金屬材料 鋼構件斷裂評估中裂紋尖端張開位移（CTOD）斷裂韌度的拘束損失修正方法 征求意見稿

GB/T××××—20××在含裂紋鋼結構的斷裂評估中，一般假設斷裂韌度試樣的抗斷能力與結構件抗斷能力是相等的，但這種假設往往導致過于保守的斷裂評估結果。這是由于構件在主要承受拉伸荷載作用時，裂紋尖端附近區(qū)域出現(xiàn)塑性拘束損失所致，相比之下，斷裂韌度試樣由于承受彎曲荷載作用而在裂紋尖端附近區(qū)域產(chǎn)生很高的多軸拘束應力狀態(tài)。近年來，高強度鋼（屈服強度/抗拉強度比值較高）得到了廣泛發(fā)展和應用，對于這類高強度鋼，拘束損失的影響非常顯著。本文件規(guī)定了一種方法，通過考慮拘束損失，將試驗室中的斷裂韌度試樣試驗得到的CTOD（裂紋尖端張開位移）斷裂韌度轉化為構件的等效CTOD。這種方法也適用于使用應力強度因子或J積分進行的斷裂評估（見第9章）。本文件適用于鐵素體結構鋼中由裂紋類缺陷或疲勞裂紋所引發(fā)的失穩(wěn)斷裂。失穩(wěn)斷裂前出現(xiàn)明顯的延性裂紋擴展的情況不適用于本文件。結構鋼的CTOD斷裂韌度按照ISO12135或BS7448-1所規(guī)定的相應程序進行測試。含裂紋構件的斷裂評估通常使用一種相關機構已認可的方法進行，如FAD（失效評定圖）。本文件不詳細說明斷裂的評估方法。本文件可用于消除傳統(tǒng)斷裂力學方法中經(jīng)常出現(xiàn)的過度保守性，根據(jù)結構鋼的斷裂韌度準確地評估構件的失穩(wěn)斷裂起裂極限。本文件也可用于合理地確定材料斷裂韌度（驗收值），以滿足設計對鋼構件有關斷裂性能方面的要求。2規(guī)范性引用文件以下所引用的文件對本標準的使用是必不可少的。凡是注日期的引用文件，僅注明日期的版本適用于本標準。凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有修訂單）適用于本標準。ISO12135金屬材料準靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一測試方法（Metallicmaterials-Unifiedmethodoftestforthedeterminationofquasistaticfracturetoughness）BS7448-1斷裂力學韌度測試-第1部分：金屬材料KIC，臨界CTOD和臨界J積分斷裂力學韌度測試方法（Fracturemechanicstoughnesstests-Part1:MethodfordeterminationofKIc,criticalCTODandcriticalJvaluesofmetallicmaterials）3術語和定義ISO12135界定的下列術語和定義適用于本文件。3.1標準斷裂韌度試樣CTODCTODofstandardfracturetoughnessspecimenGB/T××××—20××標準斷裂韌度試樣的裂紋尖端張開位移。δ0/W)≤0.55要求的標準斷裂韌度試樣（三點彎曲或緊湊試樣）的斷裂驅動力CTOD值，其中a0和W分別是初始裂紋長度和試樣寬度。3.2CTOD斷裂韌度CTODfracturetoughness裂紋尖端張開位移斷裂韌度δcr0/W)≤0.55要求的標準斷裂韌度試樣呈現(xiàn)脆性啟裂的臨界CTOD值[ISO12135:2002中所定義的δc(B)]。3.3構件CTODCTODofstructuralcomponent構件的裂紋尖端張開位移δWP穿透裂紋或表面裂紋（存在于具有足夠板寬的構件之中）的斷裂驅動力CTOD值。注：表面裂紋的CTOD定義在最大裂紋深度區(qū)域。3.4構件臨界CTOD值criticalCTODofstructuralcomponent構件的臨界裂紋尖端張開位移δWP,cr構件呈現(xiàn)脆性啟裂的臨界CTOD值。3.5等效CTOD比值equivalentCTODratio等效裂紋尖端張開位移比值βδ/δWP定義為CTOD比值，其中δ和δWP分別是標準斷裂韌度試樣和構件的CTOD值，位于同一威布爾應力水平σW，見圖1。GB/T××××—20××圖1基于威布爾應力斷裂準則的等效CTOD比值阝的定義3.6威布爾應力WeibullstressσW在裂紋尖端一定區(qū)域范圍內(nèi)，能夠考慮斷裂過程中微裂紋靜態(tài)不穩(wěn)定性而表征材料抵抗脆性斷裂啟裂產(chǎn)生性能的應力指標。3.7臨界威布爾應力criticalWeibullstressσσ開始出現(xiàn)失穩(wěn)斷裂的威布爾應力。3.8威布爾形狀參數(shù)Weibullshapeparameterm用于定義威布爾應力的材料參數(shù)，描述臨界威布爾應力σW,cr統(tǒng)計分布的兩種參數(shù)之一。3.9屈強比yield-to-tensileratioRY屈服強度σY（下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度Rp0.2）與抗拉強度Rm之比。GB/T××××—20××4符號和說明ISO12135中規(guī)定的以及表1定義的符號、單位及說明均適用于本標準。表1符號和說明acm-tV0mm3Vfmm3RY—屈強比（=Rp0.2/Rm）β—β0—β2c,t—β2a—βc,t—βa—δδcr標準斷裂韌度試樣的脆性斷裂起裂的臨界CTOD（斷裂韌度CTOD）δSSYlimitδWPδWP,crδeffσYσWσσGB/T××××—20××本文件涉及鋼結構由于解理機制而發(fā)生的失穩(wěn)斷裂起裂。本文件提出一種方法，用于將裂尖高塑性拘束的標準斷裂韌度試樣測得的CTOD斷裂韌度值[滿足0.45≤(a0/W)≤0.55且B（試樣厚度）等于t（構件的板厚）要求的三點彎曲或緊湊拉伸試樣]轉換為通常呈現(xiàn)低拘束狀態(tài)的構件的等效臨界CTOD值。此外，從構件的臨界CTOD值轉換到標準斷裂韌度試樣的逆向轉換過程也可能適合采用本文件的這種方法。因此，本文件所介紹的方法通過考慮構件的塑性拘束損失，將試樣的斷裂韌度試驗與構件的斷裂性能評估關聯(lián)起來，如圖2所示。注1深裂紋斷裂韌度試樣，如a0/W=0.7，其裂紋尖端附近的拘束程度比在0.45≤(a0/W)≤0.55范圍內(nèi)的試樣裂紋尖端附近的拘束度略高。如果用戶采用a0/W≥0.55的深裂紋試樣，本標準所定義的等效CTOD比值β會導致保注2本標準既沒有考慮尺寸和溫度的影響，也沒有考慮數(shù)據(jù)分散性的影響。參照ASTME192圖2將標準試驗斷裂韌度轉換為結構性能評估的拘束損失修正方法標準斷裂韌度試樣的CTOD斷裂韌度（臨界CTOD）按照ISO12135或BS7448-1中規(guī)定的方法測試。含裂紋構件的斷裂評估可以依據(jù)用戶的要求使用被認可的方法進行，如失效評定圖（FAD）和CTOD設計曲線等。使用等效CTOD比值β,可將標準斷裂韌度試樣的臨界CTOD轉換為構件的臨界CTOD。等效CTOD比值β的定義是CTOD比值δ/δWP，其中δ和δWP分別是在同一威布爾應力σW水平下的標準斷裂韌度試樣和構件的CTOD值。等效CTOD比值β的范圍介于0<β<1。通過等效CTOD比值β將斷裂韌度試樣的臨界CTOD(δcr轉換為構件的臨界CTOD(δWP,cr關系式見式(1)：6GB/T××××—20××δWP,cr=δ/β 另外，如果對給定構件規(guī)定了所需的CTOD，δWP,req，則相應地滿足性能要求的材料斷裂韌度δreq見式(2)：δreq=β.