李一哲, 龚宝明
, 刘秀国, 王东坡, 邓彩艳
天津大学材料科学与工程学院天津市现代连接技术重点实验室 天津 300354
LI Yizhe, GONG Baoming, LIU Xiuguo, WANG Dongpo, DENG Caiyan
中图分类号: TG407
文章编号: 0412-1961(2018)12-1785-07
通讯作者:
收稿日期: 2018-04-2
网络出版日期: 2018-12-11
版权声明: 2018 《金属学报》编辑部 《金属学报》编辑部
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作者简介 李一哲,男,1992年生,博士生
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摘要
采用API X90管线钢,对不同厚度的单边缺口拉伸(SENT)试样进行断裂韧性实验,并结合全场应变测量技术和断口分析,研究SENT试样面外拘束(试样厚度)对裂纹尖端张开位移(CTOD)的影响。结果表明,在相同的载荷水平下,随着试样厚度的增加,最大纵向应变峰值急速下降,高纵向应变区域由裂纹尖端迁移至距裂纹面一定距离的未开裂侧,裂纹尖端的塑性变形能力降低。CTOD值对厚度变化很敏感,随着试样厚度的增加而降低。当试样厚度宽度比≥4时,临界CTOD值达到下平台并保持基本不变。因此,在管线工程设计中,可将试样厚度宽度比等于4作为SENT试样断裂韧性与试样厚度无关的一个参考试样尺寸。
关键词：
Abstract
The crack-tip stress and strain fields of single edge notch tension (SENT) specimen are similar to those of the full-scale pipe containing surface cracks under longitudinal tension and/or internal pressure. It is well known that material's fracture toughness is not constant, and the specimen size has a significant influence on fracture toughness. It is thus essential to consider the transferability from fracture specimens in laboratory testing to practical structures, i.e., size effects or constraint effects. However, the specimen dimensions for SENT specimens recommended by current design procedures have not validated the out-of-plane constraint effect on the fracture toughness. In this work, the effect of specimen thickness on the crack tip opening displacement (CTOD) of SENT specimen was investigated using an API X90 grade steel. Full-field deformation measurement by digital image correlation (DIC) technique and stretching zone width (SZW) examination were performed to analyze the size effects on fracture toughness. The results show that the critical crack initiation toughness is highly sensitive to specimen thickness, and decreases significantly as specimen thickness increases until the thickness-to-width ratio (B/W) equals to 4, beyond which the effect of specimen thickness becomes relatively weak. As the specimen thickness