冰韌脆轉(zhuǎn)變過程的單軸壓縮實(shí)驗(yàn)研究

冰韌脆轉(zhuǎn)變過程的單軸壓縮實(shí)驗(yàn)研究

材料斷裂行為及其轉(zhuǎn)換機(jī)制是斷裂物理和力學(xué)的中心科學(xué)問題之一。ricethomson（）在解釋材料的脆弱性評(píng)價(jià)的物理機(jī)制方面取得了重要進(jìn)展，但在定量預(yù)測(cè)材料的脆弱性變化過程中，尤其是脆弱性變化，中仍有許多工作需要進(jìn)行。只有在極端加載條件下，大多數(shù)材料才能發(fā)生脆弱性轉(zhuǎn)化過程，因此很難觀察它們的脆弱性轉(zhuǎn)化過程。自然界的冰是一種力學(xué)行為比較特殊的固體材料,最主要特征是在常規(guī)溫度與加載狀態(tài)下能出現(xiàn)韌脆轉(zhuǎn)變行為,且由于冰為透明材料,可以直接觀察冰在韌脆轉(zhuǎn)變過程中內(nèi)部的裂紋與損傷行為,是理想的研究韌脆轉(zhuǎn)變行為的材料.冰的韌脆轉(zhuǎn)變行為也有明確的工程應(yīng)用背景.當(dāng)冰與結(jié)構(gòu)作用發(fā)生擠壓破壞時(shí),最大冰力與冰速分別對(duì)應(yīng)韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)處的海冰強(qiáng)度與冰速.最新的現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)表明,冰引起結(jié)構(gòu)的自激振動(dòng)也發(fā)生在冰的韌脆轉(zhuǎn)變過渡區(qū).許多學(xué)者測(cè)量了冰在韌脆轉(zhuǎn)變過程中的宏觀力學(xué)特征,這些工作主要集中在觀察冰在韌脆轉(zhuǎn)變過程中壓縮強(qiáng)度的速率敏感性,以及韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)速度與強(qiáng)度.后來人們開始關(guān)注導(dǎo)致冰韌脆轉(zhuǎn)變的物理機(jī)制.普遍的觀點(diǎn)認(rèn)為冰的韌脆轉(zhuǎn)變與冰內(nèi)部裂紋的演化有關(guān).本文則利用渤海海冰的單軸壓縮實(shí)驗(yàn)觀察了冰在韌脆轉(zhuǎn)變過程中的力學(xué)行為與破壞特征,進(jìn)而對(duì)冰韌脆轉(zhuǎn)變的判據(jù)進(jìn)行了分析.1冰的加載速率及應(yīng)變速率特性室內(nèi)冰力學(xué)實(shí)驗(yàn)較現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)?zāi)芨玫目刂茰囟?、加載速率及保證測(cè)量精度.室內(nèi)海冰實(shí)驗(yàn)經(jīng)歷取樣、運(yùn)輸、保溫、加工、恒溫等過程.通常認(rèn)為自然冰在-15℃以下可以進(jìn)行長(zhǎng)期保存與加工,且能基本保持自然冰的力學(xué)特性.實(shí)驗(yàn)樣品被加工成若干10cm×10cm×25cm的長(zhǎng)方體,加載方向垂直于冰的生長(zhǎng)方向,即冰板的水平方向.由于海冰為橫向各向同性材料,在實(shí)驗(yàn)加工過程中不必考慮水平方向的方向性.試件加工好后需要在恒定溫度下放置24h,以保持冰試樣的溫度均勻性與所有實(shí)驗(yàn)溫度的一致性.圖1為試樣尺寸形式與實(shí)驗(yàn)裝置.所有實(shí)驗(yàn)在-7℃下進(jìn)行,每個(gè)實(shí)驗(yàn)保持常應(yīng)變加載速率.加載速率控制在˙ε=10-4—10-2/sε˙=10?4—10?2/s內(nèi)進(jìn)行.實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示,海冰的單軸壓縮強(qiáng)度具有明顯的應(yīng)變速率敏感性.