段正煒,陳宏遠(yuǎn),高雄雄,張驍勇

(1.西安石油大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 陜西 西安 710065;2.中國石油集團(tuán)工程材料研究院有限公司 陜西 西安 710077)

0 引 言

隨著工業(yè)革命的發(fā)展,世界邁進(jìn)了工業(yè)化的時(shí)代,各種金屬制品在日常生活中的應(yīng)用比例大幅提高。對(duì)金屬制品的性能要求也相應(yīng)提高,進(jìn)而開展了大量針對(duì)金屬材料性能提升的研究。其中韌性是金屬材料力學(xué)性能中的重要指標(biāo),韌性的好壞體現(xiàn)了金屬材料的抗斷裂性能[1]。夏比沖擊試驗(yàn)由于試樣加工簡便,試驗(yàn)時(shí)間短,試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)材料微觀組織、冶金缺陷敏感的特性,成為評(píng)價(jià)金屬材料沖擊韌性應(yīng)用最為廣泛的一種力學(xué)性能試驗(yàn)[2],也是目前工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)化程度最高的金屬材料韌性評(píng)估方法之一[3]。在石油天然氣行業(yè)中,沖擊試驗(yàn)廣泛應(yīng)用于管材的力學(xué)性能研究當(dāng)中。管線鋼作為油氣運(yùn)輸基礎(chǔ)設(shè)施中的重要組成部分,在國民經(jīng)濟(jì)和國防等領(lǐng)域中也發(fā)揮著極其重要的作用[4]。在影響管道安全性的眾多因素中,管材及其焊接接頭的性能極為重要[5-6]。對(duì)于管道材料,除強(qiáng)度和塑性的要求以外,還需要有足夠的韌性。在實(shí)際服役條件下,如果所用管線鋼管擁有良好的韌性,會(huì)在很大程度上避免管道失效的發(fā)生[7-8]。

夏比沖擊試驗(yàn)的相關(guān)研究最早在19世紀(jì)開展[9],由最初簡單的落錘試驗(yàn)機(jī)器發(fā)展到標(biāo)準(zhǔn)化的擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)器,試樣的尺寸要求也不斷完善,到如今已形成了多種完整的夏比沖擊試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)。本文對(duì)夏比沖擊試驗(yàn)的發(fā)展歷程進(jìn)行了回顧,對(duì)其近些年相關(guān)研究進(jìn)行了綜述,并提出了未來研究方向的展望。

1 夏比沖擊試驗(yàn)方法的發(fā)展

金屬材料沖擊韌性的研究最早可追溯到Tredgold在1824年發(fā)布的關(guān)于鑄鐵抵抗沖擊能力的理論研究[10]。經(jīng)過20多年的發(fā)展,英國在1849年成立了一個(gè)委員會(huì)(Railway Department of the Board of Trade),并開始研究沖擊試驗(yàn)的測試方法[11]。1857年,Rodman設(shè)計(jì)了一臺(tái)針對(duì)槍械鋼材的落錘試驗(yàn)設(shè)備,并在隨后幾十年發(fā)展中被廣泛應(yīng)用于各種鋼材沖擊性能測試[12]。早期的沖擊試驗(yàn)機(jī)器為Rodman設(shè)計(jì)的落錘式試驗(yàn)機(jī),用光滑的矩形方棒試樣進(jìn)行試驗(yàn)。當(dāng)對(duì)韌性材料進(jìn)行試驗(yàn)時(shí),試驗(yàn)結(jié)果往往只是發(fā)生彎曲變形。對(duì)此,Le Chatalier[13]在1892年提出了在方棒試樣上加工缺口的方法。

隨后Russell[14]對(duì)試驗(yàn)機(jī)器進(jìn)行改進(jìn),設(shè)計(jì)并建造了一臺(tái)擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)器,他是第一位設(shè)計(jì)擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)的研究人員。到1905年,Charpy[15]提出了與當(dāng)前所使用試驗(yàn)機(jī)器和試樣尺寸要求非常相似的設(shè)計(jì)理念。最初普遍使用的試樣尺寸有兩種[16],較小的試樣尺寸為10 mm×10 mm×53 mm,缺口深度為2 mm,缺口的尖端半徑為1 mm;另一種試樣尺寸是在較小尺寸的基礎(chǔ)上放大3倍。除了對(duì)試樣尺寸進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化,還提出沖擊試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)的要求,包括規(guī)定沖擊錘頭的速度、機(jī)器安裝步驟、如何減少振動(dòng)帶來的能量損失等[16]。

