球墨鑄鐵斷裂韌度測試技術(shù)研究進(jìn)展

鄭國華，張欣耀,2，陳 沛，單建軍，田慶年

(1.中國船舶重工集團(tuán)公司第七二五研究所，洛陽 471023；2.河南省船舶及海工裝備結(jié)構(gòu)材料技術(shù)與應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，洛陽 471023)

0 引 言

球墨鑄鐵具有較高的強(qiáng)度、優(yōu)異的耐腐蝕性能，并且其生產(chǎn)工藝和設(shè)備簡單，近年來在軌道交通、風(fēng)電、核電、南北極開發(fā)等領(lǐng)域的高端裝備上得到了廣泛應(yīng)用[1-3]。目前，關(guān)于球墨鑄鐵的研究主要集中在硅強(qiáng)化鐵素體球墨鑄鐵[4]、低溫高韌性球墨鑄鐵[5]、城市軌道交通車輪用球墨鑄鐵[6]、乏燃料運(yùn)輸容器用球墨鑄鐵等新型球墨鑄鐵材料的研制和開發(fā)上；而在性能方面，除了拉伸、沖擊等常規(guī)力學(xué)性能外，斷裂韌性也成為關(guān)注的重點(diǎn)。斷裂韌度是材料斷裂韌性指標(biāo)，是重要的抗斷指標(biāo)，是工程材料安全服役的關(guān)鍵參量[7-11]；其定義為在彈塑性條件下，裂紋發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展的臨界狀態(tài)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子(亦即臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子)，反映的是材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的能力。目前，斷裂韌度的測試還是主要基于傳統(tǒng)的斷裂力學(xué)應(yīng)力強(qiáng)度因子K理論而進(jìn)行；該方法用于評(píng)價(jià)傳統(tǒng)的高強(qiáng)低韌材料是有效且可行的，但是不適用于新型高韌性的球墨鑄鐵材料。為了開展高韌性球墨鑄鐵材料的斷裂韌度測試評(píng)價(jià)，有效指導(dǎo)其工程應(yīng)用，總結(jié)斷裂韌度研究進(jìn)展并提出有效的測試方法就顯得尤為重要。為了給廣大研究人員提供參考，作者綜述了各種斷裂韌度測試方法，總結(jié)了溫度、顯微組織和試樣尺寸對(duì)球墨鑄鐵斷裂韌度的影響規(guī)律，探討了試樣裂紋長度測定問題，介紹了基于J-Q(J積分-三軸性應(yīng)力因子)理論的球墨鑄鐵斷裂韌度測試方法并提出了未來研究的重點(diǎn)。

1 斷裂韌度及其測試方法

根據(jù)受載方式的不同，斷裂韌度分為準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度和動(dòng)態(tài)斷裂韌度。準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度根據(jù)裂紋尖端應(yīng)力狀態(tài)的不同，又分為平面應(yīng)變斷裂韌度(屬于線彈性斷裂力學(xué)范疇)、彈塑性斷裂韌度和裂紋尖端張開位移(CTOD)；動(dòng)態(tài)斷裂韌度主要是指在沖擊載荷作用下的斷裂韌度。

1.1 平面應(yīng)變斷裂韌度KIC測試方法

材料發(fā)生斷裂時(shí)，其裂紋形式通常有張開型(I型)、滑開型(II型)和撕開型(III型)3種，其中I型裂紋導(dǎo)致的斷裂最危險(xiǎn)，破壞也最大，因此在工程上最受關(guān)注。在I型加載方式下(外加應(yīng)力與裂紋面垂直)，有限寬長條板中單邊裂紋前端的應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ的表達(dá)式為

KI=Yσ(πa)1/2

(1)

式中：Y為形狀因子；σ為外加應(yīng)力；a為裂紋半長。

當(dāng)外加應(yīng)力σ增大至某一臨界值σc，使得裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展時(shí)，這時(shí)的臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子就叫做材料的斷裂韌度，用KIC表示。而如果試樣足夠厚，屬于平面應(yīng)變狀態(tài)，則該臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子就叫做平面應(yīng)變斷裂韌度。平面應(yīng)變判定條件為試樣厚度B、裂紋半長a和W-a(W為試樣寬度)同時(shí)大于2.5(K/Rp0.2)2(K為應(yīng)力強(qiáng)度因子；Rp0.2為屈服強(qiáng)度)。

