ti_al_zr鈦合金鍛材的斷裂韌度測定及分析

1、核 動 力 工 程 Nuclear Power Engineering 第 24 卷 第 5 期 2 0 0 3 年 10 月 Vol. 24. No.5 Oct. 2 0 0 3 文章編號：0258- 0926(2003)05- 0439- 06 Ti- Al- Zr 鈦合金鍛材的斷裂韌度 測定及分析 李遠(yuǎn)睿 1，黃 榮 1，黃本多 1，邱紹宇 2，李衛(wèi)軍 2 （1. 重慶大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，400030；2. 中國核動

2、力研究設(shè)計院核燃料及材料國家級重點實驗室，成都，610041） 摘要：針對低強度高塑性的 Ti- Al-Zr 鈦合金鍛材的斷裂韌度的測定工作，先根據(jù) GB4161-84《金屬材料平面應(yīng)變斷裂韌度試驗方法》 ，嘗試了采用緊湊拉伸試樣直接測定其 KIC值，但試驗后發(fā)現(xiàn)樣品呈明顯的平面應(yīng)力狀態(tài)。分析原因后，根據(jù) GB/T 2358- 94《金屬材料裂紋尖端張開位移試驗方法》采用多試樣法，測定出各試樣的裂紋尖端張開位移(COD)量。對從 6

3、個有效試樣上獲得的數(shù)據(jù)進(jìn)行了處理，繪制出其δR阻力曲線，并擬合出阻力曲線方程。然后以啟裂點( 0 = ?a )的裂紋張開位移量作為δc，換算出這種鈦合金的平面斷裂韌度 KIC值。對樣品斷口進(jìn)行 SEM 分析后，探討了影響斷裂韌度的各種因素，并提出了提高這種鈦合金材料斷裂韌度的途徑。 關(guān)鍵詞：單相；鈦合金；鍛材；裂紋尖端張開位移；斷裂韌度 中圖分類號：TL111. 8 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A 1 引 言 目前，對鈦合金斷裂韌度的研究主要集中

4、在α- β型鈦合金， 尤其是對 Ti- 6Al- 4V 的研究較多，而關(guān)于α型和β型單相鈦合金的研究甚少。 另外，對于試樣薄、強度低而韌性高的鈦合金，因無法滿足平面應(yīng)變條件[1]，在 KIC 試驗中所測得的 KQ 值是無效的。對這樣的材料，其缺口尖端的裂紋開始擴(kuò)展時，載荷值通常低于 PQ 值(COD 曲線上與 KQ 相對應(yīng)的載荷值)[2]。 本文在所能獲得的試材尺寸小、強度低而且韌性好，難以直接測量其 KIC 值的條件下，參照GB 23

5、58- 94《金屬材料裂紋尖端張開位移試驗方法》 ， 用多試樣法測定出各試樣的 P- V 曲線， 計算出 COD 值，擬合出直線方程并繪制出阻力曲線，再以啟裂點( a ? =0)對應(yīng)的裂紋尖端張開位移量換算出該鈦合金鍛材平面斷裂韌度 KIC 值。 2 試驗材料 試 驗 用 的 材料為 鍛 后 在 750℃下退 火的 單相α- Ti 合金，供測試的鈦合金鍛材的尺寸為25×50×300mm。 2.1 化學(xué)成分 合金元

6、素 Al 和 Zr 的含量符合規(guī)定(具體成分略)，雜質(zhì)元素含量見表 1。 2.2 金相組織 從試驗材料上取樣并制樣，其金相組織照片如圖 1 所示。組織為單相α- Ti，晶粒為等軸晶， 表 1 試材的化學(xué)成分 wt% Table 1 Chemical Composition of Testing Material wt% V Fe Si C N H O 0.01 0.02 <0.04 0.015

7、 0.01 <0.002 0.05 收稿日期：2001-01-18 基金項目：由核燃料及材料國家級重點實驗室基金項目(99JS85. 6. 1. JW2004)資助 李遠(yuǎn)睿等：Ti- Al- Zr 鈦合金鍛材的斷裂韌度測定及分析 441 位移試驗方法》，用多試樣法測定。據(jù)此標(biāo)準(zhǔn)，加工尺寸為 B×W×S＝10×20×100mm 的三點彎曲試樣(公差符合該標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定)。用線切割開缺口，

