唐明峰，甘海嘯，溫茂萍，王勝男

（1. 中國(guó)工程物理研究院研究生院，北京 100081；2. 中國(guó)工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽(yáng) 621999）

1 引言

高聚物黏結(jié)炸藥（polymer bonded explosive，PBX）是由單質(zhì)炸藥及高聚物黏結(jié)劑等組成的混合炸藥。在貯存、運(yùn)輸、裝配及使用過(guò)程中，PBX 可能受到溫度循環(huán)、溫度梯度、溫度沖擊等多種類(lèi)型的溫度載荷作用，其中溫度劇烈變化形成的熱沖擊最容易使PBX結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損傷及破壞［1-3］。近年來(lái)，隨著實(shí)戰(zhàn)化要求的提高，優(yōu)化抗熱沖擊性能已逐漸成為PBX 配方研究的重要發(fā)展方向。

在無(wú)機(jī)非金屬材料中，通常將材料承受溫度急劇變化而不致破壞的能力稱(chēng)為抗熱沖擊性，也稱(chēng)熱穩(wěn)定性或抗熱震性［4］，它與材料力學(xué)性能和熱物理性能密切相關(guān)，并受到邊界約束、幾何尺寸和溫度條件的影響。作為一種低強(qiáng)度脆性材料，PBX（特別是壓裝PBX）對(duì)外界熱沖擊尤其敏感，很容易在熱應(yīng)力作用下出現(xiàn)損傷、斷裂等影響炸藥結(jié)構(gòu)完整性的現(xiàn)象，提升環(huán)境適應(yīng)性是新型PBX 研制的重要方向。如何在實(shí)驗(yàn)室條件下快速評(píng)價(jià)PBX 的抗熱沖擊性能，則是影響配方研制進(jìn)度的關(guān)鍵因素［5］。一種方法是參照陶瓷等脆性材料［6-7］，利用材料基本物性開(kāi)展熱沖擊阻力（thermal shock resisitance，TSR）的初步估算。這在PBX 配方研制初期是有用且必要的，可以較快的對(duì)不同配方PBX 的抗熱沖擊能力進(jìn)行對(duì)比，王鵬飛［8］、林聰妹［9］及He［10-12］等 均 采 用 了 類(lèi) 似 方 法。然 而TSR 方 法不能很好地處理PBX 力熱性能的溫度相關(guān)性，且真實(shí)PBX 成型件的形狀因子難以確定，因此估算得到的臨界斷裂溫度等數(shù)值存在較大偏差。另一種方法是通過(guò)試驗(yàn)來(lái)確定材料的抗熱沖擊能力，目前文獻(xiàn)報(bào)道的炸藥熱沖擊試驗(yàn)［13-16］可大致分為小藥柱水浴淬冷法和大試件（或原型件）風(fēng)冷降溫法。田勇等［13-14］在PBX水浴淬冷法方面開(kāi)展了較多的試驗(yàn)，該方法所需的材料用量小，測(cè)試簡(jiǎn)單，可在炸藥配方研制初期進(jìn)行快速橫向?qū)Ρ?，缺點(diǎn)是只能在試驗(yàn)前后分析性能變化及是否破壞，較難獲得損傷破壞的定量過(guò)程信息；后者一般采用圓柱形試件或塊狀試件，可以通過(guò)粘貼各類(lèi)傳感器獲得溫度、應(yīng)變、聲發(fā)射等結(jié)構(gòu)響應(yīng)信息［15-16］，方便與有限元計(jì)算及理論分析的對(duì)比，難點(diǎn)在于試樣構(gòu)型設(shè)計(jì)，即試樣需要盡可能小并能反映真實(shí)構(gòu)型的熱應(yīng)力分布或特征，對(duì)強(qiáng)度及導(dǎo)熱性能增強(qiáng)的材料還需要特殊的設(shè)計(jì)以使試樣可在實(shí)驗(yàn)條件下破壞。

