用纳米压痕技术表征超高韧性水泥基_省略_合材料_ECC_的裂缝自愈合特性_阚黎黎
第３４卷 第３期Ｖｏｌ．３４ Ｎｏ．３材 料 科 学 与 工 程 学 报
Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ总第１６１期
Ｊｕｎ．２ ０ １
６文章编号：１６７３－２８１２（２０１６）０３－０３９４－
０７用纳米压痕技术表征超高韧性水泥基复合材料（Ｅ
ＣＣ）的裂缝自愈合特性阚黎黎１，
曹 号１，盛昊煜１，朱 瑨１，王明智２，徐 超１（１．
上海理工大学环境与建筑学院，上海 ２０００９３；２．昆明理工大学环境科学与工程学院，云南昆明 ６５００９３） 【摘 要】 为了探究Ｅ
ＣＣ裂缝自愈合体系中不同物相的微观力学性能，应用纳米压痕技术对经历１
０个干湿循环环境后裂缝自愈合ＥＣＣ体系中不同物相的荷载－位移、接触刚度－位移、弹性模量及硬度进行了研究。结果表明：当荷载相同时，压入深度大小顺序为：纤维＞ＩＴＺ＞ＳＨＰ＞基体＞粉煤灰＞砂子；接触刚度与压入深度近似呈线性关系；粉煤灰和砂子的弹性模量及硬度是体系中最高的，远远高于其他相，其次是基体，接下来是ＳＨＰ、ＩＴＺ，
最差的是纤维。【关键词】 超高韧性水泥基复合材料（ＥＣＣ）；自愈合；裂缝；纳米压痕；微观力学性能中图分类号：ＴＱ１７２ 文献标识码：Ａ
ＤＯＩ：１０．１４１３６／ｊ
．ｃｎｋｉ．ｉｓｓｎ １６７３－２８１２．２０１６．０３．０１２Ｎａｎｏｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥｎｇｉｎｅｅｒｅｄＣｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ Ｃｏｍｐ
ｏｓｉｔｅｓ（ＥＣＣ）ＭａｔｅｒｉａｌｓＫＡＮ Ｌｉ－ｌｉ １，ＣＡＯ Ｈａｏ１，ＳＨＥＮＧ Ｈａｏ－ｙｕ１，ＺＨＵ Ｊｉｎ１，ＷＡＮＧ Ｍｉｎｇ
－ｚｈｉ ２，ＸＵ Ｃｈａｏ１（１．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ａｎｄ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ，Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｈａｎｇｈａｉ ｆｏｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０００９３，Ｃｈｉｎａ；２．Ｆａｃｕｌｔｙ ｏｆ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｋｕｎｍｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｋｕｎｍｉｎｇ
６５００９３，Ｃｈｉｎａ）【Ａｂｓｔｒａｃｔ】 Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｅｘｐｌｏｒｅ ｔｈｅ ｍｉｃｒｏ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣＣ，ｂｙｎａｎｏｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｔｅｃｈｎｉｑ
ｕｅ，ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ，ｃｏｎｔａｃｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ，ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｈａｒｄｎｅｓｓ ｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＣＣ ｕｎｄｅｒ １０ｗｅｔ／ｄｒｙ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｎｇ ｃｙｃｌｅｓ ｗｅｒｅ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｏｒｄｅｒ ｏｆ ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｄｅｐｔｈ ａｔ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｌｏａｄ ｉｓ：ｆｉｂｅｒ＞ＩＴＺ＞ＳＨＰ＞ｍａｔｒｉｘ＞ｆｌｙ ａｓｈ＞ｑｕａｒｔｚ．Ｔｈｅ ｃｏｎｔａｃｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｄｕｒｉｎｇ ｌｏａｄｉｎｇ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｄｅｐｔｈ ａｐｐｒｏｘｉｍａｔｉｖｅｌｙ
ｌｉｎｅａｒｌｙ．Ｔｈｅ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｈａｒｄｎｅｓｓ ｏｆ ｆｌｙ ａｓｈ ａｎｄ ｑｕａｒｔｚ ａｒｅ ｔｈｅ ｈｉｇｈｅｓｔ，ｆａｒ ｈｉｇｈｅｒ ｔｈａｎ ｏｔｈｅｒ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＣＣ，ｆｏｌｌｏｗｅｄ ｂｙ
ｍａｔｒｉｘ，ｔｈｅｎ ｔｈｅ ｎｅｘｔ ａｒｅ ＳＨＰ，ＩＴＺ，ａｎｄ ｔｈｅ ｗｏｒｓｔ ｉｓ ｆｉｂｅｒ．【Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ】 ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄ ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ（ＥＣＣ）；ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ；ｃｒａｃｋ；ｎａｎｏｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ；ｍｉｃｒｏｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐ
ｅｒｔｉｅｓ收稿日期：２０１５－０５－２１；修订日期：２０１５－０８－
０５基金项目：国家自然科学基金资助项目（５１５０８３２９），云南省应用基础研究基金面上资助项目（２０１３ＦＢ０２３），上海市大学生创新创业训练计划资助项目（２０１５１０２５２１１６
）作者简介：阚黎黎（１９８０－），女，副教授，硕导。研究方向：新型建筑材料。Ｅ－ｍａｉｌ：ｋａｎｌｉｌｉ＠ｕ
ｓｓｔ．ｅｄｕ．ｃｎ。１ 引 言
众所周知，所有的钢筋混凝土构件都不可避免地会产生裂缝，传统混凝土结构毫米级以上的裂缝不仅对耐久性的影响很大，而且对于裂缝自愈合的实现也
是非常困难的［
１－