increases, the maximum longitudinal strain and stretching zone width decrease sharply, and the location of high-strain zones changes significantly; when B/W≥3, strain is initiated from the area opposite the cracked side rather than from the crack tip, indicating a strong loss of plasticity for thicker specimens. A dimension size is recommended for the fracture toughness testing to take the out-of-plane constraint into account for SENT specimen.
Keywords：
随着管线输送压力的不断提高,管道的服役条件日趋苛刻。面对严苛的服役环境,管线钢需要有足够的抵抗大变形的能力。为了确保大变形条件下结构完整性评估的准确性,“基于应变”的设计准则被提出并得到逐步完善[1]。研究[2,3,4,5]发现,相较于单边缺口弯曲试样(SENB)的高裂纹尖端拘束度,单边缺口拉伸试样(SENT)能够更好地再现管线实际服役条件下裂纹尖端的拘束情况,因而被广泛应用于管线钢的评估流程中。
断裂韧性是管道与压力容器等钢结构完整性评估的一项重要输入参量[6,7]。目前对于实际较大结构件的断裂韧性,多通过实验室条件下小尺寸试样的实验结果来预测。然而,材料的断裂韧性不是一个常数,而是随着结构的几何尺寸的变化而改变。随着工程结构尺寸和强度级别的增加,实验室尺度和实际尺度的差别越来越大。因此,实验室数据对实际结构的指导意义如何成为工程设计和安全性评价中面临的重大难题。
在延性断裂中,试样的尺寸效应通常由试样厚度和韧带长度的不同所引起的裂纹尖端拘束水平的差异来表征。相对于裂纹面的方向,拘束可被分为面内拘束与面外拘束2种形式。其中面内拘束受试样形式、裂纹深度和加载方式等的影响,而面外拘束主要与试样厚度(B)有关[8,9,10,11]。DNV-RP-F108和BSI 8571等标准推荐的SENT试样尺寸为B×B或B×1/2B的矩形试样[12,13]。相较于标准所推荐的试样尺寸,沿圆周方向的面外拘束对管道的断裂韧性有极大影响,需要在结构完整性评估中特别注意[14,15,16]。然而,目前SENT试样的面外拘束对断裂韧性的影响还没有被系统地论证研究。本工作通过断裂韧性实验和全场应变测量技术,系统研究试样厚度对SENT试样断裂韧性的影响,为管线工程设计中断裂韧性的选取方法提供参考。
实验所用材料为API X90管线钢,其化学成分(质量分数,%)为：C 0.06,Si 0.25,S 0.001,P 0.007,Mn 1.80,Nb 0.09,Cr 0.02,Ti 0.3,Fe余量。经实验测得所用API X90钢的平均下屈服强度为σy=640 MPa,抗拉强度为σb=792 MPa,拉伸曲线如图1所示。从外径1013 mm、壁厚31 mm管道沿管径向截取SENT试样。鉴于本工作研究重点为试样厚度对SENT试样断裂韧性的影响,因此选用母材试样进行实验,以减少由于焊缝组织不均匀造成的数据分散性。依据ASTM E1820[17]在室温下预制疲劳裂纹,制备6组相同初始裂纹长度、不同厚度的SENT试样,试样尺寸见表1。为了促进裂纹前缘的均匀扩展,引入根部圆角为0.5 mm的60°侧边槽[18],试样的净厚度为85%B,几何形状如图2所示。
图2 进行断裂韧性实验的SENT试样
Fig.2 The six size-scale clamped SENT specimens with side-groove
表1 X90管线钢单边缺口拉伸试样尺寸
Table 1 Dimensions for single edge notch tension (SENT) specimens of X90 steel
| Specimen | B / mm | BN / mm | W / mm | a/W | B/W | H / mm |
|---|---|---|---|---|---|---|
| SENT-0.5 | 9 | 7.65 | 18 | 0.4 | 0.5 | 10W=180 |
| SENT-1 | 18 | 15.3 | 18 | 0.4 | 1 | 10W=180 |
| SENT-2 | 36 | 30.6 | 18 | 0.4 | 2 | 10W=180 |
| SENT-3 | 54 | 45.9 | 18 | 0.4 | 3 | 10W=180 |
