2006年8月第32卷第8期北京航空航天大学学报
Journa l o f Be iji ng U nivers it y of A eronauti cs and A stronauti cs A ugust 2006V o.l 32 N o 8
收稿日期:2005 09 14
基金项目:高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20040006022)
作者简介:陈劼实(1979-),女,辽宁锦州人,博士生,chen jies h @i yah oo .co https://www.doczj.com/doc/057156365.html,.
成形极限预测韧性断裂准则及屈服准则的影响
陈劼实 周贤宾
(北京航空航天大学机械工程及自动化学院,北京100083)
摘 要:将韧性断裂准则用于预测板材成形极限,通过数值模拟H S 钢、I F 钢和6111 T4铝合金3种板材在单向拉伸、平面应变和双向等拉等不同应变路径下的变形过程,获得试件中心区域主应变最大单元的应变历史,结合成形极限实验数据计算韧性断裂准则的材
料常数;通过对接近平面应变变形路径下的模拟结果与实验获得的网格应变相比较分析了H ill 48,H ill90和Barlat893种各向异性屈服准则对模拟获得的应变路径的影响.结果表明,Barlat89屈服准则可以较好地描述单元的应变路径;在此基础上比较了几种韧性断裂准则用于预测板材断裂成形极限的计算结果,Cockcro ft Latha m 准则和总塑性功准则的计算结果比较理想,材料常数的确定也较为简单.
关 键 词:板料冲压;成形极限;韧性断裂准则;屈服准则;应变路径中图分类号:TG 381
文献标识码:A 文章编号:1001 5965(2006)08 0969 05
Suit ability of so me ductil e fracture crit eri a and yi e l d crit eri a
in f or m i n g lm i it pred i c ti o n
Chen Jiesh i Zhou X ianb i n
(Schoo l ofM echan i calEng i neeri ng and Au to m ati on,Beiji ng Un i versity ofA eron auti cs and A stronau tics ,B eiji ng 100083,Ch i na)
Abstr act :So m e ductile fract u re cr iteria w as applied to pred ict the for m i n g li m it of sheetm atels .The nu m erical si m u lation for defor m ation processes w ith uniax il tensil e ,plane strain ,equi b iax ial strain and so m e
other stra i n paths w ere carried out forH S stee,l I F stee l and 6111 T4alum i n um alloy sheets .Ductil e fracture criter i a w as co m b i n ed w ith t h e finite e le m ent si m ulation.The constants i n t h e criteria w ere deter m ined by u si n g t h e calcu lated strain path and stress at t h e ele m ent w ith m ax i m a lm a j o r strain co mb i n ed w ith the critica l val u es of strai n obta i n ed in t h e tests .The effect o f y ield criteria H ill 48,H ill90and Barlat89on stra i n path i n nu m erical si m ulati o n w as co m pared and evaluated w ith t h e m easured stra i n path near the plane strain .Bar lat89can reasonab ly w e ll pred ict the strai n pat h s o f t h ree ki n ds o f sheetm ate ls .Further ca lculati o ns w ere car ried out f o r t h e for m ing li m it w ith severa l ductile fract u re criteria co mb i n ed w ith Barlat89.It is sho wn tha t Cockcro ft Latha m and the to tal plastic w ork criteri a g ive m ore reasonab le prediction and the m aterial constants i n the criter i a can be calcu lated easily .
Key wor ds :sheetm etal for m ing ;fo r m i n g li m i;t ductile fracture ;yie l d criterion ;strain path
多年来,绝大多数关于成形极限曲线的理论研究都是建立在拉伸失稳理论或分叉理论基础上的,但是通过与试验数据对比发现每种准则都有一定的适用条件,对板料的各种成形过程还没有一种能够普遍适用的准则.为了寻找一种能在更
大范围内预测板料成形极限的方法,鉴于在体积成形领域广泛使用韧性断裂准则,人们也将韧性断裂准则的概念引入到了板料成形领域,用于板料的成形极限预测
[1]
.而且由于韧性断裂准则从
变形能量的角度出发判断断裂发生,相对于根据
经典塑性理论计算得到的FLD(For m ing L i m it D i agra m),具有可以考虑应变路径变化的优点.
1 材料常数的计算方法
韧性断裂准则通常是以应力、应变和微观变量的独立或者组合形式来表达的:
f( , , )=C(1)式中,C是材料常数,是与材料本身某些性能有关的统计物理量,在实际应用中认为是常数.准则表达式的推导与屈服准则、相关的流动规则、等效应变函数形式、线性应变路径假设及强化规律有关.韧性断裂准则中材料常数的准确性直接影响预测结果的精度.
由于确定与常数C有关的材料参数需要大量的实验数据,而且是统计量,这种预测方法不便于在工程中应用.在目前的应用中都是采用一些宏观试验数据来确定常数C.文献[2]指出,如果确定常数C的实验加载条件与将要预测的成形过程的加载条件越相近,则预测的结果越与实验结果相符.可是如果用与预测的成形过程完全相同的实验来确定,这种方法对预测虽然具有很高的精度,但是实验相对很繁琐.
目前常用的方法是用拉伸实验法来确定,通过拉伸试样的断裂应变等参数来求得准则中的材料常数.在实际应用中,通常选取与准则中材料常数个数等同的拉伸变形实验,并且应力状态不同,来确定材料常数.
常用的工程方法有:单向拉伸实验,平面应变拉伸实验,等双拉实验等.板料断裂是大变形过程,如果通过理论公式计算材料常数,需要假定应变路径为线性,那么对于铝合金等塑性差的材料,在断裂发生时没有明显的颈缩出现,应变路径仍近似保持原始的拉伸路径,可以认为确定出的材料常数是准确的;而对于断裂出现时有明显颈缩的材料,颈缩出现后应变路径已明显的改变,这时与原始拉伸路径不符,会造成偏差.但是如果通过数值模拟拉伸过程获得的应力应变来计算材料常数,就可避免这一问题.
为确定材料常数,首先进行单向拉伸实验,对于包含2个材料常数的准则,还要进行平面应变或者双向等拉实验,获得断裂处第一主应变,然后采用Pa m sta m p进行相同变形情况的数值模拟,在模拟过程中当试件上第一主应变最大的单元达到此应变值时,认为此处发生断裂.然后将此单元的应力应变历史代入韧性断裂准则的积分式,计算材料常数.采用这种方法确定材料常数的优点是按照单元真正的变形路径进行积分,而不是简单地假定为线性.但同时存在一个问题,模拟得到的应变路径与实际变形路径是否吻合.不同应变路径下的极限应变是不同的,因而能否正确描述单元的应变路径对于韧性断裂准则材料常数的计算及预测的成形极限都有很大影响.
影响数值模拟计算结果的因素包括所采用的强化模型和屈服准则[3].目前在FLC(For m ing L i m it Curve)理论模型的分析中,绝大多数采用的是等向强化模型.虽然随动强化对不同失稳模型的影响还没有研究得很清楚,但是其影响是存在的[4].
文献[5]认为动态的影响是瞬间的,当应变路径发生变化的时候,在等向强化模型下,很小的应变就会引起很大的应力增长;也就是说当应变路径发生变化的时候,只要屈服曲面离成形极限足够远,采用随动强化还是等向强化模型并不是很重要,达到成形极限时这2种模型会得到同样的应力.因而考虑随动强化问题主要是针对在接近成形极限的时候改变应变路径的情况.但是在实际应用中,应变往往被控制在安全区以内,离极限应变还有一段距离,因而随动强化对于成形性的影响并不是特别明显.在以下的分析计算中,材料模型采用等向强化模型,结合H ill48,H ill90和Barlat893种各向异性屈服准则来分析屈服准则对应变路径的影响.