鐵素體只有在足夠低的溫度(通常為-100 ℃或更低)下才會(huì)發(fā)生脆性斷裂[12]，因此對(duì)球墨鑄鐵而言，只有在足夠低的溫度下才能滿足平面應(yīng)變條件。此外，除非采用非常厚的試樣，否則在高于-40 ℃的溫度下也無法測得有效的平面應(yīng)變斷裂韌度。例如GGG-40球墨鑄鐵，其屈服強(qiáng)度為277 MPa，采用J積分法測得其室溫下的平面應(yīng)變斷裂韌度KJIC為102.1 MPa·m1/2,代入式(2)計(jì)算可知，其試樣厚度至少需為340 mm，才能使用線彈性斷裂力學(xué)(LEFM)技術(shù)獲得有效的室溫平面應(yīng)變斷裂韌度KIC。

1.2 彈塑性斷裂韌度JIC測試方法

隨著冶金質(zhì)量的提高，材料的韌性大幅提升，斷裂韌性明顯優(yōu)化。隨之而來的問題是，高韌性材料因不能滿足平面應(yīng)變條件，通過斷裂韌度試驗(yàn)只能得到條件值KQ，而無法測得有效的平面應(yīng)變斷裂韌度KIC。在這種背景下，選用小尺寸緊湊拉伸(CT)試樣或三點(diǎn)彎曲(SEB)試樣，在液壓伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上對(duì)試樣連續(xù)穩(wěn)定加載，得到一系列不同裂紋擴(kuò)展長度Δa下的數(shù)據(jù)點(diǎn)(Δa，J)，通過數(shù)據(jù)擬合即可得到彈塑性斷裂韌度JIC，繼而轉(zhuǎn)換成KJIC；這種方法是大多數(shù)科研工作者的選擇。轉(zhuǎn)換表達(dá)式為

KJIC=[EJIC/(1-ν2)]1/2

(2)

式中：KJIC為由JIC轉(zhuǎn)化得到的平面應(yīng)變斷裂韌度；E為彈性模量；ν為泊松比。

隨著斷裂韌度測試方法和標(biāo)準(zhǔn)的演變和更新，彈塑性斷裂韌度JIC計(jì)算公式的主體部分沒有變化，仍然還包含彈性部分Je和塑性部分Jp；但是Je中的形狀因子由g(a0/W)更新為g[(a0+Δa)/W]。此外，測試方法也得到進(jìn)一步的擴(kuò)展，由僅能通過施力點(diǎn)位移q來測試，擴(kuò)展到通過裂紋嘴張開位移V也可以測試。

對(duì)于不滿足平面應(yīng)變條件，且能發(fā)生裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展的材料，可選擇進(jìn)行彈塑性斷裂韌度JIC測試，以JIC作為其斷裂韌性指標(biāo)，或者進(jìn)一步通過式(2)將JIC轉(zhuǎn)換成KJIC，從而指導(dǎo)球墨鑄鐵材料的選材、設(shè)計(jì)及結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定。

1.3 CTOD測試方法

一些止裂鋼或高韌性材料在斷裂時(shí)會(huì)發(fā)生大范圍屈服或全面屈服，即斷裂前塑性區(qū)尺寸已接近或顯著超過裂紋尺寸，裂紋發(fā)生彈塑性擴(kuò)展進(jìn)而在較大應(yīng)力水平下發(fā)生斷裂。對(duì)于此類材料，通常采用CTOD來評(píng)價(jià)其斷裂韌性。

CTOD測試方法是1963年在英國發(fā)展起來的。裂紋尖端張開位移與裂紋長度和外加應(yīng)力之間的關(guān)系如下：

(3)

式中：δ為裂紋尖端張開位移。

當(dāng)裂紋尖端張開位移達(dá)到某一臨界值δc時(shí)，裂紋發(fā)生不穩(wěn)定擴(kuò)展導(dǎo)致試樣斷裂，因此CTOD法把裂紋尖端張開位移作為大范圍屈服下裂紋尖端附近應(yīng)力場和位移場的描述參量，將裂紋開始失穩(wěn)擴(kuò)展前的臨界張開位移δc作為斷裂韌度的指標(biāo)，作為斷裂判據(jù)。

