TA17合金薄片材料毫小试样疲劳性能研究

尹 涛,蔡力勋,陈 辉,姚 迪

(西南交通大学力学与工程学院应用力学与结构安全四川省重点实验室,四川,成都 610031)

摘 要:关键工程结构、小尺寸零部件和焊接区的疲劳寿命评估中往往无法采用传统大试样进行疲劳试验,因此本文提出了一种采用毫米级别薄片试样获取材料循环本构关系和低周疲劳寿命的新方法。在 Care原位试验机上完成毫米级别薄片漏斗试样的加载工装和低周疲劳试验的基础上,通过变幅对称循环试验和等辐循环试验分别实现了材料循环本构关系和低周疲劳性能的获取。该文提出了一种对不同幂律材料和不同几何尺寸构型均具有良好普适性的材料循环本构关系预测模型,并通过有限元实现了模型准确性的正反向预测验证。将循环本构关系用于有限元计算中,给出了薄片漏斗试样漏斗两侧名义应力、名义应变和漏斗根部真实应力、真实应变的转换方程,进而预测材料的低周疲劳寿命。该文完成了TA17合金等直圆棒试样和1.2 mm厚度薄片漏斗试样的对称变幅循环试验和多级等辐循环试验。由模型预测获得的TA17合金循环本构关系与等直圆棒试样的试验结果比较表明:两种曲线的弹性段和 0.009 mm/mm~0.011 mm/mm应变段吻合良好,在弹塑性过渡段(0.004 mm/mm~0.009 mm/mm)模型预测结果最大相对误差小于9%。根据两组应力和应变转换方程获得的漏斗试样材料代表性体积单元疲劳寿命和Manson-Coffin寿命预测模型与等直圆棒试样试验结果均吻合良好。

关键词:TA17合金;薄片半圆弧漏斗试样;低周疲劳试验;应变能分离函数;循环本构关系预测模型;应力-应变转换方程;疲劳寿命

低周疲劳问题在 19世纪中叶已开始被研究者重视,1954年L.F.Coffin和S.S.Manson两人同一时间提出了用于描述塑性应变幅和疲劳寿命关系的Manson-Coffin寿命预测模型[1]。在役结构、焊接关键区域、小型结构和新材料的低周疲劳试验中,标准[2-3]推荐的疲劳大试样往往因尺寸问题无法使用。现行试验标准尚未给出厚度小于 2.5 mm薄板的试样构型,因此对毫米级别试样获取材料低周疲劳性能展开研究具有重要意义。钛合金具有密度小、比强度高、中高温性能和抗蚀性好等优点而被广泛应用于航空、汽车、核电等各个领域。在核动力装置中钛合金是制造冷凝器、低参数热交换器等设备的常用材料[4]。因此,本文采用毫米级别试样研究TA17合金的循环本构关系和低周疲劳性能。

采用异型化、小型化试样研究材料和零部件的疲劳问题已成为国际疲劳研究的一个重要方向。Villarraga等[5]采用小冲杆装置完成了常规高交联超高分子量聚乙烯材料的加载循环多轴疲劳试验。Guiberteau等[6]采用球压疲劳试验分析了循环加载下材料的累积损伤机理。国内外学者在薄板材料的低周疲劳性能研究中多采用大尺寸试样,Jamison等[7]针对石墨/环氧树脂层压板材料完成了拉-拉疲劳试验,深入分析了其疲劳累积损伤机理和表征形式。Gean[8]采用5182-0点焊铝合金薄片试样完成了拉拉和弯曲疲劳试验,并研究了孔隙率、表面压痕和焊缝尺寸对该材料的疲劳性能影响。Fredriksson[9]通过创新设计试验研究了预应变对高强钢小薄片试样的疲劳性能老化分析。Wisner等[10]为避免薄片等直试样疲劳失稳而设计了圆弧漏斗薄片试样用于锆合金板疲劳寿命的测试,但由于圆弧漏斗根部的应力应变集中现象使得径向引伸计测量结果存在较大误差。蔡力勋等[11-15]同样采用径向引伸计实现应变控制低周疲劳试验完成了厚度为1 mm~2 mm板材及焊缝材料的疲劳性能获取,测试结果依然存在较大近似性。为避免径向引伸计无法准确测量圆弧漏斗根部真实轴向应变的问题,黄学伟等[16-19]提出通过有限元辅助方法将轴向引伸计测得的跨漏斗两侧控制应变转换为漏斗根部真实应变从而间接得到薄片漏斗试样的疲劳寿命曲线。但建立换算方程时,有限元计算以单轴本构关系代入材料库进行分析,并未考虑材料循环效应对本构关系的影响。针对符合Masing律的材料,贾琦等[20―21]提出了等直圆棒试样的循环本构关系获取新方法,并将获得的循环本构关系用于薄片漏斗试样的换算方程有限元计算中,薄片漏斗试样疲劳寿命与等直试样结果吻合良好,但如何通过薄片漏斗试样获取材料的循环本构关系文献并未提及。上述文献为薄板材料和受尺寸限制的结构构件低周疲劳试验可行性提供了借鉴,但都存在各自的局限性,因此,发展以薄片试样获取材料低周疲劳循环本构关系和寿命曲线的测试方法显得尤为重要。

