用现有疲劳试验数据确定疲劳裂纹扩展率

用现有疲劳试验数据确定疲劳裂纹扩展率

收录：《中国造船》 - 2003年,03期

作者：周驰

关键词：船舶

疲劳寿命的预报在船舶与海洋工程领域中相当重要,但其关键问题是要找到一种较科学的疲劳寿命预报方法.最近,本文第二作者提出了一种海洋结构物疲劳寿

命预报的统一方法.该方法是基于疲劳裂纹扩展理论而发展起来的,在其九个参

数模型的假设之下,能够较好地解释一些其它方法所不能解释的现象.采用该方

法的主要障碍在于需要确定疲劳裂纹扩展率.作者通过对不同的疲劳裂纹扩展率的比较研究,并推广McFvily模型后,提出了一个具有较宽适用范围的九个参数

疲劳裂纹扩展率模型(从门槛域一直到不稳定断裂域).本文的主要目的是解决如何根据一些现有的疲劳试验数据来确定这九个模型参数的问题.文中给出了通过实验数据确定裂纹扩展率模型中各个参数的方法,并进行了模型参数的灵敏度分析.通过对文献中一些试验数据的收集,给出了几种常用金属材料的裂纹扩展率

模型参数.

Determination of Fatigue Crack Growth Rate Using Existing Data 正在加载...

确定疲劳裂纹扩展理论门槛值的方法

Methods of Determination of Fatigue Crack Growth Theoretical Threshold

疲劳裂纹扩展

疲劳裂纹扩展理论门槛值ΔKthT的方法,特别对利用

href="../../?Keyword=_14277">疲劳裂纹扩展速率表达式、根据da/dN～ΔK试验数据外推确定ΔKthT的三种方法作了较为详细的介绍,并用四套试验数据进行评估,结果显示,如果所采用的表达式能够正确反映近

门槛值区域的

href="../../?Keyword=_14277">疲劳裂纹扩展规律,且参与外推的试验数据中又包含了足够多的近门槛值区域的数据点,这类方法获得的结果是基本一致的.]]>

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魏学军

授予学位单位：中国科学院金属腐蚀与防护研究所授予时间：1997年7月二级学科名称：材料学指导教师：柯伟

博士论文题目：腐蚀疲劳裂尖形变与载荷间交互作用研究

摘要

力学与环境因素共同作用所导致的材料腐蚀疲劳断裂是一种危害性极大的失效形式。这一失效过程主要由材料局部形变、局部腐蚀行为及它们之间的交互作用所控制。随机载荷腐蚀疲劳时，还必须考虑不同腐蚀条件下的变幅载荷间的损伤交互作用问题。

在该领域研究中，最主要的基本问题之一就是腐蚀环境中裂纹尖端材料的损伤过程到底是如何进行的。这一问题不仅是解决环境敏感断裂寿命预测的物理基础, 也是机理研究与工程应用之间的桥梁。然而，目前在国际上这一问题还没有很好解决，其主要原因在于缺少对腐蚀介质中裂尖形变行为的原位研究方法, 而传统的、常规的力学与断裂力学对裂尖形变的分析在腐蚀条件下通常是不适用的。

本文主要围绕两个方面开展工作：一是针对腐蚀疲劳裂尖局部力学－化学状态及其交互作用这一关键问题，首先建立了激光散斑微区形变测量技术，并用它原位研究了不同腐蚀条件对裂尖形变行为的影响，给出了腐蚀条件下的裂纹尖端微区损伤规律的系统研究结果；其二是从裂尖微区损伤出发，系统研究了变幅腐蚀疲劳过程中不同幅度载荷对损伤作用的规律，并在原位实验的基础上，对研究结果给出了全新的解释。这些结果对腐蚀疲劳机制研究与寿命分析预测均具有重要理论和实际意义。文中的主要内容和研究结果如下：

建立了计算机控制的激光散斑干涉微区应变测量系统，采用快速付立叶变换及空域滤波技术消除了微区分析图象处理过程中的误差，发展了散斑干涉技术测量裂纹张开位移和裂纹闭合的新方法。实现了散斑技术在介质中材料表面有溶解发生的条件下和高局部塑性变形条件下的位移场与形变场的原位测定。

通过上述方法，进行了下面两项工作：原位测量了常幅疲劳裂纹扩展过程中一个循环周期内裂尖形变的规律；研究了氢脆和阳极溶解条件下金属铜和A537钢的腐蚀疲劳裂尖的形变规律，并同时测量沿裂纹的张开位移分布与裂尖塑性区尺寸分布，比较了这两种腐蚀因素对裂尖内部形变与表面形变影响的差别。这些工作结果表明，由于裂纹闭合和残余压应力的存在，疲劳裂纹尖端塑性区的尺寸与外加载荷的平方并不成正比。裂尖形变主要发生在裂纹张开以后。裂尖材料的应力-应变关系类似于光滑试样低周拉压疲劳应力-应变滞后关系, 但在施加应力初期，外应力不造成裂尖材料的损伤。阳极溶解能促进金属表面形变，但对金属材料裂尖塑性区内形变没有直接影响。阴极充氢可以导致快速加载条件下的塑性区尺寸下降，而且对塑性区内部和表面的影响是一致的。分析表明，疲劳载荷下氢与快速运动的位错之间的作用使得腐蚀疲劳裂尖塑性区减小，出现与静载下塑性区增加相反的结果。

研究了不同腐蚀条件下载荷间的相互作用。首先，建立了裂纹长度的弱电信号测量系统及恒D K自动控制实验技术，将国内外的电位降法测裂纹长度过程中常用的外加电流从10A量级降低到0.1A，大大减小了外加电流对腐蚀过程的影响。采用上述恒D K和恒载荷控制两种不同的试验手段，研究了以不同方式叠加在主载荷D P上的小幅载荷在疲劳裂纹扩展过程中的作用规律，以及腐蚀因素对它的影响。由于裂纹闭合的作用，叠加在主载荷底部的小幅载荷对裂纹扩展的加速作用小于叠加在顶部的相同幅度的小载荷。空气中如果小幅载荷在裂尖的塑性应变幅接近于零，其对裂纹扩展就不产生任何影响，裂尖局部的塑性应变的大小是载荷损伤的量度，是无腐蚀条件下寿命预测过程中小载荷取舍的一个可靠的判据。阳极溶解与氢脆总是增加底部小幅载荷的作用，而对顶部小载荷作用的影响比较复杂。一般情况下，当小载荷的幅度较小时，腐蚀条件下的小载荷对裂纹扩展的加速作用大于空气中的结果；当小载荷的幅度较大时，结果正好相反。结合裂尖形变规律和阳极溶解、氢脆机制，讨论了腐蚀疲劳小幅载荷损伤机理。

研究了恒D K条件下单次拉伸超载阻滞效应及超载前后裂尖形变和裂纹闭合的变化规律，详细讨论了超载比及阳极溶解、氢脆对超载阻滞效应的影响。A537钢超载效应由塑性诱发裂纹闭合、残余压应力和裂尖钝化等因素共同控制，在同一试验中不同的裂纹扩展阶段它们所起的作用不同，有的还可以相互转化。空气中与阳极极化条件下，超载对裂纹扩展存在“延迟阻滞效应”，超载后裂纹扩展过程由超载扩展、减速扩展与恢复三阶段组成。而阳极溶解条件下，由于裂尖严重钝化，超载对裂纹扩展存在“立即阻滞效应”。阳极溶解与氢脆等腐蚀因素都降低了塑性诱发裂纹闭合效应，加速裂尖形变硬化的缓解，降低裂纹扩展阻滞幅度。

