半圓盤構(gòu)件沖擊斷裂特性的動態(tài)焦散線實驗研究

李　清， 郭　洋， 馬萬權(quán)， 王夢遠， 韓　通

(中國礦業(yè)大學(xué) (北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京　100083)

半圓盤構(gòu)件沖擊斷裂特性的動態(tài)焦散線實驗研究

李清， 郭洋， 馬萬權(quán)， 王夢遠， 韓通

(中國礦業(yè)大學(xué) (北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京100083)

摘要：采用動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng)，對有機玻璃(PMMA)在沖擊載荷下的Ⅰ型和Ⅰ-Ⅱ混合型裂紋在起裂和擴展時的動態(tài)斷裂特性進行了研究。結(jié)果表明：隨著PMMA由Ⅰ型斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)棰?Ⅱ混合型斷裂，從落錘作用在試件上到裂紋起裂所需時間不斷增加，說明裂紋起裂需要的能量有所增加，同時從裂紋起裂到最終貫通所需時間不斷減少，說明裂紋平均擴展速度也不斷增大；在Ⅰ型斷裂中，PMMA的斷裂韌度KⅠC為2.04 MN/m3/2，而在Ⅰ-Ⅱ混合型斷裂中，PMMA的斷裂韌度KⅠC低于Ⅰ型斷裂時的斷裂韌度KⅠC，但是KⅡC有所增大；對于Ⅰ-Ⅱ混合型斷裂，PMMA極限擴展速度約為366 m/s，當達到極限擴展速度后，裂紋尖端出現(xiàn)微裂紋增韌現(xiàn)象，使裂紋的表面能迅速增大，隨后裂紋的擴展速度迅速減小。

關(guān)鍵詞：沖擊斷裂；動態(tài)焦散線；斷裂韌度；半圓盤構(gòu)件；預(yù)制裂紋

有機玻璃(PMMA)作為一種高透光率、易加工、高強度且低價格的材料，已廣泛用于建筑裝飾、工藝品、航空玻璃、儀器部件等各個方面。然而，由于有機玻璃在常溫下表現(xiàn)為一種準脆性材料，在使用過程中，往往因受到不同載荷的作用而產(chǎn)生裂紋，出現(xiàn)破壞，危及使用人員的安全，并造成大量的經(jīng)濟損失。因此，一些學(xué)者針對有機玻璃在不同情況下的斷裂特性進行了廣泛的研究。肖健[1]研究了正弦交變載荷對航空用有機玻璃材料疲勞裂紋擴展的影響。榮吉利等[2]對航空有機玻璃進行研究，得到了其動態(tài)力學(xué)參數(shù)。吳國夫[3]對有機玻璃在蠕變過程中的銀紋擴展和損傷問題進行了研究，并提出了采用雙曲線函數(shù)描述銀紋損傷密度變化規(guī)律。王泓[4]將金屬材料疲勞斷裂中的靜態(tài)斷裂模式引入到有機玻璃裂紋擴展的研究中，建立了有機玻璃疲勞裂紋擴展速率和應(yīng)力強度因子與彈性模量、門檻值(材料發(fā)生斷裂所需的最小應(yīng)力值)和斷裂韌性之間的關(guān)系式。吳衡毅等[5]采用MTS試驗機和自行研制的設(shè)備進行了有機玻璃單向拉伸實驗，研究表明，在中、低應(yīng)變率下，有機玻璃表現(xiàn)出較強的應(yīng)變率強化、應(yīng)變率硬化和高速脆性的力學(xué)性質(zhì)。周君等[6]采用中心切口圓盤試件研究了有機玻璃的純Ⅰ型和純Ⅱ型動態(tài)斷裂行為，結(jié)果表明，有機玻璃的純Ⅰ型和純Ⅱ型斷裂韌度隨加載速率的增大而顯著增大。Chen等[7]采用分離式霍普金森桿對有機玻璃進行了不同應(yīng)變率下的動態(tài)拉伸和壓縮實驗。發(fā)現(xiàn)在動態(tài)拉伸實驗中，有機玻璃的破壞應(yīng)變低于靜態(tài)實驗值，而在動態(tài)壓縮實驗中，有機玻璃的動態(tài)壓縮強度明顯高于靜態(tài)壓縮強度值。Huang等[8]采用SHPB對有機玻璃的動態(tài)斷裂特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)有機玻璃的起裂韌度和擴展時的斷裂韌度均隨加載率的提高而提高，并建立了裂紋擴展速度和動態(tài)應(yīng)力強度因子之間的關(guān)系。這些學(xué)者采用不同的研究手段對有機玻璃在疲勞荷載、靜態(tài)荷載、動態(tài)荷載等多種工況下的力學(xué)行為進行了研究，揭示了裂紋的斷裂形態(tài)與擴展速度、斷裂韌度與加載速率之間的規(guī)律。然而，對于有機玻璃在動載作用下裂紋的起裂和擴展這一動態(tài)過程的研究相對較少，尤其是裂紋的起裂對構(gòu)件的破壞相當重要。但由于這一過程持續(xù)時間極短，裂紋尖端不易確定，這就給裂紋起裂和擴展規(guī)律的研究帶來了困難。焦散線實驗方法是一種非接觸式的光測力學(xué)方法，其對裂紋尖端的局部應(yīng)力梯度十分敏感，能夠準確地判斷裂紋尖端的位置，且能夠定量分析裂紋尖端的動態(tài)應(yīng)力強度因子，在研究裂紋的起裂、擴展及動態(tài)應(yīng)力強度因子等材料的動態(tài)斷裂特性方面具有較大的優(yōu)勢[9]。因此，本文采用動態(tài)焦散線實驗方法結(jié)合高速數(shù)字相機，對有機玻璃在沖擊載荷下裂紋的起裂、擴展行為及動態(tài)應(yīng)力強度因子的變化規(guī)律進行了研究。

