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本科毕业设计（论文）外文翻译

题目:

III型载荷分量对N80套管钻井

用钢断裂韧性的影响

学生姓名：

孙福洋

院（系）：

材料科学与工程学院

专业班级：

材物0801

指导教师：

许天旱

完成时间：

2012年3月15日

动态应变时效对Armco钢I/III复合型断裂韧性的影响

InfluenceofdynamicstrainageingonmixedmodeI/IIIfracturetoughnessofArmcoiron

作者：

M.Srinivasa，∗，S.V.Kamata，P.RamaRaob

a印度国防冶金研究试验室

b印度国际先进粉末冶金和新材料研究中心（ARCI）

2005年9月28日投稿；2006年8月8日修订；2006年8月8日出版

外文翻译译文：

摘要：

在I型和I/III复合型载荷作用下，温度从室温升高到673K的条件下进行断裂韧性试验。

Armco钢的动态应变时效（DSA）的温度变化范围被确定在383K到573K之间。

在DSA作用下断裂韧性有显著增加，并且对应变硬化指数的增加有影响。

然而，断裂韧性的大小会随加载角度的增加而减小。

在DSA温度范围下（≤383K）检测时，断裂韧性降低的幅度会很大。

可以理解为I/III复合型应力场和操作断裂机制的性质所造成的。

然而，在更高的温度条件下，即在DSA温度范围内（383–573K），III型载荷的作用效果将会减小，这主要归因于导致断裂韧性增加的DSA所引起的反作用效应。

关键词：

动态应变时效；I/III复合型断裂韧性；Armco钢

1.介绍

在稀释铁合金和钢中动态应变时效（DSA）的现象已经很好的得到诠释了。

在塑性变形过程中DSA与溶质原子和位错的交互作用相关。

当这两种缺陷类型的时间尺度顺序相同时，位错移动速度和溶质原子到达位错中心的速度便产生竞争关系。

通过发展动力学模型来研究复杂时空的现象取得了相当大的进展。

DSA可以通过应力应变拉伸试验的锯齿状曲线观测分析，DSA影响流动应力和应变硬化指数的增加，延展性的降低，以及试验结果这些都已经在参考文献中得到广泛的应用分析。

然而，DSA对断裂韧性的影响尚未被分析透彻。

DSA对I型商业钢的断裂韧性的影响的研究显示出在DSA检测中断裂韧性的起始韧度（JIc）会降低。

另一方面，Srinivas等人发现在DSA操作温度范围内Armco钢的断裂韧性（JIc）会显著增强。

对Armco钢和商业用钢的DSA检测中断裂韧性的行为分为两种，主要归咎于实际上Armco钢是粒子自由，于是在断裂进展方面应变硬化指数增加的作用和商业用钢相比是不同的。

在近几年中，对于复合型载荷断裂韧性的研究取得了关注，就像在大多数结构中裂纹或者缺陷很少是在纯粹的I型载荷作用下出现。

在各种可能结合的混合模型断裂中，在具有高断裂韧性的延展性材料中最普遍的是I/III复合型断裂。

这种复合型载荷断裂的表现形式主要包括倾斜断裂和在不断增长的I型载荷裂纹所在自由表面上剪切纯的形成。

不同III/I复合型载荷比例对具有高延展性材料的断裂韧性的影响的研究已经报道，并且这些研究证实III/I复合型载荷比例的增加会导致断裂韧性的急剧降低。

这可以归因于在裂纹的轨迹中随着III/I复合型载荷比例的不断增加应变局部化，这上升到应变局部化的催化机制导致孔洞的成核，并且孔洞成核反过来进一步引起应变局部化。

然而，这些研究局限于室温，还没有高温下I/III复合型载荷断裂韧性的研究，尤其是在高温下的DSA检测过程中。

本次研究的目的是在某一温度下对单相粒子免费材料Armco钢进行的复合型载荷断裂韧性试验。

2.试验过程

Armco钢，含有按重量百分数%，C含有0.008%，Si含有<0.02%，Mn含有0.04%，S含有<0.003%，P含有<0.004%，并且有一个尺寸平均为38μm的截线粒用于现在的试验。

拉伸试样分别使用在298，383，423，473，523，573和673K的标准样本，正常应变速率为6×10−3S−1下在滚珠丝杠驱动普通拉伸试验机Instron5500上进行拉伸试验。