1.4 動(dòng)態(tài)斷裂韌度KId測試方法

材料動(dòng)態(tài)斷裂韌度KId的測試方法并沒有像準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌度那樣完善并已經(jīng)標(biāo)準(zhǔn)化[13]。國外從20世紀(jì)80年代左右就開始了金屬材料動(dòng)態(tài)斷裂韌度的研究，起初采用的方法各異且測試結(jié)果可靠性較差，難以推廣使用，近年來逐漸形成了霍普金森壓桿(SHPB)加載和示波沖擊加載2種較為成熟的試驗(yàn)方法。2015年形成的ISO 26843-2015規(guī)范對(duì)預(yù)裂紋夏比沖擊試樣動(dòng)態(tài)斷裂韌度的測試進(jìn)行了一般性規(guī)定，對(duì)動(dòng)態(tài)斷裂韌度測試的理論和計(jì)算方法進(jìn)行了論述，但未明確具體的測試程序及實(shí)現(xiàn)途徑，操作難度較大。我國在20世紀(jì)90年代也開始了金屬材料動(dòng)態(tài)斷裂韌度的研究，迄今為止研究內(nèi)容主要集中在試驗(yàn)方法、動(dòng)態(tài)斷裂韌度的影響因素等方面，尚未形成測試規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)。

在工程應(yīng)用尤其是在風(fēng)電領(lǐng)域應(yīng)用時(shí)，球墨鑄鐵結(jié)構(gòu)件經(jīng)常承受動(dòng)態(tài)載荷(強(qiáng)風(fēng)引起的振動(dòng)、受載波動(dòng)、地震、海嘯等)作用，其瞬間應(yīng)變速率最高可達(dá)103s-1，嚴(yán)重威脅著結(jié)構(gòu)的服役安全性。球墨鑄鐵動(dòng)態(tài)斷裂韌度KId通常通過采用夏比V型缺口沖擊試樣，在其上預(yù)制疲勞裂紋后在沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，得到其載荷-時(shí)間(F-t)曲線，再進(jìn)行計(jì)算而獲得。

2 球墨鑄鐵斷裂韌度的影響因素

球墨鑄鐵的斷裂韌度受溫度、顯微組織、試樣尺寸等因素的影響。

2.1 溫 度

球墨鑄鐵的平面應(yīng)變斷裂韌度和溫度之間的關(guān)系如圖1所示。該關(guān)系曲線包含3部分：一個(gè)下平臺(tái)區(qū)，斷裂韌度不隨溫度變化，該斷裂韌度為最低斷裂韌度，也稱為下平臺(tái)斷裂韌度KIC-l；一個(gè)過渡區(qū)，斷裂韌度隨溫度升高而增大，該區(qū)域斷裂韌度為過渡區(qū)斷裂韌度KIC-Tr；一個(gè)上平臺(tái)區(qū)，斷裂韌度不隨溫度變化，該斷裂韌度為最高斷裂韌度，也稱為上平臺(tái)斷裂韌度KIC-u。圖1中的T1為過渡區(qū)開始溫度，T2為過渡區(qū)結(jié)束溫度。動(dòng)態(tài)斷裂韌度和裂紋尖端張開位移基本也滿足圖1所示規(guī)律。

圖1 球墨鑄鐵平面應(yīng)變斷裂韌度與溫度的關(guān)系Fig.1 Relationship between plane strain fracture toughness andtemperature of ductile cast iron

球墨鑄鐵的服役溫度一般在-400 ℃。純鐵素體球墨鑄鐵T1T2的溫度范圍是135.15180.15 K，上平臺(tái)區(qū)和下平臺(tái)區(qū)的平面應(yīng)變斷裂韌度分別為93.75，30.00 MPa·m1/2。珠光體-鐵素體球墨鑄鐵的平面應(yīng)變斷裂韌度隨溫度的變化規(guī)律也如圖1所示，隨著珠光體含量的增加，上平臺(tái)區(qū)的平面應(yīng)變斷裂韌度從93.75 MPa·m1/2降至65.63 MPa·m1/2。

2.2 顯微組織

工程上常用的球墨鑄鐵通常包含純鐵素體球墨鑄鐵、鐵素體-珠光體球墨鑄鐵、純珠光體球墨鑄鐵3種。純鐵素體球墨鑄鐵的斷裂韌度最高，珠光體-鐵素體球墨鑄鐵的斷裂韌度次之，純珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度最低。

