反平面殘余應力作用下壓電體界面裂尖分析＊

肖萬伸，張俊蘭，謝 超

（湖南大學機械與運載工程學院，湖南長沙 410082）

壓電材料結構中的各種缺陷，例如：孔洞、位錯、裂紋等，會影響壓電材料的電彈耦合性能.由材質不同的材料加工成的雙相復合材料都包含殘余應力與應變.文獻［1］研究了在無窮遠反平面剪切和面內電場共同作用下壓電材料基體中一個壓電螺型位錯與含界面裂紋圓形彈性夾雜的電彈耦合干涉作用.文獻［2］研究了反平面均勻殘余應力作用下基體包含一條界面裂紋的情況.文獻［3］研究了平面非均勻殘余應力作用下基體包含一條界面裂紋的情況.文［4］進一步研究了殘余應力作用下同種材料微機械裂紋尖端刃型位錯擴展和位錯塞積問題.文［5］運用線性壓電理論求解了在反平面機械載荷與面內電場耦合作用下壓電體界面裂紋與螺型位錯之間的相互作用問題.文［6］研究了在遠端均布荷載和面內電場耦合作用下無限大壓電體中螺型位錯與有限裂紋之間的干涉作用問題.

反平面殘余應力與壓電性的耦合作用下界面裂紋問題至今仍無人研究.本文研究反平面殘余應力作用下雙相壓電材料中裂紋尖端撕開位移及其所引起的裂紋尖端螺型位錯塞積群的問題.運用復變函數方法，求出了該問題的一般解答.作為特例，當界面只含一條裂紋時，導出了反平面殘余應力作用下雙相材料界面裂紋問題的復勢，裂紋尖端應力強度因子和電位移場強度因子，裂紋尖端撕開位移及其所引起的裂紋尖端螺型位錯塞積群，以及位錯塞積區等效應力強度因子和電位移等效場強度因子的解析表達式.

1 問題描述

參考文［1］，考慮極化方向沿z軸的無限大雙相壓電復合材料，設xOy平面為橫觀各向同性平面，遠端無荷載作用，在界面殘余應力和面內電場共同作用下，反平面位移僅與面內電場耦合，只產生沿z軸方向的位移w，應力分量τxz和τyz，電勢φ，電位移Dx和Dy，并且所有變量均為x和y的函數.

反平面位移與電場耦合的本構關系是

式中：廣義應力、剛性系數、廣義位移分別為

廣義位移U，廣義應力｛Σi｝＝｛τizDi｝T可分別用復變函數及其導數表達為：

考慮如下問題：如圖1所示，設壓電材料電彈性模量為M1的介質Ⅰ占有上半平面S＋，電彈性模量為M2的介質Ⅱ占有下半平面S－.廣義殘余應力τ＝Σ0＝｛｝T作用在界面裂紋從－（g＋h）到－g和從g到（g＋h）區段上，設無窮遠處受力為零.約定相應于這兩種介質的量以下標1和2標記.沿實軸上有一長度為2f的絕緣裂紋L′，界面的剩余部分用L表示，rb為裂紋擴展區的長度，在裂紋擴展區產生螺型位錯塞積，單個螺型位錯大小用b＝｛bwbφ｝T表示.界面連接條件可以表示為：

圖1 反平面殘余應力作用下壓電體界面裂紋尖端撕開位移Fig.1 Interfacial crack－tip tearing displacement of piezoelectric materials under anti－plane residual stress

2 一般解答

當一對反平面廣義集中力P位于裂紋面上時，

其復勢函數按文獻［1］作簡化處理，得：

式中：f10（z），f20（z）分別在區域Ⅰ和區域Ⅱ中全純.

由界面連接條件（4）～（6）可得到如下邊值問題：

考慮式（7）～（10），對式（11）由Liouville定理可得：

由式（12）可設

對g（z）進行奇性分析可得

式中：g0（z）在沿L′割開的全平面內全純，在無窮遠處為零.

綜合以上式（13），（14），（16）和（17）可得：

將式（4）代入式（11），并注意到式（18）～（21），得

根據文獻［7］中Muskelishvili理論，應用-t＝t＝x，得上述邊值問題的解答

式中：

系數C0由裂紋表面應力為零條件式（4）決定.將式（4）代入式（15），（16），并考慮式（18）～（21），得∮∧g（z）dz＝0，式中∧為包圍L′的圍道，將式（23）代入此式可求得

