题目：In-situ characterization of fatigue crack closure and propagation behavior in 1Cr18Ni9Ti steel under a single tensile overload
发表时间：2025年7月1日
期刊：《International Journal of Fatigue》
作者：西安交通大学肖策助理教授，博士生韩奕晨，博士生张晋岢，法国里昂国立应用科学院Jean-Yves Buffiere教授等
简介：本文研究了1Cr18Ni9Ti不锈钢在循环载荷下不同裂纹扩展阶段施加单次过载的疲劳裂纹闭合和扩展行为。采用高分辨率光学显微镜系统进行原位疲劳试验，同时采用数字图像相关法分析裂纹尖端周围的位移和应变场。使用CTOD和Williams级数提取应力强度因子。通过将DIC测量值与有限元分析和LEFM解析方程得到的标称应力强度因子进行比较，定量评估了裂纹闭合的应力强度因子，系统量化了过载对裂纹扩展延缓和裂纹闭合的影响。
原文链接：https://doi.org/10.1016/j.ijfatigue.2025.109120
引用本文：Xiao C , Han Y , Zhang J ,et al.In-situ characterization of fatigue crack closure and propagation behavior in 1Cr18Ni9Ti steel under a single tensile overload[J].International Journal of Fatigue, 2025, 201.
摘要：利用原位数字图像相关性研究了1Cr18Ni9Ti不锈钢在不同裂纹扩展阶段单次拉伸过载循环载荷下的疲劳裂纹闭合和扩展行为。通过从高分辨率光学显微镜图像中提取位移场，分析了裂纹尖端开口位移和应力强度因子的演变。结果表明：在恒定幅值荷载下，裂纹闭合随着裂纹的扩展而加剧，裂纹扩展长度为0.3 mm时的裂纹张开应力强度因子（Kop）从9.36 MPa√m增加到1.3 mm时的28.83 MPa√m。单次过载的施加会导致裂纹尖端明显钝化，暂时消除裂纹闭合并导致有效应力强度因子急剧降低。过载延迟在短裂纹阶段更为明显，导致裂纹扩展速率降低70%，需要大约25,000次循环才能恢复；而在长裂纹阶段，恢复发生在8,000次循环内。SEM断面分析证实，裂纹尖端钝化在过载后延迟中起关键作用，裂纹重新萌生发生在钝化尖端，控制延迟扩展。这些发现为1Cr18Ni9Ti钢在可变振幅载荷下的疲劳行为提供了新的见解，有助于提升航空航天结构的疲劳寿命预测精度。
关键词：疲劳裂纹闭合，裂纹扩展，过载，应力强度因子提取，原位疲劳试验
一、实验方法：
本文依据以下标准对1Cr18Ni9Ti不锈钢试样进行设计：（1）裂纹尖端的应力强度系数必须大于裂纹扩展阈值；（2）裂纹尖端塑性区的半径必须保持在裂纹尺寸的10%至15%，以满足线弹性断裂力学（LEFM）的条件。满足约束的疲劳试样尺寸和缺陷尺寸如图1a所示。试件中心区域宽度为6 mm，厚度为1 mm，预制缺陷长度为2 mm，表示为a0。对Δa = 0.3 mm的裂纹扩展进行了弹性有限元模拟，在最大疲劳应力为133 MPa、应力比为R = 0.1的情况下，估计的应力强度系数范围ΔK约为30 MPa√m，对应塑性区半径约为0.3 mm。
疲劳试验试样采用SiC砂纸进行机械抛光，去除表面划痕。如图1b所示，然后使用带有哑光涂料的超细喷枪对样品进行斑点处理，以提高进一步DIC分析的准确性。斑点分布均匀，平均直径小于20μm。
