崔光順 包 陳 ,2) 李一磊 孫建華 杜開(kāi)開(kāi)

* (西南交通大學(xué)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,成都 610031)

? (中國(guó)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

核能作為近零排放的清潔能源,在我國(guó)能源電力清潔化、低碳化轉(zhuǎn)型進(jìn)程中迎來(lái)極大的發(fā)展機(jī)遇.受日本福島核電站事故的影響,確保核電站及其部件的安全成為核能安全領(lǐng)域亟待解決的關(guān)鍵問(wèn)題[1-2].反應(yīng)堆壓力容器(reactor pressure vessel,RPV)是決定壓水堆核電站使用壽命的關(guān)鍵部件,它容納著高溫、高壓、強(qiáng)放射性的堆芯且運(yùn)行時(shí)間長(zhǎng),運(yùn)行環(huán)境復(fù)雜,其結(jié)構(gòu)安全對(duì)核電站的運(yùn)行起著至關(guān)重要的作用,必須保證其全壽期內(nèi)破漏零風(fēng)險(xiǎn)[3-7].此外,裝備于核潛艇、核動(dòng)力航母的軍用小型核反應(yīng)堆,陸上反應(yīng)堆遭遇地震沖擊等情形下,RPV 結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)斷裂性能也是其安全評(píng)定的重要指標(biāo).我國(guó)反應(yīng)堆主設(shè)備的國(guó)產(chǎn)化率已超過(guò)80%,用于鍛造壓水堆RPV 的A508-III 鋼已完全國(guó)產(chǎn)化.A508-III 鋼屬于具有體心立方晶格結(jié)構(gòu)的鐵素體鋼,具有明顯的韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象[4],該現(xiàn)象與溫度、幾何約束和加載速率密切相關(guān)[8-9].

目前RPV 鋼的韌脆轉(zhuǎn)變研究主要集中在由溫度、幾何約束和輻照變化引起的韌脆轉(zhuǎn)變[10-13],而由加載速率改變引起的韌脆轉(zhuǎn)變研究較少.潘建華[14]分別采用J積分增量方程方法與Schindler 方法得到了Q345 R 鋼在沖擊加載下的動(dòng)態(tài)J-Δa阻力曲線,與準(zhǔn)靜態(tài)J-Δa阻力曲線對(duì)比后發(fā)現(xiàn),動(dòng)態(tài)加載條件下的J-Δa阻力曲線要高于準(zhǔn)靜態(tài)結(jié)果.Wang 等[15]參考ASTM E1820 標(biāo)準(zhǔn),通過(guò)分析夏比沖擊試樣斷裂的物理意義、載荷-時(shí)間曲線和尺寸參數(shù)等,獲得了A508-III 鋼的動(dòng)態(tài)斷裂韌性.文獻(xiàn)[9] 利用Hopkinson 桿試驗(yàn)裝置,通過(guò)改變?cè)囼?yàn)溫度與加載速率,研究了SA516 Gr.70 鋼在高加載速率下的韌脆轉(zhuǎn)變溫度T0,對(duì)比準(zhǔn)靜態(tài)結(jié)果發(fā)現(xiàn)T0顯著升高.上述動(dòng)態(tài)斷裂韌性研究均是在中高速(速率大于3 m/s)下開(kāi)展試驗(yàn),且速率不恒定.李一磊等[8,16]通過(guò)設(shè)計(jì)專用試驗(yàn)夾具,采用高速材料試驗(yàn)機(jī)研究了15 MnTi 鋼和11 MnNiMo 鋼在不同中低加載速率下的韌脆轉(zhuǎn)變行為,獲得了兩種鋼材的動(dòng)態(tài)斷裂韌性與韌脆轉(zhuǎn)變速率,但并未給出斷裂韌性隨速率與幾何約束變化的規(guī)律,同時(shí)也未涉及A508-III 鋼的研究.