BERDIN等[14]研究了純鐵素體球墨鑄鐵(A)和含體積分?jǐn)?shù)5%珠光體的鐵素體-珠光體球墨鑄鐵(B)2種材料，這2種球墨鑄鐵的平均晶粒尺寸均約為30 μm，石墨球直徑均接近20 μm，鑄鐵A和鑄鐵B中的石墨球體積分?jǐn)?shù)分別為7.7%，10.0%，KIC分別為77，39 MPa·m1/2。鑄鐵B中的石墨球體積分?jǐn)?shù)較高，石墨球更容易發(fā)生聚集，并且裂紋優(yōu)先從石墨球處萌生并擴(kuò)展，致使球墨鑄鐵抵抗裂紋擴(kuò)展的能力降低，因此斷裂韌度更低。此外，該研究[14]還發(fā)現(xiàn)，對(duì)于同種球墨鑄鐵，其上平臺(tái)斷裂韌度隨著石墨體積分?jǐn)?shù)的增加而降低。事實(shí)證明，在保持石墨球數(shù)恒定的前提下，很難增加石墨的體積分?jǐn)?shù)。因此，球墨鑄鐵上平臺(tái)斷裂韌度降低的原因有2種解釋，一是石墨球數(shù)的增加；二是在保持石墨球數(shù)不變的前提下，通過增加石墨球的尺寸而增加其體積分?jǐn)?shù)。

此外，調(diào)質(zhì)處理對(duì)球墨鑄鐵上平臺(tái)斷裂韌度有不利影響[15]；經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理的球墨鑄鐵形成了大量的珠光體組織，其上平臺(tái)的斷裂韌度僅為50 MPa·m1/2左右，比未經(jīng)調(diào)質(zhì)處理的球墨鑄鐵(即純鐵素體球墨鑄鐵)降低約50%[12]。當(dāng)其他條件相同時(shí)，珠光體組織的形成往往會(huì)導(dǎo)致球墨鑄鐵斷裂韌度的降低[16]。英國工程科學(xué)數(shù)據(jù)庫(ESDU)資料統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)[12]顯示，和純鐵素體球墨鑄鐵相比，含體積分?jǐn)?shù)15%珠光體的鐵素體-珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度有所降低；隨著珠光體含量的增加，鐵素體-珠光體球墨鑄鐵的斷裂韌度會(huì)持續(xù)降低[17]。

2.3 試樣尺寸

通常在厚斷面金屬材料中，不同位置的組織和力學(xué)性能差異明顯，因此斷裂韌度會(huì)受到試樣厚度的影響。一般球墨鑄鐵的平面應(yīng)力斷裂韌度KC隨其厚度的增加呈遞減的趨勢，最后趨于一個(gè)穩(wěn)定值，即為其平面應(yīng)變斷裂韌度KIC。因此，對(duì)于平面應(yīng)變斷裂韌度KIC，應(yīng)選取大尺寸試樣進(jìn)行測試，試樣厚度B應(yīng)大于2.5(KQ/Rp0.2)2，需滿足平面應(yīng)變條件。對(duì)于彈塑性斷裂韌度JIC，應(yīng)選取小尺寸試樣進(jìn)行測試，試樣在到達(dá)最大加載載荷之前裂紋不能出現(xiàn)失穩(wěn)擴(kuò)展。裂紋尖端張開位移CTOD的測試不受試樣尺寸限制。動(dòng)態(tài)斷裂韌度KId的測試則受設(shè)備噸位的限制，一般選用小尺寸夏比V型缺口沖擊試樣；隨著厚度的增加，動(dòng)態(tài)斷裂韌度KId呈遞增的趨勢，最后趨于一個(gè)穩(wěn)定值。

研究[12]表明，使用三點(diǎn)彎曲試樣所測球墨鑄鐵的斷裂韌度一般會(huì)偏高。ESDU資料統(tǒng)計(jì)了某球墨鑄鐵單邊切口彎曲(SENB)和單邊切口拉伸(SENT)試樣的斷裂韌度，結(jié)果表明無論是鑄造態(tài)還是熱處理態(tài)，SENB試樣的斷裂韌度均比SENT試樣高20%。因此，當(dāng)使用由三點(diǎn)彎曲試樣獲得的斷裂韌度數(shù)據(jù)時(shí)，設(shè)計(jì)者需要考慮測試值偏高的可能性。

