賈 旭，胡緒騰，宋迎東

(南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，江蘇省航空動力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，

機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210016)

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基于三維有限元解的緊湊拉伸試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式

賈 旭，胡緒騰，宋迎東

(南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，江蘇省航空動力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，

機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210016)

摘要：對標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸(CT)試樣的二維和三維應(yīng)力強(qiáng)度因子有限元解進(jìn)行了對比分析，基于三維有限元虛擬裂紋閉合法擬合了一種新的標(biāo)準(zhǔn)CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式，并采用ANSYS軟件內(nèi)嵌位移外推法進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明：基于二維分析所得的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式計算結(jié)果與實(shí)際三維CT試樣的具有較大的差異；在加載孔等效分布力一定的條件下，CT試樣裂紋前沿大部分區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子與中心點(diǎn)的相近，且與厚度無關(guān)；擬合得到的三維CT試樣裂紋前沿中心點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式具有很高的精度，其計算結(jié)果與ANSYS軟件內(nèi)嵌位移外推法的相對誤差在0.5%以內(nèi)。

關(guān)鍵詞：三維分析；CT試樣；應(yīng)力強(qiáng)度因子；有限元法

0引言

為提高航空發(fā)動機(jī)的安全性，20世紀(jì)80年代以來損傷容限設(shè)計已逐漸成為國內(nèi)外航空發(fā)動機(jī)輪盤等關(guān)鍵件的重要設(shè)計準(zhǔn)則之一[1-2]。損傷容限設(shè)計的關(guān)鍵是對以斷裂為主要破壞形式的關(guān)鍵件進(jìn)行裂紋擴(kuò)展分析，而裂紋擴(kuò)展分析的基礎(chǔ)是應(yīng)力強(qiáng)度因子的計算。

工程中普遍采用標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸(CT)試樣進(jìn)行試驗(yàn)來建立材料裂紋擴(kuò)展速率模型、確定材料斷裂韌性。1974年Newman[3]基于二維平面假設(shè)(平面應(yīng)變假設(shè))下的改進(jìn)邊界配置法擬合得到了標(biāo)準(zhǔn)CT試樣在不同幾何配置下的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式。1976年Srawley[4]對此公式進(jìn)行了改進(jìn)，拓寬了標(biāo)準(zhǔn)CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式的適用范圍。目前ASTM E399-12e3《平面應(yīng)變斷裂韌性測試標(biāo)準(zhǔn)》和ASTM E647-13ae1《疲勞裂紋擴(kuò)展速率測試標(biāo)準(zhǔn)》仍在繼續(xù)使用Srawley改進(jìn)的標(biāo)準(zhǔn)CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式。非標(biāo)準(zhǔn)試樣的裂紋擴(kuò)展速率研究[5-6]也仍在使用應(yīng)力強(qiáng)度因子手冊中的二維應(yīng)力強(qiáng)度因子表達(dá)式。然而，二維平面假設(shè)畢竟存在一定的局限性，在實(shí)際的三維裂紋體中，即使是標(biāo)準(zhǔn)CT試樣中形狀規(guī)則、初始裂紋前緣呈直線、承受單一銷釘載荷的張開型穿透裂紋，其裂紋前沿應(yīng)力場也呈現(xiàn)出不同的應(yīng)力狀態(tài)。特別是裂紋與自由表面相交的區(qū)域，既不是平面應(yīng)變狀態(tài)也不是平面應(yīng)力狀態(tài)[7-8]。二維平面應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式將整個裂紋前沿生硬地假設(shè)為平面應(yīng)變或平面應(yīng)力兩種極端情況，勢必對應(yīng)力強(qiáng)度因子的計算造成不可避免的誤差。目前少有學(xué)者對三維標(biāo)準(zhǔn)CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式進(jìn)行研究，Towers[9]計算對比了裂紋前緣中心點(diǎn)、1/4厚度點(diǎn)、表面點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子的不同；Neman[10]在平面應(yīng)力狀態(tài)假設(shè)下研究了CT試樣的權(quán)函數(shù)。為了得到標(biāo)準(zhǔn)CT試樣三維條件下的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式，作者建立了二維平面應(yīng)變狀態(tài)的CT試樣的有限元模型，通過不同方法計算了應(yīng)力強(qiáng)度因子并與目前普遍采用的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式進(jìn)行了對比；然后建立了CT試樣的三維有限元模型，得到了CT試樣三維應(yīng)力強(qiáng)度因子分布；最后基于CT試樣的三維有限元解擬合得到了一種新的CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子表達(dá)式，并與ANSYS軟件內(nèi)嵌的位移外推法進(jìn)行了對比分析。

1CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子的二維有限元分析

目前在ASTM標(biāo)準(zhǔn)中廣泛采用的CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式為：

(1)

式中：K為應(yīng)力強(qiáng)度因子；a為裂紋長度；W為CT試樣的寬度；B為CT試樣的厚度(平面狀態(tài)假設(shè)下B=1)；P為施加在加載銷釘上的力。

以TC4合金為試樣及銷釘材料(彈性模量E為109 GPa,泊松比ν為0.34)，建立了寬度為0.04 m的CT試樣的兩種二維平面應(yīng)變有限元1/2模型。第一種(①)在裂紋尖端采用六節(jié)點(diǎn)奇異單元plane82網(wǎng)格劃分，單元個數(shù)2 837；第二種(②)在裂紋尖端采用八節(jié)點(diǎn)高階單元plane82分網(wǎng)，單元個數(shù)3 007，如圖1所示。圖1中包圍裂紋尖端的16個奇異單元的特征尺寸l為0.01W。為了說明所建立的有限元模型、加載方式、應(yīng)力強(qiáng)度因子計算方法的準(zhǔn)確性，分別采用了ANSYS軟件內(nèi)嵌位移外推法[11](Displacement Extrapolation Method，簡稱DEXM)和虛擬裂紋閉合法[12](Virtual Crack Closure Technique，簡稱VCCT)計算了兩種不同加載方式下的應(yīng)力強(qiáng)度因子，并分別與式(1)結(jié)果進(jìn)行對比，見表1。耦合加載方法將加載孔上表面內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)與加載孔中心的質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行剛性耦合后對質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行集中力加載；接觸加載方法是通過建立銷釘模型，進(jìn)行接觸求解。相對于耦合加載，接觸加載方式為非線性求解，雖然計算效率較低但最切合實(shí)際。表1中δ1，δ2，δ3分別為奇異單元劃分/耦合加載時DEXM、奇異單元劃分/接觸加載時DEXM、非奇異單元劃分/接觸加載時VCCT計算結(jié)果與式(1)的相對誤差。

圖1　CT試樣二維有限元模型Fig.1　2D finite element model about the CT specimen：(a) general graph and (b) local graph at crack front

從表1可以看出，奇異單元劃分/耦合加載時，DEXM計算結(jié)果與式(1)的相對誤差在±2%以內(nèi)。奇異單元劃分/接觸加載下DEXM與非奇異元劃分/接觸加載VCCT計算結(jié)果相對式(1)的誤差較一致，均在±1%以內(nèi)。這一結(jié)果不僅說明了接觸加載的方式更為合理并驗(yàn)證了有限元模型和方法的正確性，也說明了以平面假設(shè)為基礎(chǔ)的式(1)在計算CT試樣二維平面K時具有足夠高的精度。

表1　CT試樣二維平面應(yīng)變假設(shè)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算結(jié)果及相對誤差Tab.1　 Calculated stress intensity factors of CT specimens and relative errors under two-dimensional plane strain assumption

2CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子的三維有限元分析

三維模型CT試樣與銷釘?shù)牟牧霞皡?shù)與二維分析時相同。CT試樣的寬度W為0.04 m，寬厚比W/B分別為4，6，8，10，12，14，16，20。分三個區(qū)域?qū)T試樣的三維模型進(jìn)行了劃分：靠近裂紋尖端采用五面體奇異單元或20節(jié)點(diǎn)等參元劃分，遠(yuǎn)離裂紋尖端采用20節(jié)點(diǎn)等參元劃分，過渡區(qū)采用四面體等參元劃分，單元為solid 95，如圖2所示。第一種(①)網(wǎng)格類型的單元數(shù)目為12 210，第二種(②)網(wǎng)格類型的單元數(shù)目為16 194。為了說明CT試樣二維平面應(yīng)力強(qiáng)度因子與三維模型的不同，首先以a/W為0.3繪制了不同寬厚比下裂紋前緣假設(shè)為平面應(yīng)變與平面應(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子分布，如圖3所示。其中平面應(yīng)變狀態(tài)和平面應(yīng)力狀態(tài)并非指三維裂紋尖端的應(yīng)力狀態(tài)，而是指應(yīng)力強(qiáng)度因子數(shù)值計算方法的前提條件。然后以a/W為0.3，W/B為10為例對比了三維應(yīng)力強(qiáng)度因子與式(1)的相對誤差，見表2。其中坐標(biāo)軸Z平行于裂紋線，Z/(B/2)=1表示CT試樣的中心位置,δ4為平面應(yīng)變狀態(tài)下的結(jié)果與式(1)的相對誤差，δ5為平面應(yīng)力狀態(tài)下的結(jié)果與式(1)的相對誤差。從圖3可以看出，以二維平面假設(shè)為基礎(chǔ)的經(jīng)驗(yàn)公式顯然與三維平面應(yīng)變或平面應(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子相差較大；同一裂紋尺寸、不同寬厚比下CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子在裂紋體表面時各有差異；在靠近裂紋體中心時，逐漸匯聚到一個數(shù)值。