单次拉伸超载裂纹扩展的阻滞效应是超载与常幅载荷之间作用的结果，而间歇超载除了超载与常幅载荷相互作用以外，还要考虑超载之间的相互作用，它是一个最简单的变幅载荷谱。在单次超载效应的基础上，还研究了腐蚀疲劳间歇超载效应规律。讨论了间歇超载阻滞幅度与超载发生频率的关系，研究了腐蚀因素对超间歇载效应的影响规律。

断口形态的观察可为腐蚀疲劳机理提供直接的依据。空气中疲劳断口以延性辉纹为主，而氢脆和自腐蚀条件下，疲劳断口都出现解理、沿晶开裂等脆性特点。但由于氢脆与自腐蚀条件的腐蚀苛刻程度不同和腐蚀机理的差别，两种不同腐蚀条件下疲劳断口不仅出现表观上的差异，其脆性程度(即脆性因子)也有较大差别，并提出了断口观察与理论计算相结合的脆性因子确定方法。变幅腐蚀疲劳断口还证实了本实验条件下，裂纹扩展以“连续扩展方式”进行，而不是“短裂纹联接方式”。

ABSTRACT

Corrosion fatigue (CF) process is controlled by localized corrosion behaviour, plastic deformation and their interaction. In this work, the behaviour of crack tip deformation in one fatigue cycle of constant

amplitude loading was investigated in situ; the influences of anodic dissolution and hydrogen embrittlement on the crack tip deformation of metallic materials were studied, and the differences between surface and bulk deformation at the crack tip in these conditions were examined. The results showed that: due to crack closure and residual compressive stress, the plastic zone size at the crack tip was out of proportional relation to the square of loading value. Crack tip plastic deformation mainly occurred after the crack had fully opened. The hysteretic nature of the stress-strain behaviour of the crack tip material was similar to the hysteretic curves produced by low cycle fatigue tests. Anodic current had no direct influence on the bulk deformation near the crack tip, but it could relieve the surface strain hardening and enhance the surface deformation at the crack tip significantly. The effect of hydrogen charging on surface and bulk deformation ahead of the crack tip was similar. Because the strain rate was high and dislocations moved in high speed at the crack tip under fatigue loading, crack tip deformation was decreased after hydrogen charging.

Based on the studies of corrosion fatigue crack tip deformation, the load interaction in different conditions was investigated. The experiments under constant load and constant D K control were conducted to study the effect of small loads with different amplitudes and different stress ratios, and the influences of corrosion factors on it were discussed. Due to crack closure, the increment of crack growth rate due to by the small loads superposed on the bottom of the major cycle was less than that due to the small loads superposed on the top of the major cycle with the same amplitude. In air, if the irreversible plastic strain caused by small loads was close to zero, it had little influence on crack growth rate. The plastic deformation ahead of the crack tip is a measure of damage, and is a reliable criterion for omission of small load cycles in predicting the fatigue life of materials. The corrosion factors, such as anodic dissolution and hydrogen embrittlements had significant influences on the role of small loads. For the small loads superposed on the bottom of the major cycle, corrosion factors increased their contribution to the crack growth rate. For the small loads superposed on the top of the major cycle, the situation was complex: when the amplitude of small loads was low, the increment of crack growth rate caused by small loads in corrosion conditions was more significant than that in air, when the amplitude of small loads was high, the result was reverse. The mechanisms of damage due to small loads in corrosion fatigue process were discussed in the light of the regularity of crack tip deformation and the mechanisms of anodic dissolution and hydrogen embrittlement.

Single peak overload retardation in fatigue crack growth and the variation of crack tip deformation after the application of an overload were studied under constant baseline D K condition. The influences of overload ratio, anodic dissolution and hydrogen embrittlement on overload retardation were also investigated. The retardation behaviour was controlled by various factors, such as plasticity-induced crack closure, residual compressive stress, hardening of the crack tip material etc. In different crack growth stage, the role of each factor was different, some of them even being capable of transforming into the other. In air or under a catholic potential, delayed retardation occurred after the application of a single peak overload, and crack growth consisted of three stages: crack extension due to overload, decelerating in crack growth and resumption of crack growth rate. Immediate retardation occurred in anodic dissolution conditions. Anodic dissolution and hydrogen embrittlement could reduce the plasticity-induced crack closure, and accelerate the relief of strain hardening caused by overload, thus, the retardation following a peak overload was reduced by these corrosion factors.

Single overload retardation is a result of the interaction between overload and constant amplitude loads. Periodic overloading induced retardation is considered as a result not only of the interaction between overload and constant amplitude loads, but also of the interaction between overloads. Periodic overload represents the simplest spectrum of load interaction. The effect of overload occurrence ratio on periodic overload retardation was examined, and the influences of different corrosion factors on periodic overload retardation were also studied.

The observation of fracture surface showed that, in air the cracking was mainly caused by plastic striation. Under anodic dissolution and hydrogen embrittlement conditions, the main fracture morphology with brittle characteristics was found, such as cleavage and intergranular cracking. Because corrosive condition coupled with hydrogen embrittlement was more severe than natural corrosion condition, and because the mechanism of hydrogen embrittlement was different from anodic dissolution, the extent of embrittlement of fracture surface (described by the embrittlement factor) was different. A method for determining the embrittlement factor was proposed on the basis of SEM observation. The study of the corrosion fatigue fracture surfaces in various amplitude loading conditions also proved that, in our experimental conditions, cracks grew in the manner of "continuous propagation" rather than the manner of "short crack

connection".疲劳裂纹预测的灰方法

Grey method of engineering prediction on fatigue crack growth

疲劳

隋育松

href="../../Keyword/_6037.xml">疲劳裂纹扩展的灰

色模型,并应用此模型预测了某不锈钢构件腐蚀

href="../../Keyword/_6037.xml">疲劳裂纹的扩展,

得到了较高精度的预测结果,为

href="../../Keyword/_6037.xml">疲劳裂纹预测提供了一种简易而可靠的新途径.]]>

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表面裂纹的三维模拟及应力强度因子计算

发表时间：2007-2-28 大连理工大学船舶工程系王永伟林哲来源：e-works

考虑到裂纹前缘处的应力奇异性，在利用有限元方法计算平板表面裂纹的应力强度因子时，裂纹前缘采用三维四分之一分点20节点等参退化奇异单元。文中研究了裂纹前缘采用奇异单元的边长L与裂纹深度a之比L/a、围绕奇异单元层数R以及裂纹前缘每层单元划分的份数m(网格疏密)对计算结果的影响，并用无因次化的形状系数Y表示应力强度因子，分析结果与Newman-Raju公式计算结果基本相近。

1 引言

计算含有表面裂纹的平板以

及构件的应力强度因子的方法有

很多，如有限元法、边界元法、

解析法、权函数法、切片合成法

和线弹簧法等。应力强度因子手

册中收编了许多种典型裂纹体模

型应力强度因子的解。但对于结

构或裂纹形状复杂和受复杂载荷

作用的结构件,很多情况下应力强度因子的解难以从现有手册查到。有限元方法不受裂纹体几何及载荷形式的限制，因而，在断裂力学中得到广泛的应用，其中以Newman-Raju[1]和X.B.Lin、R.A.Smith[2]研究内容和结果具有代表性。

用有限元法研究裂纹体应力强度因子，目前最大的困难仍然是裂纹体有限元网格模型的建立。划分网格是建立有限元模型的一个重要环节，所划分的网格形式对计算精度和计算规模将产生直接影响。为建立正确、合理的有限元模型，本文对裂纹体网格的剖分做了研究，并利用ANSYS软件建立了含表面裂纹的平板模型。在该模型的基础上，通过对裂纹前缘奇异单元的边长L与裂纹深度a之比L/a、围绕奇异单元的单元层数R以及裂纹前缘每层单元划分的份数m(网格的疏密)的处理，详细讨论了有限元网格的划分对裂尖应力强度因子计算结果的影响。