图1 数值模拟中建立的模型
2 屈服准则对应变路径的影响
采用NUM I S H EET9'6[6]中提供的H S钢板、I F 钢板和6111 T4铝合金板3种材料的力学性能参数进行成形极限实验的数值模拟.为节省计算时间,根据试件的对称性,只模拟四分之一试件的变形过程(图1),初始网格为1mm的壳单元.各种应变路径下加载条件完全相同,板料与凹模和压
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边圈之间的摩擦系数为0.12,与凸模之间的摩擦系数为0.05,压边力为200kN,凸模速度为10mm /m s .应变路径的变化通过改变试件尺寸来实现,试件长度为176mm ,宽度从15~176mm 递增.
图2~图4是3种材料由不同屈服准则计算得到的单向拉伸、平面应变路径附近以及双向等拉变形过程试件中心区域第一主应变最大单元的应变路径,图中所示FLC 是由试题
[6]
中提供的成
形极限实验数据点进行拟合得到的
.
图2 HS 钢板的计算应变路径对比(平面应变路径凸模行程25mm
)
图3 IF 钢板的计算应变路径对比(平面应变路径凸模行程34.5mm
)
图4 6111 T 4铝合金板的计算应变路径对比
(平面应变路径凸模行程19.5mm )
可以看出,对于单向拉伸H ill48与Barlat89屈服准则的预测结果基本一致,H ill 90差别较大;平面应变路径方向B arlat89最靠近纵轴,H ill 90
偏离纵轴最多;等双拉方向对2种钢板3种屈服准则的计算结果差别不是很大,而对铝合金板差别就非常明显.平面应变路径的试件尺寸采用的
是180mm 100mm ,试题[6]
中提供了这一尺寸试件在凸模行程达到某一固定值时沿试件2个对称轴x 轴和y 轴方向的应变分布实验数据,原点为试件中心(图5所示).图6~图8为3种材料的该尺寸试件沿x 轴和y 轴方向的第二主应变分布实验数据
.
图5 试
件原始形状及坐标系
图6 H S 钢板的第二主应变分布(凸模行程30mm
)
图7 IF 钢板的第二主应变分布(凸模行程30mm )
对H S 钢板而言(图6),第二主应变集中在
-0.025~0.025的范围内,所以图2中3种准则预测的结果都可以接受;对于I F 钢板(图7),第二主应变绝大多数都为负值,集中在-0.06~0
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第8期 陈劼实等:成形极限预测韧性断裂准则及屈服准则的影响
图86111 T4铝合金板的第二主应变分布
(凸模行程20mm)
范围内,所以图3中Barlat89计算的结果比较理想;而对于6111 T4铝合金板(图8),第二主应变集中分布在-0.015~0.015范围内,图4中同样是Barlat89计算的结果比较理想,H ill90偏差最多.
因而从整体上来看,B arlat89屈服准则最为可取,可以比较恰当地描述单元的应变路径.在以下应用韧性断裂准则预测材料的断裂极限曲线的计算中,应力应变均为采用Barlat89屈服准则的数值模拟计算结果.
3 几种韧性断裂准则的比较
基于各种不同的假定,人们提出了很多种不同的韧性断裂准则,但应用比较广泛的不外乎以下几种:
文献[7]考虑了拉伸最大主应力在直到断裂时整个塑性应变路径范围内的作用,提出公式(2):
! f0( 1/! )d =C(2)这个准则应用最为广泛,但是没有反映出静水应力对断裂产生的作用,B rozzo经验地修改了这个准则,使式(2)含有静水应力项:
! f02 1
3( 1- m)
d =C(3) C lift等人[8]应用总塑性功预测断裂:
! f0! d =C(4) O yane[9]的韧性断裂准则假定静水应力的历史影响韧性断裂的发生:
! f0 m
! +a
d =C(5)式中,a是材料常数.
前3种准则只有一个材料常数C,采用单向拉伸试验数据和数值模拟过程来确定;第4种准则有2个材料常数,采用单向拉伸和双向等拉或者平面应变试验数据和数值模拟过程来确定,计算所得材料常数见表1.
将介于单向拉伸与双向等拉之间的几种应变路径下的数值模拟结果与韧性断裂准则相结合,得到断裂极限点,如图9~图11所示.其中H S钢板和I F钢板Oyane准则的材料常数是由单向拉伸和双向等拉应变路径确定的;由于6111 T4铝合金板双向等拉应变路径下的实验数据点位置较高,因而采用单向拉伸和双向等拉应变路径确定的材料常数为负值,无法应用于计算,所以采用单向拉伸和平面应变2种应变路径确定材料常数,但是这样就导致Oyane准则对于双向拉伸区域的预测结果低于实验数据.
表1 不同韧性断裂准则的材料常数板料
C
Cockcroft
Latha m
Brozzo C lift Oyane
a(Oyan e)
H S0.6760.7130.4271.4471.673
I F0.9230.9390.37797.470106.247
6111 T40.2000.2690.0770.1720.459
图9H S钢板由不同韧性断裂准则计算得到的断裂极限点
图10 IF钢板由不同韧性断裂准则计算得到的
断裂极限点
由于实验数据点是通过测量断裂处附近的网格获得的,所以计算出的断裂极限点高于实验数
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据点是合理的.从上述图中不同材料的断裂极限点分布来看,Cockcroft Latha m 准则的计算结果最理想;Oyane 准则由于具有2个材料常数,所以需要2种应变路径下的极限应变点,并且只适用于单向拉伸明显比双向等拉极限应变高的材料
.
图11 6111 T4铝合金板由不同韧性断裂准则
计算得到的断裂极限点
4 结 论
通过数值模拟拉伸过程获得的应力应变结合相同拉伸试验过程获得的极限应变来确定韧性断
裂准则的材料常数可以考虑应变路径的变化.对采用不同屈服准则的模拟过程获得的应变路径进行比较,Barlat89准则与实际情况符合较好.根据采用Barlat89屈服准则的数值模拟数据对几种韧性断裂准则的预测结果进行了比较,对于不同材料其预测理想程度差别较大;Cockcroft Latha m 准则和总塑性功准则的计算结果比较理想,材料常数的确定也较为简单;Oyane 准则具有2个材料常数,其曲线位置会随着用于计算材料常数的应变路径不同而发生改变,但是在确定材料常数方面稍为复杂,并非所有的应变路径都适用于计算
该准则的材料常数,这样就使其应用受到一定限制.
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(责任编辑:张 嵘)
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第8期 陈劼实等:成形极限预测韧性断裂准则及屈服准则的影响
ICS 77.040.10 Ref. No. ISO 12135:2002/Cor.1:2008(E) ? ISO 2008 – All rights reserved Published in Switzerland INTERNATIONAL STANDARD ISO 12135:2002 TECHNICAL CORRIGENDUM 1 Published 2008-06-01 INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION ? МЕЖДУНАРОДНАЯ ОРГАНИЗАЦИЯ ПО СТАНДАРТИЗАЦИИ ? ORGANISATION INTERNATIONALE DE NORMALISATION Metallic materials — Unified method of test for the determination of quasistatic fracture toughness TECHNICAL CORRIGENDUM 1 Matériaux métalliques — Méthode unifiée d'essai pour la détermination de la ténacité quasi statique RECTIFICATIF TECHNIQUE 1 Technical Corrigendum 1 to ISO 12135:2002 was prepared by Technical Committee ISO/TC 164, Mechanical testing of metals , Subcommittee SC 4, Toughness testing — Fracture (F), Pendulum (P), Tear (T). Page 1, Clause 2 Replace the reference to ISO 7500-1:— with the following: ISO 7500-1, Metallic materials — Verification of static uniaxial testing machines — Part 1: Tension/compression testing machines — Verification and calibration of the force-measuring system Delete the reference to Footnote 1) and the footnote “To be published. (Revision of ISO 7500-1:1999)”. Page 13, Figure 6 Add “(not to scale)”. Move the note from under the title of Figure 6 to above the title. Page 16, Figure 9, Footnote d) Replace “on” with “or” to give d Edge of bend or straight compact specimen.
