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    NiTi合金動(dòng)態(tài)斷裂過(guò)程的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法研究

    2016-11-16 02:39:22韓悌信曾祥國(guó)陳華燕
    中國(guó)測(cè)試 2016年10期
    關(guān)鍵詞:韌度合金裂紋

    韓悌信,曾祥國(guó),郭 楊,楊 鑫,陳華燕,李 洋

    (四川大學(xué)建筑與環(huán)境學(xué)院,四川 成都 610065)

    NiTi合金動(dòng)態(tài)斷裂過(guò)程的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法研究

    韓悌信,曾祥國(guó),郭楊,楊鑫,陳華燕,李洋

    (四川大學(xué)建筑與環(huán)境學(xué)院,四川 成都 610065)

    為獲得NiTi合金的動(dòng)態(tài)起裂韌度和動(dòng)態(tài)擴(kuò)展速度與動(dòng)態(tài)加載率之間的定量變化規(guī)律。利用分離式霍普金森壓桿(SHPB)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)單邊三點(diǎn)彎曲試樣(SENB)進(jìn)行沖擊加載試驗(yàn),采用實(shí)驗(yàn)-有限元相結(jié)合的方法,獲得動(dòng)態(tài)斷裂參數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律。SENB試樣裂紋起裂時(shí)刻和裂紋擴(kuò)展速度由粘貼在裂紋尖端的裂紋擴(kuò)展計(jì)(CPG)測(cè)定。采用上述方法和數(shù)據(jù)獲得NiTi合金的I型動(dòng)態(tài)起裂韌度和動(dòng)態(tài)擴(kuò)展速度。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:裂紋擴(kuò)展計(jì)測(cè)得的起裂時(shí)刻與粘貼在同一試樣上的監(jiān)裂應(yīng)變片測(cè)得的結(jié)果基本相符,因此可以利用裂紋擴(kuò)展計(jì)代替?zhèn)鹘y(tǒng)的監(jiān)裂應(yīng)變片來(lái)監(jiān)測(cè)裂紋起裂時(shí)刻,并獲得NiTi合金的起裂韌度。同時(shí),可以利用裂紋擴(kuò)展計(jì)(CPG)獲得裂紋動(dòng)態(tài)擴(kuò)展過(guò)程,繪制出裂紋擴(kuò)展速度與時(shí)間的關(guān)系曲線,從而探討NiTi合金的動(dòng)態(tài)斷裂韌度和裂紋擴(kuò)展速度與動(dòng)態(tài)加載率之間的定量變化規(guī)律。

    霍普金森桿;數(shù)值方法;NiTi合金;裂紋擴(kuò)展計(jì);動(dòng)態(tài)斷裂過(guò)程

    0 引 言

    NiTi形狀記憶合金以其獨(dú)特的超彈性、形狀記憶性能及良好的生物相容性而備受關(guān)注,目前已廣泛應(yīng)用于醫(yī)療外科、薄膜、航空和微機(jī)電等領(lǐng)域[1]。由于形狀記憶合金在工程領(lǐng)域的特殊性,其工作環(huán)境較為惡劣,常遭受碰撞、擠壓等動(dòng)態(tài)荷載。尤其在航空航天領(lǐng)域,形狀記憶合金構(gòu)件一旦破壞,輕則造成巨大的財(cái)產(chǎn)損失,重則給宇航員、飛行員的生命造成威脅。結(jié)構(gòu)件的破壞往往是從微小裂紋開(kāi)始,不斷擴(kuò)展,最后致使構(gòu)件斷裂失效。金屬動(dòng)態(tài)斷裂韌度包括動(dòng)態(tài)起裂韌度和動(dòng)態(tài)擴(kuò)展韌度,是分別表征金屬抵抗裂紋動(dòng)態(tài)起裂和擴(kuò)展的基本力學(xué)參數(shù),因此,研究其測(cè)試方法具有十分重要的意義。