２］。因此，寻求一种既能最大程度地减小裂缝宽度，又无需外界干扰的新型水泥基材料变得
极为迫切，这已成为混凝土耐久性研究中亟须解决的
重要课题，也是国内外最为关注的土木水利工程的热点问题和重要工程问题。
自愈合是指在不通过任何外界干预的条件下材料自身对裂缝的修复能力。裂缝自愈合可以减小裂缝的宽度，从而使材料的耐久性及力学性能得以提高，这对于提高结构的安全性以及延长建筑工程的使用寿命至关重要。潮湿环境下混凝土细小裂缝的自愈合现象早
在１８３６年就被发现［３］，裂缝处渗水量随时间的推移而减少的事实证实了自愈合现象的存在。虽然自愈合现象已被广泛研究，但大部分都是针对混凝土材料的，有关超高韧性水泥基复合材料（Ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄ ＣｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓＣｏｍｐｏｓｉｔｅ，ＥＣＣ）裂缝自愈合的研究却极其有限。
基于细观与断裂力学原理对纤维、基体以及纤维－基体界面体系进行系统设计、调整和优化的ＥＣＣ是一类在纤维掺量极低（通常体积分数≤２．０％）的情况下实现多条微细裂缝平稳展开、呈现超高韧性的新型纤维增强水泥基复合材料，其基本设计理念最早由美国密歇根大学Ｖｉｃｔｏｒ Ｃ．Ｌｉ教授在上世纪９０年代提出。从受力开裂到极限破坏过程中ＥＣＣ可产生多条间距仅为１～２ｍｍ且宽度保持在６０μｍ以下的紧密细小微裂缝（图１）［４－５］，表现出显著的应变硬化及裂缝宽度可控性，其应变能力大于３．０％，是普通混凝土的１５０～３００倍，普通纤维混凝土的３０～３００倍［６］。ＥＣＣ所独具的紧密细小的多裂缝特性将有助于裂缝自愈合的发生，可以有效地提高材料的使用性能和耐久性
。
图１ ＥＣＣ多裂缝开裂示意图［４］及典型的拉伸应力－应变曲线［５］
Ｆｉｇ．１ Ｍｕｌｔｉ－ｃｒａｃｋｉｎｇ［４］ａｎｄ ｔｙｐｉｃａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ ａｎｄ ｃｒａｃｋ ｗｉｄｔｈ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ＥＣＣ［５］
目前已有的ＥＣＣ裂缝自愈合的研究大都集中于
探讨不同暴露环境对裂缝自愈合的影响及自愈合后宏
观物理、力学性能的恢复情况等方面［７－１５］，而有关体系
中不同物相的微观力学性能的研究并不多见。而能否
准确地表征体系中不同物相的微观力学性能对裂缝的
自愈合起到了非常关键的作用，同时将决定ＥＣＣ在实
际工程中的应用效果。本文利用纳米压痕技术对
ＥＣＣ裂缝自愈合体系中粉煤灰、砂子、基体、纤维／基
体界面过渡区（ＩＴＺ）、纤维及自愈合产物（ＳＨＰ）的荷
载－位移、接触刚度－位移、弹性模量及硬度等微观力学
性能进行了初步探讨。
２ 试 验
２．１ 原材料
Ｈｏｌｃｉｍ公司生产的Ｐ·Ｉ普通硅酸盐水泥、Ｕ．Ｓ．
Ｓｉｌｉｃａ公司生产的Ｆ１１０铸砂（平均粒径为１１０μｍ）、
Ｂｏｒａｌ公司提供且满足ＡＳＴＭ Ｃ ６１８标准的Ｆ型普通
粉煤灰、日本Ｋｕｒａｒａｙ公司生产的Ｋｕｒａｌｏｎ－ＩＩ ＲＥＣ－１５
型ＰＶＡ纤维以及Ｗ．Ｒ．Ｇｒａｃｅ公司生产的ＡＤＶＡ
Ｃａｓｔ ５３０高效减水剂用于ＥＣＣ材料的制备。试验用
粉煤灰的化学组成及物理性质见表１。ＰＶＡ纤维的
物理力学特性详见表２。此外，由于ＰＶＡ纤维具有强
烈的亲水特性，为了减少纤维与基体界面间的粘结作
用，对纤维表面进行了油剂处理（１．２％重量百分
比）［１６］。ＥＣＣ材料的具体配合比设计见表３。
２．２ ＥＣＣ材料的制备
试验中，ＥＣＣ的制备过程为：将砂子、粉煤灰、水
泥称好后，倒入容量为２０Ｌ的Ｈｏｂａｒｔ压力搅拌机内
搅拌２分钟，使原料充分混合均匀。先加水，然后加入
高效减水剂调节水泥砂浆的流动度，观察浆体呈面团
状时，再加入纤维，搅拌３～５分钟，搅拌时间的终止以
表１ 粉煤灰的化学组成与物理性质
Ｔａｂｌｅ １ Ｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｆｌｙ ａｓｈ
ＣａＯ／％ＳｉＯ２／％Ａｌ２Ｏ３／％Ｆｅ２Ｏ３／％ＳＯ３／％Ｋ２Ｏ／％Ｎａ２Ｏ／％
Ｌｏｓｓ ｏｎ
ｉｇｎｉｔｉｏｎ／％
Ｓｐｅｃｉｆｉｃ
ｇｒａｖｉｔｙ
Ｒｅｔａｉｎｅｄ ｏｎ
４５μｍ／％
Ｗａｔｅｒ
ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ／％５．５７ ５９．５０ ２２．２０ ３．９０ ０．１９ １．１１ ２．７５ ０．２１ ２．１８ ９．６ ９３．４表２ ＰＶＡ纤维的物理力学特性
Ｔａｂｌｅ ２ Ｐｈｙｓｉｃａｌ ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ＰＶＡ ｆｉｂｅｒ
Ｄｉａｍｅｔｅｒ
／μｍ
Ｌｅｎｇｔｈ
／ｍｍ
Ｎｏｍｉｎａｌ
ｓｔｒｅｎｇｔｈ
／ＭＰａ
Ｄｅｎｓｉｔｙ
／ｋｇ·ｍ－３
Ｙｏｕｎｇ’ｓ
Ｍｏｄｕｌｕｓ
／ＧＰａ
Ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ
／％
３９ １２ １６００ １３００ ４２．８ ６．０
表３ ＥＣＣ材料配比／ｗｔ．％
Ｔａｂｌｅ ３ Ｍｉｘ ｄｅｓｉｇｎ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎ ｂｙ ｗｅｉｇｈｔ ｆｏｒ ＥＣＣ ｓｐｅｃｉｍｅｎ
Ｃｅｍｅｎｔ Ｓａｎｄ Ｆｌｙ ａｓｈ ＨＲＷＲａＷａｔｅｒ Ｆｉｂｅｒ Ｗ／Ｂｂ
２７ ２２ ３３ ０．４ １６ １．３ ０．２６７
ａＨＲＷＲ：Ｈｉｇｈ Ｒａｎｇｅ Ｗａｔｅｒ Ｒｅｄｕｃｅｒ．
ｂ Ｗ／Ｂ：Ｗｅｉｇｈｔ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｗａｔｅｒ ｔｏ ｂｉｎｄｅｒ（ｃｅｍｅｎｔ＋ｆｌｙ ａｓｈ）ｍａｔｅｒｉａｌ
·
５
９
３
·
第３４卷第３期阚黎黎，等．用纳米压痕技术表征超高韧性水泥基复合材料（ＥＣＣ）的裂缝自愈合特性
浆体中纤维不成团、结块为判断依据，这是ＥＣＣ制备的关键。搅拌完成后，将搅拌均匀的拌和物装入尺寸为３００ｍｍ×７６．２ｍｍ×１２．７ｍｍ的长方体试模成型，振捣密实后置于标准实验室空气中养护。养护过程中，试件上覆盖一层塑料薄膜，以防止水分蒸发。养护２４小时后，脱模，置于温度为（２０±１）℃，湿度为（５０±５）％的实验室空气中养护至９０ｄ龄期。
２．３ 试验设计
２．３．１ 单轴直接拉伸试验 实验中，裂缝通过单轴直接拉伸实验产生。拉伸实验前，将尺寸为３００ｍｍ×７６．２ｍｍ×１２．７ｍｍ的ＥＣＣ长条型试件左右各截掉一部分，制成尺寸为：２２８．６ｍｍ×７６．２ｍｍ×１２．７ｍｍ的长方体试件。为了降低试件在夹持部位发生断裂的概率，拉伸实验前，对试件两端部正反面分别用胶水粘贴尺寸为７６．２ｍｍ×５０ｍｍ（长×宽）的铝片，以进行加固。在ＭＴＳ（型号８１０）万能试验机上进行拉伸实验，采用位移控制，加载速度为０．００２５ｍｍ／ｓ。通过两个ＬＶＤＴ（Ｌｉｎｅａｒ Ｖａｒｉａｂｌｅ Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ Ｔｒａｎｓｄｕｃｅｒｓ）测量拉伸长度变化，测量标距为１０１．６ｍｍ。