在早期的ASTM E23-33T中規(guī)定,在沖擊測試中應(yīng)使用擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)器,并參照兩種測試方法進(jìn)行試驗(yàn),即Charpy測試和Izod測試[17]。但沒有規(guī)定沖擊錘頭的半徑標(biāo)準(zhǔn),在此時(shí)期,英、法兩國對(duì)沖擊錘頭半徑標(biāo)準(zhǔn)問題進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)一直使用的半徑分別為0.57 mm和2 mm。隨后,在1940年采取統(tǒng)一的8 mm錘頭半徑,并對(duì)ASTM E23進(jìn)行了修訂,并作為ASTM E23-41T重新發(fā)布。夏比沖擊試驗(yàn)在表征韌性性能時(shí),用擺錘撞擊試樣后重新升起高度差計(jì)算試樣的吸收功作為材料的抗斷裂韌性指標(biāo),吸收能量越大表示材料的韌性越好。

經(jīng)過100多年的發(fā)展與應(yīng)用,沖擊試驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)日趨成熟,各個(gè)國家與地區(qū)都有自己的試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)。不同的夏比沖擊試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)于沖擊試驗(yàn)機(jī)、沖擊試樣、沖擊試驗(yàn)程序以及沖擊試驗(yàn)結(jié)果處理的規(guī)定都存在一定程度的區(qū)別,從而按照不同的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果也會(huì)有所不同[18]。迄今為止,國內(nèi)現(xiàn)行的夏比沖擊試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 229-2020《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》,美國現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)為ASTM E32-2018《金屬材料缺口試樣標(biāo)準(zhǔn)沖擊試驗(yàn)方法》,日本現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)為JIS Z 2242:2018《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》,現(xiàn)行的國際標(biāo)準(zhǔn)為ISO 148-1:2016《金屬材料-夏比擺錘沖擊試驗(yàn)-試驗(yàn)方法》[19]。各種現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)對(duì)比見表1。

表1 現(xiàn)行夏比沖擊試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)比

2 近年來的研究及進(jìn)展

近幾十年來,隨著夏比沖擊試驗(yàn)在材料行業(yè)中的應(yīng)用,對(duì)其研究也一直未有停歇。針對(duì)夏比沖擊試驗(yàn)的研究主要包括試驗(yàn)機(jī)器校驗(yàn)、試驗(yàn)結(jié)果的處理以及建立試驗(yàn)數(shù)據(jù)與斷裂韌性的關(guān)系等方面。

2.1 夏比沖擊試驗(yàn)機(jī)器校驗(yàn)

在Siewert T.A.和Mccowan C.N.兩人的研究中[20],提到了關(guān)于夏比沖擊試驗(yàn)機(jī)器的校驗(yàn),其中包括直接驗(yàn)證和間接驗(yàn)證兩部分。

直接驗(yàn)證:直接驗(yàn)證方法的前提是確保設(shè)備運(yùn)行盡可能接近單擺,在僅有摩擦造成少量的能量損失的情況下觀察試驗(yàn)機(jī)器是否正常運(yùn)行以及是否符合安裝要求,并在首次安裝試驗(yàn)機(jī)器或更換主要部件時(shí)作為一個(gè)重要步驟。盡管ASTM E23要求定期對(duì)試驗(yàn)機(jī)器進(jìn)行檢查,但NIST(National Institute of Standards and Technology)建議在每次使用試驗(yàn)機(jī)器前進(jìn)行自由擺動(dòng)測試和風(fēng)阻摩擦測試[21]。這些測試記錄可以作為軸承性能的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。由于進(jìn)行夏比沖擊試驗(yàn)時(shí)帶有振動(dòng),螺栓會(huì)隨著試驗(yàn)次數(shù)的增加而松動(dòng),從而導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果出現(xiàn)比較大的偏差,因此還需檢查砧座和錘頭半徑是否損壞以及尺寸是否符合標(biāo)準(zhǔn)。