断裂韧性(fracture toughness) 带裂纹的金属材料及其构件抵抗裂纹开裂和扩展的能力。从20世纪50年代开始在欧文(G．R．Irwin)等的努力下，形成了线弹性断裂力学，随后又发展成弹塑性断裂力学。在用它们对断裂过程进行分析和不断完善实验技术的基础上， 逐步形成了平面应变断裂韧性K IC 、临界裂纹扩展能量释放率G IC 、临界裂纹顶端 张开位移δ IC 、临界J积分J IC 等断裂韧性参数。其中下标I表示I型即张开型裂 纹，下标c表示临界值。这些参数可通过实验测定，其值越高，材料的断裂韧性越好，裂纹越不易扩展。 断裂韧性参数 (1)平面应变断裂韧性K IC 。欧文分析平面问题的I型裂纹尖端区域的各个应 力分量中都有一个共同的因子K I ，其值决定着各应力分量的大小，故称为应力强 度因子。K IC =yσ(πa)1/2，式中σ为外加拉应力；a为裂纹长度，y为与裂纹形状、 加载方式和试件几何因素有关的无量纲系数。K I 增大到临界值K IC ，K I ≥K IC 时，裂 纹失稳扩展，迅速脆断。 (2)临界裂纹扩展能量释放率G IC 。裂纹扩展能量释放率G I =-(aμ/aA)，式中 μ为弹性能，A为裂纹面积。平面应力条件下，G I=k I2/E;平面应变条件下， G I =(k I 2/E)(1-v2)，式中E为弹性模量，v为泊松比。G I 是裂纹扩展的动力，G IC 增 大到临界值G。即G I ≥G IC 时，裂纹将失稳扩展。 (3)临界裂纹顶端张开位移δ C 。裂纹上、下表面在拉应力作用下，裂纹顶端 出现张开型的相对位移叫裂纹顶端张开位移δ，δ增大到临界值δ C ，裂纹开始扩展。 (4)临界J积分J IC 。弹塑性断裂力学中，一个与路径无关的能量线积分 叫做J积分。式中r为积分回路，由裂纹下边缘到上边缘，以逆时针方向为正，ds为弧元，ω为单位体积应变能，u为位移矢量，T是边界 条件决定的应力矢量。线弹性和弹塑性小应变条件下，I型裂纹的J积分J I =-B-1(a μ/aA)，式中B为试样厚度，a为裂纹长度。J I增大到J IC临界值，m即当J I≥J IC 时，裂纹开始扩展。 断裂韧性参数还有动态断裂韧度K Id ，应力腐蚀临界强度因子K I scc 、疲劳裂 纹扩展速率da/dN(mm／周)等。各种参数中K Ic 应用最为普遍。 K Ic 的测定各国的测试标准基本上都参考美国ASTME399。中国是 GB4161—84。按GB7732—87金属板材表面裂纹断裂韧度K Ic 试验方法规定的标准试样是紧凑拉伸试样和弯曲试样的尺寸如图1所示。
影响气体混合物爆炸极限 的因素 This manuscript was revised by the office on December 10, 2020.
影响气体混合物爆炸极限的因素 ：可燃物质(、蒸气和)与空气(或)必须在一定的浓度范围内均匀混合，形成预混气，遇着火源才会发生爆炸，这个浓度范围称为，或。例如与空气混合的爆炸极限为12.5%～74%。可燃性混合物能够发生爆炸的最低浓度和最高浓度，分别称为和爆炸上限，这两者有时亦称为着火下限和着火上限。在低于爆炸下限时不爆炸也不着火；在高于爆炸上限同样不燃不爆。这是由于前者的可燃物浓度不够，过量空气的冷却作用，阻止了火焰的蔓延；而后者则是空气不足，导致火焰不能蔓延的缘故。当可燃物的浓度大致相当于反应当量浓度时，具有最大的爆炸威力(即根据完全燃烧反应方程式计算的浓度比例)。 影响气体混合物爆炸极限的因素：温度、氧含量、惰性介质、压力、容器或管道直径、着火源（点火能量） 1)温度。混合物的原始温度越高，则爆炸下限越低，上限提高，爆炸极限范围扩大，爆炸危险性增加。这是因为混合物温度升高，其分子内能增加，引起燃烧速度的加快，而且，由于分子内能的增加和燃烧速度的加快，使原来含有的过量空气(低于爆炸下限)或可燃物高于爆炸上限，而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成为可以使火焰蔓延的浓度，从而改变了爆炸极限范围。 (2)氧含量。混合物中含氧量增加，爆炸极限范围扩大，尤其爆炸上限提高得更多。例如氢与空气混合的爆炸极限为4％～75％，而氢与纯氧混合的爆炸极限为4％～95％。 (3)惰性介质。如若在爆炸混合物中掺入不燃烧的惰性气体(如氮、二氧化碳、水蒸气、氩、氦等)，随着惰性气体的百分数增加，爆炸极限范围则缩小，惰性气体的浓度提高到某一数值，亦可以使混合物变成不可爆炸。一般情况下，惰性气体对混合物爆炸上限的影响较之对下限的影响更为显着，因为惰性气体浓度加大，表示氧的浓度相对减小，而在上限中氧的浓度本来已经很小，故惰性气体稍为增加一点，即产生很大影响，而使爆炸上限剧烈下降。 (4)压力。混合物的原始压力对爆炸极限有很大影响，压力增大，爆炸极限范围也扩大，尤其是爆炸上限显着提高。值得重视的是当混合物的原始压力减小时，爆炸极限范围缩小，压力降至某一数值时，下限与上限合成一点，压力再降低，混合物即变成不可爆。爆炸极限范围缩小为零的压力称为爆炸的临界压力。临界压力的存在表明，在密闭的设备内进行减压操作，可以免除爆炸的危险。 (5)容器或管道直径。容器或管道直径越小，火焰在其中越难蔓延，混合物的爆炸极限范围则越小。当容器直径小到某一数值时，火焰不能蔓延，可消除爆炸危险，这个直径称为临界直径。如甲烷的临界直径为0．4～0．5mm，氢和乙炔为0．1～0．2mm等。 容器直径大小对爆炸极限的影响，可以用链式反应理论解释。燃烧是自由基产生的一系列链锁反应的结果，管径减小时，游离基与管壁的碰撞几率相应增大，当管径减小到一定程度时，即因碰撞造成游离基的销毁的反应速度大于游离基产生的反应速度，燃烧反应便不能继续进行。 (6)着火源。能源的性质对爆炸极限范围的影响是：能源强度越高，加热面积越大，作用时间越长，爆炸极限范围越宽。以甲烷为例，100V·A的电火花不引起曝炸， 2V·A的电火花可引起爆炸，爆炸极限为5．9％～13．6％，3V·A的电火花则爆炸极限扩大为5．85％～14．8％。 各种爆炸性混合物都有一个最低引爆能量，即点火能量，它是指能引起爆炸性混合物发生爆炸的最小火源所具有的能量，它也是混合物爆炸危险性的一项重要的性能参数。爆炸性混合物的点火能量越小，其燃爆危险性就越大。 火花的能量、热表面的面积、火源和混合物的接触时间等，对爆炸极限均有影响。此外，光对爆炸极限也有影响，如前所述，氢和氯混合，在避光黑暗处反应十分缓慢，但在强光照射下则发生剧烈反应(链锁反应)并导致爆炸。
爆炸极限的影响因素 Revised final draft November 26, 2020