2 计算模型

2.1裂纹几何形状的基本假设

(1) 裂纹相对结构对称面是对称的，分析时只需取构件的四分之一来计算；

(2) 裂纹的扩展方向沿裂纹线的法线方向；

(3) 裂纹面的形状呈半椭圆状,深度为a，长度为2c。

2.2 应力场强度因子的计算方法

图2.1 裂纹尖端附近的网络构造

裂纹前缘的应力场存在一个数学上无限大的奇异点，一般多项式有限元很难模拟，除非在裂纹前缘附近用很小很密的单元。而且有时可能行不通，当计算机资源受到限制时效率很差。为了模拟裂纹前缘应力和位移的特性，70年代中期，亨舍尔(Henshell)、邵(Shaw,1975)和巴索姆(Barsoum,1977)各自独立地构造了一种裂纹前缘单元(也称奇异单元)，提出了一个简便地反映缝端应力奇异性的方法，如图2.1所示。把1-7-8-12-19-20-13-9平面退化成一条直线

1-19-13，并把2、6、14、18等4个边中点移至1/4边长处, 在角点附近即出现日r1/2级的应力奇异性，就得到三维退化奇异等参单元。

Barsoum证明了在裂纹表面1/4处的应力强度因子可用下列公式估计：

其中r(1/4)是相对裂纹前缘的1/4节点位移，如图2.1；E为弹性模量；v为泊松比。

2.3有限元模型生成

本文中裂纹前缘采用四分之一20节点等参退化奇异单元，用四分之一节点来代替裂纹尖端节点，以适应该处的应力奇异。为比较裂纹前缘的应力强度因子计算精度，研究了裂纹前缘奇异单元的边长L与裂纹深度a之比L/a和围绕奇异单元层数R以及裂纹前缘每层单元划分的份数m对计算结果的影响。有限元模型生成过程如下：

(1) 将模型分成两部分：裂纹体模型和非裂纹体模型，其中裂纹体模型通过体旋转生成椭圆部分,可以自动生成R为1到9围绕奇异单元层数,而非裂纹体模型单元划分得较大些，以减少计算工作量；

(2) 将裂纹前缘单元退化成由solid95蜕变而成的奇异单元，图2.1所示。

(3) L/a的选择问题，文献[3]建议L与裂纹深度a之间的比值(L/a)应该小于0.1，文献[4]建议该比值应该介于0.05和0.15之间，有限元分析软件ANSYS的技术文件则建议L/a小于1/8。本文将取L/a＝0.02、0.04、0.06、0.08、0.1、0.12对该问题作进一步研究，以使L/a的确定更为明确。

(4) 关于围绕奇异单元的单元层数R，文献[3-7]都采用了2层以上的网格，本文将对该问题作进一步研究，取R=1到9层,以使围绕奇异单元层数的确定更为明确。如图2.2

(5)裂纹前缘每层单元划分的份数m(网格疏密)，较多的有限元模型采用m＝4，本文将对该问题作进一步研究，取m=4和8，以使m的确定更为明确。如图2.2

图2.2 裂纹体的有限元网格模型

3. L/a、R和m对应力强度因子计算结果的影响

形状系数Y考虑了边界或其它裂纹离该裂纹远近程度的影响，裂纹的走向以及形状等因

素的效应，对不同情况的应力强度因子的确定，归结为对Y的确定。而且Y是无因次的,应

用方便,也便于与其它结果比较.其中

以含半椭圆表面裂纹的平板为例研究其在拉伸载荷形式下不同的L/a、R和m值对表面裂纹形状系数计算结果的影响，并与Newman-Raju公式[1]计算结果作对比。

当a/c=0.4、a/t=0.2时，同一拉伸载荷作用下计算结果对比

图3.1同一拉伸载荷作用下形状系数计算结果对比(a/c=0.4、a/t=0.2)

当a/c=0.4、a/t=0.4时,同一拉伸载荷作用下计算结果对比

图3.2同一拉伸载荷作用下形状系数计算结果对比(a/c=0.4、a/t=0.4) 当a/c=0.4、a/t=0.6时,同一拉伸载荷作用下计算结果对比

图3.3同一拉伸载荷作用下形状系数计算结果对比(a/c=0.4、a/t=0.6)

从图3.1、3.2和3.3中可以看出在a/c=0.4保持不变、a/t逐渐增加的情况下,形状系数逐渐增大。比较L/a、R和m三个参数，其中L/a对形状系数的影响最为显著，而R在小于3时对形状系数的影响较为显著。

(1) 当m=4时

围绕奇异单元层数R的增加，使形状系数逐渐减小，并且随着L/a的减小有趋于一致的趋势，但当L/a=0.12时与其它L/a的结果相差较大。所以，为保证有限元模型的计算精度，L/a的取值应小于0.1。

当R＜3时，由图3.1、3.2和3.3可以看出只有L/a(为0.02)较小时，计算结果才与Newman-Raju公式计算的结果比较接近；但是，当裂纹前缘单元尺度取得太小时，与之紧相

邻的普通单元中的位移和面力仍将分别具有和的渐进行为，而普通的中节点单元描述不了这种渐进行为。

当R＞2时，图3.1、3.2和3.3计算结果与Newman-Raju公式计算结果比较相对误差在0.5%~7.2%.，其中R=3(或=4)时，图3.1、3.2和3.3计算结果与Newman-Raju公式计算结果比较相对误差在0.5%~5%。

(2) 当m=8时

各参数之间与m=4有相同的变化趋势。但从图中可以看出，m=8的计算结果比m=4的结果更接近于Newman-Raju公式计算结果，当R＞2时，图3.1、3.2和3.3计算结果与Newman-Raju公式计算结果比较相对误差在2.3 %以内。

按照本文的有限元模型生成方法，研究了L/a、R和m值对表面裂纹形状系数计算结果的影响。结果表明随着L/a的逐渐变小，形状系数计算结果逐渐增大。这意味着随着L/a

的不断减小，一方面计算资源耗费加大，另一方面也导致求得的形状系数较真实值偏大。因

此，从经济性、安全性和工程精度要求出发，同时参考其它文献和本文计算结果，本文作出如下建议：L/a值在0.04~0.08之间，R=3(或=4)，m=8即可。

4 小结

本文描述了一种基于有限单元法计算表面裂纹应力强度因子的方法，建议了一种裂纹前缘网格形式，提供了一种通过体旋转能方便创造包含裂纹体三维网格的思路。

(1) 按照本文方法建立含裂纹平板结构有限元模型，其形状系数求解结果和公认的Newman-Raj u公式计算结果相对误差在工程精度范围内。这表明本文网格技术的正确性。

(2) 裂纹前缘奇异单元取得(如L/a=0.02时)太小时，计算误差将变得较大

(3) 虽然Newman-Raju公式计算方法能提供具有较好精度的表面裂纹应力强度因子的估算结果，但只能用于规则平板、中心裂纹的情况。使用本文提供的全三维有限元分析方法对平板表面裂纹的形状因子进行分析不但准确，而且使用可行，可以建立各类含表面裂纹的复杂结构模型。这就为用有限元分析表面裂纹应力强度因子在工程中的直接应用，提供了更大的方便。

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疲劳裂纹扩展.

