金属材料 钢构件断裂评估中裂纹尖端张开位移（CTOD）断裂韧度的拘束损失修正方法 征求意见稿

GB/T××××—20××在含裂纹钢结构的断裂评估中，一般假设断裂韧度试样的抗断能力与结构件抗断能力是相等的，但这种假设往往导致过于保守的断裂评估结果。这是由于构件在主要承受拉伸荷载作用时，裂纹尖端附近区域出现塑性拘束损失所致，相比之下，断裂韧度试样由于承受弯曲荷载作用而在裂纹尖端附近区域产生很高的多轴拘束应力状态。近年来，高强度钢（屈服强度/抗拉强度比值较高）得到了广泛发展和应用，对于这类高强度钢，拘束损失的影响非常显著。本文件规定了一种方法，通过考虑拘束损失，将试验室中的断裂韧度试样试验得到的CTOD（裂纹尖端张开位移）断裂韧度转化为构件的等效CTOD。这种方法也适用于使用应力强度因子或J积分进行的断裂评估（见第9章）。本文件适用于铁素体结构钢中由裂纹类缺陷或疲劳裂纹所引发的失稳断裂。失稳断裂前出现明显的延性裂纹扩展的情况不适用于本文件。结构钢的CTOD断裂韧度按照ISO12135或BS7448-1所规定的相应程序进行测试。含裂纹构件的断裂评估通常使用一种相关机构已认可的方法进行，如FAD（失效评定图）。本文件不详细说明断裂的评估方法。本文件可用于消除传统断裂力学方法中经常出现的过度保守性，根据结构钢的断裂韧度准确地评估构件的失稳断裂起裂极限。本文件也可用于合理地确定材料断裂韧度（验收值），以满足设计对钢构件有关断裂性能方面的要求。2规范性引用文件以下所引用的文件对本标准的使用是必不可少的。凡是注日期的引用文件，仅注明日期的版本适用于本标准。凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有修订单）适用于本标准。ISO12135金属材料准静态断裂韧度的统一测试方法（Metallicmaterials-Unifiedmethodoftestforthedeterminationofquasistaticfracturetoughness）BS7448-1断裂力学韧度测试-第1部分：金属材料KIC，临界CTOD和临界J积分断裂力学韧度测试方法（Fracturemechanicstoughnesstests-Part1:MethodfordeterminationofKIc,criticalCTODandcriticalJvaluesofmetallicmaterials）3术语和定义ISO12135界定的下列术语和定义适用于本文件。3.1标准断裂韧度试样CTODCTODofstandardfracturetoughnessspecimenGB/T××××—20××标准断裂韧度试样的裂纹尖端张开位移。δ0/W)≤0.55要求的标准断裂韧度试样（三点弯曲或紧凑试样）的断裂驱动力CTOD值，其中a0和W分别是初始裂纹长度和试样宽度。3.2CTOD断裂韧度CTODfracturetoughness裂纹尖端张开位移断裂韧度δcr0/W)≤0.55要求的标准断裂韧度试样呈现脆性启裂的临界CTOD值[ISO12135:2002中所定义的δc(B)]。3.3构件CTODCTODofstructuralcomponent构件的裂纹尖端张开位移δWP穿透裂纹或表面裂纹（存在于具有足够板宽的构件之中）的断裂驱动力CTOD值。注：表面裂纹的CTOD定义在最大裂纹深度区域。3.4构件临界CTOD值criticalCTODofstructuralcomponent构件的临界裂纹尖端张开位移δWP,cr构件呈现脆性启裂的临界CTOD值。3.5等效CTOD比值equivalentCTODratio等效裂纹尖端张开位移比值βδ/δWP定义为CTOD比值，其中δ和δWP分别是标准断裂韧度试样和构件的CTOD值，位于同一威布尔应力水平σW，见图1。GB/T××××—20××图1基于威布尔应力断裂准则的等效CTOD比值阝的定义3.6威布尔应力WeibullstressσW在裂纹尖端一定区域范围内，能够考虑断裂过程中微裂纹静态不稳定性而表征材料抵抗脆性断裂启裂产生性能的应力指标。3.7临界威布尔应力criticalWeibullstressσσ开始出现失稳断裂的威布尔应力。3.8威布尔形状参数Weibullshapeparameterm用于定义威布尔应力的材料参数，描述临界威布尔应力σW,cr统计分布的两种参数之一。3.9屈强比yield-to-tensileratioRY屈服强度σY（下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度Rp0.2）与抗拉强度Rm之比。GB/T××××—20××4符号和说明ISO12135中规定的以及表1定义的符号、单位及说明均适用于本标准。表1符号和说明acm-tV0mm3Vfmm3RY—屈强比（=Rp0.2/Rm）β—β0—β2c,t—β2a—βc,t—βa—δδcr标准断裂韧度试样的脆性断裂起裂的临界CTOD（断裂韧度CTOD）δSSYlimitδWPδWP,crδeffσYσWσσGB/T××××—20××本文件涉及钢结构由于解理机制而发生的失稳断裂起裂。本文件提出一种方法，用于将裂尖高塑性拘束的标准断裂韧度试样测得的CTOD断裂韧度值[满足0.45≤(a0/W)≤0.55且B（试样厚度）等于t（构件的板厚）要求的三点弯曲或紧凑拉伸试样]转换为通常呈现低拘束状态的构件的等效临界CTOD值。此外，从构件的临界CTOD值转换到标准断裂韧度试样的逆向转换过程也可能适合采用本文件的这种方法。因此，本文件所介绍的方法通过考虑构件的塑性拘束损失，将试样的断裂韧度试验与构件的断裂性能评估关联起来，如图2所示。注1深裂纹断裂韧度试样，如a0/W=0.7，其裂纹尖端附近的拘束程度比在0.45≤(a0/W)≤0.55范围内的试样裂纹尖端附近的拘束度略高。如果用户采用a0/W≥0.55的深裂纹试样，本标准所定义的等效CTOD比值β会导致保注2本标准既没有考虑尺寸和温度的影响，也没有考虑数据分散性的影响。参照ASTME192图2将标准试验断裂韧度转换为结构性能评估的拘束损失修正方法标准断裂韧度试样的CTOD断裂韧度（临界CTOD）按照ISO12135或BS7448-1中规定的方法测试。