幾何約束對(duì)材料韌脆轉(zhuǎn)變行為的影響得到了學(xué)者們的持續(xù)關(guān)注,相繼涌現(xiàn)了K-T[17],J-Q[18-19],JA2[20],J-Tz[21-23]等多種斷裂約束評(píng)價(jià)方法.文獻(xiàn)[24]通過(guò)試驗(yàn)獲得了A533-B 鋼在-40℃下的解理斷裂韌性并基于J-A2方法獲得了與試驗(yàn)值吻合較好的預(yù)測(cè)結(jié)果.Gong 等[25]在J-Q理論基礎(chǔ)上引入面外約束參數(shù)TZ,研究了試樣厚度對(duì)X80 鋼夾持式單邊缺口拉伸試樣抗斷裂性能的影響,建立了面外應(yīng)力與面內(nèi)應(yīng)力之間的關(guān)系.文獻(xiàn)[26]通過(guò)試驗(yàn)與有限元模擬研究了面外約束對(duì)20 g RPV 用鋼斷裂韌性的影響,研究發(fā)現(xiàn)在彈塑性斷裂條件下,20 g RPV 用鋼斷裂韌性在一定范圍內(nèi)與試樣厚度呈線性關(guān)系.

盡管對(duì)于準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)條件下材料彈塑性斷裂行為的研究取得了一些成果,但現(xiàn)有研究很少同時(shí)考慮加載速率和幾何尺寸對(duì)材料斷裂行為的影響,特別是速率和幾何尺寸耦合影響下的國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼韌脆轉(zhuǎn)變行為研究更為罕見(jiàn).本文以國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼為研究對(duì)象,利用INSTRON VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī),開(kāi)展了不同加載速率和試樣幾何尺寸條件下的斷裂韌性試驗(yàn),研究了加載速率和幾何尺寸對(duì)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼動(dòng)態(tài)斷裂行為的影響,以期獲得速率和幾何約束耦合影響下的國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼韌脆轉(zhuǎn)變規(guī)律.

1 材料與試驗(yàn)

1.1 材料與試樣

試驗(yàn)材料為國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼,其化學(xué)成分(質(zhì)量百分比)為:C,0.2%;Si,0.23%;Mn,1.37%;Ni,0.72%;Cr,0.13%;Mo,0.51%;P,0.003%;S,0.001%;Al,0.02%;Ti,0.001;Co,0.01%;B,0.000 2%;Ca,0.01%;Cu,0.03%;V,0.002%;Fe,余量.

準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)拉伸試樣如圖1(a)和圖1(b)所示.為了考慮試樣幾何尺寸對(duì)A508-III 鋼動(dòng)態(tài)斷裂行為的影響,采用圖1(c)三種不同規(guī)格的單邊裂紋彎曲(single edge-notched bending,SEB)試樣(W×B×L:10 mm×10 mm×55 mm (Type I),20 mm×10 mm×100 mm (Type II),20 mm×20 mm×100 mm(Type III))開(kāi)展不同加載速率下的斷裂韌性試驗(yàn).每種規(guī)格試樣分別選取淺裂紋(a0/W=0.2)、深裂紋(a0/W=0.6)兩種初始裂紋長(zhǎng)度.

圖1 試樣構(gòu)形及尺寸(單位:mm)Fig.1 The configuration and size of specimens(unit:mm)

1.2 試驗(yàn)

如圖2 所示,準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)在MTS809 250 kN 電液伺服試驗(yàn)機(jī)上完成.動(dòng)態(tài)拉伸和動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn)均在INSTRON VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)上完成.相比于傳統(tǒng)的擺錘沖擊、落錘沖擊及Hopkinson 桿,INSTRON VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)可實(shí)現(xiàn)加載速率在1 mm/s～20 m/s 范圍內(nèi)的恒定速率加載[8].

圖2 靜動(dòng)態(tài)試驗(yàn)場(chǎng)景Fig.2 Scene display of static and dynamic tests

為了獲得不同應(yīng)變率下的拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線,拉伸試驗(yàn)應(yīng)變率分別為5×10-4s-1(準(zhǔn)靜態(tài))、1 s-1,10 s-1,100 s-1,400 s-1.為了詳細(xì)研究速率和試樣幾何尺寸對(duì)斷裂韌性的影響,對(duì)不同尺寸的SEB 試樣開(kāi)展了不同加載速率下的動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn),具體試驗(yàn)工況如表1 所示.

