13SiMnNiCrMoV钢切口疲劳裂纹萌生门槛值

本文研究在13SiMnNiCrMoV 结构钢中用尖裂纹的应力强度因子来反映三点弯曲缺口试样的疲劳裂纹萌生规律。当 R=0.1,f=100Hz,试样尺寸 B×W×L=12.5×25×117mm 时,缺口名义应力幅的门槛值为Δσ_(th)=3315ρ~(0.352) MPa,0.5mm≤ρ≤5mmΔK_(th)=250ρ~(0.352) MPam~(1/2)门槛值与ρ有关。同时得到缺口裂纹萌生的循环次数 N_i 与名义应力幅Δσ、缺口曲率半径ρ的定量关系是N_i=3.98×10~(22)ρ~(1.62)/Δσ~(4.85),N_i≤10~(5.5)并讨论了(ΔK_1/ρ~(1/2))_(th)与ρ无关的结论。     

各种高强度钢在海水中的腐蚀疲劳开裂

对 HT80,Hy140,Hy180,Hy240,HP9-4-20,pH13-8Mo 以及18Ni(200)马氏体时效钢测定了在空气中(16.7赫兹)和海水中(0.167赫兹)的疲劳裂纹扩长速率(da/dN)_(air)和(da/dN)_(cor)。采用的应力比 R=0.10和0.50。用(da/dN)_(cor)/(da/dN)_(air)的比率γ_(0.167Hz)作为评定海水对疲劳裂纹扩展的影响程度。所得结果如下:(1)615℃回火的 Hy140钢和 HP9-4-20钢的γ_(0.167Hz)值较低。(2)全部试验用钢在 R=0.10时,⊿K=50～100公斤/毫米3/2γ_(0.167Hz)获得最大值。在⊿K<20～40公斤/毫米~(3/2)和⊿K>250公斤/毫米~(3\2)时,海水对疲劳裂纹扩展速率没有影响。(3)在较低裂纹扩展速率下,γ_(0.167Hz)取决于 K_(max)和⊿K,而在较高裂纹扩展速率下则取决于⊿K。γ_(0.167Hz)的最大值决取于K_(max)。(4)得到18Ni(200)马氏体时效钢的γ_(0.167Hz)和脆性断裂的断口率之间有良好的对应关系。     

受阴极保护的低碳钢的腐蚀疲劳裂纹扩展

利用测定疲劳裂纹增长速率的方法研究了在天然海水中阴极保护对低碳钢腐蚀疲劳裂纹增长性状的影响。假设临界应力强度因子幅值△K_(th)相当于(1～2)×10~(■)毫米/周的裂纹增长速率时的应力强度因子幅值,则在空气中△K_(th)为3.9兆牛顿/米~3/~2,在海水中为2.3牛顿/米~3/~2,而在海水中阴极极化(-800毫伏、相对 S.C.E)条件下为5.4兆牛顿/米~3/~2。应力强度因子幅值和裂纹增长速率之间关系在空气中增长速率为3×10~(-7)～2×10~(?)毫米/周和在海水中-800毫伏(相对 S.C.E)以及在海水中增长速率为1×10~(-7)～1×10_■毫米/周的情况下遵守 Paris 规律。发现在海水中的裂纹增长速率的最高值比在空气中的快两倍,但在海水中-800毫伏(S.C.E)条件下,其裂纹增长速率降低到约为在空气中裂纹增长速率范围内的40%。利用扫描电镜研究了试样腐蚀疲劳裂纹表面的断口组织。发现在海水中阴极极化的试样裂纹表面上形成钙质沉积物。在海水中阴极保护的试样出现腐蚀疲劳裂纹增长的终止现象可以解释为:由裂纹中海水生成的阴极反应钙质产物的楔入作用。     

