基于修正GTN 模型的不銹鋼管剪切過(guò)程韌性斷裂準(zhǔn)則研究

董建鵬，王時(shí)龍，周 杰，楊 波，馬 馳

(重慶大學(xué)機(jī)械傳動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044)

乏燃料組件是核反應(yīng)堆卸載出來(lái)的不能再維持臨界反應(yīng)的組件，目前世界范圍內(nèi)核發(fā)達(dá)國(guó)家多采用“閉式燃料循環(huán)”處理乏燃料組件[1]，該方法需要將乏燃料組件剪切成小段，以方便后續(xù)化學(xué)提取殘留的核元素[2]。不銹鋼管是乏燃料組件的重要組成部分，由于其自身較高的延展性，剪切過(guò)程中易造成刀具崩刃甚至局部斷裂[3]，因此研究不銹鋼管的剪切機(jī)理對(duì)提高刀具的使用壽命有重要作用。然而，近年來(lái)對(duì)管材旋壓[4]、彎曲[5]、矯直[6]、沖壓[7]等加工方式的研究較多，但對(duì)剪切過(guò)程的探索仍比較少，尤其是涉及不銹鋼管剪切領(lǐng)域的工作。目前現(xiàn)有文獻(xiàn)多集中在管材斷裂前的彈塑性變形階段[8 ? 9]，缺乏對(duì)后續(xù)韌性斷裂過(guò)程的研究。此外，在模擬變形過(guò)程中多采用連續(xù)損傷力學(xué)方法[10]，力學(xué)模型上未考慮實(shí)際材料的不均勻性，由此無(wú)法準(zhǔn)確反映材料的變形破壞情況。

作者在之前的工作中，采用修正Gurson-Tvergaard-Needleman 模型(GTN-J 模型)研究了SUS304 不銹鋼管剪切的斷裂機(jī)理，但是該模型在最大剪切力的預(yù)測(cè)上仍存在較大的誤差，其原因在于隨著刀具的移動(dòng)，鋼管的強(qiáng)度隨著損傷的累積不斷減小，因此鋼管不同位置的臨界損傷閾值應(yīng)該是不同的，而GTN-J 模型中的斷裂準(zhǔn)則被設(shè)置為恒定的常數(shù)(即當(dāng)損傷超過(guò)該臨界值，單元斷裂)。鑒于此，本文在該模型基礎(chǔ)上，同時(shí)考慮不銹鋼管中空的特殊結(jié)構(gòu)，對(duì)GTN-J 模型的斷裂準(zhǔn)則進(jìn)行改進(jìn)，從而建立適宜于不銹鋼管剪切的損傷模型。通過(guò)VUMAT 編制該模型應(yīng)力-應(yīng)變算法并將其嵌入到ABAQUS/Explicit 中實(shí)現(xiàn)其數(shù)值求解，隨后對(duì)比仿真及試驗(yàn)得到的剪切載荷曲線(xiàn)，分析了不同階段鋼管的裂紋擴(kuò)展情況，并對(duì)比了改進(jìn)前后斷裂準(zhǔn)則的預(yù)測(cè)效果。

1 本構(gòu)模型及數(shù)值模擬實(shí)現(xiàn)

1.1 修正GTN 本構(gòu)模型

GTN 模型被廣泛應(yīng)用到研究金屬材料韌性斷裂過(guò)程中[11 ? 13]，其具體形式如下：

式中： f 代表當(dāng)前材料的孔洞體積分?jǐn)?shù)； fc及 fF分別代表材料孔洞開(kāi)始連通及完全斷裂時(shí)的孔洞體積分?jǐn)?shù)。

GTN 模型僅適應(yīng)于高應(yīng)力三軸度狀態(tài)下的斷裂預(yù)測(cè)，對(duì)于如剪切等低應(yīng)力三軸度狀態(tài)，原始GTN 模型無(wú)法模擬材料變形后的損傷累積。鑒于此，Wei 等[15]在現(xiàn)有剪切修正GTN 模型基礎(chǔ)上引入新的損傷變量表征低應(yīng)力三軸度下的損傷累積，修正后屈服方程為(以下簡(jiǎn)稱(chēng)GTN-J 模型)：