與其它脆性材料相比，目前PBX 抗熱沖擊性能研究還相對(duì)較少。一方面，PBX 材料性能的溫度敏感性和裝藥結(jié)構(gòu)上的特殊性限制了TSR 等理論方法的深入應(yīng)用，從而難以實(shí)現(xiàn)真正意義上的炸藥環(huán)境適應(yīng)性設(shè)計(jì)；另一方面，缺乏標(biāo)準(zhǔn)的PBX 抗熱沖擊試樣方法，包括面向材料研制的快速檢測(cè)方法及面向工程的等效評(píng)價(jià)方法。其中，認(rèn)識(shí)PBX 熱沖擊響應(yīng)特性是關(guān)鍵。為此，本研究針對(duì)缺口圓柱這一特殊結(jié)構(gòu)，以某HMX 基PBX 為對(duì)象，開(kāi)展風(fēng)冷快速降溫條件下的熱沖擊響應(yīng)研究，通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬確定PBX 的溫度、應(yīng)變等響應(yīng)特征，以及破壞條件和模式，以進(jìn)一步認(rèn)識(shí)PBX的環(huán)境適應(yīng)性并發(fā)展炸藥溫度沖擊試驗(yàn)方法。

2 數(shù)值模擬

材料性能恒定的無(wú)限長(zhǎng)圓柱的溫度沖擊可視為一維非定常熱傳導(dǎo)問(wèn)題，存在解析解。而PBX 的力學(xué)性能和熱物理性能隨溫度變化而變化，且短圓柱構(gòu)型和缺口等局部結(jié)構(gòu)使之成為二維/三維問(wèn)題，熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力變得復(fù)雜，有必要先通過(guò)數(shù)值模擬認(rèn)識(shí)圓柱內(nèi)部的溫度、應(yīng)力分布特征及缺口應(yīng)力集中的影響。

2.1 材料模型

研究發(fā)現(xiàn)PBX 的力學(xué)性能和熱物理性能均與溫度相關(guān)。本研究采用熱彈塑性假設(shè)，力學(xué)性能根據(jù)實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系（如圖1所示）輸入，熱物理參數(shù)取自文獻(xiàn)［17］，其中選用HMX基PBX，其密度1.845 g·cm-3，泊松比0.33。

圖1 不同溫度下PBX 的拉伸性能Fig.1 Tension behavior of the PBX under different temperatures

2.2 幾何模型

PBX 圓柱的輪廓尺寸為100 mm×110 mm，圓柱側(cè)面分別含半徑R0、R1、R2、R3及R4的圓形缺口?？紤]結(jié)構(gòu)和載荷對(duì)稱(chēng)性，取圓柱子午面建立1/4軸對(duì)稱(chēng)模型，網(wǎng)格劃分按四結(jié)點(diǎn)軸對(duì)稱(chēng)熱耦合四邊形單元CAX4T，受熱面10 mm 區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格尺寸約0.5 mm，圓柱內(nèi)部網(wǎng)格尺寸約1 mm，單元總數(shù)約3900 個(gè)，如圖2 所示。

圖2 PBX 熱應(yīng)力計(jì)算幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometrical model for thermal stress calculation and its gridding division

2.3 邊界條件

PBX藥柱與周?chē)諝饪繌?qiáng)迫對(duì)流換熱，風(fēng)速約3 m·s-1，實(shí)測(cè)得到藥柱表面對(duì)流換熱系數(shù)為60 w·m-2·K-1。為形成顯著的降溫溫度沖擊，需要先將藥柱緩慢升溫一定溫度，然后再進(jìn)行快速降溫，試驗(yàn)設(shè)計(jì)上需保證炸藥在升溫過(guò)程中不破壞且升降溫全過(guò)程炸藥性能沒(méi)有突變。考慮到該炸藥在50 ℃以上有明顯的物性轉(zhuǎn)變［18］，因此試驗(yàn)條件設(shè)定為：初始溫度室溫（20 ℃），按1 ℃·min-1升溫至50 ℃并恒溫3 h 后，再按10 ℃·min-1開(kāi)始降溫至0 ℃或至試樣破壞。

