金屬薄板面內壓剪變形的損傷斷裂行為

錢凌云，馬騰云，安 鵬，紀婉婷，孫朝陽

1) 北京科技大學機械工程學院，北京 100083 2) 金屬輕量化成形制造北京市重點實驗室，北京 100083

?通信作者，E-mail：qianly@ustb.edu.cn

汽車交通行業(yè)近年來對降低能耗和提高安全性能的需求日益增強，汽車輕量化成為研究熱點，其中高強鋼作為輕量化材料得到廣泛關注. TRIP 鋼作為高強鋼兼具較高的強度和韌性，可以在不影響使用性能的前提下減輕構件壁厚，適用于復雜構件的輕量化制造[1-2]. 然而，在成形復雜構件時，高強鋼板料在變形過程中會承受復雜的應力狀態(tài)，且它比普通用鋼更易發(fā)生斷裂[3-5]. 金屬板料在承受面內拉伸或者剪切變形時易發(fā)生斷裂，目前已有較多的研究針對此正應力三軸度區(qū)間的斷裂行為進行深入分析[6-8]，并且大多數的斷裂準則也只限于這一區(qū)間準確的斷裂預測[9-11]. 金屬薄板在承受面內壓剪載荷時易出現起皺和彎曲失穩(wěn)等問題，誘發(fā)斷裂失效存在一定的難度[12]，因此對于此負應力三軸度區(qū)間的斷裂失效分析仍研究較少.

目前對于金屬壓縮應力狀態(tài)的斷裂失效研究多數仍采用塊體狀試樣為主. Lou 等[13]設計了不同長寬比的矩形塊壓縮試樣來進行壓縮實驗，包含了平面應變壓縮試樣和單向壓縮試樣，實驗結果表明，發(fā)生韌性斷裂的應力三軸度的截止值小于-1/3. Kubík 等[14]設計了具有球形凹口的圓柱形試樣進行壓縮實驗，實驗結果表明在壓縮過程中裂紋萌生軌跡上可達到低于-1/3 的平均應力三軸度. 板材壓縮的失穩(wěn)為實驗探索造成了困難，對于金屬板材來說，受到面內方向的壓縮或剪切載荷時，板材在沒有任何輔助裝置或特殊設計的情況下壓縮，極易發(fā)生板材的面外翹曲或起皺失穩(wěn)等缺陷，尤其是對于薄板而言，這種趨勢更加明顯[15].黃光勝等[16]設計了一種薄板材料壓縮輔助工具及使用方法，試樣放置于兩夾板之間，夾板間設有用于擠壓測試樣品的壓頭，通過壓頭擠壓測試樣品完成實驗. 輔助工具的設計方案避免了傳統板材壓縮試驗彎曲失穩(wěn)，但這種方案制作方式十分復雜，板材的變形過程也無法觀察到. Mohr 和Henn[17]設計了一種單剪切面的壓剪試驗裝置及試樣，通過設計凹凸型試樣和加載方向來獲得主要變形區(qū)的壓剪應力狀態(tài)，但其成形過程中存在著側向力帶來的面內翻轉和扭曲趨勢，且試樣夾持工裝受力不均勻. Brünig 等[18]提出了采用雙軸拉壓機對新優(yōu)化的十字形試樣進行實驗. 在實驗過程中，試件需要同時承受在垂直和水平方向上的加載變形.通過調節(jié)垂直和水平方向上載荷比值實現具有不同應力三軸度的各種組合剪切壓縮變形狀態(tài).Gerke 等[19]在同一雙軸拉壓設備進行新型試樣的拉壓實驗. 然而，雙軸拉壓實驗需要在能雙向加載的試驗機上進行，因此對實驗設備的要求較嚴苛.徐芹所等[20]提出了一種設計切槽角結構來控制試樣變形區(qū)在成形過程中處于正、負應力三軸度狀態(tài)的金屬板料雙向壓縮剪切試驗方法，但是其實驗方案針對的是厚板試樣，且需要加工不同切槽角度的試樣來實現不同應力狀態(tài)的斷裂分析.

本研究以高強鋼TIRP800 薄板為研究對象，基于單向液壓機平臺，設計了一種新型的誘發(fā)金屬薄板在不同面內壓縮和剪切復合應力狀態(tài)發(fā)生斷裂失效的試驗裝置. 建立三種加載角度的壓剪過程的有限元模型，分析了局部變形區(qū)域的應力三軸度狀態(tài)，驗證了設計的實驗方案的可行性. 同時，基于MMC 斷裂準則分析了薄板在負應力三軸度區(qū)間的損傷演變規(guī)律.