間接驗(yàn)證:間接驗(yàn)證是將被檢測試驗(yàn)機(jī)器的沖擊試驗(yàn)結(jié)果與NIST官方標(biāo)準(zhǔn)試樣試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,分析被檢測試驗(yàn)機(jī)器的測試數(shù)據(jù)是否在規(guī)定的偏差范圍內(nèi),判定是否符合標(biāo)準(zhǔn)。由于在直接驗(yàn)證過程中存在無法檢測到的情況,如砧座或錘頭松動(dòng),因此間接驗(yàn)證可作為試驗(yàn)機(jī)器性能的重要補(bǔ)充驗(yàn)證。夏比沖擊試驗(yàn)機(jī)器的測試精度只能使用參考樣本通過試驗(yàn)進(jìn)行評(píng)估。此外,試驗(yàn)機(jī)器自身存在著一些其他問題,若不進(jìn)行細(xì)致的檢查,可能長期存在,進(jìn)而會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生偏差[21]。

2.2 數(shù)據(jù)處理

韌脆轉(zhuǎn)變是體心立方(Body-Centered Cubic,BCC)金屬中常見的現(xiàn)象。斷裂模式的變化通常發(fā)生在一定溫度范圍內(nèi),以特定溫度為中心,該溫度被稱為韌脆轉(zhuǎn)變溫度,或DBTT(Ductile-To-Brittle Transition Temperature),如圖1所示。斷口完全韌性斷裂的溫度范圍通常稱為上平臺(tái)(Upper Shelf,US),斷口完全脆性斷裂的溫度范圍通常稱為下平臺(tái)(Lower Shelf,LS)。

圖1 低強(qiáng)度鋼的韌脆轉(zhuǎn)變曲線

可將數(shù)學(xué)模型擬合到夏比沖擊試驗(yàn)獲得的試驗(yàn)結(jié)果中,從而獲得相應(yīng)的過渡曲線[22]。以下列出了5個(gè)數(shù)學(xué)模型(Hyperbolic Tangent、Asymmetric Hyperbolic Tangent、Burr Model、Arctangent Model、Asymmetric Kohout Model),包括2個(gè)對(duì)稱模型和3個(gè)不對(duì)稱模型。用于擬合夏比韌性數(shù)據(jù)的最常用回歸對(duì)稱模型是雙曲切線(Hyperbolic Tangent-HT)模型,最初由Oldfield在20世紀(jì)70年代提出[23]。然而,一些夏比沖擊數(shù)據(jù)在DBTT區(qū)域與上、下平臺(tái)的兩個(gè)過渡區(qū)域呈現(xiàn)出不同的形狀。為適應(yīng)此類情況,在一些回歸模型中引入額外的系數(shù),因此有些模型被稱為“非對(duì)稱”模型。

2.2.1 Hyperbolic Tangent(HT-Symmetric)

HT模型是由Oldfield[23-24]最初提出的對(duì)稱模型,其函數(shù)式表示為:

(1)

式中:A、B、C、DBTT4個(gè)參數(shù)通過最小二乘法擬合來確定,其中A和B可用上平臺(tái)(US)和下平臺(tái)(LS)的值來表示:

(2)

由式(2)可知,如果LS和US都是確定不變的,則只剩下C和DBTT這2個(gè)參數(shù)需要估計(jì),該模型適用于數(shù)量較少的數(shù)據(jù)集(8個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)或更少)。其中C是對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)變區(qū)域的半寬,DBTT是韌脆轉(zhuǎn)變溫度。

2.2.2 Asymmetric Hyperbolic Tangent(AHT-Asymmetric)

該模型[25]來源于HT模型,多了一個(gè)決定回歸曲線在上、下平臺(tái)過渡區(qū)之間形狀差異度的參數(shù)D。AHT模型的函數(shù)式如下:

(3)

也可寫作為:

(4)

相較于HT模型,當(dāng)D=0時(shí),則曲線具有對(duì)稱性并與HT模型重合;當(dāng)D<0時(shí),則下平臺(tái)過渡區(qū)域的曲率大于上平臺(tái)區(qū)域的曲率;當(dāng)D>0時(shí)則情況相反,如圖2所示。

圖2 當(dāng)D<0時(shí)AHT過渡曲線示圖

2.2.3 Burr Model(BUR-Asymmetric)

在概率統(tǒng)計(jì)學(xué)中,Burr分布[26]是一種非負(fù)隨機(jī)變量的連續(xù)概率分布。Windle[27]在1996年提出用Burr分布來建立夏比沖擊數(shù)據(jù)分析模型。Cao[28]發(fā)現(xiàn),該模型與數(shù)據(jù)集的體量大小相關(guān)性較小,只要數(shù)據(jù)在過渡區(qū)域分布良好,這種方法的擬合效果比HT模型更好。

Burr模型函數(shù)式表示為:

Y=LS+(US-LS)[1+e-k(T-T0)]-m

(5)

式(5)中:最后一部分[1+e-k(T-T0)]-m為實(shí)際的Burr分布,除了LS和US之外,還需要通過回歸過程來確定參數(shù)k、m和T0。k是表示模型曲線分布的尺寸參數(shù);m是表示曲線形狀的參數(shù),決定了曲線的整體形態(tài);T0為決定曲線沿著溫度軸分布的位置參數(shù)。

當(dāng)k和m的值增大時(shí),下平臺(tái)過渡區(qū)的曲率增大;當(dāng)k和m的值減小時(shí)則相反,如圖3所示。

圖3 當(dāng)k和m增大時(shí)曲線的變化

2.2.4 Arctangent Model(ACT-Symmetric)

2012年,Kohout[29]提出了一種基于三角函數(shù)反正切的回歸模型,以替代HT模型,其函數(shù)式表示為:

(6)

式(6)中:參數(shù)C和DBTT與HT模型當(dāng)中的參數(shù)具有相同含義。ACT模型與HT模型的最大區(qū)別在于,前者在上、下平臺(tái)過渡區(qū)的過渡曲線曲率比HT模型要大得多。此外,上、下平臺(tái)通常會(huì)呈現(xiàn)緩慢下降或上升的趨勢(shì),如圖4所示。

圖4 ACT模型轉(zhuǎn)變曲線

2.2.5 Asymmetric Kohout Model(KHT-Asymmetrical)

Kohout在其2012年內(nèi)部報(bào)告[29]中還提到另一個(gè)非對(duì)稱的回歸模型,該模型函數(shù)式由兩部分組成:

(7)

(8)

式中的p為不對(duì)稱參數(shù),相當(dāng)于回歸曲線在上、下平臺(tái)過渡區(qū)的曲率之比。與BUR模型一樣,T0是曲線在溫度X軸上的位置參數(shù),C的含義與HT、AHT和ACT模型中意義相同。

盡管KHT模型采用兩部分形式,由于兩部分公式在T=T0這一點(diǎn)上是重合的,因此存在連續(xù)性,如圖5所示。

圖5 KHT模型轉(zhuǎn)變曲線

2.3 儀器化沖擊試驗(yàn)

儀器化沖擊試驗(yàn)作為一種新興的沖擊試驗(yàn)方法,試驗(yàn)機(jī)器采用全自動(dòng)化控制,已被廣泛應(yīng)用于材料沖擊性能測試當(dāng)中。最早使用的儀器化沖擊試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)為EN ISO14556:2000 Steel-Charpy V-notch Pendulum Impact Test-Instrumented Test Method,該試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)的建立既解決了常規(guī)沖擊試驗(yàn)無法測出的特征物理量問題,又提供了一種對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)體現(xiàn)的數(shù)字化手段[30]。目前各國家地區(qū)所實(shí)行的方法標(biāo)準(zhǔn)存在差異,國內(nèi)實(shí)行的方法標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 19748-2019《金屬材料-夏比V型缺口擺錘沖擊試驗(yàn)儀器化試驗(yàn)方法》,歐洲目前所實(shí)行的試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)為EN ISO 14556:2015《Metallic Materials-Charpy V-Notch Pendulum Impact Test-Instrumented Test Method》,美國ASTM已經(jīng)對(duì)其儀器化沖擊試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了更新,現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)為ASTM E2298-18《Standard Test Method for Instrumented Impact Testing of Metallic Materials》。這3種試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)對(duì)于試驗(yàn)設(shè)備力值測量系統(tǒng)的響應(yīng)頻率和信號(hào)上升時(shí)間要求一致,分別為不小于100 kHz、不大于3.5 μs。同時(shí),對(duì)力值記錄的誤差要求也一致[31]。

儀器化沖擊試驗(yàn)結(jié)果中的特征值主要包括力特征值、位移特征值以及沖擊吸收能力特征值。在對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理時(shí),力特征值和位移特征值可以通過力-位移曲線得到;吸收能量的特征值則可以通過力-位移特征值在力-位移曲線上積分計(jì)算得到。

2.4 不確定度

通過夏比沖擊試驗(yàn)得出材料的吸收能量值,通常為一組試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值。然而,試樣的平均值并沒有考慮到已知的偏差來源,包括沖擊試驗(yàn)機(jī)器的偏差,這可能是很大的偏差[32]。