2.4 無(wú)缺口藥柱的熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力

圖3 為PBX（Φ100 mm×110 mm）藥柱熱傳導(dǎo)計(jì)算結(jié)果。圖3a 為計(jì)算結(jié)束時(shí)刻1/4 圓柱面的溫度場(chǎng)，其中A點(diǎn)位于外側(cè)面中點(diǎn)，B點(diǎn)為圓柱中心?？紤]半徑方向（B→A），可見(jiàn)溫度變化在離A點(diǎn)1/10 半徑范圍內(nèi)最明顯，即溫度劇烈變化被限制在圓柱表面的薄層中，可看成一種溫度邊界層，而B(niǎo)點(diǎn)向外30 mm 內(nèi)的溫度基本保持在初始溫度50 ℃不變。圖3b 為升降溫過(guò)程中點(diǎn)A、B的溫度歷史，兩點(diǎn)間溫度差在2115 s 附近達(dá)到最大值約18.7 ℃，在恒溫階段，兩點(diǎn)間的溫度差逐漸消除至零，降溫開(kāi)始后（約12600 s）A點(diǎn)溫度急劇下降，藥柱內(nèi)外溫差變?yōu)樨?fù)值并持續(xù)減小，計(jì)算結(jié)束時(shí)刻A、B兩點(diǎn)溫度差達(dá)到-21.2 ℃。

圖3 無(wú)缺口藥柱溫度模擬結(jié)果Fig.3 The temperature simulation results of the PBX cylinder without a notch（Φ100 mm×110 mm）

仍考慮B→A半徑方向。根據(jù)前述分析，試驗(yàn)過(guò)程中A、B兩點(diǎn)的溫差由正變負(fù)，根據(jù)熱彈性理論，熱應(yīng)力方向與溫度梯度方向相反，可知升溫過(guò)程中B點(diǎn)承受拉應(yīng)力，A點(diǎn)承受壓應(yīng)力，降溫過(guò)程中則相反。圖4 是該藥柱熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，圖4a 給出了降溫結(jié)束時(shí)藥柱y方向的應(yīng)力云圖。圖4b 為A、B兩點(diǎn)y向熱應(yīng)力S22 隨時(shí)間變化曲線?？梢?jiàn)升溫過(guò)程中B點(diǎn)最大拉應(yīng)力為6.6 MPa，對(duì)應(yīng)時(shí)刻2167 s，對(duì)應(yīng)溫度26 ℃，熱應(yīng)力小于此時(shí)PBX 的拉伸強(qiáng)度6.7 MPa，此時(shí)材料不會(huì)斷裂；降溫過(guò)程中A點(diǎn)拉應(yīng)力急速升高，在12807 s時(shí)熱應(yīng)力達(dá)到6.9 MPa，已經(jīng)超過(guò)此時(shí)PBX 的拉伸強(qiáng)度6.40 MPa（對(duì)應(yīng)溫度35 ℃），若以最大拉應(yīng)力為判據(jù)，隨著熱應(yīng)力繼續(xù)增大，PBX 藥柱將會(huì)發(fā)生斷裂。因此后續(xù)分析主要以降溫階段的溫度沖擊為主。

圖4 無(wú)缺口藥柱最大拉應(yīng)力模擬結(jié)果Fig.4 The maximum tension stress simulation results of the PBX cylinder without a notch（Φ100 mm×110 mm）

2.5 缺口對(duì)藥柱應(yīng)力分布的影響

根據(jù)Φ100 mm×110 mm 藥柱熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力分析結(jié)果，降溫過(guò)程中PBX 藥柱存在一個(gè)溫度邊界層，厚度約為半徑的1/10，即5 mm，在該厚度范圍內(nèi)藥柱的最大拉應(yīng)力下降超過(guò)50%。圓柱外側(cè)中心A點(diǎn)是溫差和熱應(yīng)力較大的位置，容易因拉伸熱應(yīng)力破壞。若在此處預(yù)制半圓形缺口，熱應(yīng)力將因?yàn)閼?yīng)力集中效應(yīng)而放大，使得相同尺寸下的斷裂溫度減小，或者可在保持?jǐn)嗔褱夭畈蛔兊那闆r下縮小試樣尺寸?？紤]溫度邊界層厚度，缺口深度宜小于5 mm。下面通過(guò)改變?nèi)笨诘纳疃?，研究其?duì)藥柱熱應(yīng)力大小和分布的影響。