式中： Ds為材料的剪切損傷； Dc是材料剪切損傷加速累積的臨界參數(shù)； DF表示材料完全斷裂失效時(shí)的剪切損傷。

GTN-J 模型中采用兩種獨(dú)立的損傷變量表征材料復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的斷裂機(jī)理：1)孔洞體積分?jǐn)?shù)；2)剪切損傷。

1.1.1 孔洞體積分?jǐn)?shù)演化

對(duì)于金屬材料，僅在拉應(yīng)力下出現(xiàn)孔洞萌生，由此孔洞萌生系數(shù)表示為：

式中： fN為孔洞形核系數(shù)； εN為孔洞萌生的平均等效塑性應(yīng)變； SN為孔洞萌生標(biāo)準(zhǔn)差。

1.1.2 剪切損傷演化

GTN-J 模型中剪切損傷累積規(guī)律形式如下：

式中： kw為材料剪切常數(shù)； wσ為應(yīng)力狀態(tài)參數(shù)，用來(lái)區(qū)分材料受載過(guò)程中的不同應(yīng)力狀態(tài)，保證剪切損傷在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下能夠正常累積，其函數(shù)形式如式(11)所示。

1.2 斷裂準(zhǔn)則修正

在GTN-J 模型中，當(dāng)單元的孔洞體積分?jǐn)?shù)超過(guò)臨界值 fc或剪切損傷超過(guò)臨界值 Dc時(shí)，判定臨界值 fc或剪切損傷超過(guò)臨界值 Dc時(shí)，判定該單元失效(即發(fā)生斷裂)。整個(gè)加載過(guò)程中，兩種損傷的臨界值保持不變。

然而，對(duì)于不銹鋼管來(lái)說(shuō)，鋼管不同部位的臨界值是不同的。如圖1 所示為刀具剪切鋼管上/下半部分時(shí)剪切力 Fs的分解。 Fs可分解為切向剪切力 Fst和徑向剪切力 Fsr，其中切向剪切力 Fst主導(dǎo)剪切過(guò)程中管材裂紋的擴(kuò)展，當(dāng) Fst超過(guò)材料的許用應(yīng)力極限時(shí)，裂紋沿管材切向擴(kuò)展演化。

圖1 鋼管剪切過(guò)程剪切力分解Fig.1 Schematic diagram of shear force decomposition for tube shearing

剪切過(guò)程中刀刃與鋼管從點(diǎn)接觸發(fā)展到線(xiàn)接觸，接觸線(xiàn)上剪切力分布并不均勻。如圖2 所示，沿著厚度方向?qū)⒓羟袇^(qū)域分成n 個(gè)等長(zhǎng)度的微元，各微元受力分別為Ft1,Ft2,···,Ftn，剪切力的切向分力可表示為：Fst=Ft1+Ft2+···Ftn。隨著剪切刀向下移動(dòng)，與刀具接觸的部分會(huì)出現(xiàn)裂紋，一旦沿厚度方向某一處微元達(dá)到材料承載極限出現(xiàn)裂紋，裂紋會(huì)很快擴(kuò)展至整個(gè)厚度方向，因此可以近似認(rèn)為同一厚度方向的微元會(huì)同時(shí)達(dá)到材料承載極限，從而同時(shí)被撕裂，考慮到同種材料的承載極限是相同的，假設(shè)管材厚度方向單位長(zhǎng)度的許用應(yīng)力極限為 σs，則各微元在斷裂時(shí)受力可表示為：Fti=tσs/n。由此，剪切力的切向分力可表示為：Fst=Ft1+Ft2···Ftn=n×t×σs/n=σst。

圖2 剪切過(guò)程接觸線(xiàn)上剪切力的不均勻分布Fig.2 Irregular distribution of shear force on contact line during shearing process