δWP,req （2）在相等斷概率的條件下，式（1）和式（2）可在斷裂韌度CTOD與構件的等效CTOD之間相互轉換。用于斷裂評估的斷裂韌度CTOD應由有關各方同意確定，例如，取3次測試結果的最小值。等效CTOD比值β,依賴于材料屈強比RY，威布爾形狀參數(shù)m以及構件裂紋類型和尺寸。此外，β還取決于構件的變形程度，但當變形超過小范圍屈服（Small-ScaleYielding，SSY）后，β與變形的相關性很小。在本文件中，等效CTOD比值β適用于裂紋尖端大范圍屈服變形，并以計算圖表的形式給出。從斷裂物理的角度考慮，β-計算圖表在斷裂韌度試樣和構件發(fā)生失穩(wěn)斷裂的情況下均是有效的。如圖3所示，本方法包含了β的三個評估等級（I級，II級和III級并在第8章中進行詳細描述。評估等級的選取由有關各方經(jīng)協(xié)商決定。圖3根據(jù)斷裂韌度測試結果評估構件斷裂韌度的流程（其中，等效CTOD比值阝的三種評估等級均包括了拘束損失修正）GB/T××××—20××6相關的構件適用于本文件的構件有下面四種類型，這四種構件均承受拉伸荷載，可被視為寬板，如圖4所示。構件中裂紋尺寸與構件尺寸（長，寬）相比應足夠小，以確保板寬度效應對應力強度因子的影響可以忽略不計。CSCP（中心表面裂紋板承受拉伸荷載且含中心表面裂紋的寬板構件；ESCP（邊緣表面裂紋板承受拉伸荷載且在板雙側或單側含表面裂紋的寬板構件；CTCP（中心穿透裂紋板承受拉伸荷載且在板中心含穿透裂紋的寬板構件；ETCP（邊緣穿透裂紋板承受拉伸荷載且在板雙側或單側含穿透裂紋的寬板構件。注：這四種類型構件代表了一些重要結構構造。舉例來與梁或箱型結構在幾何不連續(xù)性部位因疲勞或地震荷載引起的裂紋情況有關。CTCP和ETCP可適合于CSCP和ESCP中表面裂紋在板厚度方向發(fā)生很大程度擴展的極限情況。焊接裂紋，如未熔合，咬邊更有可能出現(xiàn)于焊件中。但本文件不涉及焊接接頭，因為強度失配，殘余應力和裂紋響尚需進一步研究。本文件不考慮深埋裂紋，因為普通鋼構件（非焊接結構）中深埋裂紋存在圖4通過等效CTOD比值阝建立標準斷裂韌度試樣與寬板構件之間聯(lián)系8GB/T××××—20××荷載條件假設基本為單軸且垂直于裂紋面；表面裂紋假設為半橢圓形，裂紋半長c大于裂紋深度a（即淺表面裂紋）。構件中實際含有的表面裂紋不一定是半橢圓形的，但應采用有關組織正式授權的缺陷評估方法，將其理想化為半橢圓形裂紋。若可用適當?shù)姆椒▽С龅刃TOD比值β,則其它類型的構件也可以進行評估。7使用條件本文件在滿足以下條件的情況下允許將等效CTOD比值β應用于鐵素體鋼構件的斷裂評估：--評估超過小范圍屈服（SSY）狀態(tài)的脆性斷裂。不建議對發(fā)生了明顯的穩(wěn)定裂紋擴展后的脆性斷裂進行評估；--斷裂韌度試樣（三點彎曲或緊湊拉伸試樣，試樣滿足0.45≤a0/W≤0.55）應與結構件具有相同的厚度；--沿著待評定的鋼的截面厚度方向，不應有明顯的斷裂韌度差異；--第9章給出參考裂紋尺寸的β0圖表，其中屈強比RY的范圍是0.6≤RY≤0.98，威布爾形狀參數(shù)m的范圍是10≤m≤50；--本文件的裂紋尺寸c和a，板厚t的范圍如下：a）CSCP:2c≥16mm，0.04≤a/t≤0.24，12.5≤t≤50mm；b）ESCP:2c≥24mm，0.04≤a/t≤0.24，12.5≤t≤50mm；c）CTCP:5≤2a≤50mm；d）ETCP:5≤2a≤30mm。對于鐵素體結構鋼，RY和m通常在上述的范圍內(nèi)。當RY、m和裂紋尺寸不在上述范圍內(nèi)時，如果通過適當?shù)姆椒ǐ@得β的，通過β進行的拘束修正也可能有效。應當取目標構件在工作溫度下的屈強比RY和威布爾形狀參數(shù)m值用于確定β值。8I級，II級和III級評估8.1概述本標準提出了等效CTOD比值β的三個評估等級。相關方可通過協(xié)議選擇適當?shù)脑u估等級。評估方法的詳細情況和所需信息列于表2。9GB/T××××—20××表2β值的I級、II級、III級評估及所需信息無——屈強比RY——構件中裂紋類型——屈強比RY——構件中裂紋類型——裂紋尺寸（長度，深度）——用于有限元分析的材料應力應變曲線——基于統(tǒng)計方法標定的m值β=0.5β=f(RY,a,c,t,m)β=f(RY,a,m)β=f(RY,a,c,t,m)β=f(RY,a,m)件，推薦使用II級評應為有限元分析妥善地確定本構方程及注：CSCP和ESCP為中心與邊緣表面裂紋板；CTCP和ETCP為中心和邊緣穿透裂紋板；2c為表面裂紋長度；2a為穿I級、II級、III級評估適用于超過小范圍屈服（SSY）的荷載條件。圖5中描述的δSSY極限值δSSYlimit，其含義為對應ISO12135規(guī)定的小范圍屈服（SSY）極限狀態(tài)的標準斷裂韌度試樣裂紋尖端張開位移δ。在寬板構件承受載荷導致應力場增大的過程中，當寬板構件與斷裂韌度試樣具有相同的威布爾應力水平時，且斷裂韌度試樣的CTOD此時處于超過δSSYlimit的載荷狀態(tài)，寬板構件會發(fā)生明顯的拘束損失。本文件就是給出了在這種應力條件下的等效CTOD比值β。GB/T××××—20××X軸--施加應力σ∞/σYY軸--等效CTOD比值β=δ/δWPa--斷裂韌度試樣σ∞水平相應的δSSYlimit圖5寬板構件I級、II級、III級評估中拘束損失修正的阝值8.2I級：簡化評估I級評估適用于如下情況：計算β必需的信息，如被評估構件的力學性能、裂紋類型和尺寸等數(shù)據(jù)不充分。在I級評估中，采用β=0.5作為上包絡的工程近似值。但對于可能包含長裂紋（表面裂紋長度2c>50mm或穿透裂紋長度2a>25mm）的構件，建議采用II級評估，因為當形狀參數(shù)m較小時，β值可能超過0.5。8.3II級：常規(guī)評估II級評估適用于如下情況：已獲得構件的力學性能（屈強比RY且已知待評估裂紋的類型和尺寸，但威布爾形狀參數(shù)m未知。通過假定m的下包絡值用于評估β值。在利用斷裂韌度測試結果進行結構件斷裂評估時：當δ當δ>0.05mm,……式中δcr-ave-25是25mm厚試樣在評估溫度下的平均CTOD斷裂韌度。當根據(jù)CTOD斷裂韌度水平δcr-ave-25選擇m的下包絡值時，可以參考本文件的附錄A。如果斷裂韌度試樣的厚度不是25mm，附錄A包含了估算δcr-ave-25的方法。在需要確定結構件CTOD斷裂韌度以滿足對構件的設計性能要求的情況下，m的取值見式(4)：GB/T××××—20××II級評估中，β-值來自計算圖表，它是材料屈強比RY和材料的威布爾參數(shù)m的函數(shù)。當材料屈強比RY<0.8，對于表面裂紋長度2c>50mm或穿透裂紋長度2a>25mm的這種長裂紋，使用m下限值可能會導致過高地估算β值，在這種情況下建議采用III級評估。8.4III級：高級評估III級評估適用于β評估所需信息已完全獲得的情況。在III級評估中，β值也來自計算圖表，但m值是當獲得足夠多的斷裂韌度測試結果后，通過統(tǒng)計方法處理確定的。附錄B推薦了一種確定m值的統(tǒng)計處理方法。一般情況下，在III級評估中的β值小于II級中的β值。