延性断裂韧度JIC测试中的钝化线方程

钝化线是描述裂纹试样在钝化过程中J积分与伸张区宽度（stretch zone width，SZW）间关系的一条直线，在J积分测试中，有效数据区的左右界限线以及确定延性断裂韧度JIC的偏置线都是建立在钝化线基础上的，因而钝化线在J积分测试中至关重要。通过对裂尖钝化过程的分析，基于D—B模型和J积分的路径无关性原理推导出一种钝化线方程。与现行标准中的钝化线相比，此方程与试验结果吻合得更好。     

对J积分测试方法中几个问题的讨论

针对延性断裂韧度JIC测试中遇到的困难，讨论现行，积分测试标准中关于最小裂纹扩展线和对裂纹扩展阻力JR值的上限限制及JIC的定义.研究认为，不同金属具有不同的裂纹钝化特征，钝化线方程取决于材料的强度、塑性和应变强化能力。测试标准中规定的钝化线方程只与材料强度水平有关，而且斜率太低，不能准确描述裂纹的钝化行为，进而以此钝化线为基础设置最小裂纹扩展线，并用它排除裂纹未真实扩展的试验数据势必造成某些不准确判断。因此，在提出合理的钝化线方程之前，建议采用下列原则处理J积分测试结果：J=1．5(σa σb)△α作为钝化线方程；由钝化线向右偏置0．03mm的平行线作为最小裂纹扩展线；Ja≤b0σY／15作为测试数据的有效性条件。另外对饱和伸张区(critical length of the stretched zone width，SZWC)的测试结果表明，钝化线与JR曲线交点所对应的J值即Ji可定义为延性断裂韧度JIC。文中还比较了不同研究者报告的16Mn钢测试结果的差别，并分析造成差别的原因。     

对JⅠC测试标准的部分修订内容的合理性讨论

讨论现行JⅠC测试标准中存在的不适应性,认为裂纹试样受力后的钝化过程不仅取决于材料的强度,而且还受材料形变强化特性的影响;钝化线方程应充分考虑裂纹钝化过程中裂尖材料的形变强化特性,钝化线的合理性决定于其在多大程度上能够真实反映裂纹的实际钝化过程,指出修订的GB/T 2038-1991在实际J积分测试中遇到困难的主要原因不仅在于规定的钝化线斜率太低,而且还与以钝化线为基础设置最小裂纹扩展线的偏置量太大、规定的有效数据范围稍嫌苛刻等因素有关.文中还对不同研究者采用的JⅠC测试技术进行对比分析,对JⅠC测试方法的进一步完善提出一些建议.     

对J1c测试标准的部分修订内容的合理性讨论

讨论现行J1c测试标准中存在的不适应性,认为裂纹试样受力后的钝化过程不仅取决于材料的强度,而且还受材料形变强化特性的影响;钝化线方程应充分考虑裂纹钝化过程中裂尖材料的形变强化特性,钝化线的合理性决定于其在多大程度上能够真实反映裂纹的实际钝化过程,指出修订的GB/T 2038-1991在实际J积分测试中遇到困难的主要原因不仅在于规定的钝化线斜率太低,而且还与以钝化线为基础设置最小裂纹扩展线的偏置量太大、规定的有效数据范围稍嫌苛刻等因素有关.文中还对不同研究者采用的J1c测试技术进行对比分析,对J1c测试方法的进一步完善提出一些建议.     

一种确定延性金属静动态启裂点的新方法

在静动态J积分试验的基础上,应用曲线分析技术确定该钢的静动态启裂点.研究表明,在静动态J积分试验中,预制裂纹钝化、启裂到稳态扩展的过程是裂纹前沿由塑性滑移变形主导的钝化阶段与由微孔形核、长大与连结主导的延性断裂阶段发展的连续过程,启裂点实际上是这两个阶段之间的过渡点,它与lg J-lg Δa曲线上的转折点相对应.由此方法确定的静动态启裂位置均与断口上实测的临界伸张区宽度吻合得较好.     