根據(jù)“測量不確定度表達(dá)指南(Guide to the Expression of Uncertainty in Measurement,GUM)”[33]中描述的標(biāo)準(zhǔn)來表達(dá)不確定度,同時(shí)考慮到隨機(jī)和系統(tǒng)誤差的來源,NIST給出的一個(gè)通用的計(jì)算不確定度的方法,可以容納任何數(shù)量的隨機(jī)或系統(tǒng)誤差源,包括以下內(nèi)容:材料的不均勻性、擺錘下落高度、刻度精度、沖擊速度、測試溫度[33]等。

揭輝經(jīng)對(duì)于夏比沖擊試驗(yàn)的能量吸收不確定度進(jìn)行了研究[34],發(fā)現(xiàn)在夏比擺錘沖擊試驗(yàn)中,各種參數(shù)、檢測條件、試驗(yàn)儀器條件以及試樣情況不同程度差異是可能帶來不確定度分量的來源。根據(jù)不同的不確定度分量來源的特性,應(yīng)當(dāng)選擇適合的方法去評(píng)定。在其研究中得出的結(jié)論是,帶來不確定度的主要影響因素存在于試驗(yàn)結(jié)果的重復(fù)性以及試驗(yàn)機(jī)器本身的誤差。為減少或避免不確定度帶來的影響,應(yīng)當(dāng)更加關(guān)注試樣加工質(zhì)量、操作人員是否按規(guī)定進(jìn)行試驗(yàn)操作以及試驗(yàn)機(jī)器的定期檢查。

眾所周知,夏比沖擊的吸收能量值具有離散性。數(shù)據(jù)結(jié)果的可靠性隨著離散性的增大而變差。對(duì)此,宋建生[35]提出,當(dāng)兩份試驗(yàn)報(bào)告所提供的數(shù)據(jù)不確定度相近時(shí),分析測量結(jié)果的可靠性就要依據(jù)有效自由度的大小來判定。因?yàn)閿?shù)據(jù)的不確定度是經(jīng)過評(píng)定估算而得來的,自身也存在可靠性問題。在不確定度評(píng)定中,標(biāo)準(zhǔn)不確定度的不可靠性可以由標(biāo)準(zhǔn)不確定度的相對(duì)不確定度來測定,并與自由度存在以下關(guān)系:

(9)

式(9)中:u(x)為測量結(jié)果x的標(biāo)準(zhǔn)不確定度;s[u(x)]為x的測量標(biāo)準(zhǔn)不確定度的不確定度;s[u(x)]/u(x)為測量標(biāo)準(zhǔn)不確定度的相對(duì)不確定度;v為自由度。可得到,當(dāng)自由度v越大,對(duì)應(yīng)測量標(biāo)準(zhǔn)不確定度的相對(duì)不確定度s[u(x)]/u(x)越小,則標(biāo)準(zhǔn)不確定度u(x)的可靠性越高。反之,自由度v越小,則標(biāo)準(zhǔn)不確定度u(x)的可靠性越低。

由此可見,在實(shí)際工作中對(duì)測量結(jié)果進(jìn)行可靠性分析時(shí),標(biāo)準(zhǔn)不確定度和自由度都是重要的基本信息。分析的主要方法是用標(biāo)準(zhǔn)不確定度評(píng)價(jià)測量結(jié)果的可靠性,用自由度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)不確定度的可靠性。

在試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析當(dāng)中,數(shù)據(jù)結(jié)果由于試驗(yàn)次數(shù)的增加,常出現(xiàn)少數(shù)偏大或偏小的異常值。置信度的選取將直接影響到數(shù)據(jù)的處理結(jié)果。王欣[36]認(rèn)為,根據(jù)置信度與顯著性水平的關(guān)系,若置信度選取太小,這時(shí)容易出現(xiàn)舍去“誤差較小的可用數(shù)據(jù)”的情況,把本來不屬于錯(cuò)誤的測定數(shù)據(jù)舍去,易犯“拒真”的錯(cuò)誤。如置信度選取太大,判斷失誤的機(jī)會(huì)小了,但由于保留“誤差大的不可用數(shù)據(jù)”,這時(shí)往往把本來不屬于正確的測定數(shù)據(jù)保留,容易犯“存?zhèn)巍钡腻e(cuò)誤。在分析工作中,處理分析數(shù)據(jù)的結(jié)果,應(yīng)首先控制犯“拒真”錯(cuò)誤的判斷為最小,其次,再設(shè)法使“存?zhèn)巍钡腻e(cuò)誤判斷降到最低。一般認(rèn)為,在分析工作中取95%的置信度,基本上綜合考慮了以上這兩方面的因素。