9.1概述本條款描述了一種通過使用等效CTOD比值β[4]將標準斷裂韌度試樣的CTOD轉換為構件等效CTOD的方法。9.2影響等效CTOD比值β的因素基于威布爾應力相等的準則，等效CTOD比值β取決于材料的威布爾形狀參數(shù)m。材料強度等級、延伸率對β幾乎沒有影響[4],[5]，但β受到以下因素影響：a)影響裂紋尖端附近的塑性拘束的因素：———材料屈強比RY———裂紋類型（CSCP，ESCP，CTCP，ETCP）和裂紋尺寸（表面裂紋深度和穿透裂紋長度）;———板厚t;b）體積影響因素：———表面裂紋長度。9.3I級~III級評估中等效CTOD比值阝的計算步驟9.3.1概述I級~III級評估中，等效CTOD比值β的計算步驟介紹如下。式（5）至式（9）適用于以下裂紋尺寸：CSCP：2c≥16mm,0.04≤a/t≤0.24，12.5≤t≤50mmESCP：2c≥24mm,0.04≤a/t≤0.24，12.5≤t≤50mmCTCP：5mm≤2a≤50mmETCP：5mm≤2a≤30mm9.3.2表面裂紋（CSCP或ESCP）等效CTOD比值β的計算步驟表面裂紋等效CTOD比值β的計算步驟如下：I級：β=0.5GB/T××××—20××II級：β按照下列步驟計算，如圖6所示。第1步：確定裂紋尺寸（裂紋長度2c，深度a）、板厚t和材料屈強比RY。第2步：根據(jù)材料的斷裂韌度水平和斷裂評估情況（式(3)和式(4)設置材料的威布爾形狀參數(shù)m的下限值為10或20。第3步：依據(jù)圖7和圖8所示的計算圖表，確定25mm厚板所含參考尺寸的表面裂紋的等效CTOD比值β0，β0比值為m值和屈強比RY的函數(shù)。GB/T××××—20××β0：參考裂紋尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP圖7中心表面裂紋板（CSCP）等效CTOD比值β0計算圖（板厚t=25mm）GB/T××××—20××β0：參考裂紋尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP圖8邊緣表面裂紋板（ESCP）等效CTOD比值β0計算圖（板厚t=25mm）第4步：當目標裂紋長度為2c和目標板厚為t時，根據(jù)裂紋類型選用式(5)或式(6)計算等效CTOD比值β2c,t：25/t.在長度為c的單側表面裂紋情況下，等效CTOD比值β=βc,t由式(7)得出：GB/T××××—20××=β(m)/2………(7)III級：通過由統(tǒng)計方法確定的m值,計算得到β值，如圖6所示。9.3.3穿透裂紋（CTCP或ETCP）等效CTOD比值β的計算步驟穿透裂紋等效CTOD比值β計算步驟如下：I級：β=0.5II級：β按照下列步驟計算，如圖6所示。第1步：確定裂紋長度2a和材料屈強比RY。第2步：根據(jù)材料韌性水平和斷裂評估情況（式(3)和(4)設定威布爾形狀參數(shù)m的下限值：10或20。第3步：依據(jù)圖9和圖10所示的計算圖表，確定參考裂紋尺寸的等效CTOD比值β0，β0比值為m值和屈強比RY的函數(shù)。m：威布爾形狀參數(shù)β0：參考裂紋尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP圖9中心穿透裂紋板（CTCP）等效CTOD比值β0計算圖GB/T××××—20××m：威布爾形狀參數(shù)β0：參考裂紋尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP圖10邊緣穿透裂紋板（ETCP）等效CTOD比值β0計算圖β2a(CTCP)=β.(2a/13.8)0.4……………(8)在長度為a的單側穿透裂紋情況下，等效CTOD比值β=βa由式(10)得出：……………………穿透裂紋的等效CTOD比值β與板厚無關。III級：計算β,計算β值所需的m值通過統(tǒng)計方法確定，如圖6所示。在使用應力強度因子K進行斷裂評估的情況下，通過β1/2的值可用于拘束損失修正?；贘積分理論進行斷裂評估時，直接使用β值進行拘束損失修正。確定III級評估中的m值需要對斷裂韌度試樣進行有關威布爾應力計算的有限元分析。建議使用附錄B描述的分析步驟確定m值。附錄C介紹了從I級至III級評估中，等效CTOD比值β的應用指南。當評估構件的裂紋尺寸，屈強比RY，和材料的威布爾形狀參數(shù)m不在圖7至圖10的計算圖表范圍之內(nèi)，且超出了式(5)、式(6)、式(8)及式（9）的適用范圍，可通過適當方法得到等效CTOD比值β,例如對目標構件進行有限元分析等。附錄D列舉了使用等效CTOD比值β進行構件斷裂評估的案例。斷裂評估方法是經(jīng)過有關組織認可的方法，例如失效評估圖(FAD)[6]或CTOD設計曲線[7]。GB/T××××—20××（資料性附錄）II級評估中威布爾形狀參數(shù)m的選擇步驟A.1概述描述了II級評估中威布爾形狀參數(shù)m的選擇步驟。形狀參數(shù)m是根據(jù)評估溫度下平均CTOD斷裂韌度來選擇的。A.2平均CTOD斷裂韌度的測定評估溫度條件下，根據(jù)25mm厚試樣的CTOD斷裂韌度的算術平均值δcr,ave來選擇威布爾形狀參數(shù)m。在缺少25mm厚試樣的試驗數(shù)據(jù)時，25mm厚試樣的平均CTOD斷裂韌度δcr,ave—25，可通過式(A.1)[3]和(A.2)[8]估算。式中：B：試樣厚度，單位為毫米（mmδcr,aveB：試樣厚度為B的平均CTOD斷裂韌度，單位為毫米（mmσY：下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度，單位為兆帕（MPav：泊松比； Kmin：等于20MPam。A.3威布爾形狀參數(shù)m的測定A.3.1通過結構鋼的斷裂韌度數(shù)據(jù)評估鋼結構部件的脆性斷裂起裂在根據(jù)結構鋼的斷裂韌度評估鋼結構部件的脆性斷裂限值時，威布爾形狀參數(shù)m的選擇取決于平均斷裂韌度δcr,ave—25，如式（A.3同式（3所示：當δ當δ20,20,GB/T××××—20××關系是經(jīng)過對圖中來源于文獻[1]、文獻[9]至文獻[26]的數(shù)據(jù)經(jīng)過統(tǒng)計而確定的。使用m的下限值可能導致保守的斷裂評估結果。圖A.1威布爾形狀參數(shù)m和平均CTOD斷裂韌度δcr,ave-25之間的關系A.3.2確定滿足設計對構件斷裂性能要求的斷裂韌度若需要確定滿足設計對構件斷裂性能要求的材料斷裂韌度，建議使用式（A.4）所示的m下限值來估算所需的斷裂韌度。若材料CTOD斷裂韌度可通過夏比沖擊試驗結果或其它材料性能進行估測，則可以用式（A.3）選擇m值。有關結構鋼的威布爾形狀參數(shù)m與斷裂韌度之間關系的更多資料請參看文獻[27]。GB/T××××—20××（資料性附錄）III級評估中確定威布爾形狀參數(shù)m的分析方法B.1概述本附錄描述了確定III級失效評估所需威布爾形狀參數(shù)m的分析步驟。一般步驟[9]如圖B.1所示，步驟1至步驟3建議采用如下所述方法進行。圖B.1威布爾形狀參數(shù)m[9],[28]確定步驟B.2斷裂韌度測試（步驟1）斷裂韌度測試須用三點彎曲試樣或緊湊拉伸試樣按照ISO12135進行。然而，試樣最初裂紋長度應在0.45≤(a/W)0≤0.55范圍內(nèi)。