伍星星,孟利平,劉建湖,王海坤,張倫平
(中國船舶科學(xué)研究中心,江蘇 無錫 214082)
艦船在爆炸沖擊載荷下的毀傷破壞是工程人員較為關(guān)注的問題[1],獲取船用材料損傷斷裂特性對于艦船抗爆評估、優(yōu)化設(shè)計(jì)等具有重要的意義。
金屬材料的損傷特性與應(yīng)力狀態(tài)存在很強(qiáng)的關(guān)系,應(yīng)力三軸度是應(yīng)力狀態(tài)的一種重要表征方式。現(xiàn)階段材料損傷特性的研究基本集中在應(yīng)力三軸度方面,爆炸沖擊領(lǐng)域應(yīng)用較為廣泛的JC 失效模型[2]專門采用D1、D2、D3三個(gè)參數(shù)來表征應(yīng)力三軸度對失效應(yīng)變影響。Borvik、Wierzbicki 等[3-6]通過開展系列扭轉(zhuǎn)、壓縮、拉伸等不同類型試件,給出了Weldox460E、6061-T6、2024-T351等材料失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度之間的關(guān)系,并采用建立的參數(shù)模型用于侵徹計(jì)算,得到的仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好;李營等[7]通過設(shè)計(jì)改進(jìn)的Arcan 夾具,并利用DIC 測量技術(shù),進(jìn)一步分析了拉剪應(yīng)力狀態(tài)下材料失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度之間的關(guān)系;郭子濤等[8]通過平板剪切試驗(yàn)、平板缺口拉伸試驗(yàn),擬合得到了低碳鋼Q235 失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度之間的關(guān)系,失效參數(shù)得到了Taylor 桿撞擊試驗(yàn)驗(yàn)證?,F(xiàn)有對應(yīng)力三軸度的研究基本是為獲取失效準(zhǔn)則擬合參數(shù),關(guān)于應(yīng)力三軸度對失效應(yīng)變深層次影響機(jī)理,尤其是微觀角度的影響機(jī)理鮮有報(bào)道,對用于開展試驗(yàn)的各類試件的破壞機(jī)理分析也較少。
本文針對典型船用鋼,設(shè)計(jì)了不同應(yīng)力三軸度力學(xué)性能試驗(yàn)試件并開展了相關(guān)試驗(yàn),試驗(yàn)后利用電鏡掃描對各類試件進(jìn)行斷口觀察,從微觀角度分析其破壞機(jī)理,同時(shí)借助數(shù)值仿真手段對各類試件破壞過程進(jìn)行分析,二者共同揭示了應(yīng)力三軸度對船用鋼斷裂影響機(jī)理?;谠囼?yàn)獲取的數(shù)據(jù)建立了船用典型材料失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度之間的關(guān)系,為后續(xù)艦船抗爆評估提供依據(jù)。
本文選取低碳鋼Q345B、高強(qiáng)鋼921A作為船用鋼代表,開展不同應(yīng)力三軸度下材料斷裂力學(xué)性能試驗(yàn),試驗(yàn)類型主要包括光滑圓棒拉伸、缺口圓棒拉伸、扭轉(zhuǎn)和壓縮等,各類試件尺寸見圖1,制作標(biāo)準(zhǔn)參照GB/T 228-2002。缺口拉伸試件半徑R有2 mm、6 mm、8 mm 和18 mm 等四種,試件拉伸試驗(yàn)在國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室的WDW-100D III微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上開展,在試件標(biāo)距段安裝引伸計(jì),引伸計(jì)標(biāo)距為50 mm,量程為25 mm。