球墨鑄鐵斷裂韌度測試技術研究進展

鄭國華，張欣耀,2，陳 沛，單建軍，田慶年

(1.中國船舶重工集團公司第七二五研究所，洛陽 471023；2.河南省船舶及海工裝備結構材料技術與應用重點實驗室，洛陽 471023)

0 引 言

球墨鑄鐵具有較高的強度、優異的耐腐蝕性能，并且其生產工藝和設備簡單，近年來在軌道交通、風電、核電、南北極開發等領域的高端裝備上得到了廣泛應用[1-3]。目前，關于球墨鑄鐵的研究主要集中在硅強化鐵素體球墨鑄鐵[4]、低溫高韌性球墨鑄鐵[5]、城市軌道交通車輪用球墨鑄鐵[6]、乏燃料運輸容器用球墨鑄鐵等新型球墨鑄鐵材料的研制和開發上；而在性能方面，除了拉伸、沖擊等常規力學性能外，斷裂韌性也成為關注的重點。斷裂韌度是材料斷裂韌性指標，是重要的抗斷指標，是工程材料安全服役的關鍵參量[7-11]；其定義為在彈塑性條件下，裂紋發生失穩擴展的臨界狀態所對應的應力強度因子(亦即臨界應力強度因子)，反映的是材料抵抗裂紋失穩擴展的能力。目前，斷裂韌度的測試還是主要基于傳統的斷裂力學應力強度因子K理論而進行；該方法用于評價傳統的高強低韌材料是有效且可行的，但是不適用于新型高韌性的球墨鑄鐵材料。為了開展高韌性球墨鑄鐵材料的斷裂韌度測試評價，有效指導其工程應用，總結斷裂韌度研究進展并提出有效的測試方法就顯得尤為重要。為了給廣大研究人員提供參考，作者綜述了各種斷裂韌度測試方法，總結了溫度、顯微組織和試樣尺寸對球墨鑄鐵斷裂韌度的影響規律，探討了試樣裂紋長度測定問題，介紹了基于J-Q(J積分-三軸性應力因子)理論的球墨鑄鐵斷裂韌度測試方法并提出了未來研究的重點。

1 斷裂韌度及其測試方法

根據受載方式的不同，斷裂韌度分為準靜態斷裂韌度和動態斷裂韌度。準靜態斷裂韌度根據裂紋尖端應力狀態的不同，又分為平面應變斷裂韌度(屬于線彈性斷裂力學范疇)、彈塑性斷裂韌度和裂紋尖端張開位移(CTOD)；動態斷裂韌度主要是指在沖擊載荷作用下的斷裂韌度。

1.1 平面應變斷裂韌度KIC測試方法

材料發生斷裂時，其裂紋形式通常有張開型(I型)、滑開型(II型)和撕開型(III型)3種，其中I型裂紋導致的斷裂最危險，破壞也最大，因此在工程上最受關注。在I型加載方式下(外加應力與裂紋面垂直)，有限寬長條板中單邊裂紋前端的應力強度因子KⅠ的表達式為

KI=Yσ(πa)1/2

(1)

式中：Y為形狀因子；σ為外加應力；a為裂紋半長。

當外加應力σ增大至某一臨界值σc，使得裂紋失穩擴展時，這時的臨界應力強度因子就叫做材料的斷裂韌度，用KIC表示。而如果試樣足夠厚，屬于平面應變狀態，則該臨界應力強度因子就叫做平面應變斷裂韌度。平面應變判定條件為試樣厚度B、裂紋半長a和W-a(W為試樣寬度)同時大于2.5(K/Rp0.2)2(K為應力強度因子；Rp0.2為屈服強度)。

鐵素體只有在足夠低的溫度(通常為-100 ℃或更低)下才會發生脆性斷裂[12]，因此對球墨鑄鐵而言，只有在足夠低的溫度下才能滿足平面應變條件。此外，除非采用非常厚的試樣，否則在高于-40 ℃的溫度下也無法測得有效的平面應變斷裂韌度。例如GGG-40球墨鑄鐵，其屈服強度為277 MPa，采用J積分法測得其室溫下的平面應變斷裂韌度KJIC為102.1 MPa·m1/2,代入式(2)計算可知，其試樣厚度至少需為340 mm，才能使用線彈性斷裂力學(LEFM)技術獲得有效的室溫平面應變斷裂韌度KIC。