本文针对厚度为1.2 mm的TA17合金薄板设计了毫米尺寸薄片漏斗试样,通过新型二次夹具开展了薄片漏斗试样和等直圆棒试样的低周疲劳试验。基于应变能分离假定函数,提出了具有材料和构型尺寸普适性的循环本构关系预测模型(universal prediction model of cyclic constitutive relationship,UPCCR模型)。将UPCCR模型获得的TA17合金循环本构关系用于有限元计算中,给出了测控应变幅与漏斗根部真实应变幅及平均应力幅与漏斗根部真实应力幅的转换方程,从而获得TA17合金的疲劳寿命曲线和Manson-Coffin(M-C模型)模型参数,并与等直试样试验结果对比,验证了薄片漏斗试样测试的有效性。

1 研究条件

1.1 材料、试样及加载装置设计

试样材料采用TA17合金薄板。TA17合金经退火、固溶和时效处理后具有较高的塑性和组织稳定性,表1和表2分别给出了其化学成分和机械性能。

表1 TA17合金的主要化学成分
Table 1 Major chemical composition of TA17 alloy

表2 TA17合金的拉伸力学性能
Table 2 Mechanical character of TA17 alloy

采用图 1(a)所示半圆弧漏斗薄片试样(semicircular notched slice specimen,SNS 试样)完成低周疲劳试验获取TA17合金的循环本构关系、M-C模型参数和疲劳寿命曲线,并由等直圆棒试样(straight round bar specimen,SRB试样)的疲劳试验结果进行验证。图1(b)给出了SRB试样的示意图。图1(c)为SNS试样照片,为避免试样提前失效采用精密抛光工艺使试样表面和圆弧漏斗根部达到较高光滑度。

设计如图2所示夹具用于SNS试样的低周疲劳试验。夹持杆与MTS试验机上下夹头连接,限位槽由数控电火花精密加工用于试样的固定和对中,通过螺栓将盖板与夹具连接增加试样的表面夹持力。

图1 SRB和SNS试样尺寸构型
Fig.1 Size and configuration of SRB and SNS specimen

图2 SNS试样夹具
Fig.2 Loading fixture of SNS specimen

1-夹持杆;2-盖板;3-防滑条纹;4-固定螺纹孔;5-限位槽

1.2 试验设备和试验方案

SNS试样和SRB试样均采用美国MTS 809电液伺服材料试验机(载荷量程 25 kN,测控系统为TestStar Ⅱ,控制软件为 MTS790.10/SX)进行疲劳试验。采用MTS632.54F引伸计(标距为12 mm,测量范围-10%~20%)测量 SNS试样跨半圆弧漏斗两侧的轴向应变,SRB试样采用MTS 632.29F-30引伸计(标距为5 mm,测量范围-10%~30%)。SNS试样和SRB试样的疲劳试验场景如图3所示。