在温差为±2K的恒温环境试验箱中试验温度高于573K的情况已经得到研究。

在温差为±2K的恒温管式炉中试验温度低于673K的情况也已经得到研究。

图1修改的紧凑拉伸试样几何形状，所有尺寸单位为mm

一种改进的紧凑拉伸试验几何被用于断裂韧性试验（如上图1）。

加载角度选择在φ=0，30，45◦。

φ=0◦对应纯粹的I型载荷，而φ=30和45◦将增加III型载荷元件的作用。

断裂韧性试验对于加载的三个角度均在298（室温），383，423，473，573和673K条件下进行。

在温差为±2K的恒温环境试验箱中试验温度高于573K的情况已经得到研究，而在温差为±2K的恒温管式炉中试验温度低于673K的情况也已经得到研究。

Kamat等人建议多个标本或者单个标本技艺的选取关键在伸展区的宽度（SZWc）测量，这被用于评价在φ=45◦条件下的断裂韧性。

至少有三个具有相同尺寸的式样进行测试。

在单试样技术的情况下使用两个标本。

然而，基于SZWc的测量法只有一个标本技术被用来加载另外两个角度。

在φ=30和45◦时标本中的疲劳预裂纹要被排除，这是因为疲劳预裂纹的旋转倾向于I型载荷的方向。

因此，通过线切割放电加工（EDM）将样本中的预裂纹全部搞定。

一个直径为0.2mm的电线被使用。

断裂韧性试验是在升温速率为1mm/min的MTS880液压伺服试验机上进行的，并且负载与载重线位移（LLD）被记录。

标本上的疲劳后裂纹用来划定延展区和稳定裂纹扩展区。

延展区在疲劳预裂纹和稳定裂纹增长区之间没有什么特征，它代表了由于钝化引起的裂纹扩展。

延展区开始随载荷增加而增加，但延展区达到临界值就会饱和。

测量延展区宽度的关键步骤是使用如下的扫描电子显微镜。

样本的安装应该是断口垂直于入射光。

在一个轴平行于初始加工缺口，然后然入射光倾斜45◦。

SEM照片在（3/8–5/8）B范围内放大到50-100倍后被记录下来，其中B是试样厚度。

从SEM照片上取六个不同的点计算其平均值来估算临界延展区宽度。

破坏的式样断裂表面也经过SEM检验来观测断裂特征。

3.结论

晶粒尺寸为38μm的Armco钢的拉伸性能如表1所示，屈服强度随试验温度升高而降低，而最终的拉伸强度和应变硬化指数n随着试验温度升高而增加，并在473K时达到最大。

随着温度进一步升高，UTS和n将会降低。

在673K时UTS和n值比在298K时所达到的值低。

在试验温度为383-473K之间，拉伸载荷与位移曲线呈现出锯齿流变现象。

同样的现象已经被针对碳钢的Li和Leslie以及针对低碳铁Keh等人报道了。

目前的研究中我们认为在断裂韧性试验中只有试验温度在423K和473K时载荷与载重线位移曲线才呈现出锯齿状，并且在423K时达到最大强度对于所有的负载角度。

在小于等于383K和大于等于523K试验温度区间不出现锯齿状。

对于不同的试验温度在加载角度为φ=45◦时的负载与载重线位移曲线关系（如图2）。

针对晶粒尺寸为78μm在I型载荷作用下同样的现象以被Srinivas等人观察到了。

试样在加载φ=45◦的情况下，其中多个试样技术被应用，J值对于各个试样加载得到的不同位移关系式是：

J=2U/bBeff

（1）

其中U是负载与LLD作用下的总能量，b是裂纹尖端前的韧带，Beff是试样的有效厚度，即Beff=B/cosφ。

获得此公式价值在于可以测得抵制同种试样的裂纹扩展。

试样在I/III复合型载荷作用下加载角度为φ=45◦，测试温度分别在298，383，473，573和673K下，J和△a曲线关系如图3。

在扫描电子显微镜下显示出的具有代表性的临界延伸区宽度与试验温度分别为298，383，473，573和673K时的关系如图4。

在所有温度下测得的临界延伸区宽度平均值（SZWρc）见表2。

J–SZWc值叠加在各个J–△a图上（如图3）。

J–SZWc线应该与Y-axis线平行并且与J–△a回归线相交。

直线过交叉点和原点表明材料发生钝化行为。

钝化线和J回归线的交叉点记作JtcApp。

断裂韧性值涉及如（JtcApp）的评估是根据试样初始为110μm的缺口根半径而不是根据疲劳预裂纹。

得到的JtcApp值见表2。

表1晶粒尺寸为38μm的Armco钢的拉伸性能

图2在加载角度φ=45◦时不同温度下负载与载重线位移曲线之间的比较。

加载角度为φ=45◦，温度分别在423K，473K，523K和573K下时扫描电子显微镜下断口形貌呈现出的快速断裂（F）和韧窝（D）区的裂纹稳定增长区和韧性韧窝的断裂。