2.5 CVN、CTOD和J積分與斷裂韌性的轉(zhuǎn)換

目前,國際上通用的金屬材料標(biāo)準(zhǔn)沖擊試驗(yàn)試樣為V型缺口標(biāo)準(zhǔn)試樣,歐美國家的夏比沖擊V型缺口標(biāo)準(zhǔn)試樣均有低、中、高3個(gè)能量級(jí)別。夏比沖擊V型缺口標(biāo)準(zhǔn)樣品沖擊能的影響因素有很多,如材料自身的夾雜、在熱處理過程中產(chǎn)生的缺陷、試樣的加工過程、試驗(yàn)機(jī)器設(shè)備及試驗(yàn)溫度控制等,導(dǎo)致沖擊能量值的標(biāo)準(zhǔn)偏差較大,難以達(dá)到國家標(biāo)準(zhǔn)的要求。姚佳人[37]針對(duì)國內(nèi)沖擊試樣主要在常溫試驗(yàn)條件下使用,低溫條件下使用的沖擊標(biāo)樣研發(fā)相對(duì)較少的情況,開展了在低溫試驗(yàn)條件下符合國家標(biāo)準(zhǔn)要求,并能進(jìn)行沖擊能量值傳遞的V型缺口標(biāo)準(zhǔn)沖擊試樣的研究。

劉學(xué)政等人[38]針對(duì)不同尺寸試樣在不同溫度下的夏比V型沖擊試驗(yàn),開展了論證試驗(yàn)尺寸效應(yīng)的研究。結(jié)果表明:不同尺寸試樣獲得的沖擊吸收能量一般不可換算,且與試樣的截面面積沒有對(duì)應(yīng)關(guān)系。不同的試樣尺寸獲得的韌脆轉(zhuǎn)變溫度值也不可直接比較。隨著試樣尺寸的減小,韌脆轉(zhuǎn)變溫度向低溫方向移動(dòng)。在低溫條件下,小尺寸試樣可能導(dǎo)致材料韌性被高估,建議在進(jìn)行小尺寸試樣的試驗(yàn)時(shí),對(duì)溫度進(jìn)行調(diào)整。

一般使用J積分或CTOD(Crack Tip Opening Displacement)等斷裂韌性試驗(yàn)對(duì)含裂紋部件的斷裂抗力進(jìn)行測試,其中在油氣行業(yè)CTOD是最常用的測試方法。隨著高強(qiáng)度和高韌性材料的使用越來越多,這種測試方法的結(jié)構(gòu)相關(guān)性也越來越得到重視。此類試驗(yàn)獲得的CTOD韌性往往受到試樣尺寸和材料強(qiáng)度的影響。此外,標(biāo)準(zhǔn)的三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)不能代表這些結(jié)構(gòu)中相同缺陷的裂紋尖端約束狀態(tài)。在一定條件下,夏比沖擊功、KIC和JIC積分,具有一定的相關(guān)性[39]。

多年來,夏比能量與其他斷裂力學(xué)參數(shù)之間的相關(guān)性已廣泛應(yīng)用于材料的失效分析和設(shè)計(jì)中。但是這種方法沒有考慮轉(zhuǎn)變溫度或夏比沖擊數(shù)據(jù)的離散性[40]。Orynyak[41]等人開發(fā)的離散性評(píng)估工具可用于結(jié)構(gòu)鋼、管道鋼和船用鋼的應(yīng)用研究。通過將主曲線斷裂韌性測試中的不均勻行為與夏比數(shù)據(jù)的離散性結(jié)果相關(guān)聯(lián),可以僅從夏比沖擊測試結(jié)果中獲得這種不均勻行為的表征。在目前有限的評(píng)估數(shù)據(jù)中,大于15 ℃的離散性數(shù)據(jù)似乎都來自于三點(diǎn)彎曲CTOD和單邊缺口拉伸CTOD的不均勻行為。

一般情況下,可以通過試驗(yàn)測試直接確定斷裂韌性(Kmat),但如果不具備試驗(yàn)條件,Kmat可能來自相同顯微組織類型的材料(如熱影響區(qū))。CVN(Charpy V-Notch)試樣的方向應(yīng)能夠重現(xiàn)所考慮缺陷可能導(dǎo)致的斷裂路徑。

