裂纹顶端锐度与石墨形态对球铁K_(1c)的影响

§1 引言在球铁断裂韧性研究中,有二方面问题特别引起人们的注意。一是测量方法的问题;另一是球化状态对断裂的影响,或者说石墨在断裂过程作用的问题。国内现在对球铁断裂韧性测量普遍采用ASTM E399-72(或74)标准中三点弯曲试样。北京钢研院在他们与北京第一机床厂等单位合作测球铁断裂韧性时,认为用疲劳裂纹与用顶端宽度小于0.15mm的线切割的裂纹,所得K_(lc)值是一样的。在后来工作中进一步从理论上得G_c(ρ_0)=G_0 π/4ρ_0σ_Fε_F的公式。这里ρ_0为裂纹顶端曲率半径,Gc为临界裂纹扩展力,G_0为常数,σ_F为材料断裂真应力(经缩颈修正),ε_F为断裂的真应变。因此认为对脆性材料G_c(ρ_0)基本上为一与ρ_0无关的常数。因此,他们认为测球铁K_(lc)不必开疲劳裂纹。但国内其它单位在测球铁K_(lc)时还是普遍地开疲劳裂纹。测量方法的另一问题是负荷—位移(P—V)曲线中P_(max)/P_σ往往大于1.1。按E399—72,这样的结果无效,必须用更大尺寸试样重新测量。但是多数单位现在仍把它看成有     

断裂韧度试样应力强度因子的简便计算式

在断裂力学中,应力强度因子K_1是一个主要数据之一。因此,K_1的计算是断裂力学的一个重要内容。本文只讨论三点弯曲试样(图1)及紧凑拉伸试样(图2)的应力强度因子K_1的表达式。一、K_1的简便计算式为了测试材料的断裂韧度值,必须知道相应条件下裂纹尖端的应力强度因子K_1值。美国材料试验协会(ASTM)1972年公布的标准试验ASTME399-72中把三点弯曲试样和     

K_(Ⅲc)值测试在热处理工艺研究中的应用

本文用我院研制的预制环状裂纹和扭转断裂装置对40Cr钢不同热处理工艺处理的试样进行K_(Ⅲc)值测试.试验结果表明:测得的K_(Ⅲc)值与试样组织状态和常规机械性能有较好的对应,说明用该装置测试K_(Ⅲc)值切实可行,简单方便.     

焊缝缺口试样解理断裂统计分析和断裂模型

通过大量４ＰＢ试样解理断裂力学和断口参数的统计，发现在缺口前端发生于峰值应力左侧的断裂几率大于右侧，并且随温度的降低发生于左侧的几率增加，解理起裂在离开缺口根部的一个最小距离处才能发生，在某一距离范围内断裂几率最大。通过对上述现象的分析提出缺口试样的解理断裂须满足两个条件，即缺口根部的塑性应变ε＿ｐ大于材料中薄弱环节的起裂塑性应变ε＿（ｐｃ），使解理微裂纹形核；最大正应力σ＿（ｙｙ）大于薄弱环节的解理强度σ＿ｆ，使微裂纹扩展。缺口试样的解理断裂有起裂控制的情形，基于新的断裂物理模型，分析了对起裂点位置的统计结果，以及材料微观断裂力学参数对断裂行为的影响。     

K_(1c)的物理意义及其影响因素

本文企图从宏观和微观相结合的观点分析和讨论K_(1c)的物理意义及其影响因素。对于脆性断裂,通过表面能密度、裂纹尖端凝聚力场以及点阵“捕捉”作用说明K_(1c)的意义。用热力学原理分析了K判据的必要性和充分性,指出只有在裂纹尖端半径小于临界尺寸时,K判据才是必要和充分条件。 对于小范围屈服,裂纹尖端的钝化是通过尖端放射位错和吸引周围异号位错而形成的,这是最可能的物理过程。同时,着重指出Vitek的理论结果。 在弹塑性连续理论中,采纳了Orowan—Irwin有效断裂能密度的概念。用这概念及能量原理,本文建议要从试样塑性变形功中抽出属于K_(1c)组成部分的裂纹尖端塑性功。可以导出K_(1c)的表达式,形式上和陈篪的结果以及Hahn—Rosenfield的结果相似。影响K_(1c)的主要因素有:硬化率,杨氏樸量,抗拉强度,平面应变断裂真应变和一个适当的长度参数,其意义随断裂机制而异。其它冶金因素,例如晶粒度,可能通过断裂真应变影响K_(1c)。     