實(shí)驗(yàn)結(jié)果繪在如圖2所示的雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)中.圖中橫坐標(biāo)為應(yīng)變速率的對(duì)數(shù)坐標(biāo),縱軸為壓縮強(qiáng)度的對(duì)數(shù)坐標(biāo)值.圖中三角形符號(hào)點(diǎn)與圓形符號(hào)點(diǎn)為不同地點(diǎn)海冰取樣實(shí)驗(yàn)結(jié)果.圖中每一點(diǎn)對(duì)應(yīng)常加載速率下的壓縮強(qiáng)度值.在低加載速率下冰壓縮強(qiáng)度隨加載速率而增加,并呈韌性破壞.當(dāng)加載速率到達(dá)一定值時(shí),壓縮強(qiáng)度隨加載速率增加而降低,并呈脆性破壞.從圖中可以看出,韌脆轉(zhuǎn)變發(fā)生時(shí)的應(yīng)變速率大約為6×10-4s-1,且在韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)處的壓縮強(qiáng)度最大.圖3分別為冰在韌性區(qū)、韌脆轉(zhuǎn)變過渡區(qū)及脆性區(qū)的破壞試樣.實(shí)驗(yàn)中可以觀察到,在韌性區(qū)的低應(yīng)變速率區(qū),試樣在加載過程中很少出現(xiàn)內(nèi)部裂紋,主要以塑性破壞為主(圖a);在接近韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)處,密集的內(nèi)部裂紋匯集成宏觀裂紋破壞(圖b);在脆性區(qū)則為劈裂破壞(圖c).2裂尖處位錯(cuò)發(fā)射的韌性許多學(xué)者圍繞材料的韌脆轉(zhuǎn)變判據(jù)進(jìn)行了探討,其中Rice和Thomson提出的裂紋尖端位錯(cuò)發(fā)射與解理斷裂的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制得到了普遍的認(rèn)可.該模型的基本思想是材料在外部荷載作用下形成內(nèi)部裂紋,位錯(cuò)沿著與裂紋面共面的滑移面,從裂紋尖端發(fā)射出來.圖4是對(duì)競(jìng)爭(zhēng)模型的說明.假定在裂紋前方傾角為ψ的一個(gè)位錯(cuò)滑移面上有一位錯(cuò)胚,該位錯(cuò)胚與裂紋尖端的距離為位錯(cuò)芯半徑.裂紋在受力后有兩種演化可能:(1)沿著裂紋面解理斷裂,這時(shí)裂紋尖端保持原子級(jí)尖銳;(2)位錯(cuò)胚的發(fā)射,導(dǎo)致裂尖鈍化.如果裂紋發(fā)射位錯(cuò)(其臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIe)比解理擴(kuò)展(其臨界值為KIC)更容易,即KIe<KIC,則通過發(fā)射位錯(cuò),裂尖將鈍化從而韌斷.反之,如果裂紋解理擴(kuò)展比發(fā)射位錯(cuò)更容易,即KIe>KIC,則裂紋首先解理擴(kuò)展,從而脆斷.Rice與Thomson用該模型計(jì)算了常見材料的韌脆屬性,發(fā)現(xiàn)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果定性符合.然而,利用位錯(cuò)發(fā)射與解理斷裂競(jìng)爭(zhēng)模型定量預(yù)測(cè)材料的韌脆轉(zhuǎn)變過程是比較困難的,因?yàn)槠渲猩婕暗轿诲e(cuò)發(fā)射等因素,當(dāng)位錯(cuò)較容易發(fā)射時(shí),材料才表現(xiàn)出韌性,然而對(duì)位錯(cuò)及位錯(cuò)量的直接觀察又是比較困難的,因此難以預(yù)測(cè)材料的韌脆轉(zhuǎn)變過程.