加載速率和幾何尺寸對國產A508-III 鋼斷裂行為影響的實驗研究1)

崔光順 包 陳 ,2) 李一磊 孫建華 杜開開

* (西南交通大學力學與航空航天學院,應用力學與結構安全四川省重點實驗室,成都 610031)

? (中國核動力研究設計院反應堆工程研究所,成都 610213)

引言

核能作為近零排放的清潔能源,在我國能源電力清潔化、低碳化轉型進程中迎來極大的發展機遇.受日本福島核電站事故的影響,確保核電站及其部件的安全成為核能安全領域亟待解決的關鍵問題[1-2].反應堆壓力容器(reactor pressure vessel,RPV)是決定壓水堆核電站使用壽命的關鍵部件,它容納著高溫、高壓、強放射性的堆芯且運行時間長,運行環境復雜,其結構安全對核電站的運行起著至關重要的作用,必須保證其全壽期內破漏零風險[3-7].此外,裝備于核潛艇、核動力航母的軍用小型核反應堆,陸上反應堆遭遇地震沖擊等情形下,RPV 結構的動態斷裂性能也是其安全評定的重要指標.我國反應堆主設備的國產化率已超過80%,用于鍛造壓水堆RPV 的A508-III 鋼已完全國產化.A508-III 鋼屬于具有體心立方晶格結構的鐵素體鋼,具有明顯的韌脆轉變現象[4],該現象與溫度、幾何約束和加載速率密切相關[8-9].

目前RPV 鋼的韌脆轉變研究主要集中在由溫度、幾何約束和輻照變化引起的韌脆轉變[10-13],而由加載速率改變引起的韌脆轉變研究較少.潘建華[14]分別采用J積分增量方程方法與Schindler 方法得到了Q345 R 鋼在沖擊加載下的動態J-Δa阻力曲線,與準靜態J-Δa阻力曲線對比后發現,動態加載條件下的J-Δa阻力曲線要高于準靜態結果.Wang 等[15]參考ASTM E1820 標準,通過分析夏比沖擊試樣斷裂的物理意義、載荷-時間曲線和尺寸參數等,獲得了A508-III 鋼的動態斷裂韌性.文獻[9] 利用Hopkinson 桿試驗裝置,通過改變試驗溫度與加載速率,研究了SA516 Gr.70 鋼在高加載速率下的韌脆轉變溫度T0,對比準靜態結果發現T0顯著升高.上述動態斷裂韌性研究均是在中高速(速率大于3 m/s)下開展試驗,且速率不恒定.李一磊等[8,16]通過設計專用試驗夾具,采用高速材料試驗機研究了15 MnTi 鋼和11 MnNiMo 鋼在不同中低加載速率下的韌脆轉變行為,獲得了兩種鋼材的動態斷裂韌性與韌脆轉變速率,但并未給出斷裂韌性隨速率與幾何約束變化的規律,同時也未涉及A508-III 鋼的研究.

幾何約束對材料韌脆轉變行為的影響得到了學者們的持續關注,相繼涌現了K-T[17],J-Q[18-19],JA2[20],J-Tz[21-23]等多種斷裂約束評價方法.文獻[24]通過試驗獲得了A533-B 鋼在-40℃下的解理斷裂韌性并基于J-A2方法獲得了與試驗值吻合較好的預測結果.Gong 等[25]在J-Q理論基礎上引入面外約束參數TZ,研究了試樣厚度對X80 鋼夾持式單邊缺口拉伸試樣抗斷裂性能的影響,建立了面外應力與面內應力之間的關系.文獻[26]通過試驗與有限元模擬研究了面外約束對20 g RPV 用鋼斷裂韌性的影響,研究發現在彈塑性斷裂條件下,20 g RPV 用鋼斷裂韌性在一定范圍內與試樣厚度呈線性關系.