1實驗測試原理

1.1焦散線的形成原理

焦散線方法是考慮到固體中的應(yīng)力發(fā)生變化時，其光學(xué)性質(zhì)也隨之發(fā)生變化。圖1表示了焦散線的形成原理。一個厚度為d的試件在載荷σ0的作用下，試件因受力變形產(chǎn)生裂紋，由于裂紋尖端附近的應(yīng)力梯度極大，試件的厚度和折射率就會相應(yīng)改變，離裂紋尖端越近的區(qū)域其變化也就越大。因此，平行光場入射到這一區(qū)域，透射時將不再垂直于試件表面，光線發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在距試件Z0處的參考平面上，就會觀察到一個暗斑，即焦散斑。包圍焦散斑的亮線就是焦散線。由于焦散斑的形狀隨裂紋受力情況的不同而變化，因此，可以根據(jù)焦散斑的形狀，判斷裂紋的受力特點。圖2分別表示了Ⅰ型和Ⅱ型裂紋尖端焦散斑的形狀。

圖1　焦散線成像示意圖Fig.1 Schematic diagram of caustic formation

圖2?、裥秃廷蛐土鸭y尖端焦散斑形狀Fig.2 Caustics shape at crack tip under Mode Ⅰ/ Mode Ⅱ

1.2動態(tài)應(yīng)力強度因子的測定

(1)

(2)

(3)

式中，Dmax為焦散斑最大直徑，Dmin為焦散斑最小直徑，如圖2(b)所示，文獻[9]給出了μ與(Dmax-Dmin)/Dmax之間的關(guān)系曲線，以及g與μ之間的關(guān)系曲線，通過測量裂紋尖端焦散斑的特征尺寸(Dmax,Dmin)，可根據(jù)(Dmax-Dmin)/Dmax與μ的關(guān)系曲線確定μ值，再通過μ與g的關(guān)系曲線，可得到相應(yīng)的g值。其它參數(shù)與式(1)相同。