UPCCR模型预测材料循环本构关系要求应变幅覆盖材料从弹性到弹塑性的多级数据,因此针对SNS试样和 SRB试样采用应变对称变幅低周疲劳试验进行循环本构关系的获取,控制应变幅从弹性段开始,每级应变幅下分别循环200周。

图3 SRB试样和SNS试样的疲劳试验照片
Fig.3 Fatigue test picture of SRB and SNS specimen

1-MTS试验机上下夹头;2-SRB试样;3-MTS 632.29F-30引伸计;4-SNS试样夹具;5-SNS试样;6-MTS 632.54F-14引伸计

为获取TA17合金材料RVE寿命曲线和M-C模型参数,针对SNS试样和SRB试样采用多级等幅低周疲劳试验。试样失效判断标准为:SRB试样的试验载荷与最大载荷相比下降 20%认定试样失效,而 SNS试样载荷下降 5%则认为试样失效。

1.3 有限元分析

图4所示平面应力模型用于模拟SNS试样的受力过程。采用Plane183带厚度的平面应力单元对模型进行网格划分,并对圆弧漏斗根部网格进行细化。为确保计算结果的准确性,有限元模型高度H建议等于毫小薄片漏斗试样的总长度。有限元模拟采用位移加载,边界条件如图4所示。

图4 SNS试样有限元网格模型
Fig.4 Finite element model of SNS specimen

2 研究方法

2.1 循环本构关系模型

2.1.1 基于能量法建立循环本构关系模型

在疲劳性能分析时,符合幂率强化的材料循环本构关系通常采用Ramberg-Osgood模型(R-O模型)进行描述[22]

式中:εεeεp分别为总应变、弹性应变、塑性应变;σ为总应力;E为弹性模量;K为应力强化系数;n为应力硬化指数。

在符合R-O模型材料的低周疲劳过程中,SNS试样的疲劳变形可参考 R-O模型分解为弹性变形和塑性变形两者之和:

式中:he为弹性位移;hp为塑性位移。

假设 SNS试样在弹性阶段产生的弹性应变能的Ue和塑性阶段耗散的塑性应变能Up均符合如下能量分离表达式[23]

其中:f1(E)和φ1(K,n)为材料函数;f2(ξ)和φ2(ξ)为几何变形域函数;f3(he)和φ3(hp,n)为变形函数;ξ为变形域的特征体积;α0为弹性等效变形体积系数;α1为塑性等效变形体积系数;α2为等效应变系数;h′为等效位移。假定′有效特征面积。由功能原理和卡氏定理,可得:

令几何比λ=W/R,即几何比λ等于试样等直段总宽度W除以漏斗根部半圆弧半径R(图1的SNS试样λ=3)。假设图5所示长度为L的SNS试样模型能在低循环塑性范围内完全包含变形域Ω整个范围,且特征体积ξ与模型体积ξM存在比例常数ρ,如下:

ρ=R/(L-2R),L=5/6W时,基于同一本构关系有限元计算得到的不同λ(3、3.5、4、4.5、5)自相似(R=2、R=4、R=4.8)SNS试样P*-h*曲线结果均分别重合良好,如图6所示。SNS试样的等效位移h′和效特征面积A′如下式所示:

由式(2)、式(4)和式(6)可以推导出式(7):

图5 SNS试样低周疲劳试验的变形域Ω
Fig.5 Deformation domain Ω of SNS specimen in low cycle fatigue test

图6 不同几何构形的P*-h*曲线
Fig.6P*-h*curves of different geometry

对已知幂率材料 SNS试样的P-he曲线进行线性P=ηhe拟合,由式(4)可知,η与弹性模量E呈线性关系,可推导出E的表达式如式(8)所示。由式(2)得到P-hp曲线,并进行幂率P=βhyγ拟合,由式(4)可知,γn呈反函数关系,βK呈线性关系,因此可推导出塑性参量Kn的表达式如式(8)所示。

其中,ηγβ为拟合系数。

式(7)用于已知材料循环本构关系正向求解循环稳定的载荷-位移曲线,式(8)用于通过试验材料的循环稳定载荷-位移曲线反向求解循环本构关系。这种基于能量法建立的循环本构关系预测模型称为UPCCR模型。