２．３．２ 自愈合循环环境 根据参考文献［７］的试验结果，本试验中将ＥＣＣ试件置于干湿循环环境中进行自愈合。预加拉伸应变产生裂缝后，将带有裂缝的试件置于水中浸泡２４ｈ、然后取出置于实验室空气中晾干２４ｈ，这定义为１个干湿循环。为了让裂缝尽可能地实现自愈合，选取经历１０个干湿循环的试件进行纳米压痕表征。
２．３．３ 纳米压痕实验 Ｐｅｔｈｉｃａ、Ｏｌｉｖｅｒ和Ｐｈａｒｒ［１７－１８］发展了纳米压入测试方法，并提出了连续刚度测量原理（ＣＳＭ）：将相对较高频率（４５Ｈｚ）的简谐力叠加在准静态的加载信号上，测量压针的简谐响应；在整个压入过程中，通过反馈电路控制简谐力产生交变位移，振幅始终保持在１～２ｎｍ，基于所建立的一维简谐振子模型得到如下的接触刚度：
Ｓ＝
１
Ｆａｍｐ
ｈａｍｐ
ｃｏｓφ－（ＫＳ－ｍω２）
－
１
Ｋ
熿
燀
燄
燅
ｆ
－１
（１）
其中，Ｆａｍ
ｐ和ｈａｍ
ｐ
分别为简谐力和相应简谐位移的振
幅，φ为简谐位移滞后于简谐激振力的相位角，ω＝２πｆ为简谐振动角频率，Ｋｓ、Ｋｆ和ｍ分别为弹簧常数、框架刚度和压杆质量，Ｓ为所求接触刚度。对于Ｂｅｒｋｏｖｉｔｃｈ三棱锥金刚石压头，压入过程中的接触深度为：
ｄｃ＝ｄ－０．７５Ｐ
Ｓ
（２）式中，ｄ为压入深度，Ｐ为压头荷载，Ｓ为接触刚度。对于理想Ｂｅｒｋｏｖｉｔｃｈ压头，接触面积为：
Ａ＝２４．５６ｄｃ２（３） 压入硬度定义为：
Ｈ＝Ｐ
Ａ
（４） 根据Ｏｌｉｖｅｒ－Ｐｈａｒｒ［１８］方法，每个测试点处的弹性模量根据式（５）进行计算：
１
Ｅｒ
＝
１－ν２
Ｅ
＋
１－νｉ２
Ｅｉ
（５）其中，Ｅ为被测材料的弹性模量，ＧＰａ；ν为被测材料的Ｐａｓｓｉｏｎ比；Ｅｉ为压头的弹性模量，ＧＰａ；νｉ为压头的Ｐａｓｓｉｏｎ比。对于金刚石压头：Ｅｉ＝１１４１ＧＰａ，νｉ＝０．０７。水泥基材料的ν＝０．２～０．３［１９］。
折合模量（压入模量）Ｅｒ与接触刚度、接触面积之间的关系为：
Ｅｒ＝
槡π
２β
Ｓ
槡Ａ
（６）其中，β为压头校正系数（常用Ｂｅｒｋｏｖｉｔｃｈ压头的β为１．０３４［２０］）。
由式（１）～（６）即可得到材料中各个测试点的硬度和弹性模量随压入深度的连续变化值。
本文的纳米压痕仪为美国ＭＴＳ公司生产的ＮａｎｏｉｎｄｅｎｔｅｒⅡ测试系统，采用Ｂｅｒｋｏｖｉｔｃｈ三棱锥金刚石压头，其棱面与中心线夹角为６５．３５°［１９］。实验时压头的速率为０．２ｎｍ／ｓ，采用ＣＳＭ法进行测量。
选取肉眼可见自愈合产物的试件进行纳米压痕实验（见图２）。纳米压入法对试件的表面状态要求较高，要求试件表面足够平整，若样品表面不平整，实验中可能会导致压针弯曲。因此，进行本实验前，通过抛光打磨对样品表面进行处理。首先将经过１０个干湿循环的自愈合试件切至１ｃｍ３左右的正方体，先在１２００粒度的砂纸上打磨２ｍｉｎ，然后置于抛光机上进行抛光处理２～４
ｍｉｎ。
图２ １０个干湿自愈合循环后ＥＣＣ试件表面
Ｆｉｇ．２ Ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＣＣ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｓｕｒｆａｃｅ ａｆｔｅｒ ｗｅｔ／ｄｒｙ
ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｎｇ ｃｙｃｌｅｓ
·
６
９
３
·材料科学与工程学报２０１６年６月
３ 结果与讨论
３．１ 试样及压头形貌表征
为了确保抛光打磨处理后，样品裂缝中仍留有自愈合产物用于纳米压痕进行测试，采用光学显微镜（Ｎｉｋｏｎ，ＡＺ１００）及扫描电镜（ＳＥＭ；ＦＥＩ ＸＬ３０）对
样品处理后的局部形貌进行了形貌表征。如图３
（ａ
）、（ｂ）所示，抛光打磨处理后，白色自愈合产物在显微镜及ＳＥＭ下仍清晰可见。其中较硬颗粒状的粉煤灰、砂子保持完整（见图３（ｂ）），相对较软的基体以及自愈合产物在处理过程中则比较容易被破坏。因此，样品抛光打磨过程中需十分小心加以处理
。
图３ 打磨抛光后用于纳米压痕试验的样品形貌图（ａ－光学显微镜照片；ｂ－ＳＥＭ照片）Ｆｉｇ．３ Ｐｏｌｉｓｈｅｄ ｓａｍｐｌｅｓ ｕｓｅｄ ｉｎ Ｎａｎｏ－ｉｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｔｅｓｔ（ａ－ｏｐ
ｔｉｃａｌ ｍｉｃｒｏｇｒａｐｈ；ｂ－ＳＥＭ） 在进行纳米压痕表征时，
尽管压头压入试样的深度有限，但在ＳＥＭ观测下，仔细寻找，仍可以发现Ｂ
ｅｒｋｏｖｉｔｃｈ三棱锥金刚石压头压入不同物相的形貌。如图４（ａ）～（
ｃ）所示，依据粉煤灰和砂子的形貌差异，可区分出较硬的砂子及粉煤灰物相上三棱锥型压头的清晰形貌（图４（ａ）、（ｃ）），压头在粉煤灰颗粒上的形貌较砂子上的清晰，而对于较软的自愈合产物，压头形貌的轮廓就很难辨认（图４（ｂ
））
。图４ 自愈合ＥＣＣ中物相压针ＳＥＭ图 （ａ）砂子；（ｂ）自愈合产物；（ｃ
）粉煤灰Ｆｉｇ．４ ＳＥＭ ｉｍａｇｅｓ ｏｆ ｉｎｄｅｎｔｓ ｉｎ ｓｅｖｅｒａｌ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣＣ３．２ 荷载－位移曲线图５为自愈合ＥＣＣ体系中不同物相的荷载－位移曲线。从图中可以看出，当荷载相同时，压入砂子、粉煤灰、基体的位移较小，而ＳＨＰ、ＩＴＺ及纤维则产生了较大的压入深度。例如，压入荷载为５ｍＮ时，对应的压入深度砂子为１９２ｎｍ，粉煤灰为１８９ｎｍ，基体为２
０８ｎｍ，ＳＨＰ为３１１ｎｍ，ＩＴＺ为４７５ｎｍ，纤维的压入深度最大。总体看来，在相同荷载情况下，自愈合ＥＣＣ体系中不同物相所产生压入深度大小顺序依次为：纤维＞ＩＴＺ＞ＳＨＰ＞基体＞粉煤灰＞砂子，其中，砂子和粉煤灰的压入深度数值很接近。
３
．３ 接触刚度－位移曲线在ＣＳＭ法中，要连续得到加载过程中的硬度和弹性模量值，由式（１）～（
６）可知，必须要首先知道接触·
７９３·第３４卷第３期阚黎黎，等．用纳米压痕技术表征超高韧性水泥基复合材料（ＥＣＣ）的裂缝自愈合特性
图５ 自愈合ＥＣＣ体系中不同物相的荷载－位移曲线Ｆｉｇ．５ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐ
ｈａｓｅｓｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣＣ刚度随位移的变化。图６显示了自愈合ＥＣＣ体系中不同物相的接触刚度－位移曲线，并做了相应的线性拟合。从图中可以看出，接触刚度与压入深度近似呈线性关系，尤其是对于砂子、粉煤灰及纤维等物相。图６数据点为实验结果，实线为线性拟合结果，为方便观察，将除砂子以外其他物相的位移数据分别向右平移１
００、２００、３００、４００和５００ｎｍ
。图６ 不同物相的接触刚度－位移（Ｓ－Ｄ）