1.2 彈塑性斷裂韌度JIC測試方法

隨著冶金質量的提高，材料的韌性大幅提升，斷裂韌性明顯優化。隨之而來的問題是，高韌性材料因不能滿足平面應變條件，通過斷裂韌度試驗只能得到條件值KQ，而無法測得有效的平面應變斷裂韌度KIC。在這種背景下，選用小尺寸緊湊拉伸(CT)試樣或三點彎曲(SEB)試樣，在液壓伺服疲勞試驗機上對試樣連續穩定加載，得到一系列不同裂紋擴展長度Δa下的數據點(Δa，J)，通過數據擬合即可得到彈塑性斷裂韌度JIC，繼而轉換成KJIC；這種方法是大多數科研工作者的選擇。轉換表達式為

KJIC=[EJIC/(1-ν2)]1/2

(2)

式中：KJIC為由JIC轉化得到的平面應變斷裂韌度；E為彈性模量；ν為泊松比。

隨著斷裂韌度測試方法和標準的演變和更新，彈塑性斷裂韌度JIC計算公式的主體部分沒有變化，仍然還包含彈性部分Je和塑性部分Jp；但是Je中的形狀因子由g(a0/W)更新為g[(a0+Δa)/W]。此外，測試方法也得到進一步的擴展，由僅能通過施力點位移q來測試，擴展到通過裂紋嘴張開位移V也可以測試。

對于不滿足平面應變條件，且能發生裂紋穩定擴展的材料，可選擇進行彈塑性斷裂韌度JIC測試，以JIC作為其斷裂韌性指標，或者進一步通過式(2)將JIC轉換成KJIC，從而指導球墨鑄鐵材料的選材、設計及結構完整性評定。

1.3 CTOD測試方法

一些止裂鋼或高韌性材料在斷裂時會發生大范圍屈服或全面屈服，即斷裂前塑性區尺寸已接近或顯著超過裂紋尺寸，裂紋發生彈塑性擴展進而在較大應力水平下發生斷裂。對于此類材料，通常采用CTOD來評價其斷裂韌性。

CTOD測試方法是1963年在英國發展起來的。裂紋尖端張開位移與裂紋長度和外加應力之間的關系如下：

(3)

式中：δ為裂紋尖端張開位移。

當裂紋尖端張開位移達到某一臨界值δc時，裂紋發生不穩定擴展導致試樣斷裂，因此CTOD法把裂紋尖端張開位移作為大范圍屈服下裂紋尖端附近應力場和位移場的描述參量，將裂紋開始失穩擴展前的臨界張開位移δc作為斷裂韌度的指標，作為斷裂判據。

1.4 動態斷裂韌度KId測試方法

材料動態斷裂韌度KId的測試方法并沒有像準靜態斷裂韌度那樣完善并已經標準化[13]。國外從20世紀80年代左右就開始了金屬材料動態斷裂韌度的研究，起初采用的方法各異且測試結果可靠性較差，難以推廣使用，近年來逐漸形成了霍普金森壓桿(SHPB)加載和示波沖擊加載2種較為成熟的試驗方法。2015年形成的ISO 26843-2015規范對預裂紋夏比沖擊試樣動態斷裂韌度的測試進行了一般性規定，對動態斷裂韌度測試的理論和計算方法進行了論述，但未明確具體的測試程序及實現途徑，操作難度較大。我國在20世紀90年代也開始了金屬材料動態斷裂韌度的研究，迄今為止研究內容主要集中在試驗方法、動態斷裂韌度的影響因素等方面，尚未形成測試規范或標準。

在工程應用尤其是在風電領域應用時，球墨鑄鐵結構件經常承受動態載荷(強風引起的振動、受載波動、地震、海嘯等)作用，其瞬間應變速率最高可達103s-1，嚴重威脅著結構的服役安全性。球墨鑄鐵動態斷裂韌度KId通常通過采用夏比V型缺口沖擊試樣，在其上預制疲勞裂紋后在沖擊試驗機上進行沖擊試驗，得到其載荷-時間(F-t)曲線，再進行計算而獲得。