式(7)和式(8)中α0α1α2为待定无量纲参量,进行有限元标定可得到。针对不同λ(3、3.5、4、4.5、5)的SNS试样,给定弹性模量E=200 GPa,泊松比ν=0.3分别进行弹性计算标定出α0,由表3给出。塑性参量范围K=100 MPa~3000 MPa,n=2~10 时基本涵盖了大多数符合R-O模型的材料。故可采用不同的参量组合(K=100 MPa、1000 MPa、3000 MPa,n=2、2.5、3.3、5、8、10,共18种)针对不同λSNS试样进行弹塑性计算标定出α1α2,如表3所示。

表3 UPCCR模型参量
Table 3 Parameters of UPCCR model

图7示出了λα0α1α2之间的关系曲线,当SNS试样的λ位于3~5时,α0α1α2可通过式(9)得到:

其中,a0a4b0b4c0c4为常数系数,由表4 给出。

由推导过程可知,UPCCR模型仅对于符合平面应力条件的半圆弧薄片漏斗试样(λ=W/R=3~5)适用。

图7 UPCCR模型参量随λ的变化规律
Fig.7 Fitting relations of UPCCR model parameters and diameter ratioλ

表4 式(10)中参数
Table 4 Parameters in formula(10)

2.2 循环本构关系模型的有限元验证

2.2.1 正向预测

图8P-h曲线的有限元计算和UPCCR模型预测结果
Fig.8 Comparison ofP-hcurves between FEA and UPCCR model prediction

将基于式(7)已知材料循环本构关系的不同λSNS试样预测P-h曲线与有限元计算结果(FEA曲线)进行对比,如图8所示,可见两种曲线吻合良好。图8给出了五种几何比λ(3、3.5、4、4.5、5)下单一E、Kn组合的比较结果,事实上,不同的λ、不同E、不同K和不同n的组合情况下,两种曲线均吻合良好。

2.2.2 反向预测

将已知的材料循环本构关系与基于有限元计算P-h曲线通过式(8)反算的循环本构关系进行对比,如图9所示,可见两者曲线均吻合良好。

图9 UPCCR模型预测的循环应力应变曲线和已知曲线比较
Fig.9 Comparison of cyclic constitutive relationships between known curves and UPCCR model prediction

通过有限元正反向验证,说明UPCCR模型能够针对不同材料和不同构型尺寸 SNS试样的低周疲劳循环本构关系进行良好的预测。

2.2 应力和应变转换方程

决定试样或零部件疲劳寿命的是应力集中处最大局部应力和最大局部应变,因此最大局部应力应变相同则疲劳寿命也相同[24]。循环载荷下 SNS试样圆弧漏斗根部受应力集中影响为疲劳裂纹萌生区,且处于单轴应力状态,可认为当圆弧漏斗根部的最大轴向应力应变与 SRB试样标距段内最大轴向应力应变相同时,两种试样的材料RVE疲劳寿命也相同。

采用轴向引伸计测控 SNS试样跨圆弧漏斗两侧的应变幅完成低周疲劳试验,无法直接得到圆弧漏斗根部的最大轴向应力和最大轴向应变。基于循环本构关系,采用有限元计算可建立SNS试样测控应变εc和平均应力σa到圆弧漏斗根部轴向应变εl和轴向应力σl的转换方程,其中σa=P/AA为SNS试样圆弧漏斗根部的横截面积。TA17合金的应力和应变转换方程可由下式表达:

其中:mm1为多项式的次数;aibi为与材料几何尺寸和材料特性有关的系数。

2.3 疲劳寿命参数

对称循环加载下大多数金属的疲劳寿命采用M-C寿命预测模型:

式中:Δε/2、Δεe/2、Δεp/2分别为总应变幅、弹性应变幅和塑性应变幅;fσ′为疲劳强度系数;2Nf为倍寿命;b为疲劳强度指数;fε′为疲劳延性系数;c为疲劳延性指数。SNS试样的M-C模型参数可由Δεle/2~2Nf和 Δεlp/2~2Nf关系拟合得到,Δεle/2 和Δεlp分别为圆弧漏斗根部的弹性应变幅和和塑性应变幅。