表1 動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn)工況Table 1 Dynamic fracture test conditions

2 數(shù)據(jù)分析方法

由于動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn)得到的載荷-位移曲線波動(dòng)較大,本文根據(jù)ISO 26203-2:2011 標(biāo)準(zhǔn)[27]推薦方法,利用OriginPro 軟件對(duì)原始載荷-位移試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行平滑擬合處理.圖3 示例性地給出了平滑處理前后的載荷-位移曲線.動(dòng)態(tài)沖擊試樣按照不同的變形過(guò)程,通?？梢詫⑤d荷-位移曲線分為五個(gè)不同的階段:彈性變形階段、塑性變形階段、韌性擴(kuò)展階段、脆性擴(kuò)展階段和韌性斷裂階段[28-29],如圖3 所示.

圖3 平滑處理前后載荷-位移曲線圖Fig.3 Load-displacement curve before and after smoothing

傳統(tǒng)夏比沖擊試驗(yàn)將裂紋萌生、起裂和擴(kuò)展所消耗的能量混淆在一起,得到的性能指標(biāo)缺乏明確的物理意義.INSTRON VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)可以記錄試驗(yàn)過(guò)程中的實(shí)時(shí)載荷、位移數(shù)據(jù).以圖3 中最大載荷值Fm為分界點(diǎn),對(duì)前后兩個(gè)階段的載荷-位移曲線分段積分,將總沖擊韌性能量Etotal分解為裂紋萌生吸收能量Ei和裂紋擴(kuò)展吸收能量Ep兩部分[28-30].

參照ASTM E1820 標(biāo)準(zhǔn)[31],由平滑處理后的載荷-位移試驗(yàn)曲線分析得到A508-III 鋼的J積分.SEB 試樣的J積分表示為

式中,K為應(yīng)力強(qiáng)度因子,E為彈性模量,ν為泊松比,Jp為J積分的塑性分量,a為實(shí)時(shí)裂紋長(zhǎng)度,b為剩余韌帶長(zhǎng)度,塑性因子ηp=1.9,γ=0.9.實(shí)時(shí)裂紋長(zhǎng)度根據(jù)ASTM E1820 標(biāo)準(zhǔn)附錄A15 推薦的規(guī)則化法測(cè)定.

3 結(jié)果與分析

3.1 拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖4 給出了A508-III 鋼在不同應(yīng)變率下的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線.可以看到,不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)明顯差異.圖5 給出了A508-III 鋼的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度隨對(duì)數(shù)應(yīng)變率變化的結(jié)果.屈服強(qiáng)度參照ISO 26203-2:2011 推薦方法確定.可見(jiàn),A508-III 鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而增大,表現(xiàn)出應(yīng)變率敏感性.

圖4 不同應(yīng)變率下的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Engineering stress-strain curves at different strain rate

圖5 屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度隨對(duì)數(shù)應(yīng)變率的變化Fig.5 Variation of yield strength and tensile strength with logarithmic strain rate

3.2 斷裂韌性

3.2.1 載荷-位移曲線

圖6 給出了A508-III 鋼不同尺寸SEB 試樣隨加載速率變化的載荷-位移曲線.從圖中可以看出,A508-III 鋼在不同加載速率和試樣幾何尺寸條件下,表現(xiàn)出不同的斷裂特征.Type I 型淺裂紋試樣在0.1 m/s 的低速率加載下呈現(xiàn)出完全韌性斷裂的特性;當(dāng)加載速率提高到0.5 m/s 時(shí),表現(xiàn)為混合斷裂模式,呈現(xiàn)出先韌性起裂擴(kuò)展后脆斷再韌性斷裂,即韌-脆-韌混合斷裂特點(diǎn);Type I 型深裂紋試樣在0.5 m/s 和1.5 m/s 的加載下呈現(xiàn)出完全韌性斷裂的特性,當(dāng)加載速率達(dá)到3.0 m/s 時(shí),表現(xiàn)為韌-脆-韌混合斷裂特征.Type II 型淺裂紋試樣和Type III 型淺裂紋試樣全部表現(xiàn)為韌-脆-韌混合斷裂;Type II 型深裂紋試樣在0.1 m/s 加載速率下表現(xiàn)為韌性斷裂,當(dāng)加載速率提高到0.5 m/s 時(shí),Type III 型深裂紋試樣依然為韌性斷裂,而Type II 型深裂紋試樣轉(zhuǎn)變?yōu)轫g-脆-韌混合斷裂.綜上所述,相同試樣尺寸的SEB 試樣在沖擊載荷作用下表現(xiàn)出不同的斷裂模式,這與加載速率和試樣剩余韌帶長(zhǎng)度有關(guān),較小的剩余韌帶長(zhǎng)度或較低的加載速率使得試樣發(fā)生完全韌性斷裂.