扭轉(zhuǎn)試件試驗(yàn)在國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室的NDW-500Ⅲ微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,采用專用扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)夾具,試驗(yàn)機(jī)的兩夾頭之一可以沿軸向自由移動(dòng),對試件無附加軸向力,兩夾頭保持同軸。壓縮試件試驗(yàn)在國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室的WDW-100DⅢ微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,試件與試驗(yàn)機(jī)的接觸面預(yù)制倒角,避免試驗(yàn)時(shí)試件接觸面邊緣產(chǎn)生應(yīng)力集中。每類試件均進(jìn)行5次重復(fù)試驗(yàn),以保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性。
圖1 各類試件尺寸示意圖Fig.1 Dimension of different specimens
船用鋼Q345B 和921A 為典型延性金屬,兩種材料斷裂力學(xué)性能試驗(yàn)后變形破壞模式基本一致,本節(jié)主要以921A材料為例進(jìn)行說明。921A鋼各類試件試驗(yàn)后形貌如圖2所示,各類試件斷口剖面如圖3所示。
圖2 試驗(yàn)后各類試件示意圖(921A鋼)Fig.2 Different specimens after testing(921A)
圖3 各類試件斷口示意圖(921A鋼)Fig.3 Schematic of fracture of samples
對于拉伸試件,共計(jì)開展了5類不同規(guī)格拉伸試件,主要包含光滑試件、四種不同缺口半徑試件,其中缺口半徑主要用于改變試件應(yīng)力三軸度,半徑越小,試件應(yīng)力三軸度越大(光滑可視為無限大缺口半徑)。拉伸試件斷裂位置剖面凹凸不平,為典型延性金屬微孔洞聚集型破壞模式,試件起始斷裂位置為試件中心。斷裂前拉伸試件的塑性變形基本集中在斷口附近區(qū)域,且應(yīng)力三軸度對變形區(qū)域范圍存在較大的影響,當(dāng)試件所處應(yīng)力三軸度越大時(shí),塑性變形區(qū)域就越小。這主要是由于應(yīng)力三軸度增大時(shí),材料的滑移變形約束阻力增大,塑性變形更加困難。尤其需要值得注意的是,對于光滑拉伸試件,試件在斷裂前會(huì)先產(chǎn)生明顯的頸縮變形,進(jìn)入頸縮階段后變形基本集中在頸縮的局部區(qū)域,頸縮以外區(qū)域?qū)⒉粫?huì)再發(fā)生進(jìn)一步變形。試件的頸縮變形與材料的應(yīng)變強(qiáng)化能力直接相關(guān),當(dāng)材料應(yīng)變強(qiáng)化所增加的滑移阻力不足以抵消橫截面變細(xì)的影響時(shí)即產(chǎn)生頸縮,因此應(yīng)變強(qiáng)化能力越弱,試件就越早進(jìn)入頸縮變形。由于921A 鋼的應(yīng)變強(qiáng)化能力小于Q345B 鋼,921A 鋼必定提前進(jìn)入頸縮階段,因此試驗(yàn)中921A鋼的均勻延伸率要低于Q345B鋼。
對于扭轉(zhuǎn)試件,斷裂從試件外表面開始,斷口較為平整,但斷口位置具有一定的隨機(jī)性,如圖2(b)所示。扭轉(zhuǎn)過程中試件變形較為均勻,921A鋼斷裂時(shí)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角約45 rad,Q345B鋼約35 rad。
對于壓縮試件,試驗(yàn)中兩種材料試件均未出現(xiàn)典型的45°方向裂紋,兩種材料試件均未發(fā)生破壞,但在壓縮過程中由于試件兩端與試驗(yàn)機(jī)壓頭的摩擦作用力,試件被壓縮成圓鼓狀,如圖3(g)所示,最終921A鋼壓縮率為59%,Q345B鋼壓縮率為63%。