    近年來(lái),準(zhǔn)靜態(tài)加載下的斷裂韌度測(cè)試技術(shù)已經(jīng)比較成熟,并且建立了一系列的國(guó)際標(biāo)準(zhǔn),而霍普金森桿加載的動(dòng)態(tài)斷裂實(shí)驗(yàn)尚未建立統(tǒng)一的實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)。正因如此,國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者都致力于材料動(dòng)態(tài)斷裂韌度測(cè)試技術(shù)的研究。如Tanaka等[2]首先采用雙桿加載的動(dòng)態(tài)彎曲實(shí)驗(yàn),運(yùn)用一維應(yīng)力波理論計(jì)算得到加載于彎曲試樣上的入射波和反射波。然而Tanaka只給出了加載力的歷史,并未計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子。J.R.Berger等[3]采用應(yīng)變片法對(duì)2.25Cr-1Mo鋼進(jìn)行了動(dòng)態(tài)斷裂分析,并根據(jù)靜止裂紋的裂尖應(yīng)變場(chǎng)確定了應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程曲線。李玉龍等[4]基于SHPB系統(tǒng),用彈簧質(zhì)量模型求解了三點(diǎn)彎曲試樣的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子。張曉欣等[5]結(jié)合SHPB測(cè)試系統(tǒng)和自編的ANSYS宏程序得到了某船用鋼的動(dòng)態(tài)斷裂韌度值。楊井瑞等[6]用SCDC試樣及裂紋擴(kuò)展計(jì)在SHPB平臺(tái)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn),采用實(shí)驗(yàn)-數(shù)值-解析法得到了砂巖的動(dòng)態(tài)斷裂韌度和裂紋擴(kuò)展速度。陳華燕等[7]利用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值結(jié)合的方法測(cè)量了鎂合金AZ91的動(dòng)態(tài)斷裂韌性。在微介觀斷裂方面,Xu等[8]采用混合跨尺度方法研究了微介觀尺度下BCC-Fe的裂紋擴(kuò)展過(guò)程。Pei等[9]研究了多晶鎳在拉伸載荷下延性-脆性-斷裂的轉(zhuǎn)變過(guò)程。但尚未見(jiàn)關(guān)于測(cè)定NiTi合金動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展速度的報(bào)道,也未見(jiàn)有結(jié)合實(shí)驗(yàn)-數(shù)值模擬的方法對(duì)NiTi合金的動(dòng)態(tài)斷裂韌度進(jìn)行研究。

    本文對(duì)NiTi合金的單邊裂紋三點(diǎn)彎曲試樣(SENB)進(jìn)行SHPB加載,采用自編的ANSYS-APDL命令流對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,得到動(dòng)態(tài)J積分響應(yīng)曲線。使用裂紋擴(kuò)展計(jì)(CPG)測(cè)量試樣的起裂時(shí)刻和擴(kuò)展速度,從而確定不同加載率下的動(dòng)態(tài)斷裂韌度和裂紋擴(kuò)展速度。并將普通應(yīng)變片(SG)監(jiān)測(cè)到的起裂時(shí)間與CPG得到的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證CPG監(jiān)測(cè)結(jié)果的可靠性。

    1 實(shí)驗(yàn)過(guò)程

    1.1試樣準(zhǔn)備

    實(shí)驗(yàn)所用材料為NiTi合金,其化學(xué)成分如表1所示。圖1(a)和圖1(b)分別為單邊裂紋三點(diǎn)彎曲(SENB)試樣的幾何構(gòu)型圖以及加載狀態(tài)的實(shí)物圖。試樣長(zhǎng)L=100 mm,寬W=20 mm,厚B=10 mm,跨距S=80mm,預(yù)置裂紋長(zhǎng)度a=10mm。Pi(t)為入射桿對(duì)SENB試樣的作用力。

    表1 Ni55.72at.%-Ti合金板材化學(xué)成分

    1.2SHPB加載裝置

    動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)在 Hopkinson拉/壓桿(SHPB)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)(KD205-4型)上完成,其加載裝置如圖2所示。SHPB子彈及入射桿材料為42CrMo鋼,彈性模量E=210 GPa,泊松比ν=0.3,密度ρ=7 850 kg/m3。子彈長(zhǎng)200mm,入射桿長(zhǎng)2000mm,直徑均為20mm。入射桿上的SG到整形器-入射桿接觸端的距離為1000mm。

