低約束試件斷裂韌性測(cè)試方法研究進(jìn)展1)

武 旭 帥 健 許 葵

(中國(guó)石油大學(xué)(北京) 安全與海洋工程學(xué)院，北京102249)

斷裂韌性是材料最重要的性能之一，準(zhǔn)確測(cè)試材料的斷裂韌性對(duì)確保油氣管道安全運(yùn)營(yíng)具有重要意義。自20 世紀(jì)60 年代以來，國(guó)內(nèi)外對(duì)斷裂韌性測(cè)試方法進(jìn)行了較為廣泛的研究，各種斷裂韌性試驗(yàn)方法得到了廣泛發(fā)展，其中最常用的標(biāo)準(zhǔn)試件為緊湊拉伸(compact tension, CT) 試件和單邊缺口彎曲(single edge notched bend, SENB) 試件。這些標(biāo)準(zhǔn)試件在裂紋尖端具有較高約束條件[1-3]，對(duì)于淺裂紋，由于裂紋尖端約束較小，使用標(biāo)準(zhǔn)CT 或SENB試樣測(cè)量的斷裂韌性通常過于保守。因此，適用于低約束條件下的斷裂韌性測(cè)試方法應(yīng)運(yùn)而生[4]。

在石油和天然氣行業(yè)中，通常采用單邊缺口拉伸試件(single edge notched tension, SENT) 測(cè)量管線鋼低約束狀態(tài)下的斷裂韌性。該方法在基于應(yīng)變的設(shè)計(jì)、工程臨界評(píng)估以及適用性評(píng)價(jià)中都得到了廣泛應(yīng)用，大大節(jié)省了管道設(shè)計(jì)和維護(hù)成本，促進(jìn)了管道安全運(yùn)營(yíng)技術(shù)的發(fā)展[5-6]。挪威船級(jí)社、加拿大礦物與能源研究中心[7-8]、?？松梨赱9]分別針對(duì)SENT 試件J 積分阻力曲線和裂紋尖端張開位移(crack tip opening displacement, CTOD)阻力曲線提出了三種具有代表性的測(cè)試方法，其中DNV 方法為多試樣法，其余兩種為單試樣法。英國(guó)標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)在2014 年12 月發(fā)布了首個(gè)SENT 試件測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)BS 8571[10]。然而，BS 8571 主要是基于DNV-RPF108 提出的，因而具有一定的局限性；美國(guó)材料與試驗(yàn)協(xié)會(huì)開發(fā)的SENB 和CT 試樣阻力曲線測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1820[11]并不適用于SENT 試件；我國(guó)也尚未發(fā)布關(guān)于低約束SENT 試件斷裂韌性的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)。

本文對(duì)現(xiàn)有SENT 試件測(cè)試方法進(jìn)行歸納總結(jié)，分析低約束試件常用斷裂韌性表征參數(shù)的分類與組成，對(duì)比闡述測(cè)試方法中各關(guān)鍵問題的發(fā)展現(xiàn)狀及趨勢(shì)，總結(jié)需要深入研究的內(nèi)容，為低約束試件斷裂韌性測(cè)試發(fā)展提供一定依據(jù)。

1 低約束試件斷裂韌性測(cè)試發(fā)展

SENT 試件根據(jù)其加載方式和幾何特征可分為夾持型和銷釘型，通常銷釘式SENT 試件用于測(cè)試管道軸向裂紋，而夾持型SENT 試件用于測(cè)試管道的環(huán)向裂紋。由于環(huán)向裂紋是基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的主要研究問題，因而夾持型SENT 試件已成為低約束斷裂測(cè)試方法的研究熱點(diǎn)。

關(guān)于低約束試件斷裂韌性測(cè)試最早可追溯到1962 年，Irwin、Krafft 和Sullivan 為了測(cè)量彈性平面應(yīng)變斷裂韌度在美國(guó)材料與試驗(yàn)協(xié)會(huì)會(huì)議上首次提出了SENT 試樣的概念。1964 年, Sullivan[12]提出了一種銷釘式SENT 試件，Srawley 等[13]采用該試件測(cè)試了彈性能量釋放率(G)。1965 年，Srawley等[14]提出了銷釘式SENT 試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子(K)的封閉解。1973 年，Tada 等[15]獲得了銷釘式SENT試件較為準(zhǔn)確的應(yīng)力強(qiáng)度因子方程和的柔度方程。