盡管對于準靜態和動態條件下材料彈塑性斷裂行為的研究取得了一些成果,但現有研究很少同時考慮加載速率和幾何尺寸對材料斷裂行為的影響,特別是速率和幾何尺寸耦合影響下的國產A508-III 鋼韌脆轉變行為研究更為罕見.本文以國產A508-III 鋼為研究對象,利用INSTRON VHS 高速材料試驗機,開展了不同加載速率和試樣幾何尺寸條件下的斷裂韌性試驗,研究了加載速率和幾何尺寸對國產A508-III 鋼動態斷裂行為的影響,以期獲得速率和幾何約束耦合影響下的國產A508-III 鋼韌脆轉變規律.

1 材料與試驗

1.1 材料與試樣

試驗材料為國產A508-III 鋼,其化學成分(質量百分比)為:C,0.2%;Si,0.23%;Mn,1.37%;Ni,0.72%;Cr,0.13%;Mo,0.51%;P,0.003%;S,0.001%;Al,0.02%;Ti,0.001;Co,0.01%;B,0.000 2%;Ca,0.01%;Cu,0.03%;V,0.002%;Fe,余量.

準靜態和動態拉伸試樣如圖1(a)和圖1(b)所示.為了考慮試樣幾何尺寸對A508-III 鋼動態斷裂行為的影響,采用圖1(c)三種不同規格的單邊裂紋彎曲(single edge-notched bending,SEB)試樣(W×B×L:10 mm×10 mm×55 mm (Type I),20 mm×10 mm×100 mm (Type II),20 mm×20 mm×100 mm(Type III))開展不同加載速率下的斷裂韌性試驗.每種規格試樣分別選取淺裂紋(a0/W=0.2)、深裂紋(a0/W=0.6)兩種初始裂紋長度.

圖1 試樣構形及尺寸(單位:mm)Fig.1 The configuration and size of specimens(unit:mm)

1.2 試驗

如圖2 所示,準靜態拉伸試驗在MTS809 250 kN 電液伺服試驗機上完成.動態拉伸和動態斷裂試驗均在INSTRON VHS 高速材料試驗機上完成.相比于傳統的擺錘沖擊、落錘沖擊及Hopkinson 桿,INSTRON VHS 高速材料試驗機可實現加載速率在1 mm/s～20 m/s 范圍內的恒定速率加載[8].

圖2 靜動態試驗場景Fig.2 Scene display of static and dynamic tests

為了獲得不同應變率下的拉伸應力應變曲線,拉伸試驗應變率分別為5×10-4s-1(準靜態)、1 s-1,10 s-1,100 s-1,400 s-1.為了詳細研究速率和試樣幾何尺寸對斷裂韌性的影響,對不同尺寸的SEB 試樣開展了不同加載速率下的動態斷裂試驗,具體試驗工況如表1 所示.

表1 動態斷裂試驗工況Table 1 Dynamic fracture test conditions

2 數據分析方法

由于動態斷裂試驗得到的載荷-位移曲線波動較大,本文根據ISO 26203-2:2011 標準[27]推薦方法,利用OriginPro 軟件對原始載荷-位移試驗數據進行平滑擬合處理.圖3 示例性地給出了平滑處理前后的載荷-位移曲線.動態沖擊試樣按照不同的變形過程,通常可以將載荷-位移曲線分為五個不同的階段:彈性變形階段、塑性變形階段、韌性擴展階段、脆性擴展階段和韌性斷裂階段[28-29],如圖3 所示.

圖3 平滑處理前后載荷-位移曲線圖Fig.3 Load-displacement curve before and after smoothing

傳統夏比沖擊試驗將裂紋萌生、起裂和擴展所消耗的能量混淆在一起,得到的性能指標缺乏明確的物理意義.INSTRON VHS 高速材料試驗機可以記錄試驗過程中的實時載荷、位移數據.以圖3 中最大載荷值Fm為分界點,對前后兩個階段的載荷-位移曲線分段積分,將總沖擊韌性能量Etotal分解為裂紋萌生吸收能量Ei和裂紋擴展吸收能量Ep兩部分[28-30].