    1.3裂紋擴(kuò)展計(jì)及其使用

    本文采用的CPG如圖3所示。CPG由基底和敏感柵組成,其中敏感柵由10根等長(zhǎng)但不等寬的卡瑪銅薄片并聯(lián)而成,初始總電阻約為2Ω。CPG的敏感柵總長(zhǎng)度l=10mm,寬度h=5mm,相鄰兩根柵絲的間距l(xiāng)0=1.11mm。在SENB上粘貼CPG時(shí),使CPG的敏感柵絲垂直于裂紋擴(kuò)展方向(x方向),并將最寬的裂紋柵絲(其電阻為R1)貼近裂紋尖端。

    CPG的電路如圖4所示。采用型號(hào)為APS3003D的恒壓源提供3 V的電壓。裂紋擴(kuò)展計(jì)與電阻R2=60Ω(本文實(shí)測(cè)值為59.5Ω)并聯(lián),再與保護(hù)電阻R1=20 Ω(本文實(shí)測(cè)值為22.1 Ω)串聯(lián),裂紋擴(kuò)展計(jì)的初始電阻為RCPG=2Ω(本文實(shí)測(cè)值為1.8Ω)。示波器用于記錄裂紋擴(kuò)展計(jì)兩端的電壓。

    實(shí)驗(yàn)時(shí),隨著裂紋的擴(kuò)展,裂紋擴(kuò)展計(jì)敏感柵絲會(huì)隨之發(fā)生斷裂,其阻值會(huì)變?yōu)镽CPG+ΔRCPG,從而引起裂紋擴(kuò)展計(jì)兩端電壓的變化。由于裂紋擴(kuò)展計(jì)敏感柵絲是逐根斷裂的,因此示波器記錄的電壓信號(hào)應(yīng)該呈現(xiàn)階梯狀突變,而敏感柵絲之間的距離是已知的,這樣就可以得到裂紋的擴(kuò)展速度。

    圖1 SENB試樣幾何構(gòu)型圖及實(shí)物圖

    圖2 SHPB加載裝置圖

    圖3 BKX5-4CY型CPG

    圖4 CPG電路圖

    2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

    2.1動(dòng)載荷的確定

    如圖5所示為SENB-01試樣(具體參數(shù)見(jiàn)表2)加載時(shí)示波器上記錄的原始電壓信號(hào),包括入射桿上SG測(cè)得的信號(hào)和CPG測(cè)得的信號(hào)。

    圖5 SENB-01試樣由SG和CPG測(cè)得的原始電壓信號(hào)

    根據(jù)電橋工作原理,可得應(yīng)變片的測(cè)量值ε(t)與電壓信號(hào)ΔU(t)之間的關(guān)系:

    式中:U——電橋的橋路電壓,8V;

    K1——SG的靈敏系數(shù),1.97;

    K2——超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀的放大系數(shù),100。

    則可由圖5中入射桿上的電壓信號(hào)及式(1)計(jì)算得到入射桿上的入射波εi(t)和反射波εr(t),如圖6所示。

    根據(jù)一維彈性應(yīng)力波假設(shè),由入射波、反射波疊加可以得到入射桿對(duì)試樣的作用力Pi(t):

    式中,E0、A0分別為入射桿的彈性模量及橫截面積。

    在試驗(yàn)中,實(shí)測(cè)記錄到的波形的基準(zhǔn)線由于受外界的干擾而偏離零線且有震蕩,所以,必須對(duì)記錄到的波形進(jìn)行整理,以準(zhǔn)確地確定波形的起跳點(diǎn)。本文采用文獻(xiàn)[10]中提到的方法進(jìn)行波形處理及確定起跳點(diǎn)。

    由圖6中入射桿上入射波εi(t)和反射波εr(t)及式(2)計(jì)算可得SENB-01試樣加載端的動(dòng)載荷時(shí)程曲線,如圖7所示。在動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)中,只關(guān)心試樣受到載荷以后的響應(yīng),因此定義加載波到達(dá)試樣時(shí)刻t0為零時(shí)刻,下文中出現(xiàn)的新的時(shí)間坐標(biāo)軸,其原點(diǎn)對(duì)應(yīng)的時(shí)刻均為t0(對(duì)SENB-01試樣,t0=12471.9s)。

    圖6 SENB-01試樣入射桿上的應(yīng)變信號(hào)

