LZ50车轴钢疲劳裂纹扩展试验研究Word格式文档下载.docx

1、K ey w ords :LZ50ax le steels ;continuous casti n g ;m ould casti n g ;fatigue crack propagation ;thresho ld va l u eCLC nu m ber :97 Docu m ent code :A A rticle I D :收稿日期:2007-05-10作者简介:包 陈（1982-,男,硕士研究生。LZ50车轴钢目前广泛用于制造铁路车辆的车轴。车轴是铁道车辆走行的重要部件,其质量直接关系到车轴的承载能力和运输安全。我国正在实施高速、重载铁路运输战略,LZ50车轴钢的疲劳断裂性能关系到运

2、输安全。因此,研究LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展规律具有极其重要的意义。本文对两种不同铸造工艺（连铸和模铸的LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展规律进行对比试验研究,揭示二者的疲劳裂纹扩展规律及相互之间的关系。1 试验条件与方法1.1 材料与试样试验材料为连铸和模铸LZ 50车轴钢,其化学成分如表1所示。表1 对比试验材料化学成分（熔炼分析/%工艺编号C S i M n P S A ls 连铸10.530.300.730.0160.0090.030模铸20.500.260.700.0140.0040.033试验材料经过两次独立的正火（温度均为870e 及一次回火（温度510e 。经热处理后,试验材料的常

3、规力学性能如表2所示。表2 试验材料的常规力学性能工艺编号R e L /M Pa R m /M Pa A /%Z /%常温A K u /J连铸135568523.550.536模铸34562030.050.550试样采用标准紧凑拉伸试样（FFCT 试样,两种铸造工艺下的试样各5个,规格为:W =50mm ,B =10mm ,初始切口长度a 0=10mm 。1.2 试验方法试验所用设备为:MTS 80925kN 电液伺服试验机、TestStar 控制系统、COD 引伸计（MTS632102F -20,用于测量CT 试样加载线一侧端面的裂纹嘴张开位移,其标距为5mm 。测试软件采用MTS79011

4、0/SX 。首先根据GB /T 639820001推荐的方法预制疲劳裂纹到约12mm ,加载频率为20H z ,加载比为011,各试样的最大载荷工况如表3所示。表3 试验加载的最大载荷P m ax工艺编号P m ax /kN1-1#51-2#5.5连铸1-3#5.8 1-4#71-5#6.4工艺编号P max /kN2-1#62-2#6模铸2-3#72-46.82-5#6.82 试验结果与讨论连铸和模铸LZ50车轴钢各CT 试样在疲劳裂纹扩展过程中的a -N 曲线如图1所示.结果表明,在长达数十万至百万次疲劳循环加载中,各试样的a -N 曲线都很稳定,载荷越小裂纹扩展速率越小。图1 L Z50

5、车轴钢a -N 曲线根据GB /T639820001推荐,d a /d N 是增量a j -a j -1的平均速率,可简单采用割线法获得裂纹长度a j =（a j +a j -1/2下的平均速率:d a d N j =a j -a j -1N j -N j -1（1式中,j 为计算序号;a j 和N j 分别为某计算序号下的即时裂纹长度和循环次数。令$K j =$K j |a =a j ,则在载荷控制下循环次数为N j 的CT 试样即时$K j 的求解式为:P m in j =R #P max j（$K j =（1-R #K max j $K j =$P jB W 12#fa j W （2式中

6、,f 为由式（3给出的几何因子;R 为加载比;$P j（3由式（1和式（2计算得到材料的d a /d N $K 试验数据。图2给出了连铸和模铸LZ50车轴钢CT 试样的d a /d N $K 双对数试验关系曲线。图2表明,各试样的d a /d N $K 双对数试验数据均集中在一个相对狭小的分散带中,故在此试验基础上可以获得相对稳定的、代表材料裂纹扩展特性的d a /d N $K 关系曲线和裂纹扩展门槛值。为了描述疲劳裂纹扩展速率的规律,Paris 于1963年率先提出了Paris 公式2:d a d N=C （$K n（4采用Paris 公式对图2中疲劳裂纹稳定扩展阶段的d a /d N $K

7、 试验数据进行拟合,如图3所示。从而得到连铸和模铸LZ50车轴钢疲劳裂纹稳定扩展阶段的Paris 公式:连铸:d ad N=21047#10-15（$K 31645（相关系数R =01992模铸:=81189#10-15（$K 31453（相关系数R =01986256实 验 室 研 究 与 探 索第26卷图2 LZ50车轴钢d a /d N $K 关系曲线由图3可看出,当连铸CT 试样的最大载荷P max 介于5kN 和515kN 之间,以及模铸CT 试样的最大载荷P max 介于6kN 和7kN 之间时,d a /d N 值均在10-7mm /Cyc le 量级,且裂纹扩展的门槛值较为集中