為了確定參數(shù)m在0.45≤(a/W)所示并通過統(tǒng)計方法處理臨界CTOD數(shù)據(jù)。斷裂韌度試驗后觀察試樣斷口表面，確保脆性斷裂發(fā)生且穩(wěn)定裂紋擴展量不大于0.2mm。注1在R6第4版的的第三章第三節(jié)III.9中，建議試樣的最低數(shù)量為30件[28],[29]。注2深裂紋斷裂韌度試樣，如a0/W=0.7，比0.45≤(a0/W)≤0.55標準試樣在裂紋尖端附近具有更高拘束。如果用戶采用a0/W≥0.55的深裂紋試樣，本標準中所定義的等效CTOD比β會導致保守的斷裂評估結果。注3如果在一組斷裂韌度試驗數(shù)據(jù)的范圍內(nèi)，裂紋尖端附近應力場顯示出K或HRR場（Hutchinson,RiceandRosengren）控制的奇異性，通過以上試樣獲得的一組斷裂韌度數(shù)據(jù)所標定的m值可能并非唯一。這種非唯一性與斷裂的斷裂韌度，斷裂韌度數(shù)據(jù)的威布爾分布形狀參數(shù)等于2）。在這種情況下，建議可以采用GB/T××××—20××表B.1斷裂韌度測試B.3斷裂韌度試樣裂紋尖端應力場的有限元分析（步驟2）B.3.1概述斷裂韌度試樣裂紋尖端的應力場分析要采用大變形有限元分析方法（FEM）。為了獲得可靠的有限元分析結果，材料應力應變曲線及有限元模型建立過程應遵循如下準則。B.3.2有限元分析的應力應變曲線B.3.2.1圓棒試樣的拉伸試驗為了得到用于有限元分析的材料應力應變曲線，應按照既定標準進行圓棒試樣的拉伸試驗，例如：ISO6892-1[32]和ISO6892-3[33]。拉伸試驗與斷裂韌度測試在同一溫度下進行，在測試中應測量和記錄下力和標距內(nèi)伸長率。B.3.2.2有限元分析的等效應力與等效塑性應變曲線基于圓棒拉伸試驗結果，用于有限元分析的等效應力和等效塑性應變關系，可按照下列步驟加以確a）在名義應力-應變曲線中，計算應變到達均勻伸長之前的名義應力-名義塑性應變關系，但不包括彈性應變部分。b）使用式(B.1)和(B.2)將名義應力-名義應變關系轉化為真應力-真塑性應變關系（等效應力-等效塑 p p p(B2) p其中：σ：真應力，單位：MPa；ε：真塑性應變；R：工程應力，單位：MPa；ep：塑性工程應變。c）當?shù)刃苄詰兂^均勻伸長率εT，計算等效應力-等效塑性應變關系，見式（B.3σ=σYp/α其中：GB/T××××—20×× σ：等效應力，單位：MPa； εp：等效塑性應變（等效應變的塑性分量σY：下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度，單位：MPa；α和n：材料常數(shù)（n為應變硬化指數(shù)）。建議使用在εT/2和εT之間的測試數(shù)據(jù)確定材料常數(shù)α和n，此時εT是均勻伸長率（等于最大載荷B.3.3斷裂韌度試樣的有限元模型采用三維有限元分析。在有限元網(wǎng)格中，應妥善地設計最小單元尺寸及其覆蓋的裂紋尖端區(qū)域，使計算得到的應力/應變場具有足夠精度。網(wǎng)格設計參考條件如表B.2所示。建議最小單元的尺寸不超過表B.2中的最小單元尺寸推薦值。同時還建議裂紋尖端最小單元尺寸，按最小單元尺寸劃分網(wǎng)格的區(qū)域不小于表B.2中所示的推薦尺寸。表B.2有限元模型的網(wǎng)格設計通過有限元分析得到的力P和裂紋嘴張開位移Vg之間關系應與試驗測試結果一致。B.4威布爾形狀參數(shù)m的確定方法（步驟3）B.4.1概述建議使用以下步驟確定威布爾形狀參數(shù)m，該方法以Beremin解理斷裂模型為理論基礎。B.4.2定義計算威布爾應力的有效應力威布爾應力σW由式（B.4）定義其中：σeff：脆性斷裂啟裂時所對應的有效應力，單位：MPa；Vf：斷裂過程區(qū)，幾乎相當于裂紋尖端前的塑性區(qū)，單位：mm。確定σeff方法可以基于兩個斷裂準則：1）最大主應力準則[2]；2）斷裂能量準則[10][34]。表B.3給出了確定有效應力σeff的兩個斷裂準則的相關介紹，兩個準則均適用于確定威布爾形狀參數(shù)m。GB/T××××—20××表B.3有效應力σeff的定義類型1[2]則σeff=σ1類型2[10],[34]σn——作用在微裂紋上的正應力；τ——作用在微裂紋上的最大剪應力；m——威布爾形狀參數(shù)；v——泊松比；θ,φ——微裂紋相對于主應力方向的夾角。B.4.3威布爾應力的計算在Beremin模型中，參考體積V0被定義為所考慮材料的微觀斷裂單位，它并不影響威布爾形狀參數(shù)m。因此，在Beremin模型計算斷裂的范圍內(nèi)，可采用任何大小的參考體積V0，為方便運算，取V0=1mm3。使用參考文獻[10]和[34]定義的最大主應力σ1或有效應力σeff，可用表B.4所列的方法計算威布爾應力。在本步驟中，需假定一個初始威布爾形狀參數(shù)m0。GB/T××××—20××表B.4威布爾應力的數(shù)值計算法σ1單元σ1mdVdVfσf內(nèi)σσeffV單元σfdVdfVΣσf.ViB.4.4臨界威布爾應力的確定建議使用CTOD作為“關聯(lián)參量”將臨界威布爾應力與脆性斷裂啟裂時的臨界CTOD關聯(lián)起來。如果能夠保證有限元分析過程中力-變形行為與試驗測試結果相互吻合，則其它的參量也可以作為“關聯(lián)參量”。有限元分析中計算CTOD時，應按照在斷裂韌度測試中確定啟裂CTOD的相同方法來計算。B.4.5威布爾形狀參數(shù)m的統(tǒng)計確定假設斷裂韌度數(shù)據(jù)的分布符合雙參數(shù)威布爾分布。采用極大似然估算方法來確定威布爾形狀參數(shù)m，即對與臨界CTOD試驗數(shù)據(jù)相應的臨界威布爾應力數(shù)據(jù)進行極大似然估計來確定m。測試試樣總數(shù)和每個試樣韌度值是使用極大似然法所必需的輸入數(shù)據(jù)。極大似然法詳見參考文獻[9]。初步假定一個m0，然后反復進行極大似然法的迭代，直到威布爾形狀參數(shù)m收斂于一個滿足式(B.5)的固定值，如圖B.1所示。其中，mi和mi-1分別是第i和(i-1)次迭代得到的m值。應當確認，無論初始假設的m0是大于還是小于m的最終收斂值，但最終m應該收斂得到相同的數(shù)值。GB/T××××—20××（資料性附錄）C.1概述C.1.1概況本附錄描述了在三個評估水平下確定β的指導準則。C.1.2斷裂韌度試樣本文件中的等效CTOD比值β的定義為δ/δWP。確定β的的方法：通過標準斷裂韌度試樣的威布爾應力等于含裂紋構件的威布爾應力來確定。適用于本標準的標準斷裂韌度試樣，它們的威布爾應力無顯著差異，須具有以下特點：a）試樣類型：三點彎曲試樣或緊湊拉伸試樣；b）裂紋長度范圍：0.45≤a0/W≤0.55，其中a0是初始裂紋長度、W是試樣寬度。C.1.3等效CTOD比值β本標準所定義的等效CTOD比值β,適用于超出δSSYlimit范圍的CTOD。當標準斷裂韌度試樣的CTOD小于δSSYlimit時，標準斷裂韌度試樣的裂紋尖端產(chǎn)生小范圍屈曲變形。式中：a0：初始裂紋長度，單位為毫米（mmσY：下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度，單位為兆帕（MPav：泊松比；E：楊氏彈性模量，單位為兆帕（MPa）。