2試件制備與數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng)

2.1NSCB試件制備

由于預(yù)制裂紋半圓盤三點彎曲 (Notched Semi-Circular Bending, NSCB)實驗試件制作簡單方便，很多學(xué)者將其作為研究脆性材料動態(tài)斷裂特性的標準試件[13-16]。本文采用三點彎曲落錘沖擊實驗，圖3為實驗?zāi)Ｐ驮嚰疽鈭D。試件的半徑R=50 mm，厚度d=5 mm，預(yù)制裂紋的長度滿足a/2R=0.15，預(yù)制裂紋寬度為0.6 mm，裂尖寬度為0.3 mm。預(yù)制裂紋的方向與落錘加載方向的夾角θ分別為0°、15°和30°。支座間距S滿足S/2R=0.43。有機玻璃試件的動態(tài)力學(xué)參數(shù)如表1所示。

圖3　實驗?zāi)Ｐ驮嚰疽鈭DFig.3 Schematic diagram of experimental specimen models

參數(shù)Cp/(m·s-1)CS/(m·s-1)Ed/GPaυct/(m2·N-1)數(shù)值232012606.10.310.88×10-10

注：CP表示膨脹波傳播速度，Cs表示剪切波傳播速度，Ed表示動態(tài)彈性模量，υ表示動態(tài)泊松比,ct表示材料的光學(xué)應(yīng)力常數(shù)。

為了在試件上預(yù)制尖銳的裂紋尖端，保證實驗結(jié)果的可靠性。本文分兩步制作預(yù)制裂紋裂尖，第一步，采用激光從半圓盤試件的圓心處按預(yù)設(shè)的裂紋角度，略小于預(yù)設(shè)的長度進行切割，形成表面平整的預(yù)制裂紋；第二步，采用厚度為0.3 mm的鋸齒沿預(yù)制裂紋的方向切割預(yù)制裂紋末端，從而在預(yù)制裂紋末端形成一個尖銳的裂尖。

2.2實驗光路及設(shè)備

圖4為實驗光路示意圖。實驗采用透射式焦散線實驗系統(tǒng)，利用落錘自由下落對試件進行沖擊加載。落錘質(zhì)量為0.82 kg，落錘下落高度為321 mm。實驗時嚴格保證落錘每次下落的高度相同。高速相機為美國生產(chǎn)的Fastcam-SA5(16G)型彩色高速數(shù)碼相機，最大拍攝速度為1 000 000 fps，能夠滿足超動態(tài)測試要求。實驗采用綠色激光光源，其波長位于數(shù)碼相機的最敏感光波波長范圍內(nèi)。實驗時，根據(jù)不同實驗需求，光強在0～200 mW范圍內(nèi)可調(diào)。綜合考慮，本次實驗相機拍攝速度為3×105fps，拍攝照片的分辨率為256×64 pixels，光強為60 mW。

圖4　實驗光路示意圖Fig.4 Schematic diagram of experimental optical system

3實驗結(jié)果及分析

3.1焦散線圖像與斷裂模式分析

圖5表示預(yù)制裂紋半圓盤試件斷裂效果圖。圖6、圖7和圖8分別表示預(yù)制裂紋的角度為0°、15°和30°時半圓盤試件的焦散斑系列圖片。圖中t=0 μs時刻表示落錘恰好擊中試件的上邊緣，應(yīng)力波開始由沖擊點向下傳播。

圖5　預(yù)制裂紋半圓盤試件斷裂效果圖Fig.5 Fracture patterns of NSCB samples

0.00μs　　20.00μs　　46.67μs　　73.33μs　　100.00μs　126.67μs　　153.33μs　180.00μs　206.61μs　　240.00μs