2 球墨鑄鐵斷裂韌度的影響因素

球墨鑄鐵的斷裂韌度受溫度、顯微組織、試樣尺寸等因素的影響。

2.1 溫 度

球墨鑄鐵的平面應變斷裂韌度和溫度之間的關系如圖1所示。該關系曲線包含3部分：一個下平臺區，斷裂韌度不隨溫度變化，該斷裂韌度為最低斷裂韌度，也稱為下平臺斷裂韌度KIC-l；一個過渡區，斷裂韌度隨溫度升高而增大，該區域斷裂韌度為過渡區斷裂韌度KIC-Tr；一個上平臺區，斷裂韌度不隨溫度變化，該斷裂韌度為最高斷裂韌度，也稱為上平臺斷裂韌度KIC-u。圖1中的T1為過渡區開始溫度，T2為過渡區結束溫度。動態斷裂韌度和裂紋尖端張開位移基本也滿足圖1所示規律。

圖1 球墨鑄鐵平面應變斷裂韌度與溫度的關系Fig.1 Relationship between plane strain fracture toughness andtemperature of ductile cast iron

球墨鑄鐵的服役溫度一般在-400 ℃。純鐵素體球墨鑄鐵T1T2的溫度范圍是135.15180.15 K，上平臺區和下平臺區的平面應變斷裂韌度分別為93.75，30.00 MPa·m1/2。珠光體-鐵素體球墨鑄鐵的平面應變斷裂韌度隨溫度的變化規律也如圖1所示，隨著珠光體含量的增加，上平臺區的平面應變斷裂韌度從93.75 MPa·m1/2降至65.63 MPa·m1/2。

2.2 顯微組織

工程上常用的球墨鑄鐵通常包含純鐵素體球墨鑄鐵、鐵素體-珠光體球墨鑄鐵、純珠光體球墨鑄鐵3種。純鐵素體球墨鑄鐵的斷裂韌度最高，珠光體-鐵素體球墨鑄鐵的斷裂韌度次之，純珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度最低。

BERDIN等[14]研究了純鐵素體球墨鑄鐵(A)和含體積分數5%珠光體的鐵素體-珠光體球墨鑄鐵(B)2種材料，這2種球墨鑄鐵的平均晶粒尺寸均約為30 μm，石墨球直徑均接近20 μm，鑄鐵A和鑄鐵B中的石墨球體積分數分別為7.7%，10.0%，KIC分別為77，39 MPa·m1/2。鑄鐵B中的石墨球體積分數較高，石墨球更容易發生聚集，并且裂紋優先從石墨球處萌生并擴展，致使球墨鑄鐵抵抗裂紋擴展的能力降低，因此斷裂韌度更低。此外，該研究[14]還發現，對于同種球墨鑄鐵，其上平臺斷裂韌度隨著石墨體積分數的增加而降低。事實證明，在保持石墨球數恒定的前提下，很難增加石墨的體積分數。因此，球墨鑄鐵上平臺斷裂韌度降低的原因有2種解釋，一是石墨球數的增加；二是在保持石墨球數不變的前提下，通過增加石墨球的尺寸而增加其體積分數。

此外，調質處理對球墨鑄鐵上平臺斷裂韌度有不利影響[15]；經過調質處理的球墨鑄鐵形成了大量的珠光體組織，其上平臺的斷裂韌度僅為50 MPa·m1/2左右，比未經調質處理的球墨鑄鐵(即純鐵素體球墨鑄鐵)降低約50%[12]。當其他條件相同時，珠光體組織的形成往往會導致球墨鑄鐵斷裂韌度的降低[16]。英國工程科學數據庫(ESDU)資料統計數據[12]顯示，和純鐵素體球墨鑄鐵相比，含體積分數15%珠光體的鐵素體-珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度有所降低；隨著珠光體含量的增加，鐵素體-珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度會持續降低[17]。