圖4 是應(yīng)力三軸度對材料強(qiáng)度影響規(guī)律示意圖,屈服強(qiáng)度比值、極限強(qiáng)度比值是指各缺口拉伸試件的材料屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度與光滑拉伸試件的比值。隨著應(yīng)力三軸度增加,兩種材料均表現(xiàn)出明顯的應(yīng)力三軸度強(qiáng)化效應(yīng),對于R=2 mm缺口試件,Q345B鋼屈服強(qiáng)度較光滑拉伸試件可提高1.42 倍,而921A 可高達(dá)1.44 倍;Q345B 鋼極限強(qiáng)度較光滑拉伸試件可提高1.37倍,而921A 可高達(dá)1.47倍。這主要是由于應(yīng)力三軸度增大使材料滑移變形約束阻力增加,造成塑性變形更加困難,從而引起屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度增加。
圖4 應(yīng)力三軸度對材料強(qiáng)度的影響Fig.4 Influence of stress triaxiality on material strength
表1是船用典型鋼Q345B和921A鋼拉伸試件所獲取的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試件斷裂應(yīng)變主要依據(jù)斷裂前后試件截面積獲取,計(jì)算公式如下:
式中,d0是試件最小截面的原始直徑,d是試件的斷口直徑。
表1 數(shù)據(jù)表明,對于拉伸試件,兩種鋼的斷裂延伸率和端面收縮率隨試件應(yīng)力三軸度的增加(缺口半徑減小)而減小,材料失效應(yīng)變隨著應(yīng)力三軸度的增加而減小,這與傳統(tǒng)認(rèn)知基本一致。主要原因是應(yīng)力三軸度的增加導(dǎo)致試件屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度的增加,從而引起局部區(qū)域過高的應(yīng)力集中,加速材料孔洞聚集成形,從而提早發(fā)生斷裂。
表1 材料拉伸試件的斷裂性能數(shù)據(jù)Tab.1 Experimental data of tension specimens
圖5~6 分別為兩種船用鋼Q345B 和921A 鋼試件斷口電鏡掃描示意圖。對于拉伸試件,兩種材料試件斷口形貌基本相似,試件斷口主要由中間的纖維區(qū)、外部剪切唇區(qū)域組成,放射區(qū)相對而言不明顯,幾乎看不見。由此可看出兩種鋼具備十分良好的塑性,試件斷裂基本是在中心處產(chǎn)生,隨后向外擴(kuò)展。比較光滑圓棒和帶缺口試件纖維區(qū)與剪切唇的相對比例,可知光滑圓棒斷口剪切唇所占比例遠(yuǎn)比缺口試件的大,且隨著缺口半徑的減小,剪切唇比例有下降的趨勢。導(dǎo)致該現(xiàn)象的原因主要是缺口試件應(yīng)力三軸度越大,更有利于孔洞的形成與長大,使得中心較大區(qū)域均產(chǎn)生孔洞,從而使得缺口試件更易產(chǎn)生斷裂。對斷口中心纖維區(qū)及靠近剪切唇的交界部位進(jìn)行局部電鏡掃描放大觀察可看出,中心纖維區(qū)形成了大量近似等軸韌窩,在尺寸較大的韌窩底部還可觀察到雜質(zhì)或第二相粒子(紅色圓標(biāo)示),大韌窩周邊分布有許多小韌窩,可見孔洞首先形核于雜質(zhì)或第二項(xiàng)粒子處,在拉應(yīng)力作用下孔洞沿三個(gè)方向以基本相等的速率長大,長大過程中還會(huì)誘發(fā)周邊小孔洞形核,形成所謂二次韌窩。隨著應(yīng)力三軸度的增加(缺口試件半徑的減?。?,韌窩尺寸呈現(xiàn)增大但深度變淺的趨勢,這主要是由于應(yīng)力三軸度的增大促進(jìn)了孔洞的快速長大,使得孔洞間的基體材料來不及充分塑性變形就發(fā)生了斷裂。纖維區(qū)與剪切唇交界處也有韌窩形成,但與中心區(qū)比較,韌窩的大小和數(shù)量明顯減小,部分區(qū)域已觀察不到韌窩,而出現(xiàn)較光滑的解理面或剪切面。
圖5 921A鋼試件斷口電鏡掃描觀察示意圖Fig.5 Fractographs of different specimens of 921A metal material
