4.3  落锤撕裂实验（Drop Weight Tear Test)

落锤撕裂实验DWTT早期主要用于根据断口形貌确定铁素体钢的韧脆转变温度，近年来也用于评价材料的断裂韧性。同CVN实验相比，它的试样尺寸较大，锤刃更为厚重，因而要求试验机具备更高的冲击能量。

图4-8和图4-9分别表示DWTT的试样标准和断口形貌。

GB 8363-87和ASMM E436规定试样外形尺寸为300×75mm，缺口深度为5mm，厚度即为原板厚度。

实验证实，对有上台能的控轧钢进行的实验中，标准DWTT实验比夏比冲击实验在评价延性裂纹扩展行为上有更好的对应关系。但对于高韧性的淬火回火钢，标准DWTT试样由于在起裂过程中吸收了大量的功，致使裂纹扩展的应变速度过低而与真实扩展状况不符。采用静态预制裂纹DWTT试样或双试样DWTT法是解决这一问题的两种方案，如图4-10所示。

在预制裂纹DWTT实验中，起裂功由于预开裂纹的原因基本上被消除了；在双试样DWTT实验中，采用了V形槽和DWTT试样，这种试样对V形缺口根据实际应用的要求进行了修正，在后端加开了凹槽，两次实验的开槽深度不同，以其DWTT功的差作为最终评价的依据，有效地抵消了起裂功。这样实验得到的DWTT功只有裂纹扩展功，能够很好地估计延性裂纹的扩展。

DWTT实验过程中也会发生断口分离，如图4-11所示。DWTT分离形貌与全尺寸行为在相同温度下很相似，CVN则明显不同。

DWTT试样的断口分离平行于钢板表面，垂直于断一口平面。钢材从高温轧制冷却到接近于低温相变温度时，厚度方向上发生组织转变，形成贝氏体或马氏体板条束，引起平行于板材平面的方向发生开裂。板材越厚，裂纹尖端塑性区的应力越大，越容易发生断口分离。

随着裂纹扩展成为一系列小的薄片，断口分离使得轴向传播的裂纹尖端充分显露出来，从而减小了管子的有效壁厚，降低韧脆转化温度，使材料整体上更适于低温使用。当断口表面发生大量分离时，相应的延性断裂功会有所降低。为了准确地测定材料的断裂韧性，应尽可能避免断口分离现象的发生。

与CVN实验类似，DWTT冲击韧性也随温度的升高而增加。图4-12给出了与图4-6相对应的具有上台能的控轧钢材标准DWTT吸收功与温度的变化关系。DWTT试样和夏比试样的厚度差异导致了两图85%SATT不同。

图4-13比较了在延性和脆性断裂中有无断口分离试样的DWTT韧性值。结论与CVN实验类似，发生断口分离的试样，测得韧性值略低。

4.4  CVN实验与DWTT实验的比较研究

CVN实验是被广泛采用的测定钢材断裂韧性的方式。近二十年来的研究工作表明，随着管线输送技术的发展，就高韧性钢而言，基于DWTT实验的结果比CVN实验更准确。对于这种现象成因的解释一般基于以下几种观点：

●锤击速度。CVN和DWTT实验的锤击速度均小于全尺寸实验裂纹的扩展速度，相比之下DWTT实验的锤击速度更高，更接近真实状态。随着输送压力的提高，断裂扩展速度大幅提升，CVN实验的摆锤撞击速度比真实断裂速度低引起的能量耗散上的非线性差异更加突出：

●尺寸效应。CVN实验标准试样厚度小于管道壁厚，使止裂韧性预测发生偏差；而DWTT实验测定止裂韧性一般采用全厚度试样，这与它用于评价韧脆转变温度时一致，裂纹的断裂路径比夏比试样更长，因此完全剪切撕裂破坏可以像全尺寸断裂行为那样得到充分的发展。对于高韧性材料，CVN实验中为采用试样标准厚度而对原管壁进行加工对实验结果的影响更为显著；

●缺口形状。DWTT试样的尺寸比CVN试样宽阔，利于调整缺口形状和性质使实验结果趋于精确。除采用预开裂试件或双V形槽试件的方法消除起裂功以外，缺口的角度和脆性都对实验结果有一定的影响；

●试验机容量。CVN和DWTT试验机的过剩能容量可以有很大的不同，通常DWTT设备的过剩能容量是相同的CVN设备的两个数量级以上。一般认为仪器容量相当于最高韧性样品能量的五倍即是具有足够的过剩能量。在此范围之内，过剩能量的多少是影响CVN和DWTT实验断口形貌和韧性数值的最主要因素。

在已进行的大多数全尺寸实验中，对钢材断裂性能的描述汉限于CVN冲击能量方面。如果能够保存实际止裂点处钢材的性能，便可制作试样取得止裂所需的DWTT能量数据。实际上无法做到这一点，这意味着只有找到DW竹韧性和CVN韧性之间的关系，已有的裂纹扩展全尺寸实验数据库才能用于DWTT吸收功做止裂预测。因而从实用的角度来看，应该建立同种材料的夏比吸收功和DWTT功之间的大致对应关系。