曲线Ｆｉｇ．６ Ｃｏｎｔａｃｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ（Ｓ－Ｄ）ｃｕｒｖｅｓ ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐ
ｈａｓｅｓ 从表４的拟合结果可以看出，
自愈合ＥＣＣ体系中砂子、粉煤灰及纤维实测点与直线的线性拟合较为理想，三者Ｓ－Ｄ曲线的斜率变化差别很小，ＳＨＰ、ＩＴＺ及基体的接触刚度与压入深度更接近于曲线，实测点与直线的线性拟合偏差较大，为了便于比较，本文中统一采用直线进行拟合。
３
．４ 弹性模量及硬度图７～８为自愈合ＥＣＣ体系中不同物相的平均弹性模量值、硬度值及相应的标准偏差。可以看出，在所测物相中，粉煤灰及砂子的弹性模量及硬度值最高，远远高于其他相。基体的力学指标高于ＳＨＰ，其次是Ｉ
ＴＺ，力学指标最差的是纤维。经过计算得知，砂子的弹性模量约为１０２±４．２ＧＰａ，硬度约为１４．１±１．４ＧＰａ；粉煤灰的弹性模量约为１３０±２０．９ＧＰａ
，硬度
表４ 自愈合ＥＣＣ中不同物相Ｓ－Ｄ曲线的线性拟合结果Ｔａｂｌｅ ４ Ｌｉｎｅａｒ ｆｉｔｔｉｎｇ
ｏｆ ｃｏｎｔａｃｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣＣＰｈａｓｅｓ
Ｓｌｏｐ
ｅ（ｓｔａｎｄａｒｄ
Ｅｒｒｏｒ）Ｉｎｔｅｒｃｅｐ
ｔ（ｓｔａｎｄａｒｄ Ｅｒｒｏｒ）Ｒ－ＳｑｕａｒｅＱｕａｒｔｚ ４．０１Ｅ－４±１．９３Ｅ－６ ０．００４６±２．１９Ｅ－４ ０．９９３７Ｆｌｙ ａｓｈ ３．９７Ｅ－４±１．８２Ｅ－６－０．０３６±３．５７Ｅ－４ ０．９９３７Ｆｉｂｅｒ ４．０１Ｅ－４±１．９３Ｅ－６－０．０７６±５．５３Ｅ－４ ０．９９３８Ｍａｔｒｉｘ ２．４６Ｅ－４±２．６３Ｅ－６－０．０６５±０．００１１ ０．９６６２ＩＴＺ ３．０９Ｅ－４±２．９４Ｅ－６－０．１４±０．００１７ ０．９７４７ＳＨＰ
２．０６Ｅ－４±３．２２Ｅ－
６－０．０９３±０．００２０
０．９３５０
约为８．２±０．６ＧＰａ；纤维的弹性模量约为８．０±
０．２ＧＰａ，硬度约为０．４±０．０６ＧＰａ；基体的弹性模量约为５０．５±３．２ＧＰａ，硬度约为２．８±０．１４ＧＰａ；ＩＴＺ的弹性模量约为１６．８±１．５ＧＰａ，硬度约为１．５±０．０５ＧＰａ；ＳＨＰ的弹性模量约为３４．８±７．３ＧＰａ，硬度约为１．６±
０．６ＧＰａ。和现有的其他文献结果［２１－
２２］相比较来看，砂子、粉煤灰以及纤维弹性模量及硬度值的试验结果和其他文献的试验结果较为一致，基体的试验结果值似乎高于其他文献的５０％左右，纤维与基体过渡区的弹性模量及硬度值略低于文献参考值，目前没有发现有
图７ 自愈合ＥＣＣ中不同物相的弹性模量
Ｆｉｇ．７ Ｅｌａｓｔｉｃ Ｍｏｄｕｌｕｓ ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣ
Ｃ图８ 自愈合ＥＣＣ中不同物相的硬度
Ｆｉｇ．８ Ｈａｒｄｎｅｓｓ ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｈａｓｅｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ＥＣＣ·８９
３·材料科学与工程学报２
０１６年６月
关自愈合产物相关力学性能指标数据的文献，参考有关碳酸钙的数据，发现本试验所测的自愈合产物的弹性模量约只有碳酸钙弹性模量的一半左右。
可以看出，较硬颗粒状的砂子及粉煤灰的纳米压痕试验结果较为理想，而纤维、基体、ＩＴＺ及ＳＨＰ相的纳米压痕实验数据则不是很理想。究其原因，可能是因为这些物相相对较软、易存在孔洞及ＳＨＰ仅是“架接”裂缝（图９），很难完全填充满裂缝而导致实验中压头未能真正压入到物相而只是压入到孔洞中（图１０）。本实验中对每一种物相的纳米压入选择６个以上点进行测试，但有些测试点的实验结果不是很理想，还有待今后进一步试验研究
。
图９ 自愈合产物“
架接”裂缝表面形貌Ｆｉｇ．９ Ｂｒｉｄｇｉｎｇ
ｃｒａｃｋ ｂｙ ＳＨ
Ｐ图１０ 压针压入带有孔洞的试样表面示意图Ｆｉｇ
．１０ Ｉｎｄｅｎｔｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｗｉｔｈ ｈｏｌｅ４ 结 论
１．具有超高延展性和裂缝自控能力的ＥＣＣ不仅具有多缝开裂的特性，且即便在较大的预加拉伸应变破坏下，微米级的裂缝宽度无疑为裂缝的自愈合提供了极其有利的条件；
２．
在同一荷载下，自愈合ＥＣＣ体系中不同物相所产生压入深度大小顺序依次为：纤维＞ＩＴＺ＞ＳＨＰ＞
基体＞粉煤灰＞砂子，其中，砂子和粉煤灰的压入深度数值很接近；
３．
自愈合ＥＣＣ体系中，不同物相的接触刚度与压入深度近似呈线性关系，砂子、粉煤灰及纤维的线性拟合较为理想；
４．
纳米压痕测试结果显示，粉煤灰的弹性模量为（１３０±２０．９）ＧＰａ，硬度为（８
．２±０．６）ＧＰａ；砂子的弹性模量为（１０２±４．２）ＧＰａ，硬度为（１４．１±１．４）ＧＰａ；基体的弹性模量为（５０．５±３．２）ＧＰａ，硬度为（２．８±０．１４）ＧＰａ；ＳＨＰ的弹性模量为（３
４．８±７．３）ＧＰａ，硬度为（１．６±０．６）ＧＰａ；ＩＴＺ的弹性模量为（１６．８±１．５）ＧＰａ，硬度为（１
．５±０．０５）ＧＰａ；纤维的弹性模量为（８．０±０．２）ＧＰａ，硬度为（０
．４±０．０６）ＧＰａ。其中，粉煤灰和砂子是体系中微观力学性能最高的，远远高于其他相。其次是基体，接下来是ＳＨＰ、ＩＴＺ，最差的是纤维。
参
考
文
献
［１］ 朱耀台，
詹树林．混凝土裂缝成因与防治措施研究［Ｊ］．材料科学与工程学报，２
００３，２１（５）：７２７～７３０．［２］ 谭小群，
吴瑞雪．硅灰掺量对应变硬化水泥基复合材料裂缝控制能力的影响［Ｊ］．材料科学与工程学报，２
０１４，３２（４）：５９２～５９５．［３］ Ｋｅｎｎｅｔｈ Ｒ Ｌ，Ｆｌｏｙｄ Ｏ Ｓ．Ａｕｔｏｇｅｎｏｕｓ ｈｅａｌｉｎｇ
ｏｆ ｃｅｍｅｎｔ ｐａｓｔｅ［Ｊ］．ＡＣＩ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ
Ｊｏｕｒｎａｌ，１９５６，５２（６）：５２～６３．［４］ ｈｔｔｐ
：／／ｗｗｗ．ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ．ｃｏｍ／．［５］ Ｌｉ Ｖ Ｃ．Ｔａｉｌｏｒｉｎｇ
ＥＣＣ ｆｏｒ ｓｐｅｃｉａｌ ａｔｔｒｉｂｕｔｅｓ：ａ ｒｅｖｉｅｗ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１２，６（３）：１
３５～１４４．［６］ 徐世烺，
李贺东．超高韧性水泥基复合材料研究进展及其工程应用［Ｊ］．土木工程学报，２００８，４１（６）：４