2006 年，挪威船級(jí)社為評(píng)估海底淺裂紋管道的斷裂韌性，出版了管道低約束SENT 試件斷裂韌性測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)DNV-RP-F108[16]。該標(biāo)準(zhǔn)采用夾持型或銷釘型SENT 試樣測(cè)試材料的J 積分阻力曲線(J–R)。DNV 建議試件進(jìn)行疲勞裂紋預(yù)制，預(yù)裂紋長(zhǎng)度0.2 ≥a/W≥0.5，試件不需要開側(cè)槽，最大裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度為3 mm。DNV 采用多試樣法，要求至少測(cè)試6 個(gè)有效SENT 試件。該方法不考慮裂紋擴(kuò)展修正，因而裂紋擴(kuò)展較短時(shí)，該方法簡(jiǎn)單實(shí)用?？紤]焊縫強(qiáng)度匹配和延性裂紋擴(kuò)展等因素造成的不確定性，該方法在J 積分塑性因子的表達(dá)式中添加了安全系數(shù)0.85，該安全系數(shù)可能導(dǎo)致斷裂韌性偏于保守，且測(cè)試所需時(shí)間與材料成本較大。

2008 年，加拿大礦物與能源研究中心 Shen等[7-8]參考ASTM E1820 中SENB 試樣J–R 曲線試驗(yàn)流程，提出了一種單試件方法，用于評(píng)估夾持型SENT 試件的J–R 阻力曲線。該方法要求試樣的寬度和厚度相等(W=B)，兩個(gè)夾持端之間的距離H=10W，預(yù)制疲勞裂紋的長(zhǎng)度0.1 ≥a0/W≥0.7。為了保證裂紋前緣平直擴(kuò)展以及裂紋尖端附近處于平面應(yīng)變條件，該方法建議開側(cè)槽，側(cè)槽占試件厚度的7.5%。采用單應(yīng)變規(guī)測(cè)量裂紋嘴張開位移(crack mouth opening displacement, CMOD)，使用卸載柔度法估算裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度。

2009 年，巴西圣保羅大學(xué)Gravero 等[17-18]、Mathias 等[19]和Ruggieri[20]提出了使用卸載柔度法測(cè)試單個(gè)SENT 試件J–R 曲線的方法。該方法與加拿大礦物與能源研究中心提出的測(cè)試方法以及ASTM E1820 標(biāo)準(zhǔn)方法類似，但各方法中應(yīng)力強(qiáng)度因子、J積分塑性因子以及基于 CMOD 的柔度方程不盡相同。

2010 年，?？松梨诠咎岢隽艘环N使用雙應(yīng)變規(guī)測(cè)量單個(gè)試件CTOD 阻力曲線(CTOD–R)的方法[9]。該方法建議對(duì)試件進(jìn)行疲勞裂紋預(yù)制或使用直徑不大于0.15 mm 的線切割(electrical discharge machining, EDM) 加工，以確保初始長(zhǎng)度在0.25 ≥a0/W≥0.35 的范圍內(nèi)。EDM 可使切口前沿均勻，初始裂紋長(zhǎng)度更精確，對(duì)于高韌性管線鋼和焊縫建議采用，但對(duì)于低斷裂韌性材料，EDM 方法可能會(huì)導(dǎo)致斷裂韌性偏高。該方法建議試件側(cè)槽深度占試件厚度的5%。

2013 年，比利時(shí)根特大學(xué)的Verstraete 等[21-23]提出了一種采用單個(gè)試件測(cè)試材料CTOD–R 曲線的方法。雖然其CTOD 測(cè)試也采用DCG 方法，但CTOD 的定義與?？松梨诜椒ǖ亩x不同。裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度測(cè)量上采用直流電位梯度法(direct current potential drop，DCPD)。