爆炸极限的影响因素 【大纲考试内容要求】： 1.了解爆炸极限的影响因素； 2.了解爆炸反应浓度的计算； 【教材内容】： 爆炸极限值不是一个物理常数，它是随实验条件的变化而变化，在判断某工艺条件下的爆炸危险性时，需根据危险物品所处的条件来考虑其爆炸极限，如在火药、起爆药、炸药烘干工房内可燃蒸气的爆炸极限与其他工房在正常温度下的极限是不一样的，在受压容器和在正常压力下的爆炸极限亦有所不同；其他因素如点火源的能量，容器的形状、大小，火焰的传播方向，惰性气体与杂质的含量等均对爆炸极限有影响。 1．温度的影响 混合爆炸气体的初始温度越高，爆炸极限范围越宽，则爆炸下限降低，上限增高，爆炸危险性增加。这是因为在温度增高的情况下，活化分子增加，分子和原子的动能也增加，使活化分子具有更大的冲击能量，爆炸反应容易进行，使原来含有过量空气(低于爆炸下限)或可燃物(高于爆炸上限)而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成可以使火焰蔓延的浓度，从而扩大了爆炸极限范围。例如丙酮的爆炸极限受温度影响的情况见表2—1。 2．压力的影响 混合气体的初始压力对爆炸极限的影响较复杂，在～ MPa的压力下，对爆炸下限影响不大，对爆炸上限影响较大；当大于 MPa时，爆炸下限变小，爆炸上限变大，爆炸范围扩大。这是因为在高压下混合气体的分子浓度增大，反应速度加快，放热量增加，且在高气压下，热传导性差，热损失小，有利于可燃气体的燃烧或爆炸。甲烷混合气初始压力对爆炸极限的影响见表2 —2。 值得重视的是当混合物的初始压力减小时，爆炸极限范围缩小，当压力降到某一数值时，则会
第五节爆炸极限理论与计算 一、爆炸极限理论 可燃气体或蒸气与空气的混合物，并不是在任何组成下都可以燃烧或爆炸，而且燃烧(或爆炸)的速率也随组成而变。实验发现，当混合物中可燃气体浓度接近化学反应式的化学计量比时，燃烧最快、最剧烈。若浓度减小或增加，火焰蔓延速率则降低。当浓度低于或高于某个极限值，火焰便不再蔓延。可燃气体或蒸气与空气的混合物能使火焰蔓延的最低浓度，称为该气体或蒸气的爆炸下限；反之，能使火焰蔓延的最高浓度则称为爆炸上限。可燃气体或蒸气与空气的混合物，若其浓度在爆炸下限以下或爆炸上限以上，便不会着火或爆炸。 爆炸极限一般用可燃气体或蒸气在混合气体中的体积百分数表示，有时也用单位体积可燃气体的质量(kg·m—3)表示。混合气体浓度在爆炸下限以下时含有过量空气，由于空气的冷却作用，活化中心的消失数大于产生数，阻止了火焰的蔓延。若浓度在爆炸上限以上，含有过量的可燃气体，助燃气体不足，火焰也不能蔓延。但此时若补充空气，仍有火灾和爆炸的危险。所以浓度在爆炸上限以上的混合气体不能认为是安全的。 燃烧和爆炸从化学反应的角度看并无本质区别。当混合气体燃烧时，燃烧波面上的化学反应可表示为 A+B→C+D+Q(4—1) 式中A、B为反应物；C、D为产物；Q为燃烧热。A、B、C、D不一定是稳定分子，也可以是原子或自由基。化学反应前后的能量变化可用图4—4表示。初始状态Ⅰ的反应物(A+B)吸收活化能正达到活化状态Ⅱ，即可进行反应生成终止状态Ⅲ的产物(C+D)，并释放出能量W，W＝Q+E。 图4－4 反应过程能量变化 假定反应系统在受能源激发后，燃烧波的基本反应浓度，即反应系统单位体积的反应数为n，则单位体积放出的能量为nW。如果燃烧波连续不断，放出的能量将成为新反应的活化能。设活化概率为α(α≤1)，则第二批单位体积内得到活化的基本反应数为anW/E，放出的能量为。αnW2/E。后批分子与前批分子反应时放出的能量比β定义为燃烧波传播系数，为
断裂韧性测试实验报告 随着断裂力学的发展，相继提出了材料的IC K 、()阻力曲线J J R 、)(阻力曲线CTOD R δ等一些新的力学性能指标，弥补了常规试验方法的不足，为工程应用提供了可靠的断裂判据和设计依据。下面介绍下这几种方法的测试原理及试验方法。 1、三种断裂韧性参数的测试方法简介 1. 1 平面应变断裂韧度IC K 的测试 对于线弹性或小范围的I 型裂纹试样，裂纹尖端附近的应力应变状态完全由应力强度因子I K 所决定。I K 是外载荷P ，裂纹长度a 及试样几何形状的函数。在平面应变状态下，当P 和a 的某一组合使I K =IC K ，裂纹开始失稳扩展。I K 的临界值IC K 是一材料常数，称为平面应变断裂韧度。测试IC K 保持裂纹长度a 为定值，而令载荷逐渐增加使裂纹达到临界状态，将此时的C P 、a 代入所用试样的I K 表达式即可求得IC K 。 IC K 的试验步骤一般包括： （1） 试样的选择和准备（包括试样类型选择、试样尺寸确定、试样方位选择、试样加工及疲 劳预制裂纹等）； （2） 断裂试验； （3） 试验结果的处理（包括裂纹长度a 的测量、条件临界荷载Q P 的确定、实验测试值Q K 的 计算及Q K 有效性的判断）。
1. 2 延性断裂韧度R J 的测试 J 积分延性断裂韧度是弹塑性裂纹试样受I 型载荷时，裂纹端点附近区域应力应变场强度力学参量J 积分的某些特征值。测试J 积分的根据是J 积分与形变功之间的关系： a B U J ??-= （1-1） 其中U 为外界对试样所作形变功，包括弹性功和塑性功两部分，a 为裂纹长度，B 为试样厚度。 J 积分测试有单试样法和多试验法之分，其中多试样法又分为柔度标定法和阻力曲线法。但无论是单试样法还是多试样柔度标定法，都须先确定启裂点，而困难正在于此。因此，我国GB2038-80标准中规定采用绘制R J 阻力曲线来确定金属材料的延性断裂韧度。这是一种多试样法，其优点是无须判定启裂点，且能达到较高的试验精度。这种方法能同时得到几个J 积分值，满足工程实际的不同需要。 所谓R J 阻力曲线，是指相应于某一裂纹真实扩展量的J 积分值与该真实裂纹扩展量的关系曲线。标准规定测定一条R J 阻力曲线至少需要5个有效试验点，故一般要58件试样。把按规定加工并预制裂纹的试样加载，记录?-P 曲线，并适当掌握停机点以使各试样产生不同的裂纹扩展量（但最大扩展量不超过0.5mm ）。测试各试样裂纹扩展量a ?，计算相应的J 积分，对试验数据作回归处理得到R J 曲线。R J 阻力曲线的位置高低和斜率大小代表了材料对于启裂和亚临界扩展的抗力强弱。 R J 阻力曲线法测试步骤一般包括： （1） 试样准备