含裂纹构件的断裂评估可以依据用户的要求使用被认可的方法进行，如失效评定图（FAD）和CTOD设计曲线等。使用等效CTOD比值β,可将标准断裂韧度试样的临界CTOD转换为构件的临界CTOD。等效CTOD比值β的定义是CTOD比值δ/δWP，其中δ和δWP分别是在同一威布尔应力σW水平下的标准断裂韧度试样和构件的CTOD值。等效CTOD比值β的范围介于0<β<1。通过等效CTOD比值β将断裂韧度试样的临界CTOD(δcr转换为构件的临界CTOD(δWP,cr关系式见式(1)：6GB/T××××—20××δWP,cr=δ/β 另外，如果对给定构件规定了所需的CTOD，δWP,req，则相应地满足性能要求的材料断裂韧度δreq见式(2)：δreq=β.δWP,req （2）在相等断概率的条件下，式（1）和式（2）可在断裂韧度CTOD与构件的等效CTOD之间相互转换。用于断裂评估的断裂韧度CTOD应由有关各方同意确定，例如，取3次测试结果的最小值。等效CTOD比值β,依赖于材料屈强比RY，威布尔形状参数m以及构件裂纹类型和尺寸。此外，β还取决于构件的变形程度，但当变形超过小范围屈服（Small-ScaleYielding，SSY）后，β与变形的相关性很小。在本文件中，等效CTOD比值β适用于裂纹尖端大范围屈服变形，并以计算图表的形式给出。从断裂物理的角度考虑，β-计算图表在断裂韧度试样和构件发生失稳断裂的情况下均是有效的。如图3所示，本方法包含了β的三个评估等级（I级，II级和III级并在第8章中进行详细描述。评估等级的选取由有关各方经协商决定。图3根据断裂韧度测试结果评估构件断裂韧度的流程（其中，等效CTOD比值阝的三种评估等级均包括了拘束损失修正）GB/T××××—20××6相关的构件适用于本文件的构件有下面四种类型，这四种构件均承受拉伸荷载，可被视为宽板，如图4所示。构件中裂纹尺寸与构件尺寸（长，宽）相比应足够小，以确保板宽度效应对应力强度因子的影响可以忽略不计。CSCP（中心表面裂纹板承受拉伸荷载且含中心表面裂纹的宽板构件；ESCP（边缘表面裂纹板承受拉伸荷载且在板双侧或单侧含表面裂纹的宽板构件；CTCP（中心穿透裂纹板承受拉伸荷载且在板中心含穿透裂纹的宽板构件；ETCP（边缘穿透裂纹板承受拉伸荷载且在板双侧或单侧含穿透裂纹的宽板构件。注：这四种类型构件代表了一些重要结构构造。举例来与梁或箱型结构在几何不连续性部位因疲劳或地震荷载引起的裂纹情况有关。CTCP和ETCP可适合于CSCP和ESCP中表面裂纹在板厚度方向发生很大程度扩展的极限情况。焊接裂纹，如未熔合，咬边更有可能出现于焊件中。但本文件不涉及焊接接头，因为强度失配，残余应力和裂纹响尚需进一步研究。本文件不考虑深埋裂纹，因为普通钢构件（非焊接结构）中深埋裂纹存在图4通过等效CTOD比值阝建立标准断裂韧度试样与宽板构件之间联系8GB/T××××—20××荷载条件假设基本为单轴且垂直于裂纹面；表面裂纹假设为半椭圆形，裂纹半长c大于裂纹深度a（即浅表面裂纹）。构件中实际含有的表面裂纹不一定是半椭圆形的，但应采用有关组织正式授权的缺陷评估方法，将其理想化为半椭圆形裂纹。若可用适当的方法导出等效CTOD比值β,则其它类型的构件也可以进行评估。7使用条件本文件在满足以下条件的情况下允许将等效CTOD比值β应用于铁素体钢构件的断裂评估：--评估超过小范围屈服（SSY）状态的脆性断裂。不建议对发生了明显的稳定裂纹扩展后的脆性断裂进行评估；--断裂韧度试样（三点弯曲或紧凑拉伸试样，试样满足0.45≤a0/W≤0.55）应与结构件具有相同的厚度；--沿着待评定的钢的截面厚度方向，不应有明显的断裂韧度差异；--第9章给出参考裂纹尺寸的β0图表，其中屈强比RY的范围是0.6≤RY≤0.98，威布尔形状参数m的范围是10≤m≤50；--本文件的裂纹尺寸c和a，板厚t的范围如下：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。对于铁素体结构钢，RY和m通常在上述的范围内。当RY、m和裂纹尺寸不在上述范围内时，如果通过适当的方法获得β的，通过β进行的拘束修正也可能有效。应当取目标构件在工作温度下的屈强比RY和威布尔形状参数m值用于确定β值。8I级，II级和III级评估8.1概述本标准提出了等效CTOD比值β的三个评估等级。相关方可通过协议选择适当的评估等级。评估方法的详细情况和所需信息列于表2。9GB/T××××—20××表2β值的I级、II级、III级评估及所需信息无——屈强比RY——构件中裂纹类型——屈强比RY——构件中裂纹类型——裂纹尺寸（长度，深度）——用于有限元分析的材料应力应变曲线——基于统计方法标定的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，推荐使用II级评应为有限元分析妥善地确定本构方程及注：CSCP和ESCP为中心与边缘表面裂纹板；CTCP和ETCP为中心和边缘穿透裂纹板；2c为表面裂纹长度；2a为穿I级、II级、III级评估适用于超过小范围屈服（SSY）的荷载条件。图5中描述的δSSY极限值δSSYlimit，其含义为对应ISO12135规定的小范围屈服（SSY）极限状态的标准断裂韧度试样裂纹尖端张开位移δ。在宽板构件承受载荷导致应力场增大的过程中，当宽板构件与断裂韧度试样具有相同的威布尔应力水平时，且断裂韧度试样的CTOD此时处于超过δSSYlimit的载荷状态，宽板构件会发生明显的拘束损失。本文件就是给出了在这种应力条件下的等效CTOD比值β。GB/T××××—20××X轴--施加应力σ∞/σYY轴--等效CTOD比值β=δ/δWPa--断裂韧度试样σ∞水平相应的δSSYlimit图5宽板构件I级、II级、III级评估中拘束损失修正的阝值8.2I级：简化评估I级评估适用于如下情况：计算β必需的信息，如被评估构件的力学性能、裂纹类型和尺寸等数据不充分。在I级评估中，采用β=0.5作为上包络的工程近似值。但对于可能包含长裂纹（表面裂纹长度2c>50mm或穿透裂纹长度2a>25mm）的构件，建议采用II级评估，因为当形状参数m较小时，β值可能超过0.5。