仍采用Φ100 mm×110 mm 圓柱，保持外部溫度條件不變，由于缺口會(huì)改變當(dāng)?shù)亓魉伲M(jìn)而影響表面換熱，因此假設(shè)缺口中的邊界換熱條件包含對(duì)流換熱和絕熱兩種情況，缺口半徑設(shè)計(jì)為R1、R2、R3 和R4。計(jì)算結(jié)果表明4 種構(gòu)型下藥柱表面的熱應(yīng)力分布和變化規(guī)律一致。以R1 構(gòu)型圓柱為例，圖5 是對(duì)流換熱條件下該藥柱對(duì)稱(chēng)面上的熱應(yīng)力分布，與圖4a 結(jié)果相比，A點(diǎn)（缺口底部）附近的應(yīng)力梯度進(jìn)一步增大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。在恒溫過(guò)程中，由于塑性和應(yīng)力集中，A點(diǎn)應(yīng)力呈現(xiàn)拉伸狀態(tài)；降溫過(guò)程中A點(diǎn)S22 方向的拉伸熱應(yīng)力達(dá)到7.86 MPa，相比較于無(wú)缺口圓柱側(cè)面最大拉應(yīng)力6.90 MPa，增大了14%；最大主應(yīng)力位于A點(diǎn)向內(nèi)約0.67 mm 處，其值為10.76 MPa。類(lèi)似地，可分別得到半徑為R2～R4 時(shí)，缺口底部A點(diǎn)的熱應(yīng)力分別為7.79、7.75 MPa 和7.74 MPa，最 大 主 應(yīng) 力 分 別 為11.25、10.80、10.14 MPa，并 分 別 位 于A點(diǎn) 向 內(nèi) 約1.31、1.67 mm 及2.00 mm 處，如表1 所示。以相同條件下無(wú)缺口圓柱表面應(yīng)力（6.90 MPa）為參考應(yīng)力，可得到對(duì)流換熱條件下四種缺口構(gòu)型的應(yīng)力集中系數(shù)分別為：1.56、1.63、1.57、1.50。同時(shí)，當(dāng)缺口設(shè)為絕熱邊界時(shí)，計(jì)算結(jié)束時(shí)刻四種構(gòu)型缺口底部位置的熱應(yīng)力分別為8.16、7.57、7.20 MPa 及6.93 MPa；最大應(yīng)力分別為11.38、10.89、9.79、8.79 MPa，并分別位于A點(diǎn)向內(nèi)約0.67、1.12、1.33 mm 及1.50 mm 處。計(jì)算得到應(yīng)力集中系數(shù)分別為1.65、1.58、1.42 和1.27。結(jié)果如圖6 所示。

圖5 R1 缺口圓柱最大拉應(yīng)力模擬結(jié)果Fig.5 The stress simulation results of the PBX cylinder with R1 notch

表1 不同缺口半徑藥柱的最大應(yīng)力及位置Table 1 The maximum tension stress and location（distance from point A）of different notched cylinders

圖6 藥柱缺口處應(yīng)力集中系數(shù)與缺口半徑關(guān)系Fig.6 The stress concentration factor as a function of radius

2.6 缺口對(duì)藥柱臨界斷裂溫差的影響

在熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力分析的基礎(chǔ)上，容易得到A點(diǎn)拉伸熱應(yīng)力與溫度間的變化規(guī)律（圖7）。圖1 已知該P(yáng)BX 在不同溫度下的拉伸強(qiáng)度，可以據(jù)此確定PBX 藥柱熱沖擊斷裂的臨界溫差。觀察到20～50 ℃范圍PBX 材料的強(qiáng)度隨著溫度降低近似呈指數(shù)緩慢增長(zhǎng)［18］，而在降溫過(guò)程中，藥柱表面拉應(yīng)力以近似線性迅速增加，當(dāng)二者數(shù)值相等時(shí)，PBX 藥柱將發(fā)生熱應(yīng)力斷裂（第一強(qiáng)度準(zhǔn)則）。圖7 給出了Φ100 mm×110 mm 無(wú)缺口藥柱、R2 缺口藥柱A點(diǎn)位置的熱應(yīng)力-溫度以及PBX材料的強(qiáng)度-溫度關(guān)系。無(wú)缺口時(shí)，兩曲線在37.4 ℃相交，即藥柱熱沖擊斷裂臨界溫差為12.6 ℃；有缺口時(shí)（考慮熱對(duì)流），兩曲線在41.7 ℃相交，對(duì)應(yīng)的熱沖擊斷裂臨界溫差為8.3 ℃。由此可見(jiàn)，相同溫度載荷下，PBX 藥柱側(cè)面缺口的存在將使試樣可承受的臨界斷裂溫差大幅降低，R2 缺口下的降低比率約為34%。