爆炸极限的影响因素 【大纲考试内容要求】： 1.了解爆炸极限的影响因素； 2.了解爆炸反应浓度的计算； 【教材内容】： 爆炸极限值不是一个物理常数，它是随实验条件的变化而变化，在判断某工艺条件下的爆炸危险性时，需根据危险物品所处的条件来考虑其爆炸极限，如在火药、起爆药、炸药烘干工房内可燃蒸气的爆炸极限与其他工房在正常温度下的极限是不一样的，在受压容器和在正常压力下的爆炸极限亦有所不同；其他因素如点火源的能量，容器的形状、大小，火焰的传播方向，惰性气体与杂质的含量等均对爆炸极限有影响。 1．温度的影响 混合爆炸气体的初始温度越高，爆炸极限范围越宽，则爆炸下限降低，上限增高，爆炸危险性增加。这是因为在温度增高的情况下，活化分子增加，分子和原子的动能也增加，使活化分子具有更大的冲击能量，爆炸反应容易进行，使原来含有过量空气(低于爆炸下限)或可燃物(高于爆炸上限)而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成可以使火焰蔓延的浓度，从而扩大了爆炸极限范围。例如丙酮的爆炸极限受温度影响的情况见表2—1。 2．压力的影响 混合气体的初始压力对爆炸极限的影响较复杂，在～ MPa的压力下，对爆炸下限影响不大，对爆炸上限影响较大；当大于 MPa时，爆炸下限变小，爆炸上限变大，爆炸范围扩大。这是因为在高压下混合气体的分子浓度增大，反应速度加快，放热量增加，且在高气压下，热传导性差，热损失小，有利于可燃气体的燃烧或爆炸。甲烷混合气初始压力对爆炸极限的影响见表2 —2。值得重视的是当混合物的初始压力减小时，爆炸极限范围缩小，当压力降到某一数值时，则会出现下限与上限重合，这就意味着初始压力再降低时，不会使混合气体爆炸。把爆炸极限范围缩小为零的压力称为爆炸的临界压力。甲烷在3个不同的初始温度下，爆炸极限随压力下降而缩小的
金属材料的断裂韧性 摘要不同的金属材料的断裂韧性是不一样的，对不同金属材料的断裂韧性进行研究并找出影响的因素对提高金属材料断裂韧性具有非常重要的意义。根据影响金属材料断裂韧性因素的不用，可以总体上概括为两个部分的因素，分别是金属材料外部因素和金属材料内部因素，本文分别就影响金属材料的外部因素和内部因素综合进行分析，以得出影响金属材料动态断裂韧性的因素。 关键词金属材料；失效；断裂韧性；影响因素 0引言 随着现代社会经济的不断发展，对金属材料的使用也大大的增加，在工程构件设计和使用的过程中，最为严重的就是金属材料的断裂，金属材料一旦发生断裂就会发生生产安全事故，同时也会造成一定的经济损失。通过对以往发生的大量的金属材料的断裂事件的分析，得出构件的低应力脆断是由宏观裂纹扩展引起的，其中最为主要的是金属材料的断裂纹，裂纹一般是在金属加工和生产的过程中引起的[1]。 根据影响金属材料断裂韧性因素的不用，可以总体上概括为两个部分的因素，分别是金属材料外部因素和金属材料内部因素，本文分别就影响金属材料的外部因素和内部因素综合进行分析，以得出影响金属材料动态断裂韧性的因素。 1影响金属材料断裂韧性的外部因素 1.1几何因素的影响 几何因素是影响金属材料断裂韧性的一个最为重要的外部因素。几何因素主要包括两个方面的内容，分别是试样厚度和试样取向等因素，下面对这两个因素进行分析： 1）试样厚度 目前在对金属材料的断裂韧性进行研究的过程中发现，不同厚度的金属材料会对会对裂纹前端的应力约束产生较大的影响，同样也会对金属材料的断裂韧性有一定的影响，所以我们分别用不同厚度的同一个金属材料进行断裂韧性的实验，在实验的过程中发现厚试样的断裂韧性值明显的比薄试样的断裂韧性值要低，换而言之，不同厚度的金属材料，其自身的断裂韧性也不同，厚度也是影响金属材料断裂韧性的一个重要的因素[2]。 2）试样的取向 在对金属材料进行取样测试的时候，试样的去向业余金属材料的断裂韧性之
第六章 断裂韧性基础 第一节Griffith 断裂理论 第二节裂纹扩展的能量判据 能量释放率G 裂纹扩展单位面积时，系统所提供的弹性能量 U A ??是裂纹扩展的动力，此力叫裂纹扩展力或称为裂纹扩展时的能量释放率。以1G 表示（1表示Ⅰ型裂纹扩展）。G 与外加应力，试样尺寸和裂纹有关，而裂纹扩展的阻力为 2()s p γγ+，随 1,a G σ↑→↑→增大到某一临界值时，1G 能克服裂纹失稳扩展阻力，则裂纹使失稳扩 展而断裂，这个1G 的临界值它为1c G ，称为断裂韧性。表示材料组织裂纹试稳扩展时单位面积所消耗的能量。 平面应力下： 2 211,C c C a a G G E E σπσπ= = 平面应变下： 2 22211(1)(1),C c C a v v a G G E E σπσπ--== G 的单位1 2 MPa m - ?。 第三节 裂纹顶端的应力场 可看成线弹性体12005001000s s MPa MPa σσ?? =??=-??? 玻璃，陶瓷高强钢 的横截面中强钢低温下的中低强度钢 6.3.1三种断裂类型 ?? ??? 张开型断裂滑开型断裂撕开型断裂 最危险Ⅰ型 6.3.2Ⅰ型裂纹顶端的应力场 无限大平板中心含有一个长为2a 的穿透裂纹，受力如图 欧文（G 。R 。Irwin ）等人对Ⅰ型裂纹尖端附近的应力应变进行了分析，提出应力应变场的
数字解析式，由此引出了应变场强度因子 1 K的概念。并建立了裂纹失稳扩展的K判据和断 裂韧性 1C K。 若用极坐标表达式表达，则有近似数字表达式： 当裂尖某点不确定，即,rθ一定后，应力大小均由1K决定———盈利强度因子1K 故 1 K大小反映了裂纹尖端应力场的强弱，取决于应力大小，裂纹尺寸。 6.3.3 应力场强度因子及判据 将上面应力场方程写成： () ij ij f σθ = 其中 1 K Y = Y：形状系数。对无限大板Y=1。 1 K： 1 2 MPa m- ? 1 1 1 , , a K K a a K σ σ σ ?↑→↑ ? ? ? ↑→↑ ?? 不变 是一个决定于和的复合物理量 不变 当此参量达到临界时，在裂纹尖端足够大的范围内，应力便会达到断裂强度，裂纹便沿着X 轴失稳扩展，从而使材料断裂。这个临界或失稳状态的 1 K值记为 1C K→断裂韧性。 1C K为平面应变的断裂韧性，表示在平面应变下材料抵抗裂纹失稳扩展的能力，显然 1C K Y = 可见，材料的 1C K越高，则裂纹体的断裂应力或临界断裂尺寸就越大，表明难以断裂。因此1C K是材料抵抗断裂的能力 11 1 S C s C K K K σ σσ σ → ? ? ↑→ ? ? ↑→ ? ?→ ? 和力学参量，且和载荷，试样尺寸有关，和材料无关 当临界时，材料屈服 当K临界时，材料断裂 和材料的力学性能指标，且和材料成分，组织结构有关而和载荷及试样尺寸无关 断裂判据： c a 或 1C Y K ≥