但是,我們可以應(yīng)用裂尖處位錯(cuò)發(fā)射所形成的塑性區(qū)的大小來進(jìn)行韌脆性的判定.這種觀點(diǎn)與Schulson的觀點(diǎn)不謀而合.文獻(xiàn)在研究冰的韌脆轉(zhuǎn)變行為中,提出了利用裂紋尖端塑性區(qū)大小來判定材料的韌脆性.如圖5所示,由于裂紋尖端的位錯(cuò)發(fā)射形成了半徑為rc的塑性區(qū),利用塑性區(qū)半徑的大小可以定義材料的韌脆性.加載條件下,裂紋尖端發(fā)生位錯(cuò)滑移,在裂尖處形成塑性區(qū),其大小為半徑為rp的圓形區(qū)域.在低應(yīng)變率下,在裂尖處發(fā)生較多的位錯(cuò),比較容易產(chǎn)生塑性流,形成較大的塑性區(qū)域,使裂尖鈍化,總體表現(xiàn)為較大的韌性;高應(yīng)變率下,在裂尖處發(fā)生較少的位錯(cuò),形成的塑性區(qū)較小,較容易發(fā)生解理斷裂,總體表現(xiàn)為脆性.由此可以看出,裂尖處塑性區(qū)半徑rp的大小直接決定著材料的韌性與脆性,但對(duì)于冰這種材料其塑性區(qū)直徑的大小目前并不清楚,這里我們不妨借用ASTM-E399中判定線彈性與彈塑性斷裂力學(xué)的方法來判別材料的韌脆轉(zhuǎn)變,令rp為受載裂紋附近滑移區(qū)域的半徑,rc為發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變時(shí)在裂尖形成的塑性區(qū)半徑,由此得出轉(zhuǎn)變的判據(jù)為:rp>rc時(shí),材料表現(xiàn)為韌性;rp<rc時(shí),材料表現(xiàn)為脆性;rp=rc時(shí),材料表現(xiàn)為韌脆轉(zhuǎn)變.根據(jù)ASTM-E399假定rc為聚集體最小規(guī)格的150150,再假定,最小規(guī)格的大小等于內(nèi)部裂紋之間的間距,而在轉(zhuǎn)變點(diǎn),裂紋之間的間距等于微結(jié)構(gòu)的大小a,即初始裂紋長(zhǎng)度的一半,所以,對(duì)于塑性材料有:rc=a50(1)rc=a50(1)Riedel和Rice模擬了預(yù)先存在裂紋時(shí)的rc.根據(jù)他們?nèi)〉玫倪M(jìn)展,并令KI=KIC,有rC?Κ2ΙC2πE2[(n+1)2EnBt2nαn+1]2n-1F(2)F為確定滑移區(qū)域的參數(shù),B,n是冪函數(shù)˙εc=Bσn中的常數(shù),α為統(tǒng)一量級(jí)的無量綱參數(shù),忽略μ對(duì)滑移速度的影響.時(shí)間t由下式給出:t=ΚΙC˙ΚΙ(3)˙ΚΙ是I型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的增長(zhǎng)率,可由下式給出:δΚΙδt=δΚΙδσ?δσδε?δεδt(4)其中δσδε是應(yīng)變硬化率,大約由楊氏模量給出.δεδt=˙ε(5)即提供的應(yīng)變率.另一個(gè)導(dǎo)數(shù)δΚΙδσ需要一個(gè)裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)的模型.對(duì)于冰這種材料,我們使用一個(gè)短的,長(zhǎng)度為2a的受載翼形裂紋模型,這時(shí)有:δΚΙδσ=(πa6)1/2[(1+μ2)1/2-μ](6)把上面這些項(xiàng)集合起來,代入值α=1,F=1,n=3,于是,相應(yīng)于韌脆轉(zhuǎn)變時(shí)的應(yīng)變率可以表達(dá)為:˙εD/B=28Κ3ΙCBa3/2[(1+μ2)1/2-μ](7)其中a為初始裂紋長(zhǎng)度的一半,B是冪函數(shù)˙ε=Bσn中的常數(shù),μ為摩擦系數(shù).