2014 年，英國(guó)標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)基于上述測(cè)試方法，制定了SENT 試件斷裂韌性測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)BS 8571[10]。該標(biāo)準(zhǔn)包括J–R 曲線和CTOD–R 曲線測(cè)試流程，而J–R 曲線試驗(yàn)又分為多試樣法和單試樣法。J 積分方程與標(biāo)準(zhǔn)DNV-RP-F108 所用方程式相同，不考慮裂紋擴(kuò)展修正。采用雙應(yīng)變規(guī)方法確定CTOD，CTOD計(jì)算與?？松梨诜椒╗9]不同。BS 8571 中允許使用銷釘型和夾持型SENT 試件，但僅對(duì)夾持型SENT試件的測(cè)試流程進(jìn)行了詳盡闡述。各低約束試件斷裂韌性測(cè)試方法的具體參數(shù)對(duì)比見表1，不同方法中試件的幾何尺寸、側(cè)槽深度、初始裂紋長(zhǎng)度、斷裂韌性表征參數(shù)等不盡相同。

表1 SENT 試件斷裂韌性測(cè)試方法對(duì)比

2 斷裂韌性表征參數(shù)

2.1 CTOD

斷裂韌性測(cè)試過程中，通常采用CTOD 或者J積分進(jìn)行材料性能表征。1963 年，Wells[24]在英國(guó)焊接研究所中首次提出CTOD 的概念，Wells 將其稱為裂紋張開位移(COD)，但為區(qū)別于CMOD，將其名稱改為CTOD。CTOD 常見的定義方式有三種，即原始裂紋尖端位移、裂紋尖端90?角截距位移和原始裂紋尖端90?角截距位移(見圖1)。

由于局部塑性變形，加載后裂紋尖端鈍化。如果加載時(shí)，遠(yuǎn)離裂紋尖端的裂紋表面未變形，只圍繞韌帶上一點(diǎn)進(jìn)行剛性旋轉(zhuǎn)，且與初始裂尖處的鈍裂紋前緣相切，則兩切點(diǎn)之間的距離即為原始裂紋尖端位移。原始裂紋尖端位移已用于BS 8571[10]和?？松梨陔p應(yīng)變規(guī)方法的CTOD 測(cè)試中，該CTOD定義與裂紋尺寸和材料硬化響應(yīng)有關(guān)，如果切點(diǎn)位于原始裂紋尖端后，則會(huì)高估實(shí)際CTOD 值。

圖1 CTOD 的分類

為了便于在有限元分析中計(jì)算裂紋的CTOD，將鈍化裂紋尖端開始的兩條垂直直線與裂紋表面的截距作為裂紋尖端90?角截距位移。由于在試件有限元模擬中的便利性，該CTOD 定義得到廣泛應(yīng)用，但不適用于擴(kuò)展裂紋。加拿大礦物與能源研究中心研究J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換關(guān)系時(shí)，采用了此定義計(jì)算CTOD。

韌性材料裂紋尖端在加載后會(huì)發(fā)生鈍化現(xiàn)象，但隨著加載過程鈍化裂紋會(huì)再次形成尖裂紋，因此裂紋擴(kuò)展時(shí)裂紋尖端90?角截距位移便失去其物理意義。Verstraete 等[23]和Van 等[25]基于裂紋擴(kuò)展的剛性旋轉(zhuǎn)假設(shè)，提出了原始裂紋尖端90?角截距位移的定義，該方法使裂紋擴(kuò)展時(shí)的CTOD 具有可比性。

2.2 J 積分

Rice[26]于1967 年提出J 積分作為表征彈塑性材料裂紋尖端應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的參數(shù)。在斷裂韌性試驗(yàn)中，可將J 積分分為彈性J 積分和塑性J 積分分別進(jìn)行計(jì)算，如式(1) 所示

式中，Jel和Jpl分別表示J 積分的彈性分量和塑性分量。

Jel與應(yīng)力強(qiáng)度因子有關(guān)，按式(2) 計(jì)算

式中，ν是泊松比，E是楊氏模量。KI為I 型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子，由載荷和裂紋尺寸通過式(3) 確定

式中，a為裂紋長(zhǎng)度，W為試樣寬度，B為試樣厚度，P為載荷，f(a/W) 為幾何因子。

J積分的塑性分量可通過引入塑性因子(η) 與載荷位移曲線下塑性區(qū)面積，由式(4) 計(jì)算

式中，b是韌帶的長(zhǎng)度，分別代表載荷與載荷線位移(load line displacement，LLD) 或CMOD 曲線下塑性區(qū)的面積(見圖2)。