8.3II级：常规评估II级评估适用于如下情况：已获得构件的力学性能（屈强比RY且已知待评估裂纹的类型和尺寸，但威布尔形状参数m未知。通过假定m的下包络值用于评估β值。在利用断裂韧度测试结果进行结构件断裂评估时：当δ当δ>0.05mm,……式中δcr-ave-25是25mm厚试样在评估温度下的平均CTOD断裂韧度。当根据CTOD断裂韧度水平δcr-ave-25选择m的下包络值时，可以参考本文件的附录A。如果断裂韧度试样的厚度不是25mm，附录A包含了估算δcr-ave-25的方法。在需要确定结构件CTOD断裂韧度以满足对构件的设计性能要求的情况下，m的取值见式(4)：GB/T××××—20××II级评估中，β-值来自计算图表，它是材料屈强比RY和材料的威布尔参数m的函数。当材料屈强比RY<0.8，对于表面裂纹长度2c>50mm或穿透裂纹长度2a>25mm的这种长裂纹，使用m下限值可能会导致过高地估算β值，在这种情况下建议采用III级评估。8.4III级：高级评估III级评估适用于β评估所需信息已完全获得的情况。在III级评估中，β值也来自计算图表，但m值是当获得足够多的断裂韧度测试结果后，通过统计方法处理确定的。附录B推荐了一种确定m值的统计处理方法。一般情况下，在III级评估中的β值小于II级中的β值。9.1概述本条款描述了一种通过使用等效CTOD比值β[4]将标准断裂韧度试样的CTOD转换为构件等效CTOD的方法。9.2影响等效CTOD比值β的因素基于威布尔应力相等的准则，等效CTOD比值β取决于材料的威布尔形状参数m。材料强度等级、延伸率对β几乎没有影响[4],[5]，但β受到以下因素影响：a)影响裂纹尖端附近的塑性拘束的因素：———材料屈强比RY———裂纹类型（CSCP，ESCP，CTCP，ETCP）和裂纹尺寸（表面裂纹深度和穿透裂纹长度）;———板厚t;b）体积影响因素：———表面裂纹长度。9.3I级~III级评估中等效CTOD比值阝的计算步骤9.3.1概述I级~III级评估中，等效CTOD比值β的计算步骤介绍如下。式（5）至式（9）适用于以下裂纹尺寸：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表面裂纹（CSCP或ESCP）等效CTOD比值β的计算步骤表面裂纹等效CTOD比值β的计算步骤如下：I级：β=0.5GB/T××××—20××II级：β按照下列步骤计算，如图6所示。第1步：确定裂纹尺寸（裂纹长度2c，深度a）、板厚t和材料屈强比RY。第2步：根据材料的断裂韧度水平和断裂评估情况（式(3)和式(4)设置材料的威布尔形状参数m的下限值为10或20。第3步：依据图7和图8所示的计算图表，确定25mm厚板所含参考尺寸的表面裂纹的等效CTOD比值β0，β0比值为m值和屈强比RY的函数。GB/T××××—20××β0：参考裂纹尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP图7中心表面裂纹板（CSCP）等效CTOD比值β0计算图（板厚t=25mm）GB/T××××—20××β0：参考裂纹尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP图8边缘表面裂纹板（ESCP）等效CTOD比值β0计算图（板厚t=25mm）第4步：当目标裂纹长度为2c和目标板厚为t时，根据裂纹类型选用式(5)或式(6)计算等效CTOD比值β2c,t：25/t.在长度为c的单侧表面裂纹情况下，等效CTOD比值β=βc,t由式(7)得出：GB/T××××—20××=β(m)/2………(7)III级：通过由统计方法确定的m值,计算得到β值，如图6所示。9.3.3穿透裂纹（CTCP或ETCP）等效CTOD比值β的计算步骤穿透裂纹等效CTOD比值β计算步骤如下：I级：β=0.5II级：β按照下列步骤计算，如图6所示。第1步：确定裂纹长度2a和材料屈强比RY。第2步：根据材料韧性水平和断裂评估情况（式(3)和(4)设定威布尔形状参数m的下限值：10或20。第3步：依据图9和图10所示的计算图表，确定参考裂纹尺寸的等效CTOD比值β0，β0比值为m值和屈强比RY的函数。m：威布尔形状参数β0：参考裂纹尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP图9中心穿透裂纹板（CTCP）等效CTOD比值β0计算图GB/T××××—20××m：威布尔形状参数β0：参考裂纹尺寸的等效CTOD比值，等于δ/δWP图10边缘穿透裂纹板（ETCP）等效CTOD比值β0计算图β2a(CTCP)=β.(2a/13.8)0.4……………(8)在长度为a的单侧穿透裂纹情况下，等效CTOD比值β=βa由式(10)得出：……………………穿透裂纹的等效CTOD比值β与板厚无关。III级：计算β,计算β值所需的m值通过统计方法确定，如图6所示。在使用应力强度因子K进行断裂评估的情况下，通过β1/2的值可用于拘束损失修正。基于J积分理论进行断裂评估时，直接使用β值进行拘束损失修正。确定III级评估中的m值需要对断裂韧度试样进行有关威布尔应力计算的有限元分析。建议使用附录B描述的分析步骤确定m值。附录C介绍了从I级至III级评估中，等效CTOD比值β的应用指南。当评估构件的裂纹尺寸，屈强比RY，和材料的威布尔形状参数m不在图7至图10的计算图表范围之内，且超出了式(5)、式(6)、式(8)及式（9）的适用范围，可通过适当方法得到等效CTOD比值β,例如对目标构件进行有限元分析等。附录D列举了使用等效CTOD比值β进行构件断裂评估的案例。断裂评估方法是经过有关组织认可的方法，例如失效评估图(FAD)[6]或CTOD设计曲线[7]。GB/T××××—20××（资料性附录）II级评估中威布尔形状参数m的选择步骤A.1概述描述了II级评估中威布尔形状参数m的选择步骤。形状参数m是根据评估温度下平均CTOD断裂韧度来选择的。A.2平均CTOD断裂韧度的测定评估温度条件下，根据25mm厚试样的CTOD断裂韧度的算术平均值δcr,ave来选择威布尔形状参数m。