式(7)對(duì)韌脆轉(zhuǎn)變做出了定量的描述,KIC與μ為材料的固有屬性,可以看出發(fā)生轉(zhuǎn)變的應(yīng)變速率與初始裂紋的長(zhǎng)度相關(guān),因此,只要我們從宏觀上觀測(cè)到裂紋的長(zhǎng)度,便可預(yù)測(cè)出此種材料發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變時(shí)的應(yīng)變速率值.我們假設(shè)冰的裂紋沿晶粒邊界形核,其大小與晶粒尺寸相關(guān),即2a=0.65d,將其它參數(shù)代入相應(yīng)數(shù)值,取μ=0.5,B=1.6×10-7MPa-3·s-1,d=10-3m,KIC=0.1MPa·m-1/2,得出-10℃下,冰的韌脆轉(zhuǎn)變速率為˙ε=1.4×10-3s-1.3維翼形裂紋擴(kuò)展模型從式(7)可以看出,轉(zhuǎn)變的應(yīng)變率除與裂紋大小(晶粒尺寸)有關(guān)外,還與斷裂強(qiáng)度因子KIC有關(guān),為了對(duì)冰這種材料得出KIC值,我們?cè)谶@里引入了冰的裂紋擴(kuò)展模式——翼型裂紋模型.翼型裂紋也稱為摩擦型裂紋滑移,無論在淡水冰實(shí)驗(yàn)還是海水冰實(shí)驗(yàn)中都被大量的觀察到,并受到了廣泛的關(guān)注.隨著此模型的不斷完善,翼形裂紋已經(jīng)被廣泛認(rèn)為是裂紋擴(kuò)展的主要形式,因此,它的形成機(jī)理得到了不斷的完善.裂紋形核后繼續(xù)加載,當(dāng)給定的遠(yuǎn)場(chǎng)應(yīng)力足夠克服冰內(nèi)摩擦抗力時(shí),剪應(yīng)力引起海冰內(nèi)部沿裂紋面方向的滑移(圖6中箭頭所示),進(jìn)而在初始裂紋的兩端點(diǎn)附近產(chǎn)生拉伸區(qū),在一定臨界應(yīng)力水平下,裂紋開始擴(kuò)展,其方向垂直于原裂紋的端部,以后方向改變,與主壓應(yīng)力軸相平行,如此擴(kuò)展成為翼型裂紋.如果翼紋相遇,就會(huì)相互連接導(dǎo)致軸向開裂.Ashby和Hallam對(duì)此模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化和分析,給出了理想二維翼形裂紋的擴(kuò)展模型,裂紋長(zhǎng)2a,與主應(yīng)力成ψ角.當(dāng)主應(yīng)力σ11增長(zhǎng)時(shí),翼形裂紋形成并擴(kuò)展至長(zhǎng)度x,x與應(yīng)力狀況和冰的力學(xué)性質(zhì)有關(guān).ψ角在35—45°之間(這個(gè)角度最適宜滑移),如圖6所示.總的分析結(jié)論是,翼紋形成后不斷的生長(zhǎng),直到KI=KIC,得出關(guān)系式:ΚΙC=σ11√πa(1+L)3/2[1-λ-μ(1+λ)-4.3λL]×[0.23L+1√3(1+L)1/2](8)λ=σ33/σ11;L=x/a;x為翼紋擴(kuò)展長(zhǎng)度;對(duì)于單軸壓縮問題,σ33=σ22=0,于是上式就變?yōu)?ΚΙC=σ11√πa(1-μ)(1+L)3/2[0.23L+1√3(1+L)1/2](9)對(duì)于翼形裂紋擴(kuò)展的最后階段,如果翼形裂紋比原始裂紋本身長(zhǎng),即在限制范圍之內(nèi),x?a,那么L?1,上式可化為:ΚΙC~0.23σ11√πa(1-μ)√L=0.41(1-μ)σa√x(10)將式(10)代入式(7)得出:˙εD/B=1.9σ3(1-μ)3BL3/2[(1+μ2)1/2-μ]=1.9σ3(1-μ)3a3/2Bx3/2[(1+μ2)1/2-μ](11)上式即為單軸壓縮條件下韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)處的應(yīng)變速