圖2 載荷?位移曲線下塑性區(qū)示意圖

3 低約束試件斷裂韌性測(cè)試關(guān)鍵問題

3.1 應(yīng)力強(qiáng)度因子

J 積分的彈性部分與應(yīng)力強(qiáng)度因子有關(guān)，應(yīng)力強(qiáng)度因子的準(zhǔn)確性對(duì)總J 積分的計(jì)算有直接影響。對(duì)于夾持型SENT 試件，挪威船級(jí)社采用了Ahmad等[27]提出的應(yīng)力強(qiáng)度因子解析解。加拿大礦物與能源研究中心通過在彈性和平面應(yīng)變條件下的有限元計(jì)算分析，提出了夾持型SENT 試件應(yīng)力強(qiáng)度因子的數(shù)值解。部分學(xué)者先后使用有限元分析法或回歸分析法得到應(yīng)力強(qiáng)度因子不同的計(jì)算式，結(jié)果對(duì)比見圖3，可知各應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算方法在其適用范圍內(nèi)基本一致[28-29]。以Zhu[30]提出的應(yīng)力強(qiáng)度因子全范圍解析解為參考，各方法中幾何因子的最大相對(duì)誤差不超過3% (見圖4)，而Zhu[30]方法的適用范圍更廣，精確度較高，建議使用其計(jì)算夾持型SENT 試件的應(yīng)力強(qiáng)度因子。

圖3 應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比

圖4 幾何因子相對(duì)誤差

3.2 J 積分塑性因子

挪威船級(jí)社[16]、加拿大礦物與能源研究中心[7-8]和巴西圣保羅大學(xué)[18-19]等先后提出了夾持型SENT試件J 積分塑性因子的不同表達(dá)式。2006 年，挪威船級(jí)社根據(jù)三維有限元分析的數(shù)值結(jié)果，提出了與裂紋深度和試件厚度有關(guān)的五階多項(xiàng)式作為塑性因子評(píng)估方程。Shen 等[8]基于Ramberg–Osgood 硬化模型，采用平面應(yīng)變有限元分析，擬合得到塑性因子多項(xiàng)式函數(shù)。巴西圣保羅大學(xué)的Cravero 等[18]提出塑性因子與應(yīng)變硬化性能無關(guān)理論，并以簡(jiǎn)單的線性函數(shù)表示J 積分塑性因子。Mathias 等[19]根據(jù)巴西圣保羅大學(xué)的數(shù)值結(jié)果[18,20]，通過擬合得到J 積分塑性因子的五階多項(xiàng)式函數(shù)。標(biāo)準(zhǔn)BS 8571 中J積分塑性因子的計(jì)算與試件的厚寬比有關(guān)，當(dāng)試件厚寬比1 ≥B/W≥2 時(shí)，采用挪威船級(jí)社使用的塑性因子方程；當(dāng)試件厚寬比1/2 ≥B/W≥1 時(shí)，采用加拿大礦物與能源研究中心使用的塑性因子方程。Huang 等[31]和Wang 等[32]對(duì)有側(cè)槽和無側(cè)槽夾持型SENT 試樣進(jìn)行有限元分析，并提出了與試件裂紋深度、厚寬比以及應(yīng)變硬化指數(shù)有關(guān)的J 積分塑性因子方程。

各方法中J 積分塑性因子結(jié)果對(duì)比見圖5。對(duì)于基于載荷線位移的J 積分塑性因子，除Huang 方法外，其余三種方法的結(jié)果較為接近，而Huang 提出的塑性因子是在考慮試件側(cè)槽的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，因而結(jié)果偏高；加拿大礦物與能源研究中心提出的塑性因子適用范圍更廣，建議使用。對(duì)于基于裂紋嘴張開位移的J 積分塑性因子，挪威船級(jí)社方法明顯高于其他方法。巴西圣保羅大學(xué)方法中塑性因子與裂紋深度成線性關(guān)系，精度較低，不建議采用；加拿大礦物與能源研究中心方法在0.05 ≥a/W≥0.65 范圍內(nèi)建議使用，其余方法在各自的適用范圍內(nèi)偏差較小，而更為精確的J 積分塑性因子的表達(dá)式有待深入研究。

