【摘要】：采用有限元數(shù)值模擬手段,分析了裂尖氧化膜在不同曲率下對(duì)應(yīng)力腐蝕裂紋尖端應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的影響。結(jié)果表明,隨著氧化膜裂尖曲率的不同,氧化膜裂尖Mises應(yīng)力和基體金屬的Mises應(yīng)力及等效塑性應(yīng)變規(guī)律不同,曲率越大處,越易發(fā)生氧化膜破裂;在裂尖正前方,基體金屬和氧化膜結(jié)合面處,會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力突變,易產(chǎn)生裂紋,也是發(fā)生裂紋擴(kuò)展的薄弱區(qū)。
【圖文】：

《熱加工工藝》2016年10月第45卷第20期K1為15MPa·m1/2[5-6]。在幾何模型中，基體金屬與氧化膜建立為一體，在子模型中，則賦予不同的材料屬性。鎳基合金在高溫高壓水中應(yīng)力腐蝕所形成的氧化膜厚度1～2μm[7-8]。本次研究取氧化膜厚度為2μm，試樣的幾何尺寸如圖1（a）所示，裂尖氧化膜生長(zhǎng)過(guò)程中由薄逐漸變厚，在本次分析中取厚度方向的3條觀測(cè)線作為裂尖應(yīng)力應(yīng)變的取值點(diǎn)。在計(jì)算過(guò)程中，氧化膜厚度不均勻的模擬采用曲線逐漸逼近，裂紋寬度取2μm，氧化膜裂尖正前方取ρ為1、1.5、2μm時(shí)，形成3種厚度不均勻的氧化膜模型，如圖1（b）所示。1.2材料模型假設(shè)SCC裂紋尖端金屬（鎳基合金）力學(xué)關(guān)系均符合Ramberg-Osgood關(guān)系：εε0=σσ0+ασσ0σσn式中：α為偏移系數(shù)；n為硬化指數(shù)；σ、ε分別為真實(shí)應(yīng)力和真實(shí)應(yīng)變；σ0、ε0分別為屈服應(yīng)力和屈服應(yīng)變。材料模型中鎳基合金基體和氧化膜材料參數(shù)如表1所示。1.3網(wǎng)格模型有限元模型如圖2所示，為平面變形模型，采用8節(jié)點(diǎn)2次平面應(yīng)變單元。由于在氧化膜與鎳基合金基體交界附近區(qū)域會(huì)出現(xiàn)大應(yīng)力梯度，為提高計(jì)算精度，對(duì)裂尖區(qū)域的氧化膜與基體金屬進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，以獲得較為詳細(xì)、準(zhǔn)確的裂尖應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)[11]。2計(jì)算結(jié)果及分析2.1鎳基合金基體金屬裂尖應(yīng)力應(yīng)變分布氧化膜裂尖正前方分別取ρ為1、1.5、2μm時(shí)，為更詳細(xì)了解基體金屬裂尖區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律，取不同曲率上在同一觀測(cè)線-90°～90°各處應(yīng)力應(yīng)變曲線。鎳基合金基體金屬裂尖應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示�？煽闯�，基體金屬在水平正前方θ角為0°處的Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變較小，在-80°～-60°和60°～80°范圍內(nèi)，Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變出現(xiàn)最大值，在此范?

力應(yīng)變的取值點(diǎn)。在計(jì)算過(guò)程中，氧化膜厚度不均勻的模擬采用曲線逐漸逼近，裂紋寬度取2μm，氧化膜裂尖正前方取ρ為1、1.5、2μm時(shí)，形成3種厚度不均勻的氧化膜模型，如圖1（b）所示。1.2材料模型假設(shè)SCC裂紋尖端金屬（鎳基合金）力學(xué)關(guān)系均符合Ramberg-Osgood關(guān)系：εε0=σσ0+ασσ0σσn式中：α為偏移系數(shù)；n為硬化指數(shù)；σ、ε分別為真實(shí)應(yīng)力和真實(shí)應(yīng)變；σ0、ε0分別為屈服應(yīng)力和屈服應(yīng)變。材料模型中鎳基合金基體和氧化膜材料參數(shù)如表1所示。1.3網(wǎng)格模型有限元模型如圖2所示，為平面變形模型，采用8節(jié)點(diǎn)2次平面應(yīng)變單元。由于在氧化膜與鎳基合金基體交界附近區(qū)域會(huì)出現(xiàn)大應(yīng)力梯度，為提高計(jì)算精度，對(duì)裂尖區(qū)域的氧化膜與基體金屬進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，以獲得較為詳細(xì)、準(zhǔn)確的裂尖應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)[11]。2計(jì)算結(jié)果及分析2.1鎳基合金基體金屬裂尖應(yīng)力應(yīng)變分布氧化膜裂尖正前方分別取ρ為1、1.5、2μm時(shí)，為更詳細(xì)了解基體金屬裂尖區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律，取不同曲率上在同一觀測(cè)線-90°～90°各處應(yīng)力應(yīng)變曲線。鎳基合金基體金屬裂尖應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示�？煽闯�，，基體金屬在水平正前方θ角為0°處的Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變較小，在-80°～-60°和60°～80°范圍內(nèi)，Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變出現(xiàn)最大值，在此范圍內(nèi)，基體金屬更易產(chǎn)生裂紋。在-15°～15°內(nèi)，氧化膜曲率越大，Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變?cè)酱�。�?duì)于氧化膜裂尖正前方取ρ=1.5μm和ρ=2μm的兩條曲線，其基體金屬M(fèi)ises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變趨勢(shì)一致；在-90°～-15°和15°～90°內(nèi)，氧化膜曲率越大，Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變?cè)叫?duì)于氧化膜裂尖正前方取ρ=1μm的曲線，其氧化膜厚度均勻，Mises應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變曲線會(huì)和

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2 魏學(xué)軍,周向陽(yáng),李勁,劉光磊,柯偉;散斑干涉微區(qū)應(yīng)變測(cè)量術(shù)在腐蝕疲勞裂尖形變研究中的應(yīng)用[J];金屬學(xué)報(bào);1993年06期

3 閻澄,陳劍虹,孫軍;裂紋深度對(duì)裂尖應(yīng)力分布及韌性的影響[J];甘肅工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào);1993年04期

4 魏學(xué)軍，李勁，王儉秋，柯偉;循環(huán)載荷下裂尖形變規(guī)律的實(shí)驗(yàn)研究[J];金屬學(xué)報(bào);1996年01期

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6 韓光煒;宋余九;;腐蝕疲勞過(guò)程中裂尖陽(yáng)極溶解對(duì)裂紋擴(kuò)展的作用[J];中國(guó)腐蝕與防護(hù)學(xué)報(bào);1991年04期

7 羅力更;兩種裂紋鈍化機(jī)制[J];鋼鐵研究總院學(xué)報(bào);1987年01期

8 王維娟,趙乃

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