第五章疲劳裂纹扩展 §5.1 概述 前面介绍的内容为静载荷作用下的断裂准则。构件在交变应力作用下产生的破坏为疲劳破坏，疲劳破坏的应力远比静载应力低。 一、疲劳破坏的过程 1）裂纹成核阶段 交变应力→滑移→金属的挤出和挤入→形成微裂纹的核（一般出现于零件表面）。 2）微观裂纹扩展阶段 微裂纹沿滑移面扩展，这个面是与正应力轴成45°的剪应力作用面，是许 沿滑移带的裂纹，此阶段裂纹的扩展速率是缓慢的，一般为10-5mm每循环,裂纹尺寸＜0.05mm。 3）宏观裂纹扩展阶段 裂纹扩展方向与拉应力垂直，为单一裂纹扩展，裂纹尺寸从0.05mm扩展至临a，扩展速率为10-3mm每循环。 界尺寸 c 4）断裂阶段 a时，产生失稳而很快断裂。 当裂纹扩展至临界尺寸 c 工程上一般规定：①0.1mm～0.2mm裂纹为宏观裂纹；②0.2mm～0.5mm，深 0.15mm表面裂纹为宏观裂纹。 N）宏观裂纹扩展阶段对应的循环因数——裂纹扩展寿命。（ p N） 以前阶段对应的循环因数——裂纹形成寿命。（ i 二、高周疲劳和低周疲劳 高周疲劳：当构件所受的应力较低，疲劳裂纹在弹性区内扩展，裂纹的疲劳寿命较长。（应力疲劳） 低周疲劳：当构件所受的局部应力已超过屈服极限，形成较大的塑性区，裂纹在塑性区中扩展，裂纹的疲劳寿命较小。（应变疲劳） 工程中一般规定N ≤105为低周疲劳。 f 三、构件的疲劳设计

1、总寿命法 测定S－N曲线（S为交变应力，N为应力循环周次）。 经典的疲劳设计方法是循环应力范围（S－N）曲线法或塑性总应变法来描述导致疲劳破坏的总寿命。 在这些方法中通过控制应力幅或应变幅来获得初始无裂纹的实验室试样产生疲劳破坏所需的应力循环数和应变循环数。 N=N i +N p (N i 萌生寿命，N p 扩展寿命) 2、损伤容限法（疲劳设计的断裂力学方法） 容许构件在使用期内出现裂纹，但必须具有足够的裂纹亚临界扩展寿命，以保证在使用期内裂纹不会失稳扩展而导致构件破坏。 疲劳寿命定义为从某一裂纹尺寸扩展至临界尺寸的裂纹循环数。

材料疲劳裂纹扩展设计研究综述

材料疲劳裂纹扩展研究综述 摘要:疲劳裂纹扩展行为是现代材料研究中重要的内容之一。论述了组织结构、环境温度、腐蚀条件以及载荷应力比、频率变化对材料疲劳裂纹扩展行为的影响。总结出疲劳裂纹扩展研究的常用方法和理论模型，并讨论了“塑性钝化模型”和“裂纹闭合效应”与实际观察结果存在的矛盾温度、载荷频率和应力比是影响材料疲劳裂纹扩展行为的主要因素。发展相关理论和方法，正确认识影响机理，科学预测疲劳裂纹扩展行为一直是人们追求的目标。指出了常用理论的不足，对新的研究方法进行了论述。 关键词: 温度; 载荷频率; 应力比; 理论; 方法; 疲劳裂纹扩展 1 前言 19世纪40年代随着断裂力学的兴起，人们对于材料疲劳寿命的研究重点逐渐由不考虑裂纹的传统疲劳转向了主要考察裂纹扩展的断裂疲劳。尽量准确地估算构件的剩余疲劳寿命是人们研究材料疲劳扩展行为的一个重要目的。然而，材料的疲劳裂纹扩展研究涉及了力学、材料、机械设计与加工工艺等诸多学科，材料、载荷条件、使用环境等诸多因素都对疲劳破坏有着显著的影响，这给研究工作带来了极大困难。正因为此，虽然对于疲劳的研究取得了大量有意义的研究成果，但仍有很多问题存在着争议，很多学者还在不断的研究和探讨，力求得到更加准确的解决疲劳裂纹扩展问题的方法和理论。 经过几十年的发展，人们已经认识到断裂力学是研究结构和构件疲劳裂纹扩展有力而现实的工具。现代断裂力学理论的成就和工程实际的迫切需要，促进了疲劳断裂研究的迅速发展。如Rice的疲劳裂纹扩展力学分析(1967年) ，Elber的裂纹闭合理论(1971年) ，Wheeler 等的超载迟滞模

型(1970年) ，Hudak等关于裂纹扩展速率标准的测试方法，Sadananda和Vasudevan ( 1998年)的两参数理论等都取得了一定成果。本文将对其研究中存在问题、常用方法和理论模型、以及温度、载荷频率和应力比对疲劳裂纹扩展影响的研究成果和新近发展起来的相关理论进行介绍。 2 疲劳裂纹扩展研究现存问题 如今，人们在分析材料裂纹扩展问题时最常用到的是“塑性钝化模型”和裂纹尖端因“反向塑性区”等原因导致的“裂纹闭合效应”理论。而它们是否正确，却一直在人们的验证和争论之中。 根据现有的研究结果，有学者提出，若按照“塑性钝化模型”理论，强度高的材料应具有较低的裂纹扩展速率，但实验结果却不能证实这一预测。另外，该“模型”认为的“裂纹尖端的钝化是在拉应力达到最大值时完成的”这一观点在理论上不妥，也与实测结果不符。观察结果表明，裂纹尖端钝化是一个渐进的过程，钝化半径与外载荷大小成正比。 而疲劳裂纹在扩展过程中的“裂纹闭合效应”在什么情况下存在，能否对材料的裂纹扩展速率产生重要影响，考虑“裂纹闭合”的实验室数据能否用于工程中等问题也一直在人们的争论之中。由于“裂纹闭合效应”理论推出的结论是:“对载荷比的依赖性不是材料的内在行为，而是源于裂纹表面提前闭合后应力强度因子幅(△K) 的变化”，所以早在1984年S.Suresh等人就指出[1]，“裂纹闭合”不是一个力学参数，它受构件形状、载荷、环境和裂纹长度等因素的影响。因此，除非在实际使用过程中测量构件的裂纹闭合情况，否则在实验室里做出来的试验结果不能用来预测构件中的裂纹扩展速率。1970年，Ritchie研究钢中裂纹扩展的近门槛值时发现:在真空环境下，应力比R对门槛值几乎没有影响，首度质疑了裂纹闭合的存在性和所起的作用。在前人研究的基础上，美国海军实验室的

疲劳裂纹扩展

疲劳裂纹扩展

不锈钢304L的疲劳裂纹扩展模拟 Feifei Fan, Sergiy Kalnaus, Yanyao Jiang （美国内华达大学机械工程学院） 摘要：一个基于最近发展的疲劳方法的实验用来预测不锈钢304L的裂纹扩展。这种疲劳方法包括两个步骤：（1）材料的弹塑性有限元分析；（2）多轴疲劳标准在基于有限元分析的可输出的拉伸实验的裂纹萌生与扩展预测中的应用。这种有限元分析具有这样的特点：能够实现在先进循环塑性理论下扑捉材料在常幅加载条件下重要的循环塑性行为。这种疲劳方法是基于这样的理论:当累计疲劳损伤达到一个特定值时材料发生局部失效，而且这种理论同样适用于裂纹的萌生与扩展。所以，一组材料特性参数同时用来做裂纹的萌生与扩展预测，而所有的材料特性参数都是由平滑试样试验产生。这种疲劳方法适用于I型紧凑试样在不同应力比和两步高低加载顺序下等幅加载的裂纹扩展。结果显示，这种疲劳方法能够合理的模拟在试验上观察到的裂纹扩展行为，包括刻痕影响、应力比的影响和加载顺序的影响。另外，这种还方法能够模拟从刻痕到早期的裂纹扩展和疲劳全寿命，而且预测的结果和试验观察的结果吻合得很好。 关键词：累计损伤；疲劳裂纹扩展；疲劳标准 1 .简介 工程承压设备经常承受到循环加载，一般说来，疲劳过程有三个阶段组成：裂纹萌生和早期裂纹扩展、稳定裂纹扩展和最后的疲劳断裂。裂纹扩展速率dN da/通常被表示为重对数图尺在应力强度因素范围上的一个功能。在常幅加载下，不同应力比时稳定的裂纹扩展结果通常服从Paris公式和其修正公式。常幅疲劳加载下不同材料的行为不同。有些材料表现为应力比的影响：在相同应力比时，裂纹扩展速率曲线一致，但是，应力比增大时，裂纹扩展速率也增大。而其他金属材料没有表现出任何应力比的影响，而且在恒幅加载其裂纹扩展速率曲线在重对数图纸上重合。 在变幅加载条件下疲劳裂纹扩展行为作为另一个课题已经研究了若干年了。过载和变幅加载的应用对疲劳裂纹扩展研究产生了重大的影响。对于大多数金属材料而言，上述加载方法的应用导致疲劳裂纹扩展速率减慢。基于线弹性断裂力学的理论，这种过渡行为经常使用应力强度因子和通过引入在稳定裂纹扩展状态下的Paris公式的修