缺口夹角对细观解理断裂应力的影响

用弹塑性有限元 (FEM)方法分析了 C- Mn钢不同缺口夹角 4点弯曲试样(4 PB)缺口前的应力 -应变场分布 .精确测量了解理起裂源距缺口根部的距离和细观解理断裂应力σf.结果表明 :当缺口夹角从 10°增加到 90°时 ,断裂时的高应力、应变分布产生了明显变化 ,而σf 值相对保持不变 ;解理的临界事件也没有变化 ,表现为铁素体晶粒尺寸的裂纹扩展进入邻近基体 .因而 σf 主要由临界裂纹的长度决定 ,缺口夹角及与其相关的高应力体积对σf 的值几乎没有影响     

不锈钢Ⅲ型试样的氢致开裂和应力腐蚀

研究了奥氏体不锈钢Ⅲ型试样的氢致开裂和应力腐蚀。结果表明,动态充氢时Ⅲ型试样也能发生氢致滞后断裂,且裂纹沿原缺口平面形核和扩展。从而可获得宏观平滑的扭转断口,但断口上存在少量沿45°面的二次裂纹,一系列实验表明动态充氢能促进奥氏体不锈钢室温蠕变,故在恒扭矩下充氢能使扭转角不断增大,直至试样被扭断。奥氏体不锈钢Ⅲ型试样在42％沸腾MgCl_2溶液中也能发生应力腐蚀开裂,且裂纹在与缺口平面成45°的平面上形核和扩展。实验表明,无论是Ⅰ型还是Ⅲ型,应力腐蚀的门槛值均比氢致滞后断裂门槛值要低,例如K_(ⅠSCC)/K_(ⅠX)=0.18,K_(ⅠH/K_(ⅠX)=0.58,K_(ⅢSCC)/K_(ⅢX)=0.13 K_(ⅢH)/K_(ⅢX)=0.62。     

冷轧材料的各向异性对断裂性能的影响

为研究材料在冷轧过程中产生各向异性现象对断裂性能的影响,本文通过Ⅰ,Ⅱ型复合到纯Ⅱ型加载及有限元计算,研究了冷轧材料的各向异性对裂纹初始扩展规律和断裂性能的影响。结果表明,这种弱各向异性确实会影响材料的断裂形态。在垂直和平行于轧制的方向上,材料具有不同的断裂力学性状,且当K_I/K_I>1时,2种不同取向的试样大致沿τ_(max)方向开裂;当K_I/K_I<1时,裂纹会发生尖锐转折并呈Ⅰ型方式断裂。文中也给出了利用复合加载下的P-CMOD曲线确定裂纹临界开裂点的一种简单实验方法。     