图1.（a）具有2.5mm预制缺陷的疲劳试样的示意图;（b）有斑点的标本照片;（c） 原位疲劳试验系统的示意图。
本文采用的自研原位疲劳加载系统如图1c所示，其中疲劳加载机最大力值为2000 N，使用DYNATST软件进行闭环控制。以频率f = 8 Hz（正弦波形）和应力比R = 0.1进行恒振幅应力控制单轴试验。本文共进行了三组原位疲劳试验，其中第一组在恒定振幅载荷下进行，如下所述，称为SCAL（Sample with Constant Amplitude Loading）；第二个样品在裂纹扩展长度（Δa）为0.31 mm（被认为是短裂纹阶段）下施加1.45倍最大循环拉伸（1160 N）的过载，称为SOL1；第三个样品在Δa为1.30 mm时过载（被认为是长裂纹阶段），施加最大循环应力（1160 N）的1.45倍的过载，称为SOL2。
数字图像相关方法和应力强度因子（SIF）提取方法如图2所示，以59,956次循环后的SCAL结果为例，从灰度显微镜图像（成像像素尺寸为3.8μm）的1580×1050像素中提取了裂纹尖端周围的感兴趣区域（ROI），尺寸为640×480像素。使用不同尺度的四节点矩形单元（等效单元尺寸为120μm、60μm和30μm）来计算位移场。为了便于后续SIF的提取，假设裂缝位于平面上，忽略了小规模的粗糙度；复制预定义裂纹区域内的节点以创建裂纹的两个自由表面。裂纹变形网格如图2a所示。最后，根据位移场计算了裂纹尖端周围的等效应变。
图2.（a）使用DIC从变形前后的灰度图像中计算出裂纹尖端附近的位移和应变场；（b）使用CTOD模型从位移场中提取SIF；（c）使用Williams级数从位移场中提取SIF。
如图2b所示，COD值在距裂纹尖端20个不同距离处进行测量，然后应用最小二乘拟合程序从COD-R曲线中提取SIF。如图2c所示，Williams级数方法的原理是将DIC测量的位移场与Williams级数描述的理论场进行比较，然后最小化它们之间的残差以确定SIF。
二、实验结果：
实验过程中对不同疲劳循的最大载荷和单个加载周期内不同载荷水平进行成像；以SCAL为例，成像方法如图3a所示。如图3b所示，裂纹始于预制缺陷处，并在39,1k个循环后扩展约0.27 mm。继续施加载荷，裂纹在60.0k循环后扩大到约1.31mm。值得注意的是，随着裂纹扩展的推进，裂纹开口从最初的几微米增加到数百微米。裂纹扩展到大约0.27 mm时，在加卸载过程中观察到的裂纹张开变化很小，很难直接从原始图像中量化。当裂纹扩展到大约1.31 mm时，观察到更明显的裂纹张开行为，但视觉对比度仍然不足以捕捉尖端附近裂纹闭合的详细变化。这些观察结果凸显了仅依靠目视检查的局限性，并强调了DIC等定量技术对于解决细微位移差异和准确评估裂纹闭合的必要性。
图3.恒定循环载荷下SCAL的周期间和周期内成像：（a）SCAL原位疲劳试验示意图；（b）不同疲劳循环后最大载荷下裂纹的周期间显微镜图像；（c）在0.27 mm的小扩展长度下加载和卸载过程中裂纹的循环内显微镜图像；（d）在1.31 mm的扩展长度下加载和卸载过程中裂纹的循环内显微镜图像。
