張志杰，鄭鵬飛，陳 輝，蔡力勛

(1. 核工業(yè)西南物理研究院，成都 610041；2. 西南交通大學(xué)力學(xué)與工程學(xué)院，成都 610031；3. 長沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，長沙 410114)

硬度是材料局部抵抗硬物壓入其表面的能力，綜合反映了材料的基本力學(xué)性能、軟硬程度，因此常作為工程安全的重要指標(biāo)，材料力學(xué)性能評(píng)判的關(guān)鍵參數(shù)。金屬材料硬度的測(cè)試方法最早由Brinell 于1900 年代提出，給定載荷，使用硬質(zhì)鋼球壓入金屬鋼板，通過壓痕來表征材料的軟硬程度，即為布氏硬度[1]。隨后為了適用于不同種類材料檢測(cè)，研究者又提出了采用不同材料類型和幾何形狀的壓頭，如鋼或金剛石制成的球形、圓錐形、棱錐形壓頭通過壓入試樣表面，并由卸載后材料表面的殘余凹痕來定義多種硬度，包括維氏硬度[2]、勃氏硬度、努氏硬度和洛氏硬度[3]。長期以來，這些綜合表征材料彈塑性變形能力的標(biāo)準(zhǔn)硬度試驗(yàn)方法在材料科學(xué)和實(shí)際工程中得到廣泛應(yīng)用。

硬度既然能夠綜合地反映材料的力學(xué)性能，說明硬度與材料的單軸拉伸力學(xué)性能之間必然存在關(guān)系，大量的學(xué)者對(duì)此進(jìn)行研究。1945 年，Bishop等[4]將受圓錐壓頭作用下樣品的應(yīng)力-應(yīng)變分布場(chǎng)近似為球形，建立了壓頭名義載荷F 與彈性模量E、屈服強(qiáng)度σy和泊松比ν 之間的關(guān)系。對(duì)于理想彈塑性材料，有如下公式：

隨后，在1970 年，Johnson[5]指出處于彈塑性邊界材料的塑性位移與材料被壓頭壓入取代的體積相關(guān)。Cheng 和Cheng[6]也基于對(duì)壓痕尺寸的分析，發(fā)現(xiàn)了硬度與材料單軸拉伸性能參數(shù)之間的關(guān)系。對(duì)于圓錐形壓頭，名義硬度H 與屈服強(qiáng)度的關(guān)系可表示為：

式中：a 為壓入的接觸半徑(等于核心區(qū)半徑)；c 為塑性區(qū)半徑。同樣，對(duì)于球形壓頭，由于壓頭的幾何非線性，其名義硬度H 與材料屈服強(qiáng)度的關(guān)系表為：

除了這些理論分析，大部分硬度預(yù)測(cè)依賴于大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸。Tabor[7]提出了維氏硬度和抗拉強(qiáng)度的簡單倍數(shù)關(guān)系式，同時(shí)Tabor 指出這種關(guān)系適用于理想彈塑性材料，對(duì)于高應(yīng)變硬化指數(shù)材料預(yù)測(cè)結(jié)果有較大偏差。隨后大批研究人員提出了相似的經(jīng)驗(yàn)公式，Cahoon[8]建立了屈服強(qiáng)度和硬度間的關(guān)系式，而Pavlina 和Van Tyne[9]使用大范圍強(qiáng)度的非奧氏體鋼驗(yàn)證了Cahoon 的關(guān)系式；Shen 等[10]建立了金屬基復(fù)合材料的抗拉強(qiáng)度和硬度的關(guān)系。姚博[11]提出了一種金屬布氏硬度行為的數(shù)值模擬。但是這些關(guān)于硬度預(yù)測(cè)和轉(zhuǎn)換式大部分都是依賴于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸的經(jīng)驗(yàn)公式，適用范圍非常有限，計(jì)算參數(shù)較多、缺乏足夠的理論支持。