從而求得兩個區域中的復勢函數

將式（26）和（27）對t從－（g＋h）到－g和g到（g＋h）積分，根據文［8］可得

強度因子

將式（28）代入式（30）得到

將式（28）和式（29）分別對z積分，得到

3 裂紋尖端撕開位移

裂紋尖端撕開位移

將式（32）和（33）代入上式得

式中：

式（34）為裂紋尖端撕開位移的一般解答式，我們要對裂紋尖端點進行分析，所以要求得裂紋尖端點的撕開位移，即取x＝g＋h，代入式（34）～（38）得到

4 裂紋尖端位錯塞積區位錯數量

假定在位錯塞積區rb力荷載殘余應力和場殘余應力分別產生了nw和nφ個螺型位錯，那么其總的位移量應該和裂紋尖端撕開位移相等，即

由于一個螺型位錯的解答可以得到多個反平面位移場，而當θ＝2π時，反平面位移量恰好等于nwbw和nφbφ，因此可得位錯塞積區等效位移和等效應力強度因子如下：

位錯塞積區的等效應力強度因子和裂紋尖端應力強度因子的關系為其中α為二者之間的一個比例常數，可通過應力強度因子和等效應力強度因子求得.

5 數值分析

為了方便，取螺型位錯為

假設壓電材料為PZT－6B壓電陶瓷，其剛性矩陣為

取g＝0.01m，h／g＝0.01，rb／h＝β，f＝g＋h＋βh，ζ＝c441／c442，η＝e151／e152，λ＝0.1，μ＝0.1，τ＝｛λ×c442μ×e152｝T，d111＝d112.

結合公式和已給定的數值，可得到如圖2～圖9的結論，下面對各個圖進行分析.

如圖2和圖3所示，當ζ和η取上面給定的值時，力荷載作用下的裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）隨著β的增加先變大達到峰值然后逐漸變小為零，而電荷載作用下的裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）達到了10－12，幾乎為零，不予考慮，此處只做力荷載作用下的分析.另外，隨著β的變化，當ζ＝1，η＝1時，模型退化為一種壓電材料的情況，在rb＝1.4的時候，裂紋尖端撕開位移變為零，力荷載作用下的裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量同時也變為零，跟已有文獻［2］相符.當η＝2不變，ζ從2變化到5時，裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）在兩種材料的材料屬性差異變大時隨著β的增加而增加，并且隨著ζ的變大，裂紋尖端撕開位移增大的幅度越來越小.

圖2 力荷載作用下裂紋尖端撕開位移COD3w隨著β的變化Fig.2 Variation of crack－tip tearing displacement COD3wversusβunder force load

圖3 力荷載作用下裂紋尖端螺位錯塞積數目n3w隨著β的變化Fig.3 Variation of the number n3wof the pileup screw dislocations at crack－tip versusβunder force load

如圖4和5所示，當β給定時，力荷載作用下的裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）隨著λ的增加而線性增加.從圖中還可以看出，當β增加時，力荷載作用下的裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）隨著λ的增加而減小，說明在λ一定時，β越大，在力荷載作用下的裂紋尖端撕開位移（COD3w）和裂紋尖端螺型位錯塞積群的數量（n3w）反而越小.

圖4 力荷載作用下裂紋尖端撕開位移COD3w隨著λ的變化Fig.4 Variation of crack－tip tearing displacement COD3wversusλunder force load

圖5 力荷載作用下裂紋尖端螺位錯塞積數目n3w隨著λ的變化Fig.5 Variation of the number n3wof the pileup screw dislocations at crack－tip versusλunder force load

如圖6所示，裂紋尖端的應力強度因子K3w隨著β的增大而逐漸變小，說明在裂紋尖端，力荷載產生的螺型位錯塞積群的反屏蔽效應越來越小.

圖6 裂紋尖端應力強度因子K3w隨著β的變化Fig.6 Variation of crack tip stress intensity factor K3wversusβ

如圖7所示，裂紋尖端的電位移場強度因子K3φ的絕對值隨著β的增大而逐漸變小，說明在裂紋尖端，電荷載產生的螺型位錯塞積群的屏蔽效應越來越小.

圖7 裂紋尖端電位移場強度因子K3φ隨著β的變化Fig.7 Variation of the electric displacement field intensity factors K3φat crack tip versusβ

圖8 位錯塞積區等效應力強度因子隨著β的變化Fig.8 Variation of equivalent stress intensity factor of dislocation pileup area versusβ

圖9 位錯塞積區電位移等效場強度因子隨著β的變化Fig.9 Variation of equivalent electric displacement intensity factor of dislocation pileup area versusβ

6 結 論

數值結果表明，反平面殘余應力對裂紋尖端撕開位移及其所引起的裂紋尖端螺型位錯塞積群具有強烈的擾動效應，裂紋尖端應力強度因子對基體產生極強的反屏蔽效應.本文解答不但可用于研究殘余應力對基體裂紋尖端的影響，而且可以用于研究界面裂紋和基體中任意形狀裂紋的裂紋尖端撕開位移及其所引起的裂紋尖端螺型位錯塞積群問題.

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