圖6 Q345B鋼試件斷口電鏡掃描觀察示意圖Fig.6 Fractographs of different specimens of Q345B metal material
圓棒扭轉(zhuǎn)試件斷口的宏觀形貌較平滑,與軸線垂直,屬于典型的剪切斷裂特征。斷口中心區(qū)放大圖可見有較小而淺的韌窩,說明該處受到了一定的拉應(yīng)力作用,向外韌窩消失,出現(xiàn)“漣波”花樣,隨著變形程度的加深,到外部區(qū)漣波花樣平坦化,形成較光滑的剪切面,可見試件是在切應(yīng)力作用下發(fā)生了斷裂,整個(gè)斷面由剪切斷裂機(jī)制主導(dǎo)。
本節(jié)主要借助有限元分析軟件Abaqus對各類試件的斷裂過程進(jìn)行分析,重點(diǎn)獲取各類試件斷裂過程中應(yīng)力三軸度的變化過程,結(jié)合試驗(yàn)中得到的數(shù)據(jù)及破壞模式,進(jìn)一步從深層次機(jī)理方面揭示應(yīng)力三軸度對材料斷裂破壞的影響。光滑圓棒、缺口試件、扭轉(zhuǎn)試件、壓縮試件均采用二維軸對稱模型,模型一端固定,另一端施加位移或者轉(zhuǎn)角載荷。試件有限元計(jì)算模型如圖7 所示,試件單元尺寸、參數(shù)設(shè)置與文獻(xiàn)[9]保持一致,為保證計(jì)算結(jié)果可信,計(jì)算輸出的載荷位移曲線與試驗(yàn)曲線需基本一致,具體方法見文獻(xiàn)[9]。
圖7 試件有限元模型Fig.7 Simulation model of different specimens
計(jì)算發(fā)現(xiàn),船用鋼Q345B 鋼和921A 鋼試件斷裂過程中應(yīng)力三軸度變化過程基本一致,本節(jié)主要以921A鋼試件進(jìn)行分析。
圖8(a)為壓縮試件受載過程中典型位置應(yīng)力三軸度變化過程示意圖。對于壓縮試件,選取壓縮后直徑最大截面處中心、表面單元作為典型單元。中心處單元基本處于壓縮狀態(tài),對應(yīng)的應(yīng)力三軸度從最初的-0.33最低下降至-0.65左右,而表面單元應(yīng)力狀態(tài)變化較復(fù)雜,從最初的單向受壓狀態(tài)依次轉(zhuǎn)變?yōu)閴杭?、拉剪狀態(tài),應(yīng)力三軸度基本處于不斷上升的過程。相比而言,壓縮試件在外表面更易形成撕裂破壞,這與傳統(tǒng)壓縮試驗(yàn)中觀察到的沿表面45°撕裂破壞試驗(yàn)現(xiàn)象基本吻合。圖8(b)是壓縮試件初始時(shí)刻、斷裂時(shí)刻應(yīng)力三軸度在最大截面處分布示意圖,橫坐標(biāo)R*表示斷面上點(diǎn)到中心距離與斷面半徑比值,為無量綱參數(shù)。初始時(shí)刻斷面處于單向壓縮狀態(tài),應(yīng)力三軸度值為-0.33,但在斷裂時(shí)刻,斷面各處應(yīng)力三軸度均不盡相同,中心位置仍處在壓縮狀態(tài),而外表面處在拉剪應(yīng)力狀態(tài)??煽闯鰤嚎s試件各位置在壓縮過程中應(yīng)力三軸度處的不斷變化過程,最終斷裂時(shí)刻應(yīng)力狀態(tài)分布也不均勻。試件在壓縮過程中雖然承受著軸向壓力,但最終斷裂的形成可能是由拉剪形成的。
圖8 壓縮試件應(yīng)力三軸度變化(921A)Fig.8 Variation of stress triaxiality with displacement and R*of compressed specimen(921A)
圖9為扭轉(zhuǎn)試件受載過程中應(yīng)力三軸度變化過程示意圖。從典型位置應(yīng)力三軸度變化過程及最終斷裂時(shí)刻應(yīng)力軸度分布來看,圓棒型扭轉(zhuǎn)試件各處位置基本處于剪切狀態(tài)。試件外表面由于塑性應(yīng)變較大,因此破壞基本從外表面開始,與試驗(yàn)結(jié)果吻合。
圖9 扭轉(zhuǎn)試件應(yīng)力三軸度變化(921A)Fig.9 Variation of stress triaxiality with displacement and R*of torsion specimen(921A)