基于C-C 能量等效原理[12]，已推導(dǎo)出了球壓入載荷-位移關(guān)系參數(shù)與材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參數(shù)間的半解析公式[13]，通過單次的球壓入試驗(yàn)的載荷-位移關(guān)系曲線即可獲取材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線關(guān)系參數(shù)和強(qiáng)度。本文進(jìn)一步研究應(yīng)用，通過有限元計(jì)算的硬度試驗(yàn)曲線回歸得到與材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參數(shù)相關(guān)的硬度預(yù)測(cè)修正公式，建立冪率硬化材料硬度預(yù)測(cè)模型，在壓入法獲取材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的同時(shí)還可獲取其布氏、洛氏硬度值。并通過硬度試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的有效性和可靠性。

1 球壓入模型

基于C-C 能量等效假定[12]提出了關(guān)聯(lián)材料載荷、位移、球壓頭尺寸和Hollomon 本構(gòu)關(guān)系模型常數(shù)的半解析球壓入(semi-analytical spherical indentation, SSI)模型[13]。

對(duì)于滿足連續(xù)、均勻、各向同性、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系符合Hollomon 律的延性金屬材料，材料代表性體積單元(representative volume element, RVE)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可表為：

式中：K 為應(yīng)變硬化系數(shù)；n 為應(yīng)變硬化指數(shù)。

如圖1(a)和圖1(b)所示分別為布氏硬度和洛氏硬度試驗(yàn)原理示意圖。布氏硬度[1]定義為：對(duì)一定直徑的硬質(zhì)合金球施加規(guī)定載荷FB壓入試樣表面，經(jīng)規(guī)定保持時(shí)間后，卸除載荷FB，通過測(cè)定載荷FB與殘余壓痕面積之比表征布氏硬度；洛氏硬度[3]定義為：將硬質(zhì)合金球按圖1(b)所示分2 步壓入試樣表面，經(jīng)規(guī)定保持時(shí)間后，卸除主試驗(yàn)力F1，通過測(cè)量在初試驗(yàn)力F0作用下的殘余壓入深度hr來表征洛氏硬度。布氏、洛氏硬度值的計(jì)算公式為：

式中：HB 為布氏硬度；HRB 為洛氏硬度；DB為布氏硬度壓頭直徑；dB為布氏殘余壓痕的平均測(cè)量直徑；hr為殘余壓痕深度；常數(shù)η=0.102，k=130，S=0.002。

圖1 硬度示意圖Fig.1 Definitions of hardness

對(duì)球形壓頭施加至額定載荷F，壓入過程中，變形域內(nèi)每個(gè)代表性體積單元的應(yīng)變能密度值為連續(xù)的。根據(jù)積分中值定理和Von Mises 等效原理，整個(gè)變形域中至少存在一個(gè)點(diǎn)M 所在的代表性體積單元，其Von Mises 等效應(yīng)變能密度ueq|M等于變形域的應(yīng)變能密度平均值um，同時(shí)根據(jù)Hollomon 模型，式(4)積分化簡可得：

式中，V 為有效變形域體積。外載荷F 做的功為W，根據(jù)功能原理可得外力功W=U，因此有：

參考Meyer 律體現(xiàn)的載荷-深度冪律關(guān)系，對(duì)V、εeq|M與h 關(guān)系作如下冪函數(shù)假定：

式中：h*為特征長度；V*為特征體積，且V*=A*h*，A*為特征面積。特征體積、特征面積、特征長度旨在用于實(shí)現(xiàn)不同球直徑D 條件下載荷-深度關(guān)系的歸一化，取h*=D，A*=D2；k1、k2分別為有效體積系數(shù)和有效體積指數(shù)，k3、k4分別為有效應(yīng)變系數(shù)和有效應(yīng)變指數(shù)。將式(9)代入式(8)并化簡有：

外力功對(duì)深度求偏導(dǎo)數(shù)，即外力：

式中：k1、k2、k3、k4為可通過少量工況的有限元分析確定。對(duì)符合Hollomon 律材料的球壓入載荷-深度關(guān)系可由如下簡化方程式表達(dá)[14 ? 16]：

對(duì)比式(11)和式(12)，可得加載指數(shù)m0和加載曲率C 分別為：

在FEA 驗(yàn)證中發(fā)現(xiàn)，需要根據(jù)彈性模量E 和名義屈服強(qiáng)度σy對(duì)加載指數(shù)m0進(jìn)行修正。令T=σy/E 為無量綱修正自變量，mt為修正后的預(yù)測(cè)值，m0為不修正時(shí)的預(yù)測(cè)值。