圖6 A508-III 鋼SEB 試樣在不同條件下的載荷-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of SEB specimens for A508-III steel under different conditions

3.2.2 斷裂特征與機(jī)理分析

以Type I 型試樣為例,圖7 給出了Type I 型試樣不同初始裂紋長(zhǎng)度和加載速率條件下的斷裂圖片.可以看到,在0.1 m/s (a0/W=0.2)與0.5 m/s,1.5 m/s (a0/W=0.6)加載速率下的試樣斷口呈完全韌性斷裂特征.在0.5 m/s,1.5 m/s,3.0 m/s,6.0 m/s(a0/W=0.2)與3.0 m/s,6.0 m/s (a0/W=0.6)加載速率下的試樣斷口呈韌-脆-韌混合斷裂.試樣裂紋在延性擴(kuò)展一定長(zhǎng)度后產(chǎn)生了脆性破壞,斷口上呈現(xiàn)出一個(gè)脆性斷裂區(qū),但脆性斷裂區(qū)并未貫穿整個(gè)剩余韌帶,而是在脆性擴(kuò)展一定長(zhǎng)度后又出現(xiàn)了脆性止裂,然后再延性破壞.

圖7 A508-III 鋼Type I 型試樣不同加載條件下的斷裂圖片F(xiàn)ig.7 Fracture images of Type I specimens of A508-III steel under different loading conditions

對(duì)于呈現(xiàn)為韌-脆-韌混合斷裂的試樣,其脆性止裂是否因加載速率衰減而引起值得關(guān)注.圖8 示例性地給出了Type I 型試樣韌-脆-韌混合斷裂下的時(shí)間-加載速率-載荷曲線.從圖中可以看到,在試樣受載直到斷裂失效的整個(gè)時(shí)間歷程,其加載速率基本保持恒定.該結(jié)果表明,韌-脆-韌混合斷裂模式下的脆性止裂并不是由于試驗(yàn)過(guò)程中加載速率衰減引起的,而是試樣的固有斷裂行為體現(xiàn).表1 列出了各SEB 試樣在不同條件下的斷裂模式與不同斷裂階段的裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度.其中,Δam為第一次韌性起裂擴(kuò)展裂紋增量,Δaq為脆性止裂的裂紋增量,裂紋長(zhǎng)度通過(guò)九點(diǎn)法獲取,如圖7(c)所示.可以看到,對(duì)于韌-脆-韌混合斷裂的試樣,當(dāng)加載速率達(dá)到某一閾值時(shí),Δam與Δaq值基本不變.

圖8 Type I 型試樣韌-脆-韌斷裂模式下的時(shí)間-加載速率-載荷曲線Fig.8 Time-loading rate-force curves for Type I specimens under ductile-brittle-ductile fracture mode

為了厘清A508-III 鋼動(dòng)態(tài)斷裂微觀機(jī)理,以Type I 型淺裂紋試樣為例,對(duì)不同斷裂方式下的試樣斷口表面進(jìn)行微觀分析.圖9 給出了對(duì)應(yīng)于圖7所示Type I 型淺裂紋試樣不同斷裂方式下試樣斷口的掃描電鏡圖.圖中的A～F 為進(jìn)行SEM 分析的選區(qū)位置及SEM 分析結(jié)果,圖9(d)給出了沖擊試樣韌-脆-韌斷裂的斷口三要素示意圖,其中①為纖維區(qū),②為放射區(qū),③為剪切唇.