286.67μs　333.33μs　　380.00μs 　426.67μs　473.33μs　　52.00μs　566.67μs　　613.33μs　66.00μs　　700.00μs圖6　0°預(yù)制裂紋半圓盤試件焦散斑系列圖片F(xiàn)ig.6 Caustics photographs of NSCB specimen with crack angle θ=0°

0.00 μs　60.00μs　　100.00μs　120.00μs　　160.00μs　180.00μs　　220.00μs　253.33μs　280.00μs　　300.00μs

340.00μs　360.00μs　　400.00μs　420.00μs　460.00μs　　480.00μs　520.00μs　　540.00μs　580.00μs　　660.00μs圖7　15°預(yù)制裂紋半圓盤試件焦散斑系列圖片F(xiàn)ig.7 Caustics photographs of NSCB specimen with crack angle θ=15°

0.00 μs　60.00 μs　　133.33μs　320.00μs　　446.67μs　566.67μs　　586.67μs　606.67μs　　626.67μs　646.67μs

666.67μs　686.67μs　　706.67μs　726.67μs　　746.67μs　766.67μs　　786.67μs　806.67μs　　 826.67μs　846.67μs圖8　30°預(yù)制裂紋半圓盤試件焦散斑系列圖片F(xiàn)ig.8 Caustics photographs of NSCB specimen with crack angle θ=30°

應(yīng)力波迅速傳播并作用在預(yù)制裂紋尖端上，預(yù)制裂紋尖端開始出現(xiàn)焦散斑，其大小和形狀隨應(yīng)力波在試件內(nèi)部的反射疊加而不斷變化，呈先增大后減小，又再次增大直至裂紋起裂，并快速從預(yù)制裂紋尖端向落錘沖擊點擴展的規(guī)律。當預(yù)制裂紋角度為0°時，如圖6所示，預(yù)制裂紋尖端處的焦散斑呈近似圓形，為Ⅰ型焦散斑。當t=240 μs時，裂紋起裂，并沿預(yù)制裂紋方向迅速失穩(wěn)擴展，當t=406.67 μs時，裂紋擴展出現(xiàn)停滯現(xiàn)象，持續(xù)46.67 μs后又再次向落錘沖擊點方向擴展，直到試件完全貫通。當預(yù)制裂紋角度增大到15°時，如圖7所示，預(yù)制裂紋尖端處的焦散斑呈 “鴨蛋狀”，為Ⅰ-Ⅱ混合型焦散斑。當t=253.33 μs時，裂紋起裂，并偏離預(yù)制裂紋方向擴展，與預(yù)制裂紋角度為0°時情況相比起裂時間延遲了13.33 μs，隨后裂紋快速擴展至落錘沖擊點。當預(yù)制裂紋角度進一步增大到30°時，如圖8所示，在裂紋起裂前，其尖端處焦散斑大小振蕩變化的時間進一步增加，直到t=600 μs時預(yù)制裂紋才開始起裂。當t=653.33 μs時，在裂紋尖端焦散斑的尾部出現(xiàn)一個新的焦散斑，裂紋尖端出現(xiàn)了微裂紋，分散了主裂紋尖端的能量，使裂紋的擴展速度迅速下降直至停滯。從能量守恒的角度來看，這是因為當裂紋的擴展速度增大到一定值時，即裂紋擴展釋放的彈性應(yīng)變能超過了新裂紋表面所需要的表面能和裂紋尖端材料塑性變形所需要的功之和，裂紋尖端區(qū)域的高能量誘發(fā)相變導(dǎo)致在尖端產(chǎn)生微裂紋，增加了裂紋表面的粗糙度，提高了表面的斷裂能，因此，裂紋的擴展速度隨之迅速下降。此后，由于主裂紋尖端應(yīng)力場的影響，當t=713.33 μs時，微裂紋與主裂紋匯合，主裂紋尖端的應(yīng)力強度因子再次增大，主裂紋的速度再次增大，并快速向落錘沖擊點擴展。