用现有疲劳试验数据确定疲劳裂纹扩展率

用现有疲劳试验数据确定疲劳裂纹扩展率 收录：《中国造船》 - 2003年,03期 作者：周驰 关键词：船舶 疲劳寿命的预报在船舶与海洋工程领域中相当重要,但其关键问题是要找到一种较科学的疲劳寿命预报方法.最近,本文第二作者提出了一种海洋结构物疲劳寿 命预报的统一方法.该方法是基于疲劳裂纹扩展理论而发展起来的,在其九个参 数模型的假设之下,能够较好地解释一些其它方法所不能解释的现象.采用该方 法的主要障碍在于需要确定疲劳裂纹扩展率.作者通过对不同的疲劳裂纹扩展率的比较研究,并推广McFvily模型后,提出了一个具有较宽适用范围的九个参数 疲劳裂纹扩展率模型(从门槛域一直到不稳定断裂域).本文的主要目的是解决如何根据一些现有的疲劳试验数据来确定这九个模型参数的问题.文中给出了通过实验数据确定裂纹扩展率模型中各个参数的方法,并进行了模型参数的灵敏度分析.通过对文献中一些试验数据的收集,给出了几种常用金属材料的裂纹扩展率 模型参数. Determination of Fatigue Crack Growth Rate Using Existing Data 正在加载... 确定疲劳裂纹扩展理论门槛值的方法 Methods of Determination of Fatigue Crack Growth Theoretical Threshold 疲劳裂纹扩展 疲劳裂纹扩展理论门槛值ΔKthT的方法,特别对利用疲劳裂纹扩展速率表达式、根据da/dN～ΔK试验数据外推确定ΔKthT的三种方法作了较为详细的介绍,并用四套试验数据进行评估,结果显示,如果所采用的表达式能够正确反映近

金属材料疲劳裂纹扩展速率实验

一. 《金属材料疲劳裂纹扩展速率实验》 实验指导书 飞机结构强度实验室 2007年3月

金属材料疲劳裂纹扩展速率实验 1 试验目的 1．了解疲劳裂纹扩展试验的基本原理 2．掌握金属材料疲劳裂纹扩展速率试验测定方法 3．掌握疲劳裂纹扩展试验测定装置的使用方法 4．掌握疲劳裂纹扩展数据处理方法 2 基本原理 结构在交变载荷的作用下，其使用寿命分为裂纹形成寿命和裂纹扩展寿命两部分。裂纹形成寿命为由微观缺陷发展到宏观可检裂纹所对应的寿命，裂纹扩展寿命则是由宏观可检裂纹扩展到临界裂纹而发生破坏这段区间的寿命，裂纹扩展由断裂力学方法确定。 2.1疲劳裂纹扩展速率 裂纹扩展速率dN da ，即交变载荷每循环一次所对应的裂纹扩展量，在疲劳裂纹扩展过程中，dN da 不断变化，每一瞬时的dN da 即为裂纹长度a 随交变载荷循环数N 变化的N a -曲线在该点的斜率。裂纹扩展速率dN da 受裂纹前缘的交变应力场的控制，主要是裂纹尖端的交变应力强度因子的范围K ?和交变载荷的应力比R 。线弹性断裂力学认为，在应力比不变的交变载荷的作用下，dN da 随K ?的变化关系在双对数坐标系上呈图1所示的形状。 Ⅰ Ⅱ Ⅲ log (?K ) ?K c ?K th log(d a /d N ) 图1 d d a N K -?曲线形状 K dN da ?-曲线分成三个阶段：低速扩展段I 、稳定扩展段II 和快速扩展段III ，阶段I 存在的垂直渐进线th K K ?=?称为裂纹扩展门槛值，当th K K ?

钢轨踏面疲劳裂纹扩展行为分析_王建西

第26卷第2期 华 东 交 通 大 学 学 报V o.l 26 N o .2 2009年4月Journa l o f East Ch i na Jiao tong U ni v ers it y A pr .,2009收稿日期:2009-01-13 基金项目:教育部博士点基金新教师项目资助课题(200802471003)作者简介:王建西(1979-),男,河南许昌人,博士研究生。 文章编号:1005-0523(2009)02-0001-07 钢轨踏面疲劳裂纹扩展行为分析 王建西,许玉德,曹 亮 (同济大学道路与交通工程教育部重点实验室,上海201804) 摘要:根据试验观察的裂纹尖端特征,建立了钝形疲劳裂纹模型,以裂纹尖端位移为断裂参量,分析了U 75V 钢弹塑性情况下踏面疲劳裂纹扩展特性。结果显示:踏面疲劳裂纹尖端有较大的塑性区,应采用弹塑性断裂力学理论分析踏面疲劳裂纹的扩展行为;裂纹尖端滑动位移受轮轨力、轮轨摩擦系数和裂纹面摩擦系数影响,其中裂纹面摩擦系数对裂纹尖端滑动位移影响最大。裂纹尖端张开位移主要受轮轨力和轮轨摩擦系数影响。利用塑性复合系数分析踏面疲劳裂纹扩展特性,认为踏面疲劳裂纹主要以?/ò复合型扩展方式扩展。 关 键 词:钢轨;弹塑性;钝形裂纹;裂纹尖端位移;复合裂纹 中图分类号:U 213.42 文献标识码:A 随着列车提速和重载列车的开行,钢轨轨面伤损成增加趋势 [1、2]。在钢轨轨面伤损中,钢轨踏面疲劳裂纹是其中一种重要的伤损形式。钢轨踏面疲劳裂纹的产生不仅影响行车品质,甚至可能导致断轨,危及行车安全 [3]。为了分析疲劳裂纹的扩展行为,很多学者进行了深入的研究。R ingsber g JW 等利用有限元[4、5],M akoto AKAMA 等利用边界元[6]采用线弹性断裂力学对疲劳裂纹的扩展行为进行了分析;李晓宇 等分析了轮轨接触位置对应力强度因子的影响[7]。这些研究中大都是分析了弹性状态下疲劳裂纹扩展 特性,但试验研究发现裂纹尖端存在明显的塑性变形,裂纹尖端钝化 [8、9]。本文建立了考虑材料弹塑性特点的钝形踏面疲劳裂纹模型,对踏面疲劳裂纹扩展特性进行了分析。这将为建立疲劳裂纹扩展速率模型 提供依据,为制定预防疲劳裂纹的措施提供理论指导。1 踏面疲劳裂纹模型 踏面裂纹是轮轨反复作用的结果,而随着轮轨反复接触,轮轨产生磨耗,轮轨接触表面不断发生变化,轨顶圆弧会被磨成平面形状,这样可以把轮轨接触看作是一圆柱体作用在平面上,因此,假设轮轨接触是一种平稳接触,建立二维滚动接触模型来分析疲劳裂纹扩展特性。文献[10]认为轮轨在轨顶接触时赫兹接触应力与采用弹塑性有限元计算的接触应力差异不大,因此,以移动荷载模拟车轮的滚动;轮轨接触应力为二维赫兹分布[11]: p (x )=P 01-x -e b 2(1)