SUJ2轴承钢超长寿命疲劳行为研究

采用超声疲劳试验机研究SUJ2轴承钢的超长寿命疲劳。结果表明:对于复合氧化物和TiCN裂纹源,裂纹从夹杂物与基体界面处萌生;铁、铬合金碳化物裂纹源则为夹杂物本身开裂。颗粒状亮面(GBF)相对尺寸正比于裂纹源处夹杂物边缘的应力强度因子范围1/ΔK2inc,对于本实验的SUJ2材料,当ΔKinc8MPa·m1/2时GBF不再形成。通过数据拟合得到了GBF内裂纹扩展规律:area~(1/2)_(GBF)/area~(1/2)_(inc)=(m_1+m_2N_f)~(m_0),证实了Paris公式可以用来描述GBF内的裂纹扩展。     

用于电镀层应力测定的螺旋收缩仪

一、镀层应力测定的目的与意义电镀获得的镀层多具有内应力,对于细薄柔性的基体,当这种镀层应力较大时,往往造成零件变形;而对粗厚不易变形的基体,往往造成镀层裂纹、起泡、脱皮,张应力并会降低零件的疲劳强度,造成应力腐蚀等问题。以我厂生产的发动机转子叶片为例:未镀的钢叶片振动疲劳强度极限为σ_(-1)=51公斤/毫米~2;氨基磺酸盐镀镍后σ_(-1)降到41公斤/毫米~2。     

THE m-δRELATIONS OF SUPERPLASTICITY

超塑性m-δ关系曲线可以分为m_L=m_(max)和m_L=m_(min)两大类型。均可由下面的C.L.(刘勤)m-σ方程表示:σ(%)=〔cε~(m-m_0)-1〕×100当σ=σ_0=0时,m=m_0≠0,C=C_0=κ_0/κ_0=1。当σ=σ_1(σ_(11),σ_(12),σ_(13),…,)时,m=m_1(m_(11),m_(12),m_(13),…),C=C_1(C_(11),C_(12),C_(13),…)=κ_1(κ_(11),κ_(12),κ_(13),…)/κ_0,当σ=σ_F时,m=m_F,C=C_F=κ_F/κ_0。对C 值进行“规划”,得到的C_1~(σ_O-σ_L)-(m_L=m_(max)),C_2~(σ_F-σ_L)-(m_L=m_(min)),C_3~(m_0-m_L)-(m_L=m_(max)和C_4~(m_F-m_L)-(m_L=m_(min))四种类型的“规划”方程分别对m_L=m_(max)和m_L=m_(min)型m-σ曲线适用。若m-σ曲线属简单的下降式,C 及其“规划”值均可近似地取1。否则,C-σ关系是应加以研究的问题。m 和k 值对σ值的效应可以分为动态(直接)和静态(间接)两种。最后的σ值是两种效应的综合结果。(注:m 和κ值见基本方程σ=κε~m)     

霍普金森杆冲击压缩单裂纹圆孔板的岩石动态断裂韧度试验方法

对压缩单裂纹圆孔板(single cleavage drilled compression--SCDC)砂岩试样,利用分离式霍普金森压杆(SHPB)冲击加载,进行了岩石张开型(I型)动态断裂实验。分别采用2种方法确定砂岩的动态断裂韧度,第1种方法是实验-数值法:由SHPB弹性杆上应变片获得作用在试件上的加载力,然后输入有限元分析程序求得试样裂尖动态应力强度因子,对应于裂尖起裂时刻的动态应力强度因子即为材料动态断裂韧度值;第2种方法是准静态法:将载荷峰值代入静态应力强度因子公式确定动态断裂韧度。2种方法的结果差异较大,对无量纲裂纹长度a/R= 0.64(A组)试样,准静态方法确定的断裂韧度值要比实验-数值法确定的断裂韧度值平均要小35%~62%;对无量纲裂纹长度a/R=1.61(B组)试样,准静态方法的计算结果比实验-数值法的计算结果平均要小72%~83%。从原理上讲,实验-数值法比准静态法能更合理地测定岩石的动态断裂韧度。     

