是曲線的上、下平臺(tái)。試樣數(shù)量有限的情況下，要獲取T50%FAT可以將試樣盡量地分配在靠近30%～70%剪切斷面率的區(qū)間，一味地追求剪切斷面率-溫度曲線的對(duì)稱(chēng)及趨勢(shì)的平滑、美觀是不合理的，材料在高、低溫區(qū)域的韌脆變化趨勢(shì)很有可能是不一樣的，甚至?xí)休^大的差別，且試樣數(shù)量也經(jīng)常會(huì)受限制，最終實(shí)際獲得的曲線不一定美觀，問(wèn)題的關(guān)鍵是檢測(cè)目的。依據(jù)上述方法獲得的T50%FAT，即使最終擬合出的曲線是非?！半y看”的，但是它能夠在有限的試驗(yàn)條件下得出盡可能貼近實(shí)際的結(jié)果。

5.3 組織變化問(wèn)題

理論上講，只要金屬材料內(nèi)部組織保持穩(wěn)定，其對(duì)應(yīng)的韌脆轉(zhuǎn)變溫度就應(yīng)該是恒定的，但實(shí)際情況下，材料所處環(huán)境溫度的變化，有可能會(huì)引起材料內(nèi)部組織的變化，導(dǎo)致材料本身的特性發(fā)生改變。例如一些馬氏體鋼，淬火過(guò)程中轉(zhuǎn)變不完全是馬氏體相變的主要特點(diǎn)，導(dǎo)致金屬材料在室溫下仍會(huì)保留部分殘余奧氏體，經(jīng)低溫條件下的保溫處理后，這些殘余奧氏體會(huì)轉(zhuǎn)變成更穩(wěn)定的馬氏體[5]，導(dǎo)致材料力學(xué)性能發(fā)生改變，類(lèi)似于工業(yè)生產(chǎn)中的“深冷處理”。該因素或許影響有限，但在檢測(cè)時(shí)也需要注意，這也是除了試樣加工精度、性能不均勻、人為引入誤差等因素外導(dǎo)致轉(zhuǎn)變曲線上出現(xiàn)分散帶的另一個(gè)原因。

6 結(jié)論

(1) 在進(jìn)行金屬材料韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)時(shí)，選用不同的擬合函數(shù)會(huì)影響最終的特征點(diǎn)選取，普遍認(rèn)為選用Boltzmann函數(shù)能夠更好地對(duì)各類(lèi)曲線進(jìn)行擬合，且物理意義更明確，選取的特征點(diǎn)也更貼合實(shí)際。

(2) 選用不同的判定方法對(duì)最終測(cè)得的韌脆轉(zhuǎn)變溫度有一定的影響，但每種判定方法各有優(yōu)勢(shì)，在檢測(cè)時(shí)可根據(jù)實(shí)際情況合理選取。

(3) 沖擊試樣的斷口形貌即斷面類(lèi)型、斷面輪廓、斷面平整度對(duì)韌脆區(qū)域所占比例的判定有較大影響，如何解決復(fù)雜斷口剪切斷面率的評(píng)價(jià)問(wèn)題需要一個(gè)不斷積累和完善的過(guò)程。

(4) 沖擊試樣的取樣位置和取樣方向也是影響韌脆轉(zhuǎn)變溫度檢測(cè)結(jié)果的不可忽視的一個(gè)重要因素，對(duì)于某些材料(諸如SAE 4140，4340合金鋼一類(lèi)的混合型斷面材料)，不同的取樣方向得到的沖擊斷面類(lèi)型截然不同。

(5) 建議在對(duì)剪切斷面率進(jìn)行數(shù)值修約時(shí)按照以下間隔進(jìn)行修約：利用肉眼對(duì)照評(píng)價(jià)時(shí)應(yīng)盡量精確至5%，而手工測(cè)量計(jì)算時(shí)應(yīng)修約至1%。

(6) 在試樣數(shù)量受限、單純獲取T50%FAT的情況下，可以將試樣盡量地分配在靠近30%～70%剪切斷面率的區(qū)間內(nèi)，不必刻意追求轉(zhuǎn)變曲線的平滑及對(duì)稱(chēng)性。

[1] BS EN ISO 148-1:2016 Metallic materials-Charpy pendulum impact test-Part 1: Test method[S].

[2] GB/T 229-2007 金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法[S].

[3] ASTM E23-16b Standard test methods for notched bar impact testing of metallic materials[S].

[4] 許鶴君,凌霄,巴發(fā)海.風(fēng)力發(fā)電機(jī)主軸用34CrNiMo6鋼的韌脆轉(zhuǎn)變溫度分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2015,51(5):307-311,322.

[5] 趙品,謝輔洲,孫振國(guó).材料科學(xué)基礎(chǔ)教程[M].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社,2009.

Some Key Problems in Testing of Ductile-Brittle Transition Temperature of Metallic Materials

XU Hejun

(Shanghai Key Laboratory of Engineering Materials Application and Evaluation,Shanghai Research Institute of Materials, Shanghai 200437, China)

Some problems encountered in the testing of the ductile-brittle transition temperature of metallic materials and corresponding solutions were discussed. The results show that when processing the test data, the fitting functions would have a great influence on the final test result, and the fitting results with Boltzmann function were more practical. The four methods for determining the ductile-brittle transition temperature had their own characteristics, and they should be applied flexibly according to the actual situation. Specimen crystal area profile, fracture flatness, especially the ductile brittle fracture section type would directly affect the evaluation of percent shear fracture, and the sampling location and direction should be indicated in the test report. When the number of specimens was limited, specimens should be allocated in a reasonable range with percent shear fracture of 30%～70% to obtain the ductile-brittle transition temperature.

ductile-brittle transition temperature; percent shear fracture; impact absorbed energy; lateral expansion; fitting function; fracture morphology

10.11973/lhjy-wl201706010

2017-03-21

上海材料研究所技術(shù)創(chuàng)新資助項(xiàng)目(16SG-15)

許鶴君(1987-),男,工程師,碩士,主要從事金屬材料力學(xué)性能測(cè)試工作,296073074@qq.com

TG115.5+6

A

1001-4012(2017)06-0422-06