參照ASTM E1820 標準[31],由平滑處理后的載荷-位移試驗曲線分析得到A508-III 鋼的J積分.SEB 試樣的J積分表示為

式中,K為應力強度因子,E為彈性模量,ν為泊松比,Jp為J積分的塑性分量,a為實時裂紋長度,b為剩余韌帶長度,塑性因子ηp=1.9,γ=0.9.實時裂紋長度根據ASTM E1820 標準附錄A15 推薦的規則化法測定.

3 結果與分析

3.1 拉伸應力-應變曲線

圖4 給出了A508-III 鋼在不同應變率下的工程應力-應變曲線.可以看到,不同應變率下的應力-應變曲線呈現明顯差異.圖5 給出了A508-III 鋼的屈服強度與抗拉強度隨對數應變率變化的結果.屈服強度參照ISO 26203-2:2011 推薦方法確定.可見,A508-III 鋼的屈服強度和抗拉強度隨應變率的增加而增大,表現出應變率敏感性.

圖4 不同應變率下的工程應力-應變曲線Fig.4 Engineering stress-strain curves at different strain rate

圖5 屈服強度與抗拉強度隨對數應變率的變化Fig.5 Variation of yield strength and tensile strength with logarithmic strain rate

3.2 斷裂韌性

3.2.1 載荷-位移曲線

圖6 給出了A508-III 鋼不同尺寸SEB 試樣隨加載速率變化的載荷-位移曲線.從圖中可以看出,A508-III 鋼在不同加載速率和試樣幾何尺寸條件下,表現出不同的斷裂特征.Type I 型淺裂紋試樣在0.1 m/s 的低速率加載下呈現出完全韌性斷裂的特性;當加載速率提高到0.5 m/s 時,表現為混合斷裂模式,呈現出先韌性起裂擴展后脆斷再韌性斷裂,即韌-脆-韌混合斷裂特點;Type I 型深裂紋試樣在0.5 m/s 和1.5 m/s 的加載下呈現出完全韌性斷裂的特性,當加載速率達到3.0 m/s 時,表現為韌-脆-韌混合斷裂特征.Type II 型淺裂紋試樣和Type III 型淺裂紋試樣全部表現為韌-脆-韌混合斷裂;Type II 型深裂紋試樣在0.1 m/s 加載速率下表現為韌性斷裂,當加載速率提高到0.5 m/s 時,Type III 型深裂紋試樣依然為韌性斷裂,而Type II 型深裂紋試樣轉變為韌-脆-韌混合斷裂.綜上所述,相同試樣尺寸的SEB 試樣在沖擊載荷作用下表現出不同的斷裂模式,這與加載速率和試樣剩余韌帶長度有關,較小的剩余韌帶長度或較低的加載速率使得試樣發生完全韌性斷裂.

圖6 A508-III 鋼SEB 試樣在不同條件下的載荷-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of SEB specimens for A508-III steel under different conditions

3.2.2 斷裂特征與機理分析

以Type I 型試樣為例,圖7 給出了Type I 型試樣不同初始裂紋長度和加載速率條件下的斷裂圖片.可以看到,在0.1 m/s (a0/W=0.2)與0.5 m/s,1.5 m/s (a0/W=0.6)加載速率下的試樣斷口呈完全韌性斷裂特征.在0.5 m/s,1.5 m/s,3.0 m/s,6.0 m/s(a0/W=0.2)與3.0 m/s,6.0 m/s (a0/W=0.6)加載速率下的試樣斷口呈韌-脆-韌混合斷裂.試樣裂紋在延性擴展一定長度后產生了脆性破壞,斷口上呈現出一個脆性斷裂區,但脆性斷裂區并未貫穿整個剩余韌帶,而是在脆性擴展一定長度后又出現了脆性止裂,然后再延性破壞.