3 TA17合金低周疲劳试验结果

3.1 TA17合金循环本构关系及预测结果比较

完成TA17合金SRB试样和SNS试样的应变对称变幅低周疲劳试验。图 10给出了 TA17合金SNS试样各级应变幅循环稳定阶段的线载荷-位移(PL-h)滞回曲线,连接各级滞回曲线的顶点得到SNS试样循环稳定的线载荷-位移(PLc-hc)曲线,如图11所示。采用UPCCR模型式(8)基于PLc-hc曲线反向得到TA17合金的循环本构关系,由图12给出。通过比较可见,UPCCR模型预测得到的TA17合金循环本构关系与 SRB试样试验结果在弹性段和应变为0.009 mm/mm~0.011 mm/mm段吻合良好,在弹塑性过渡段(0.004 mm/mm~0.009 mm/mm)模型预测结果存在较大误差。

图10 循环稳定的SNS试样PL-h曲线
Fig.10PL-hcurves of SNS specimens in cyclic stable stage

图11 SNS试样PLc-hc曲线
Fig.11PLc-hccurves of SNS specimens

图12 SNS试样循环本构关系预测结果
Fig.12 Predicted results of SNS specimens

图13 TA17合金循环应力-应变关系预测误差
Fig.13 Prediction error of TA17 cyclic stress-strain relation

图13为UPCCR理论模型基于SNS试样(两个)预测TA17合金循环应力-应变关系的相对误差图。可以看出,相对误差δ基本在9%以内,说明基于SNS试样采用UPCCR理论模型针对TA17合金循环应力-应变关系的预测精度91%以上。其中相对误差δ为:

3.2 TA17合金SNS型试样的应力和应变转换方程

将图12中SRB试样直接得到的TA17合金循环本构关系代入有限计算建立起TA17合金应力和应变转换方程A(transforming equations A,TEA);将UPCCR模型预测得到的TA17合金循环本构关系代入有限计算建立起TA17合金的应力和应变转换方程B(transforming equations B,TEB)。将TEA和 TEB的应力应变转换关系曲线进行对比,如图14和图15所示。可见,基于两者循环本构关系建立的应力(应变)转换曲线在为σa≤350 MPa(εc≤0.004 mm/mm)时重合较好,在σa>350 MPa(εc>0.004 mm/mm)则具有一定偏差。表5给出了 TEA和TEB应力应变关系式(12)中的待定参量。

图 14 TA17合金的σaσl关系曲线
Fig.14σaσlcurves of TA17 alloy

图 15 TA17 合金的εcεl关系曲线
Fig.15εcεlcurve of TA17 alloy

表5 式(12)中参数
Tabal 5 Parameters in formula(12)

3.3 TA17合金疲劳试验结果及比较

完成TA17合金SRB试样和SNS试样的多级等幅低周疲劳试验。图16给出了部分SNS试样疲劳失效的照片,由图中的疲劳裂纹所在位置可以看出圆弧漏斗根部为SNS试样疲劳失效的起始部位。

图16 SNS疲劳失效试样照片
Fig.16 Fatigue failure picture of SNS specimens

图17给出了基于TEA和TEB获得的SNS试样圆弧漏斗根部材料RVE疲劳寿命及M-C预测模型,并与SRB试样寿命进行对比,可以看出:两种方法获得的SNS试样寿命与SRB试样试验结果基本吻合。表6给出了SRB试样和基于TEA与TEB间接得到SNS试样的M-C模型参数。在同一应变幅下,由三种M-C模型参数预测的Nf-SRBNf-SNS关系比较如图18所示。图18中的精确线表示SNS试样与SRB试样的疲劳寿命相等,1.5倍安全线表示Nf-SNS=1.5Nf-SRBNf-SNS=Nf-SRB/1.5的分散带界限(通常工程上认为 2倍安全线以内的数据结果就可用于结构的安全设计和评估)。由图18可以看出基于TEA和TEB的M-C模型参数预测得到Nf-SRBNf-SNS数据点均落在1.5倍安全线以内,说明TEA和TEB两种应力应变转换方程均可用于 SNS试样疲劳寿命的获取,且对SRB试样具有较好的代替性。