计算贯穿裂纹疲劳J积分范围和蠕变J积分范围简化方法的改进

为了检查表征疲劳和蠕变疲劳裂纹特征的J积分计算方法精度进行了一系列试验。结论为:(1)在计算疲劳J积分中,用循环应力应变方程代替Kumar的J积分方程中的稳态应力应变方程,可提高简化方法的精度。(2)在计算蠕变疲劳J积分中,用循环载荷保持过程中近似表征蠕变行为的蠕变方程代替Norton形式的蠕变方程,可提高简化方法的精度。     

关于动态钝化线方程与J-R法确定JId的讨论

在摆锤式示波冲击试验机上采用小角度冲击方法测试了某船用低舍金钢的动态弹塑性断裂韧度JId。针对多试样,R阻力曲线法因钝化线的不易确定性常造成测试结果JId误差较大的情况,考虑了加载速率对塑性流变应力的影响,给出了一新的动载争件下的钝化线方程：J-2NK（0．5Er）^nΔα。在J-R阻力曲线法测定材料的JId时,用该方程可得到与小角度冲击方法相一致的测试结果。     

用线弹性和弹塑性方法确定断裂韧性

用线弹性和弹塑性方法测定了二种Ni-Cr-Mo钢的断裂韧性,从对线弹性/理想塑性的载荷位移曲线的计算以及从实验结果得知:应该采用Merkle和Corten关系来计算紧凑拉伸试样的J积分。用来确定临界J值的外推法,含有某些问题。作为一种选择,建议测定离钝化线一个固定距离的J。从J计算的以及从线弹性方法计算的应力强度因子之间的比较表明:线弹性断裂力学可以使用比金属材料平面应变断裂韧性试验方法ASTM(E 399-74)所规定的尺寸小得多的试样。等价能量法和用不同的夹式仪在离裂纹尖端的不同距离处测定的裂纹尖端张开位移给出了与J积分方法一致的应力强度因子。     

ASTM和ISO标准断裂韧度测试方法比较研究

ASTM E1820-11和ISO 12135-2002标准是测试断裂韧度的主要标准,然而这两个测试标准在钝化线、有效数据区间和阻力曲线拟合等方面存在较大的差异,导致断裂韧度测试结果的较大不同。研究这两个测试标准钝化线的依据,比较它们的差异。ASTM标准采用理想弹塑性材料假设,ISO标准基于材料的真应力应变关系满足幂次定律,ISO标准钝化线斜率比ASTM标准钝化线斜率大;ASTM标准采用两参数方程阻力曲线,而ISO标准采用三参数方程阻力曲线。提出根据材料应力应变特性来选择合适的试验标准,对于带屈服平台的材料可选用ASTM标准,不带屈服平台的材料可选用ISO标准。选取Q345R钢进行断裂韧度试验,用ASTM和ISO两个标准对试验结果进行评估,试验结果表明:Q345R的应力应变曲线在屈服阶段存在屈服平台,ASTM钝化线能更好反映裂纹尖端钝化。ASTM和ISO两个标准测得的断裂韧度分别为235.29 kJ/m~2和179.37 kJ/m~2,两者相差24%。     

裂纹起扩展阻力Ji与基本力学性能的关系

韧性裂纹开始扩展的J积分值对于韧性断裂的工程构件是一个重要的材料性能指标.统计了三个钢种两种焊缝200多个J积分值.发现当裂纹生长量Δa＜0.6 mm时,Δa与J积分值存在线性关系,可以用J=J0+K(Δa)表示,式中K=di/dΔa(Δa=a0+da),a0是J-Δa曲线与钝化线的交点.当da=0时的J值以Ji表示,它表示了韧性裂纹开始扩展时的J积分值.实验证明,只有Ji与静拉伸发生颈缩时的颈缩比功有良好的线性相关性,从而由Ji换算得KIC也应与颈缩比功线性相关(相关系数＞99%),而与静力韧度无关.而韧性裂纹开始扩展以后,各个扩展量下的JR值与静力韧度、颈缩比功无任何相关性.     