圖7 A508-III 鋼Type I 型試樣不同加載條件下的斷裂圖片Fig.7 Fracture images of Type I specimens of A508-III steel under different loading conditions

對于呈現為韌-脆-韌混合斷裂的試樣,其脆性止裂是否因加載速率衰減而引起值得關注.圖8 示例性地給出了Type I 型試樣韌-脆-韌混合斷裂下的時間-加載速率-載荷曲線.從圖中可以看到,在試樣受載直到斷裂失效的整個時間歷程,其加載速率基本保持恒定.該結果表明,韌-脆-韌混合斷裂模式下的脆性止裂并不是由于試驗過程中加載速率衰減引起的,而是試樣的固有斷裂行為體現.表1 列出了各SEB 試樣在不同條件下的斷裂模式與不同斷裂階段的裂紋擴展長度.其中,Δam為第一次韌性起裂擴展裂紋增量,Δaq為脆性止裂的裂紋增量,裂紋長度通過九點法獲取,如圖7(c)所示.可以看到,對于韌-脆-韌混合斷裂的試樣,當加載速率達到某一閾值時,Δam與Δaq值基本不變.

圖8 Type I 型試樣韌-脆-韌斷裂模式下的時間-加載速率-載荷曲線Fig.8 Time-loading rate-force curves for Type I specimens under ductile-brittle-ductile fracture mode

為了厘清A508-III 鋼動態斷裂微觀機理,以Type I 型淺裂紋試樣為例,對不同斷裂方式下的試樣斷口表面進行微觀分析.圖9 給出了對應于圖7所示Type I 型淺裂紋試樣不同斷裂方式下試樣斷口的掃描電鏡圖.圖中的A～F 為進行SEM 分析的選區位置及SEM 分析結果,圖9(d)給出了沖擊試樣韌-脆-韌斷裂的斷口三要素示意圖,其中①為纖維區,②為放射區,③為剪切唇.

圖9 Type I 型淺裂紋試樣不同斷裂方式下試樣斷口圖與SEM 顯微照片Fig.9 Fractographs and SEM micrographs of Type I shallow crack specimens with different fracture modes

從圖中可以看到,在0.1 m/s 加載速率下的試樣斷口呈完全韌性斷裂,斷口上的纖維成行排列,每排纖維都代表著斷裂過程中某瞬間裂紋前沿的位置.斷裂表面有大量韌窩,韌窩底部通常存在大量第二相粒子或夾雜物.由位錯理論可知,在第二相粒子或夾雜物周圍堆積著位錯環,在沒有外力作用時,位錯環受第二相粒子的排斥作用以及位錯堆積應力的作用而保持平衡狀態.當所施加的外力足夠大時,第二相粒子或夾雜物周圍塞積的位錯會重新運動起來,位錯環向第二相粒子或夾雜物運動.當其前沿所積累的彈性應變能足以克服第二相粒子或夾雜物與基體之間的界面結合力而形成新表面時,便會形成微空洞.金屬內部形成的大量微空洞在外力的作用下不斷長大,同時幾個相鄰顯微空洞之間的基體橫截面在不斷縮小,直至彼此連接而導致斷裂,形成韌窩斷口形貌[32-34].而在0.5 m/s 加載速率下的試樣斷口呈韌-脆-韌混合斷裂,C 區為纖維區,可以看到存在許多韌窩,韌窩呈撕裂狀態,與0.1 m/s 加載速率下的纖維區(A 區)相比,韌窩數量明顯減少,而韌窩的存在能吸收更多的沖擊能量,提高材料的抗沖擊韌性,D 區為韌脆混合斷裂交界區,可以看到存在大量韌窩與少量準解理面與撕裂脊,E 區為放射區,放射區存在大量解理面,F 區為二次纖維區,存在大量韌窩,與纖維區相比,韌窩形態更細長.試樣受沖擊載荷作用后,裂紋沿兩側和深度方向穩定擴展,形成中部突進式的纖維區,纖維成行排列,然后失穩擴展成放射區,放射區為解理斷裂,最后在試樣的無缺口側由于承受壓縮應力,在該處形成了二次纖維區[32],SEM 分析結果與試驗得到的載荷-位移曲線相吻合.

3.2.3 沖擊吸收能量

選取Type I 型淺裂紋試樣載荷-位移曲線,按照第2 節數據處理方法,計算不同加載速率下的裂紋萌生吸收能量Ei和裂紋擴展吸收能量Ep,結果如表2 所示.