本文所使用管材厚度為1 mm，由此管材剪切力可由式(12)近似計(jì)算得到(剪切時(shí)剪切管材對(duì)稱(chēng)的兩側(cè)，因此需在公式中乘2)。此外隨著損傷的累積，管材的許用應(yīng)力極限隨著刀具的位移不斷減小，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)剪切管材下半部時(shí)(即x>R)，許用應(yīng)力極限有明顯地降低(在剪切下半部分時(shí)試驗(yàn)剪切力明顯降低)。因此剪切過(guò)程剪切力估計(jì)值修正為式(13)所示。需要注意的是剪切力與臨界損傷呈正相關(guān)，即剪切力越大，對(duì)應(yīng)部位的臨界損傷也應(yīng)該越大。考慮到管材剪切過(guò)程中主要由剪切損傷主導(dǎo)，研究中僅對(duì)剪切損傷進(jìn)行修正，根據(jù)剪切力的變化構(gòu)造了一個(gè)閾函數(shù)式(14)來(lái)表征管材不同部位的剪切損傷臨界值。圖3 所示為剪切力與剪切損傷的變化趨勢(shì)。

圖3 剪切力及剪切損傷變化趨勢(shì)Fig.3 Variation trends of shear force and shear damage

式中： β為剪切力 Fs與切向分力的夾角； R為管材外半徑； x是刀具的位移(刀具剛接觸管材上半部，x=0 )； σs1和 σs2分別為管材上/下半部分的許用應(yīng)力極限；與此對(duì)應(yīng)的Dc1和Dc2分別代表管材上/下半部分的臨界剪切損傷值； kf為定義的損傷系數(shù)； a1表示刀具位移的修正系數(shù)用來(lái)消除由于管材本身加工、制造、安裝等造成的誤差。

1.3 數(shù)值模擬實(shí)現(xiàn)算法

由于ABAQUS 本身中未嵌入GTN-J 本構(gòu)模型，本文采用完全隱式向Euler 應(yīng)力更新算法Achouri 等[16 ? 17])，通過(guò)編制GTN-J 模型的VUMAT用戶(hù)子程序，最終實(shí)現(xiàn)該模型的數(shù)值運(yùn)算。如圖4所示為其數(shù)值算法流程，整個(gè)調(diào)用過(guò)程劃分為三個(gè)階段：彈性階段、塑性階段及斷裂階段。

2 剪切試驗(yàn)及有限元模擬

2.1 試驗(yàn)方案

圖5(a)所示為后處理中需要剪切的組件芯管，其由不銹鋼管及脆性芯塊構(gòu)成。剪切過(guò)程中，脆性芯塊在前期工藝中易受壓破裂，因此本文對(duì)其簡(jiǎn)化處理，剪切試驗(yàn)中采用在不銹鋼管兩端填充支撐塊的方案。

圖4 數(shù)值算法流程圖Fig.4 Flow chart of numerical algorithm

剪切試驗(yàn)采用SUS304 不銹鋼管，剪切裝置包含剪切刀、壓緊塊、固定刀及支撐塊四部分。試驗(yàn)過(guò)程中剪切刀及固定刀被夾緊在在材料疲勞試驗(yàn)機(jī)(Landmark 370.1)上下夾塊處，剪切裝置安裝如圖5(b)所示，剪切裝置的重要結(jié)構(gòu)尺寸如圖5(c)及表1 所示。

剪切試驗(yàn)剪切兩種規(guī)格的不銹鋼管；1)外徑16 mm，厚度1 mm；2)外徑12 mm，厚度1.5 mm。剪切第二種規(guī)格時(shí)需要在鋼管外增加一套筒，如圖6 所示。剪切前調(diào)整刀具位置使其離不銹鋼管上表面3 mm～5 mm，選取50 mm/s 及5 mm/s 兩種剪切速度進(jìn)行剪切，并在剪切過(guò)程中采集剪切刀具載荷-位移數(shù)據(jù)。

2.2 有限元模型

為了提高有限元計(jì)算效率，對(duì)剪切模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，建立如圖5(d)所示模型。