此時CTOD值所對應的應力強度因子KSSYlimit。ISO12135將斷裂韌度試樣在小范圍屈曲（SSY）極限條件下的應力強度因子KSSYlimit定義如下：借助關系式（C.3式(C.1)是由式(C.2)推導得到的。一般情況下，等效CTOD比值β,取決于荷載水平（CTOD水平并隨CTOD增加而下降。當超過一定荷載水平時，荷載水平對β的影響很小，如圖C.1所示。GB/T××××—20××2c：表面裂紋長度β：適用于本標準的等效CTOD比值β,定義為δ/δWPm：威布爾形狀參數(shù)δ：標準斷裂韌度試樣的CTOD圖C.1CSCP(a/t=0.24;t=25mm)：適用于本標準的等效CTOD比阝因此，從工程角度看，圖C.1中各個拐彎點的β值適用于進行構件拘束損失修正。標準斷裂韌度試樣在該點上的CTOD值約0.01mm，與25mm厚斷裂韌度試樣的δSSYlimit一致。在大于δSSYlimit之外的CTOD值范圍，本文件采用這個β值可以使構件斷裂韌度評估偏保守。C.2I級、II級和III級評估的選擇準則C.2.1概述I級、II級和III級斷裂評估的適用準則詳述如下。C.2.2I級：簡化評估I級評估適用于計算β所需信息，如被評估構件力學性能，裂紋類型和尺寸等未知的情況。在I級評估中，β=0.5用來作為工程上限近似值。如圖C.2a）和b）所示，極少數(shù)情況下，當m小至10時，等效CTOD比值β可能會超過0.5。這種情況主要當存在長裂紋時可能發(fā)生。為了避免這種風險，特別是針對下面可能出現(xiàn)的長裂紋情況，建議a）表面裂紋長度：2c＞50mm（CSCP，ESCP）b）穿透裂紋長度：2a＞25mm（CTCP，ETCP）C.2.3II級：常規(guī)評估GB/T××××—20××II級評估水平適用于被評估構件力學性能（屈強比RY被評估裂紋類型和尺寸已知，但是威布爾形狀參數(shù)m未知的情況。假定一個m下限值用于β評估。等效CTOD比值β,采用參考裂紋尺寸的等效CTOD比值β0計算圖表（圖7~圖10）和裂紋長度轉化方程[式（5）、式（6）、式（8）和式（9）]來計算。在相同應力強度因子K情況下，每種裂紋類型的參考裂紋尺寸見表C.1。表C.1寬板構件中的參考裂紋尺寸 式（5）、式（6）、式（8）和式（9）來自數(shù)值分析，用于將參考裂紋尺寸的等效CTOD比值β0轉化為目標裂紋尺寸的等效CTOD比值β,例子見圖C.3。基于以下特性，用于CSCP和ESCP的式（5）、式（6）包含了板厚對β的影響：--在給定裂紋深度比a/t的情況下，CSCP和ESCP的威布爾應力與板厚t無關；板厚對β影響的范例如圖C.4所示。應當指出，式（5）至式（9）的轉換公式適用的裂紋尺寸范圍如表C.2所示，因為數(shù)值分析是在此范圍內(nèi)進行的。表C.2式（5）至（9）計算公式中裂紋尺寸和板厚的范圍————在II級評估中，威布爾形狀參數(shù)m取其下限值。應當指出，如圖C.2所示，對于下列情況下，使用m的下限值可能會過高地估算β。a）RY<0.8且GB/T××××—20××b）表面裂紋長度：2c＞50mm（CSCP，ESCP）或c）穿透裂紋長度：2a＞25mm（CTCP，ETCP）。在上述這些情況下，建議采用III級評估。a)CSCP(RY=0.60)b)ETCP(RY=0.60)c)CSCP(RY=0.82)d)ETCP(RY=0.82)e)CSCP(RY=0.95)f)ETCP(RY=0.95)GB/T××××—20××RY--屈強比；β--等效CTOD比值，定義為δ/δWP。圖C.2威布爾形狀參數(shù)m對阝的影響C.2.4III級:高級評估III級評估適用于β評估所需的信息完全已知的情況。在III級評估中，等效CTOD比值β通過待評估的特定材料的威布爾形狀參數(shù)m來確定。按照附錄B中規(guī)定的方法確定威布爾形狀參數(shù)m，該方法需要足夠多數(shù)量的斷裂韌度測試結果，并需使用有限元分析斷裂韌度試樣的裂紋尖端應力應變場。有關附錄C的補充說明見參考文獻[30]和文獻[35]。a)CSCP（見式(5)）b)ESCP（見式(6)）d)CTCP（見式(8)）f)ETCP（見式(9)）說明:β：等效CTOD比值，定義為δ/δWP圖C.3裂紋長度對等效CTOD比值阝的影響評估GB/T××××—20××a)CSCP(a/t=0.12)（見式(5)）b)CSCP(a/t=0.24)（見式(5)）c)ESCP(a/t=0.12)（見式(6)）d)ESCP(a/t=0.24)（見式(6)）圖C.4裂紋長度對等效CTOD比值阝的影響評估GB/T××××—20××(資料性附錄)采用等效CTOD比值阝進行斷裂評估實例D.1概述本文件提出的等效CTOD比值β,相對于傳統(tǒng)斷裂力學方法可以更準確地對含裂紋構件進行斷裂評估。本附錄描述了將等效CTOD比值β應用于BS7910[6]的FAD評估方法（失效評定圖）的具體步驟，并列出了實際范例。注意：BS7910:2013中規(guī)定的失D.2等效CTOD比值阝在FAD（失效評定圖）中的應用D.2.1概述在BS7910[6]的失效評定圖方法中采用等效CTOD比值β來進行斷裂評估的步驟，如圖D.1所示，其詳細操作步驟如下所述。圖D.1基于等效CTOD比值阝的FAD方法進行失效評估的程序D.2.2材料CTOD韌度δcr的測定標準斷裂韌度試驗試樣的臨界CTOD值應根據(jù)ISO12135測定。一般選取3個測試結果的最小值（臨界CTOD數(shù)據(jù)）作為材料的CTOD斷裂韌度[6,36].。如果獲得了超過3個韌度測試結果，建議使用3個等效結果的最小值（MOTE,Minimumofthreeequivalentresults）[6,36,37]。根據(jù)在本文件中詳細描述的I級、II級和III級斷裂評估步驟來計算等效CTOD比值β。評估級別的選用應由有關各方之間協(xié)商決定。D.2.4基于FAD（失效評定圖）的構件斷裂評估GB/T××××—20××D.2.4.1構建FAD曲線（BS7910）[6]根據(jù)BS7910，選擇1和選擇2的失效評定（FAD）曲線如下式（D.1）和（D.2）所示。它們是載荷比Lr的函數(shù)。Lrref/σY…………(D.1)式中：P--施加的載荷；PL--極限載荷；σref--對應于凈截面處平均應力的參考應力，單位：MPa；σY--下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度，單位：MPa。Lr最大值定義如下：)/2σY…………………（D.2）其中，Rm是垂直裂紋平面方向的抗拉強度。對于具有連續(xù)屈服的材料，選項1的FAD曲線如式（D.3）至（D.5）所示：當Lr≤1，f-1/2………當1<Lr<Lr,max，f(Lr)=f(1).Lr(N-1)/(2N)………（D.4）當Lr,max≤Lr，f(Lr)=0……………（D.5）其中μ=min(0.001E/Rp0.2,0.6)…………………（D.6）p0.2m1-R/R)…………（p0.2m對于具有不連續(xù)屈服的材料，選項1的FAD曲線改為式（D.8）至（D.11）所示：當Lr<1，f-1/2……………………當Lr=1，f-1/2……………………當1<Lr<Lr,max，f(Lr)=f(1).Lr(N-1)/(2N)…………（D.10）當Lr,max≤Lr，f(Lr)=0…………（D.11）GB/T××××—20××式（D.9）中λ>1定義見式（D.12）：λ=1+……………………式中E為楊氏模量，單位為兆帕（MPa）；ReL為下屈服強度，單位為兆帕（MPa）；△ε為在下屈服強度，應力不增加而應變增加，即Lüders應變。