表2 Type I 型淺裂紋試樣不同加載速率下的沖擊吸收能量Table 2 Impact absorbed energy of Type I shallow crack specimens under different loading rate

Ei與塑性剪切帶的萌生和擴展有關,代表了萌生裂紋的難度.Ep與穩定裂紋的擴展有關,即斷裂纖維區的撕裂能.一旦不穩定裂紋開始擴展,穩定裂紋停止擴展.因此,Ep意味著不穩定裂紋的萌生和擴展的難度[35].從表中可以看出,加載速率越高,Fy與Fm值越大.加載速率為0.1 m/s 時韌性斷裂模式下的總沖擊吸收能略高于其他加載速率韌-脆-韌混合斷裂模式下的總沖擊吸收能.隨著加載速率的提高,Ei呈上升趨勢,Ep呈下降趨勢,裂紋不穩定萌生與擴展難度降低,而總沖擊吸收能變化不大,表明A508-III 鋼具有良好的抗沖擊韌性.其余不同尺寸SEB 試樣在不同加載速率下的沖擊吸收能也表現出類似的特點,這里不再贅述.

3.2.4J-Δa阻力曲線

圖10 給出了A508-III 鋼三種規格試樣不同加載速率和初始裂紋長度下的J-Δa阻力曲線.可以看到,加載速率和初始裂紋長度對A508-III 鋼的J-Δa阻力曲線產生的明顯影響.相同初始裂紋長度下,加載速率越高,其J-Δa阻力曲線也越高.相同加載速率下,淺裂紋試樣的J-Δa阻力曲線明顯高于深裂紋試樣的J-Δa阻力曲線.從圖中還可以看出,相比加載速率的影響,初始裂紋長度對J-Δa阻力曲線的影響更加顯著.

圖10 A508-III 鋼不同尺寸試樣動態J-Δa 阻力曲線Fig.10 Dynamic J-Δa curves of specimens with different geometric size for A508-III steel

3.3 韌脆轉變行為與速率、幾何約束的相關性

根據ASTM E1820 標準,由圖10 中各試樣的JΔa阻力曲線與0.2 mm 鈍化偏置線交點獲得條件起裂韌性JQ.其中,0.2 mm 鈍化偏置線表示為

式中,Δa為裂紋擴展量,σY為流動應力,取為屈服強度和抗拉強度的平均值.

圖11 給出了不同試樣幾何尺寸條件下條件起裂韌性JQ隨加載速率的變化.

圖11 A508-III 鋼不同加載條件下的條件起裂韌性JQ 結果Fig.11 Conditional initiation toughness JQ for A508-III steel under different loading conditions

可以看到,對于淺裂紋試樣,相同規格試樣的JQ隨著加載速率的增加而顯著增大;在相同加載速率下,W和B變化對JQ值有一定的影響.對于深裂紋試樣,加載速率和試樣尺寸對條件起裂韌性JQ的影響都非常明顯.相同規格試樣的JQ隨著加載速率的增加而增大;相同試樣厚度下,SEB 試樣的寬度W越大,其條件起裂韌性JQ越高;而當寬度W固定時,試樣厚度B越大,其條件起裂韌性JQ越低.條件起裂韌性JQ受加載速率和試樣幾何尺寸等因素的綜合影響.

從前述結果分析可以看到,加載速率和試樣幾何尺寸對國產A508-III 鋼的斷裂行為有顯著影響.雖然圖10 和圖11 較好地展示了J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ隨加載速率和試樣幾何尺寸變化的規律,但是表1 和圖7 結果顯示加載速率和試樣幾何尺寸對國產A508-III 鋼的斷裂模式也有顯著影響,即影響其韌脆轉變行為.厘清加載速率和試樣幾何尺寸對其韌脆轉變行為的影響規律,對于國產A508-III 鋼的斷裂行為評價具有更重要的工程應用價值.

實際上,試樣尺寸對斷裂行為的影響可以用幾何約束來衡量.幾何約束包括面內約束與面外約束,其中裂紋尺寸影響面內約束,試樣寬度和厚度影響面外約束.從上述試驗結果可以看出,隨著初始裂紋長度a0/W從0.2 增加到0.6 (面內約束增大),J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ單調降低,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ隨試樣厚度B的增加(面外約束增大)也具有相同的趨勢.當加載速率提高時,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ也逐漸升高,而當達到某一定值時,條件起裂韌性JQ基本恒定,試樣斷裂方式也逐漸由韌性斷裂轉變為韌-脆-韌混合斷裂.