圖9表示從落錘作用在試件上到預(yù)制裂紋起裂以及預(yù)制裂紋從起裂到最終貫通所需時間隨預(yù)制裂紋角度的變化曲線。隨著預(yù)制裂紋角度的增加，裂紋起裂所需時間不斷增加，而預(yù)制裂紋從起裂到最終貫通所需時間則不斷減少。這是因為隨著預(yù)制裂紋角度的增加，裂紋尖端的應(yīng)力場由拉伸應(yīng)力場逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔魬?yīng)力場，預(yù)制裂紋尖端的起裂也由Ⅰ型模式轉(zhuǎn)化為Ⅰ-Ⅱ混合型模式，從實驗后的圖片中可以看出，裂紋起裂后的曲裂程度也不斷增加。需要消耗的能量也就增多，因此起裂前需要更多的時間來積聚能量。而在預(yù)制裂紋起裂后，由于預(yù)制裂紋角度增大，預(yù)制裂紋尖端在起裂前儲存的能量不斷增多，使裂紋擴展后的動能大大增加，裂紋的擴展速度也相應(yīng)增大，因此，裂紋全部貫通需要的時間也不斷減少。需要注意的是，由于裂紋的擴展速度存在極限值，一般為0.3倍～0.7倍的材料瑞利波波速，因此，裂紋貫通需要的時間不會一直下降，最終會趨于一個穩(wěn)定值。

圖9　不同角度的裂紋起裂和貫通的時間變化曲線Fig. 9 Crack initiation and transfixion vs. time of different angle

3.2動態(tài)應(yīng)力強度因子的變化

圖10　動態(tài)應(yīng)力強度因子和隨時間的變化曲線Fig.10 Dynamic stress intensity factor and vs. time

3.3主裂紋擴展速度的變化

圖11為沖擊載荷作用下不同角度預(yù)制裂紋擴展速度隨時間變化曲線。當預(yù)制裂紋的角度為0°時，預(yù)制裂紋在起裂后，擴展速度迅速上升并達到最大值260 m/s，隨后逐漸振蕩下降，在裂紋擴展到距落錘沖擊點7.93 mm處(約為試件總高度的1/6)，受沖擊力的影響，裂紋的擴展速度出現(xiàn)小幅度上升后又振蕩下降。當預(yù)制裂紋的角度增加到15°時，預(yù)制裂紋的擴展速度也迅速上升并達到最大值265 m/s，然后緩慢下降，并在t=440 μs時速度基本下降到最低點，僅為9.18 m/s，此時裂紋擴展到距落錘作用點5.29 mm處，隨后，裂紋擴展速度再次小幅度上升，隨后振蕩下降直至貫通。當預(yù)制裂紋的角度為30°時，預(yù)制裂紋在t=600 μs時才起裂，由于此時預(yù)制裂紋尖端附近區(qū)域儲存的能量較大，裂紋擴展速度迅速增大，在起裂后53 μs時達到最大值366 m/s，隨后裂紋擴展速度迅速下降。結(jié)合圖8可知，這是因為裂紋擴展速度太快而在尖端出現(xiàn)微裂紋增韌現(xiàn)象，增加了裂紋表面的粗糙度，使裂紋擴展速度迅速下降。當微裂紋與主裂紋匯聚后，裂紋擴展速度再次上升，隨后振蕩下降直至全部貫通。

圖11　不同角度預(yù)制裂紋擴展速度隨時間變化曲線Fig.11 Pre-crack propagation velocity vs. time of different angles

隨著預(yù)制裂紋角度的增加，裂紋的平均擴展速度不斷增大。當預(yù)制裂紋的角度分別為0°、15°和30°時，裂紋的平均擴展速度分別為77.24 m/s、89.45 m/s和161.58 m/s。擴展速度越大，增韌現(xiàn)象越明顯，表面能越大，裂紋斷裂需要的能量也就越多，因此，起裂前能量積累的時間也就越長。這與實驗中觀察到的裂紋起裂時間隨預(yù)制裂紋角度的增加而不斷增加的現(xiàn)象相一致。