8、同樣在100 HFP 5000型的高頻疲勞機上開預(yù)制裂紋(最大載荷 4.3kN，最小載荷 0.7kN，頻率為 100 Hz，跨距為 60mm，裂紋長度 a0 = 0.4W )。 開好預(yù)制裂紋后，試驗仍舊在該高頻疲勞試驗機上進(jìn)行。用 INSTRAN 的引伸計測量刀口處張開位移， 用 LZ3- 204 函數(shù)記錄儀記錄 P-V 曲線。加載后，對各試樣均以停機點載荷為準(zhǔn)進(jìn)行試驗。作完后卸載，將試樣置于電爐上烘烤 10分鐘，使裂紋區(qū)氧化

9、變藍(lán)，以區(qū)分出裂紋的擴(kuò)展區(qū)。隨后，把試樣重新置于高頻疲勞試驗機上進(jìn)行二次疲勞，使裂紋再向前擴(kuò)展一段距離，最后加載直至斷裂。據(jù)記錄的第一個試樣的 P- V 曲線來估計以后各試樣加載停機點的位移量，掌握好試驗時施加的各參數(shù)， 依次對其余試樣進(jìn)行測定。4.2 數(shù)據(jù)處理及δR 阻力曲線 由試驗得到 6 個有效試樣。根據(jù)它們的 P- V曲線分別對各自的停機點載荷 P、對應(yīng)的位移塑性分量 Vp 進(jìn)行記錄和測量， 并用顯微鏡測量其裂紋長度。按 GB/

10、T2358- 94 標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的方法，沿著疲勞裂紋前緣及標(biāo)記出的裂紋穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展區(qū)的前緣，在其間隔的 9 點上測量裂紋尺寸 ai (i=1、2、3、??9)，用下式計算裂紋長度 ) 2 ( 81 82 0 09 01 0 ∑ = + + =i i a a a a(2) ) 2 ( 81 829 1 ∑ = + + =i i a a a a(3) 然后計算出裂紋擴(kuò)展量 0 a a a ? = ? 。這樣，將 6 個試樣斷口上的裂紋長度和裂紋擴(kuò)

11、展量測量并計算出來列于表 4。 獲得這些數(shù)據(jù)后，計算原始裂紋尖端部位的張開位移量有兩種方法[7]： 4.2.1 用塑性位移分量(扣除彈性位移分量)計算 表 4 試驗數(shù)據(jù) Table 4 Experiment Data 序號 P(停機) Vtotal/mm VP/mm a0/mm ?a/mm 1 9.337 0.512 0.301 8.387 1.0260 2 8.827 0.231 0.061 7.

12、641 0.0907 4 10.694 0.570 0.335 8.130 0.954 5 9.325 0.349 0.135 8.413 0.265 6 10.408 0.510 0.314 7.830 0.867 7 11.173 0.484 0.268 7.903 0.618 Z a a W rV a W rEKy + + ?? + ? =0 0 pp 0 p 2 2I ) () (2)

13、1 (σµ δ(4) 式中， p r 為塑性轉(zhuǎn)動因子， ) 1 ( 4 . 0 p α ? = r ，3 點彎曲試樣的α=0.1，即 p r =0.44；KI 為 I 型應(yīng)力強度因子，MPa·m1/2，KI=YP/[BW1/2]；Y( 0 a /W)為試樣的幾何形狀因子；Z 為刀口厚度，mm；W 為試樣寬度，mm。 式(4)中的第一項為彈性部分，第二項為塑性部分，即該式可等效于 δ =δe +δp

14、 (5) 按上述方法測量并計算出 6 個有效試樣的相關(guān)數(shù)據(jù)列于表 5。 表 5 COD 試驗的有效數(shù)據(jù)及用塑性位移 分量計算的結(jié)果 ① Table 5 Result of COD effective data (I) 序號 W /mm Y (a0/W) KI /MPa·m1/2 δ p /mm δ e /mm δ /mm 1 20.030 8.970 58.494 0.

15、103 0.035 0.138 2 20.000 7.570 49.318 0.023 0.025 0.048 4 20.020 8.070 61.796 0.118 0.039 0.157 5 20.040 8.390 55.062 0.046 0.031 0.077 6 20.020 7.750 57.009 0.115 0.033 0.148 7 20.010 7.840

16、61.927 0.097 0.039 0.136 注：①各試樣的 P(停機)、Vp、a0 和?a 值見表 4。 據(jù)表 4 和表 5， 作出δ R 阻力的曲線如圖 2 示。用最小二乘法對裂紋擴(kuò)展量?a 和裂紋尖端張開位移δ 進(jìn)行線性回歸，擬合出線性方程為： δ =0.1081?a+0.0485 (6) 4.2.2 用總位移量(即臨界狀態(tài)下的δc)計算 C C V Z a a W ra W r ? + +