2.3 試樣尺寸

通常在厚斷面金屬材料中，不同位置的組織和力學性能差異明顯，因此斷裂韌度會受到試樣厚度的影響。一般球墨鑄鐵的平面應力斷裂韌度KC隨其厚度的增加呈遞減的趨勢，最后趨于一個穩定值，即為其平面應變斷裂韌度KIC。因此，對于平面應變斷裂韌度KIC，應選取大尺寸試樣進行測試，試樣厚度B應大于2.5(KQ/Rp0.2)2，需滿足平面應變條件。對于彈塑性斷裂韌度JIC，應選取小尺寸試樣進行測試，試樣在到達最大加載載荷之前裂紋不能出現失穩擴展。裂紋尖端張開位移CTOD的測試不受試樣尺寸限制。動態斷裂韌度KId的測試則受設備噸位的限制，一般選用小尺寸夏比V型缺口沖擊試樣；隨著厚度的增加，動態斷裂韌度KId呈遞增的趨勢，最后趨于一個穩定值。

研究[12]表明，使用三點彎曲試樣所測球墨鑄鐵的斷裂韌度一般會偏高。ESDU資料統計了某球墨鑄鐵單邊切口彎曲(SENB)和單邊切口拉伸(SENT)試樣的斷裂韌度，結果表明無論是鑄造態還是熱處理態，SENB試樣的斷裂韌度均比SENT試樣高20%。因此，當使用由三點彎曲試樣獲得的斷裂韌度數據時，設計者需要考慮測試值偏高的可能性。

3 球墨鑄鐵斷裂韌度測試時裂紋長度測試

對于組織均勻的材料，不論是在預制裂紋后的疲勞加載過程中，還是在準靜態加載過程中，試樣裂紋前端各個部位始終處于相同的兩向應力狀態下(表面處于三向應力狀態除外)，由于應力的作用裂紋前端各個部位同時產生滑移線，隨之形成裂紋并向前擴展。當停止加載時，試樣斷裂面上會留下裂紋線，其與試樣加載線之間的距離即為裂紋長度，可用光學顯微鏡直接觀測得到。但是，由于球墨鑄鐵的顯微組織為鐵素體基體上分布著大量的石墨球，在兩向應力作用下，鐵素體基體和石墨球交界處形成應力集中，裂紋在應力集中處萌生并向前擴展；石墨球的斷續分布導致裂紋斷續分布，裂紋前端不能形成完整的裂紋線。因此，球墨鑄鐵中的裂紋長度無法在光學顯微鏡下觀測得到。

根據熱處理著色原理[18]，當將金屬工件置于氧化氣氛中進行熱處理時，其表面會生成氧化物，呈現出氧化物的顏色。因此，可將裂紋面在氧化氣氛中進行熱處理，使其表面發生不同程度的氧化，從而根據顏色來確定裂紋長度。疲勞加載形成的斷面和斷裂韌度準靜態加載形成的斷面由于氧化程度不同，產生的氧化物也不同，呈現出的顏色也不同；兩種顏色交界處即為裂紋線。這種處理工藝又稱為“發藍”處理。在GB/T 21143-2014中也推薦采用熱處理著色工藝來測定裂紋擴展長度，從而得到裂紋長度。由此可見，采用熱處理著色方法測定球墨鑄鐵斷裂韌度試樣中的裂紋長度在理論上是可行的。但是作者在200～300 ℃下對球墨鑄鐵中的裂紋面進行熱處理后，試樣預制疲勞裂紋面和準靜態加載裂紋面并沒有形成明顯的界線，沒有觀察到完整的裂紋線。而對于這一問題，未見公開文獻報道[19]。因此，目前亟需開發出一種有效的熱處理著色工藝，以實現球墨鑄鐵材料斷裂韌度試樣中裂紋的有效識別。

根據作者實際工作經驗和研究，采用350 ℃下保溫40 min“發藍”處理工藝，可有效識別球墨鑄鐵斷裂韌度試樣中的裂紋[19]，從而測定得到斷裂韌度。

4 基于J-Q理論的斷裂韌度測試方法

HUTCHINSON[20]和RICE等[21]給出了Ramberg-Osgood材料在無限大平面問題中的裂紋尖端應力、應變場，計算公式為

(4)

(5)

(6)

(7)