BS 7910[42]中描述的相關(guān)性只適用于鐵素體鋼,并提供準(zhǔn)靜態(tài)加載條件下Kmat的估計(jì),現(xiàn)已有3種被試驗(yàn)數(shù)據(jù)廣泛驗(yàn)證的相關(guān)性,具體說明如下:

1)接近下平臺(tái)行為的下界關(guān)系,其中在單一溫度下獲得了夏比能量;

2)基于主曲線方法[43]的韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)域行為的關(guān)系,確定了能量為27 J或40 J(T27J或T40J)的夏比沖擊溫度?？蔀椴煌耆谋冗^渡曲線T27J的建立提供指導(dǎo),包括在單一溫度下獲得的數(shù)據(jù)[44];

3)為保證具有下平臺(tái)夏比能量的材料不具有較高的斷裂韌性,應(yīng)對(duì)Kmat進(jìn)行限制。

為確保斷裂韌性估計(jì)的保守性,特別是在具有潛在較低上平臺(tái)斷裂韌性的鋼中,斷裂韌性估計(jì)值應(yīng)根據(jù)不同情況選擇1)和3)或2)和3)在使用溫度下的較低值。

對(duì)于具有接近下平臺(tái)性能的鐵素體鋼,在以下溫度下可獲得夏比試驗(yàn)結(jié)果Kmat并且能量為27 J或更低,可使用下式[45]來估算斷裂韌性:

(10)

對(duì)于鐵素體鋼,在25 mm厚的試樣上,夏比沖擊能量27 J和40 J (T27J和T40J)和韌脆轉(zhuǎn)變溫度區(qū)間上的100 MPa·m斷裂韌性轉(zhuǎn)變溫度(T0) 的相關(guān)性,由以下兩個(gè)方程描述。T27J和T40J定義為三次試驗(yàn)的平均值分別為27 J或40 J的溫度,前提條件是最小值分別不小于19 J或28 J:

T0=T27J-18 ℃(標(biāo)準(zhǔn)偏差為15 ℃)

(11)

T0=T40J-24 ℃(標(biāo)準(zhǔn)偏差為15 ℃)

(12)

主曲線方法對(duì)斷裂韌性過渡曲線以下式描述(標(biāo)準(zhǔn)偏差為18 ℃):

(13)

對(duì)于置信度為90%的T0,當(dāng)使用上述方程時(shí),公式中的TK項(xiàng)為25 ℃。如果有材料的試驗(yàn)數(shù)據(jù),則可以使用TK的較低值。建議使用Pf=0.05(5%),除非試驗(yàn)證據(jù)支持對(duì)給定鋼材使用更高的概率。

此外,API 579[46]提供了一系列規(guī)范性詳細(xì)指南,以根據(jù)夏比沖擊能量估算斷裂韌性。當(dāng)沒有有效的斷裂韌性數(shù)據(jù)時(shí),基于參考溫度的程序可以提供鐵素體材料斷裂韌性的保守下限估計(jì)。API 579中描述的第二種方法采用了ASME第XI卷參考曲線方法。這兩種方法都需要由落錘試驗(yàn)確定的零塑性轉(zhuǎn)變溫度和夏比試驗(yàn)得出的溫度的最大值RTNDT,其中試樣在-33 ℃時(shí)表現(xiàn)出至少0.89 mm的側(cè)向膨脹值和不小于68 J的吸收功。在大多數(shù)應(yīng)用中RTNDT不是強(qiáng)制性的,在沒有RTNDT值時(shí),API 579提供了材料溫度豁免曲線方法。這就要求用戶掌握與鋼種及其熱處理?xiàng)l件有關(guān)的信息。允許使用圖形方法直接估計(jì)韌性,但如果材料等級(jí)和熱處理?xiàng)l件未知,則可能會(huì)受到補(bǔ)償。如果工作應(yīng)力很高或焊縫沒有消除應(yīng)力,這通常會(huì)導(dǎo)致缺陷驗(yàn)收極限較差。

API 579還允許采用與BS 7910相同的主曲線方法來預(yù)測下平臺(tái)和轉(zhuǎn)變區(qū)的斷裂韌性。

對(duì)于上平臺(tái)斷裂韌性的估算,API 579提供了2種方法:

1)與平臺(tái)能相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系[45],沖擊能量與J積分在1 mm的韌性撕裂,J1 mm。