對(duì)于鋁合金，彈性模量E∈(60 GPa～80 GPa)，則有：

對(duì)于鋼材，彈性模量E∈(180 GPa～220 GPa)，則有：

式中，t1、t2、t3、t4、t5為通過有限元確定的修正系數(shù)，如表1 所示。

表1 SSI 模型統(tǒng)一參數(shù)Table 1 Parameters of SSI model

SSI 模型適用于各向同性、冪律等向強(qiáng)化的連續(xù)均勻金屬材料，其有效性已被論證并發(fā)表于《力學(xué)學(xué)報(bào)》[13]，在此不再贅述。圖2 為兩種鋁合金和4 種鋼材使用壓頭直徑D=1.5875 mm 進(jìn)行球壓入試驗(yàn)獲取的載荷-位移曲線，每種材料有2 個(gè)試驗(yàn)壓入點(diǎn)，可見相互間重復(fù)性較好、材料較為均勻。

圖2 球壓入試驗(yàn)載荷-位移曲線Fig.2 Load-displacement curves of indentation test

使用SSI 模型預(yù)測(cè)獲取其單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖3 所示，可見預(yù)測(cè)結(jié)果良好。

圖3 SSI 模型測(cè)得應(yīng)力-應(yīng)變曲線與單軸拉伸對(duì)比Fig.3 Comparisons between predicted stress-strain curves by SSI model and those from uniaxial tension

2 硬度預(yù)測(cè)模型

聯(lián)立式(12)～式(15)，可得直徑為D 的球形壓頭在硬度規(guī)定試驗(yàn)力F 作用下對(duì)應(yīng)的總深度h 為：

式(16)即為球壓入載荷-深度關(guān)系模型，已知材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參數(shù)K 和n，即可預(yù)測(cè)壓入載荷-深度加載曲線。由此，建立硬度與材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線關(guān)系參數(shù)(彈性模量E、名義屈服強(qiáng)度σy、應(yīng)變硬化指數(shù)n)之間的半解析方程，通過壓入法[13]獲取材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線的同時(shí)可直接預(yù)測(cè)得到材料的硬度值。

2.1 布氏硬度預(yù)測(cè)模型

在布氏硬度規(guī)定載荷FB作用下，壓入總深度h 可分為彈性回復(fù)深度he和殘余深度hr：

使用Johnson[17]給出的球壓入純彈性公式預(yù)測(cè)彈性段深度he0：

式中：DB為球形壓頭直徑；ν 為受壓材料的泊松比。

聯(lián)立式(5)、式(16)和式(18)初步可得布氏硬度HB：

2.2 洛氏硬度預(yù)測(cè)模型

洛氏硬度HRB 尺標(biāo)下(壓頭為直徑D=1.5875 mm的硬質(zhì)合金球，初試驗(yàn)力F0=98.07 N，主試驗(yàn)力F1=882.6 N，總試驗(yàn)力Ft=F0+F1)，聯(lián)立洛氏硬度定義式(5)和球壓入載荷-深度冪律關(guān)系式(12)有：

式中，加載指數(shù)m 和加載曲率C 可根據(jù)式(13)求解。不考慮總試驗(yàn)力Ft在卸載到初試驗(yàn)力F0過程的彈性回復(fù)，認(rèn)為此時(shí)hr=h，則洛氏硬度為：

3 硬度預(yù)測(cè)模型參數(shù)的確定方法

3.1 球壓載荷-深度模型驗(yàn)證

運(yùn)用ANSYS 14.5 設(shè)計(jì)如圖4 所示的有限元軸對(duì)稱模型，假設(shè)球形壓頭(材質(zhì)為硬質(zhì)碳化鎢)彈性模量E1=600 GPa，泊松比ν=0.3；試樣材料連續(xù)、均勻、各向同性，遵循Von Mises 屈服準(zhǔn)則，且滿足Hollomon 冪硬化模型，其彈性模量設(shè)置為E2=70 GPa 和200 GPa，名義屈服強(qiáng)度σy分別為200 MPa、400 MPa、600 MPa、800 MPa、1000 MPa，應(yīng)變硬化指數(shù)n 分別為0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35 且間距為0.05。試樣接觸面采用Contact 172 接觸單元，接觸區(qū)域應(yīng)力較為集中，因此網(wǎng)格劃分較密，而遠(yuǎn)離接觸區(qū)域的相對(duì)稀疏，便于減少計(jì)算成本。模擬壓頭直徑D=1.5875 mm，壓入最大深度為0.07 mm，二維軸對(duì)稱模型中壓頭與材料之間為線-線接觸，采用Coulomb 摩擦模型，摩擦系數(shù)f=0.15。