当扩展裂纹长度达到0.31 mm（循环次数为39 916次）时，施加1.45倍的单峰过载后，裂纹尖端明显钝化，疲劳裂纹随后重新萌生并从该钝化区域扩展。过载后观察到裂纹扩展速率明显延迟。在扩展长度达到1.22 mm之前，过载后重新萌生裂纹区域的开口仍然明显小于钝化区域。然而，随着裂纹进一步延伸至1.73 mm，过载前后区域的开口差异变得不明显。如图4c所示，在过载阶段，裂纹开口随着荷载水平的增加而明显增加。卸载后，钝化裂纹形状几乎保持不变，裂纹开口的可检测变化极小。图4d展示了过载后后续循环中加载和卸载过程中裂纹的图像。在加载和卸载阶段几乎无法观察到裂纹张开的变化。如图4e所示，过载后额外扩展了0.9 mm。裂纹表现出两个不同的区域：过载前扩展的裂纹开口在加卸载之间几乎保持不变，而过载后扩展的区域的裂纹开口明显较小。
当裂纹扩展到1.3 mm（长裂纹阶段）时，施加1.45倍的单峰过载，过载后的裂纹尖端开口变得非常大。类似地，裂纹从钝化区域重新萌发并扩展，具体分析见论文原文。
图4.裂纹扩展长度为0.31 mm的单次过载裂纹样品的循环间和循环内成像。（a）SOL1原位疲劳试验示意图。（b）不同疲劳循环后最大载荷下扩展裂纹的循环间图像。（c）在0.31 mm扩展长度下，超载和卸载过程中裂纹的循环内图像。（d）在过载后后续循环中加载和卸载过程中的过载裂纹的循环内图像。（e）在1.22 mm扩展长度下加载和卸载过程中裂纹的循环内图像。
为了量化比较，在裂纹尖端后面的三个距离（130μm、205μm和280μm）处绘制了COD，如图5所示。虽然所有三个位置在加载和卸载过程中都表现出相似的总体趋势，但280μm位置在加卸载状态之间显示出最明显的分离，并且受噪声的影响最小。在短裂纹阶段（Δa = 0.3 mm），DIC测量得到的单次循环内CTOD-ΔF曲线在卸载过程中表现出近似线性趋势，这与弹性有限元的理论预测非常吻合。这表明卸载过程主要是弹性的，塑性变形最小。如图5b所示，在长裂纹阶段（Δa = 1.3 mm），对于相同的 ΔF与短裂纹阶段相比，在卸载和加载期间测量的 COD值之间的差异明显更为明显。此外，长裂纹阶段卸载过程中测得的COD值明显小于理论预测值，这可能归因于塑性引起的闭合。
图5.结果显示了SCAL（恒振幅载荷）中裂纹扩展长度分别为（a）0.3 mm和（b）1.3 mm;SOL1中的（c）0.3 mm（引入过载）和（d）1.3 mm;SOL2中的（e）0.3 mm和（f）1.3 mm（引入过载）处裂纹尖端前方不同位置的DIC测量和有限元预测COD的比较。
在短裂纹阶段（Δa = 0.3 mm）发生1.4×过载后的第一个循环中，测量的COD值略有降低。尽管由于DIC分析中的残差测量值存在一些波动，但很明显在相同ΔF下，加载和卸载COD测量值之间的差距显着减小。施加过载后，裂纹在恒定振幅循环下额外扩展了1 mm。与恒定幅度负载相比，过载后COD值显着增加。加载和卸载之间的COD值差异在过载后再次变得更加明显。
在长裂纹阶段（Δa = 1.3 mm）发生1.4×过载后的第一个循环中，测得的COD值（图5e）表现出显着降低。值得注意的是，在相同ΔF下加载和卸载COD测量值之间的差距几乎消除。当裂纹总扩展长度达到1.6 mm时，LEFM预测的理论COD值仍显著高于实测值。
上述现象可通过裂尖附近应变得以印证，具体量化结果与分析见论文原文。
本文分别使用Williams级数和COD方法计算的位移场中提取的SIF值，如图6所示。在大多数情况下，COD方法计算的SIF值与Williams级数拟合的SIF值具有良好的一致性，但在过载期间除外。同样可观察到在过载后，加载和卸载SIF值之间的间隙立即减小。
常幅载荷下SCAL与短裂纹处过载SOL1、长裂纹处过载SOL2三组实验的裂纹扩展速率如图7所示。