考慮到剪切裝置的剛度遠(yuǎn)大于不銹鋼管的剛度，因此將其設(shè)置成剛體，且僅保留靠近剪切區(qū)域的結(jié)構(gòu)。剪切裝置各零件網(wǎng)格類(lèi)型及大小設(shè)置如表2 所示。

圖5 剪切試驗(yàn)裝置及有限元模型Fig.5 Shear device and finite element model

表1 剪切設(shè)備結(jié)構(gòu)尺寸Table 1 Structural dimensions of shearing device

圖6 外徑12 mm 的不銹鋼管剪切圖示Fig.6 Diagram of shearing stainless steel tube with outer diameter of 12 mm

對(duì)于不銹鋼管，其左側(cè)區(qū)域由于支撐塊I 的存在剪切過(guò)程幾乎不發(fā)生變形，由此該區(qū)域設(shè)置成剛性單元；右側(cè)區(qū)域僅保留靠近剪切區(qū)域的部分，采用Mises 塑性本構(gòu)(僅產(chǎn)生塑性變形)；中間區(qū)域應(yīng)用本文改進(jìn)后的GTN-J 本構(gòu)模型。不銹鋼管不同區(qū)域本構(gòu)模型設(shè)置如圖7 所示。

圖7 SUS304 不銹鋼管不同區(qū)域本構(gòu)設(shè)置Fig.7 Constitutive models for different regions of SUS304 tube

表2 剪切裝置網(wǎng)格劃分Table 2 Mesh generation of shear device

2.3 本構(gòu)模型參數(shù)確定

關(guān)于GTN 模型參數(shù)的確定已有較多研究[18 ? 19]，而對(duì)于修正GTN 模型，其共需提前確定22 個(gè)參數(shù)的值，為解決數(shù)據(jù)唯一性問(wèn)題，可將其分成5 類(lèi)：

1) 5 個(gè)表征材料性能的參數(shù)( E , ν , σ0, K , n)

該類(lèi)參數(shù)可以通過(guò)SUS304 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)確定[20]，具體如下：彈性模量 E=195.85 GPa，泊松比 ν=0.29，初始屈服強(qiáng)度 σ0=390.3 MPa，材料應(yīng)變強(qiáng)化常數(shù) K=1235 和 n=0.38；

2) 2 個(gè)GTN 模型參數(shù)( q1, q2)

針對(duì)金屬材料，Tvergaard 建議 q1和 q2的值分別為1.5 和1[2]；

3) 6 個(gè)與孔洞體積分?jǐn)?shù)相關(guān)的參數(shù)( f0, fc, fF, εN,SN, fN)

Zhang 和Cong[20]采用GTN 模型模擬SUS304板材液壓脹形時(shí)得到了SUS304 不銹鋼材料孔洞體積分?jǐn)?shù)相關(guān)參數(shù)的值。

4) 6 個(gè)與剪切損傷相關(guān)的參數(shù)( D0, Dc, DF, kw,c1, k)

剪切損傷參數(shù)最早由Wei 等[15]引入到GTN模型中，不同于孔洞體積分?jǐn)?shù)，該參數(shù)并沒(méi)有實(shí)際的物理意義，無(wú)法通過(guò)試驗(yàn)得到，本文首先通過(guò)單個(gè)單元測(cè)試分析了不同參數(shù)對(duì)剪切效果的影響程度結(jié)合Wei 等[15]現(xiàn)有的研究確定剪切損傷相關(guān)參數(shù)的值。

如圖8 所示，建立一立方單元，對(duì)其施加純剪切邊界，對(duì)比不同參數(shù)下對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變演化過(guò)程的影響。由圖8、圖9 可明顯看出 DF, c1, k的變化對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變演化基本無(wú)影響，而 D0, Dc, kw相互影響，對(duì)同一種材料來(lái)說(shuō)，僅需確定 D0, kw則 Dc參數(shù)的值即可唯一確定。