圖2　CT試樣的三維有限元模型Fig.2　The 3D finite element mode of CT specimen:(a)general graph and local graph and (b) mesh at crack front

表2　CT試樣三維有限元解與式(1)結(jié)果的對比Tab.2　Comparison of 3D finite element solutions and formula (1) results

圖3　a/W為0.3時不同厚度下的K分布Fig.3　Stress intensity factor distribution at differentthicknesses with a/W equal to 0.3

從表2可以發(fā)現(xiàn)，雖然三維CT試樣中心區(qū)域接近為平面應(yīng)變狀態(tài)，但中心區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力強(qiáng)度因子與式(1)的結(jié)果也有很大的差別，最大相對誤差達(dá)到10.36%。雖然三維CT試樣表面點(diǎn)為平面應(yīng)力狀態(tài)，但與式(1)的結(jié)果也有很大的差別，最大相對誤差達(dá)到-16.12%。

3基于三維有限元解的CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式

由式(1)可以得到：

(2)

由式(2)中可以看出,P/(0.125W×2×B)為P等效在加載孔上的分布力，當(dāng)加載孔上的等效分布力一定時，CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子只與W和a有關(guān)，與試樣的厚度無關(guān)。為考證這一特性，并定性地描述不同厚度下三維CT試樣裂紋前沿的應(yīng)力強(qiáng)度因子分布特性，選用了計算效率更高的耦合加載方式以及ANSYS軟件內(nèi)嵌的DEXM法，在同一加載孔上等效分布力下，分別采用平面應(yīng)變狀態(tài)計算了三維CT試樣W/B分別為4，6，8，10，12，14，16，18，20，a/W分別為0.2，0.3，0.4，0.5，0.6，0.7，0.8下的應(yīng)力強(qiáng)度因子分布，如圖4所示。

圖4　三維CT試樣裂紋前沿的應(yīng)力強(qiáng)度因子分布Fig.4　Stress intensity factor distribution at the crack frontof the 3D CT specimen

由圖4發(fā)現(xiàn)，對于同一裂紋尺寸、不同寬厚比的CT試樣，位于試樣中心區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子基本分布在同一直線上，直線區(qū)域約占整個厚度的2/3。由此可見，在加載孔等效分布力一定的條件下，CT試樣裂紋前沿大部分區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子與中心點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子接近，并且與厚度無關(guān)。

基于以上結(jié)論，作者在同一加載孔等效分布力的基礎(chǔ)上，采用了更精確的接觸加載方式，并采用了對網(wǎng)格密度依賴性較低的非奇異單元VCCT法計算了CT試樣中心點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子。以a/W為0.5，W/B為10為例，采用裂紋尖端不同單元尺寸(l)進(jìn)行網(wǎng)格劃分驗(yàn)證了應(yīng)力強(qiáng)度因子計算的網(wǎng)格無關(guān)性，見表3。其中δ′表示表中后一項(xiàng)K值相對于前一項(xiàng)的誤差。

由表3可知，l/a為0.01的K值相對于0.02時的誤差僅有0.158%，0.005的相對于0.01時的誤差僅有0.079%，相對誤差較小并且隨l/a的減小而減小。說明當(dāng)l/a為0.01時，有限元法已經(jīng)達(dá)到預(yù)期收斂效果，其計算結(jié)果與網(wǎng)格尺寸無關(guān)，為了方便劃分網(wǎng)格和提高計算效率，選用l/a為0.01。