圖10為拉伸試件受載過程中應(yīng)力三軸度變化過程示意圖,選取光滑拉伸試件、R=8 mm 缺口拉伸為例進(jìn)行說明。對于光滑拉伸試件,在試件產(chǎn)生頸縮之前,斷面各位置應(yīng)力三軸度基本一致,為單軸拉伸狀態(tài)。產(chǎn)生頸縮后,試件的塑性變形基本集中在頸縮區(qū)域,試件的受力狀態(tài)開始趨于復(fù)雜,中心位置處單元應(yīng)力三軸度逐漸增加,而邊界處位置應(yīng)力三軸度卻逐漸下降,試件斷裂時(shí)刻試件應(yīng)力三軸度從中心位置向邊界逐漸減小,塑性應(yīng)變分布亦沿著中心位置向邊界逐漸減小,試件從中心位置處開始破壞,這與光滑拉伸試件電鏡掃描結(jié)果基本吻合。對于缺口試件,以R=8 mm缺口試件為例,缺口的存在改變了試件初始應(yīng)力三軸度分布,從中心位置逐漸向邊界減小。試件進(jìn)入塑性變形階段后,中心位置應(yīng)力三軸度快速上升,而后緩慢增加,而邊界位置處中心應(yīng)力三軸度快速下降,隨后緩慢增加。試件塑性變形主要集中在缺口位置,試件斷裂時(shí)刻斷面位置應(yīng)力三軸度分布規(guī)律與光滑拉伸基本一致,從中間逐漸向邊界減小,試件的斷裂從中心位置開始,與試驗(yàn)結(jié)果吻合。
圖10 典型拉伸試件應(yīng)力三軸度變化(921A鋼)Fig.10 Variation of stress triaxiality with displacement and R*of tension specimen(921A)
各試件在受載過程中斷面處應(yīng)力三軸度處于不斷變化的過程,破壞點(diǎn)起始位置若采用初始應(yīng)力三軸度、斷裂時(shí)刻應(yīng)力三軸度進(jìn)行表征將引起較大誤差,采用整個(gè)應(yīng)力狀態(tài)的平均值較為恰當(dāng),平均應(yīng)力三軸度可參考文獻(xiàn)中的計(jì)算公式:
式中,εf為失效應(yīng)變,ηavg為平均應(yīng)力三軸度。
圖11為Q345B和921A鋼失效應(yīng)變與起始斷裂點(diǎn)位置平均應(yīng)力三軸度之間的關(guān)系示意圖,壓縮試件由于未出現(xiàn)破壞,因此未計(jì)及。兩種鋼材料失效應(yīng)變基本上隨著應(yīng)力三軸度的增加而減小,采用JC失效模型中應(yīng)力三軸度表達(dá)式進(jìn)行最小二乘法擬合,得到如下表達(dá)式:
圖11 船用鋼材料失效應(yīng)變與平均應(yīng)力三軸度之間關(guān)系Fig.11 Variation of failure strain of stress triaxiality with average stress triaxiality for Q345B and 921A
對于Q345B鋼,εf= 1.73 - 0.28exp(1.13ηavg);
對于921A鋼,εf= 2.23 - 0.43exp(1.08ηavg)。
此外,對比兩種鋼失效應(yīng)變、平均應(yīng)力三軸度還可發(fā)現(xiàn):
(1)對于同尺寸拉伸試件,921A 鋼材料破壞起始位置平均應(yīng)力三軸度較Q345B 鋼大,Bao 等[3]提出的平均應(yīng)力三軸度修正公式并不適用于任何金屬材料。
(2)依據(jù)試驗(yàn)及擬合結(jié)果,高強(qiáng)鋼921A斷裂應(yīng)變較低碳鋼Q345B要大,這與傳統(tǒng)認(rèn)知存在一定的差異。其原因主要是921A 鋼應(yīng)變強(qiáng)化能力弱,在受載過程中更易進(jìn)入頸縮階段,之后頸縮位置由于應(yīng)力集中,塑性應(yīng)變急劇擴(kuò)大。相較而言,在相同變形條件下,921A 鋼最大塑性應(yīng)變要高于Q345B鋼。因此,試驗(yàn)中雖然921A鋼斷裂應(yīng)變要大于Q345B鋼,但其延伸率要低于Q345B鋼。由此看來,傳統(tǒng)認(rèn)知的金屬強(qiáng)度越高,失效應(yīng)變越小的觀點(diǎn)是片面的。