图17 SRB型和SNS型试样低循环寿命试验结果
Fig.17 Testing fatigue life results of SRB and SNS specimens

图18 基于TEA和TEB的Nf-SRBNf-SNS关系比较
Fig.18Nf-SNSNf-SRBdata based on TEA and TEB

表6 Manson-Coffin模型参数
Tabal 6 Parameters of M-C model

4 结论

(1)提出了一种通过漏斗薄片试样获取材料循环本构关系的UPCCR模型。

(2)提出了UPCCR模型用于SNS试样的循环本构关系预测,有限元正反向验证表明该模型针对不同幂律材料和不同几何尺寸构型均具有良好普适性。

(3)针对1 mm左右的TA17合金薄板材料设计了毫小尺寸级别的SNS试样和加载工装,并实现了低周疲劳试验。

(4)基于TA17合金SNS试样对称变幅低周疲劳试验的PLc-hc曲线,应用 UPCCR模型预测的TA17合金循环本构关系与SRB试样试验结果对比发现:两者曲线在弹性段和应变为 0.009 mm/mm~0.011 mm/mm段吻合良好,在弹塑性过渡段(0.004 mm/mm~0.009 mm/mm)模型预测结果最大相对预测误差不超过9%。

(5)基于SRB试样TA17合金循环本构关系获得的应力应变TEA曲线和UPCCR模型预测循环本构关系获得的应力应变 TEB曲线在应力应变基本吻合。

(6)完成了TA17合金SNS试样和SRB试样的多级等幅低周疲劳试验。通过应力应变TEA和TEB获得的SNS试样圆弧漏斗根部材料RVE疲劳寿命和M-C模型曲线与SRB试样试验结果比较相近。在同一应变幅下,由三种M-C模型参数预测的SRB试样和 SNS试样寿命结果表明,Nf-SRBNf-SNS数据点均落在1.5倍安全线以内,因此SNS试样可用于获取TA17合金薄板材料的疲劳性能。该方法为核电、汽车、航空等领域零部件所用薄板材料的低周疲劳性能获取提供了有效途径。

参考文献:

[1]Manson S S.Fatigue: A complex subject-some simple approximations [J].Experimental Mechanics,1965,5(4):193-226.

[2]GB/T 15248-2008,金属材料轴向等幅低循环疲劳试验方法[S].北京: 中国标准出版社,2008.GB/T 15248-2008,The test method for axial loading constant-amplitude low-cycle fatigue of metallic materials.[S].Beijing: Standards Press of China,2008.(in Chinese)

[3]ISO12106-2003,Metallic materials-fatigue testing-axialtrain-controlled method [S].Genera: International Organization for Standardization,2003.

[4]熊茹,刘桂良,邓凯.反应堆结构材料疲劳性能研究的质量控制要素分析及应用[J].核动力运行研究,2013,26(1): 208-213.Xiong Ru,Liu Guiliang,Deng Kai.Analysis and application of quality control factors for research on fatigue property of reactor structure materials [J].Research of Nuclear Power Operation,2013,26(1):208-213.(in Chinese)

[5]Villarraga M L,Kurtz S M,Herr M P,et al.Multiaxial fatigue behavior of conventional and highly crosslinked UHMWPE during cyclic small punch testing [J].Journal of Biomedical Materials Research Part A,2003,66A(2):298-309.

[6]Guiberteau F,Padture N P,Cai H,et al.Indentation fatigue [J].Philosophical Magazine A,1993,68(68):1003-1016.

[7]Jamison R D,Schulte K,Reifsnider K L,et al.Characterization and analysis of damage of damage mechanisms in tension-tension fatigue of graphite epoxy laminates [J].ASTM International,1984: 21-55.