在缺少25mm厚试样的试验数据时，25mm厚试样的平均CTOD断裂韧度δcr,ave—25，可通过式(A.1)[3]和(A.2)[8]估算。式中：B：试样厚度，单位为毫米（mmδcr,aveB：试样厚度为B的平均CTOD断裂韧度，单位为毫米（mmσY：下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度，单位为兆帕（MPav：泊松比； Kmin：等于20MPam。A.3威布尔形状参数m的测定A.3.1通过结构钢的断裂韧度数据评估钢结构部件的脆性断裂起裂在根据结构钢的断裂韧度评估钢结构部件的脆性断裂限值时，威布尔形状参数m的选择取决于平均断裂韧度δcr,ave—25，如式（A.3同式（3所示：当δ当δ20,20,GB/T××××—20××关系是经过对图中来源于文献[1]、文献[9]至文献[26]的数据经过统计而确定的。使用m的下限值可能导致保守的断裂评估结果。图A.1威布尔形状参数m和平均CTOD断裂韧度δcr,ave-25之间的关系A.3.2确定满足设计对构件断裂性能要求的断裂韧度若需要确定满足设计对构件断裂性能要求的材料断裂韧度，建议使用式（A.4）所示的m下限值来估算所需的断裂韧度。若材料CTOD断裂韧度可通过夏比冲击试验结果或其它材料性能进行估测，则可以用式（A.3）选择m值。有关结构钢的威布尔形状参数m与断裂韧度之间关系的更多资料请参看文献[27]。GB/T××××—20××（资料性附录）III级评估中确定威布尔形状参数m的分析方法B.1概述本附录描述了确定III级失效评估所需威布尔形状参数m的分析步骤。一般步骤[9]如图B.1所示，步骤1至步骤3建议采用如下所述方法进行。图B.1威布尔形状参数m[9],[28]确定步骤B.2断裂韧度测试（步骤1）断裂韧度测试须用三点弯曲试样或紧凑拉伸试样按照ISO12135进行。然而，试样最初裂纹长度应在0.45≤(a/W)0≤0.55范围内。为了确定参数m在0.45≤(a/W)所示并通过统计方法处理临界CTOD数据。断裂韧度试验后观察试样断口表面，确保脆性断裂发生且稳定裂纹扩展量不大于0.2mm。注1在R6第4版的的第三章第三节III.9中，建议试样的最低数量为30件[28],[29]。注2深裂纹断裂韧度试样，如a0/W=0.7，比0.45≤(a0/W)≤0.55标准试样在裂纹尖端附近具有更高拘束。如果用户采用a0/W≥0.55的深裂纹试样，本标准中所定义的等效CTOD比β会导致保守的断裂评估结果。注3如果在一组断裂韧度试验数据的范围内，裂纹尖端附近应力场显示出K或HRR场（Hutchinson,RiceandRosengren）控制的奇异性，通过以上试样获得的一组断裂韧度数据所标定的m值可能并非唯一。这种非唯一性与断裂的断裂韧度，断裂韧度数据的威布尔分布形状参数等于2）。在这种情况下，建议可以采用GB/T××××—20××表B.1断裂韧度测试B.3断裂韧度试样裂纹尖端应力场的有限元分析（步骤2）B.3.1概述断裂韧度试样裂纹尖端的应力场分析要采用大变形有限元分析方法（FEM）。为了获得可靠的有限元分析结果，材料应力应变曲线及有限元模型建立过程应遵循如下准则。B.3.2有限元分析的应力应变曲线B.3.2.1圆棒试样的拉伸试验为了得到用于有限元分析的材料应力应变曲线，应按照既定标准进行圆棒试样的拉伸试验，例如：ISO6892-1[32]和ISO6892-3[33]。拉伸试验与断裂韧度测试在同一温度下进行，在测试中应测量和记录下力和标距内伸长率。B.3.2.2有限元分析的等效应力与等效塑性应变曲线基于圆棒拉伸试验结果，用于有限元分析的等效应力和等效塑性应变关系，可按照下列步骤加以确a）在名义应力-应变曲线中，计算应变到达均匀伸长之前的名义应力-名义塑性应变关系，但不包括弹性应变部分。b）使用式(B.1)和(B.2)将名义应力-名义应变关系转化为真应力-真塑性应变关系（等效应力-等效塑 p p p(B2) p其中：σ：真应力，单位：MPa；ε：真塑性应变；R：工程应力，单位：MPa；ep：塑性工程应变。c）当等效塑性应变超过均匀伸长率εT，计算等效应力-等效塑性应变关系，见式（B.3σ=σYp/α其中：GB/T××××—20×× σ：等效应力，单位：MPa； εp：等效塑性应变（等效应变的塑性分量σY：下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度，单位：MPa；α和n：材料常数（n为应变硬化指数）。建议使用在εT/2和εT之间的测试数据确定材料常数α和n，此时εT是均匀伸长率（等于最大载荷B.3.3断裂韧度试样的有限元模型采用三维有限元分析。在有限元网格中，应妥善地设计最小单元尺寸及其覆盖的裂纹尖端区域，使计算得到的应力/应变场具有足够精度。网格设计参考条件如表B.2所示。建议最小单元的尺寸不超过表B.2中的最小单元尺寸推荐值。同时还建议裂纹尖端最小单元尺寸，按最小单元尺寸划分网格的区域不小于表B.2中所示的推荐尺寸。表B.2有限元模型的网格设计通过有限元分析得到的力P和裂纹嘴张开位移Vg之间关系应与试验测试结果一致。B.4威布尔形状参数m的确定方法（步骤3）B.4.1概述建议使用以下步骤确定威布尔形状参数m，该方法以Beremin解理断裂模型为理论基础。B.4.2定义计算威布尔应力的有效应力威布尔应力σW由式（B.4）定义其中：σeff：脆性断裂启裂时所对应的有效应力，单位：MPa；Vf：断裂过程区，几乎相当于裂纹尖端前的塑性区，单位：mm。确定σeff方法可以基于两个断裂准则：1）最大主应力准则[2]；2）断裂能量准则[10][34]。表B.3给出了确定有效应力σeff的两个断裂准则的相关介绍，两个准则均适用于确定威布尔形状参数m。GB/T××××—20××表B.3有效应力σeff的定义类型1[2]则σeff=σ1类型2[10],[34]σn——作用在微裂纹上的正应力；τ——作用在微裂纹上的最大剪应力；m——威布尔形状参数；v——泊松比；θ,φ——微裂纹相对于主应力方向的夹角。B.4.3威布尔应力的计算在Beremin模型中，参考体积V0被定义为所考虑材料的微观断裂单位，它并不影响威布尔形状参数m。