加載速率和幾何約束的改變都會引起材料由韌性斷裂轉向韌脆混合斷裂.為了分析速率與幾何約束在韌脆轉變過程中所起的作用,選取發生脆性斷裂時J積分值Jmax與對應的裂紋擴展量Δam進行分析.圖12 給出了不同幾何尺寸試樣在不同加載速率下Jmax隨Δam變化的趨勢.同一a0/W下,不同尺寸試樣的Jmax與Δam呈現出良好線性關系,Jmax隨Δam的增加而增大.相對于W和B的變化,初始裂紋尺寸a0/W對國產A508-III 鋼的斷裂韌性的影響更加顯著.初始裂紋尺寸越大代表試樣的面內幾何約束越高,圖12 結果表明試樣面內幾何約束越高,Jmax與Δam線性關系的斜率越大.在相同初始裂紋尺寸a0/W條件下,W和B的變化代表試樣面外幾何約束的變化.從圖12 可以看到,W和B對材料的斷裂韌性產生混合影響.相同a0/W條件下,Jmax隨Δam增大而線性增加對應著試樣面外幾何約束的不斷降低.

圖12 不同幾何尺寸試樣在不同加載速率下Jmax 隨Δam 變化的情況Fig.12 Variation of Jmax with Δam of specimens with different geometric size at different loading rate

為了進一步分析試樣幾何尺寸對韌脆轉變行為的影響,圖13 給出了不同a0/W試樣發生韌脆轉變時的速率v0與Jmax之間的關系.

圖13 不同幾何尺寸試樣Jmax 隨加載速率變化結果Fig.13 Variation of Jmax with loading rate for specimens with different geometric sizes

可以看出,隨著試樣厚度與裂紋長度(幾何約束)的增加,材料的韌脆轉變速率增加,Jmax值下降,裂紋長度(面內約束)是影響韌脆轉變速率最主要的因素.改變幾何約束能在有限的加載速率范圍內改變材料的斷裂方式,當加載速率超過某個定值時,加載速率成為影響材料斷裂方式的最主要的因素.

4 結論

基于INSTRON VHS 高速材料試驗機完成了國產A508-III 鋼在不同加載速率下的拉伸和動態斷裂試驗,研究了試樣尺寸和加載速率對其動態斷裂韌性的影響規律.本文研究結論如下.

(1)國產A508-III 鋼的屈服強度和抗拉強度隨著應變率的增加而增大,表現出應變率敏感性.

(2)國產A508-III 鋼具有良好的抗沖擊韌性.隨著加載速率的提高,試樣的裂紋萌生吸收能量Ei呈上升趨勢,裂紋擴展吸收能量Ep呈下降趨勢,而總沖擊吸收能變化不大.

(3)隨著面內約束和面外約束的增加,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ單調降低.當加載速率提高時,J-Δa阻力曲線和條件起裂韌性JQ也逐漸升高,而當達到某臨界值時,條件起裂韌性JQ基本恒定,試樣斷裂方式也逐漸由韌性斷裂轉變為韌-脆-韌混合斷裂.

(4)同一a0/W下,發生脆性斷裂時J積分值Jmax與對應裂紋擴展量Δam呈現出良好線性關系,Jmax隨Δam的增加而增大,此現象代表試樣面外幾何約束的降低.試樣面內幾何約束越高,Jmax與Δam之間的線性斜率越大.

(5)加載速率和幾何約束的改變都會引起材料由韌性斷裂轉向韌-脆-韌混合斷裂.隨著試樣幾何約束的增加,材料的韌脆轉變速率增加,Jmax值下降.改變幾何約束只能在有限的加載速率范圍內改變材料的斷裂方式,當加載速率超過某臨界值時,加載速率成為影響材料斷裂方式的主要因素.