疲劳裂纹扩展实验准备

疲劳裂纹扩展和热解碳复合材料的断裂 热解碳在人工心脏瓣膜上的成功应用已经有了很长一段时间的历史了。稳定疲劳裂纹扩展的证实使人们对于了解什么情况下会发生稳定疲劳裂纹扩展现象产生了浓厚的兴趣。在人工心瓣的许多应用中，制作材料都是采用的以石墨为核心，以热解碳为两侧表面的三层复合形式。这篇文章描述的实验就是针对研究石墨、整体热解碳和这种三层结构的石墨与热解炭的复合体进行的。 实验的主要目的是遵循ASTM标准E647的实验步骤来确定疲劳裂纹扩展率。此外，在疲劳测试完成之后，也可以通过相同的试样来确定平面应变断裂韧性K IC。其测试的步骤遵循ASTM标准E399. 试验样品 实验样品是一种对ASTM标准E399的圆盘紧凑拉伸样品DC（T）进行了改进的试样。这种样品与标准样品的稍微不同在于它没有被削平的部分也就是说没有尺寸c，形状上是一个完整的圆形。其公称直径为25.4mm，并且带着一个机械加工出来的4.8mm的裂纹，这个机械裂纹宽度为0.2mm，其尖端圆角半径为0.1mm。（样品的边缘是否可以有涂层，对结果会有什么影响？） 其中有一组复合试样，（这里所说的一组是复合样品的哪一组，还是所有的复合样品都是这种形式？）其试样中间有一个直径为3.2mm的孔，所以其机

械裂纹的长度名义上就变为8.0mm。这个机械加工缺口越过中间孔向试样背面延伸了大约0.5mm。（这里有孔样品与没有孔的样品在实验过程和结果上有区别没有？） 因为使用的试验样品和ASTM标准的E399DC(T)样品稍有不同，所以这里把K1值作为裂纹尺寸的函数，并采用有限元分析去确定K1值。（应力强度因子K1值与△K如何确定，可以直接读出还是需要自己计算？）结果显示，对于E399样品的描述同样适用于现在这种试验样品，并且误差在2%范围之内。这样的话，所有的计算过程都可以依据E399DC(T)样品的步骤来进行。 许多的实验圆片都是用中间是石墨、外围涂层是热解碳的三层复合材料制成。因为两种材料的弹性模量不同，所以在每一层上，给定的裂纹长度所对应的应力强度因子也不尽相同。在这篇文章中，假设所有的圆盘都具有一致的弹性模量，根据E399计算出了所有的应力强度因子的数据。 实验材料 石墨的样品是由半导体石墨股份有限公司利用石墨块切削加工制成的。根据钨的含量分为两个等级，AXF-5Q（含钨0%）和AXF-5Q10W（含钨10%）。（这里石墨样品的厚度为多少？） 单片热解碳样品是这样制成的：先在石墨圆盘两侧表面上涂覆0.69mm厚

金属材料 疲劳试验 疲劳裂纹扩展方法(标准状态：现行)

I C S77.040.10 H22 中华人民共和国国家标准 G B/T6398 2017 代替G B/T6398 2000 金属材料疲劳试验疲劳裂纹扩展方法M e t a l l i cm a t e r i a l s F a t i g u e t e s t i n g F a t i g u e c r a c k g r o w t hm e t h o d (I S O12108:2012,MO D) 2017-07-12发布2018-04-01实施中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局

目 次 前言Ⅲ 1 范围1 2 规范性引用文件1 3 术语和定义1 4 符号和缩写3 5 试样5 6 试验设备13 7 试验步骤1 8 8 裂纹长度测量21 9 计算22 10 试验报告23 附录A (资料性附录) 裂纹长度的非目测法测量 电位法28 附录B (资料性附录) 裂纹长度的非目测法测量 柔度法30 附录C (资料性附录) 含水介质中疲劳裂纹扩展测定的特殊要求36 附录D (资料性附录) 疲劳小裂纹扩展测定方法40 附录E (资料性附录) 疲劳裂纹张开力的测定方法44 参考文献48

前言 本标准按照G B/T1.1 2009给出的规则起草三 本标准代替G B/T6398 2000‘金属材料疲劳裂纹扩展速率试验方法“,与G B/T6398 2000相比主要技术变化如下: 修改了标准的适用范围(见第1章); 修改了规范性引用文件(见第2章); 修改了符号二定义,将其分为术语和定义二符号和说明两章(见第3章二第4章,2000版第3章); 修改了试样类型(见第5章,2000版第4章); 修改了试验设备要求(见第6章,2000版第5章); 修改了试验程序要求,本标准用第7章试验步骤和第8章裂纹长度测量来阐述对试验过程的要求; 修改了试验结果的处理和计算的要求(见第9章,2000版第7章二第8章); 删除了有效性试验数据的判据;删除了对高应变硬化材料的有效性试验数据的判据要求;删除了应力强度因子计算部分的内容; 删除原标准附录A内容;将原标准附录D作为本标准附录A(资料性附录);将原标准附录E 作为本标准附录D(资料性附录);将原标准附录F作为本标准附录E(资料性附录);增加本标 准附录C(资料性附录)含水介质中疲劳裂纹扩展速率测试的试验程序的要求三 本标准使用重新起草法修改采用I S O12108:2012‘金属材料疲劳试验疲劳裂纹扩展方法“三主要结构与国际标准一致三本标准对I S O12108:2012在以下方面进行了修改和补充,并在正文中它们所涉及的条款的页边空白处用垂直单线标识: 关于规范性引用文件,本标准做了具有技术性差异的调整,以适应我国的技术条件,调整的情 况集中反映在第2章 规范性引用文件 中,具体调整如下: ?用修改采用国际标准的G B/T25917代替I S O4965.1(见6.1.1); ?增加引用了G B/T10623(见第3章); ?增加引用了G B/T16825.1(见6.1.3); ?增加引用了I S O23788(见6.1.2)三 增加预裂纹长度的术语及定义(见3.20); 纠正I S O12108:2012的错误,将I S O12108:2012中 ΔK t h定义为裂纹扩展速率等于10-8mm/c y c l e时对应的ΔK值 ,修改为 ΔK t h定义为裂纹扩展速率等于10-7mm/c y c l e时 对应的ΔK值 (见9.3); 为与新的国际标准I S O23788‘金属材料疲劳试验机同轴度校准“要求保持一致,修改了试验 机同轴度的要求(见6.1.2,I S O12108:20125.1.2); 按照I S O23788关于加载同轴度的计算公式,删除了国际标准弯曲应变的计算公式(见6.1.2, I S O12108:20125.4.5)三 本标准还做了下列编辑性修改: 将I S O12108:2012的第5章 试验设备 和第6章 试样 的前后顺序进行了调整; 增加资料性附录B:裂纹长度非目测法测量 柔度法; 增加资料性附录C:含水介质中疲劳裂纹扩展测定的特殊要求; 增加资料性附录D:疲劳小裂纹扩展测定方法;