因此，在Beremin模型计算断裂的范围内，可采用任何大小的参考体积V0，为方便运算，取V0=1mm3。使用参考文献[10]和[34]定义的最大主应力σ1或有效应力σeff，可用表B.4所列的方法计算威布尔应力。在本步骤中，需假定一个初始威布尔形状参数m0。GB/T××××—20××表B.4威布尔应力的数值计算法σ1单元σ1mdVdVfσf内σσeffV单元σfdVdfVΣσf.ViB.4.4临界威布尔应力的确定建议使用CTOD作为“关联参量”将临界威布尔应力与脆性断裂启裂时的临界CTOD关联起来。如果能够保证有限元分析过程中力-变形行为与试验测试结果相互吻合，则其它的参量也可以作为“关联参量”。有限元分析中计算CTOD时，应按照在断裂韧度测试中确定启裂CTOD的相同方法来计算。B.4.5威布尔形状参数m的统计确定假设断裂韧度数据的分布符合双参数威布尔分布。采用极大似然估算方法来确定威布尔形状参数m，即对与临界CTOD试验数据相应的临界威布尔应力数据进行极大似然估计来确定m。测试试样总数和每个试样韧度值是使用极大似然法所必需的输入数据。极大似然法详见参考文献[9]。初步假定一个m0，然后反复进行极大似然法的迭代，直到威布尔形状参数m收敛于一个满足式(B.5)的固定值，如图B.1所示。其中，mi和mi-1分别是第i和(i-1)次迭代得到的m值。应当确认，无论初始假设的m0是大于还是小于m的最终收敛值，但最终m应该收敛得到相同的数值。GB/T××××—20××（资料性附录）C.1概述C.1.1概况本附录描述了在三个评估水平下确定β的指导准则。C.1.2断裂韧度试样本文件中的等效CTOD比值β的定义为δ/δWP。确定β的的方法：通过标准断裂韧度试样的威布尔应力等于含裂纹构件的威布尔应力来确定。适用于本标准的标准断裂韧度试样，它们的威布尔应力无显著差异，须具有以下特点：a）试样类型：三点弯曲试样或紧凑拉伸试样；b）裂纹长度范围：0.45≤a0/W≤0.55，其中a0是初始裂纹长度、W是试样宽度。C.1.3等效CTOD比值β本标准所定义的等效CTOD比值β,适用于超出δSSYlimit范围的CTOD。当标准断裂韧度试样的CTOD小于δSSYlimit时，标准断裂韧度试样的裂纹尖端产生小范围屈曲变形。式中：a0：初始裂纹长度，单位为毫米（mmσY：下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度，单位为兆帕（MPav：泊松比；E：杨氏弹性模量，单位为兆帕（MPa）。此时CTOD值所对应的应力强度因子KSSYlimit。ISO12135将断裂韧度试样在小范围屈曲（SSY）极限条件下的应力强度因子KSSYlimit定义如下：借助关系式（C.3式(C.1)是由式(C.2)推导得到的。一般情况下，等效CTOD比值β,取决于荷载水平（CTOD水平并随CTOD增加而下降。当超过一定荷载水平时，荷载水平对β的影响很小，如图C.1所示。GB/T××××—20××2c：表面裂纹长度β：适用于本标准的等效CTOD比值β,定义为δ/δWPm：威布尔形状参数δ：标准断裂韧度试样的CTOD图C.1CSCP(a/t=0.24;t=25mm)：适用于本标准的等效CTOD比阝因此，从工程角度看，图C.1中各个拐弯点的β值适用于进行构件拘束损失修正。标准断裂韧度试样在该点上的CTOD值约0.01mm，与25mm厚断裂韧度试样的δSSYlimit一致。在大于δSSYlimit之外的CTOD值范围，本文件采用这个β值可以使构件断裂韧度评估偏保守。C.2I级、II级和III级评估的选择准则C.2.1概述I级、II级和III级断裂评估的适用准则详述如下。C.2.2I级：简化评估I级评估适用于计算β所需信息，如被评估构件力学性能，裂纹类型和尺寸等未知的情况。在I级评估中，β=0.5用来作为工程上限近似值。如图C.2a）和b）所示，极少数情况下，当m小至10时，等效CTOD比值β可能会超过0.5。这种情况主要当存在长裂纹时可能发生。为了避免这种风险，特别是针对下面可能出现的长裂纹情况，建议a）表面裂纹长度：2c＞50mm（CSCP，ESCP）b）穿透裂纹长度：2a＞25mm（CTCP，ETCP）C.2.3II级：常规评估GB/T××××—20××II级评估水平适用于被评估构件力学性能（屈强比RY被评估裂纹类型和尺寸已知，但是威布尔形状参数m未知的情况。假定一个m下限值用于β评估。等效CTOD比值β,采用参考裂纹尺寸的等效CTOD比值β0计算图表（图7~图10）和裂纹长度转化方程[式（5）、式（6）、式（8）和式（9）]来计算。在相同应力强度因子K情况下，每种裂纹类型的参考裂纹尺寸见表C.1。表C.1宽板构件中的参考裂纹尺寸 式（5）、式（6）、式（8）和式（9）来自数值分析，用于将参考裂纹尺寸的等效CTOD比值β0转化为目标裂纹尺寸的等效CTOD比值β,例子见图C.3。基于以下特性，用于CSCP和ESCP的式（5）、式（6）包含了板厚对β的影响：--在给定裂纹深度比a/t的情况下，CSCP和ESCP的威布尔应力与板厚t无关；板厚对β影响的范例如图C.4所示。应当指出，式（5）至式（9）的转换公式适用的裂纹尺寸范围如表C.2所示，因为数值分析是在此范围内进行的。表C.2式（5）至（9）计算公式中裂纹尺寸和板厚的范围————在II级评估中，威布尔形状参数m取其下限值。应当指出，如图C.2所示，对于下列情况下，使用m的下限值可能会过高地估算β。a）RY<0.8且GB/T××××—20××b）表面裂纹长度：2c＞50mm（CSCP，ESCP）或c）穿透裂纹长度：2a＞25mm（CTCP，ETCP）。在上述这些情况下，建议采用III级评估。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--屈强比；β--等效CTOD比值，定义为δ/δWP。图C.2威布尔形状参数m对阝的影响C.2.4III级:高级评估III级评估适用于β评估所需的信息完全已知的情况。在III级评估中，等效CTOD比值β通过待评估的特定材料的威布尔形状参数m来确定。