超塑性 m-δ关系

超塑性 m-δ关系曲线可以分为 m_L=m_(max)和 m_L=m_(min)两大类型。均可由下面的 C.L.(刘勤)m-σ方程表示:σ(％)=〔cε~(m-m_0)-1〕×100当σ=σ_0=0时,m=m_0≠0,C=C_0=κ_0/κ_0=1。当σ=σ_1(σ_(11),σ_(12),σ_(13),…,)时,m=m_1(m_(11),m_(12),m_(13),…),C=C_1(C_(11),C_(12),C_(13),…)=κ_1(κ_(11),κ_(12),κ_(13),…)/κ_0,当σ=σ_F时,m=m_F,C=C_F=κ_F/κ_0。对 C 值进行“规划”,得到的 C_1~(σ_O-σ_L)-(m_L=m_(max)),C_2~(σ_F-σ_L)-(m_L=m_(min)),C_3~(m_0-m_L)-(m_L=m_(max)和 C_4~(m_F-m_L)-(m_L=m_(min))四种类型的“规划”方程分别对 m_L=m_(max)和 m_L=m_(min)型 m-σ曲线适用。若 m-σ曲线属简单的下降式,C 及其“规划”值均可近似地取1。否则,C-σ关系是应加以研究的问题。m 和 k 值对σ值的效应可以分为动态(直接)和静态(间接)两种。最后的σ值是两种效应的综合结果。(注:m 和 κ 值见基本方程σ=κε~m)     

Q345R钢焊接热影响区在碳酸钠和硫化氢混合介质中的应力腐蚀行为

以往对Q345R钢焊接热影响区在碳酸盐和硫化氢混合介质中的应力腐蚀开裂行为研究不多。针对石油化工行业的CO2-H2S-H2O典型腐蚀环境中Q345R钢应力腐蚀失效造成的重大事故,通过慢应变速率试验(SSRT)和楔形张开加载(WOL)预裂纹应力腐蚀试验研究了Q345R钢热影响区在Na2CO3和H2S混合环境中的应力腐蚀行为。结果表明:在Na2CO3+H2S复杂介质环境中,Q345R钢热影响部位应力腐蚀敏感性较低,其断口呈现韧性断裂形貌,WOL裂纹扩展速率较低,应力强度因子KI值基本不变,应力腐蚀倾向不明显。     

14MnNbq焊接桥梁钢的疲劳裂纹扩展行为研究

该文系统地研究了14MnNbq桥梁钢焊接热影响区的疲劳裂纹扩展行为。首先,由中心穿透裂纹(MT)试样疲劳裂纹扩展试验,获得了不同应力比R下的疲劳裂纹扩展速率和门槛值;然后考察了应力比R的影响,给出了适于不同应力比的疲劳裂纹扩展速率和门槛值的一般表达式;最后提出了一种由疲劳裂纹扩展门槛值▽Kth确定闭合参数U的新方法,将控制疲劳裂纹扩展的有效应力强度因子幅度写为▽Keff=▽K-▽Kth,由此讨论闭合参数U的确定方法。研究结果表明:对于14MnNbq焊接桥梁钢,该文给出的疲劳裂纹扩展速率表达式与试验结果符合得相当好。     

平均应力对低碳钢低周冲击疲劳强度的影响

作为对海浪引起的随机载荷下船舶结构部件的冲击疲劳的基础研究,对平均应力对低碳钢冲击疲劳强度的影响进行了试验性研究。在系统地改变应力比的交变轴向载荷条件下,对四种具有应力集中系数K_t=1～4.7的圆棒进行了低周冲击疲劳试验。还对这些同样试样进行了普通疲劳试验,以便与上述试验结果进行比较。试验结果归纳如下: (1)光滑试样的断裂过程是蠕变型的,而具有大K_t值的缺口试样的断裂是开裂型的,与应力比R(最小应力■与最大应力■之比)无关。具有小K_t值的试样的断裂随应力大小和应力比的不同而不同。 (2)在蠕变型情况下,永久变形速率■和断裂循环数N_f之间的关系与R无关,但应力幅度■(=(■(1-R)/2)和N_f之间的关系明显地取决于R。在其它情况下,■和裂纹发生循环数N_c以及断裂循环数N也明显取决于R。 (3)由上述结果可以发现,除具有很大K_t值的缺口试样以外,对每种试样应力幅度■和平均应力■之间关系都可写成如下形式:式中:■应力比R=-O.8的应力幅度;■:每种试样的最大应力 (4)由普通疲劳试验获得的疲劳性状几乎和由冲击疲劳试验获得的疲劳性状相同,但应力比对疲劳性状的影响程度低于冲击疲劳试验的情形。     