1 金屬板料的應力狀態(tài)表征

金屬的韌性斷裂一般是指金屬材料經過劇烈塑性變形后，損傷不斷累積到達一定程度后發(fā)生的宏觀斷裂（裂紋尺寸約0.1 mm 以上）. 它不僅和材料自身的屬性相關，而且受變形過程的應力狀態(tài)的影響. 研究表明，應力狀態(tài)不同，對應的材料斷裂失效的機理也不相同[21-22]. 本文采用應力三軸度表征材料的應力狀態(tài).

應力三軸度的定義如下：

式中， σm為靜水壓力，為von Mises 等效應力.

單向拉伸、純剪切和單向壓縮三種典型應力狀態(tài)的應力三軸度分別為1/3，0 和-1/3. 當應力三軸度大于0 且小于1/3 時，屬于拉剪復合的應力區(qū)間，而應力三軸度大于1/3 時，屬于拉伸主導的應力區(qū)間[23]. 對于本文研究，主要關注應力三軸度小于0 對應的壓剪應力區(qū)間.

2 薄板面內壓剪變形的實驗裝置設計

對于金屬板料面內壓剪變形的斷裂研究，難點在于試樣易發(fā)生面外彎曲、屈曲或起皺等失穩(wěn)缺陷，且平面變形條件和線性應變路徑不易確定，試樣夾持受力不均勻，剪切面數量及加載方式受限等. 本文的研究主要從設計新的試樣形狀和試樣裝夾裝置兩個方面克服以上問題. 另外，本文的實驗裝置不需要在具有雙向加載功能的試驗機上完成，僅在常見的單向試驗機上即可，擴展了實驗裝置的應用范圍.

2.1 整體實驗方案

本文所設計的板料壓剪實驗裝置主要包括試樣和配套夾具兩部分. 整個實驗過程分為兩個步驟來完成，即試樣的裝夾和單軸壓縮過程，整體示意圖如圖1 所示. 在試樣裝夾過程中，夾具固定在單向試驗機上，試樣通過螺栓固定在夾具體上，夾具體中的滑塊通過兩個滑輪與底板上的環(huán)形導軌相連形成可以滑動的連接體，采用銷釘連接將連接體鎖緊在代表不同加載角度的預設定位孔中，通過改變豎直加載方向和試樣寬度方向的夾角α，實現試樣在不同應力狀態(tài)變形過程. 實驗過程，單向試驗機施加豎直向下的運動，設置試驗機的壓頭速度為0.1 mm·min-1，保證加載過程平穩(wěn)可靠.

圖 1 板料面內壓剪實驗原理示意圖Fig.1 Schematic of the in-plane compression-shear experiment

2.2 實驗試樣設計

本文設計的板材壓剪斷裂分析試樣如圖2（a）所示. 試樣坯料為矩形板材，板材厚度為3 mm，整體形狀為蝶形試樣. 考慮到矩形金屬薄板試樣受載時可能發(fā)生面內翹曲和面外扭曲，所以將試樣寬度方向的自由邊界設計為凹形缺口半徑R3. 為了進一步確定斷裂應變路徑，矩形板材在變形區(qū)與非變形區(qū)厚度方向上設置有明顯的高度差，兩側厚度高于心部厚度（H1）. 長方形板材兩側橋部設置有四個可用于裝夾定位的承力螺栓孔，長方形板材在寬度方向上厚度減薄的心部段為試樣主要變形區(qū). 矩形板材在變形區(qū)寬度方向的最小值設置為變形區(qū)寬度W.

圖 2 試樣結構和尺寸圖. （a）結構圖；（b）尺寸圖（單位: mm）Fig.2 Geometrical characteristics and dimensions of the specimen:(a) structure diagram；(b) dimensions diagram (unit: mm)

在試樣設計的關鍵尺寸中，變形區(qū)寬度W=3.3 mm，橋部半徑R2=20 mm，變形區(qū)減薄的心部段厚度H1=1 mm，凹形缺口半徑R3=6 mm，具體的試樣尺寸如圖2（b）所示. 為了避免板料失穩(wěn)發(fā)生翹曲，在試樣設計中要求在夾具、壓片與試樣的接觸表面做滾花工藝處理，從而增加摩擦力提升裝夾可靠性. 在初始條件下，試樣的變形區(qū)中心應該與夾具導軌的幾何中心重合，以防止在變形過程中產生的其他不相關應力干擾.