图6.使用Williams级数和COD方法从DIC计算的位移场中提取SIF值，并与有限元模拟和分析值进行比较：（a）Δa = 0.3 mm和（b）Δa = 1.3 mm时SCAL的SIF值。（c）Δa = 0.3 mm处的过载循环期间SOL1的SIF值， （d）过载后的第一个循环，以及（e）Δa = 1.3 mm。SOL2在（f）Δa = 1.3 mm处的过载循环，（g）过载后的第一个循环，以及（h）在Δa = 1.6 mm处的SIF值。
图7.SCAL（恒定振幅载荷）、SOL1（裂纹长度在0.3 mm 时单次过载的循环载荷）和 SOL2（裂纹长度为1.3 mm 时单次过载的循环载荷）的裂纹扩展速率曲线。
三、结果讨论：
本文详细讨论了如何定量评估代表克服裂纹闭合引起的残余压应力所需阈值的裂纹张开应力强度因子（Kop）。如图8a和b所示，理论上Kop可以用ΔFop（斜率突然变化的点）处的弹性裂纹计算的ΔK值来表示（详见论文参考文献）。然而，由于表面粗糙度等原因，裂纹闭合并不完全理想，导致 ΔK与 ΔF曲线的斜率渐进变化，而不是瞬变的。因此，在本文中，Kop被定义为弹性裂纹的ΔK（ΔKFEM）与DIC测量的ΔK（ΔKDIC）之间的最大差值。
Kop值的定量评估结果如图8c-h所示。对于恒定幅值载荷，在短裂纹阶段（Δa = 0.3 mm）计算的Kop值约为9.36 MPa√m（图8c）。随着裂纹的扩展，闭合水平显着增加，在Δa = 1.3 mm时达到28.83 MPa√m（图8f）。这种增加可能归因于裂纹尖端塑性区的增长。这有助于更早的裂纹闭合，从而在裂纹尖端产生更大的残余压应力，从而导致Kop的增加。
对于短裂纹阶段过载后的裂纹，裂纹在卸载后保持张开状态。此时，ΔKFEM和ΔKDIC之间的差异不再归因于裂纹闭合，而主要由于裂纹尖端变钝。过载的裂纹尖端失去了其尖锐的特性，而是类似于具有有限半径的初始缺口，导致局部应力集中降低，从而降低DIC拟合的SIF值。此外，在短裂纹的情况下，测量不确定度可能会进一步加剧这种差异。在裂纹在过载后再扩展1 mm后，Kop的测量值达到约29.09 MPa√m（图8g），与恒定幅值载荷下获得的值相当。这表明，一旦裂纹扩展到足够长的距离，过载对裂纹闭合的影响就可以忽略不计。
图8.定量评估加载阶段裂纹张开应力强度因子（Kop）（a-b）裂纹扩展长度为0.3 mm（c）和裂纹扩展长度为1.3 mm（f）时，SCAL的Kop值；SOL1在过载后的第一个循环（d）和裂纹扩展长度为1.3 mm（g）时的Kop值。SOL2在过载后的第一个循环（e）和裂纹扩展长度为1.6 mm（h）时的Kop值。
对于长裂纹阶段的过载情况，裂纹在卸载后同样保持张开状态（图8e）。在这个阶段，ΔKFEM和ΔKDIC之间的差值近似一条直线，裂纹表现为纯弹性裂纹，既不表现出闭合性，也不表现出裂纹尖端塑性。然而，在裂纹再扩展0.3 mm后，图14h中出现了一个拐点，表明裂纹尖端附近的应力水平已经超过了过载硬化的材料流动应力（σf）。结果，裂纹尖端可塑性重新出现，表明裂纹闭合也应该再生。然而，在这个阶段，由于裂纹尖端钝化的影响，难以准确量化Kop。
【作者简介】：
肖策（第一作者），西安交通大学机械工程学院助理教授，主要研究方向为：金属疲劳失效机理分析、结构损伤无损检测以及4D同步辐射工业CT损伤表征成像，组合动力发动机结构、机构与强度。
韩奕晨，西安交通大学机械工程学院博士在读，主要研究方向为：增材制造高温合金疲劳失效机理与寿命预测研究。
张晋岢，西安交通大学机械工程学院博士在读，主要研究方向为：振动疲劳、航天发动机预冷换热结构可靠性。