圖9 Type I 型淺裂紋試樣不同斷裂方式下試樣斷口圖與SEM 顯微照片F(xiàn)ig.9 Fractographs and SEM micrographs of Type I shallow crack specimens with different fracture modes

從圖中可以看到,在0.1 m/s 加載速率下的試樣斷口呈完全韌性斷裂,斷口上的纖維成行排列,每排纖維都代表著斷裂過(guò)程中某瞬間裂紋前沿的位置.斷裂表面有大量韌窩,韌窩底部通常存在大量第二相粒子或夾雜物.由位錯(cuò)理論可知,在第二相粒子或夾雜物周圍堆積著位錯(cuò)環(huán),在沒(méi)有外力作用時(shí),位錯(cuò)環(huán)受第二相粒子的排斥作用以及位錯(cuò)堆積應(yīng)力的作用而保持平衡狀態(tài).當(dāng)所施加的外力足夠大時(shí),第二相粒子或夾雜物周圍塞積的位錯(cuò)會(huì)重新運(yùn)動(dòng)起來(lái),位錯(cuò)環(huán)向第二相粒子或夾雜物運(yùn)動(dòng).當(dāng)其前沿所積累的彈性應(yīng)變能足以克服第二相粒子或夾雜物與基體之間的界面結(jié)合力而形成新表面時(shí),便會(huì)形成微空洞.金屬內(nèi)部形成的大量微空洞在外力的作用下不斷長(zhǎng)大,同時(shí)幾個(gè)相鄰顯微空洞之間的基體橫截面在不斷縮小,直至彼此連接而導(dǎo)致斷裂,形成韌窩斷口形貌[32-34].而在0.5 m/s 加載速率下的試樣斷口呈韌-脆-韌混合斷裂,C 區(qū)為纖維區(qū),可以看到存在許多韌窩,韌窩呈撕裂狀態(tài),與0.1 m/s 加載速率下的纖維區(qū)(A 區(qū))相比,韌窩數(shù)量明顯減少,而韌窩的存在能吸收更多的沖擊能量,提高材料的抗沖擊韌性,D 區(qū)為韌脆混合斷裂交界區(qū),可以看到存在大量韌窩與少量準(zhǔn)解理面與撕裂脊,E 區(qū)為放射區(qū),放射區(qū)存在大量解理面,F 區(qū)為二次纖維區(qū),存在大量韌窩,與纖維區(qū)相比,韌窩形態(tài)更細(xì)長(zhǎng).試樣受沖擊載荷作用后,裂紋沿兩側(cè)和深度方向穩(wěn)定擴(kuò)展,形成中部突進(jìn)式的纖維區(qū),纖維成行排列,然后失穩(wěn)擴(kuò)展成放射區(qū),放射區(qū)為解理斷裂,最后在試樣的無(wú)缺口側(cè)由于承受壓縮應(yīng)力,在該處形成了二次纖維區(qū)[32],SEM 分析結(jié)果與試驗(yàn)得到的載荷-位移曲線相吻合.

3.2.3 沖擊吸收能量

選取Type I 型淺裂紋試樣載荷-位移曲線,按照第2 節(jié)數(shù)據(jù)處理方法,計(jì)算不同加載速率下的裂紋萌生吸收能量Ei和裂紋擴(kuò)展吸收能量Ep,結(jié)果如表2 所示.

表2 Type I 型淺裂紋試樣不同加載速率下的沖擊吸收能量Table 2 Impact absorbed energy of Type I shallow crack specimens under different loading rate

Ei與塑性剪切帶的萌生和擴(kuò)展有關(guān),代表了萌生裂紋的難度.Ep與穩(wěn)定裂紋的擴(kuò)展有關(guān),即斷裂纖維區(qū)的撕裂能.一旦不穩(wěn)定裂紋開(kāi)始擴(kuò)展,穩(wěn)定裂紋停止擴(kuò)展.因此,Ep意味著不穩(wěn)定裂紋的萌生和擴(kuò)展的難度[35].從表中可以看出,加載速率越高,Fy與Fm值越大.加載速率為0.1 m/s 時(shí)韌性斷裂模式下的總沖擊吸收能略高于其他加載速率韌-脆-韌混合斷裂模式下的總沖擊吸收能.隨著加載速率的提高,Ei呈上升趨勢(shì),Ep呈下降趨勢(shì),裂紋不穩(wěn)定萌生與擴(kuò)展難度降低,而總沖擊吸收能變化不大,表明A508-III 鋼具有良好的抗沖擊韌性.其余不同尺寸SEB 試樣在不同加載速率下的沖擊吸收能也表現(xiàn)出類似的特點(diǎn),這里不再贅述.