圖4 球壓入有限元軸對(duì)稱模型Fig.4 Axisymmetric FEA model under spherical indenter loading

該有限元模型由32 383 個(gè)節(jié)點(diǎn)和10 755 個(gè)單元組成。為驗(yàn)證網(wǎng)格的疏密程度是否對(duì)計(jì)算結(jié)果造成影響，將網(wǎng)格加密進(jìn)行計(jì)算。如圖5 所示為不同網(wǎng)格密度計(jì)算得到的無量綱載荷-深度曲線，結(jié)果表明使用原1 倍網(wǎng)格密度已經(jīng)滿足計(jì)算要求。

圖5 網(wǎng)格尺寸對(duì)載荷-深度曲線的影響Fig.5 Effect of grid size on load-depth curves

為驗(yàn)證摩擦系數(shù)是否對(duì)計(jì)算結(jié)果造成影響，在上述模型參數(shù)基礎(chǔ)上，變化不同摩擦系數(shù)進(jìn)行驗(yàn)證計(jì)算。如圖6 所示為不同摩擦系數(shù)計(jì)算得到的載荷-深度曲線，結(jié)果表明摩擦系數(shù)f 在0.05～0.50范圍內(nèi)對(duì)計(jì)算結(jié)果無明顯影響，可采用摩擦系數(shù)f=0.15。

為實(shí)現(xiàn)驗(yàn)證的曲線與材料的本構(gòu)參數(shù)K 無關(guān)，定義無量綱化載荷F*：

將球壓入載荷-深度關(guān)系模型式(19)預(yù)測(cè)的載荷-深度關(guān)系曲線與有限元軸對(duì)稱模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證對(duì)比，如圖7 所示，可見使用壓入載荷-深度關(guān)系模型預(yù)測(cè)壓入加載段的載荷-深度關(guān)系效果良好，同時(shí)說明對(duì)于名義屈服強(qiáng)度σy在200 MPa～1000 MPa 的材料預(yù)測(cè)模型均適用。

圖6 摩擦系數(shù)f 對(duì)載荷-深度曲線的影響Fig.6 Effect of friction coefficient on load-depth curves

3.2 布氏硬度預(yù)測(cè)模型參數(shù)確定

在球壓入載荷-深度模型參數(shù)驗(yàn)證的有限元軸對(duì)稱模型基礎(chǔ)上進(jìn)行計(jì)算參數(shù)更改，進(jìn)行硬度試驗(yàn)?zāi)M。對(duì)于布氏硬度選取HBW1/30 尺標(biāo)，模擬壓頭直徑DB=1 mm，壓入規(guī)定載荷FB=294.2 N，則施加均布力載荷374.58 N/mm2于壓頭上進(jìn)行加卸載計(jì)算(卸載至載荷為0)。

對(duì)比FEA 計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，純彈性公式(18)預(yù)測(cè)的彈性深度he0與FEA 計(jì)算卸載后的彈性回復(fù)深度值het之間存在一定誤差，而誤差與材料應(yīng)變硬化指數(shù)n 和名義屈服應(yīng)變T=σy/E 相關(guān)，如圖8所示。

由圖8 可見，令應(yīng)變硬化指數(shù)n 和名義屈服應(yīng)變T=σy/E 作為修正自變量，分步確定彈性深度預(yù)測(cè)誤差與n 和T 的關(guān)系系數(shù)，使用式(23)進(jìn)行擬合：

式中：he0為式(18)計(jì)算彈性深度；het為FEA 計(jì)算彈性深度；z1、z2為過程修正系數(shù)；e1、e2、e3、e4為彈性深度het的最終修正系數(shù)。

將式(13)和式(23)聯(lián)立即得修正后的彈性深度het：

圖7 預(yù)測(cè)載荷-深度關(guān)系與FEA 結(jié)果比較Fig.7 Comparisons of predicted load-depth curves and those from FEA