    圖7 SENB-01試樣加載端的動(dòng)載荷時(shí)程曲線

    2.2裂紋起裂時(shí)刻和擴(kuò)展速度的測(cè)定

    如圖8所示為SENB-01試樣的CPG電壓信號(hào)及電壓對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù)。從圖中可以看出,隨著裂紋的擴(kuò)展,電壓呈階梯狀上升,10個(gè)臺(tái)階的突變時(shí)刻對(duì)應(yīng)CPG上10根敏感柵絲的斷裂時(shí)刻。根據(jù)電壓對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù)峰值所對(duì)應(yīng)的時(shí)刻可以準(zhǔn)確地確定CPG上10根敏感柵絲的斷裂時(shí)刻t1~t10以及相鄰2根敏感柵絲斷裂的時(shí)間差Δt1~Δt9。由于CPG的第1根敏感柵絲是緊貼裂紋尖端的,因此,可以認(rèn)為起裂時(shí)間tf=t1。

    圖8 SENB-01試樣裂紋擴(kuò)展計(jì)兩端電壓以及電壓對(duì)時(shí)間導(dǎo)數(shù)

    由圖8已知t1~t10和Δt1~Δt9的值,另外,CPG相鄰2根敏感柵絲間的距離l0=1.11 mm是確定的,則可得到t1~t10每個(gè)時(shí)刻裂尖的位置,并且由νai=l0/Δti(i=1,2,…,9)可得到Δt1~Δt9各個(gè)時(shí)間段內(nèi)裂紋的擴(kuò)展速度,如圖9所示。

    圖9 SENB-01試樣的裂尖位置以及裂紋擴(kuò)展速度

    由圖9可得SENB-01試樣的裂紋擴(kuò)展速度并非是均勻的,而是呈現(xiàn)一定的震蕩性,這主要是由材料本身的不均勻性引起。從圖9可以看出,SENB-01試樣的最大裂紋擴(kuò)展速度為νmax=138.75m/s,最小速度為νmin=62.71m/s,平均速度為νave=111.92m/s。

    3 動(dòng)態(tài)J積分的數(shù)值計(jì)算

    為了使測(cè)試材料動(dòng)態(tài)斷裂韌度的工作簡(jiǎn)單易行,易于標(biāo)準(zhǔn)化,有很多學(xué)者致力于尋求三點(diǎn)彎曲試樣動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子的近似公式[11]。本文基于ANSYS軟件編制了APDL命令流,結(jié)合實(shí)驗(yàn)得到的載荷時(shí)程曲線,對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。

    根據(jù)SENB試樣的對(duì)稱(chēng)性,建立如圖10所示的1/2平面模型。模型采用PLANE42平面應(yīng)變單元,共有1000個(gè)單元和1071個(gè)節(jié)點(diǎn)。根據(jù)實(shí)驗(yàn)中SHPB對(duì)SENB的加載情況,將試樣入射端進(jìn)行載荷加載方向的位移耦合,將試樣對(duì)稱(chēng)面的約束設(shè)置為對(duì)稱(chēng)約束,將試樣支撐點(diǎn)進(jìn)行位移耦合并設(shè)置為固定約束。

    圖10 SENB試樣的1/2有限元模型

    在二維平面問(wèn)題中,J的表達(dá)式可表示為

    式中,JR為Rice J R[12]于1968年首次提出的積分,Ja是本文根據(jù)雷和榮[13],Kishimoto K[14],Nishioka T[15]等的工作推導(dǎo)而來(lái),由于論文篇幅所限,推導(dǎo)過(guò)程在此不再詳述。Γ+Γs是包含裂紋尖端的閉合回路,Ω是Γ和Γs包圍的面域,U為單元應(yīng)變能密度,ti為面力矢量,ui和u¨i分別為位移矢量和加速度矢量,T為單位體積的動(dòng)能。

    Rice.J積分(即JR)可以在ANSYS中定義積分路徑后將變量映射到路徑上進(jìn)行操作,此時(shí),求解動(dòng)態(tài)J積分的關(guān)鍵就是要求解出分量Ja。而Ja是一個(gè)面積分,不能直接在ANSYS中通過(guò)GUI操作實(shí)現(xiàn)。因此,本文通過(guò)編寫(xiě)APDL命令流來(lái)計(jì)算Ja項(xiàng),這樣即可用式(3)計(jì)算出J積分。如圖11所示為APDL命令流計(jì)算得到的SENB-01試樣J積分響應(yīng)曲線。