Wilkowski对老式控轧钢，包括有无上台能的情况做了检验，得到标准DWTT韧性和夏比韧性的对应关系：

d_s=3c_KV+0.63                      （4-2）

日本HLP委员会在大量实验基础上针对淬火回火高韧性钢进行了调整：

D_s=5.9h^1.5C_KV^0.544                （4-3）

上两式中D_s表示标准DWTT吸收功相应的，d_s表示标准DWTT韧性值，即单位面积的DWTT吸收功。C_KV和c_KV分别表示全尺寸试样的夏比冲击功和冲击韧性值，即单位面积的夏比冲击功。h为壁厚，mm。

本文根据我们最近的实验数据修正了（4-3）式的系数：

D_s=3.5h^1.5C_KV^0.6                （4-4）

图4-14将（4.2）～（4.4）式预测的对应关系同真实实验结果做了对比。可以看到对于相近的CVN韧性预测结果，实际的DWTT功从低到高在大范围内分布。

由于DWTT实验和Charpy冲击实验存在根本区别，实验结果受试验机过剩容量、断口分离情况、起裂功比例不同、尺寸效应、锤击速度差异等因素的直接影响，DWTT实验和夏比实验结果之间对应关系的分散性不可避免。总结二者之间近似的对应关系，目的是给通过DWTT韧性的止裂预测提供更多的实测参考。

4.5  双试件DWTT法测定G_d和（CTOA）c

（CTOA）c可以通过摄像机从实物裂纹扩展的照片上观测得到，也可同CVN或DWTT实验建立联系。Wilkowski分别建立了基于CVN和DWTT吸收功的（CTOA）c经验算法，模型如图4-15。另一种方法是通过测定作用于试件上的总功，从裂纹扩展能的角度计算（CTOA）c。

Wilkowski从实验归纳了夏比冲击韧性和（CTOA）c之间的关系：

（CTOA）c=                        （4-5）

式中k是待定系数，σ_fd是动态流变应力（MPa)，σ_fd=1.3σ_f=0.65（σ_y+σ_u），σ_y为屈服应力，σ_u为拉伸强度，c_KV是单位面积的夏比冲击韧性（J/mm²）。

比较常用的（CTOA）c。实验室测定是双试样DWTT法。美国西南研究院SwRI发展了这一模型，测得的（CTOA）c可如下表示：

式中为槽深为a的V形槽DWTT韧性（J/mm²)；a_l、a₂为V形槽深度（mm)；a_fd是动态屈服应力（MPa）。

大量的实验表明，在高韧性钢的冲击实验中，裂纹成长大约一个壁厚以后CTOA即达到稳定状态，稳态扩展持续到初始韧带宽度的40%为止。夏比实验的韧带宽度尚不足一个壁厚，断裂行为难以得到持续稳定的发展。

双试样DWTT法测（CTOA）c因其简便易行和结果可信被广泛采用。据此对西气东输采用的某管道工况做了止裂性能的静态评价，列于表4-1和表4-2中。

表4-1列出了一种X7O管材的力学性能的测试结果，并根据式（4-8）估算了（CTOA）_max，其中参数取p=l0MPa,D=1ll8mm，E=14.7mm，E=2.1×10⁵MPa。

表4-1 西气东输1550×14.7mmX70板材强度

	头部		中部		尾部
	实测	平均	实测	平均	实测	平均
屈服强度 （MPa）	615	606	610	594	610	588
	593		582		582
	623		590		584
	592		594		575
抗拉强度 （MPa）	705	705	740	735	695	690
	705		725		682
	707		739		691
	704		734		691
流变应力（MPa）	656		665		639
动态流变应力（MPa）	852		864		831
（CTOA）max（°）	9.98		9.87		10.2

临界状态下，最大的延性裂纹扩展驱动力等于材料的延性裂纹扩展阻力，即（CTOA）_max=（CTOA）c。文献中给出了估算管道裂纹扩展中（CTOA）_max的公式：

上式中σ_h是初始管道压力下的环向应力：σ_h=pD/2h，σ_f是材料的流变应力，E是钢材的杨氏模量，P是输送压力，D是管道直径，h是管道壁厚。C、m、n和q是特定的常数：C=106，m=0.753，n=0.778，q=0.65。

表4-2给出了通过同种管材的双试样DWTT实验，经式（4-6）和（3-32）得到的（CTOA）c和G_d的值，并作了止裂预测。

表4-2 西气东输1550×14.7mmX70板材双试样DWTT实验结果

缺口深度	温度℃	头部		中部		尾部
		吸收功（J）	平均（J）	吸收功（J）	平均（J）	吸收功（J）	平均（J）
10mm	20	5120	5080	4310	4453	5520	5403
		5070		4400		5360
		5050		4650		5330
	-10	4730	4347	3820	3713	4900	4730
		3820		3300		4290
		4490		4020		5000
36mm	20	2300	2223	1760	1860	2230	2250
		2240		1890		2100
		2130		1930		2420
	-10	1880	1773	1180	1297	1540	1683
		1620		1310		1830
		1820		1400		1680
（CTOA）c（°）	20	9.57（扩展）		9.29（扩展）>		11.8（止裂）
	-10	9.69（扩展）		10.6（止裂）		13.7（止裂）
Gd （KN/m）	20	7.48		7.26		9.22
	-10	7.57		8.29		10.7

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