聯(lián)立式(19)和式(24)，得到布氏硬度預(yù)測(cè)(Brinell hardness prediction, BHP)模型。

圖8 布氏硬度彈性深度預(yù)測(cè)誤差擬合曲線Fig.8 Fitting elastic depth-n and T relations

式中，e1、e2、e3、e4可通過有限元分析計(jì)算確定，如表2 所示。

表2 預(yù)測(cè)布氏硬度HB 統(tǒng)一系數(shù)Table 2 Parameters of predicted Brinell hardness

3.3 洛氏硬度預(yù)測(cè)模型參數(shù)

對(duì)于洛氏硬度選取HRB 尺標(biāo)，模擬壓頭直徑D=1.5875 mm，壓入初載荷F0=98.07 N，總載荷Ft=980.7 N，施加均布力載荷495.2 N/mm2于壓頭上進(jìn)行加載計(jì)算，再施加均布力載荷49.52 N/mm2于壓頭上卸載到98.07 N。

如圖9 所示，為式(21)預(yù)測(cè)的大范圍材料洛氏硬度值與FEA 計(jì)算硬度值。

圖9 洛氏硬度預(yù)測(cè)誤差Fig.9 Prediction error of Rockwell hardness

由圖8 可見預(yù)測(cè)值與真實(shí)值之間存在明顯誤差，但兩者呈良好的線性規(guī)律，因此可通過線性修正排除彈性回復(fù)對(duì)預(yù)測(cè)結(jié)果的影響：

式(26)為洛氏硬度預(yù)測(cè)(Rockwell hardness prediction, RHP)模型，式中，r1、r2為修正系數(shù)，如表3 所示。

表3 預(yù)測(cè)洛氏硬度HRB 統(tǒng)一系數(shù)Table 3 Parameters of predicted Rockwell hardness

4 硬度預(yù)測(cè)模型驗(yàn)證

4.1 布氏硬度預(yù)測(cè)模型FEA 驗(yàn)證

如圖10 所示，給出了大范圍材料(彈性模量為E2=70 GPa 和200 GPa，名義屈服強(qiáng)度σy為200 MPa～1000 MPa 且間距為100 MPa，應(yīng)變硬化指數(shù)n 為0.10～0.35 且間距為0.05)通過布氏硬度預(yù)測(cè)模型獲取的硬度值與FEA 計(jì)算值的對(duì)比，直觀地反映出布氏硬度預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性。

由圖10(a)和圖10(b)可見：1)名義屈服強(qiáng)度σy固定時(shí)，應(yīng)變硬化指數(shù)n 越靠近給定范圍的兩端，模型預(yù)測(cè)誤差越大；2)應(yīng)變硬化指數(shù)n 固定時(shí)，名義屈服強(qiáng)度σy越靠近給定范圍的兩端，模型預(yù)測(cè)誤差越大。

由圖10(c)和圖10(d)可見：硬度值在靠近中間范圍的材料預(yù)測(cè)效果更好，往兩邊預(yù)測(cè)效果逐漸變差。

4.2 洛氏硬度預(yù)測(cè)模型FEA 驗(yàn)證

圖11 給出了大范圍材料(彈性模量為E=70 GPa和200 GPa，名義屈服強(qiáng)度σy為200 MPa ～1000 MPa 且間距為200 MPa，應(yīng)變硬化指數(shù)n 為0.10～0.35 且間距為0.05)通過洛氏硬度預(yù)測(cè)模型獲取的洛氏硬度值與FEA 計(jì)算值的對(duì)比，直觀地反映出洛氏硬度預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性。

由圖11(a)和圖11(b)可見：1) 隨著名義屈服強(qiáng)度σy增大，洛氏硬度對(duì)材料的名義屈服強(qiáng)度σy和應(yīng)變硬化指數(shù)n 的變化逐漸不敏感；2) 洛氏硬度預(yù)測(cè)模型誤差對(duì)材料名義屈服強(qiáng)度σy和應(yīng)變硬化指數(shù)n 的變化不敏感。

圖10 預(yù)測(cè)布氏硬度值與FEA 結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparisons of predicted Brinellhardness and those from FEA