圖5 J 積分塑性因子結(jié)果對(duì)比

3.3 J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子

SENT 試件的CTOD 阻力曲線測(cè)試通常可采用J 積分轉(zhuǎn)換法或雙應(yīng)變規(guī)法。Zhu 等[33]采用這兩種方法分別對(duì)高、低應(yīng)變硬化性能鋼進(jìn)行測(cè)試，發(fā)現(xiàn)采用不同J 積分轉(zhuǎn)換因子得到的CTOD 阻力曲線不同，而雙應(yīng)變規(guī)法測(cè)定的CTOD 阻力曲線相近。特別是對(duì)于高應(yīng)變硬化鋼，兩種方法的CTOD–R 曲線明顯不同。因而J 積分轉(zhuǎn)換因子的準(zhǔn)確性對(duì)CTOD阻力曲線有直接影響。對(duì)于夾持型SENT 試件，J積分轉(zhuǎn)換法公式參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1820，采用式(5)計(jì)算

式中，m為J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子，σY為屈服強(qiáng)度。

部分學(xué)者先后提出 SENT 試件的 J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子表達(dá)式，通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)：CANMET方法中轉(zhuǎn)換因子是基于有限元分析的線性擬合，故應(yīng)用范圍受限；Huang 等[34]提出的轉(zhuǎn)換因子會(huì)導(dǎo)致低應(yīng)變硬化材料的CTOD 阻力曲線偏高。各轉(zhuǎn)換因子方程在硬化指數(shù)n=10，單邊側(cè)槽深度為7.5%時(shí)的對(duì)比結(jié)果見圖6。可知，Moreira 等[35]和Ruggieri[36]方法中兩個(gè)平面應(yīng)變轉(zhuǎn)換因子具有可比性，差異較小，均低于Sarzosa 等[37]方法的轉(zhuǎn)換因子，但在沒有額外有限元分析結(jié)果的條件下，很難確定現(xiàn)有結(jié)果的精確性。因此，需要進(jìn)一步的研究，以確定一個(gè)更準(zhǔn)確的J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子。

圖6 J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子結(jié)果對(duì)比

3.4 裂紋尺寸的測(cè)量

3.4.1 卸載柔度法

使用單試樣法進(jìn)行斷裂韌性測(cè)試時(shí)，除了測(cè)試斷裂表征參數(shù)，還需測(cè)試裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度，常用裂紋長(zhǎng)度的測(cè)量方法分為卸載柔度法和直流電位梯度法。卸載柔度法是一種通過監(jiān)測(cè)載荷和裂紋嘴張開位移計(jì)算裂紋長(zhǎng)度的方法。卸載柔度法在SENB 和CT 試件斷裂韌性測(cè)試中已有廣泛應(yīng)用，而對(duì)于低約束SENT試件，Verstraete 等[38]通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)分析證實(shí)了卸載柔度法的有效性。不同的測(cè)試方法所規(guī)定的柔度方程不盡相同，而如何確定一個(gè)相對(duì)準(zhǔn)確的柔度方程成為了研究的交點(diǎn)。加拿大礦物與能源研究中心、?？松梨诠?、巴西圣保羅大學(xué)、Tyson等均提出了各自柔度方程。

將上述四個(gè)柔度方程與三組獨(dú)立的有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)三組有限元分析結(jié)果基本一致，且與加拿大礦物與能源研究中心和巴西圣保羅大學(xué)提出的結(jié)果接近，而?？松梨诠竞蚑yson 的結(jié)果與有限元分析存在明顯偏差。因此，目前應(yīng)使用加拿大礦物與能源研究中心或巴西圣保羅大學(xué)提出的柔度方程。使用卸載柔度法計(jì)算裂紋尺寸時(shí)，會(huì)在初始位置出現(xiàn)裂紋負(fù)增長(zhǎng)的情況，所以還需參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1820 對(duì)初始裂紋尺寸進(jìn)行修正。

3.4.2 直流電位梯度法

直流電位技術(shù)已廣泛應(yīng)用于試件、管道和壓力容器的裂紋尺寸監(jiān)測(cè)[39-40]，該方法假定遠(yuǎn)離裂紋平面的電流分布均勻，且穿過裂紋的電位降與裂紋長(zhǎng)度呈單調(diào)遞增關(guān)系，電場(chǎng)的唯一擾動(dòng)是由裂紋的存在引起的。