疲劳裂纹扩展

不锈钢304L的疲劳裂纹扩展模拟 Feifei Fan, Sergiy Kalnaus, Yanyao Jiang （美达大学机械工程学院） 摘要：一个基于最近发展的疲劳方法的实验用来预测不锈钢304L的裂纹扩展。这种疲劳方法包括两个步骤：（1）材料的弹塑性有限元分析；（2）多轴疲劳标准在基于有限元分析的可输出的拉伸实验的裂纹萌生与扩展预测中的应用。这种有限元分析具有这样的特点：能够实现在先进循环塑性理论下扑捉材料在常幅加载条件下重要的循环塑性行为。这种疲劳方法是基于这样的理论:当累计疲劳损伤达到一个特定值时材料发生局部失效，而且这种理论同样适用于裂纹的萌生与扩展。所以，一组材料特性参数同时用来做裂纹的萌生与扩展预测，而所有的材料特性参数都是由平滑试样试验产生。这种疲劳方法适用于I型紧凑试样在不同应力比和两步高低加载顺序下等幅加载的裂纹扩展。结果显示，这种疲劳方法能够合理的模拟在试验上观察到的裂纹扩展行为，包括刻痕影响、应力比的影响和加载顺序的影响。另外，这种还方法能够模拟从刻痕到早期的裂纹扩展和疲劳全寿命，而且预测的结果和试验观察的结果吻合得很好。 关键词：累计损伤；疲劳裂纹扩展；疲劳标准 1 .简介 工程承压设备经常承受到循环加载，一般说来，疲劳过程有三个阶段组成：裂纹萌生和早期裂纹扩展、稳定裂纹扩展和最后的疲劳断裂。裂纹扩展速率dN da/通常被表示为重对数图尺在应力强度因素围上的一个功能。在常幅加载下，不同应力比时稳定的裂纹扩展结果通常服从Paris公式和其修正公式。常幅疲劳加载下不同材料的行为不同。有些材料表现为应力比的影响：在相同应力比时，裂纹扩展速率曲线一致，但是，应力比增大时，裂纹扩展速率也增大。而其他金属材料没有表现出任何应力比的影响，而且在恒幅加载其裂纹扩展速率曲线在重对数图纸上重合。 在变幅加载条件下疲劳裂纹扩展行为作为另一个课题已经研究了若干年了。过载和变幅加载的应用对疲劳裂纹扩展研究产生了重大的影响。对于大多数金属材料而言，上述加载方法的应用导致疲劳裂纹扩展速率减慢。基于线弹性断裂力学的理论，这种过渡行为经常使用应力强度因子和通过引入在稳定裂纹扩展状态下的

使用疲劳裂纹扩展数据的疲劳裂纹扩展的可靠性分析方法

巷第?期机械科学与技术年‘月ＭＥＣＨＡＮｌＣＡＬＳＣＩＥＮＣＥＡＮ【）ＴＥ（：ＨＮｏＩ，ｏＧＹＶｕＩ２２Ｎ｛）．３Ｍｃｉｖ２｛Ⅲ３ 张洪才文章编号：１００３—８７２８（２００３）０３—０３８４—０２ 使用疲劳裂纹扩展数据的疲劳裂纹扩展 的可靠性分析方法 张洪才，陈举华，黄克正 （山东大学机械工程学院．济南２５００６” 摘要：利用现有的疲劳裂纹扩展数据或疲劳裂纹扩展试验的木完全数据，对疲劳裂纹随机扩展的可靠性进行了研究。基于疲劳裂纹扩展的确定性模型．导出了疲劳裂纹扩展的随机公式。利用现有的疲劳裂纹扩展数据或疲劳裂纹扩展试验的不完全数据．对疲劳裂纹扩展随机公式中的随机变量的分布进行了估计，得到了其分布的数字特征，用Ｍｏｎｃｅｃａｒｌ【Ｊ方法得到丁疲劳裂纹扩展寿命的失效概率的点估计。实例分析表明了本ｔ方法的实用性和可行性。 关键词：疲劳裂纹扩展；随机扩展｝疲劳寿命；失效概率 中围分类号：０３４６．１；（）２１３．２文献标识码；Ａ ＡＭｅｔｈｏｄｆｏｒＥｓｔｊｍａｔｉ“ｇＦａｔｉｇｕｅｃｒａｃｋＧｒｏｗ仙ＲｅＪｉＨｂ肺ｙｕ５ｉｎｇＦａｔｉｇｕｅｃｒａｃｋＧｒｏｗ曲Ｄａ伯 ＺＨＡＮ（ｊＩ｛ｏ”ｇ—ｃａｉ．ＣＨＥＮＪｕ—ｈｕａ．ＨＵＡＮＧＫｅ—ｚｈｅ“ｇ （＆ｈ００ｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥ“ｇｉｎｅｅｒｉ“ｇ．Ｓｈａｎｄｏ“ｇＩＪｎ；哪ｓＩｔｙ?Ｊｊｎａｎ２５００６ｎ Ａｂｓｔｒ¨ｔ｛Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，ｔｈｃｒｔｌ蛆ｂｍ‘ｙ“ｆａｔｌｇｕｅｃｒａｃｋｓｔｏｃｈａｓ“。ｇｆｏｗｔｈｉｓｓｔｕｄｉｅｄｂｙｍａｋｉ“ｇｕｓｅｕｆｔｈ㈣ｌｓｔｌ“ｇｄａ ｔａｏｒｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｃｏｍｐｌｅｔｅｄａｔａｏｆｆａｔｉｇｕ㈨ａｃｋｇ。。ｗｔｈ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｄｅｔ㈣ｌｎｅｄｃｒａｃｋｇｒｏｗＩｈⅡＩｏｄｅ｛．｛ｌｓｔｏｃｈａｓｔｉｃｅｑｕａｔｌｏｎｉｓｄｅｄｕｃｅｄ．Ｔｈｅｄｉｓｔ“ｂｕｔｉｏｎｓｏｆｒａｎｄｏｍｖａｎａｂｌｅｓｉｎｔｈｅｓｔｏｃｈａｓｔｉｃｅｑｕａｔｉｏｎａｒｅｅｓｎｍａｔ叫ａｎｄ ｎｕＴｎｂｅｒｃｈａｒａｃｔｅＹｓａｒｅｏｂｔａｍ甜ｂｙｍａｂ“ｇｕ靴ｏｆｔｈｅｅＸｔｓｔｌ“ｇｄ８ｔａｏｒｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉ㈣ｐｌｅｔｅｄａｔａｏｆｆａｔｌｇｕ｝ｃｒａｃｋｇｒｏｗｔ｝１ＭｏｎｔｅＣａｒｌｏｍｅｔｈｎｄＩｓｕｓｅｄｔｏｅ８ｔｌｍａｔｅｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｐｒｏｂａｂ【ｌｉ‘ｙｏｆｆａｔ；ｇＩＪｅｃｒａｃｋｇｒｏｗｔ｝１ｌｉｆｅ．Ｔｈｅｅｘ ｈｍｐｌｅｓｈｏｗｓｔｈａｔｔ１１。ｐｒｏｐｏｓｅｄｐｒｕｃｅｄⅢｋｐｒａｃｔｉ阻ｌａｎｄｅｆｋｃ¨ｖｅ． Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｆａｔｌｇｕｅｃｒａｃｋ９１。ｗｔｈ｝Ｒａｎｄｏｍｐｒｏｐ８９ａｌｉｏ“；Ｆａｔｌｇｕｅ１１ｋ；Ｆａ“叭ｐｒ。ｂａ“【１ｔｙ 在工程结构，特别是航空结构等高性能结构的设计申．疲劳裂纹扩展是最受关注的问题之一。疲劳裂纹扩展受材料特眭、构件几何特性、载荷历程及环境条件等诸多因素控制．通常这些因素均具有随机性。因此，疲劳裂纹扩展行为常表现出较强的不确定性。即使是在控制良好的实验室条件下．承受完全相同的疲劳载荷，其裂纹扩展曲线的分散性 也很大。传统的确定性方法无法揭示疲劳裂纹扩展的统计规律．用隧机方法研究疲劳裂纹的扩展就显得非常重要。因此．考虑各种不确定嗣素影响的随机疲劳裂纹扩展的分析方法和疲劳可靠性评估受到人们的广泛重视．提出了许多随机裂纹扩展模型。文献［１］对近年来国外学者提出的主要疲劳裂纹扩展的臆机模型作了很好的论述。国内学者也提出了一些疲劳裂纹扩展的随机分析方法”州．但大多数随机模型均在一定假设下得出，模型参数不易得到，一般需专门试验确定．遗在一定程度上阻碍了随机模型的实际应用。众所阍知．疲劳试验是一项非常辛苦的工作．试件多、试验周期长、试验费用高。但通过十多年的研究，已经积累了许多材料的疲劳裂纹扩展数据，这些扩展数据包含裂纹扩展 收稿日期＝２（Ｊ眦（）６０９ 作者筒介：张洪一（１９６３）．男（汉），山东．酬教授．博士研究生Ｅ—ｍ日１１：ｈＤ“ｇｃａｌｚｈ＠ｓｄｕ．ｅｄｕ．ｃｎ的可靠性信息．利用这些扩展数据可对疲劳裂纹扩展进行可靠性分析。奉文利用现有的疲劳裂纹扩展数据或疲诗裂纹扩展试验的不完全数据．推导出裂纹扩展寿命的分布规律．对裂纹扩展的可靠性进行分析。可缩短产品的开发周期．具有实际的工程应用意义。 １失效撅事的可靠性模型 在疲劳裂纹扩展分析中．Ｐａｍ方程是应用最普遍的裂纹扩展模型，其具体表达形式为 ｄⅡ／ｄⅣ＝ｆ（△Ｋ）４（】）式中：ｄ４／ｄⅣ为裂纹扩展率，口为裂纹扩展长度，＾『为循环次数ｆｆ和ｍ为经验常数，”的取值一般为２～４；△Ｋ为应力强度因子范围。为便于分析，我耵ｊ使用Ｐａｒ．ｓ方程的一种特殊形式ｏｊ，即 出／ｄ＾ｒｚ（ｋ６（２）对上式进行积分．并设裂纹初始长度为“¨、初始帕环次数为ｏｔ可得到裂纹扩展的表达式．即 日＝日。［１—０（６—１）Ⅳｄ：。。］‘‘】（１） 对上式两边取对散，令ｙ—ｌｇｏ几。）．吼＝Ｑ，吼６—１，上式 变为 　万方数据