按照附录B中规定的方法确定威布尔形状参数m，该方法需要足够多数量的断裂韧度测试结果，并需使用有限元分析断裂韧度试样的裂纹尖端应力应变场。有关附录C的补充说明见参考文献[30]和文献[35]。a)CSCP（见式(5)）b)ESCP（见式(6)）d)CTCP（见式(8)）f)ETCP（见式(9)）说明:β：等效CTOD比值，定义为δ/δWP图C.3裂纹长度对等效CTOD比值阝的影响评估GB/T××××—20××a)CSCP(a/t=0.12)（见式(5)）b)CSCP(a/t=0.24)（见式(5)）c)ESCP(a/t=0.12)（见式(6)）d)ESCP(a/t=0.24)（见式(6)）图C.4裂纹长度对等效CTOD比值阝的影响评估GB/T××××—20××(资料性附录)采用等效CTOD比值阝进行断裂评估实例D.1概述本文件提出的等效CTOD比值β,相对于传统断裂力学方法可以更准确地对含裂纹构件进行断裂评估。本附录描述了将等效CTOD比值β应用于BS7910[6]的FAD评估方法（失效评定图）的具体步骤，并列出了实际范例。注意：BS7910:2013中规定的失D.2等效CTOD比值阝在FAD（失效评定图）中的应用D.2.1概述在BS7910[6]的失效评定图方法中采用等效CTOD比值β来进行断裂评估的步骤，如图D.1所示，其详细操作步骤如下所述。图D.1基于等效CTOD比值阝的FAD方法进行失效评估的程序D.2.2材料CTOD韧度δcr的测定标准断裂韧度试验试样的临界CTOD值应根据ISO12135测定。一般选取3个测试结果的最小值（临界CTOD数据）作为材料的CTOD断裂韧度[6,36].。如果获得了超过3个韧度测试结果，建议使用3个等效结果的最小值（MOTE,Minimumofthreeequivalentresults）[6,36,37]。根据在本文件中详细描述的I级、II级和III级断裂评估步骤来计算等效CTOD比值β。评估级别的选用应由有关各方之间协商决定。D.2.4基于FAD（失效评定图）的构件断裂评估GB/T××××—20××D.2.4.1构建FAD曲线（BS7910）[6]根据BS7910，选择1和选择2的失效评定（FAD）曲线如下式（D.1）和（D.2）所示。它们是载荷比Lr的函数。Lrref/σY…………(D.1)式中：P--施加的载荷；PL--极限载荷；σref--对应于净截面处平均应力的参考应力，单位：MPa；σY--下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度，单位：MPa。Lr最大值定义如下：)/2σY…………………（D.2）其中，Rm是垂直裂纹平面方向的抗拉强度。对于具有连续屈服的材料，选项1的FAD曲线如式（D.3）至（D.5）所示：当Lr≤1，f-1/2………当1<Lr<Lr,max，f(Lr)=f(1).Lr(N-1)/(2N)………（D.4）当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对于具有不连续屈服的材料，选项1的FAD曲线改为式（D.8）至（D.11）所示：当Lr<1，f-1/2……………………当Lr=1，f-1/2……………………当1<Lr<Lr,max，f(Lr)=f(1).Lr(N-1)/(2N)…………（D.10）当Lr,max≤Lr，f(Lr)=0…………（D.11）GB/T××××—20××式（D.9）中λ>1定义见式（D.12）：λ=1+……………………式中E为杨氏模量，单位为兆帕（MPa）；ReL为下屈服强度，单位为兆帕（MPa）；△ε为在下屈服强度，应力不增加而应变增加，即Lüders应变。这里，在式（D.7）表示的应变硬化指数N中，应使用ReL来替换Rp0.2。选择2的FAD曲线的定义见式（D.13）和（D.14）当Lr<Lr,max，f-1/2………………当Lr,max≤Lr，f(Lr)=0……………………（D.14）其中，εref为对应σref的真应变。为了计算选择2的FAD曲线中的f(Lr)，需要材料的真应力-真应变曲线。D.2.4.2CTOD断裂韧度δcr转换为临界应力强度因子Kmat根据BS7910，CTOD断裂韧度δmat=δcr应转换为临界应力强度因子Kmat。Kmat=………………其中E为杨氏模量，单位为兆帕（MPa）；σY为下屈服强度或0.2%的规定塑性延伸强度，Rp0.2，单位为兆帕（MPa）；ν为泊松比。E和σY取断裂韧度试验温度下的值。钢的系数M如式（D.16）所示：当0.3<RY<0.98，M=1.517RY-0.3188…………………（D.16）其中RY为屈强比（=σY/Rm）。在断裂韧度试验温度下确定屈服强度和抗拉强度。D.2.4.3计算构件的临界应力强度因子K在不考虑载荷水平，假设弹性应力的条件下，应力强度因子K通过如下方法计算:——查阅应力强度因子K手册；——通过有限元方法分析。D.2.4.4计算结构件的加载路径)………（D.17）GB/T××××—20××其中Kmat为式（D.15）定义的材料断裂韧度。D.2.4.5确定失效载荷有关构件的失效荷载Lr,cr,由加载路径（式（D.17和失效评定图曲线（选择1或选择2）的交点来确定。使用考虑了拘束损失修正因子β的FAD图来确定满足构件的设计性能要求的CTOD断裂韧度δcr的方法，如图D.2所示。图D.2确定满足结构部件性能设计要求所需CTOD断裂韧度的程序D.3等效CTOD比值阝进行断裂评估的实例D.3.1中心穿透裂纹板（CTCP）断裂评估(1)D.3.1.1概述以承受单轴拉伸的中心穿透裂纹板（CTCP）试样为例（图D.3），展示了使用等效CTOD比值β对宽板构件进行断裂评估的方法。结构钢材为SM490YB(JISG3106[39])，板厚t=25mm。两块中心穿透裂纹板试验温度都是-100℃。断裂净应力σref,cr分别为534MPa和560MPa。在-100℃,ReL=530MPa和Rm=646MPa。对测试结果的断裂评估见如下章节。GB/T××××—20××图D.3范例D.3.1的中心穿透裂纹板（CTCP）的结构图D.3.1.2材料CTOD韧度δcr的确定断裂韧度测试根据ISO12135进行，试验温度为-100℃,宽板拉伸也采用完全相同的试验温度。