LY-12CS铝合金在空气和盐水介质中△K_(th)和da/dN规律的研究

本文用中心缺口拉伸试样(CCT试样)测试了LY-12CS铝合金在室温空气和3.5％NaCl水溶液介质中三种载荷比(R=0,R=0.33,R=0.67)条件下的疲劳裂纹扩展门坎值△K_(th)及da/dN,结果表明: (1)在三种载荷比条件下,盐水介质比空气介质明显地降低了△K_(th)而提高了疲劳裂纹扩展速率da/dN。在我们试验的三种载荷比△K=7～15kg/mm~(3/2)范围内,盐水介质的da/dN是空气介质的1.6～3.4倍。 (2)在两种介质中,随着载荷比R(或平均应力)的增加,门坎值△K_(th)下降而da/dN增加。     

4πβ-γ符合计数法的数据处理

符合计数法是放射性核素计量学中最重要的测量方法,本文介绍了目前4πβ-γ符合计数法常用的两个公式,并着重讨论了效率外推,多项式拟合及各项不确定度的计算。一、符合公式在符合计数法中,常用的计算放射性核素活度的公式有Campion公式(1)和Cox-Isham公式(2): N_(?)=(N_βN_γ[1-τ_R(N_β~′+N_γ~′)])/((N_c-2τ_RN_β~′N_γ~′)(1-τ_(min)N_c~′)) (1)     

应力比对GC-4钢疲劳裂纹扩展速率影响的探讨

一、前言 疲劳裂纹扩展速率(da/dN)不仅是表征材质抗疲劳断裂性能的重要指标,而且是损伤容限设计必不可少的基本参数。本文是按线弹性断裂力学理论,主要讨论恒幅疲劳裂纹扩展速率在10~(-2)～10~5mm/cycle范围内所受应力比R的影响。我们在完成的《航空金属材料疲劳裂纹扩展速率数据汇编》中对七种材料、23种状态各测试了三种不同R的da/dN,得到了一些有意义的结果,为工程设计提供了部分依据。     

改进的侧面槽楔力张开加载试样的标定

诺瓦克和罗尔夫采用的改进的楔力张开加载(WOL)试样现已广泛地用于确定裂纹长大速率和应力腐蚀开裂的门槛值 K_(1_(9cc))。本文讨论了带有10%侧面槽试样的应力强度因子式。为了用裂纹咀张开位移来确定应力强度因子式,进行了有限元和实验的柔度研究。发现所获得的解析结果和试验结果是极为一致的。结果亦证实,当考虑侧面槽的影响时,T 型 WOL 试样的威尔逊有限元应力强度标定是有价值的。     

关于本征值有限元外推新技术的一个注记

设λ~(h/2)、u~(h/2)是二阶椭圆本征值问题“求λ∈R,u∈H_α~1(Ω),‖u‖_α=1使a(u,v)=λ(u,v),∈H_α~1(Ω)”在细网格T_(h/2)上的线性有限元本征对,I_hu~(h/2)是u~(h/2)在粗网格T_h上的分片线性插值函数。本文证明了≡4/3λ~(h/2)-1/3aI_hu~(h/2),I_hu~(h/2))/(I_hu~(h/2),I_hu~(h/2))具有比λ~(h/2)高的精度阶。     