影响气体混合物爆炸极限的因素 ：可燃物质(、蒸气和)与空气(或)必须在一定的浓度范围内均匀混合，形成预混气，遇着火源才会发生爆炸，这个浓度范围称为，或。例如与空气混合的爆炸极限为12.5%～74%。可燃性混合物能够发生爆炸的最低浓度和最高浓度，分别称为和爆炸上限，这两者有时亦称为着火下限和着火上限。在低于爆炸下限时不爆炸也不着火；在高于爆炸上限同样不燃不爆。这是由于前者的可燃物浓度不够，过量空气的冷却作用，阻止了火焰的蔓延；而后者则是空气不足，导致火焰不能蔓延的缘故。当可燃物的浓度大致相当于反应当量浓度时，具有最大的爆炸威力(即根据完全燃烧反应方程式计算的浓度比例)。 影响气体混合物爆炸极限的因素：温度、氧含量、惰性介质、压力、容器或管道直径、着火源（点火能量） 1)温度。混合物的原始温度越高，则爆炸下限越低，上限提高，爆炸极限范围扩大，爆炸危险性增加。这是因为混合物温度升高，其分子内能增加，引起燃烧速度的加快，而且，由于分子内能的增加和燃烧速度的加快，使原来含有的过量空气(低于爆炸下限)或可燃物高于爆炸上限，而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成为可以使火焰蔓延的浓度，从而改变了爆炸极限范围。 (2)氧含量。混合物中含氧量增加，爆炸极限范围扩大，尤其爆炸上限提高得更多。例如氢与空气混合的爆炸极限为4％～75％，而氢与纯氧混合的爆炸极限为4％～95％。 (3)惰性介质。如若在爆炸混合物中掺入不燃烧的惰性气体(如氮、二氧化碳、水蒸气、氩、氦等)，随着惰性气体的百分数增加，爆炸极限范围则缩小，惰性气体的浓度提高到某一数值，亦可以使混合物变成不可爆炸。一般情况下，惰性气体对混合物爆炸上限的影响较之对下限的影响更为显着，因为惰性气体浓度加大，表示氧的浓度相对减小，而在上限中氧的浓度本来已经很小，故惰性气体稍为增加一点，即产生很大影响，而使爆炸上限剧烈下降。 (4)压力。混合物的原始压力对爆炸极限有很大影响，压力增大，爆炸极限范围也扩大，尤其是爆炸上限显着提高。值得重视的是当混合物的原始压力减小时，爆炸极限范围缩小，压力降至某一数值时，下限与上限合成一点，压力再降低，混合物即变成不可爆。爆炸极限范围缩小为零的压力称为爆炸的临界压力。临界压力的存在表明，在密闭的设备内进行减压操作，可以免除爆炸的危险。 (5)容器或管道直径。容器或管道直径越小，火焰在其中越难蔓延，混合物的爆炸极限范围则越小。当容器直径小到某一数值时，火焰不能蔓延，可消除爆炸危险，这个直径称为临界直径。如甲烷的临界直径为0．4～0．5mm，氢和乙炔为0．1～0．2mm等。容器直径大小对爆炸极限的影响，可以用链式反应理论解释。燃烧是自由基产生的一系列链锁反应的结果，管径减小时，游离基与管壁的碰撞几率相应增大，当管径减小到一定程度时，即因碰撞造成游离基的销毁的反应速度大于游离基产生的反应速度，燃烧反应便不能继续进行。 (6)着火源。能源的性质对爆炸极限范围的影响是：能源强度越高，加热面积越大，作用时间越长，爆炸极限范围越宽。以甲烷为例，100V·A的电火花不引起曝炸，2V·A的电火花可引起爆炸，爆炸极限为5．9％～13．6％，3V·A的电火花则爆炸极限扩大为5．85％～14．8％。 各种爆炸性混合物都有一个最低引爆能量，即点火能量，它是指能引起爆炸性混合物发生爆炸的最小火源所具有的能量，它也是混合物爆炸危险性的一项重要的性能参数。爆炸性混合物的点火能量越小，其燃爆危险性就越大。 火花的能量、热表面的面积、火源和混合物的接触时间等，对爆炸极限均有影响。此外，光对爆炸极限也有影响，如前所述，氢和氯混合，在避光黑暗处反应十分缓慢，但在强光照射下则发生剧烈反应(链锁反应)并导致爆炸。
断裂韧性测试实验报告 随着断裂力学得发展,相继提出了材料得、、等一些新得力学性能指标,弥补了常规试验方法得不足,为工程应用提供了可靠得断裂判据与设计依据。下面介绍下这几种方法得测试原理及试验方法。 1、三种断裂韧性参数得测试方法简介 1、１平面应变断裂韧度得测试 对于线弹性或小范围得型裂纹试样,裂纹尖端附近得应力应变状态完全由应力强度因子所决定。就是外载荷,裂纹长度及试样几何形状得函数。在平面应变状态下,当与得某一组合使=，裂纹开始失稳扩展。得临界值就是一材料常数,称为平面应变断裂韧度。测试保持裂纹长度a为定值,而令载荷逐渐增加使裂纹达到临界状态，将此时得、代入所用试样得表达式即可求得。 得试验步骤一般包括： （1）试样得选择与准备(包括试样类型选择、试样尺寸确定、试样方位选择、试样加工及疲劳预制裂纹等); （2）断裂试验; （3）试验结果得处理(包括裂纹长度得测量、条件临界荷载得确定、实验测试值得计算及有效性得判断）。 1、２延性断裂韧度得测试 积分延性断裂韧度就是弹塑性裂纹试样受型载荷时,裂纹端点附近区域应力应变场强度力学参量积分得某些特征值。测试积分得根据就是积分与形变功之间得关系: (1－1） 其中为外界对试样所作形变功,包括弹性功与塑性功两部分,为裂纹长度,为试样厚度。
积分测试有单试样法与多试验法之分,其中多试样法又分为柔度标定法与阻力曲线法。但无论就是单试样法还就是多试样柔度标定法,都须先确定启裂点,而困难正在于此。因此,我国GB２０38-８０标准中规定采用绘制阻力曲线来确定金属材料得延性断裂韧度。这就是一种多试样法,其优点就是无须判定启裂点，且能达到较高得试验精度。这种方法能同时得到几个积分值,满足工程实际得不同需要。 所谓阻力曲线，就是指相应于某一裂纹真实扩展量得积分值与该真实裂纹扩展量得关系曲线。标准规定测定一条阻力曲线至少需要5个有效试验点,故一般要5 8件试样。把按规定加工并预制裂纹得试样加载，记录曲线，并适当掌握停机点以使各试样产生不同得裂纹扩展量(但最大扩展量不超过0、５mｍ)。测试各试样裂纹扩展量,计算相应得积分，对试验数据作回归处理得到曲线。阻力曲线得位置高低与斜率大小代表了材料对于启裂与亚临界扩展得抗力强弱。 阻力曲线法测试步骤一般包括： （1）试样准备 ①试样尺寸得选择原则： 1)平面应变条件：标准规定 (1-２）其中 2)积分有效性条件 一般，当不易估计时,可用求出得估计值 ②疲劳预制裂纹:
断裂韧性试验 创建时间：2008-08-02 test for fracture toughness 在线弹性断裂力学及弹塑性断裂力学基础上发展起来的一种评定材料韧性的力学试验方法（见断裂力学）。 20世纪以来，曾发生过多起容器、桥梁、舰船、飞机等脆断事故；事故分析查明，断裂大多起源于小裂纹。为解决金属脆断问题，美国在1958年组成ASTM断裂试验专门委员会，目的是建立有关测定材料断裂特性的试验方法。于1967年首次制定了用带疲劳裂纹的三点弯曲试样（图1 [两种常用断裂韧性试 样]）测定高强度金属材料平面应变断裂韧性操作规程草案，并于1970年颁发了世界第一个断裂韧性试验标准ASTME399-70T。此后，断裂韧性试验受到世界各国的普遍重视并蓬勃发展。中国于1968年前后开始这方面的试验研究。 取样原则由于裂纹或类裂纹缺陷是导致工程结构断裂的主要原因，所以断裂韧性试验采用带尖锐裂纹的试样(图1[两种常用断