测试了25个三点弯曲标准试样(截面B×2B，a0/W=0.5)。测试获得的试样脆性断裂的启裂临界CTOD值汇总在表D.1中。表D.1SM490YB钢CTOD断裂韧度（-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计算见第9章中的图6。GB/T××××—20××步骤1：确定裂纹长度2a和材料屈强比RY：目标裂纹长度2a=50mm屈强比RY=ReL/Rm=0.82（在-100℃时，ReL=530MPa,Rm=646MPa）步骤2：设置威布尔形状参数m值：在II级评估中，采用威布尔形状参m的下限值。由于CTOD断裂韧度δcr,ave-25=0.11mm，大于0.05mm，因此m下限值设为：在III级评估中，威布尔形状参数m是通过附录B所给的威布尔应力统计分析方法确定的。统计方法标定的结果为：步骤3：确定参考裂纹尺寸的等效CTOD比值β0：查阅计算图表（第9章中图9），在II级和III级评估中，参考裂纹尺寸β0值应分别如下：β0β0步骤4：计算目标裂纹长度的等效CTOD比值β采用式（8）计算目标裂纹长度的等效CTOD比值β,得到的结果如下：β=0.5（I级评估）β=0.12（II级评估）(β=β0(2a/13.8)0.4=0.074(50/13.8)0.4β=0.067（III级评估）(β=β0(2a/13.8)0.4=0.04(50/13.8)0.4=0.067）D.3.1.4基于失效评定图（FAD）的构件断裂评估D.3.1.4.1构建FAD评定曲线方程（BS7910）SM490YB钢在-100℃具有不连续屈服点。Lüders应变∆ε的长度为0.020。因此，按式(8)至式（11）确定选择1的FAD曲线。图D.4所示的选择2（式（13）和式（14的FAD曲线是采用SM490YB钢在试验温度下的真应力-应变曲线构建的。D.3.1.4.2CTOD断裂韧度δcr转换为临界应力强度因子Kmat使用式（D.15）将临界CTOD断裂韧度转换为临界应力强度因子Kmat。在-100℃,系数M=1.517×0.82-0.3118=1.614D.3.1.4.3计算构件的应力强度因子KD.3.1.4.4计算构件的加载路径由于有若干断裂韧度数据，这里使用0.2MOTE断裂韧度δcr=0.068mm。在-100℃,M为1.614。因此得到：K(Lr)=0.75Lr.....（I级评估）K(Lr)=0.37Lr.....（II级评估）K(Lr)=0.27Lr.....（III级评估）GB/T××××—20××D.3.1.4.5确定失效荷载将临界荷载比Lr,cr和临界断裂比Kcr的计算结果汇总于表D.2。表D.2脆性断裂起裂时荷载比和断裂比的计算结果Lr,cr(=σref,cr/ReL)Kcr,cr如图D.4所示，使用等效CTOD比值β的断裂评估结果Lr,cr-K,cr关系与FAD曲线吻合的很好。对CTCP的断裂评估结果汇总如表D.3所示。图D.4不同的β值，BS7910中选择1和选择2的断裂评估结果GB/T××××—20××表D.3中心裂纹板（CTCP）的断裂评估（1）中心裂纹板（CTCP）试验温度-100℃材料SM490YB（JISG3106）屈服强度：ReL=530MPa（-100℃)抗拉强度：Rm=646MPa（-100℃)屈强比：RY=0.82（-100℃)断裂净截面应力σref,cr（MPa）CTCPUT-1UT-2σref,cr560534临界CTODδcr(mm)CTCPUT-1UT-23PB（25个试样）MaxMin均值0.2MOTEδWP,cr0.620.51δcr0.370.0270.068临界应力强度因子KWP,cr,Kmat( MPam)CTCPUT-1UT-23PB（25个试样）MaxMin均值0.2MOTEKWP,crKmat(M=1.62)267.872.3评估等级II级III级威布尔形状参数m-2036等效CTOD比值β0.50.067断裂评估结果基于失效评估图(FAD)的断裂评估宽板的临界CTOD测试值与由断裂韧度试样CTOD测试值通过不同β值对宽板CTOD的估算值之间的比较GB/T××××—20××D.3.2中心穿透裂纹板（CTCP）的断裂评估(2)使用BS436050D级钢板，板厚t=52mm。两块中心穿透裂纹板(CTCP)构件，穿透裂纹长度分别为2a=30.6mm和37.2mm。断裂韧度试验温度-65℃[41][42]。对21个标准三点弯曲试样（试样厚度B=50mm）在-65℃进行了测试。根据参考文献[41]中在-100℃、-70℃和-40℃下的拉伸测试结果，估算得到在-65℃下的屈强度比RY（=ReL/Rm）为0.65。这些试样中存在发生了稳定裂纹扩展后再脆性断裂，其临界CTOD值(δcr-50）在0.02mm至1.041mm的范围内。由于有若干断裂韧度数据可用，因此采用0.2MOTE断裂韧度的δcr-50=0.118mm作为材料的断裂韧度。平均CTOD断裂韧度(δcr,ave-50）为0.338mm。对于50mm厚的试样，其平均CTOD断裂韧度δcr,ave-50通过公式（A.1）和（A.2）转换为25mm厚试样的δcr,ave-25，如下式所示：0.05mm，m的下限值设为20。表D.4和表D.5分别汇总了使用β对2a=30.6mm和37.2mm的中心穿透裂纹板CTCP进行断裂评估的结果。