裂纹起始扩展阻力J_i与基本力学性能的关系

韧性裂纹开始扩展的J积分值对于韧性断裂的工程构件是一个重要的材料性能指标。统计了三个钢种两种焊缝 2 0 0多个J积分值。发现当裂纹生长量Δa <0 .6mm时 ,Δa与J积分值存在线性关系 ,可以用J =J0 +K(Δa)表示 ,式中K =di dΔa(Δa =a0 +da) ,a0 是J—Δa曲线与钝化线的交点。当da =0时的J值以Ji 表示 ,它表示了韧性裂纹开始扩展时的J积分值。实验证明 ,只有Ji 与静拉伸发生颈缩时的颈缩比功有良好的线性相关性 ,从而由Ji 换算得KⅠC也应与颈缩比功线性相关 (相关系数 >99% ) ,而与静力韧度无关。而韧性裂纹开始扩展以后 ,各个扩展量下的JR 值与静力韧度、颈缩比功无任何相关性。从J积分的条件、裂纹尖端的特征、断裂的微观机理对试验结果进行了分析。从工程应用角度出发 ,说明Ji 与屈服强度与强度极限之比 (称屈强比 )无关 ,低屈强比不是保证缺陷 (或微裂纹 )抵抗其扩展的有效方法 ,有效的方法是提高强度的同时 ,不降低均匀塑性变形能力Ψb,这可以通过提高冶金质量如细化晶粒来实现。     

高撕裂阻力金属延性断裂韧度测试方法探讨

讨论现行J积分测试方法在测定高撕裂阻力(dJ/da)金属延性断裂韧度JIC时所遇到的困难,结合工业金属冶金组织特性分析裂纹试样受力后的钝化、启裂及裂纹稳态扩展过程,并给出此类材料的JIC测试方法.研究指出,裂纹启裂过程是一个由塑性变形为主导的裂纹顶端伸张变形和裂尖钝化向微孔型断裂过渡的过程;开裂点实际上是在漫长的裂纹前沿上大部分地方完成这一过渡,裂尖伸张区(stretched zone, SZ)达到饱和,微孔开裂机制开始占据主导地位的标志.采用直线和幂函数形式拟合启裂后的J-Δa关系,以及采用幂函数形式拟合启裂前与启裂后全过程的J-Δa关系均可得到很相近的相关性,且在一定程度上,后者显得更合理.     

激光焊线强度模型的建立以及失效预测

针对冷成型热轧汽车结构钢S420MC和S520MC的激光焊接接头横截面进行压痕测试,建立焊线熔融区、热影响区和母材的材料本构方程。在韧性断裂和剪切失效的基础上,考虑到焊线破坏的时率相关性以及损伤累积性,采用Kolmogorov积分方程判断材料的失效,提出一种新的焊线失效模型(微观失效模型)。利用该模型模拟激光焊线在冲击载荷下的力学行为,并与现行的两种焊线数值模型(宏观一维模型和宏观三维模型)仿真结果对比。仿真对比结果表明,基于微观失效模型不仅获得了一致的强度评价,而且能够预测焊线撕裂发生时间以及撕裂开始发生的区域,更加真实地反映激光焊线在冲击载荷下的力学行为。     

焊接接头断裂性能的试验研究

为了理解材料及几何组配，对不同应力状态条件下不同几何构形的焊接接头试件的J积分的作用和影响，对单边裂纹板远场均匀拉伸条件下焊接试件的临界J积分进行实际测试。结果表明，试件未开裂之前，在同一载荷的作用下，焊接接头的J积分参量、加载点位移△以及裂纹嘴张开位移CMOD值介于全母材和全焊缝材料测试值之间，并且低组配焊接接头的J积分参量依照全母材、焊接接头和全焊缝的次序依次递减，而高组配则与低组配正好相反。不同材料组配焊接接头的J积分值，在焊接疑宽度较小时，与其全母材的J积分测试结果较为接近；而在焊缝宽度参数较大时，与全焊缝材料结果的差别较小。因此，在进行焊接接头的J积分值测试时必须考虑焊缝宽度参数的影响。     

单边裂纹弯曲试样的转动修正方法研究

由SEB( single edged bending)试样变形几何关系,提出断裂韧度测试中用于SEB试样J积分塑性功计算的裂纹嘴张开位移V0与加载点在加载线位移VLL的弹塑性转换公式.对SEB试样进行弹塑性有限元分析表明:试样转动中心位置受材料本构关系的影响微小,仅与裂纹长度α与试样宽度W之比有关,进而提出SEB试样转动半径R(裂纹嘴初始位置到转动中心的距离)的表达式,并对公式的有效性进行验证;应用线弹性柔度公式预测裂纹长度,可以忽略试样转动效应的影响,而刚性转动对SEB试样的J积分计算有一定影响,需采用考虑转动效应的载荷与加载线位移关系曲线来获得真实的J-△α阻力曲线.     