這里，在式（D.7）表示的應變硬化指數(shù)N中，應使用ReL來替換Rp0.2。選擇2的FAD曲線的定義見式（D.13）和（D.14）當Lr<Lr,max，f-1/2………………當Lr,max≤Lr，f(Lr)=0……………………（D.14）其中，εref為對應σref的真應變。為了計算選擇2的FAD曲線中的f(Lr)，需要材料的真應力-真應變曲線。D.2.4.2CTOD斷裂韌度δcr轉換為臨界應力強度因子Kmat根據(jù)BS7910，CTOD斷裂韌度δmat=δcr應轉換為臨界應力強度因子Kmat。Kmat=………………其中E為楊氏模量，單位為兆帕（MPa）；σY為下屈服強度或0.2%的規(guī)定塑性延伸強度，Rp0.2，單位為兆帕（MPa）；ν為泊松比。E和σY取斷裂韌度試驗溫度下的值。鋼的系數(shù)M如式（D.16）所示：當0.3<RY<0.98，M=1.517RY-0.3188…………………（D.16）其中RY為屈強比（=σY/Rm）。在斷裂韌度試驗溫度下確定屈服強度和抗拉強度。D.2.4.3計算構件的臨界應力強度因子K在不考慮載荷水平，假設彈性應力的條件下，應力強度因子K通過如下方法計算:——查閱應力強度因子K手冊；——通過有限元方法分析。D.2.4.4計算結構件的加載路徑)………（D.17）GB/T××××—20××其中Kmat為式（D.15）定義的材料斷裂韌度。D.2.4.5確定失效載荷有關構件的失效荷載Lr,cr,由加載路徑（式（D.17和失效評定圖曲線（選擇1或選擇2）的交點來確定。使用考慮了拘束損失修正因子β的FAD圖來確定滿足構件的設計性能要求的CTOD斷裂韌度δcr的方法，如圖D.2所示。圖D.2確定滿足結構部件性能設計要求所需CTOD斷裂韌度的程序D.3等效CTOD比值阝進行斷裂評估的實例D.3.1中心穿透裂紋板（CTCP）斷裂評估(1)D.3.1.1概述以承受單軸拉伸的中心穿透裂紋板（CTCP）試樣為例（圖D.3），展示了使用等效CTOD比值β對寬板構件進行斷裂評估的方法。結構鋼材為SM490YB(JISG3106[39])，板厚t=25mm。兩塊中心穿透裂紋板試驗溫度都是-100℃。斷裂凈應力σref,cr分別為534MPa和560MPa。在-100℃,ReL=530MPa和Rm=646MPa。對測試結果的斷裂評估見如下章節(jié)。GB/T××××—20××圖D.3范例D.3.1的中心穿透裂紋板（CTCP）的結構圖D.3.1.2材料CTOD韌度δcr的確定斷裂韌度測試根據(jù)ISO12135進行，試驗溫度為-100℃,寬板拉伸也采用完全相同的試驗溫度。測試了25個三點彎曲標準試樣(截面B×2B，a0/W=0.5)。測試獲得的試樣脆性斷裂的啟裂臨界CTOD值匯總在表D.1中。表D.1SM490YB鋼CTOD斷裂韌度（-100℃)δcr（mm）平均δcr,ave-25注：0.2MOTE是20%失效概率下，3等效CTOD比值β計算見第9章中的圖6。GB/T××××—20××步驟1：確定裂紋長度2a和材料屈強比RY：目標裂紋長度2a=50mm屈強比RY=ReL/Rm=0.82（在-100℃時，ReL=530MPa,Rm=646MPa）步驟2：設置威布爾形狀參數(shù)m值：在II級評估中，采用威布爾形狀參m的下限值。由于CTOD斷裂韌度δcr,ave-25=0.11mm，大于0.05mm，因此m下限值設為：在III級評估中，威布爾形狀參數(shù)m是通過附錄B所給的威布爾應力統(tǒng)計分析方法確定的。統(tǒng)計方法標定的結果為：步驟3：確定參考裂紋尺寸的等效CTOD比值β0：查閱計算圖表（第9章中圖9），在II級和III級評估中，參考裂紋尺寸β0值應分別如下：β0β0步驟4：計算目標裂紋長度的等效CTOD比值β采用式（8）計算目標裂紋長度的等效CTOD比值β,得到的結果如下：β=0.5（I級評估）β=0.12（II級評估）(β=β0(2a/13.8)0.4=0.074(50/13.8)0.4β=0.067（III級評估）(β=β0(2a/13.8)0.4=0.04(50/13.8)0.4=0.067）D.3.1.4基于失效評定圖（FAD）的構件斷裂評估D.3.1.4.1構建FAD評定曲線方程（BS7910）SM490YB鋼在-100℃具有不連續(xù)屈服點。Lüders應變?ε的長度為0.020。因此，按式(8)至式（11）確定選擇1的FAD曲線。圖D.4所示的選擇2（式（13）和式（14的FAD曲線是采用SM490YB鋼在試驗溫度下的真應力-應變曲線構建的。D.3.1.4.2CTOD斷裂韌度δcr轉換為臨界應力強度因子Kmat使用式（D.15）將臨界CTOD斷裂韌度轉換為臨界應力強度因子Kmat。在-100℃,系數(shù)M=1.517×0.82-0.3118=1.614D.3.1.4.3計算構件的應力強度因子KD.3.1.4.4計算構件的加載路徑由于有若干斷裂韌度數(shù)據(jù)，這里使用0.2MOTE斷裂韌度δcr=0.068mm。在-100℃,M為1.614。因此得到：K(Lr)=0.75Lr.....（I級評估）K(Lr)=0.37Lr.....（II級評估）K(Lr)=0.27Lr.....（III級評估）GB/T××××—20××D.3.1.4.5確定失效荷載將臨界荷載比Lr,cr和臨界斷裂比Kcr的計算結果匯總于表D.2。表D.2脆性斷裂起裂時荷載比和斷裂比的計算結果Lr,cr(=σref,cr/ReL)Kcr,cr如圖D.4所示，使用等效CTOD比值β的斷裂評估結果Lr,cr-K,cr關系與FAD曲線吻合的很好。對CTCP的斷裂評估結果匯總如表D.3所示。圖D.4不同的β值，BS7910中選擇1和選擇2的斷裂評估結果GB/T××××—20××表D.3中心裂紋板（CTCP）的斷裂評估（1）中心裂紋板（CTCP）試驗溫度-100℃材料SM490YB（JISG3106）屈服強度：ReL=530MPa（-100℃)抗拉強度：Rm=646MPa（-100℃)屈強比：RY=0.82（-100℃)斷裂凈截面應力σref,cr（MPa）CTCPUT-1UT-2σref,cr560534臨界CTODδcr(mm)CTCPUT-1UT-23PB（25個試樣）MaxMin均值0.2MOTEδWP,cr0.620.51δcr0.370.0270.068臨界應力強度因子KWP,cr,Kmat( MPam)CTCPUT-1UT-23PB（25個試樣）MaxMin均值0.2MOTEKWP,crKmat(M=1.62)267.872.3評估等級II級III級威布爾形狀參數(shù)m-2036等效CTOD比值β0.50.067斷裂評估結果基于失效評估圖(FAD)的斷裂評估寬板的臨界CTOD測試值與由斷裂韌度試樣CTOD測試值通過不同β值對寬板CTOD的估算值之間的比較GB/T××××—20××D.3.2中心穿透裂紋板（CTCP）的斷裂評估(2)使用BS436050D級鋼板，板厚t=52mm。兩塊中心穿透裂紋板(CTCP)構件，穿透裂紋長度分別為2a=30.6mm和37.2mm。斷裂韌度試驗溫度-65℃[41][42]。