    圖11 SENB-01試樣的J積分響應(yīng)曲線

    4 動(dòng)態(tài)斷裂韌度的確定

    動(dòng)態(tài)斷裂韌度實(shí)驗(yàn)研究的重點(diǎn)在于起裂時(shí)間的確定,只要確定了起裂時(shí)間,則起裂時(shí)間所對(duì)應(yīng)的J積分值就是JId。在平面應(yīng)變條件下,與JId等效的斷裂韌度參量KId可采用下式換算:

    式中,彈性模量E=37.13GPa,泊松比ν=0.3。

    表2所示為SENB試樣的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。通過(guò)控制氣壓和入內(nèi)得到了不同加載速率下SENB試樣的起裂時(shí)間tf,平均裂速νa,動(dòng)態(tài)起裂韌度KId等信息。動(dòng)態(tài)起裂韌度的確定如圖12所示,即通過(guò)第3節(jié)內(nèi)容得到J積分響應(yīng)曲線,然后通過(guò)裂紋擴(kuò)展計(jì)記錄的信號(hào)得到起裂時(shí)間tf,則其所對(duì)應(yīng)的J積分值即為JId。再通過(guò)式(4),即可得到動(dòng)態(tài)起裂韌度KId。加載速率(˙Id)的計(jì)算如下所示:

    圖12 不同加載率下SENB試樣的JId確定

    表2 SENB試樣實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

    5 結(jié)果分析與討論

    5.1CPG與SG測(cè)試結(jié)果的討論

    為了比較CPG和SG測(cè)量裂紋斷裂韌度的有效性,在SENB-02試樣的兩側(cè)分別粘貼CPG和SG,如圖13所示。

    圖13 在SENB-02試樣的兩側(cè)分別粘貼CPG和SG示意圖

    如圖14所示,為SENB-02試樣的CPG和SG的電壓信號(hào)及入射桿上應(yīng)變片的電壓信號(hào)。結(jié)合圖14及第3節(jié)的內(nèi)容,即可得到J積分響應(yīng)曲線,如圖15所示。

    圖14 SENB-02試樣的電壓信號(hào)

    將圖14中的數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)處理可知,CPG監(jiān)測(cè)到的裂紋起裂時(shí)間為tCPG=56.8μs,SG監(jiān)測(cè)到的起裂時(shí)間為tSG=58.8μs,兩者對(duì)應(yīng)的J積分值即為SENB-02試樣的JId,然后通過(guò)式(4)即可求得對(duì)應(yīng)的KId,分別為KId-CPG=53.2MPa·m1/2和KId-SG=57.9MPa·m1/2。由此可知,CPG監(jiān)測(cè)到的起裂時(shí)間與SG監(jiān)測(cè)到的起裂時(shí)間僅相差2μs,對(duì)應(yīng)起裂韌度相差4.7MPa·m1/2,實(shí)驗(yàn)結(jié)果相當(dāng)。因此,用CPG測(cè)量金屬的斷裂韌度是可行的,同時(shí),CPG可以監(jiān)測(cè)裂紋的擴(kuò)展速度,而SG則無(wú)法監(jiān)測(cè)。

    圖15 SENB-02試樣的J積分響應(yīng)曲線

    5.2加載率對(duì)裂紋擴(kuò)展速度及動(dòng)態(tài)斷裂韌度的影響

    NiTi合金SENB試樣的動(dòng)態(tài)起裂韌度與動(dòng)態(tài)加載率之間的關(guān)系如圖16所示,本次實(shí)驗(yàn)的動(dòng)態(tài)加載率范圍為(0.676~1.716)×106MPa·m1/2·s-1。在此范圍內(nèi),NiTi合金的動(dòng)態(tài)起裂韌度KId隨動(dòng)態(tài)加載率K˙Id的提高呈線性增加。由此說(shuō)明,NiTi合金在動(dòng)態(tài)斷裂過(guò)程中表現(xiàn)出了明顯的率敏感效應(yīng),即它抵抗斷裂的能力隨著加載率的增大而提高。