2.3 實驗夾具設計

本文設計的試樣配套夾具為旋轉對稱結構設計，包括壓片、滑塊、滑輪、固定板、支撐板、環(huán)形導軌和配套使用的螺栓和銷釘等，如圖3 所示.

圖 3 實驗夾具組件與裝配Fig.3 Experimental setup of the in-plane compression-shear experiment

固定板為帶有螺栓孔的長方形板材，通過螺栓配合將整個實驗裝置固定在單向試驗機上. 支撐板為一側設有凹槽的長方形板材，支撐板的一側與固定板固接. 滑塊夾板具體形狀為十字形與半圓形復合形狀板材，壓片為帶有螺栓孔的長方形板材. 壓片上的螺栓孔、試樣上的螺栓孔和滑塊上的螺栓孔相互配合并通過螺栓連接將試樣裝夾在夾具上.

環(huán)形導軌在上表面設置均勻分布夾角間距為5°的銷孔，在外圓環(huán)表面設有外滑道，在內圓環(huán)表面設有內滑道. 滑塊夾板十字形連接部的橫梁為與環(huán)形導軌弧度相同的弧形，且兩端設有與環(huán)形導軌銷孔配合的固定螺栓孔，豎梁上下對稱分布連接滑輪的螺栓孔，內滑輪和外滑輪分別位于橫梁的下端和上端. 環(huán)形導軌上銷孔的設置可以很精確使滑塊定位在某一預設位置，滑塊橫梁上的螺栓孔與環(huán)形導軌上的銷孔對應并通過銷釘連接保證滑塊鎖緊在預設位置，實現試樣加載角度的變化. 滑輪的設置可以在只改變銷釘位置的基礎上調整作用力對試樣的作用角度，而無需反復在試驗機上固定夾具和裝夾試樣.

為了實現單向試驗機對試樣的壓縮，在滑塊夾板半圓部一端的端部設置有第一配合槽，為試樣的運動預留一定的行程，在支撐板一側設置有第二配合槽，為夾具的運動預留一定的行程. 單向試驗機的全部預壓行程寬度由試樣變形區(qū)寬度和兩個配合槽預留行程寬度共同決定.

2.4 夾具安全性驗證

為了檢驗夾具是否有足夠的抵抗破壞的能力和足夠的抵抗變形的能力，需對夾具進行強度和剛度校核. 本文基于Solidworks 軟件的Simulation模塊對夾具進行靜應力分析. 由于在特定的加載角度，夾具的一些特征細節(jié)（例如定位孔、試樣和壓片等）對其整體剛度的影響不大，為了提高計算效率，可對夾具結構進行一定的簡化. 在實驗中，環(huán)形導軌只有裝配的兩個螺栓孔受力，因此只保留相應的兩個螺栓孔；下端固定板完全固定，上端固定板均勻受力，可把上下固定板的定位螺栓孔去掉. 本文僅考慮夾具兩個配合槽完全接觸的極限位置. 簡化后的夾具如圖4（a）所示. 在設置模擬的邊界條件時，將下端固定板的下表面完全固定，上端固定板的上表面受載，環(huán)形導軌與滑塊相對應的螺栓孔用帶螺母的標準螺栓連接，零部件間定義全局無穿透接觸，摩擦因子設置為0.2.

圖 4 夾具體安全性分析Fig.4 Safety analysis of fixture

對于整個夾具裝置而言，上端固定板承受的最大載荷出現在試樣處于單向壓縮應力狀態(tài)破壞的極限位置. 對于研究的TRIP800 鋼板，抗拉強度為1160 MPa，試樣主要變形區(qū)的長度L=18 mm，厚度H1=1 mm，可預估最大承受載荷為20.88 kN. 取安全系數為1.5，可得到夾具承受的最大加載力約為32 kN. 夾具要求有較高的硬度和耐磨性，同時要有較高的尺寸穩(wěn)定性，因此選用模具鋼H13 鋼，螺栓選用具有良好力學性能的合金調制鋼40Cr，兩者的材料屬性如表1.

圖4（b）和4（c）分別為模擬得到的應力場和位移場. 其中圖4（b）中的von Mises 表示應力，圖4（c）中的U 表示沿y 方向的位移. 由圖4（b）可知夾具體的最大應力值出現在上端固定板與支撐板的連接處，最大值σm1=180 MPa，而H13 鋼的屈服應力σb1=1550 MPa，σm1＜σb1. 同時可知螺栓連接處的最大應力值出現在連接邊緣點，最大值σm2=284 MPa，而40Cr 的屈服應力σb2=785 MPa，σm2＜σb2. 由此該夾具體滿足強度要求.