考慮到金屬材料相近的特性，對(duì)于SUS304 不銹鋼材料，采用Jiang 的推薦值，即 D0=0.01,DF=0.15, c1=0.5, k=0.2, kw=4，由此本文提出的Dc1及Dc2的值可通過(guò)有限元模擬方法唯一確定，即先設(shè)置2 個(gè)參數(shù)的初始值進(jìn)行有限元模擬，然后純剪切條件下DF/c1/k對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變演化的影響調(diào)節(jié)各參數(shù)的值直到模擬的載荷-位移曲線(xiàn)與剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)差值最小。

5)與斷裂準(zhǔn)則相關(guān)的參數(shù)( kf, a1)

同理，2 個(gè)與斷裂準(zhǔn)則相關(guān)的參數(shù)也可通過(guò)有限元模擬方法得到，根據(jù)式(14) kf和 a1兩個(gè)參數(shù)與臨界損傷參數(shù)Dc1及Dc2相關(guān)聯(lián)，當(dāng)Dc1及Dc2確定， kf和 a1即可唯一確定。

圖8 純剪切條件下DF,c1,k對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變演化的影響Fig.8 Influence of DF,c1,k on stress-strain evolution under pure shear condition

圖9 純剪切條件下Dc,kw對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變演化的影響Fig.9 Influence of Dc,kw on stress-strain evolution under pure shear condition

表3 羅列了有限元最終采用的修正GTN-J 的模型參數(shù)。

表3 修正GTN-J 模型參數(shù)Table 3 Modified GTN-J model parameters

3 結(jié)果討論

3.1 原始斷裂準(zhǔn)則與修正后預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比

剪切過(guò)程中不銹鋼管剪切力-位移模擬曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖10 所示。整體上來(lái)看，根據(jù)裂紋沿管材周向的演化路徑，可以將整個(gè)剪切過(guò)程分為5 個(gè)階段：1)開(kāi)始剪切階段，此時(shí)刀具尚未接觸不銹鋼管；2)初始裂紋萌生階段，不銹鋼管與刀具接觸部分被撕裂，產(chǎn)生最大剪切力；3)第I 階段撕裂過(guò)程，裂紋沿(a?b1/a?b2)在不銹鋼管周向向外擴(kuò)展；4)第II 階段撕裂過(guò)程，裂紋沿(b1?c1/b2?c2)在不銹鋼管周向向內(nèi)擴(kuò)展；5)斷裂，由于支撐塊的存在，不銹鋼管殘留部分一同被撕裂分離。

圖10 模擬的載荷-位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比(D=16 mm, t=1 mm, V=50 mm/s)Fig.10 Comparison between simulated load-displacement curves and experimental results (D=16 mm,t=1 mm, V=50 mm/s)

為了對(duì)比兩種斷裂準(zhǔn)則的優(yōu)劣性，考慮到修正后的斷裂準(zhǔn)則對(duì)管材上/下半部分采用不用的臨界損傷值，因此使用原始斷裂準(zhǔn)則模擬兩次，分別設(shè)置剪切損傷臨界值為Dc=0.038 和Dc=0.11。通過(guò)對(duì)比明顯可以得到本文提出的斷裂準(zhǔn)則的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差更小，預(yù)測(cè)效果更好(表4)：相較于原始斷裂準(zhǔn)則，斷裂時(shí)的位移預(yù)測(cè)誤差由28.8%降低至4.9%；最大剪切力預(yù)測(cè)誤差由27.5%降低至17.9%。

最大剪切力的預(yù)測(cè)誤差相較試驗(yàn)值偏小的原因如下：不銹鋼管由不銹鋼薄板經(jīng)多次輥軋彎曲成形，經(jīng)過(guò)多次加工硬化，其力學(xué)性能相較初始的薄板有很大的提高。而模擬時(shí)不銹鋼管的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)由薄板拉伸試驗(yàn)得到(由加工不銹鋼管的鋼板截取)，未考慮其成形過(guò)程的加工硬化，因此模擬值相較試驗(yàn)值偏小。

表4 兩種斷裂準(zhǔn)則模擬結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of simulated results between original and modified fracture criteria