4結(jié)論

(1) 隨著預(yù)制裂紋角度的增加，PMMA的斷裂模式逐漸由Ⅰ型轉(zhuǎn)變?yōu)棰?Ⅱ混合型，裂紋擴展的曲裂程度增加。

(2) PMMA斷裂模式由Ⅰ型轉(zhuǎn)變?yōu)棰?Ⅱ混合型后，裂紋起裂時需要的能量有所增加，裂紋起裂所需時間不斷增加，從裂紋起裂到最終貫通所需時長不斷減少。

(3) 在Ⅰ型斷裂中，PMMA的斷裂韌度KIC為2.04 MN/m3/2，而在Ⅰ-Ⅱ混合斷裂中，PMMA的斷裂韌度KⅠC低于Ⅰ型斷裂韌度，Ⅱ型斷裂韌度KⅡC有所增大。在起裂前，裂紋尖端的應(yīng)力強度因子的波動現(xiàn)象反映了裂紋尖端區(qū)域的應(yīng)力調(diào)整和重組的變化特征。

(4) 隨著預(yù)制裂紋角度的增加，預(yù)制裂紋的平均擴展速度不斷增大。在Ⅰ-Ⅱ混合斷裂中，當裂紋的擴展速度達到極限擴展速度時，裂紋尖端出現(xiàn)微裂紋增韌現(xiàn)象，使裂紋的表面能迅速增大，隨后裂紋的擴展速度迅速下降。

參 考 文 獻

[1] 肖健. MDYB-3航空有機玻璃疲勞裂紋特性的試驗研究[D].西安：西北工業(yè)大學(xué),2004.

[2] 榮吉利，諸葛迅，李健，等.不同彈頭形式的易碎彈沖擊航空有機玻璃的數(shù)值分析[J]. 振動與沖擊，2015,34(1):200-205.

RONG Ji-li,ZHU Ge-xun，LI Jian,et al. Numerical analysis on fragile projectile with different warheads impacting against aviation organic glass[J]. Journal of Vibration and Shock,2015,34(1):200-205.

[3] 吳國夫,朱西平,高宗戰(zhàn),等. 蠕變載荷下有機玻璃銀紋萌生及損傷研究[J]. 航空材料學(xué)報,2012,32(3):79-84.

WU Guo-fu,ZHU Xi-ping,GAO Zong-zhan,et al. Experimental study on crazing initiation and damage in PMMA under creep[J]. Journal of Aeronautical Materials,2012,32(3):79-84.

[4] 王泓,鄢君輝,鄭修麟. 有機玻璃疲勞裂紋擴展表達式及控制參量[J]. 航空學(xué)報,2001,22(1):83-86.

WANG Hong,YAN Jun-hui,ZHENG Xiu-lin. Formulae and governing parameters of fatigue crack propagation in polymethy imethacrylate[J]. Journal of Aeronautical Materials,2001,22(1):83-86.

[5] 吳衡毅,馬鋼,夏源明. PMMA低、中應(yīng)變率單向拉伸力學(xué)性能的實驗研究[J]. 實驗力學(xué),2005,20(2):193-199.

WU Heng-yi,MA Gang,XIA Yuan-ming. Experimental study on mechanical properties of PMMA under unidirectional tensile at low and intermediate strain rates[J]. Journal of Experimental Mechanics,2005,20(2):193-199.

[6] 周君,汪洋,夏源明. 有機玻璃純Ⅰ型和純Ⅱ型動態(tài)斷裂行為的實驗研究[J]. 高分子材料科學(xué)與工程,2008,24(2):10-13.

ZHOU Jun,WANG Yang,XIA Yuan-ming. Experimental study of dynamic fracture behavior of PMMA under pure mode-Ⅰ and pure mode-Ⅱ loading conditions[J]. Polymer Materials Science and Engineering,2008,24(2):10-13.