8、,为安全计可取最小者为最终裂纹扩展门槛值。即,对连铸钢:$K th =340MPa /mm -1/2,对模铸钢:$K th =370M Pa /mm-1/2。图3 LZ 50车轴钢疲劳裂纹稳定扩展曲线上述Paris 公式仅能描述疲劳裂纹的稳定扩展阶段和应力比R 较小的情况,而后人们在Paris 公式的基础上提出了多种外推公式,如Fo r m an 公式3、W alker 4公式、Cbsure 公式5等等,这些公式各有特点。其中文献6提出的四参数全范围Fo r m an 公式可以较好地表征全范围的疲劳裂纹扩展规律,但是该公式比较复杂,且需要预先测定的疲劳门槛值$K th 和断裂韧性K c 等参数

9、。文献7,8提出了一个适用性广泛且相对简洁的表达式:d a d N =C （$K n 1-（$K th /$K ps（K c /K m ax q -1t （5其中,（K c /K max q-1t项主要反映疲劳裂纹在接近断裂韧度K c 的第三阶段中的扩展特性。因此,对于试验数据点分布在第一、二阶段范围的情况,可令t =0。则（5式简化为=C （$K n 1-（$K th /$K p s （6此时,待定参数仅为C 、n 、p 、s 和$K th 五个。该式不仅可以较好地描述疲劳裂纹扩展第一、二阶段的规律,而且还可以较为准确地确定疲劳裂纹扩展门槛值。根据公式（6采用非线性阻尼最小二乘法对d a /

10、d N $K 试验数据进行拟合,结果如表4所示。 由表4可以看到,采用式（6拟合d a /d N $K 试验数据取得了较好的效果,且各试样的拟合相关系数都在0199以上。图4为两种铸造工艺下LZ50车轴钢CT 试样的全范围疲劳裂纹扩展拟合曲线。为了安全起见,可取曲线簇的外包络线为车轴钢的疲劳裂纹扩展曲线。由此可得连铸和模铸LZ50车轴钢的全范围疲劳裂纹扩展表达式:=1.8210-8$K211781-330316510-401750（相关系数R =019948模铸:=111910-22.178360$K11610-801842（相关系数R =019907从上述表达式中很容易得到连铸和模铸LZ50

11、车轴钢的疲劳裂纹扩展门槛值。$K th =330M Pa /mm$K th =360M Pa /mm可以看到,由式（6得到的疲劳裂纹扩展门槛值与由试验曲线直接得到的门槛值非常接近,其相对误257第11期包 陈,等:表4 d a /d N -$K 曲线拟合参数C n p s $K th /MP a /mm相关系数R 1-1#0.1171.0881.6410-61.095330.0050.99711-2#8.7010-52.0459.7710-110.595378.0010.9954连铸1-3#8.1710-31.6144.5610-100.718370.0050.99511-4#1.2710-4

12、1.7191.0910-80.635454.0050.99771-5#4.3010-102.8151.0910-80.355405.0010.98852-1#4.9710-50.4403.6410-11.723372.3700.99232-2#1.1910-21.5421.6010-80.8423600.9907模铸2-3#6.9310-71.7833.6910-50.672410.0050.99662-4#2.1110-31.6737.1710-100.673408.0050.99322-5#1.3310-91.9412.7510-20.507438.0010.9949图4 LZ 50车轴钢

13、全范围疲劳裂纹扩展拟合曲线差均小于3%。因此,式（6可以合理地描述连铸和模铸LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展规律。图5为两种铸造工艺LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展曲线比较。可以看到,连铸LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展速率高于模铸LZ50车轴钢,疲劳裂纹扩展门槛值明显低于模铸LZ50车轴钢。由此表明,连铸LZ50车轴钢的疲劳扩展性能不如模铸LZ50车轴钢。图5 不同铸造工艺下LZ 50车轴钢的疲劳裂纹扩展曲线比较3 结 论（1Paris 公式可以较好地描述连铸和模铸LZ50车轴钢疲劳裂纹稳定扩展阶段的规律,其拟合相关系数都在01986以上。（2公式（6可以合理地描述连铸和模铸LZ50车轴钢全范围的疲劳裂

14、纹扩展规律,拟合相关系数都在0199以上;同时,由式（6得到的疲劳裂纹扩展门槛值与由试验曲线直接得到的门槛值接近,相对误差均小于3%。（3连铸LZ50车轴钢的疲劳裂纹扩展门槛值低于模铸LZ50车轴钢,其疲劳裂纹扩展性能不如模铸LZ50车轴钢。参考文献（R eferences:1 欧阳辉,刘俊州,丁傅付,GB /T 63982000金属材料疲劳裂纹扩展速率试验方法S.金属材料物理试验方法标准汇编（上,第2版.北京:中国标准出版社,2002:704-7422 Pari s P C,E rdogan F .A criti ca l anal ysis of crack propagati on l

15、a w sJ .J ournal of Bas i c Eng i neeri ng ASM E （Seri es D ,1963,85:528-5343 For m an R G,Kearn ey V E,E ngle R M.Num erical an al ysis of crackp ropagation i n cyclic load ed structres J .J ou rnal f o BasicEngi n eeri ng ,T rans AS M E （Seri es D ,1967,89:459-4644 W alker E K.The eff ect of stres