由圖11(c)和圖11(d)可見：對(duì)于鋁合金，洛氏硬度值在材料給定范圍內(nèi)預(yù)測(cè)效果良好；對(duì)于鋼材，洛氏硬度值越大預(yù)測(cè)效果越差。

4.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

如圖12 所示，采用沈陽天星布、洛一體硬度計(jì)(PHR-100 型)進(jìn)行硬度試驗(yàn)驗(yàn)證。1) 布氏硬度[1]：進(jìn)行標(biāo)尺HBW 1/30 的布氏硬度試驗(yàn)，選取壓頭直徑D=1 mm 的硬質(zhì)鎢鋼球壓頭，F(xiàn)B=294.2 N；2) 洛氏硬度[2]：進(jìn)行HRB 尺標(biāo)的洛氏硬度試驗(yàn)，選取壓頭直徑D=1.5875 mm 的硬質(zhì)合金球，初試驗(yàn)力F0=98.07 N，主試驗(yàn)力F1=882.6 N，總試驗(yàn)力Ft=F0+F1。

圖11 預(yù)測(cè)洛氏硬度值與FEA 結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparisons of predicted Rockwell hardness and those from FEA

圖12 布、洛一體硬度計(jì)(PHR-100)Fig.12 Brinell and Rockwell Hardness tester (PHR-100)

先測(cè)試配套標(biāo)準(zhǔn)硬度塊硬度值，測(cè)試結(jié)果達(dá)到標(biāo)稱值誤差要求再進(jìn)行硬度測(cè)試。每種材料進(jìn)行3 次壓入試驗(yàn)，由于系統(tǒng)誤差的影響，去掉第一次壓入的試驗(yàn)結(jié)果，取后兩次試驗(yàn)平均值作為測(cè)試結(jié)果。

如表4 和表5 所示，分別為6 種材料[13]布氏硬度、洛氏硬度的試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比，可見模型預(yù)測(cè)結(jié)果良好。

Cheng 和Cheng[18]指出，由于試樣在壓痕周圍的表面會(huì)出現(xiàn)隆起(pile-up)或下沉(sink-in)現(xiàn)象，影響接觸面積的準(zhǔn)確測(cè)量，從而影響試驗(yàn)硬度值的計(jì)算。Cheng 和Cheng 通過量綱分析得到接觸深度hc與壓入深度h、材料性能參數(shù)σy/E 和n 之間的關(guān)系表明：在σy/E 較低時(shí)，接觸深度hc小于壓入深度h，則預(yù)測(cè)硬度值會(huì)偏小于試驗(yàn)值，這與本文的預(yù)測(cè)結(jié)果誤差吻合。

表4 不同材料布氏硬度的預(yù)測(cè)結(jié)果Table 4 Predictions of Brinell hardness for different materials

表5 不同材料洛氏硬度的預(yù)測(cè)結(jié)果Table 5 Predictions of Rockwell hardness for different materials

5 結(jié)論

本文從球壓入加載段載荷-深度曲線與材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線的關(guān)系入手，建立了兩者之間的半解析表達(dá)式。同時(shí)結(jié)合卸載段深度預(yù)測(cè)公式，最終提出了金屬材料布氏、洛氏硬度預(yù)測(cè)模型。分析對(duì)比結(jié)果支持以下結(jié)論：

(1) 本文基于C-C 能量等效原理提出了金屬材料布氏、洛氏硬度預(yù)測(cè)模型，模型參數(shù)少，公式簡單，預(yù)測(cè)結(jié)果精準(zhǔn)。

(2) 采用涵蓋較大范圍延性材料的有限元計(jì)算和針對(duì)6 種金屬材料的試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了布氏、洛氏硬度預(yù)測(cè)模型的有效性和準(zhǔn)確度。

(3) 由于隆起(pile-up)或下沉(sink-in)效應(yīng)導(dǎo)致30Cr 的布氏硬度和6061Al 的洛氏硬度預(yù)測(cè)效果稍差。

(4) 硬度預(yù)測(cè)模型簡便有效，結(jié)合球壓入半解析模型，進(jìn)行單次球壓入試驗(yàn)即可獲取材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線、強(qiáng)度和布氏、洛氏硬度，進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)一次壓入試驗(yàn)便知多個(gè)力學(xué)性能的簡便測(cè)試。