裂韧性试样]),用 直接观察或间接测量法连续监测裂纹的行为；如用夹式引伸计连续测量裂纹嘴张开位移随载荷的变化(图2[用夹式引伸计测裂纹嘴张开位移随载荷变化的曲线]随载荷变化的曲线" class=image>),以测定材料抗裂纹扩展的能力及裂纹在疲劳载荷或 应力腐蚀下的扩展速率;求得平面应变断裂韧度[ic]、动态断裂韧度[id]、裂纹临界张开位移，应力腐蚀临界强度因子[111-21] [kg2],疲劳裂纹扩展速率d/d（毫米/周）等断裂韧性参数。其中，角标Ⅰ代表张开型裂纹，或称Ⅰ型裂纹,角标c代表临界值。此外，尚有滑开型（Ⅱ型）裂纹，撕开型（Ⅲ型）裂纹（图3 [裂纹的扩展 类型示意图]）。Ⅰ型裂纹最易引起脆断，所以目前断裂韧性试验多限于Ⅰ型加载。
影响气体混合物爆炸极 限的因素 Document serial number【LGGKGB-LGG98YT-LGGT8CB-LGUT-
影响气体混合物爆炸极限的因素 ：可燃物质(、蒸气和)与空气(或)必须在一定的浓度范围内均匀混合，形成预混气，遇着火源才会发生爆炸，这个浓度范围称为，或。例如与空气混合的爆炸极限为%～74%。可燃性混合物能够发生爆炸的最低浓度和最高浓度，分别称为和爆炸上限，这两者有时亦称为着火下限和着火上限。在低于爆炸下限时不爆炸也不着火；在高于爆炸上限同样不燃不爆。这是由于前者的可燃物浓度不够，过量空气的冷却作用，阻止了火焰的蔓延；而后者则是空气不足，导致火焰不能蔓延的缘故。当可燃物的浓度大致相当于反应当量浓度时，具有最大的爆炸威力(即根据完全燃烧反应方程式计算的浓度比例)。 影响气体混合物爆炸极限的因素：温度、氧含量、惰性介质、压力、容器或管道直径、着火源（点火能量） 1)温度。混合物的原始温度越高，则爆炸下限越低，上限提高，爆炸极限范围扩大，爆炸危险性增加。这是因为混合物温度升高，其分子内能增加，引起燃烧速度的加快，而且，由于分子内能的增加和燃烧速度的加快，使原来含有的过量空气(低于爆炸下限)或可燃物高于爆炸上限，而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成为可以使火焰蔓延的浓度，从而改变了爆炸极限范围。 (2)氧含量。混合物中含氧量增加，爆炸极限范围扩大，尤其爆炸上限提高得更多。例如氢与空气混合的爆炸极限为4％～75％，而氢与纯氧混合的爆炸极限为4％～95％。 (3)惰性介质。如若在爆炸混合物中掺入不燃烧的惰性气体(如氮、二氧化碳、水蒸气、氩、氦等)，随着惰性气体的百分数增加，爆炸极限范围则缩小，惰性气体的浓度提高到某一数值，亦可以使混合物变成不可爆炸。一般情况下，惰性气体对混合物爆炸上限的影响较之对下限的影响更为显着，因为惰性气体浓度加大，表示氧的浓度相对减小，
断裂韧性 编辑词条参与讨论 所属分类：冶金术语化学各种化学名称机械机械工程机械零件金属加工 表征材料阻止裂纹扩展的能力，是度量材料的韧性好坏的一个定量指标。在加载速度和温度一定的条件下，对某种材料而言它是一个常数。当裂纹尺寸一定时，材料的断裂韧性值愈大，其裂纹失稳扩展所需的临界应力就愈大；当给定外力时，若材料的断裂韧性值愈高，其裂纹达到失稳扩展时的临界尺寸就愈大。 目录 ?? 概述 ?? 规律与测试 ?? 论文 ?? 参考资料 断裂韧性-概述 构件经过大量变形后发生的断裂。主要特征是发生了明显的宏观塑性变形(不包括压缩失稳)，如杆件的过量伸长或弯曲、容器的过量鼓胀。断口的尺寸(如直径、厚度)比原始尺寸也明显变化。韧性断裂的断口一般能寻见纤维区和剪唇区。断口尺度较大时还出现放射形及人字形山脊状花纹。形成纤维区断口的断裂机制一般是“微孔聚合”，在电子显微镜中呈韧窝状花样。韧性断裂一般由超载引起，而材料的塑性与韧性又很优良。纤维区一般是断裂源区。剪切唇总是在断口的边缘，并与构件的表面约成45°夹角，是在平面应力受力条件下发生剪切撕裂而形成的断口，剪切唇表面较光滑，断裂时的名义应力高于材料的屈服强度。 断裂韧性-规律与测试 随着概率断裂力学工程应用的逐步深入，材料断裂韧性分散性问题，已成为影响含缺陷结构概率安全评定的关键因素之一。合理解决材料断裂韧性分散性是一个十分复杂的问题。一方面巾于冶金过程等方面的偏差，造成材料断裂韧性的分散性；另一方面由于试样几何尺寸、裂纹长度测量等试验误差，亦会导致测试结果的不确定性，还有不同测试规范和标准对测试数据的处理也会导致测试结果的不
确定性。若缺陷位厂焊接部位，影响因素将更加复杂。除上述原因外，还会有诸如焊接上艺、焊材、以及不同操作人员及焊后热处理等因素导致断裂韧性测试结果分散性更加严重。尽管分析和解决其分散性问题如此复杂，十分困难，然而，在对含缺陷焊接结构(尤其是工业锅炉、压力容器和管道)进行安全评定时，重点就是焊接接头区而不是母材。如何处理断裂韧性的分散忭问题已成为工程界不可回避的问题，也是概率安全评定应解决的基本问题之—。 对材料断裂韧性分散性规律的研究，在理论和实践上均已取得较大进展。 Wallin分别根据Weibuli统计模型和微结构分析模型，推得基于断裂韧性尺I(单位：MN·m-3/2)失效准则的累积失效概率 并从理论上得到Kl服从形状参数m：为4的Weibull分布，同时指山m1不等于4是由厂测试数据不够而造成的，并且认为延性撕裂和材料非均匀性对分散性只具有较轻微的影响。这一理论建立在裂尖小范围有效体积基础上。 Slatcher将裂尖等效为多个单元的串联模型，推导出基寸：断裂韧性，J(单位：N／inlTl)失效准则的累积失效概率 式中，a＝B中，B为试样宽度，中为常数；B＝2。 这一理沦基于如下假设： 1)裂纹体能被分成若干单元，任一单元的失效意味着整体失效，各单元强度彼此独立且同分布。 2)第一个失效单元的应力和应变与裂尖应力场强度，J和该单元到裂尖的垂直距离r有关，仅由r／J确定。 3)第一千失效单元必须位于r和O定义的区域内(r，O为该单元的柱坐标)对任何O均有Jg(O)≤r≤Jh(O)。g(O)和h(O))为o的函数，分别为该区域的内、外界限。 由式(5．2)可知，理论上断裂韧性／服从形状参数为2的双参数威布尔分布。对充分小的试验数据集，式(5.2)比对数正态分布和威布尔分布能更好地描述断裂韧性的分布规律。 Neville提出了另一种描述断裂韧性分布的模型，该模型不用作任何假设和近似处理。由断裂韧性构成一个样本u，样本u中的子样ui由g2，J2或K1确定，g2，J2或K1分别由CTOD、JIC和Kic的测试数据计算得到。累积失效概率由如下双参数分布函数表达 式中，a，b为分布参数。 Neville将该模型分别对几组断裂韧性的测试数据进行厂分析，结果表明该模型应用方便，与实测数据分布吻合较好，并略偏保守。 Hauge和Thualow分别采用Weibull分布、Log—Normal分布、Slather模型以及Neville模型，对两组CTOD数据(86个母材和16个焊材)进行了统计分析，其主要结论如下： 1)两组CTOD数据并非服从形状参数为2的Weibull分布(或Slather模型)；双参数Weibull分布、Log—Normal分布和Neville分布都适宜拟合这些数据。 2)90％置信限的中位期望值可较好地由I．og—Normal分布得到；对于只有三个子样时，能较好地等效于三个值十取最小值的方法；对大子样，Log—Normal 吻合更好。