沉积颗粒对7N01-T6铝合金疲劳裂纹扩展行为的影响

利用自主设计的实验方法,结合疲劳裂纹扩展速率测试以及断口微观形貌观察研究了R=0.1和R=0.5两种应力比下,石墨和氧化铝沉积颗粒对7N01-T6铝合金疲劳裂纹扩展行为的影响。结果表明:在两种应力比条件下,裂纹扩展Ⅰ、Ⅱ阶段中,合金在石墨颗粒环境下的疲劳裂纹扩展速率均最快。当R=0.5时,在裂纹扩展Ⅰ、Ⅱ阶段,合金在氧化铝颗粒环境下的疲劳裂纹扩展速率最慢。当R=0.1时,在应力强度因子ΔK15 MPa·m~(1/2)阶段,合金在氧化铝颗粒环境下的疲劳裂纹扩展速率最慢,在ΔK=15～30 MPa·m~(1/2)阶段,合金在氧化铝颗粒环境和大气环境下的疲劳裂纹扩展速率相当。石墨颗粒环境下合金疲劳裂纹扩展速率的增加是由于石墨颗粒的润滑作用降低了疲劳卸载过程中的裂纹闭合效应。氧化铝颗粒环境下合金疲劳裂纹扩展速率的降低是由于氧化铝颗粒在断面的沉积增强了疲劳卸载过程中的裂纹闭合效应。     

力学性能二级人员资格鉴定取证复习题(之三)解答

一 是非题 1 + 2 — 3 — 4 + 5 —6 — 7 — 8 — 9 + 10 — 二 填空题 1 按照硬度计检定规程对硬度计进行日常检查 2 系统误差、偶然误差,过失误差 3 δ_g、δ_(gt)、δ_g、δ_(gt)、δ_R ;用其来估计材料的硬化指数n值 4 0;—1;交变应力 5 磨损量;磨损率;相对磨损性ε 6 强度;应力 7 10～35℃;23±℃ 8 规定比例极限,规定残余伸长应力δ_(0.01);屈服强度δ_(0.2) 9 3～5 10 抗拉强度δ_b;抗拉强度δ_(bli)     

直流电桥元件检定的综合误差计算

在直流电桥检定中各电阻元件的阻值测量完毕之后,要进行平滑调节臂各盘示值的累加更正值及阶梯臂各电阻的更正值计算。如果它们的相对误差不满足电桥检定规程附录中给出的各桥臂电阻元件误差分配的参考数据,则必须进行综合误差计算才能判断该电桥是否合格,这是一项比较费时的工作。在实践中我摸索出了一种比较简便而又比较准确的方法,现介绍如下。一、单电桥单电桥元件检定综合误差计算的关键在于怎样找出平滑臂各盘示值综合的正、负最大相对误差。为了方便基于更正值表的综合误差计算,可以算出综合相对更正值ξ,而综合相对误差即为-ξ。设平滑臂第I盘的步值为10~KΩ,则以下各盘值依次为10~(K-1)Ω,10~(K-2)Ω,…。若I盘某一示值n_1的更正值为ξ_1Ω,相对更正值为:ξ_1=ξ_1/(n_1·10~K);Ⅱ盘某一示值n_2的更正值为ξ_2Ω,相对更正值为ξ_2=ξ_2/n_2·10~(k-1);…m盘某一示值n_m的更正值为ξ_mΩ,相对更正值为ξ_m=ξ_m/n_m·10~(k-m+1)。则以上各示值组合后的综合相对更正值为:     

基于堆焊成形钛合金高周疲劳实验数据的R-S-N模型

针对应力比对疲劳寿命影响的问题,以TC18钛合金堆焊成形(利用多层堆焊的方法制备)试样为研究对象,进行了3种应力比(R=0.5、R=0.06、R=-1)的疲劳实验,得出相应的疲劳极限,应用"应力幅值寿命模型"和"三参数寿命模型"得到6条S-N曲线。根据裂纹扩展速率与疲劳寿命的积分关系,以两种疲劳寿命数学模型为基础,系统地研究了应力比(R)与疲劳寿命曲线(S-N)的关系,提出了考虑应力比的疲劳寿命(R-S-N)数学模型。根据本文提出的修正公式,建立了适用TC18钛合金堆焊成形材料的两种R-S-N数学模型,结果表明:用应力幅值寿命模型可对中等疲劳寿命区进行准确的预测,而三参数寿命模型更适合中长寿命区域的预测。提出的两种R-S-N数学模型与实验值吻合良好,并可在工程上预测任意应力比下的疲劳寿命曲线。