3 球墨鑄鐵斷裂韌度測試時(shí)裂紋長度測試

對(duì)于組織均勻的材料，不論是在預(yù)制裂紋后的疲勞加載過程中，還是在準(zhǔn)靜態(tài)加載過程中，試樣裂紋前端各個(gè)部位始終處于相同的兩向應(yīng)力狀態(tài)下(表面處于三向應(yīng)力狀態(tài)除外)，由于應(yīng)力的作用裂紋前端各個(gè)部位同時(shí)產(chǎn)生滑移線，隨之形成裂紋并向前擴(kuò)展。當(dāng)停止加載時(shí)，試樣斷裂面上會(huì)留下裂紋線，其與試樣加載線之間的距離即為裂紋長度，可用光學(xué)顯微鏡直接觀測得到。但是，由于球墨鑄鐵的顯微組織為鐵素體基體上分布著大量的石墨球，在兩向應(yīng)力作用下，鐵素體基體和石墨球交界處形成應(yīng)力集中，裂紋在應(yīng)力集中處萌生并向前擴(kuò)展；石墨球的斷續(xù)分布導(dǎo)致裂紋斷續(xù)分布，裂紋前端不能形成完整的裂紋線。因此，球墨鑄鐵中的裂紋長度無法在光學(xué)顯微鏡下觀測得到。

根據(jù)熱處理著色原理[18]，當(dāng)將金屬工件置于氧化氣氛中進(jìn)行熱處理時(shí)，其表面會(huì)生成氧化物，呈現(xiàn)出氧化物的顏色。因此，可將裂紋面在氧化氣氛中進(jìn)行熱處理，使其表面發(fā)生不同程度的氧化，從而根據(jù)顏色來確定裂紋長度。疲勞加載形成的斷面和斷裂韌度準(zhǔn)靜態(tài)加載形成的斷面由于氧化程度不同，產(chǎn)生的氧化物也不同，呈現(xiàn)出的顏色也不同；兩種顏色交界處即為裂紋線。這種處理工藝又稱為“發(fā)藍(lán)”處理。在GB/T 21143-2014中也推薦采用熱處理著色工藝來測定裂紋擴(kuò)展長度，從而得到裂紋長度。由此可見，采用熱處理著色方法測定球墨鑄鐵斷裂韌度試樣中的裂紋長度在理論上是可行的。但是作者在200～300 ℃下對(duì)球墨鑄鐵中的裂紋面進(jìn)行熱處理后，試樣預(yù)制疲勞裂紋面和準(zhǔn)靜態(tài)加載裂紋面并沒有形成明顯的界線，沒有觀察到完整的裂紋線。而對(duì)于這一問題，未見公開文獻(xiàn)報(bào)道[19]。因此，目前亟需開發(fā)出一種有效的熱處理著色工藝，以實(shí)現(xiàn)球墨鑄鐵材料斷裂韌度試樣中裂紋的有效識(shí)別。

根據(jù)作者實(shí)際工作經(jīng)驗(yàn)和研究，采用350 ℃下保溫40 min“發(fā)藍(lán)”處理工藝，可有效識(shí)別球墨鑄鐵斷裂韌度試樣中的裂紋[19]，從而測定得到斷裂韌度。

4 基于J-Q理論的斷裂韌度測試方法

HUTCHINSON[20]和RICE等[21]給出了Ramberg-Osgood材料在無限大平面問題中的裂紋尖端應(yīng)力、應(yīng)變場，計(jì)算公式為

(4)

(5)

(6)

(7)

HRR應(yīng)力奇異場由J積分主導(dǎo)區(qū)所控制[22]，因此以HRR應(yīng)力奇異場為基礎(chǔ)的彈塑性J積分理論在韌性材料的斷裂分析中得到廣泛應(yīng)用[23]，其中彈塑性斷裂韌度JIC是其主要指標(biāo)。隨著球墨鑄鐵材料韌性的進(jìn)一步提高，在大范圍屈服條件下，有限體淺裂紋試樣與拉伸型試樣的裂紋尖端場與J積分之間不再具有一一對(duì)應(yīng)的關(guān)系[24-26]；即使在JIC測試標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1820所要求的試樣尺寸得到滿足的條件下，JIC值及J阻力曲線仍然依賴于試樣幾何形狀、裂紋深度及試樣厚度[27]。進(jìn)一步的有限元數(shù)值分析[28]也表明：平面應(yīng)變或小范圍屈服條件下，不同試樣幾何裂紋尖端應(yīng)力-應(yīng)變場分布特征在給定的J水平下也是不同的。由此可知，單參數(shù)的J積分理論已經(jīng)不適應(yīng)目前球墨鑄鐵材料冶金水平的發(fā)展，亦即JIC不適用于評(píng)估高韌性球墨鑄鐵材料的斷裂韌性。