2)定義極限:化學(xué)成分未知的材料為110 MPa·m;低硫碳鋼(0.01%或更低)為220 MPa·m。

3 未來研究建議

現(xiàn)階段夏比沖擊的試驗(yàn)方法及條件逐步趨于完善,研究學(xué)者針對(duì)沖擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理展開了大量的研究。通過對(duì)試驗(yàn)機(jī)器的校驗(yàn)來保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性;在分析處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)時(shí)納入不確定度,進(jìn)一步提高試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性;同時(shí),通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)學(xué)模型擬合,能夠獲得更加直觀的材料韌脆轉(zhuǎn)變過渡曲線;還建立了CTOD、J積分與斷裂韌性的轉(zhuǎn)換關(guān)系,從夏比沖擊測試結(jié)果中獲得材料不均勻行為的表征。但是對(duì)于沖擊韌性離散及數(shù)值仿真模型實(shí)現(xiàn)手段的研究,并將其引入韌性分布的可靠性評(píng)估并不多見。未來研究可通過有限元手段的應(yīng)用對(duì)材料沖擊韌性的分布進(jìn)行仿真分析。借助仿真模擬,研究人員可以優(yōu)化夏比沖擊試驗(yàn)的設(shè)計(jì)和分析過程,提高試驗(yàn)的精度和效率,更好地理解材料的韌性行為,并進(jìn)一步提高材料的應(yīng)用水平,進(jìn)一步將夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果引入結(jié)構(gòu)的可靠性評(píng)估,提升材料的應(yīng)用效率和系統(tǒng)的可靠性水平。未來的研究將會(huì)集中于材料微觀組織與韌性離散的關(guān)系及仿真實(shí)現(xiàn)手段,以及系統(tǒng)可靠性水平的評(píng)估模型建立上。

金屬材料的微觀組織結(jié)構(gòu)對(duì)其韌性性能具有很大影響,可以通過對(duì)顯微組織的分析建立對(duì)韌性的預(yù)測方法;通常情況下沖擊試驗(yàn)結(jié)果是一組離散的數(shù)據(jù),在對(duì)離散數(shù)據(jù)進(jìn)行分析評(píng)估時(shí)需要更科學(xué)的方法;同時(shí),對(duì)于金屬材料的韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的韌性與斷裂韌性之間建立轉(zhuǎn)換關(guān)系,對(duì)往后的材料韌性研究更便利。對(duì)未來夏比沖擊試驗(yàn)的研究提出以下展望:1)基于顯微組織的沖擊韌性預(yù)測;2)基于離散數(shù)據(jù)處理的可靠性評(píng)估;3)韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的沖擊韌性和斷裂韌性數(shù)據(jù)的轉(zhuǎn)換關(guān)系。

4 結(jié) 論

1)本文基于夏比沖擊試驗(yàn)的發(fā)展歷程,討論了現(xiàn)階段夏比沖擊試驗(yàn)方法的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)、試樣尺寸、試驗(yàn)要求及數(shù)據(jù)處理與不確定度的處理,針對(duì)夏比沖擊試驗(yàn),相關(guān)試驗(yàn)方法及試驗(yàn)條件已趨于完善,從試驗(yàn)機(jī)到試樣都有較為成熟的形式,目前國際上已存在幾種完善的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)供研究者們?cè)谶M(jìn)行試驗(yàn)時(shí)參考。在后續(xù)數(shù)據(jù)處理過程中,可通過數(shù)學(xué)模型建立CVN、CTOD和J積分與斷裂韌性的轉(zhuǎn)換關(guān)系,并可通過模型的有限元分析預(yù)測金屬材料的沖擊性能。

2)夏比沖擊值作為一個(gè)材料韌性的重要指標(biāo),在對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)做處理時(shí),應(yīng)考慮試驗(yàn)結(jié)果的不確定度以及數(shù)據(jù)的置信度和可靠性。

3)夏比沖擊試驗(yàn)未來的研究方向包括利用有限元技術(shù)對(duì)沖擊試樣進(jìn)行斷裂過程的數(shù)值仿真,將顯微組織特征與沖擊韌性的離散度建立聯(lián)系,并將其引入到結(jié)構(gòu)可靠性分析。在斷裂韌性分析中,有不同的數(shù)學(xué)模型來建立韌脆轉(zhuǎn)變曲線,并有主曲線法來對(duì)斷裂韌性進(jìn)行分析,并進(jìn)行沖擊韌性和斷裂韌性的轉(zhuǎn)換。