率表達(dá)式,其中x為翼紋長(zhǎng),a為初始裂紋長(zhǎng)度的一半,從此式我們可以得出,轉(zhuǎn)變的應(yīng)變速率與裂紋初始長(zhǎng)度成正比,與翼紋長(zhǎng)度成反比,且通過實(shí)驗(yàn)對(duì)裂紋及翼紋長(zhǎng)度進(jìn)行觀測(cè),便可預(yù)測(cè)出韌脆轉(zhuǎn)變的應(yīng)變速率值.4各因素對(duì)的理論分析通過對(duì)海冰的實(shí)驗(yàn)及其機(jī)理的解釋與研究,我們得出如下結(jié)論:(1)在實(shí)驗(yàn)過程中,隨著應(yīng)變速率的增加,海冰具有明顯的韌脆轉(zhuǎn)變性,在低應(yīng)變速率下,冰體產(chǎn)生塑性流動(dòng)變形,高應(yīng)變速率下,冰體變形較小,破壞形式為脆性破壞,處于兩者之間的即為韌脆轉(zhuǎn)變區(qū),既有大量的微裂紋存在,也有塑性變形.在韌脆轉(zhuǎn)變處的強(qiáng)度值最大.實(shí)驗(yàn)中得出發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變時(shí),應(yīng)變速率約為6×10-4s-1.(2)在整個(gè)實(shí)驗(yàn)加載過程中,無論在何種應(yīng)變速率下,冰體都有微裂紋的存在,且隨著應(yīng)變速率的增加,微裂紋的數(shù)量也不斷增加,在韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)處,微裂紋的數(shù)量達(dá)到最大值.(3)利用位錯(cuò)發(fā)射與解理競(jìng)爭(zhēng)的理論模型,對(duì)冰韌脆轉(zhuǎn)變的機(jī)理進(jìn)行了定性的解釋.但是,由于該理論控制材料韌脆性的參數(shù)不易獲得,所以很難定量的計(jì)算出結(jié)果.(4)利用裂尖塑性區(qū)大小的判定方法推導(dǎo)出韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn)應(yīng)變速率與斷裂韌性之間的關(guān)系,進(jìn)而再利用翼型裂紋模型給出斷裂韌性的具體數(shù)值,最終得出應(yīng)變速率的表達(dá)式為˙εD/B=1.9σ3(1-μ)3a3/2Bx3/2[(1+μ2)1/2-μ](12)從表達(dá)式可以看出,轉(zhuǎn)變的應(yīng)變速率與裂紋初始長(zhǎng)度成正比,與翼紋長(zhǎng)度成反比,且通過實(shí)驗(yàn)對(duì)裂紋及翼紋長(zhǎng)度進(jìn)行觀測(cè),便可預(yù)測(cè)出韌脆轉(zhuǎn)變的應(yīng)變速率值.(5)在裂尖塑性區(qū)大小的判定方法中,應(yīng)用了ASTM-E399中判定線彈性與彈塑性斷裂力學(xué)的方法來判別材料的韌脆轉(zhuǎn)變,得出rc=a/50,但對(duì)于這一關(guān)系式還需要通過實(shí)驗(yàn)來進(jìn)一步的證明或修正.(6)根據(jù)量化得出的結(jié)論,并應(yīng)用已有的數(shù)據(jù)得出-10℃下,冰的韌脆轉(zhuǎn)變速率為˙ε=1.4×10-3s-1.在實(shí)驗(yàn)中,我們盡量模擬自然狀態(tài)下冰的狀態(tài),但由于實(shí)驗(yàn)條件的局限性,致使與理想狀態(tài)仍存在著一定的差別.由對(duì)韌脆轉(zhuǎn)變的理論計(jì)算及實(shí)驗(yàn)結(jié)論的對(duì)比,我們可以看出,二者存在著一定的差距,原因有很多,一方面是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)條件的限制、實(shí)驗(yàn)方法合理性等造成的,另一方面是因