５～６０．［７］ Ｙａｎｇ Ｙ Ｚ，Ｌｅｐｅｃｈ Ｍ Ｄ，Ｌｉ Ｖ Ｃ．Ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ｏｆ ＥＣＣ ｕｎｄｅｒｃｙｃｌｉｃ ｗｅｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｄｒｙｉｎｇ［Ｃ］／／Ｉｎ：Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｃｏｍｂｉｎｅｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ ｃｌｉｍａｔｉｃ ｌｏａｄｓ．Ｑｉｎｇ
ｄａｏ，Ｃｈｉｎａ，２００５．［８］ 西晓林，
房满满，文梓芸，等．聚乙烯醇在高性能水泥基材料中的作用机理分析［Ｊ］．材料科学与工程学报，２００８，２６（２）：２
６４～２６７＋２９７．
［９］ Ｑｉａｎ Ｓ Ｚ，Ｚｈｏｕ Ｊ，Ｓｃｈｌａｎｇｅｎ Ｅ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ
ｃｏｎｄｉｔｉｏｎａｎｄ ｐｒｅｃｒａｃｋｉｎｇ ｔｉｍｅ ｏｎ ｔｈｅ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，２０１０，３２：６８６～６９３．
［１０］ Ｌｉ Ｍ，Ｌｉ Ｖ Ｃ．Ｃｒａｃｋｉｎｇ
ａｎｄ ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄ ＣｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｃｈｌｏｒｉｄｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ［Ｊ］．ＡＣＩ ＭａｔｅｒｉａｌｓＪｏｕｒｎａｌ，２０１１，１０８（３）：３
３３～３４０．［１１］ Ｚｈｕ Ｙ，Ｙａｎｇ Ｙ Ｚ，Ｙａｏ Ｙ．Ａｕｔｏｇｅｎｏｕｓ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｏ
ｆｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄ ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｆｒｅｅｚｅ－ｔｈａｗ ｃｙｃｌｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ
Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１２，３４：５２２～５３０．［１２］ Ｓｉｓｏｍｐｈｏｎ Ｋ，Ｃｏｐｕｒｏｇｌｕ Ｏ，Ｋｏｅｎｄｅｒｓ Ｅ Ａ．Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｅｘｐ
ｏｓｕｒｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｓｔｒａｉｎ ｈａｒｄｅｎｉｎｇｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｉｎｇ ｖａｒｉｏｕｓ ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１３，４２：２１７～２２４．
［１３］ Ｍａ Ｈ，Ｑｉａｎ Ｓ Ｚ，Ｚｈａｎｇ Ｚ Ｇ．Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ
ｏｎ ｗａｔｅｒｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ ｍｅｄｉｕｍ－ｅａｒｌｙ－ｓｔｒｅｎｇｔｈＥｎｇｉｎｅｅｒｅｄ Ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄＢｕｉｌｄｉｎｇ
Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１４，６８：９２～１０１．（下转第４４４页）
·
９９３·第３４卷第３期阚黎黎，等．用纳米压痕技术表征超高韧性水泥基复合材料（ＥＣＣ）的裂缝自愈合特性
工业大学硕士学位论文，２０１２．
［９］ 庞思勤．涂层硬质合金刀具的切削机理与性能特点［Ｊ］．北京理工大学学报，１９９４，１４（１０）：４５～４９．
［１０］ 宋洁冰，李雪飞，刘桂金，等．涂层硬质合金刀具及其在切削加工中的应用［Ｊ］．光电对抗与无源干扰，２００２，（３）：４３～４６．［１１］ 贾庆莲，乔彦峰．涂层硬质合金刀具磨损机理的研究［Ｊ］．．工具技术，２００５，３９（１１）：３７～４０．
［１２］ 刘强，张弘弢，董海，等．涂层硬质合金刀具切削奥氏体不锈钢切削力的试验研究［Ｊ］．工具技术，２００５，３９（１１）：３７～４０．［１３］ 冯振兴．涂层硬质合金刀具切削铁基高温合金试验研究［Ｄ］．大连理工大学硕士学位论文，２０１３．
［１４］ 刘强．涂层硬质合金刀具切削性能研究［Ｄ］．大连理工大学硕士学位论文，２００７．
［１５］ 周建涛．硬质合金刀具车削半奥氏体沉淀硬化不锈钢的磨损机理研究［Ｄ］．山东大学硕士学位论文，２０１０．
［１６］ 李嫚，张弘弢，贾乾忠，等．影响硬质合金涂层刀具切削性能微观因素研究［Ｊ］．大连理工大学学报，２０１１，５１（２）：１９４～１９９．［１７］ 傅小明，吴晓东．硬质合金刀具涂层技术的研究进展［Ｊ］．江西冶金，２００４，２４（２）：３２～３６，４５．
［１８］ 李力，栾道成，胡涛，等．硬质合金刀具新技术研究进展［Ｊ］．中国钨业，２０１０，２５（１）：４５～４９，４５．
［１９］ 杨依凡．ＰＶＤ／ＣＶＤ涂层硬质合金刀片切削奥氏体不锈钢试验对比研究［Ｄ］．华东理工大学硕士学位论文，２０１１．
［２０］ 徐银超．ＰＶＤ涂层硬质合金的组织性能及其刀具切削性能研究［Ｄ］．中南大学硕士学位论文，２０１１．
［２１］ 冉春华．ＴｉＮ、ＴｉＡＩＮ涂层刀具的切削性能对比研究［Ｄ］．西南大学硕士学位论文，２０１３．
［２２］ 蔡志海，胡佳帅，杜月和，等．ＴｉＮ基复合涂层硬质合金刀具的力学性能与切削性能研究［Ｊ］．装甲兵工程学院学报，２００７，２１
（２）：８７～９０．
［２３］ 陈政文．ＰＶＤ硬质合金涂层刀具切削和摩擦学性能研究［Ｄ］．机械科学研究总院硕士学位论文，２０１２．
［２４］ Ｗａｙａｎ Ｄａｒｍａｗａｎ，Ｃｈｉａｋｉ Ｔａｎａｋａ，Ｈｉｒｏｓｈｉ Ｕｓｕｋｉ，ｅｔ ａｌ．Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｃｏａｔｅｄ ｃａｒｂｉｄｅ ｔｏｏｌｓ ｉｎ ｔｕｒｎｉｎｇ ｗｏｏｄ－ｂａｓｅｄ ｍａｔｅｒｉａｌｓ：Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｃｕｔｔｉｎｇ ｓｐｅｅｄｓ ａｎｄ ｃｏａｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｏｎ ｔｈｅ ｗｅａｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｃｏａｔｅｄ ｃａｒｂｉｄｅ ｔｏｏｌｓ ｉｎ ｔｕｒｎｉｎｇ ｗｏｏｄ－ｃｈｉｐ ｃｅｍｅｎｔｂｏａｒｄ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｗｏｏｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ，２００１，４７（５）：３４２～３４９．