3.2.4J-Δa阻力曲線

圖10 給出了A508-III 鋼三種規(guī)格試樣不同加載速率和初始裂紋長(zhǎng)度下的J-Δa阻力曲線.可以看到,加載速率和初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)A508-III 鋼的J-Δa阻力曲線產(chǎn)生的明顯影響.相同初始裂紋長(zhǎng)度下,加載速率越高,其J-Δa阻力曲線也越高.相同加載速率下,淺裂紋試樣的J-Δa阻力曲線明顯高于深裂紋試樣的J-Δa阻力曲線.從圖中還可以看出,相比加載速率的影響,初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)J-Δa阻力曲線的影響更加顯著.

圖10 A508-III 鋼不同尺寸試樣動(dòng)態(tài)J-Δa 阻力曲線Fig.10 Dynamic J-Δa curves of specimens with different geometric size for A508-III steel

3.3 韌脆轉(zhuǎn)變行為與速率、幾何約束的相關(guān)性

根據(jù)ASTM E1820 標(biāo)準(zhǔn),由圖10 中各試樣的JΔa阻力曲線與0.2 mm 鈍化偏置線交點(diǎn)獲得條件起裂韌性JQ.其中,0.2 mm 鈍化偏置線表示為

式中,Δa為裂紋擴(kuò)展量,σY為流動(dòng)應(yīng)力,取為屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的平均值.

圖11 給出了不同試樣幾何尺寸條件下條件起裂韌性JQ隨加載速率的變化.

圖11 A508-III 鋼不同加載條件下的條件起裂韌性JQ 結(jié)果Fig.11 Conditional initiation toughness JQ for A508-III steel under different loading conditions

可以看到,對(duì)于淺裂紋試樣,相同規(guī)格試樣的JQ隨著加載速率的增加而顯著增大;在相同加載速率下,W和B變化對(duì)JQ值有一定的影響.對(duì)于深裂紋試樣,加載速率和試樣尺寸對(duì)條件起裂韌性JQ的影響都非常明顯.相同規(guī)格試樣的JQ隨著加載速率的增加而增大;相同試樣厚度下,SEB 試樣的寬度W越大,其條件起裂韌性JQ越高;而當(dāng)寬度W固定時(shí),試樣厚度B越大,其條件起裂韌性JQ越低.條件起裂韌性JQ受加載速率和試樣幾何尺寸等因素的綜合影響.

從前述結(jié)果分析可以看到,加載速率和試樣幾何尺寸對(duì)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼的斷裂行為有顯著影響.雖然圖10 和圖11 較好地展示了J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ隨加載速率和試樣幾何尺寸變化的規(guī)律,但是表1 和圖7 結(jié)果顯示加載速率和試樣幾何尺寸對(duì)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼的斷裂模式也有顯著影響,即影響其韌脆轉(zhuǎn)變行為.厘清加載速率和試樣幾何尺寸對(duì)其韌脆轉(zhuǎn)變行為的影響規(guī)律,對(duì)于國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼的斷裂行為評(píng)價(jià)具有更重要的工程應(yīng)用價(jià)值.

實(shí)際上,試樣尺寸對(duì)斷裂行為的影響可以用幾何約束來(lái)衡量.幾何約束包括面內(nèi)約束與面外約束,其中裂紋尺寸影響面內(nèi)約束,試樣寬度和厚度影響面外約束.從上述試驗(yàn)結(jié)果可以看出,隨著初始裂紋長(zhǎng)度a0/W從0.2 增加到0.6 (面內(nèi)約束增大),J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ單調(diào)降低,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ隨試樣厚度B的增加(面外約束增大)也具有相同的趨勢(shì).當(dāng)加載速率提高時(shí),J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ也逐漸升高,而當(dāng)達(dá)到某一定值時(shí),條件起裂韌性JQ基本恒定,試樣斷裂方式也逐漸由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)轫g-脆-韌混合斷裂.