一些數(shù)值分析表明，彈塑性裂紋尖端場明顯地受裂紋尖端區(qū)拘束的影響。實(shí)際上，裂紋尖端場由不同形式的多參數(shù)控制[29]。為了描述不同拘束條件下裂紋尖端的彈塑性應(yīng)力場，O′DOWD等[29]利用有限元方法詳細(xì)討論了裂紋尖端應(yīng)力的變化，提出了描述裂紋尖端應(yīng)力變化的J-Q[23]理論：

(8)

(9)

式中：σij為裂紋尖端應(yīng)力；δij為裂尖張開位移；r為以裂紋尖端為原點(diǎn)的極徑。

J-Q理論雖然較好地描述了裂紋尖端的應(yīng)力場，但目前國內(nèi)外大多數(shù)研究還是停留在理論模型和有限元數(shù)值分析[30-34]階段，其中核電領(lǐng)域?qū)τ贘-Q理論的應(yīng)用研究較多。在基于宏觀斷裂力學(xué)進(jìn)行結(jié)構(gòu)完整性設(shè)計(jì)、分析和評(píng)定時(shí)，需要測定材料的J-Δa裂紋擴(kuò)展阻力曲線，用以確定結(jié)構(gòu)中延性裂紋擴(kuò)展的穩(wěn)定性。但是裂紋尖端區(qū)的拘束效應(yīng)使得J-Δa阻力曲線強(qiáng)烈依賴于試樣/結(jié)構(gòu)的幾何尺寸和加載方式。如采用現(xiàn)行試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ISO 12135-2002(E)和BS 7448-1:1991中的高拘束試樣測得的材料斷裂韌度和J-Δa阻力曲線評(píng)定工程中的低拘束裂紋結(jié)構(gòu)，將得到過于保守的結(jié)果[35]。為此，核電領(lǐng)域研究者們建立了拘束相關(guān)的材料J-Δa阻力曲線評(píng)估方法[36]，實(shí)現(xiàn)了實(shí)驗(yàn)室試樣裂紋尖端拘束和工程結(jié)構(gòu)裂紋尖端拘束水平的較好吻合，顯著提高了核電球墨鑄鐵材料結(jié)構(gòu)完整性分析和評(píng)定的準(zhǔn)確性。

綜上所述，目前的斷裂韌度測試都以HRR應(yīng)力奇異場為理論基礎(chǔ)，裂紋尖端的拘束效應(yīng)對(duì)斷裂韌度測試結(jié)果影響顯著[37]。雖然目前現(xiàn)行試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)推薦的開側(cè)槽措施可以減弱裂紋尖端的拘束效應(yīng)，但是建立的測試方法本身沒有考慮裂紋尖端的拘束。采用實(shí)驗(yàn)室高拘束的JIC測試結(jié)果評(píng)估工程結(jié)構(gòu)低拘束的斷裂韌度，會(huì)得到過于保守的結(jié)果，造成材料大量浪費(fèi)；通過現(xiàn)行的測試方法和標(biāo)準(zhǔn)確定的損傷容限關(guān)鍵指標(biāo)KIC存在很多不確定性，致使裝備服役時(shí)存在安全風(fēng)險(xiǎn)。

5 結(jié)束語

此外，目前測試得到的球墨鑄鐵斷裂韌度只是一個(gè)通用性的評(píng)價(jià)，只能給出材料本身的特征參量，僅能用于比較性的選材或簡單的斷裂力學(xué)計(jì)算和設(shè)計(jì)。若要真正用于工程評(píng)價(jià)和工程安全評(píng)定，必須要考慮球墨鑄鐵的實(shí)際加載模式及服役環(huán)境。嚴(yán)苛的服役環(huán)境會(huì)弱化材料的抗斷性能，顯著增加其服役的安全風(fēng)險(xiǎn)，比如用于軌道交通車輛的球墨鑄鐵面臨著低速加載環(huán)境，用于南北極開發(fā)設(shè)備的球墨鑄鐵面臨著低溫、含Cl-海水的腐蝕環(huán)境，此外還有設(shè)備本身的陰極保護(hù)和由此帶來的陰極析氫問題等等。因此，球墨鑄鐵的斷裂韌度測試評(píng)價(jià)應(yīng)向著真實(shí)模擬工程材料及構(gòu)件的服役環(huán)境和加載模式的方向發(fā)展。