表3　網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Tab.3　Mesh-independent verification

隨后，采用既定劃分網(wǎng)格方式計算了不同裂紋尺寸下的應(yīng)力強(qiáng)度因子，并與式(1)的進(jìn)行了對比，如圖5所示。從圖5中可以看出三維CT試樣中心部位的應(yīng)力強(qiáng)度因子隨裂紋尺寸的變化趨勢與式(1)的基本一致。

圖5　VCCT法計算結(jié)果與式(1)結(jié)果的對比Fig.5　Comparison of VCCT calculation results andformula (1) results

鑒于目前采用的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式不適用于三維CT試樣，為了建立一種準(zhǔn)確的適用于三維CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式，在式(1)的基礎(chǔ)上對VCCT法的計算結(jié)果進(jìn)行了應(yīng)力強(qiáng)度因子的擬合，結(jié)果如下：

(3)

為了驗(yàn)證式(3)的精度，對比了VCCT法(擬合數(shù)據(jù)點(diǎn))的結(jié)果和式(1)與式(3)的相對誤差，并采用接觸加載下的奇異單元DEXM法對式(3)進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果見表4。表中δ6為式(1)的結(jié)果相對式(3)的誤差，δ7為VCCT法(擬合數(shù)據(jù)點(diǎn))的結(jié)果相對式(3)的誤差，δ8為DEXM數(shù)據(jù)相對式(3)的誤差。

從表4可以看出，式(1)結(jié)果與式(3)的相對誤差在-7.79%～-11.75%，式(1)結(jié)果比式(3)的??；式(3)結(jié)果與VCCT法的誤差在±0.04%以內(nèi)，說明式(3)具有很高的擬合精度；DEXM法的結(jié)果與式(3)的相對誤差在±0.5%以內(nèi)，說明新的CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子表達(dá)式(3)在計算三維CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子時具有足夠高的精度。

表4　三維CT試樣裂紋中心部位的應(yīng)力強(qiáng)度因子的計算結(jié)果與相對誤差Tab.4　Calculated stress intensity factors and relative errors at the crack center of the 3D CT specimen

4結(jié)論

(1) 目前廣泛采用的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式是通過二維假設(shè)分析所得，其計算結(jié)果與實(shí)際三維CT試樣的有很大差異，最大誤差達(dá)到10%以上。

(2) 在加載孔等效分布力一定的條件下，CT試樣裂紋前沿大部分區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子與中心點(diǎn)的相近，并且與厚度無關(guān)。

(3) 擬合得到的三維CT試樣裂紋前沿中心點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子計算公式具有很高的精度，相對于其他方法的誤差在0.5%以內(nèi)。

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Calculation Formula for Stress Intensity Factors of CT Specimens

based on Three Dimensional Finite Element Solutions

JIA Xu, HU Xu-teng, SONG Ying-dong

(Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power Systems,

State Key Laboratory of Mechanics and Control of Mechanical Structures,

College of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

Abstract:Two-dimensional and three-dimensional finite element calculations of stress intensity factors for standard compact tension(CT) specimens were compared and analyzed. And a new calculation formula of stress intensity factors for standard CT specimens was established based on the three-dimensional finite element virtual crack closure method and verified using displacement extrapolation method of ANSYS. The results show that great differences existed between the stress intensity factors from calculation formula based on the two-dimensional analysis and those of actual three-dimensional CT specimens. Under the certain equivalent distributed force on the load-hole, the stress intensity factors at the most crack front regions were similar to those at the center of the CT specimen and were independent of the thickness. The fitting calculation formula of stress intensity factors at the crack front center of three-dimensional CT specimens was of high precision. And the relative errors between the fitting calculation values and the results of the displacement extrapolation method of ANSYS were less than 0.5%.

Key words:three dimension analysis; CT specimen; stress intensity factor; finite element method

通訊作者：李落星教授

作者簡介：王冠(1985-)，男，河南鄭州人，講師，博士。

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51475156)；寧夏大學(xué)自然科學(xué)研究基金資助項(xiàng)目(ZR1403)；寧夏大學(xué)人才引進(jìn)科研啟動基金資助項(xiàng)目(BQD2014018)

收稿日期:2015-06-02；

修訂日期:2015-10-23

DOI:10.11973/jxgccl201512009

中圖分類號：O346.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1000-3738(2015)12-0030-05