GB/T××××—20××表D.4中心裂纹板（CTCP）的断裂评估（2a）中心裂纹板（CTCP）试验温度-65℃材料BS436050D及钢板屈服强度：ReL=410MPa（-65℃)抗拉强度：Rm=635MPa（-65℃)屈强比：RY=0.65（-65℃)断裂净截面应力σref,crCTCPTP-1σref,cr417临界CTODδWP,cr，δcr(mm)CTCPTP-13PB（21个试样）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr-δcr0.0200.3380.118临界应力强度因子 （MPa-m）CTCPTP-1-3PB（21个试样）MaxMinAve0.2MOTEKWP,cr91.8Kmat(M=41457.4236评估等级II级III级威布尔形状参数m-20-等效CTOD比值β0.50.15-断裂评估结果GB/T××××—20××表D.5中心裂纹板（CTCP）的断裂评估（2b）中心裂纹板（CTCP）试验温度-65℃材料BS436050D级钢板屈服强度：ReL=410MPa（-65℃)抗拉强度：Rm=635MPa（-65℃)屈强比：RY=0.65（-65℃)断裂净截面应力σref,crCTCPTP-1σref,cr418临界CTODδWP,cr，δcr(mm)CTCPTP-13PB（21个试样）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr-δcr0.0200.3380.118临界应力强度因子 （MPam）CTCPTP-1-3PB（21个试样）MaxMinAve0.2MOTEKWP,crKmat(M=1.74)41457.4236评估等级III级威布尔形状参数m-20-等效CTOD比值β0.50.16-断裂评估结果GB/T××××—20××D.3.3中心表面裂纹板（CSCP）的断裂评估钢材选用SM490YB(JISG3106[39])与D.3.1中所选钢材相同。断裂韧度测试结果列于表D.1中。根据断裂韧度测试结果，在II级评估中确定m=20，在III级评估中确定m=36(见D.3.1)。与D3.1相同，屈强比RY=ReL/Rm=0.82。中心表面裂纹板（CSCP）构件，表面裂纹长度2c=47mm，深度a=9mm。在-100℃下，测试三块中心表面裂纹板（CSCP）构件，其截面断裂净应力σref,cr在511MPa和528MPa之间。因为裂纹深度a=9mm超出了式（5）规定的裂纹尺寸适用范围，所以采用m=20（II级）和m=30(III级)并用有限元分析计算等效CTOD比值β。对II级和III级评估，通过数值计算得到β值分别为0.123和0.078。对中心表面裂纹板（CSCP）所含裂纹，通过K因子手册[38]计算表面裂纹最深部位的应力强度因子K。因为有多个韧度数据有效，采用0.2MOTE韧度作为材料的断裂韧度，断裂评估的结果汇总于表D.6。表D.6中心表面裂纹板（CSCP）的断裂评估中心裂纹板（CSCP）试验温度-100℃材料SM490YB(JISG3106)屈服强度：ReL=530MPa（-100℃)抗拉强度：Rm=646MPa（-100℃)屈强比：RY=0.82（-100℃)断裂净截面应力σref,cr（MPa）CSCPUS-1US-2US-3σref,cr511528515临界CTODδWP,cr，δcr(mm)CSCPUS-1US-2US-33PB（25个试样）MaxMinAve0.2MOTEδWP,cr0.880.64δcr0.370.0270.068GB/T××××—20××应力强度因子( MPa-m)CSCPUS-1US-2US-33PB（25个试样）MaxMinAve0.2MOTEKWP,cr87.490.388.1Kmat(M=1.62)267.872.3评估等级III级威布尔形状参数m-2036等效CTOD比值β0.50.1230.078断裂评估结果宽板的临界CTOD测试值与由断裂韧度试样CTOD测试值通过不同β值对宽板CTOD的估算值之间的比较D.3.4裂纹位于应力集中区的边缘表面裂纹板（ESCP）的断裂评估钢材选用SM490B(JISG3106)，板厚为25mm。在-100℃下测试24件三点弯曲断裂韧度试样，屈强比RY=ReL/Rm=0.71。临界CTOD值δcr在0.01mm和0.16mm之间。因为平均CTOD断裂韧度δcr,ave-25=0.062mm大于0.05mm，II级评估中m下限值取为m=20。根据断裂韧度测试结果，经过统计方法标定得到在III级评估中的m值也等于20。表D.7给出了边缘表面裂纹板（ESCP）的结构和尺寸。边缘表面裂纹板（ESCP）有两个角裂纹（表面长度为20mm，深度为6mm裂纹位于几何不连续处。首先用机加工出裂缝，然后通过疲劳加载使产生疲劳裂纹并扩展至一定深度。在温度-100℃的情况下，测试六块边缘表面裂纹板（ESCP断裂净应力值σref,cr在410MPa和455MPa之间。在II级和III级评估中，通过m=20，RY=0.71从图8中得到β0=0.15。对目标裂纹从式（6）计算得到β=0.17。采用有限元方法计算表面裂纹在最深点的应力强度因子K。因为有多个韧度数据有效，采用0.2MOTE断裂韧度作为材料的断裂韧度。断裂评估结果汇总于表D.7。参考文献[22]和[43]介绍了等效CTOD比值β在这些宽板构件断裂评估中的应用。表D.7边缘表面裂纹板（ESCP）的断裂评估GB/T××××—20××边缘表面裂纹板（ESCP）试验温度-100℃材料SM490B(JISG3106)屈服强度：ReL=445MPa（-100℃)抗拉强度：Rm=627MPa（-100℃)屈强比：RY=0.71（-100℃)断裂净截面应力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个试样δcr0.1650.0140.0620.022应力强度因子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评估等级III级威布尔形状参数m-2020等效CTOD比值β0.50.170.17GB/T××××—20××断裂评估结果基于失效评定图(FAD)的断裂评估宽板的临界CTOD测试值与由断裂韧度试样CTOD测试值通过不同β值对宽板CTOD的估算值之间的比较D.4等效CTOD比值β在钢结构和构件断裂评估中的应用。参考文献[44]、[45]介绍了等效CTOD比值β在钢结构或构件断裂评估中的实际应用。其中，参考文献[44]采用参数β进行了梁柱连接件的断裂性能评估。参考文献[45]基于等效CTOD概念评估了大型焊接构件中几何不连续处的裂纹。参考文献[46]比较了本标准的拘束修正方法与BS7910附录N收录的FITNET方法。GB/T××××—20××参考文献[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