图3：

不同温度下，加载角度φ=45◦时J–△a关系曲线

表2加载角度为φ=45◦时临界延伸区宽度和断裂韧性值

图4加载角度φ=45◦，温度分别为（a）298K，（b）383K，（c）423K，（d）473K，（e）573K和（f）673K时在扫描电子显微下断口形貌所呈现出的SZWc

单个试样在加载角度为φ=45◦时的JtcApp值使用下面的方程：

JtcApp=2mσyt（1.00−0.005φ）SZWρc

（2）

其中m是制约因素，与材料的应变硬化指数n有关，σyt是平均屈服强度和极限抗拉强度，φ是加载角度。

对于Armco钢n﹥0.2时，m取2。

Jtc的值见表2.如果试样在φ=0和30◦加载，得到两个数值具有可比性，然而单个试样只能基于采用延伸区宽度的方法。

测得的试样在φ=0和30◦加载作用下临界延伸区宽度见表3和表4。

由方程

（2）计算得到的SZWc可估测断裂韧性值JtcApp。

JtcApp值在表3和表4中给出。

表3加载角度为φ=0◦时的临界延伸区宽度和断裂韧性值

表4加载角度为φ=30◦时的临界延伸区宽度和断裂韧性值

Kamat等人认为采用一种工艺针对钝缺口试样来估测韧性材料的缺口根疲劳预裂值。

他们的研究表明在I/III复合型载荷作用下缺口根的纯断裂韧性计算公式为：

Jtc=2mσyt（1.00−0.005φ）（SZWρc−ρ）（3）

φ为角度，ρ为缺口根半径，SZWρc为对于特殊的缺口根半径所测得的SZWc值。

在加载角度为φ=0，30，和45◦载荷作用下更正的临界延伸区宽度和计算得到的缺口根纯断裂韧性值Jtc见表2-4。

不同加载角度下对应各个试验温度的Jtc值见图5。

对于所有的加载角度，在温度从RT上升到383K时，Jtc随温度升高缓慢升高，超过383K时Jtc会迅速升高，直到额外加温过高时开始降低。

在I/III复合型载荷作用下加载角度为断裂韧性φ=30和45◦时得到的断裂韧性与在I型载荷作用下（加载角度为φ=0◦）时的断裂韧性相似。

然而，对于加载角度为φ=0◦时Jtc在温度为423K时达到最大，而加载角度为φ=45◦时Jtc在温度为473K时到达嘴最大。

在室温到最高温度之间，加载角度为φ=0，30，和45◦载荷作用下，Jtc的最大增量为53%，84%和100%。

不同的测试温度和加载角度作用下Jtc的变化（如图6）表明对于所有试验温度下断裂韧性随加载角度而降低。

降低的速率在室温（298K）时很大，当高于423K时，随温度升高而逐步降低。

在不同试验温度下扫描电子显微镜下断口形貌如图2所示，表明温度≤383K和673K时在断裂表面出现韧窝。

另一方面，在423-573K之间，在断裂表面会快速出现断裂（用F标记）和韧窝（用D标记）。

试样在加载角度为φ=45◦时断裂表面上的韧窝在剪切应力或III型载荷方向上会稍微增长。

在其它加载角度φ=0和30◦时观测到同样结论。

图5在加载角度φ=0，30，和45◦时Jtc随试验温度变化的关系

图6（a）不同温度下断裂韧性随加载角度变化的关系（b）不同温度下Jtc模量

随加载倾斜角度变化的关系

4.讨论

4.1DSA区

应力-应变曲线和负载与载重线位移曲线内所呈现出的锯齿状表明DSA的发生。

在目前的研究中，温度为423K和473K时的锯齿状（如图2）表明在此温度下DSA发生。

在稳定的断裂区对应这两个温度（如图2）下扫描电子显微镜下的断口分析表明快速断裂区（F）和韧性韧窝区（D）交替出现。

验证在负载和LLD载荷区域和断裂区域内是否会有锯齿状决定在于DSA的作用，在载荷作用下断裂韧性测试已得出。

如果在位移控制试验中的锯齿状是由于非稳定断裂造成，那么试样在一个载荷单元作用下将发生灾难性的断裂。

另一方面，如果在位移控制模型试验中的锯齿状是由于DSA作用产生，在单个载荷试验下负载与LLD区域将显示在分步进行下逐步增加。

图7（a）在负荷控制模式下温度为423K时，负载与载重线位移之间的关系曲线（b）在负荷控制模式下温度为423K，加载角度为φ=30◦时，在快速断裂（F）和韧窝断裂模型（D）交替区域扫描电子显微镜下断口形貌呈现出的稳定裂纹区域。