對21個標準三點彎曲試樣（試樣厚度B=50mm）在-65℃進行了測試。根據(jù)參考文獻[41]中在-100℃、-70℃和-40℃下的拉伸測試結果，估算得到在-65℃下的屈強度比RY（=ReL/Rm）為0.65。這些試樣中存在發(fā)生了穩(wěn)定裂紋擴展后再脆性斷裂，其臨界CTOD值(δcr-50）在0.02mm至1.041mm的范圍內(nèi)。由于有若干斷裂韌度數(shù)據(jù)可用，因此采用0.2MOTE斷裂韌度的δcr-50=0.118mm作為材料的斷裂韌度。平均CTOD斷裂韌度(δcr,ave-50）為0.338mm。對于50mm厚的試樣，其平均CTOD斷裂韌度δcr,ave-50通過公式（A.1）和（A.2）轉換為25mm厚試樣的δcr,ave-25，如下式所示：0.05mm，m的下限值設為20。表D.4和表D.5分別匯總了使用β對2a=30.6mm和37.2mm的中心穿透裂紋板CTCP進行斷裂評估的結果。GB/T××××—20××表D.4中心裂紋板（CTCP）的斷裂評估（2a）中心裂紋板（CTCP）試驗溫度-65℃材料BS436050D及鋼板屈服強度：ReL=410MPa（-65℃)抗拉強度：Rm=635MPa（-65℃)屈強比：RY=0.65（-65℃)斷裂凈截面應力σref,crCTCPTP-1σref,cr417臨界CTODδWP,cr，δcr(mm)CTCPTP-13PB（21個試樣）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr-δcr0.0200.3380.118臨界應力強度因子 （MPa-m）CTCPTP-1-3PB（21個試樣）MaxMinAve0.2MOTEKWP,cr91.8Kmat(M=41457.4236評估等級II級III級威布爾形狀參數(shù)m-20-等效CTOD比值β0.50.15-斷裂評估結果GB/T××××—20××表D.5中心裂紋板（CTCP）的斷裂評估（2b）中心裂紋板（CTCP）試驗溫度-65℃材料BS436050D級鋼板屈服強度：ReL=410MPa（-65℃)抗拉強度：Rm=635MPa（-65℃)屈強比：RY=0.65（-65℃)斷裂凈截面應力σref,crCTCPTP-1σref,cr418臨界CTODδWP,cr，δcr(mm)CTCPTP-13PB（21個試樣）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr-δcr0.0200.3380.118臨界應力強度因子 （MPam）CTCPTP-1-3PB（21個試樣）MaxMinAve0.2MOTEKWP,crKmat(M=1.74)41457.4236評估等級III級威布爾形狀參數(shù)m-20-等效CTOD比值β0.50.16-斷裂評估結果GB/T××××—20××D.3.3中心表面裂紋板（CSCP）的斷裂評估鋼材選用SM490YB(JISG3106[39])與D.3.1中所選鋼材相同。斷裂韌度測試結果列于表D.1中。根據(jù)斷裂韌度測試結果，在II級評估中確定m=20，在III級評估中確定m=36(見D.3.1)。與D3.1相同，屈強比RY=ReL/Rm=0.82。中心表面裂紋板（CSCP）構件，表面裂紋長度2c=47mm，深度a=9mm。在-100℃下，測試三塊中心表面裂紋板（CSCP）構件，其截面斷裂凈應力σref,cr在511MPa和528MPa之間。因為裂紋深度a=9mm超出了式（5）規(guī)定的裂紋尺寸適用范圍，所以采用m=20（II級）和m=30(III級)并用有限元分析計算等效CTOD比值β。對II級和III級評估，通過數(shù)值計算得到β值分別為0.123和0.078。對中心表面裂紋板（CSCP）所含裂紋，通過K因子手冊[38]計算表面裂紋最深部位的應力強度因子K。因為有多個韌度數(shù)據(jù)有效，采用0.2MOTE韌度作為材料的斷裂韌度，斷裂評估的結果匯總于表D.6。表D.6中心表面裂紋板（CSCP）的斷裂評估中心裂紋板（CSCP）試驗溫度-100℃材料SM490YB(JISG3106)屈服強度：ReL=530MPa（-100℃)抗拉強度：Rm=646MPa（-100℃)屈強比：RY=0.82（-100℃)斷裂凈截面應力σref,cr（MPa）CSCPUS-1US-2US-3σref,cr511528515臨界CTODδWP,cr，δcr(mm)CSCPUS-1US-2US-33PB（25個試樣）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr0.880.64δcr0.370.0270.068GB/T××××—20××應力強度因子( MPa-m)CSCPUS-1US-2US-33PB（25個試樣）MaxMinAve0.2MOTEKWP,cr87.490.388.1Kmat(M=1.62)267.872.3評估等級III級威布爾形狀參數(shù)m-2036等效CTOD比值β0.50.1230.078斷裂評估結果寬板的臨界CTOD測試值與由斷裂韌度試樣CTOD測試值通過不同β值對寬板CTOD的估算值之間的比較D.3.4裂紋位于應力集中區(qū)的邊緣表面裂紋板（ESCP）的斷裂評估鋼材選用SM490B(JISG3106)，板厚為25mm。在-100℃下測試24件三點彎曲斷裂韌度試樣，屈強比RY=ReL/Rm=0.71。臨界CTOD值δcr在0.01mm和0.16mm之間。因為平均CTOD斷裂韌度δcr,ave-25=0.062mm大于0.05mm，II級評估中m下限值取為m=20。根據(jù)斷裂韌度測試結果，經(jīng)過統(tǒng)計方法標定得到在III級評估中的m值也等于20。表D.7給出了邊緣表面裂紋板（ESCP）的結構和尺寸。邊緣表面裂紋板（ESCP）有兩個角裂紋（表面長度為20mm，深度為6mm裂紋位于幾何不連續(xù)處。首先用機加工出裂縫，然后通過疲勞加載使產(chǎn)生疲勞裂紋并擴展至一定深度。在溫度-100℃的情況下，測試六塊邊緣表面裂紋板（ESCP斷裂凈應力值σref,cr在410MPa和455MPa之間。在II級和III級評估中，通過m=20，RY=0.71從圖8中得到β0=0.15。對目標裂紋從式（6）計算得到β=0.17。采用有限元方法計算表面裂紋在最深點的應力強度因子K。因為有多個韌度數(shù)據(jù)有效，采用0.2MOTE斷裂韌度作為材料的斷裂韌度。斷裂評估結果匯總于表D.7。參考文獻[22]和[43]介紹了等效CTOD比值β在這些寬板構件斷裂評估中的應用。表D.7邊緣表面裂紋板（ESCP）的斷裂評估GB/T××××—20××邊緣表面裂紋板（ESCP）試驗溫度-100℃材料SM490B(JISG3106)屈服強度：ReL=445MPa（-100℃)抗拉強度：Rm=627MPa（-100℃)屈強比：RY=0.71（-100℃)斷裂凈截面應力σref,cr（MPa）ESCPUS-1US-2US-3US-4US-5US-6σref,cr455410427421431426CTODδWP,cr(mm)CTCPUS-1US-2US-3US-4US-5US-6δWP,cr0.400.160.480.360.310.32δcr(mm)3PBMax.Min.Ave.0.2MOTE24個試樣δcr0.1650.0140.0620.022應力強度因子KWP,crt （MPa-m）CTCPUS-1US-2US-3US-4US-5US-6KWP,cr63.357.059.458.660.059.3Kmat （MPa-m）3PBMax.Min.Ave.0.2MOTEKmat(M=1.69)48.961.2評估等級III級威布爾形狀參數(shù)m-2020等效CTOD比值β0.50.170.17GB/T××××—20××斷裂評估結果基于失效評定圖(FAD)的斷裂評估寬板的臨界CTOD測試值與由斷裂韌度試樣CTOD測試值通過不同β值對寬板CTOD的估算值之間的比較D.4等效CTOD比值β在鋼結構和構件斷裂評估中的應用。