［２５］ Ｈ．Ｓｈａｏ，Ｌ．Ｌｉ，Ｌ．Ｊ．Ｌｉｕ，ｅｔ ａｌ．Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｍａｃｈｉｎａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ａ
ｓｔｅｌｌｉｔｅ ａｌｌｏｙ ｗｉｔｈ ｕｎｃｏａｔｅｄ ａｎｄ ｃｏａｔｅｄ ｃａｒｂｉｄｅ ｔｏｏｌｓ ｉｎ ｔｕｒｎｉｎｇ
［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ Ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ，２０１３，１５（４）：６７３～
６８１．
［２６］ Ｃｈａｏ Ｘｕｅ，Ｗｕｙｉ Ｃｈｅｎ．Ａｄｈｅｒｉｎｇ ｌａｙｅｒ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｉｔｓ ｅｆｆｅｃｔｏｎ ｔｈｅ ｗｅａｒ ｏｆ ｃｏａｔｅｄ ｃａｒｂｉｄｅ ｔｏｏｌｓ ｄｕｒｉｎｇ ｔｕｒｎｉｎｇ ｏｆ ａ ｎｉｃｋｅｌ－
ｂａｓｅｄ ａｌｌｏｙ［Ｊ］．Ｗｅａｒ，２０１１，２７０（１１）：８９５～９０２．
［２７］ 倪俊芳，苏桂生，谢志余，等．涂层硬质合金刀具干式切削淬硬钢的试验研究［Ｊ］．机械设计与制造工程，２００１，３０（５）：５６～５７．［２８］ Ａ．Ｉ．Ｆｅｒｎáｎｄｅｚ－Ａｂｉａ，Ｊ．Ｂａｒｒｅｉｒｏ，Ｊ．Ｆｅｒｎáｎｄｅｚ－Ｌａｒｒｉｎｏａ，ｅｔａｌ．Ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ＰＶＤ ｃｏａｔｉｎｇｓ ｉｎ ｔｈｅ ｔｕｒｎｉｎｇ ｏｆ ａｕｓｔｅｎｉｔｉｃｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌｓ［Ｊ］．Ｐｒｏｃｅｄｉａ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１３，６３：１３３～１４１．［２９］ 全燕鸣，周泽华．不同颗粒度ＳｉＣ增强铝基复合材料的切削加工性能与适用刀具［Ｊ］．材料科学与工程，１９９６，１４（４）：５９～６４．［３０］ 戴登钊．陶瓷刀具干切削奥氏体不锈钢时的切削性能研究［Ｄ］．湘潭大学硕士学位论文，２０１１．
［３１］ 闫建峰．ＺｒＮ涂层刀具切削切削性能的研究［Ｄ］．山东大学硕士学位论文，２００８．
［３２］ Ｆｅｎｇｌｉａｎ Ｓｕｎ，Ｚｈｅｎｊｉａ Ｌｉ，Ｄａｍｉｎｇ Ｊｉａｎｇ，ｅｔ ａｌ．Ａｄｈｅｒｉｎｇ ｗｅａｒｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｃｅｍｅｎｔｅｄ ｃａｒｂｉｄｅ ｃｕｔｔｅｒ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｖａｌｌｉｃ ｃｕｔｔｉｎｇ ｏｆｓｔａｉｎｌｅｓｓ ｓｔｅｅｌ［Ｊ］．Ｗｅａｒ，１９９８，２１４：７９～８２．
［３３］ 韩文强．ＴｉＮ、ＴｉＡＩＮ摩擦磨损特性及其涂层刀具、齿轮的性能研究［Ｄ］．西南大学硕士学位论文，２０１４．
［３４］ 李晓春．ＳＵＳ３０４奥氏体不锈钢的摩擦学性能及摩擦诱发相变行为［Ｄ］．上海大学硕士学位论文，２００７．
［３５］ 石增敏，郑勇，袁泉，等．金属陶瓷刀具切削奥氏体不锈钢的磨损机理研究［Ｊ］．材料导报，２００７，２１：２４４～２４６．
［３６］ 邓建新，艾兴．Ａｌ２Ｏ３／ＴｉＢ２陶瓷材料的室温摩擦磨损特性研究［Ｊ］．材料科学与工程，１９９６，１４（２）：４５～４８，５４．
［３７］ 艾兴．切削刀具材料的未来［Ｊ］．材料科学与工程，１９８９，１０（３）：４４～４７．
［３８］ 孙荣幸，张同俊，戴伟，等．射频磁控溅射法制备ＴｉＢ２涂层及其性能分析［Ｊ］．材料科学与工程学报，２００６，２４（２）：２４９～
２５７，２５７．
［３９］ 刘均波，黄继华，王立梅．等离子熔敷Ｃｒ７Ｃ３金属陶瓷增强耐磨复合涂层组织与耐磨性［Ｊ］．材料科学与工程学报，２００６，２４
（３）：３５４～３５７．
［４０］ 王莉丽，王秀峰．多孔ＺｒＯ２－ＨＡ涂层复合材料的制备工艺［Ｊ］．材料科学与工程学报，２００８，２６（１）：９８～
檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿檿
１００．
（上接第３９９页）
［１４］ Ｈｅｒｂｅｒｔ Ｅ Ｎ，Ｌｉ Ｖ Ｃ．Ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｍｉｃｒｏｃｒａｃｋｓ ｉｎ ＥｎｇｉｎｅｅｒｅｄＣｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ（ＥＣＣ）ｕｎｄｅｒ ａ ｎａｔｕｒａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ
［Ｊ］．ＡＣＩ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｊｏｕｒｎａｌ，２０１３，６（７）：２８３１～２８４５．
［１５］ Ｑｉａｎ Ｓ Ｚ，Ｚｈｏｕ Ｊ，Ｄｅ Ｒｏｏｉｊ Ｍ，ｅｔ ａｌ．．Ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆｓｔｒａｉｎ ｈａｒｄｅｎｉｎｇ ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｉｎｇ ｌｏｃａｌｗａｓｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，２００９，３１
（９）：６１３～６２１．
［１６］ Ｌｉ Ｖ Ｃ，Ｗｕ Ｓ，Ｗａｎｇ Ａ，ｅｔ ａｌ．．Ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｔａｉｌｏｒｉｎｇ ｆｏｒ ｓｔｒａｉｎ－ｈａｒｄｅｎｉｎｇ ＰＶＡ－ＥＣＣ［Ｊ］．ＡＣＩ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｊｏｕｒｎａｌ，２００２，９９：４６３．
［１７］ Ｐｅｔｈｉｃａ Ｊ Ｂ，Ｏｌｉｖｅｒ Ｗ Ｃ．Ｔｉｐ ｓｕｒｆａｃｅ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓ ｉｎ ＳＴＭ ａｎｄＡＦＭ［Ｊ］．Ｐｈｙｓｉｃａ Ｓｃｒｉｐｔａ，１９８７，Ｔ１９Ａ：６１～６６．
［１８］ Ｐｈａｒｒ Ｇ Ｍ，Ｏｌｉｖｅｒ Ｗ Ｃ，Ｂｒｏｔｚｅｎ Ｆ Ｒ．Ｏｎ ｔｈｅ ｇｅｎｅｒａｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ
ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ａｍｏｎｇ ｃｏｎｔａｃｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ，ｃｏｎｔａｃｔ ａｒｅａ，ａｎｄ ｅｌａｓｔｉｃ
ｍｏｄｕｌｕｓ ｄｕｒｉｎｇ ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｒｅｓｅａｒｃｈ，１９９２，７（３）：６１３～６１７．
［１９］ 张泰华．微／纳米力学测试技术及其应用［Ｍ］．北京：机械工业出版社，２００４，２０～２３．
［２０］ 仇中军，伊萍，等．石英玻璃表面改性后的力学特性分析［Ｊ］．材料科学与工程学报，２０１３，３１（１）：６～１０．
［２１］ Ｎｅｍｅｃｅｋ Ｊ．Ｃｒｅｅｐ ｅｆｆｅｃｔｓ ｉｎ ｎａｎｏｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｙｄｒａｔｅｄ ｐｈａｓｅｓｏｆ ｃｅｍｅｎｔ ｐａｓｔｅｓ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ，２００９，６０（９）：１０２８～１０３４．
［２２］ Ｍｏｎｄａｌ Ｐ，Ｓｈａｈ Ｓ Ｐ，Ｍａｒｋｓ Ｌ．Ａ Ｒｅｌｉａｂｌｅ ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ ｔｏｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ ｌｏｃａｌ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｔ ｔｈｅ ｎａｎｏｓｃａｌｅ ｆｏｒｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈ，２００７，３７（１０）：１４４０～１４４４．
·
４
４
４
·材料科学与工程学报２０１６年６月
材料的韧性及断裂力学简介
第二节材料的韧性及断裂力学简介 一、低应力脆断及材料的韧性 人们在对船舶的脆断、无缝输气钢管的脆断裂缝、铁桥的脆断倒塌、飞机因脆断而失事、石油、电站设备因脆断而发生重大事故的分析中，发现了一些它们的共同特点： 1.通常发生脆断时的宏观应力很低，按强度设计是安全的； 2.脆断事故通常发生在比较低的工作温度环境下； 3.脆断从应力集中处开始，裂纹源通常在结构或材料的缺陷处，如缺口、裂纹、夹杂等； 4.厚截面、高应变速率促进脆断。 由此，人们发现了传统设计思想和材料的性能指标在强度设计上的不足，试图提出新的性能指标和安全判据，找到防止脆断的新的设计方法。 传统的强度设计所依据的性能指标主要为弹性模量E、屈服极限σs、抗拉强度σb，而塑性指标延伸率δ和面收缩率φ在设计中只是参考数据，通常还会考虑应力集中现象，即使如此，设计的安全判据仍不足以防止脆断的发生，这说明材料的强度、塑性、弹性这些性能指标还不能完全反映材料抵抗脆断的发生。经过对众多脆断事故的分析和研究，人们提出了一个便于反映材料抗脆断能力的新的性能指标——韧性，从使脆性材料和韧性材料断裂所消耗的能量不同，归纳出韧性的定义为：所谓韧性是材料从变形到断裂过程中吸收能量的太小，它是材料强度和塑性的综合反映。 例如图l-2为球墨铸铁和低碳钢的拉伸曲线，可以用拉伸曲线下的面积来表示材料的韧性，即 图中可见，虽然球墨铸铁的抗拉强度σb比低碳钢高，但其断裂时的塑性应变εp确远较低碳钢小，综合起来看，低碳钢的韧性高。 图1-2 球铁和低碳钢拉伸曲线表示的韧性 材料的韧性可用实验的方法测试和判定。应用较早和较广泛的是缺口冲击试验，这种方法已经规范化。具体方法是将图1-3所示的缺口试样用专用冲击试验机施加冲击载荷，使试 样断裂，用冲击过程中吸收的功除以断口面积，所得即为材料的冲击韧性，以αk表示，单位为J/cm^2。目前国际上多用夏氏V型缺口试样，我国多用U型缺口试样。由于缺口冲击
断裂韧性基础
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 ≥
断裂韧性试验
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。
断裂韧性的结果分布
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。
金属的断裂韧性
第四章金属的断裂韧性 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。 1．强度储备法，许用应力，强度储备系数（安全系数） 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]=σs/n，对脆性材料[σ]=σb/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。 2．低应力脆性断裂（低应力脆断）：高强度机件及中低强度大型件。 3．裂纹体：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。 4．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。断裂力学，建立了材料性质、裂纹尺寸和工作应力之间的关系。 5．断裂韧性，断裂韧度 §4.1 线弹性条件下的断裂韧性 断口分析表明，金属机件的低应力脆断断口没有宏观塑性变形痕迹，可以应用线弹性断裂力学。两种分析方法：（1）应力场强度分析方法；（2）能量分析方法。 一、裂纹扩展的基本形式 根据外加应力与裂纹扩展面间的取向关系，裂纹主要有三种基本形式： 张开型（I型），滑开型（II型）、撕开型（III型）。 二、应力场强度因子K I及断裂韧性K IC
断裂力学与断裂韧性
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。
陶瓷材料断裂韧性的测定(优选材料)