圖7 熱應(yīng)力及材料強(qiáng)度變化趨勢(shì)Fig.7 History of the simulated stress and tested strength for cylinders with and without a notch

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 材料與試驗(yàn)

試驗(yàn)對(duì)象為前述數(shù)值模擬的某HMX 基PBX，試驗(yàn)在Espec快速溫變環(huán)境試驗(yàn)箱（型號(hào)SEF-A-200UQS）中開(kāi)展，試驗(yàn)條件與2.3節(jié)一致。采用Φ100 mm×110 mm藥柱及帶R2缺口Φ100 mm×110 mm 藥柱，藥柱A點(diǎn)位置粘貼熱電偶、應(yīng)變片以及聲發(fā)射傳感器用于結(jié)構(gòu)響應(yīng)信號(hào)監(jiān)測(cè)，其中缺口藥柱測(cè)點(diǎn)位于缺口邊緣柱面。當(dāng)PBX 藥柱因熱應(yīng)力發(fā)生斷裂時(shí)，將會(huì)釋放彈性波并且使藥柱應(yīng)力分布重排，從而產(chǎn)生較強(qiáng)的聲發(fā)射信號(hào)并使應(yīng)變信號(hào)發(fā)生突變，據(jù)此可以確定試樣斷裂時(shí)間以及對(duì)應(yīng)的溫度。各傳感器布置如圖8所示，其中溫度測(cè)量采用T型熱電偶，由Fluke2680型溫度巡檢儀采集數(shù)據(jù)，采樣頻率1 Hz；應(yīng)變監(jiān)測(cè)采用帶自補(bǔ)償?shù)娜€制電阻應(yīng)變片及HBM1615B 型應(yīng)變采集儀，采樣頻率1 Hz；用Φ10 mm聲發(fā)射探頭采集聲發(fā)射信號(hào)，采樣頻率為20 MHz，利用Vallen公司AMSY-6 AC采集。

圖8 PBX 藥柱表面的三種傳感器布置照片1—聲發(fā)射探頭，2—熱電偶，3—應(yīng)變片F(xiàn)ig.8 Layout of three kinds of sensors on the PBX cylinder 1—AE sensor，2—thermocouple，3—strain gauge

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖9 是PBX（Φ100 mm×110 mm）藥柱在溫度沖擊試驗(yàn)中測(cè)得的溫度、應(yīng)變、聲發(fā)射響應(yīng)信號(hào)。圖9a給出了無(wú)缺口藥柱在試驗(yàn)全過(guò)程的溫度、應(yīng)變歷史，與前述數(shù)值模擬結(jié)果相比，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)和仿真得到的A點(diǎn)溫度結(jié)果吻合很好，該點(diǎn)應(yīng)變歷史也符合壓應(yīng)力到拉應(yīng)力的轉(zhuǎn)變過(guò)程，破壞時(shí)的拉伸應(yīng)變接近PBX 材料的斷裂應(yīng)變。圖9a 右圖是試樣斷裂前后的應(yīng)變和聲發(fā)射信號(hào)，數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)在12280 s 附近，應(yīng)變曲線出現(xiàn)了突跳，同時(shí)聲發(fā)射探頭接收到了接近100 dB 的信號(hào)，表明該時(shí)刻是藥柱發(fā)生熱沖擊斷裂的時(shí)刻。對(duì)比圖9a 左圖，可知12280 s 對(duì)應(yīng)的A點(diǎn)溫度為37.5 ℃，即試樣的臨界斷裂溫差為12.5 ℃，這與2.6 節(jié)計(jì)算得到的溫差12.6 ℃十分接近。

圖9 藥柱溫度沖擊試驗(yàn)的溫度-應(yīng)變-聲發(fā)射監(jiān)測(cè)信號(hào)Fig.9 Measurements of temperature，strain and AE signals on thermal shock experiments