三点弯曲试样的切口曲率半径对岩石断裂韧度K_(1c)值的影响

本文对岩石三点弯曲试样的切口曲率半径与其K_(1c)值间的关系进行了实验研究及理论探讨.对岩石K_(1c)测试中切口的选择提出了建议方法     

球墨铸铁疲劳裂纹的发生和发展

本文用线弹性断裂力学原理和方法研究稀土镁球墨铸铁的疲劳断裂问题.试验研究球墨铸铁为铁素体、珠光体以及珠光体加部分牛眼状铁素体等三种不同强度、塑性、韧性配合的基体组织.通过不同加载制度,不同缺口尖锐度试样的疲劳裂纹萌生期N_0、疲劳裂纹扩展速率da/dN、门槛值△K_(th)以及条件疲劳总寿命N_f的测定,得出主要看法为:球铁具有较高的△K_(th)值,随珠光体量增加△K_(?)下降,至80%珠光体后趋向稳定;疲劳裂纹孕育期的大小,在尖锐缺口时主要取决于塑性,较平缓缺口时主要取决于强度.疲劳裂纹扩展速率da/dN随塑性的增加而降低,低周疲劳,尖锐缺口试样,增加塑性有助于疲劳寿命的提高;高周疲劳,钝缺口试样,增加强度有助于疲劳寿命的提高.还通过电境断口分析,就球铁疲劳裂纹萌生、扩展的特征及其微观机制进行了简明的描述和解释.     

高强度钢水介质应力腐蚀研究

本文对应力腐蚀试验的WoL型恒位移试样作了评述。并用它测最了四种高强度钢(30CrMnSiNi_2 A、30CrMnSiA、40CrNiMo、ZG-18铸钢)在水介质中的止裂K_(ISCC)以及da/dt。对其中的30CrMnSiNi_2A钢研究了热处理工艺对K_(ISCC)、da/dt的影响,同时探讨了强度和组织的作用。结果表明,对同一类处理,随强度下降K_(ISCC)提高。在相同强度时,等温后回火组织的K_(ISCC)明显比马氏体组织和不回火贝氏体组织高得多。当强度σ_b≤130～140公斤/毫米~2时,裂纹扩展特征发生了变化,da/dt也大幅度下降。当σ_b<110公斤毫米~2时在水介质中不再产生应力腐蚀裂纹。 我们用不同曲率(ρ)的恒位移缺口试样(B=20mm)测量了缺口形成应力腐蚀裂纹的界限应力强度因子K_(ISCC)(ρ),结果表明A是材料常数。对σ_b=160公斤/毫米~2的30CrMnSiNi_2A钢,A=426公斤/毫米、σ_b=140公斤/毫米~2的30CrMnSiA以及40CrNiMo钢的A值更高。 根据实验数据,运用线弹性断裂力学对30CrMnSiNi_2A钢(σ_b=160公斤/毫米~2)螺桩的应力腐蚀断裂进行了定量分析,并提出了提高螺桩安全性的具体办法。     

C-Mn钢及焊缝金属的缺口和裂纹试样的微观断裂行为

本文通过起裂源粒子的特征和尺寸分布、裂源处显微组织和残留裂纹的尺寸分布情况,研究了C-Mn钢和两种焊缝金属的Charpy V,COD和预制裂纹冲击试样的微观断裂行为。发现焊缝中的解理裂纹形核于夹杂物或第二相粒子,母材形核于珠光体团;对于同一材料用缺口试样和裂纹试样测得的微观解理断裂应力的不同值是由于断裂过程中临界事件发生了变化。在-45～-65℃范围内,Charpy V 缺口试样中的临界事件是铁素体晶粒尺寸的微裂纹扩展进入铁素体基体;而在-110℃的裂纹试样中,是第二相粒子尺寸的微裂纹扩展进入临近的铁素体晶粒。临界事件的变化认为与缺口根部和裂纹前端不同的有效剪应力有关。建立Charpy V 和COD实验结果之间关系的条件是有关材料铁素体晶粒和第二相粒子的尺寸应当是类似的。     

加载速度对低合金钢缺口试样解理断裂临界事件的影响

通过对低合金钢 (WCF 6 2 )在 - 10 0℃不同加载速度下的缺口试样四点弯曲 (4PB)实验及对断口和截剖金相试样的观察 ,研究了加载速度对低合金钢缺口试样解理断裂临界事件的影响 .结果表明 :加载速度从 30mm min增加到 5 0 0mm min时 ,解理断裂的临界事件由晶粒尺寸裂纹的扩展控制到扩展和起裂的混合控制再转变为起裂控制 ,其根本原因是材料的屈服应力σy 随加载速度的增加而升高 .临界事件随加载速度的变化决定了缺口韧性随加载速度的变化     