[8]Gean A,Kucza J C,Ehrstrom J C,et al.Static and fatigue behavior of spot-welded 5182-0 aluminum alloys sheet [J].Welding Journal,1999,78(3): 80S-86S.

[9]Fredriksson K,Melander A,Hedman M.Influence of prestraining and ageing on fatigue properties of high-strength sheet steels [J].International Journal of Fatigue,1988,10(3): 139-151.

[10]Wisner S B,Reynolds M B,Adamson R B.Fatigue behavior of irradiated and unirradiated zircaloy and zirconium [J].American Society for Testing and Materials,1994: 499-520.

[11]李丹柯,蔡力勋.锆合金薄片材料高温低周疲劳试验技术[J].试验技术与试验机,2007,4(1): 006.Li Danke,Cai Lixun.On low cycle fatigue testing technique at elevated temperature based on slice specimen [J].Test Technology and Testing Machine,2007,4(1): 006.(in Chinese)

[12]蔡力勋,叶裕明,高庆,等.Zr-4 合金薄片材料的应变疲劳与寿命估算[J].西安交通大学学报,2004,38(1):97-104.Cai Lixun,Ye Yuming,Gao Qing,et al.Strain fatigue and life estimate of Zr-4 alloy slice [J].Journal of Xi’an Jiaotong University,2004,38(1): 97-104.(in Chinese)

[13]叶裕明,蔡力勋,李聪.Zr-4合金小试样高温疲劳行为研究[J].核动力工程,2006,27(3): 37-42.Ye Yuming,Cai Lixun,Li Cong.LCF behavior of Zr-4 alloy at elevated temperature [J].Nuclear Power Engineering,2006,27(3): 37-42.(in Chinese)

[14]蔡力勋,范宣华,李聪.高温对 Zr-4合金低循环行为的影响[J].航空材料学报,2004,24(5): 1-6.Cai Lixun,Fan Xuanhua,Li Cong.Effects of elevated temperatures on the low cycle behavior of Zr-4 alloy [J].Journal of Aeronautical Materials,2004,24(5): 1-6.(in Chinese)

[15]Cai Lixun,Ye Yuming,Li Cong.Low-cycle fatigue behavior of small slice specimens of Zr-4 alloy at elevated temperature [J].Key Engineering Materials,2006,324/325:1241-1244.

[16]黄学伟,蔡力勋.薄片漏斗试样的应变等效换算与Zr-4 合金疲劳寿命估算[J].实验室研究与探索,2007,26(11): 180-184.Huang Xuewei,Cai Lixun.On strain equivalent method for thin bulge-like specimen and low cycle fatigue life estimation model of Zr-4 alloy [J].Research and Exploration in Laboratory,2007,26(11): 180-184.(in Chinese)

[17]黄学伟,蔡力勋,梁波.基于单轴缺口试样的一种低周疲劳测试方法与应用[J].中国测试,2009,35(5): 7-10.Huang Xuewei,Cai Lixun,Liang Bo.Low cycle fatigue test method based on uniaxial test strain of notch specimens and its application [J].China Measurement & Test,2009,35(5): 7-10.(in Chinese)

[18]黄学伟,蔡力勋,包陈,等.Zr-Sn-Nb 薄片合金高温低周疲劳行为[J].原子能科学技术.2010,44(1): 60-64.Huang Xuewei,Cai Lixun,Bao Chen,et al.Low cycle fatigue behavior of Zr-Sn-Nb slice alloy at elevated temperature [J].Atomic Energy Science and Technology.2010,44(1): 60-64.(in Chinese)

[19]黄学伟.新结构材料力学行为的获取方法[D].成都:西南交通大学,2010.Huang Xuewei.Experiment and simulation methods for investigate mechanicals behavior of new structural materials [D].Chengdu: Southwest Jiao Tong University,2010.(in Chinese)

[20]贾琦.异型试样疲劳与断裂性能测试方法研究与应用[D].成都: 西南交通大学,2011.Jia Qi.Research and application of fatigue and fracture properties test method of non-conventional samples [D].Chengdu: Southwest Jiao Tong University,2011.(in Chinese)

[21]贾琦,蔡力勋,包陈.考虑循环塑性修正的薄片材料低周疲劳试验方法[J].工程力学,2014,31(1): 218-223.Jia Qi,Cai Lixun,Bao Chen.A testing method to investigate low cycle fatigue behavior of slice materials based on cycling plasticity correction [J].Engineering Mechanics,2014,31(1): 218-223.(in Chinese)

[22]Hutchinson J W.Singular behaviour at the end of a tensile crack in a hardening material [J].Journal of the Mechanics and Physics of Solids,1968,16(1): 13-31.

