背景简介

小冲杆试验通过薄圆盘试样的弯曲变形，被广泛用于评估材料的断裂韧性等性能，其结果通过预裂纹厚试样的三点弯曲试验数据进行校准。此外，该试验方法还与分离式霍普金森压杆技术相结合，用于验证和修正材料在宽范围加载速率下的拉伸本构模型，特别是在冲击载荷条件下。已有研究表明，在亚稳态奥氏体不锈钢SUS304的小冲杆试验中，由于其应变诱发马氏体相变特征，断裂韧性表现出负的速率敏感性，且断裂起始位置随加载速率提高从加载面向自由面转移。SUS304钢在变形中会发生应变诱发马氏体相变（SIMT），并伴随温度升高，两者共同强烈影响其断裂行为，但实验难以实时测量相关变量（如马氏体分布、温度演变等）。目前，关于断裂起始区域速率敏感性的机制仍未厘清，仅通过实验手段难以系统揭示，需要精确的有限元分析进行深入讨论。此外，马氏体相变对断裂行为的影响机制尚不明确，需进一步确定断裂主导相（奥氏体或马氏体），并区分热软化与相变在准静态与动态加载下的不同作用。

成果介绍

本研究旨在通过有限元分析，阐明SUS304断裂行为中加载速率敏感性的机制。建立考虑摩擦效应、相变及热力耦合的有限元模型，模拟不同加载速率下的小冲杆试验。采用修正的Johnson-Cook损伤模型，基于“损伤仅始于奥氏体或马氏体”两种假设模拟损伤演化过程。通过对比模拟与实验结果，确定断裂主导相，进而分析损伤变量、应变率、温升与马氏体分数，阐明断裂机制及速率敏感性的成因。

（1）SUS304钢在小冲孔试验中的断裂起始区域表现出明显的加载速率敏感性。试验结果表明，在准静态加载下，断裂从试样的加载表面起始；而在动态加载下，断裂起始区域转移至自由表面（图1）。通过包含马氏体相变和损伤演化的精确有限元分析，成功再现了这一现象。分析表明，尽管断裂区域存在大量马氏体，但奥氏体相才是断裂的主导相，其损伤演化过程主导了裂纹的起始和扩展行为（图2-图4）。

图1 不同加载速率下SUS304小冲头试验的裂纹扩展方向

图2 试验与有限元法在两种假设下获得的(a) 准静态和(b) 动态加载情况下的力-位移曲线。δ_f和δ_Fmax由实验数据确定

图3 在准静态加载条件下，基于γ和α假设的损伤变量分布模拟

图4 动态加载条件下γ与α假设下的损伤变量分布模拟

（2）应变诱发马氏体相变（Strain-induced martensitic transformation , SIMT）对材料的韧性有显著影响。有限元结果显示，在准静态加载下，马氏体非均匀分布于加载表面附近区域（图5）。马氏体由于其强化效应，导致其含量较少的区域更易变形，从而导致等效塑性应变率（图6和图7）和损伤（图3）在奥氏体区域内集中演化，并最终促使裂纹从加载面起始。然而，尽管马氏体局部促进损伤演化，但其存在总体上增强了材料的韧性，裂纹尖端的相变行为延缓了断裂过程。

图5 准静态加载条件下γ假设下马氏体分布的体积分数模拟结果

图6 既往研究与本研究的等效无量纲应变率分布对比

图7 当δ = δ_Fmax时，不同摩擦系数下无量纲应变率的对比

（3）在动态加载下，剧烈的塑性变形导致显著的绝热温升（超过95 K）（图8）。高温一方面强烈抑制了马氏体相变，使得动态加载下的马氏体体积分数远低于准静态加载（图9）；另一方面诱发了显著的热软化效应。热软化与相变抑制的共同作用削弱了材料的整体韧性，导致其在动态加载下迅速断裂（图2b）。有限元分析表明，高温区域呈带状分布，与高应变率带（图7）和高损伤带（图4）吻合，表现为绝热剪切局部化的失效模式。

图8 动态加载条件下γ假设下的温度升高分布模拟

图9 在γ假设动态加载条件下模拟的马氏体分布体积分数

（4）基于有限元分析，本研究阐明了断裂起始区域随加载速率转移的微观机制。在动态加载下，由于马氏体相变被抑制，自由表面区域缺乏马氏体的强化作用，同时该区域经历最显著的热软化（图10, 图11）。热软化效应在自由表面集中，导致等效塑性应变和损伤在此处优先累积（图7），从而改变了断裂的起始位置。上述机制在机理层面解释了实验中观察到的负速率敏感性现象，即断裂韧性及断裂起始位置随加载速率变化的根本原因。

图10 动态加载条件下γ假设模拟的温度升高分布

图11 在γ假设动态加载条件下模拟的马氏体分布体积分数

致谢

本文第一作者：Chong Gao（Ritsumeikan University），本文通讯作者：Chong Gao（Ritsumeikan University）和Takeshi Iwamoto（Hiroshima University）。

本期小编：郭子键（整理） 

罗凌颖（校对） 

刘昊东（审核） 

董乃健（发布）