加載速率和幾何約束的改變都會(huì)引起材料由韌性斷裂轉(zhuǎn)向韌脆混合斷裂.為了分析速率與幾何約束在韌脆轉(zhuǎn)變過(guò)程中所起的作用,選取發(fā)生脆性斷裂時(shí)J積分值Jmax與對(duì)應(yīng)的裂紋擴(kuò)展量Δam進(jìn)行分析.圖12 給出了不同幾何尺寸試樣在不同加載速率下Jmax隨Δam變化的趨勢(shì).同一a0/W下,不同尺寸試樣的Jmax與Δam呈現(xiàn)出良好線性關(guān)系,Jmax隨Δam的增加而增大.相對(duì)于W和B的變化,初始裂紋尺寸a0/W對(duì)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼的斷裂韌性的影響更加顯著.初始裂紋尺寸越大代表試樣的面內(nèi)幾何約束越高,圖12 結(jié)果表明試樣面內(nèi)幾何約束越高,Jmax與Δam線性關(guān)系的斜率越大.在相同初始裂紋尺寸a0/W條件下,W和B的變化代表試樣面外幾何約束的變化.從圖12 可以看到,W和B對(duì)材料的斷裂韌性產(chǎn)生混合影響.相同a0/W條件下,Jmax隨Δam增大而線性增加對(duì)應(yīng)著試樣面外幾何約束的不斷降低.

圖12 不同幾何尺寸試樣在不同加載速率下Jmax 隨Δam 變化的情況Fig.12 Variation of Jmax with Δam of specimens with different geometric size at different loading rate

為了進(jìn)一步分析試樣幾何尺寸對(duì)韌脆轉(zhuǎn)變行為的影響,圖13 給出了不同a0/W試樣發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變時(shí)的速率v0與Jmax之間的關(guān)系.

圖13 不同幾何尺寸試樣Jmax 隨加載速率變化結(jié)果Fig.13 Variation of Jmax with loading rate for specimens with different geometric sizes

可以看出,隨著試樣厚度與裂紋長(zhǎng)度(幾何約束)的增加,材料的韌脆轉(zhuǎn)變速率增加,Jmax值下降,裂紋長(zhǎng)度(面內(nèi)約束)是影響韌脆轉(zhuǎn)變速率最主要的因素.改變幾何約束能在有限的加載速率范圍內(nèi)改變材料的斷裂方式,當(dāng)加載速率超過(guò)某個(gè)定值時(shí),加載速率成為影響材料斷裂方式的最主要的因素.

4 結(jié)論

基于INSTRON VHS 高速材料試驗(yàn)機(jī)完成了國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼在不同加載速率下的拉伸和動(dòng)態(tài)斷裂試驗(yàn),研究了試樣尺寸和加載速率對(duì)其動(dòng)態(tài)斷裂韌性的影響規(guī)律.本文研究結(jié)論如下.

(1)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度隨著應(yīng)變率的增加而增大,表現(xiàn)出應(yīng)變率敏感性.

(2)國(guó)產(chǎn)A508-III 鋼具有良好的抗沖擊韌性.隨著加載速率的提高,試樣的裂紋萌生吸收能量Ei呈上升趨勢(shì),裂紋擴(kuò)展吸收能量Ep呈下降趨勢(shì),而總沖擊吸收能變化不大.

(3)隨著面內(nèi)約束和面外約束的增加,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ單調(diào)降低.當(dāng)加載速率提高時(shí),J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ也逐漸升高,而當(dāng)達(dá)到某臨界值時(shí),條件起裂韌性JQ基本恒定,試樣斷裂方式也逐漸由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)轫g-脆-韌混合斷裂.

(4)同一a0/W下,發(fā)生脆性斷裂時(shí)J積分值Jmax與對(duì)應(yīng)裂紋擴(kuò)展量Δam呈現(xiàn)出良好線性關(guān)系,Jmax隨Δam的增加而增大,此現(xiàn)象代表試樣面外幾何約束的降低.試樣面內(nèi)幾何約束越高,Jmax與Δam之間的線性斜率越大.

(5)加載速率和幾何約束的改變都會(huì)引起材料由韌性斷裂轉(zhuǎn)向韌-脆-韌混合斷裂.隨著試樣幾何約束的增加,材料的韌脆轉(zhuǎn)變速率增加,Jmax值下降.改變幾何約束只能在有限的加載速率范圍內(nèi)改變材料的斷裂方式,當(dāng)加載速率超過(guò)某臨界值時(shí),加載速率成為影響材料斷裂方式的主要因素.