[23]Chen H,Cai L X.Theoretical model for predicting uniaxial stress-strain relation by dual conical indentation based on equivalent energy principle [J].Acta Materialia,2016,121(1): 181-189.

[24]赵少汴.局部应力应变法及其设计数据[J].机械设计,2000,17(2): 1-3.Zhao Shaobian.Local Stress-strain method and design data [J].Journal of Machine Design,2000,17(2):1-3.(in Chinese)

STUDY ON FATIGUE PROPERTIES OF TA17 ALLOY SLICE BY MILLIMETER-SIZED SPECIMEN

YIN Tao,CAI Li-xun,CHEN Hui,YAO Di
(Applied Mechanics and Structure Safety Key Laboratory of Sichuan Province,School of Mechanics and Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,China)

Abstract:It is difficult to obtain the fatigue properties of key engineering structures,small sized parts and welding areas by using low cycle fatigue testing specimens which are given by current standards.In this paper,a new method is proposed to obtain the cyclic constitutive relationship and low cycle fatigue life of materials by using a millimeter-sized specimen.The low cycle fatigue test of TA17 alloy slice is carried out by designing semicircular notched slice specimens,loading fixture and testing scheme.Based on the assumed strain energy separation function,a universal prediction model of cyclic constitutive relationships is proposed.The forward and backward prediction of finite element simulations show that the new model has universal validity for different power-law materials and different dimensions of notched slice specimens.Symmetric strain-controlled variable-amplitude low cycle fatigue tests and multi-level low cycle fatigue tests of TA17 alloy straight round bar specimens and 1.2 mm thickness notched slice specimens are completed.After using the cyclic constitutive relationship of TA17 alloy predicted by the new model to compare with straight round bar specimens,the results show that they are in a good agreement with elastic segments and the large strain segments(0.009 mm/mm~0.011 mm/mm),and that their maximum relative predicting error is less than 9% in elastic-plastic transition segments(0.004 mm/mm ~0.009 mm/mm).Adopting the finite element method based on the cyclic constitutive relationships obtained by the new model and straight round bar specimens,two sets of transforming equations are conducted to convent the testing strain amplitude and average stress amplitude of notched slice specimens to axial strain and stress amplitude at the semicircular notched root.Finally,the notched slice specimens’ fatigue-life curves of material representative volume element and Manson-Coffin life prediction model via two sets of transforming equations are verified to be identical to the experimental results from straight round bar specimens.

Key words:TA17 alloy; semicircular notched slice specimen; low cycle fatigue test; strain energy separation function; universal prediction model of cyclic constitutive relationship; transforming equations of strain amplitude and stress amplitude; fatigue life

姚 迪(1990―),男,山东人,博士生,主要从事材料全程单轴本构关系研究(E-mail: di_yaodic@163.com).

陈 辉(1990―),男,湖南人,博士生,主要从事材料本征参数获取方法研究(E-mail: chen_hui5352@163.com);

蔡力勋(1959―),男,四川人,教授,硕士,博导,主要从事材料本构关系、疲劳与断裂力学研究(E-mail: lix_cai@263.net);

作者简介:

通讯作者:尹 涛(1990―),男,陕西人,硕士生,从事材料的疲劳与断裂力学测试研究(E-mail: heisezhanshi@126.com).

基金项目:基于延性材料RVE破断行为的结构完整性评价基础问题研究(11472228)

收稿日期:2017-08-06;修改日期:2018-03-29

文章编号:1000-4750(2018)11-0206-10

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.08.0607

文献标志码:A

中图分类号:TG146.2+3