实验陶瓷材料断裂韧性的测定 一、前言 脆性材料的破坏往往是破坏性的，即材料中裂纹一旦扩展到一定程度，就会立即达到失稳态，之后裂纹迅速扩展。材料的断裂韧性可以用来衡量它抵抗裂纹扩展的能力，亦即抵抗脆性破坏的能力。它是材料塑性优劣的一种体现，是材料的固有属性。裂纹扩展有三种形式：掰开型(I型)、错开型(II型)、撕开型(III型)，其中掰开型是最为苛刻的一种形式，所以通常采用这种方式来测量材料的断裂韧性，此时的测量值称作K IC。在平面应变状态下材料K IC 值不受裂纹和几何形状的影响。因此，K IC值对了解陶瓷这一多裂纹材料的本质属性，具有非常重要的意义。 目前，断裂韧性的测试方法多种多样，如：单边切口梁法(SENB)、双扭法（DT)、山形切口劈裂法、压痕法、压痕断裂法等。其中，有些方法技术难度较高，不太容易实现大规模实用化；有些方法会出现较大测量误差，应用起来存在一定困难。相对而言，比较普遍采用的SENB法，该方法试样加工较简单，裂纹的引入也较容易。 本实验采用SENB法进行。但是，这种方法存在裂纹尖端钝化、预制裂纹宽度不易做得很窄等缺陷；另外，它适用于粗晶陶瓷材料，对细晶陶瓷其所测的K IC值偏大。 二、仪器 测试断裂韧性所需仪器如下： 1.材料实验机 对测试材料施加载荷，应保证一定的位移加载速度，国标规定断裂韧性测试加载速度为0.05mm/min。 2.内圆切割机 用于试样预制裂纹，金刚石锯片厚度不应超过0.20mm。 3.载荷输出记录仪 输出并记录材料破坏时的最大载荷，负荷示值相对误差不大于1。本实验在材料实验机上配置了量程为980N的称重传感器输出载荷，采用电子记录仪记录断裂载荷。 4.夹具 保证在规定的几何位置上对试样施加载荷，试样支座和压头在测试过程中不发生塑性变形，材料的弹性模量不低于200GPa。支座和压头应有与试样尺寸相配合的曲率半径，长度应大于试样的宽度，与试样接触部分的表面粗糙度R a（根据规定不大于1.6μm）。试样支座为两根二硅化钼发热体的小圆柱，置于底座两个凹槽上。压头固定在材料实验机的横梁上。 5.量具 测量试样的几何尺寸和预制裂纹深度，精度为0.0lmm，需使用游标卡尺和读数显微镜。 三、试样的要求 试样的形状是截面为矩形的长条，试样表面要经过磨平、抛光处理，对横截面垂直度有一定的要求，边棱应作倒角。在试样中部垂直引入裂纹，深度大约为试样高度的一半，宽度应小于0.2mm。试样尺寸比例为： c/W=0.4～0.6 L/W=4 B≈W/2 式中：c－裂纹深度；
第二章材料的脆性断裂与强度
第二章材料的脆性断裂与强度 §2．1 脆性断裂现象 一、弹、粘、塑性形变 在第一章中已阐述的一些基本概念。 1．弹性形变 正应力作用下产生弹性形变，剪彩应力作用下产生弹性畸变。随着外力的移去，这两种形变都会完全恢复。 2．塑性形变 是由于晶粒内部的位错滑移产生。晶体部分将选择最易滑移的系统(当然，对陶瓷材料来说，这些系统为数不多)，出现晶粒内部的位错滑移，宏观上表现为材料的塑性形变。3．粘性形变 无机材料中的晶界非晶相，以及玻璃、有机高分子材料则会产生另一种变形，称为粘性流动。 塑性形变和粘性形变是不可恢复的永久形变。 4．蠕变： 当材料长期受载，尤其在高温环境中受载，塑性形变及粘性形变将随时间而具有不同的速率，这就是材料的蠕变。蠕变的后当剪应力降低(或温度降低)时，此塑性形变及粘性流动减缓甚至终止。 蠕变的最终结果：①蠕变终止；②蠕变断裂。 二．脆性断裂行为 断裂是材料的主要破坏形式。韧性是材料抵抗断裂的能力。材料的断裂可以根据其断裂前与断裂过程中材料的宏观塑性变形的程度，把断裂分为脆性断裂与韧性断裂。 1．脆性断裂 脆性断裂是材料断裂前基本上不产生明显的宏观塑性变形，没有明显预兆，往往表现为突然发生的快速断裂过程，因而具有很大的危险性。因此，防止脆断一直是人们研究的重点。2．韧性断裂 韧性断裂是材料断裂前及断裂过程中产生明显宏观塑性变形的断裂过程。韧性断裂时一般裂纹扩展过程较慢，而且要消耗大量塑性变形能。 一些塑性较好的金属材料及高分子材料在室温下的静拉伸断裂具有典型的韧性断裂特征。 3．脆性断裂的原因 在外力作用下，任意一个结构单元上主应力面的拉应力足够大时，尤其在那些高度应力集中的特征点(例如内部和表面的缺陷和裂纹)附近的单元上，所受到的局部拉应力为平均应力的数倍时，此过分集中的拉应力如果超过材料的临界拉应力值时，将会产生裂纹或缺陷的扩展，导致脆性断裂。虽然与此同时，由于外力引起的平均剪应力尚小于临界值，不足以产生明显的塑性变形或粘性流动。因此，断裂源往往出现在材料中应力集中度很高的地方，并选择这种地方的某一个缺陷(或裂纹、伤痕)而开裂。 各种材料的断裂都是其内部裂纹扩展的结果。因而，每种材料抵抗裂纹扩展能力的高低，表示了它们韧性的好坏。韧性好的材料，裂纹扩展困难，不易断裂。脆性材料中裂纹扩展所需能量很小，容易断裂；韧性又分断裂韧性和冲击韧性两大类。断裂韧性是表征材料抵抗其内部裂纹扩展能力的性能指标；冲击韧性则是对材料在高速冲击负荷下韧性的度量。二者间存在着某种内在联系。 三．突发性断裂与裂纹的缓慢生长 裂纹的存在及其扩展行为，决定了材料抵抗断裂的能力。 1．突发性断裂 断裂时，材料的实际平均应力尚低于材料的结合强度(或称理论结合强度)。在临界状态下，断裂源处的裂纹尖端所受的横向拉应力正好等于结合强度时，裂纹产生突发性扩展。一旦扩展，引起周围应力的再分配，导致裂纹的加速扩展，出现突发性断裂，这种断裂往往并无先兆。 2．裂纹的生长
断裂韧性实验报告材料
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5~8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 ①试样尺寸的选择原则： 1）平面应变条件：标准规定 )/(05.0s J B σα≥ （1-2） 其中
第四章金属的断裂韧性
第四章 金属的断裂韧性 1. 名词解释： ⑴ 低应力脆断；⑵ 张开型（Ⅰ型）裂纹；⑶ 应力场强度因子 （4）裂纹扩展K 判据；（5） 裂纹扩展能量释放率；（6） 裂纹扩展G 判据 （7）小范围屈服；（8） 塑性区；（9） 有效屈服应力；（10）等效裂纹； 2. 传统强度设计与线弹性断裂力学性能设计的基本思路有何差异？它们在实 零件设计中的应用各有何局限性？ 3. 何谓“低应力脆断”？为什么会产生低应力脆断？ 4. 何谓“应力场强度因子”？ “断裂韧性”？它们的物理意义是什么？量纲 是什么？ 5. 什么是平面应力状态？什么是平面应变应力状态？实际构件承载时哪些可 以看成是平面应变应力状态？ 6. 说明IC I K a Y K ≥?=σ，式中各符号所代表的物理意义？这一不等式可以解 决哪些问题？ 7. 设有两条Ι型裂纹，其中一条长为4a ，另一条长为a ，若前者加载至σ，后 者加载至2σ,试问它们裂纹顶端附近的应力场是否相同，应力场强度因子是否相同？ 8. 改善材料断裂韧性的途径？ 9. 对实际金属材料而言，裂纹顶端形成塑性区是不可避免的，由此对线性弹性断裂力学分析带来哪些影响。反映在 试验测定上有何具体要求。 10. 有一大型板件，材料的σ0.2=1200MPa ，K IC =115 MPa·m 1/2，探伤发现有20mm 长的横向穿透裂纹，若在平均轴向应力900MPa 下工作，试计算K I 和塑性区宽度并判断该件是否安全。 11. 有一构件加工时，出现表面半椭圆裂纹，若a=1mm,a/c=0.3，在1000MPa 的 应力下工作，对下列材料应选哪一种？
σ0.2/ MPa 1100 1200 1300 1400 1500 KIC/ MPa·m 1/2110 95 75 60 55 12. 已知裂纹长2a=8mm ，σ=400MPa ，若取Y 为0.8636，求K 1？ 13. 某高压气瓶壁厚18mm ，内径380mm ，经探伤发现沿气瓶体轴向有一表面深 裂纹，长 3.8mm ，气瓶材料在-40℃时的抗拉强度为86 Kgf/mm 2，K IC = 166Kgf/mm 23，试计算在-40℃时临界压力是多少？（提示：可把表面深裂纹看作穿透裂纹）