裂纹位置对焊接接头断裂参量的影响

结合焊接结构的工程安全评定,针对焊接接头熔合线上容易出现缺陷的问题,本文利用有限元计算方法,编写了断裂参量J积分计算的有限元程序,并对裂纹位置不同时的焊接接头进行了有限元计算。结果表明,无论是平面应变还是平面应力条件下,焊接接头J积分值都与全母材和全焊缝材料不同;与此同时,裂纹位于熔合线上和裂纹处于焊缝中,焊接接头的J积分值也是有所差异的,并且,这种差异在平面应变状态下表现得更加明显。在实际工作中,对焊接接头的断裂参量的计算必须考虑裂纹所处位置的影响。     

力学不均匀性对含横向裂纹焊接接头J积分的影响

采用 MARC有限元程序提供的 Delorenzi虚拟裂纹扩展方法计算了平面应力条件下不同强度匹配的焊缝纵向受载的含横向裂纹的焊接接头在不同载荷的广义 J积分。计算结果表明 :力学不均匀性对含横向裂纹焊接接头的 J积分有重要影响 ,低匹配焊接接头中积分路径穿越焊缝与母材界面的 J积分值高于积分路径在焊缝内的 J积分值 ,高匹配焊接接头中积分路径穿越焊缝与母材界面的 J积分值低于积分路径在焊缝内的 J积分值 ;载荷越大 ,焊缝与母材的强度差别越大 ;积分路径中包含的焊缝与母材界面长度越大 ,J积分的差值越大。力学不均匀性对焊缝纵向受载的含横向裂纹的焊接接头 J积分的影响是由焊缝与母材的强度差别及积分路径中包含的焊缝与母材界面长度的不同造成的     

基于材料断裂韧度测试的COD换算方法研究

考虑到断裂韧度J积分塑性分量的塑性功由载荷与加载线位移关系得到,通过测试CT(compact tension)和SEB(single edge bending)试样的裂纹嘴张开位移实现J积分计算,提出适用于两种试样的裂纹嘴张开位移与加载线张开位移转换的换算公式,并采用45钢CT试样和30CrMo钢SEB试样对新公式进行有限元数值比对和试验比对。结果表明,新公式结果与规范演算结果之间的相对误差不超过0.4%,与有限元分析结果之间的相对误差不超过0.6%,与CT试样试验结果之间的相对误差小于4.5%,与SEB试样试验结果之间的相对误差小于6%。     

基于声发射信号的砂轮钝化在线检测方法

提出了一种基于声发射信号的砂轮钝化在线检测方法,该方法利用BP神经网络建立磨削声发射(AE)信号幅值变化特征量与砂轮钝化状况之间的非线性关系模型,并利用实验数据对该模型进行训练测试,训练获得的模型可用于在线检测小批量、多品种磨削条件下砂轮的钝化状况.实验结果表明,该方法能够准确地在线检测砂轮的钝化程度,具有很高的实用价值.     

J 积分在非均质焊接接头弹塑性断裂研究中的应用

应用弹塑性有限元法分析了J积分方法用于非均质焊接接头安全性评价的两个疑难问题：证实了J积分对于用来模拟一些典型的焊接接头的、裂纹平行于界面的软夹硬不均匀体仍然路径无关,而且J积分的能量率表达式仍危害适用。本文还对这种不均质条件下J积分的路径无关性进行了数学证明。探明了软夹硬不均匀体力学性能不均匀性对J积分值的影响规律：硬夹层两侧软区的屈服倾向于使J积分值增高;由于软区的屈服程度因硬夹层相对宽度h/2a而异,h/2a越小,相同载荷作用下的J积分值越大。