    圖16 SENB試樣的KId-K˙Id曲線

    NiTi合金SENB試樣動(dòng)態(tài)擴(kuò)展速度νa與動(dòng)態(tài)加載率K˙Id之間的關(guān)系如圖17所示。在此次實(shí)驗(yàn)加載率范圍內(nèi),裂紋的擴(kuò)展速度隨加載率的提高而顯著增大,并有一定的震蕩性。由圖可以看出,當(dāng)加載率在(0.676~1.282)×106MPa·m1/2·s-1范圍內(nèi)時(shí),裂紋擴(kuò)展速度隨加載率的增加而增大的趨勢(shì)相對(duì)緩慢,而當(dāng)加載率在(1.282~1.716)×106MPa·m1/2·s-1范圍內(nèi)時(shí),裂紋擴(kuò)展速度隨加載率的提高而急劇增大。

    圖17 SENB試樣νa-Id曲線

    綜上,NiTi合金在動(dòng)態(tài)載荷下表現(xiàn)出了明顯的率敏感效應(yīng)。圖12所示的結(jié)果也可證明上述結(jié)論的準(zhǔn)確性。由圖12可以看出,動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子隨著加載率的升高而增大。本文只是得到了K˙Id與KId、νa之間的定量關(guān)系,至于它們之間服從何種定量表達(dá)式關(guān)系則需要更多的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論知識(shí)來(lái)確定。

    6 結(jié)束語(yǔ)

    1)本文將CPG用于NiTi合金動(dòng)態(tài)起裂韌度、動(dòng)態(tài)擴(kuò)展速度的測(cè)量,得到了不同加載率下NiTi合金的動(dòng)態(tài)斷裂參數(shù)。并將CPG測(cè)得的起裂時(shí)間與傳統(tǒng)監(jiān)裂應(yīng)變片測(cè)得的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,兩者起裂時(shí)間僅相差2μs,由此表明將CPG用于測(cè)量金屬SENB試樣的斷裂參數(shù)是完全可行的。

    2)NiTi合金是率敏感材料,其起裂韌度、裂紋擴(kuò)展速度均隨加載速率的提高而增大,在(0.676,0.937,1.282,1.716)×106MPa·m1/2·s-14個(gè)加載率下,NiTi合金的起裂韌度、裂紋擴(kuò)展速度分別為(37.2,53.2,70.5,100.9)MPa·m1/2和(111.9,148.25,154.9,412.67)m·s-1。

    3)鑒于NiTi合金是率敏感材料,在特殊服役環(huán)境下(如航空、航天等)設(shè)計(jì)、選材和安全評(píng)定時(shí)均應(yīng)對(duì)該合金進(jìn)行動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試。

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    (編輯:李妮)

    The study of experimental and numerical methods for dynamic fracture process of NiTi alloy

    HAN Tixin,ZENG Xiangguo,GUO Yang,YANG Xin,CHEN Huayan,LI Yang
    (College of Architecture and Environment,Sichuan University,Chengdu 610065,China)

    To obtain a quantitative change rule between the dynamic initial fracture toughness,dynamic crack propagation speed and dynamic loading rate of NiTi alloy,an impact loading test was conducted on single edge notched three-point bending(SENB)specimens with the split Hopkinson pressure bar(SHPB)test system based on the experimental-FEM method to figure out the variation rules of dynamic fracture parameters of NiTi alloy.The time of crack initiation and the crack extension speed were measured by the crack propagation gauge(CPG)pasted near the crack tip of the specimen.It is feasible to measure the initiation fracture toughness and crack propagation speed of Type I NiTi alloy by taking the aforementioned method.According to the test results:the crack initiation time displayed on the CPG is roughly in line with the result on the crack strain gage pasted on the same specimen.So the CPG can be used as crack strain gage,which can also measure the fracture toughness of NiTi alloy.In addition,the dynamic crack propagation process can be obtained with the CPG.According to the dynamic crack propagation process,the relation curve between crack propagation speed and time can be drawn out.In this way,thequantitativechangerulebetweenthedynamicfracturetoughness,dynamiccrack propagation speed and dynamic loading rate of NiTi alloy can be worked out.

    SHPB system;numerical method;NiTi alloy;crack propagation gauge;dynamic fracture process

    A

    1674-5124(2016)10-0072-07

    10.11857/j.issn.1674-5124.2016.10.014

    2016-04-10;

    2016-05-25

    國(guó)家自然科學(xué)委員會(huì)與中國(guó)工程物理研究院聯(lián)合基金項(xiàng)目(U1430119)

    韓悌信(1991-),男,甘肅蘭州市人,碩士研究生,專(zhuān)業(yè)方向?yàn)椴牧掀谂c破壞。

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