圖9b 是帶R2 缺口的Φ100 mm×110 mm 藥柱溫度沖擊過(guò)程中的信號(hào)監(jiān)測(cè)結(jié)果。與無(wú)缺口藥柱明顯不同的是，缺口旁的應(yīng)變片信號(hào)在恒溫階段沒(méi)有回到零點(diǎn)，分析是由于缺口處的復(fù)雜應(yīng)力形成的約束效應(yīng)導(dǎo)致，如圖9b 左圖。藥柱斷裂前后的應(yīng)變-時(shí)間及聲發(fā)射幅值-時(shí)間如圖9b 右圖所示，易見(jiàn)12397 s 時(shí)應(yīng)變信號(hào)發(fā)生了第一次突變，同時(shí)有高幅值聲發(fā)射信號(hào)產(chǎn)生，說(shuō)明藥柱在該時(shí)刻發(fā)生了斷裂。進(jìn)一步，可得到12397 s 對(duì)應(yīng)的試樣缺口底部溫度為40.8 ℃，即對(duì)應(yīng)的斷裂溫差為9.2 ℃，與前述計(jì)算結(jié)果（8.3 ℃）相比誤差為11%。分析認(rèn)為一是由于缺口處的風(fēng)速下降，導(dǎo)致實(shí)際表面換熱系數(shù)降低，使得計(jì)算結(jié)果偏高；二是缺口處形成了更為明顯的三維應(yīng)力狀態(tài)，使得圖7 中第一強(qiáng)度準(zhǔn)則的估算誤差增大。該問(wèn)題的優(yōu)化還需要借助于炸藥多軸強(qiáng)度準(zhǔn)則的發(fā)展。

圖10 溫度沖擊后PBX 藥柱的破壞形貌Fig.10 Morphology of the PBX cylinders after thermal shock

圖10 為PBX（Φ100 mm×110 mm）藥柱及應(yīng)力集中效應(yīng)最為顯著的R2 缺口藥柱在破壞后的形貌。由圖10 可見(jiàn)兩種構(gòu)型藥柱均從側(cè)面中部起裂，并形成貫穿性裂紋，裂紋平直無(wú)分叉，符合簡(jiǎn)單拉伸破壞特征，與前述熱應(yīng)力分析結(jié)果一致。從斷面上看，破壞面較為光滑平坦，邊緣無(wú)收縮，屬于脆性斷裂，可以很好地與圖9 中藥柱斷裂現(xiàn)象對(duì)應(yīng)，即應(yīng)變急劇下降并且產(chǎn)生高幅值聲發(fā)射信號(hào)。

4 結(jié)論

（1）采用材料參數(shù)溫度相關(guān)的熱彈塑性模型可以較好的模擬帶缺口PBX 藥柱的熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力問(wèn)題。利用應(yīng)變-聲發(fā)射監(jiān)測(cè)可以準(zhǔn)確判定PBX 藥柱熱沖擊斷裂時(shí)刻及對(duì)應(yīng)的斷裂溫度，其特征為應(yīng)變曲線突變并且產(chǎn)生高幅值的聲發(fā)射信號(hào)。

（2）50 ℃起始溫度、10 ℃·min-1降溫 溫度沖擊下，PBX 藥柱產(chǎn)生較大內(nèi)外溫差，且在近表面區(qū)域溫度梯度最大，使藥柱側(cè)面中心位置受到拉伸熱應(yīng)力作用。該處預(yù)制的圓弧形缺口對(duì)熱應(yīng)力分布和大小有顯著影響，熱應(yīng)力大小受缺口半徑控制，R2 的缺口在對(duì)流條件下可以獲得約1.63 的最大應(yīng)力集中系數(shù)。

（3）本文試驗(yàn)條件下，PBX 藥柱熱沖擊破壞方式為脆性斷裂破壞，表現(xiàn)為表面拉伸熱應(yīng)力超過(guò)材料的拉伸強(qiáng)度而突然斷裂，試驗(yàn)得到的缺口圓柱與標(biāo)準(zhǔn)圓柱的臨界斷裂溫差分別為9.2 ℃和12.5 ℃，與數(shù)值模擬結(jié)果吻合良好。