16、s rati o du ri ng crack propagati on andfati gu e f or 2024-T3and 7075-T6al um i nu m A .E ff ects ofEnvironm en t and Co m p l ex Load H i story on Fati gue L ifeC .AST MSTP 462,ASTM,Ph iladel ph i a ,PA :1-14（下转第272页起裂阶段CTOA 值较大,裂纹扩展长度与韧带厚度比值425之间,CTOA 值基本恒定为716b ,裂纹扩展即止裂前CTOA值又逐渐增大。图9 4mm 试件的CTOA

17、 测量值F i g .9 M easured CTOA of 4mm spec i m en2.3.2 韧带厚8mm 试件的CTOA 值图10中可以看到裂纹起始时,C TOA 值比较分散,裂纹扩展长度与韧带厚度比值410之间,CTOA值基本恒定为1113b ,裂纹扩展即将止裂前CTOA 值又逐渐增大。图10 8mm 试件的CTOA 测量值F ig .10 M easured CTOA of 8mm spec i m en韧带厚度为4mm 和8mm 试件的CTOA 值分布规律:裂纹起裂阶段CTOA 值较大,随后裂纹进入较为平稳的扩展阶段,CTOA 值趋于恒定,止裂前阶段,CTOA 的值又逐渐增大

18、。裂纹起裂阶段CTOA 值较大,可能是由平面撕裂及裂尖钝化引起的;止裂前阶段CTOA 值较大,则可能是由于裂尖已接近试件边缘。（1本试验采用了准静态的撕裂过程以及试件有足够的裂纹扩展长度,更接近输气管道上的裂纹动态扩展过程,有利于获得稳定的裂纹扩展。（2韧带厚度为4mm 、8mm 试件的稳态的裂纹扩展阶段分别为:裂纹扩展长度与韧带厚度比值425、410之间;其稳态扩展CTOA 值分别为7.6b 、11.3b 。 （3试件的韧带厚度越小,裂纹尖端越接近于平面应力状态,越容易获得稳定的扩展过程,且稳态裂纹扩展的CTOA 值随试件韧带厚度的增加而增大。（4厚的试件不易获得稳定的裂纹尖端张开角的原因是

19、容易在试件的悬臂端产生塑性铰而使裂纹改变方向。（5所有获得稳态裂纹扩展的试验,均是从线切割加工的钝形缺口直接起裂,因此,没必要预制疲劳裂纹和加工尖角缺口。1 帅 健,张 宏,王永岗,等.输气管道裂纹动态扩展及止裂技术研究进展J.石油大学学报（自然科学版,2004,28（3:129-135.2 陈福来,帅 健.输气管道延性断裂的止裂结构及韧性确定方法J.压力容器,2006,23（7:39-43.3 冯耀荣,庄 茁,庄传晶,等.裂纹嘴张开角及在输气管线止裂预测中的应用J.石油学报,2003,24（4:99-107.4 Ne wm an Jr .J C,Ja m esM A,ZerbetU.A re

20、vi e w of t h e CTOA /CTODfract u re criteri on J .Eng i neeri ngFract ure M echan i cs ,2003,70:371-385.5 帅 健,张 宏,许 葵.输气管道裂纹动态扩展的数值模拟J.油气储运,2004,23（8:5-8.6 H ors l ey D J .B ackground to t he use of CTOA f or predicti on ofdyna m i c ductile fracture arrest i n pipeli nesJ.Engi n eeri ng Fract ure

21、M echan i cs ,2003,70:547-552.7 Rudland D L ,W il ko w sk iG M,Feng Z .Exp eri m en t a l i n vesti gation ofCTOA i n p i p eli ne st eel s J .Engi neering Fracture M echan ics ,2003,70:567-577.8 OD onoghue P E,Kann i nen M F ,Leung C P,et a.l The d evelopm entand vali dation of a dyn a m ic fractur

22、e prop agati on m odel f or gas trans m i ss i on p i peli n esJ.P ressureV essel&piping ,1997,70（1:11-25.9 Sh teren li nkht A ,H as he m i S H,H oward I C.et a.l A speci m en f orstudy i ng t h e resistance to ductile crack propagati on i n p i p es J .Eng i neeri ng FractureM echanics ,2004,71:199

23、7-2013.10 H as he m i S H,H o w ard C,Rate R .Exp eri m en tal st udy of t h icknessand fati gue p recrack i ng i n fluence on the CTOA toughness values of h igh grade gas p i peli ne steel C /Proceedi ngs of I PC 2004In t ernational P i peli ne Con ference .C al gary ,C anada :IPC04-0681,2004.11 H

24、as he m i S H,H o w ard C,Y ates R.A s i ngle speci m en CTOA testm ethod f or eval uati ng t h e crack ti p open i ng angle i n gas p i peline steels C /Proceedings of IPC 2004In t ernati onal P i peline Conference .Ca l gary ,C anada :IPC04-0610,2004.（上接第258页5 For m an R G,M ett u S R.B ehav i or of surface and corner crackss ub j ect ed to t en sile and bend i ng l oads i n t-i 6A -l 4V all oy C .Fract ureM echan ics :Tw enty -second S y mpos i um,1992,AST M STP 1131,1:519-5466 李慧涌,熊峻江.四参数全范围d a /d