參考文獻[44]、[45]介紹了等效CTOD比值β在鋼結構或構件斷裂評估中的實際應用。其中，參考文獻[44]采用參數(shù)β進行了梁柱連接件的斷裂性能評估。參考文獻[45]基于等效CTOD概念評估了大型焊接構件中幾何不連續(xù)處的裂紋。參考文獻[46]比較了本標準的拘束修正方法與BS7910附錄N收錄的FITNET方法。GB/T××××—20××參考文獻[1]MinamiF.,KatouT.,NakamuraT.andArimochiK.EquivalentCTODConceptforFractureToughnessRequirementofMaterialsforSteelStructures,Proc.18thInt.Conf.onOffshoreMechanicsandArcticEngineering,St.John's,Newfoundland,1999;OMAE99/MAT-2130.[2]BereminF.M.ALocalCriterionforCleavageFractureofaNuclearPressureVesselSteel,MetallurgicalTransactions,1983;14A:pp.2277-2287.[3]ASTME1921-15:StandardTestMethodforDeterminationofReferenceTemperature,T0,forFerriticSteelsintheTransitionRange.[4]MinamiF.,OhataM.ShimanukiH.,HandaT.,IgiS.,KuriharaM.,KawabataT.,YamashitaY.,TagawaT.andHagiharaY.MethodofConstraintLossCorrectionofCTODFractureToughnessforFractureAssessmentofSteelComponents,EngineeringFractureMechanics,2006;73:pp.1996-2020.[5]MinamiF.andArimochiK.ConstraintCorrectionofToughnessCTODforFracturePerformanceEvaluationofStructuralComponents,PredictiveMaterialModeling:CombiningFundamentalPhysicsUnderstanding,ComputationalMethodandEmpiricallyObservedBehavior,2004;ASTMSTP1429:pp.48-66[6]BS7910,Guidetomethodsforassessingtheacceptabilityofflawsinmetallicstructures[7]JWES(JapanWeldingEngineeringSociety),WES2805-2011:MethodofAssessmentforFlawsinFusionWeldedJointswithRespecttoBrittleFractureandFatigueCrackGrowth.[8]AndersonT.L.FractureMechanics:FundamentalsandApplications.CRCPress,ThirdEdition,2005,pp.79.[9]MinamiF.,Brückner-FoitA.,MunzD.andTrolldenierB.EstimationprocedurefortheWeibullparameterusedintheLocalApproach,InternationalJournalofFracture1992;54:pp.197-210.[10]RuggieriC.,MinamiF.,ToyodaM.,HagiwaraY.andInoueT.LocalApproachtoNotchDepthDependenceofCTODResults,JournaloftheSocietyofNavalArchitectsofJapan1992;171:pp.493-499.[11]OhataM.,MinamiF.andToyodaM.LocalApproachtoMis-MatchEffectonCleavageFractureofNotchedMaterial,JournaldePhysiqueIV,ColloqueC6,supplementauJournaldePhysiqueIII1996;6:pp.C6/269-C6/278.[12]Wiesner,C.S.andGoldthorpe,M.R.TheEffectofTemperatureandSpecimenGeometryonParametersofthe‘LocalApproach’toCleavageFracture.JournaldePhysiqueIV,ColloqueC6,supplémentauJournaldePhysiqueIII1996;6:pp.C6/295-C6/304.[13]RuggieriC.andDoddsR.H.ProbabilisticModelingofBrittleFractureIncluding3-DEffectsonConstraintLossandDuctileTearing.JournaldePhysiqueIV,ColloqueC6,supplémentauJournaldePhysiqueIII1996;6:pp.C6/353-C6/362.[14]RuggieriC.andDoddsR.H.ATransferabilityModelforBrittleFractureIncludingConstraintandDuctileTearingEffects:Aprobabilisticapproach,InternationalJournalofFracture1996;79:pp.309-340.[15]HojoK.,MuroyaI.andBrückner-FoitA.FractureToughnessTransitionCurveEstimationfromaNotchedRoundBarSpecimenUsingtheLocalApproachMethod,NuclearEngineeringandDesign1997;174:pp.247-258.GB/T××××—20××[16]KoppenhoeferK.C.andDoddsR.H.LoadingRateEffectsonCleavageFractureofPre-CrackedCVNSpecimens:3-D