载荷控制下的断裂韧性试验在恒定负荷率为0.5KN·S−1的伺服液压测试系统MTS880上被测试出来了。

试验是在温度为423K，加载角度为φ=30◦条件下进行的。

负载与LLD如图7a。

在位移控制模型下所观测到的锯齿状被载荷控制试验一步一步取代。

然而，就目前研究所取得的步骤并不能平复以前的报道当在软机上进行拉伸试验。

在每个单位负载与LLD区域内载荷的少量降低都是斜坡运动的后果，其并不能跟上当时的应变率。

扫描电子显微镜下的断口形貌同样呈现出由快速断裂和韧窝组成的稳定断裂扩展区，类似于在位移控制试验中所观测到的。

因此，载荷控制试验表明在位移控制试验中和在快速断裂和韧窝区观测到的锯齿状都是DSA的表现。

扫描电子显微镜断口形貌在试验温度为523K和573K时同样呈现出快速断裂和韧窝交替区域（如图2）类似于在423K和473K时负载与载重线位移曲线所取得的。

另一方面，在温度≤383K和673K时扫描电子显微镜下的断口形貌在稳定断裂区域只能观测到韧窝（如图2）。

这表明在快速断裂和韧窝交替区域的断口形貌可以用来鉴别在任何特殊温度下DSA的作用。

尽管在相对位移载荷区不能观察到锯齿线，但在523K和573K温度时在扫描电子显微镜下观察断口形貌，可以看到快速剪切区和韧窝区出现的交替区（如图2）与423K和473K温度时观察到得相似。

另一方面，温度低于383K时和在673K时，用扫描电子显微镜观察断口形貌只能看到稳定断裂区的韧窝区（如图2）。

这意味着快速剪切区和韧窝区交替区的断口形貌观察证明了在任一特定温度下DSA的发生。

图8YS，UTS和n随温度变化的关系

在任意材料中给定应变速率的DSA发生的温度由屈服强度（YS）决定，极限抗拉强度（UTS）和应变硬化指数（n）随温度的变化如图8所示。

众所周知，DSA发生的温度UTS和n都会上升，然而YS降低。

图8事例说明在383-573K温度变动范围内室温下UTS和n有较高值并在473K时出现一个峰值，然而随着温度升高YS会单调下降。

晶粒尺寸为38μm的工业纯铁的DSA温度范围在383-573K之间。

但是，有意思的是在载荷位移区发现锯齿通常是证明DSA变动只发生在温度为423K和473K时。

如果出现锯齿流变，需要通过扫描显微镜观察断裂行为特征和测试拉伸性能从而正确地认识DSA机制对DSA的发生时很重要的。

4.2断裂韧性

相对于DSA温度变动，对不同荷载角JIc会有一个重要的上升温度（如图5）。

由于在移动位错原子和间隙原子时互相强烈的影响作用，在拉升或者模式I载荷下工业纯铁中出现DSA，比如C和N在工业纯铁中作为杂志出现，同样在I/III型混合载荷条件下也应该一样。