HRR應力奇異場由J積分主導區所控制[22]，因此以HRR應力奇異場為基礎的彈塑性J積分理論在韌性材料的斷裂分析中得到廣泛應用[23]，其中彈塑性斷裂韌度JIC是其主要指標。隨著球墨鑄鐵材料韌性的進一步提高，在大范圍屈服條件下，有限體淺裂紋試樣與拉伸型試樣的裂紋尖端場與J積分之間不再具有一一對應的關系[24-26]；即使在JIC測試標準ASTM E1820所要求的試樣尺寸得到滿足的條件下，JIC值及J阻力曲線仍然依賴于試樣幾何形狀、裂紋深度及試樣厚度[27]。進一步的有限元數值分析[28]也表明：平面應變或小范圍屈服條件下，不同試樣幾何裂紋尖端應力-應變場分布特征在給定的J水平下也是不同的。由此可知，單參數的J積分理論已經不適應目前球墨鑄鐵材料冶金水平的發展，亦即JIC不適用于評估高韌性球墨鑄鐵材料的斷裂韌性。

一些數值分析表明，彈塑性裂紋尖端場明顯地受裂紋尖端區拘束的影響。實際上，裂紋尖端場由不同形式的多參數控制[29]。為了描述不同拘束條件下裂紋尖端的彈塑性應力場，O′DOWD等[29]利用有限元方法詳細討論了裂紋尖端應力的變化，提出了描述裂紋尖端應力變化的J-Q[23]理論：

(8)

(9)

式中：σij為裂紋尖端應力；δij為裂尖張開位移；r為以裂紋尖端為原點的極徑。

J-Q理論雖然較好地描述了裂紋尖端的應力場，但目前國內外大多數研究還是停留在理論模型和有限元數值分析[30-34]階段，其中核電領域對于J-Q理論的應用研究較多。在基于宏觀斷裂力學進行結構完整性設計、分析和評定時，需要測定材料的J-Δa裂紋擴展阻力曲線，用以確定結構中延性裂紋擴展的穩定性。但是裂紋尖端區的拘束效應使得J-Δa阻力曲線強烈依賴于試樣/結構的幾何尺寸和加載方式。如采用現行試驗標準ISO 12135-2002(E)和BS 7448-1:1991中的高拘束試樣測得的材料斷裂韌度和J-Δa阻力曲線評定工程中的低拘束裂紋結構，將得到過于保守的結果[35]。為此，核電領域研究者們建立了拘束相關的材料J-Δa阻力曲線評估方法[36]，實現了實驗室試樣裂紋尖端拘束和工程結構裂紋尖端拘束水平的較好吻合，顯著提高了核電球墨鑄鐵材料結構完整性分析和評定的準確性。

綜上所述，目前的斷裂韌度測試都以HRR應力奇異場為理論基礎，裂紋尖端的拘束效應對斷裂韌度測試結果影響顯著[37]。雖然目前現行試驗標準推薦的開側槽措施可以減弱裂紋尖端的拘束效應，但是建立的測試方法本身沒有考慮裂紋尖端的拘束。采用實驗室高拘束的JIC測試結果評估工程結構低拘束的斷裂韌度，會得到過于保守的結果，造成材料大量浪費；通過現行的測試方法和標準確定的損傷容限關鍵指標KIC存在很多不確定性，致使裝備服役時存在安全風險。

5 結束語

此外，目前測試得到的球墨鑄鐵斷裂韌度只是一個通用性的評價，只能給出材料本身的特征參量，僅能用于比較性的選材或簡單的斷裂力學計算和設計。若要真正用于工程評價和工程安全評定，必須要考慮球墨鑄鐵的實際加載模式及服役環境。嚴苛的服役環境會弱化材料的抗斷性能，顯著增加其服役的安全風險，比如用于軌道交通車輛的球墨鑄鐵面臨著低速加載環境，用于南北極開發設備的球墨鑄鐵面臨著低溫、含Cl-海水的腐蝕環境，此外還有設備本身的陰極保護和由此帶來的陰極析氫問題等等。因此，球墨鑄鐵的斷裂韌度測試評價應向著真實模擬工程材料及構件的服役環境和加載模式的方向發展。