1965 年，Johnson 將受拉伸載荷中心裂紋板的輸入電壓與裂紋長(zhǎng)度聯(lián)系起來，提出了一個(gè)解析校準(zhǔn)方程。比利時(shí)根特大學(xué)[21-23]又通過實(shí)驗(yàn)證實(shí)該方程可用于校準(zhǔn)SENT 試樣的電位降與裂紋長(zhǎng)度之間的關(guān)系。Geldhof 和Vertraete 通過對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較，證明直流電位技術(shù)和卸載柔度法在用于確定SENT 試件裂紋擴(kuò)展阻力曲線的精度是等效的。但從實(shí)驗(yàn)操作角度，直流電位梯度法需要設(shè)備較多，實(shí)驗(yàn)流程偏于復(fù)雜，建議采用卸載柔度法進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

3.5 J 積分直接測(cè)量技術(shù)

2015 年，Weeks 等[41]采用Prandtl–Reuss 增量理論，提出了一種使用表面應(yīng)變計(jì)直接測(cè)量夾持型SENT 試件J 積分的實(shí)驗(yàn)方法，結(jié)果表明，在裂紋擴(kuò)展1 mm 范圍內(nèi)直接測(cè)量得到的J–R 曲線與CANMET 法測(cè)定的曲線基本一致。2016 年，Weeks等[42]對(duì)實(shí)驗(yàn)技術(shù)進(jìn)行改進(jìn)，測(cè)試了X65 管道鋼母材與焊縫的J–R 曲線，通過使用數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)測(cè)量試件的表面應(yīng)變和遠(yuǎn)端位移，進(jìn)而直接計(jì)算J 積分，結(jié)果發(fā)現(xiàn)整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)直接測(cè)量的J 積分與CANMET 方法測(cè)試的結(jié)果相同。數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)可以測(cè)試試件表面的整體應(yīng)變情況，比在表面安裝應(yīng)變計(jì)更加可靠，且該方法即不需要使用基于CMOD 的J 積分方程，也不需要測(cè)量裂紋尺寸的其他裝置，因而J 積分直接測(cè)量技術(shù)對(duì)于驗(yàn)證基于CMOD 的增量J 積分方程以及J–R 阻力曲線具有重要的意義。

4 結(jié)語

斷裂韌性是材料的重要性能之一，低約束試件斷裂韌性測(cè)試對(duì)于油氣管道安全運(yùn)營(yíng)具有重要意義。本文總結(jié)了低約束試件的發(fā)展歷程、斷裂韌性表征參數(shù)，分析了測(cè)試過程中的關(guān)鍵問題，為低約束試件斷裂韌性測(cè)試發(fā)展提供一定參考。關(guān)于低約束試件斷裂韌性測(cè)試，有以下幾方面工作需要開展更深入研究：

(1) 現(xiàn)有測(cè)試方法中J 積分塑性因子方程尚未統(tǒng)一，需要通過進(jìn)一步的有限元計(jì)算分析，以確定較為準(zhǔn)確的J 積分塑性因子表達(dá)式?？梢岳脭?shù)字圖像相關(guān)技術(shù)直接測(cè)量J 積分技術(shù)，驗(yàn)證利用J 積分塑性因子計(jì)算得到J 積分的準(zhǔn)確性。

(2) 采用J 積分轉(zhuǎn)換法確定CTOD–R 阻力曲線時(shí)，現(xiàn)有J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子的精確性難以比較，需要進(jìn)一步通過有限元計(jì)算分析，以確定一個(gè)更為簡(jiǎn)單、準(zhǔn)確的J 積分與CTOD 轉(zhuǎn)換因子表達(dá)式。

(3)部分測(cè)試方法要求試件制備側(cè)槽、預(yù)制疲勞裂紋，而側(cè)槽形狀、側(cè)槽尺寸以及疲勞裂紋前沿曲率對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響鮮有研究，需要通過有限元分析與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)合的方法，量化上述參數(shù)的影響，確定較為合理的試件幾何模型。

(4)現(xiàn)有測(cè)試方法主要針對(duì)均質(zhì)材料，而對(duì)于管道焊縫、熱影響區(qū)等非均質(zhì)材料在低約束條件下的斷裂韌性測(cè)試受匹配系數(shù)、焊縫尺寸、熱影響區(qū)尺寸等多種因素的影響，需要對(duì)各影響因素進(jìn)行量化，確定非均質(zhì)材料斷裂韌性的測(cè)試方法。

(5)在數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，發(fā)展我國(guó)關(guān)于低約束試件斷裂韌性測(cè)試相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)。