影响气体混合物爆炸极限的因素 令狐文艳 爆炸极限：可燃物质(可燃气体、蒸气和粉尘)与空气(或氧气)必须在一定的浓度范围内均匀混合，形成预混气，遇着火源才会发生爆炸，这个浓度范围称为爆炸极限，或爆炸浓度极限。例如一氧化碳与空气混合的爆炸极限为12.5%～74%。可燃性混合物能够发生爆炸的最低浓度和最高浓度，分别称为爆炸下限和爆炸上限，这两者有时亦称为着火下限和着火上限。在低于爆炸下限时不爆炸也不着火；在高于爆炸上限同样不燃不爆。这是由于前者的可燃物浓度不够，过量空气的冷却作用，阻止了火焰的蔓延；而后者则是空气不足，导致火焰不能蔓延的缘故。当可燃物的浓度大致相当于反应当量浓度时，具有最大的爆炸威力(即根据完全燃烧反应方程式计算的浓度比例)。 影响气体混合物爆炸极限的因素：温度、氧含量、惰性介质、压力、容器或管道直径、着火源（点火能量） 1)温度。混合物的原始温度越高，则爆炸下限越低，上限提高，爆炸极限范围扩大，爆炸危险性增加。这是因为混合物温度升高，其分子内能增加，引起燃烧速度的加快，而且，由于分子内能的增加和燃烧速度的加快，使原来含有的过量空气(低于爆炸下限)或可燃物高于爆炸上限，而不能使火焰蔓延的混合物浓度变成为可以使火焰蔓延的浓度，从而改变了爆炸极限范围。 (2)氧含量。混合物中含氧量增加，爆炸极限范围扩大，尤其爆炸上限提高得更多。例如氢与空气混合的爆炸极限为4％～75％，而氢与纯氧混合的爆炸极限为4％～95％。 (3)惰性介质。如若在爆炸混合物中掺入不燃烧的惰性气体(如氮、二氧化碳、水蒸气、氩、氦等)，随着惰性气体的百分数增加，爆炸极限范围则缩小，惰性气体的浓度提高到某一数值，亦可以使混合物变成不可爆炸。一般情况下，惰性气体对混合物爆炸上限的影响较之对下限的影响更为显著，因为惰性气体浓度加大，表示氧的浓度相对减小，而在上限中氧的浓度本来已经很小，故惰性气体稍为增加一点，即产生很大影响，而使爆炸上限剧烈下降。
断裂力学与断裂韧性 3.1 概述 断裂是工程构件最危险的一种失效方式，尤其是脆性断裂，它是突然发生的破坏，断裂前没有明显的征兆，这就常常引起灾难性的破坏事故。自从四五十年代之后，脆性断裂的事故明显地增加。例如，大家非常熟悉的巨型豪华客轮－泰坦尼克号，就是在航行中遭遇到冰山撞击，船体发生突然断裂造成了旷世悲剧！ 按照传统力学设计，只要求工作应力σ小于许用应力[σ]，即σ<[σ],就 被认为是安全的了。而[σ]，对塑性材料[σ]=σ s /n，对脆性材料[σ]=σ b /n， 其中n为安全系数。经典的强度理论无法解释为什么工作应力远低于材料屈服强度时会发生所谓低应力脆断的现象。原来，传统力学是把材料看成均匀的，没有缺陷的，没有裂纹的理想固体，但是实际的工程材料，在制备、加工及使用过程中，都会产生各种宏观缺陷乃至宏观裂纹。 人们在随后的研究中发现低应力脆断总是和材料内部含有一定尺寸的裂纹相联系的，当裂纹在给定的作用应力下扩展到一临界尺寸时，就会突然破裂。因为传统力学或经典的强度理论解决不了带裂纹构件的断裂问题，断裂力学就应运而生。可以说断裂力学就是研究带裂纹体的力学，它给出了含裂纹体的断裂判据，并提出一个材料固有性能的指标——断裂韧性，用它来比较各种材料的抗断能力。 3.2 格里菲斯(Griffith)断裂理论 3.2.1 理论断裂强度 金属的理论断裂强度可由原子 间结合力的图形算出，如图3-1。 图中纵坐标表示原子间结合力，纵
轴上方为吸引力下方为斥力，当两原子间距为a即点阵常数时，原子处于平衡位置，原子间的作用力为零。如金属受拉伸离开平衡位置，位移越大需克服的引力 时吸力最大以越大，引力和位移的关系如以正弦函数关系表示，当位移达到X m σc表示，拉力超过此值以后，引力逐渐减小，在位移达到正弦周期之半时，原子间的作用力为零，即原子的键合已完全破坏，达到完全分离的程度。可见理论断裂强度即相当于克服最大引力σ 。该力和位移的关系为 c 图中正弦曲线下所包围的面积代表使金属原子完全分离所需的能量。分离后形成两个新表面，表面能为。 可得出。 若以=，=代入，可算出。 3.2.2 格里菲斯(Griffith)断裂理论 金属的实际断裂强度要比理论计算的断裂强度低得多，粗略言之，至少低一 陶瓷、玻璃的实际断裂强度则更低。 个数量级，即 。 实际断裂强度低的原因是因为材料内部存在有裂纹。玻璃结晶后，由于热应力产生固有的裂纹；陶瓷粉末在压制烧结时也不可避免地残存裂纹。金属结晶是紧密的，并不是先天性地就含有裂纹。金属中含有裂纹来自两方面：一是在制造工艺过程中产生，如锻压和焊接等；一是在受力时由于塑性变形不均匀，当变形受到阻碍(如晶界、第二相等)产生了很大的应力集中，当应力集中达到理论断裂强度，而材料又不能通过塑性变形使应力松弛，这样便开始萌生裂纹。
常见气体的爆炸极限 气体名称化学分子式/在空气中的爆炸极限 (体积分数) / % 下限(V/V) 上限(V/V) 乙烷 C2H6 3.0 15.5 乙醇 C2H5OH 3.4 19 乙烯 C2H4 2.8 32 氢气 H2 4.0 75 硫化氢 H2S 4.3 45 甲烷 CH4 5.0 15 甲醇 CH3OH 5.5 44 丙烷 C3H8 2.2 9.5 甲苯 C6H5CH3 1.2 7 二甲苯 C6H5(CH3)2 1.0 7.6 乙炔 C2H2 1.5 100 氨气 NH3 15 30.2 苯 C6H6 1.2 8 丁烷 C4H10 1.9 8.5 一氧化碳 CO 12.5 74 丙烯 C3H6 2.4 10.3 丙酮 CH3COCH3 2.3 13
苯乙烯 C6H5CHCH2 1.1 8.0 可燃气体（蒸气）与空气的混合物，并不是在任何浓度下，遇到火源都能爆炸，而必须是在一定的浓度范围内遇火源才能发生爆炸。这个遇火源能发生爆炸的可燃气浓度范围，称为可燃气的爆炸极限（包括爆炸下限和爆炸上限）。不同可燃气（蒸气）的爆炸极限是不同的，如氢气的爆炸极限是4.0％～75.6％（体积浓度），意思是如果氢气在空气中的体积浓度在4.0％～75.6％之间时，遇火源就会爆炸，而当氢气浓度小于4.0％或大于75.6％时，即使遇到火源，也不会爆炸。甲烷的爆炸极限是 5.0％～15％意味着甲烷在空气中体积浓度在 5.0％～15％之间时，遇火源会爆炸，否则就不会爆炸。 可燃粉尘爆炸极限的概念与可燃气爆炸极限是一致的。 爆炸极限一般用可燃气（粉尘）在空气中的体积百分数表示（％），也可以用可燃气（粉尘）的重量百分数表示（克／米*或是毫克／升）。 爆炸极限是一个很重要的概念，在防火防爆工作中有很大