3.2 修正模型的廣泛適用性

為了進(jìn)一步驗(yàn)證模型的廣泛適用性，本文增加了一組管材直徑12 mm，厚度1.5 mm，剪切速度50 mm/s 的剪切試驗(yàn)。

由圖11 的對(duì)比結(jié)果可以看出：從第I 階段到第IV 階段，修正模型的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，僅第V 階段模擬曲線(xiàn)與試驗(yàn)曲線(xiàn)有差異。但該差異是由于工裝中支撐塊與鋼管配合不緊密造成剪切過(guò)程中支撐塊后移所致。如圖12 所示，在鋼管即將斷裂時(shí)，由于支撐塊與鋼管配合并不緊密，支撐塊后移，鋼管無(wú)法直接斷裂，隨著剪切刀下降，被剪切部分向下變形翻轉(zhuǎn)，但此時(shí)裂紋并不擴(kuò)展，直到刀具接觸變形后的殘留部分將鋼管最終撕斷，因此試驗(yàn)中剪切曲線(xiàn)在即將斷裂時(shí)剪切力出現(xiàn)一個(gè)平穩(wěn)臺(tái)階，隨后小幅度上升后降為0。

圖11 模擬的載荷-位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比(D=12 mm, t=1.5 mm, V=50 mm/s)Fig.11 Comparison between simulated load-displacement curve and experimental results(D=12 mm, t=1.5 mm, V=50 mm/s)

圖12 不銹鋼管(外徑12 mm 厚度1.5 mm)剪切過(guò)程支撐塊后移現(xiàn)象Fig.12 Back movement of support block when shearing stainless-steel tube of D=12 mm and t=1.5 mm

若支撐塊不后移，剪切力曲線(xiàn)會(huì)持續(xù)下降直至為0(同剪切外徑16 mm 厚度1 mm 鋼管現(xiàn)象一致)，試驗(yàn)曲線(xiàn)變化趨勢(shì)如圖11 中虛線(xiàn)所示，模擬曲線(xiàn)與試驗(yàn)曲線(xiàn)仍基本一致。綜上，可以認(rèn)定整個(gè)剪切過(guò)程中本文提出的模型的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，提出的模型是具有廣泛適用性的。

3.3 剪切速度的影響分析

如圖13 所示為5 mm/s 速度下的剪切試驗(yàn)與修正模型模擬結(jié)果的對(duì)比(D=16 mm/t=1 mm)，可以得到修正模型可應(yīng)用在不同速度工況下的模擬中，速度的變化對(duì)分析結(jié)果并無(wú)明顯影響。

圖13 模擬的載荷-位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比(D=16 mm, t=1 mm, V=5 mm/s)Fig.13 Comparison between simulated load-displacement curves and experimental results (D=16 mm,t=1 mm, V=5 mm/s)

3.4 斷裂形貌

圖14 所示為采用修正后的斷裂準(zhǔn)則模擬的鋼管斷裂形貌與試驗(yàn)的對(duì)比情況(D=16 mm/t=1 mm)。整體上，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了修正后的斷裂準(zhǔn)則的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)論

本文在GTN-J 模型基礎(chǔ)上，考慮不銹鋼管特殊的中空結(jié)構(gòu)，構(gòu)造了一個(gè)剪切臨界損傷函數(shù)代替原斷裂準(zhǔn)則，使鋼管不同部位有不同的臨界值。通過(guò)對(duì)比模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了改進(jìn)后的斷裂準(zhǔn)則的有效性，總結(jié)如下：

(1) 本文提出的斷裂準(zhǔn)則有很好的計(jì)算精度及廣泛適用性，預(yù)測(cè)的斷裂位移與最大剪切力相對(duì)試驗(yàn)值誤差分別為4.9%及17.9%。

(2) 為簡(jiǎn)化模型，有限元模擬時(shí)未考慮鋼管加工時(shí)的加工硬化，造成最大剪切力的預(yù)測(cè)誤差相較試驗(yàn)值偏小。

(3) 修正后的斷裂準(zhǔn)則能夠準(zhǔn)確模擬不銹鋼管剪切后的斷裂形貌，進(jìn)一步驗(yàn)證了提出的斷裂準(zhǔn)則的有效性。