| SENT-4 | 72 | 61.2 | 18 | 0.4 | 4 | 10W=180 |
| SENT-6 | 108 | 91.8 | 18 | 0.4 | 6 | 10W=180 |
实验在室温下MTS E64伺服液压万能试验机上进行。SENT试样通过液压手柄夹持的方式加载,采用位移控制加载方式,加载和卸载的速率均为0.01 mm/s。为获得裂纹阻力扩展曲线,采用柔度卸载法,在固定的裂纹嘴张开位移(CMOD)间隔(0.15 mm)进行卸载-加载的循环。在每次卸载前,试验机应至少保持5 s的位移恒定来稳定载荷。为了获得足够大的裂纹扩展量,在柔度卸载实验中,试样需要加载过最大载荷,并至少降至最大载荷的80%才可停止实验。SENT试样断裂后,通过JSM 6300扫描电镜(SEM)对断口形貌进行测量,从对应于双引伸计安装位置的试样的厚度中性面处,量取不同厚度SENT试样的伸张区宽度(SZW)。
实验采用双引伸计法,依据相似三角形理论,对双引伸计测量得到的位移值进行线性外推计算裂纹尖端张开位移(CTOD)值[19]：
式中,δ为裂纹尖端张开位移;a为初始裂纹长度;V为裂纹嘴张开位移;V1、V2分别为高低刀口引伸计裂纹嘴张开位移中的塑性位移部分;双刀口的高度分别为h1=2 mm,h2=8 mm。在实验测量裂纹扩展阻力响应的过程中,最关键的一步就是对瞬时裂纹长度的准确计算。柔度卸载法给出了计算裂纹扩展量ai与CMOD瞬时柔度之间的关系式：
式中,W为试样宽度;ui为归一化柔度：Ci为瞬时柔度(第i个卸载时载荷-位移曲线的斜率),由试样卸载和加载阶段的数据点进行线性拟合得到;E为弹性模量;Be为试样有效厚度：
式中,BN为试样净厚度。在以往的研究中使用柔度卸载法对裂纹扩展量进行估算时,经常会遇到初始裂纹扩展量为负的情况,这显然与物理事实相违背。最近的研究[20]发现,使用柔度卸载测得的最低柔度所对应的数据点与裂纹起裂点大致吻合。因而在本工作中,对应最小裂纹长度(最低柔度)的数据点被选为试样的起裂点。相关修正初始裂纹长度的具体细节参见文献[20]。
在进行断裂韧性实验的同时,通过Vic-3D 5M数字图像关联(DIC)系统对SENT试样的侧表面进行全场应变测量,这项技术已成功测定了开有侧边槽SENT试样的裂纹扩展阻力曲线,通过DIC计算得到的临界CTOD值(δC)与双引伸计法计算得到的结果非常相符[21]。本研究中试样的侧面被喷以细粒散斑图案,2部2448×2048分辨率的摄像机同时对加载中的试样进行拍摄,记录试样的变形过程。拍摄频率为1 frame/s,每组实验记录大约600张图像。对得到的图像用DIC内置编码进行后处理后,得到试样表面的应变场。需要注意的是,由于侧边槽的存在,裂纹尖端附近区域的变形无法被DIC捕捉到,本工作只分析侧边槽临近区域的变形情况。
实验得到的试样载荷-位移曲线如图3所示。裂纹扩展阻力曲线由双引伸计法测得的CTOD和柔度卸载法计算的裂纹扩展量确定。在a/W=0.3~0.5时,双引伸计法计算SENT试样断裂韧性的精度得到硅胶复刻法[22]和DIC[21]的实验验证。事实上,双引伸计方法测量得到的扩展裂纹的CTOD值具有明确的物理意义,而传统的J积分转换法计算的扩展裂纹CTOD结果所指代的物理意义并不明确[23]。不同厚度SENT试样的裂纹扩展阻力曲线如图4所示。δC由Δa=0.2 mm偏移线得到[17]：
式中,Δa为裂纹扩展量;Mδ为构造线斜率,一般取1.4。对某些裂纹扩展阻力曲线初始斜率远远大于1.4的情况,可以取裂纹阻力曲线起始段数据点的最小二乘线性回归线的斜率作为构造线的斜率Mδ[17]。不同试样厚度的δC如图5所示。可以看出,SENT试样的δC对厚度的变化很敏感,随着厚度的增加而下降。这表明现行标准推荐的SENT试样尺寸测试得到的δC偏高,由此得到的断裂韧性值将在全尺寸结构设计中过高估计管道系统的安全裕度。另一方面,当试样的厚度宽度比达到B/W=4时,δC达到下平台,当试样厚度继续增加时,δC基本不变。
图3 SENT试样的载荷-位移曲线
Fig.3 P-V curves of SENT specimens (The solid line and the dash line correspond to the lower and higher gauges, respectively. P—applied load, V—crack mouth opening displacement)
图4 不同厚度试样的裂纹扩展阻力曲线
Fig.4 δ-Δa curves of SENT specimens with various thicknesses (δ—crack tip opening displacement, Δa—ductile crack extension)