不同条件下300M钢的疲劳裂纹扩展行为

２０１７年６月第４１卷第６期一V o l ．４１N o ．６J u n ．２０１７ D O I :１０．１１９７３/j x g c c l ２０１７０６００５收稿日期:２０１６Ｇ０６Ｇ０７;修订日期:２０１７Ｇ０５Ｇ０４ 作者简介:盛伟(１９８３－) ,男,山东济南人,工程师,硕士不同条件下３００M 钢的疲劳裂纹扩展行为 盛伟,刘天琦,马少俊,陈天运 (中国航发北京航空材料研究院,北京１０００９５ )摘一要:对３００M 钢在空气和质量分数３．５％N a C l 水溶液中分别进行了疲劳裂纹扩展速率试 验,得到了其疲劳裂纹扩展速率Ｇ应力强度因子范围曲线,并分别利用P a r i s 公式和W a l k e r 公式对 曲线进行了拟合;分析了应力比二腐蚀环境二频率对疲劳裂纹扩展速率的影响.结果表明:３００M 钢的疲劳裂纹扩展速率随应力比的增加而增大;在相同应力比下,３００M 钢在N a C l 水溶液中的疲劳裂纹扩展速率在裂纹扩展前期比在空气中的快,在扩展后期则趋于一致;较低试验频率下３００M 钢在裂纹扩展前期的疲劳裂纹扩展速率比在较高频率下的快. 关键词:３００M 钢; 疲劳裂纹扩展;应力比;腐蚀疲劳中图分类号:T G １１５．５一一一文献标志码:A一一一文章编号:１０００Ｇ３７３８(２０１７)０６Ｇ００１７Ｇ０３ F a t i g u eC r a c kG r o w t hB e h a v i o r o f ３００MS t e e l u n d e rD i f f e r e n tC o n d i t i o n s S H E N G W e i ,L I UT i a n q i ,M AS h a o j u n ,C H E NT i a n y u n (A E C CB e i j i n g I n s t i t u t e o fA e r o n a u t i c a lM a t e r i a l s ,B e i j i n g １ ０００９５,C h i n a )A b s t r a c t :T h e f a t i g u e c r a c k g r o w t hr a t e t e s tw a sc o n d u c t e do n３００M s t e e l i na i ra t m o s p h e r ea n d３．５w t ％N a C l Ｇw a t e r s o l u t i o n ,a n d t h e f a t i g u e c r a c k g r o w t h r a t e Ｇs t r e s s i n t e n s i t y f a c t o r r a n g e c u r v e sw e r e o b t a i n e da n d f i t t e d u s i n g P a r i s a n d W a l k e r f o r m u l a s ,r e s p e c t i v e l y ．T h e e f f e c t s o f s t r e s s r a t i o ,c o r r o s i o ne n v i r o n m e n t a n d f r e q u e n c y o n t h e f a t i g u e c r a c k g r o w t hr a t ew e r ea n a l y z e d ．T h er e s u l t ss h o wt h a t t h ef a t i g u ec r a c k g r o w t hr a t eo f３００M s t e e l i n c r e a s e dw i t h t h e i n c r e a s i n g s t r e s sr a t i o ;a t t h es a m es t r e s sr a t i o ,t h ec r a c k g r o w t hr a t eo f ３００M s t e e l i n N a C l Ｇw a t e r s o l u t i o nw a sh i g h e r t h a n t h a t i na i r a t m o s p h e r e d u r i n g t h e e a r l y s t a g eo f c r a c k g r o w t h ,a n d t e n d e d t ob e t h e s a m e i n t h e l a t e r p r o p a g a t i o n s t a g e ;i n t h e e a r l y s t a g e o f c r a c k g r o w t h ,t h e c r a c k g r o w t hr a t eo f ３００Ms t e e l u n d e r r e l a t i v e l y l o wf r e q u e n c y w a sh i g h e r t h a n t h a t u n d e r r e l a t i v e l y h i g h f r e q u e n c y ．K e y w o r d s :３００Ms t e e l ;f a t i g u e c r a c k g r o w t h ;s t r e s s r a t i o ;c o r r o s i o n f a t i g u e ０一引一言 ３００M 钢是２０世纪６０年代由美国研发的一种 低合金超高强度钢,因具有良好的强度二塑性和抗疲 劳性能而成为当今飞机起落架的首选材料[ １ ].随着飞机结构损伤容限设计理念的发展,断裂韧性二疲劳裂纹扩展性能等也成为了评价飞机用材料性能的重要指标.文献[２Ｇ６]研究了３０C r M n S i N i ２A 二G C Ｇ４二 A e r M e t １００等超高强度钢的疲劳裂纹扩展行为, 讨论了应力比二加载频率二试验环境二材料组织等因素对这些超高强度钢疲劳裂纹扩展性能的影响;李瑞 鸿等[７]研究了喷丸强化对３００M 钢疲劳性能的影 响;张国栋等[８] 对３００M 钢焊接接头的疲劳断裂机 制进行了研究.但有关３００M 钢疲劳裂纹扩展行为的研究尚未见报道. ３００M 钢的疲劳裂纹扩展速率反映了该钢在标 准条件下的抗疲劳裂纹扩展能力,是确定零件服役寿命的重要指标.因此,作者在不同条件下对３００M 钢进行了疲劳裂纹扩展速率试验,分析了应力比二试验环境二频率等因素对中速(裂纹扩展速率d a /d N 在１０－５~１０－３mm 周次－１)扩展区疲劳裂纹扩展速率的影响,并用P a r i s 方程和W a l k e r 方程对中速扩展区曲线进行了拟合,为该钢的应用与评价提供数据参考. １一试样制备与试验方法 试验用材料为３００M 钢棒, 由抚顺特钢生产,规７ １万方数据