Bai 和Wierzbichi 等[3]在對2024-T351 材料進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn),當(dāng)應(yīng)力三軸度小于0 時(shí),失效應(yīng)變隨著應(yīng)力三軸度的增加而減小,但當(dāng)應(yīng)力三軸度位于區(qū)間(0,0.4)時(shí),失效應(yīng)變隨著應(yīng)力三軸度的增加而增加,當(dāng)應(yīng)力三軸度大于0.4時(shí),失效應(yīng)變隨著應(yīng)力三軸度的增加而減小,如圖12(a)所示,材料在低應(yīng)力三軸度區(qū)間的行為稱為“斷崖現(xiàn)象”。類似試驗(yàn)現(xiàn)象在文獻(xiàn)中也被發(fā)現(xiàn)[10-11],李營等[11]指出“斷崖現(xiàn)象”是由于不用Lode 參數(shù)(分別為1 和-1)時(shí),η-εf曲線是交錯(cuò)形成的。但依據(jù)本文的試驗(yàn)結(jié)果來看,船用鋼Q345B和921A卻并未出現(xiàn)類似的“斷崖現(xiàn)象”,即斷裂失效應(yīng)變基本是隨著應(yīng)力三軸度的增加而減小,其原因主要有:
(1)觀察到“斷崖現(xiàn)象”的試驗(yàn)中,剪切試驗(yàn)采用的是平板剪切試件,一方面該類型試件在拉伸過程中并非一直處于純剪狀態(tài),從斷裂起始位置的受力狀態(tài)來看,其本質(zhì)是拉剪破壞,但部分學(xué)者僅簡單地當(dāng)做純剪切破壞。另一方面該類試件所獲取的斷裂應(yīng)變與試件板厚具有很大的關(guān)系,試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有很大的離散性。而本文采用的圓棒扭轉(zhuǎn)試件,試件起始破裂位置基本處于純剪狀態(tài)。
(2)應(yīng)力三軸度反映的是平均應(yīng)力與第二不變量的關(guān)系,難以完全表征材料所處的應(yīng)力狀態(tài),需結(jié)合Lode參數(shù)聯(lián)合表征。對于各類型試件,尤其是圓棒型試件和平板試件,兩種試件通過設(shè)計(jì)可實(shí)現(xiàn)相近的應(yīng)力三軸度,但Lode 參數(shù)卻相差較大,以致所得到的斷裂應(yīng)變試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較大的分散度,如圖12(b)所示。
圖12 材料失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度之間關(guān)系Fig.12 Variation of failure strain with stress triaxiality
本文通過對船用典型鋼Q345B和921A鋼開展不同應(yīng)力三軸度下的材料力學(xué)性能試驗(yàn),同時(shí)結(jié)合電鏡掃描對試件斷口的觀察,并結(jié)合數(shù)值仿真手段對試驗(yàn)斷裂過程進(jìn)行分析,揭示了應(yīng)力三軸度對船用鋼斷裂的影響機(jī)理,得出了如下結(jié)論:
(1)對于拉伸試件,應(yīng)力三軸度增加可使材料屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度增加,從而導(dǎo)致局部區(qū)域的應(yīng)力集中過高,加速材料孔洞聚集的成形,以致提早發(fā)生斷裂。斷裂過程中應(yīng)力三軸度處在不斷變化的過程中,斷裂時(shí)刻試件斷口位置應(yīng)力狀態(tài)分布也不一致。
(2)拉伸試件斷口形貌為典型的微孔洞聚集型破壞模式,斷口出現(xiàn)較多的等軸韌窩;剪切試件為典型剪切破壞,斷面出現(xiàn)較多的剪切帶。
(3)材料力學(xué)試件種類較多,僅采用應(yīng)力三軸度難以完全表征材料所處的應(yīng)力狀態(tài),以致出現(xiàn)“斷崖現(xiàn)象”等曲線模式,后續(xù)可考慮聯(lián)合采用Lode參數(shù)共同表征。