图5 试样厚度对临界裂纹尖端张开位移(δC)的影响
Fig.5 The thickness effect of SENT specimens on the critical crack tip opening displacement (δC) determined by the double-clip gauge method
图6给出了DIC测得的不同厚度尺寸SENT试样对应于δC载荷时的纵向应变图案。可以看出,随着试样厚度的增加,试样起裂时的最大纵向应变峰值急剧下降。一般地,试样的典型变形图案由2个局部集中于裂纹尖端的高应变区构成。然而随着试样厚度的增加,高纵向应变区域集中的位置发生了明显变化,如图6所示。当B/W=0.5时,2个高应变区起始于裂纹尖端区域;当B/W=1时,高应变区的一部分出现在试样的未开裂侧。当B/W≥3时,应变图案趋于稳定,高应变区域位于距裂纹面一定距离的未开裂侧。通过DIC观察到的高应变区域的迁移很好地验证和解释了SENT断裂韧性实验的结果。厚度较大的试样因为高的应力三轴度,在裂纹起裂前难以发生塑性变形,这就限制了裂纹尖端的钝化和张开变形过程,进而导致了由于力的中心线与试样几何中心线不重合产生的附加弯矩。相反地,厚度较小的试样应力三轴度较低,容易在裂纹起裂前发生塑性变形,因而具有较高的δC。
图6 不同厚度SENT试样的纵向应变
Fig.6 Longitudinal strains in SENT specimens with various thicknesses
(a) B/W=0.5 (b) B/W=1 (c) B/W=2 (d) B/W=3 (e) B/W=4 (f) B/W=6
断裂韧性与断口微观参量关系的研究具有重要意义。伸张区是指在裂纹起裂过程中,由于裂纹尖端钝化而形成的与裂纹扩展区有明显区别的区域。SZW与δC具有良好的关联性,SZW越大,对应的δC越高[24,25]。从图7可以看出,SZW随着试样厚度的增加而不断减小。定义WSZW为伸张区宽度,钝化角为θSZW,则：
图8给出了θSZW随试样厚度的变化。可以看出,钝化角分成了明显的上下2个区域。总的来说,随着试样厚度(面外拘束)的增加,裂纹起裂时的钝化角变尖锐,塑性变形的程度降低,进而导致了较低的断裂韧性。结合DIC观测到的应变场结果,在试样厚度增加到一定程度时(本工作中为B/W=4),高的面外拘束控制了试样的整个变形过程,断裂韧性不再继续降低。由以上结果可以推测,当试样厚度继续增加,试样裂纹面的应力分布趋于稳定,试样由平面应力主导状态转变为平面应变主导状态并趋于稳定,断裂韧性相对独立于试样厚度。据此,可以在工程结构的安全设计和完整性评价中,将B/W=4作为断裂韧性与试样厚度无关的一个参考尺寸。而现行标准诸如DNV-RP-F108和BSI 8571等推荐的SENT试样尺寸得到的CTOD值不够保守,这将可能导致全尺寸管道系统完整性评估的过高的安全裕度,使缺陷验收标准在相同工况下相对宽松,造成重大工程事故和灾难性后果。
图7 不同尺寸SENT试样的伸张区宽度(WSZW)
Fig.7 The measured stretching zone width (WSZW) of SENT specimens with various thicknesses
(a) B/W=0.5 (b) B/W=1 (c) B/W=2 (d) B/W=3 (e) B/W=4 (f) B/W=6
图8 不同尺寸SENT试样的钝化角(θSZW)
Fig.8 The effect of B/W on the θSZW for SENT specimens (θSZW—blunting angle related to the stretching zone width)
(1) CTOD值对面外拘束很敏感,随着试样厚度的增加而不断降低。当B/W=4时,SENT试样的临界CTOD值δC达到平台,当试样厚度继续增加时,δC基本不变。因此在管线工程设计中,可以将B/W=4作为SENT试样断裂韧性与试样厚度无关的一个参考试样尺寸。
(2) 全场应变测量发现最大纵向应变峰值随着试样厚度的增加而急速下降。随着试样厚度的增加,高纵向应变区域发生迁移。当B/W≥3时,应变图案趋于稳定,高应变区域集中于距裂纹面一定距离的未开裂侧。这均表明随着面外拘束的增加,裂纹尖端的塑性变形能力降低。伸张区宽度和钝化角随试样厚度的变化进一步印证和解释了面外拘束对断裂韧性的影响。
The authors have declared that no competing interests exist.
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