值得注意的是随着DSA温度变动复合型I/III断裂韧性的变化也反映了n随着温度的变化（如图5和图8）。

因为滑移和较大的塑性区尺寸n上升。

工业纯铁中由于在晶界滑移带撞击或者是滑移带互交形成孔洞形核（如图9），n的上升说明形成空洞要求有大量能量输入使产生高应变。

研究发现较高的n抑制形核率。

对工业纯铁来说在荷载角研究中，这两个因素是因为DSA变动温度的较高的JIc值。

为了了解混合I/III型载荷对纯铁断裂韧性的影响，在I型断裂和混合I/III型断裂之前检查形变场的自然特性以及断裂机制是必要的。

在纯I型断裂中，从裂纹面开始，近尖端塑性形变区由45°向135°定向排列展开。

另一方面，尽管I型裂纹诱导裂纹尖端形变区部分，在混合I/III型裂纹中仍以相似规律展开，III型裂纹诱导裂纹面前端部分形变区。

荷载角与I型裂纹联系紧密，在复合型裂纹之前的形变区以I型裂纹为主。

但是，随着荷载角的增大，在裂纹轨迹上，III型裂纹区出现不断增大的剪切应变区。

铁在三种载荷角下断裂在可操控的DSA变动温度上下具有典型的空洞形核、长大、聚合机制。

在温度变动范围内，DSA是可进行操作的，断裂机制如之前陈述有交替快速断裂和韧窝断裂。

在裂纹稳定扩展区快速断裂可以理解为由于间隙溶质原子位错造成裂纹尖端的应力集中引起。

一旦快速断裂发生，初始裂纹形成之前应力集中会降低通过韧性韧窝模式加快裂纹扩展和裂纹传播直到溶质原子位错更加深远。

从以上讨论中，从DSA不能进行操作的温度范围（≤383和≥573K）和可以进行操作的温度范围383K和573K之间考虑混合I/III型载荷角对断裂韧性的影响。

图9扫描电子显微镜下的断口形貌呈现出（A）在I型载荷作用下通过滑移带的相互交汇导致裂纹尖端的无核现象（a）晶界上的滑移带的交点（b）和（B）I/III复合型载荷作用（加载角度φ=45◦）

在温度范围（298-383K）内DSA是不能进行操作的，随着载荷角的增大或者III型载荷成分的增大断裂韧性降低（如图6a）。

在其他研究中对不同韧性材料断裂韧性也同样降低。

随着载荷角增大断裂韧性的降低是因为III型载荷出发自发剪切区形核机制。

根据此机制，在裂纹轨迹中，III型载荷叠加引起部分剪切应变，使得引起第二相晶粒不相容应变或者晶界剪切带互相影响促进形核。

一旦孔核形成自发形成机制更加加强剪切区。

自动进行过程涉及促进形核和加深剪切区引起断裂韧性下降。

在383-573K的DSA温度范围之内，随着载荷角的增大断裂韧性将会下降但是断裂韧性的下降比观察到得DSA出现的温度变动小（如图6a）。

如图6b所示以温度为横坐标通过载荷角绘图很容易观察绘制JIc的模量的斜率。

这是因为在DSA区下，存在两个相互对立的因素。

加载角度的增加使应变位移沿裂纹轨迹延伸。

然而应变硬化指数n的增加主要是DSA作用导致形变均匀化。

在DSA区下断裂表面上同样呈现出快速断裂区（比如裂解过程）。

初始时断裂模型只是受部分I型载荷作用影响而不受部分III型载荷的影响。

因此，最终结果就是混合I/III型载荷在降低断裂韧性方面部分是DSA作用增加断裂韧性的影响，因此在室温383K时韧性下降的程度随加载角度增加而降低相对于试验温度423K来说，此时DSA作用，现象在某种程度上有些不同，因为温度为423K加载角度φ=0◦时，断裂韧性主要归因于DSA作用，同样会发生在温度为473K加载角度φ=45◦条件下。

很奇怪，图6也显示出当温度高于573K时，此时DSA不发生作用，断裂韧性随加载角度而减小的现象并不十分明显，而且和在DSA区下观测到的一样。

这很类似于在高温下，位错流动性和交滑移趋势增加，因此在减弱III型载荷作用影响条件下纯应变位移变得更加困难。

温度从423K加载角度φ=0◦到473K加载角度φ=45◦之间，断裂韧性出现最高点，正如上面所讨论过的。

虽然已经应用的应变率类似于所有的加载角度，由于纯应变位移的增加使在裂纹尖端的应变率随加载角度增加而增加。

在加载角度和高温下会导致试样的脱位速率，从而将溶质原子锁在位错中。

结论：

（1）晶粒尺寸为38μm的Armco钢，在温度变化由383K到573K之间时，其UTS和应变硬化指数n随温度变化会发生动态应变时效。

（2）温度在423K和473K，加载角度分别为0，30和45◦时，断裂韧性试验中观测到的锯齿状归因于DSA作用。

断口形貌上所观测到的交错出现的快速断裂和韧窝区，在523K和573K时可用来鉴别DSA。

（3）在三个角度同时加载的情况下发现，Armco钢在DSA温度区间断裂韧性会显著增加。

这可以解释为DSA使应变硬化指数n增加作用的结果。

（4）对于所有的加载角度，断裂韧性会随加载角度增加而降低。

这可以解释为基于复合型裂纹起始处的变形性质和断裂发生的机制共同作用的结果。

其降低的程度会减弱高温DSA区，这主要归因于动态应变时效和断裂韧性的增加。

致谢：

作者十分感谢国防研究和发展组织为此提供资金和相关设备。

感谢VydehiJoshi在扫描电镜研究上的帮助。

其中一名作者十分感激印度空间组织授予其教授职称。

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