[7] Chen W,Lu F,Cheng M. Tension and compression tests of two polymers under quasi-static and dynamic loading[J]. Polymer Testing,2002,21(2):113-121.

[8] Huang S,Luo S N,Tatone B S A,et al. Dynamic fracture tests of polymethylmethacrylate μsing a semicircular bend technique[J]. Journal of Mechanics of Materials and Structures,2011,6(6):813-826.

[9] Kalthoff J F. The shadow optical method of caμstics[M].Static and Dynamic Photoelasticity and Caμstics. Springer Vienna,1987:407-522.

[10] Beinert J,Kalthoff J F. Experimental determination of dynamic stress intensity factors by shadow patterns[M]. Springer Netherlands,1981:281-330.

[11] Rosakis A J. Analysis of the optical method of caustics for dynamic crack propagation[J]. Engineering Fracture Mechanics,1980,13(2):331-347.

[12] Papadopoulos G A. The experimental method ofcaustics and the Det.-Criterion of fracture [M]. London:Springer-Verlag,1993.

[13] Chong K P,Kuruppu M D. New specimen for fracture toughness determination for rock and other materials[J]. International Journal of Fracture,1984,26(2):59-62.

[14] Krans R L,Tolman F,Van de Ven M F C. Semi-circular bending test:a practical crack growth test μsing asphalt concrete cores [C]//Rilem Proceedings. Chapman & Hall,1996:123-132.

[15] Dai F,Chen R,Xia K. A semi-circular bend technique for determining dynamic fracture toughness[J]. Experimental Mechanics,2010,50(6):783-791.

[16] Xia K,Huang S,Dai F. Evaluation of the frictional effect in dynamic notched semi-circular bend tests[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2013 62:148-151.

[17] Van de Steen B,Vervoort A. Non-local stress approach to fracture initiation in laboratory experiments with a tensile stress gradient[J]. Mechanics of Materials,2001,33(12):729-740.

[18] Dong S,Xia K,Huang S,et al. Rate dependence of the tensile and flexural strengths of glass-ceramic Macor[J]. Journal of Materials Science,2011,46(2):394-399.

Dynamic caustics tests for semi-circular specimen under impact loading

LI Qing, GUO Yang, MA Wan-quan, WANG Meng-yuan, HAN Tong

(School of Mechanics & Civil Engineering, China University of Mining & Technology, Beijing 100083, China)

Abstract:The initiation and propagation of mode Ⅰ and mixed mode Ⅰ-Ⅱ cracks in Polymethylmethacrylate (PMMA) subjected to impact loading was studied by using a dynamic caustics test system. It was shown that the initiation from pure mode Ⅰ to mixed mode Ⅰ-Ⅱ needs more energy for PMMA, because the time needed for initiation increases. The time from crack initiation to crack arrest decreases, so the crack average propagation velocity increases; the fracture toughness KⅠCof PMMA is 2.04 MN/m3/2for mode Ⅰ fracture; for mixed mode Ⅰ-Ⅱ fracture, the fracture toughness KⅠCof PMMA is lower than that of mode Ⅰ fracture, but the fracture toughness KⅡCincreases; for mixed mode Ⅰ-Ⅱ fracture, the maximum propagation velocity of PMMA is about 366 m/s, then the micro-cracks toughening phenomenon appears at the crack tip, the surface energy of crack increases, and its propagation velocity decreases rapidly.

Key words:impact fracture; dynamic caustics; fracture toughness; notched semi-circular bending specimen; preexisted crack

基金項目：國家自然科學(xué)基金(51374212;51134025)

收稿日期：2015-06-10修改稿收到日期：2015-11-03

通信作者郭洋 女，博士，1989年生

中圖分類號:TD2

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.09.009

第一作者 李清 男，博士，教授，1969年生

E-mail：kuangdaguoyang@sina.cn