极限净截面应力与弹塑性断裂参数J_(1c)关系的探讨

从现有的弹塑性断裂理论和结果出发,研究了韧性材料在全面屈服下裂纹启裂参数J_(1c)与相应的极限净截面应力σ_c之间的关系,提出用净截面应力法来分析构件上裂纹启裂行为,使工程断裂力学分析变成易于接受的工程计算。得出:如果给定试样高度和材料,则存在一个与启裂参数相对应的极限净截面应力。     

用园环裂纹拉伸试样测定钢在低温下的断裂韧性

为了用线弹性断裂力学观点研究钢的低温断裂行为,我们探索了用园环裂纹拉伸试样测断裂韧性K_(1c)的较为简便的试验方法.本文在论证该方法的同时,给出了用该方法测得的几种常用结构钢从室温至—196℃的一系列K_(1c)值. 为了说明试验结果的有效性,文中对实验精度进行了分析,并从线弹性断裂力学的基本要求出发,导出了试样的尺寸条件:D≥1.6(K_(1c)/σ_s)~2.最后,通过和标准的三点弯曲试验结果进行对照,二者符合较好。     

PCrNi3MoVA钢的动态断裂性能

用预制裂纹的CHARPY试样在装备有载荷、位移传感器及微型计算机的冲击试验机上测定了PCrNi3MoVA钢的动态断裂性能,比较了不同冲击速度,不同载面尺寸的试样对K_(Id)的影响,并测出了低温-40℃时的K_(Id)值.     

水力压裂的能量平衡与断裂韧度

通过对常用水力压裂模型中忽略岩石断裂韧度效应这一现象的讨论,给出了全面考虑水力压裂中各种影响因素的能量平衡方程,并由此建立了通过水力压裂实验直接确定岩石视在K_(1c)值的方法。最后通过对影响岩石视在断裂韧度因素的讨论,论证了水力压裂法确定的岩石视在K_(1c)值大大地大于标准3点弯曲实验值的必然性。     

用声发射技术确定混凝土断裂临界开裂点的探讨

在金属材料中,可以用多种物理监测方法确定临界开裂点.但是,其中一些很有效的方法如电位法等,在混凝土材料中不能应用,而声发射法则是可以应用的.本文用30根直三点弯曲混凝土试样进行断裂试验,对其声发射率(dN/dt)曲线及声发射累计(N)曲线进行了分析,並从而得出试样加载断裂过程可以分为两个阶段:失稳前阶段和失稳扩展阶段.但是,声发射信号的起始点並不是主裂纹起裂点,失稳前阶段也不能与亚临界扩展阶段等同.然而,可以明确地确定试样的失稳扩展点,其位置大约在最大荷载的90%～95%之间.因此,应按相应于该点的荷载计算混凝土的K_(1c)值.     

用C型拉伸试样测定厚壁圆筒线弹性断裂韧度K_(1c)

本文介绍了C型拉伸试样的特点,用C型拉伸试样测量平面应变断裂韧度K_(Ic)的方法。给出了从圆筒形PC_rN_(il)M_0炮管材料上加工切取的C型拉伸试样所获得的K_(Ic)结果。     

轴承钢GCr15断裂韧性K_(ⅡC)的试验研究

采用四点弯曲试样(FPB),对轴承钢GCr15在不同热处理制度下的滑移型(Ⅱ型)断裂韧性(K_(Ⅱc))进行了测定。试验结果表明,Ⅱ型断裂参数在如下范围内变化:K_(Ⅲc)=17～35MPa2~(1/m),裂纹扩展开裂角θ_o=55°～62°,K_(Ⅱc)/K_(Ⅰc)=1.1～1.6;下贝氏体(B下)含量在31％时的下贝氏体和马氏体(M)的复合显微组织(B下/M)有最佳的强韧性匹配,较高的断裂韧性值。在此基础上,对Ⅱ型断裂特征、不同热处理条件下材料强韧化机制和Ⅱ型断裂韧性试验方法进行了分析讨论。试验结果与线弹性复合型断裂理论的预测值进行了比较,对其差异和矛盾进行了分析讨论。