表 1 H13 鋼和40Cr 的材料屬性Table 1 Material properties of H13 and 40Cr

3 板料面內壓剪變形的有限元模擬

本文選用的實驗材料為軋制得到的TRIP800高強鋼板料. 在ABAQUS/Explicit 平臺建立三種典型加載角度（20°、30°和45°）壓剪過程的三維有限元模型. 為了模擬的準確性，選用整個試樣進行建模. 為了簡化分析過程，本文未考慮實驗裝置的夾具，而是直接在試樣上施加邊界. 本實驗進行的是單向壓縮實驗，受力形式為一端固定，一端移動.設置邊界條件為右側端完全固定約束，左側設置X 軸方向位移，厚度方向設置Z 軸方向固定約束.有限元模型采用線性減縮積分應變單元C3D8R 實體單元對試樣進行網格劃分，對局部主要變形區(qū)采用細小網格，如圖5 所示.

圖 5 試樣有限元網格Fig.5 Finite element mesh of the specimen

本文采用Hill’48 各向異性屈服函數[24]表示通過軋制得到的TRIP800 板料的各向異性行為.Hill’48 函數的表達式如下：

在相對于軋制方向0°、45°和90°的三個方向開展標準單向拉伸試驗，計算得到的三個方向的厚向異性系數r0，r45和r90，將以上三個值代入公式（3）得到各向異性參數G，K，M 和Q. 表2 列出了r0，r45和r90以及六個各向異性參數的計算值.

表 2 三個方向的厚向異性系數及Hill’48 函數的六個各向異性參數Table 2 Three Lankford ratios and six anisotropic parameters of the Hill’48 function

圖 6 TRIP800 鋼板的應力-應變曲線Fig.6 True stress-plastic strain curve of the TRIP800 sheet

式中，A 和n 為Swift 硬化準則的常數，A=1627.52 MPa，n=0.26.

本文采用Bai 和Wierzbicki[27]提出的MMC 斷裂準則表示材料的韌性斷裂行為，其考慮羅德參數對材料硬化行為的影響，得到由應力三軸度η，羅德參數和斷裂應變ε ˉf表示的MMC 斷裂準則，其表達式如下：式中，c1、c2和c3為MMC 準則的3 個待定參數，它們的數值分別為c1=0.14、c2=576.22 和c3=0.9.

損傷因子D 表示材料變形的損傷程度，其定義為：

4 結果討論

4.1 載荷位移響應分析

本實驗對TRIP800 鋼材料進行了多種角度的壓剪試驗，在模擬過程中采用MMC 斷裂準則，并且將VUMAT 二次開發(fā)子程序嵌入到ABAQUS 有限元模型，其模擬結果的載荷-位移（F-d）曲線如圖7 所示，其中uf表示斷裂位移. 圖8 以α=45°時的試樣為例，列出了最大載荷點前后時刻的損傷場分布.

圖 7 三種加載角度的載荷-位移曲線Fig.7 Force-displacement responses of three loading angles

圖 8 α=45°時試樣局部變形區(qū)損傷演化圖. （a）d=3.9 mm；（b）d=4.1 mm；（c）d=4.3 mm；（d）d=4.7 mmFig.8 Damage evolution of the local deformation zone of the specimen for α = 45°: (a) d=3.9 mm; (b) d=4.1 mm; (c) d=4.3 mm; (d) d=4.7 mm

由圖7 可以得知，三個加載角度試樣的載荷-位移曲線具有相似的變化趨勢，在初始加載階段平穩(wěn)上升，峰值載荷均約為35 kN，在達到峰值后陡降. 圖7 中顯示了峰值載荷處的位移和損傷值，三個加載角度的試樣在峰值載荷處的損傷因子D 均為2.5. 圖8 以α=45°時的試樣為例，在峰值載荷對應的位移4.1 mm 前后選擇4 個時刻，列出損傷分布規(guī)律. 對比發(fā)現在峰值載荷處，即圖8（b）對應的時刻首次出現單元刪除，如圖中黑色橢圓標出的位置，損傷因子D 首次達到2.5，這與材料斷裂時損傷設定值一致，證明峰值載荷時刻就是初始斷裂時刻，在圖7 的載荷-位移曲線中標出裂紋萌生的具體時刻. 其次，從圖8（c）中可以發(fā)現d=4.3 mm 時裂紋已經兩端開始向心部擴展，擴展趨勢如圖8（c）中白色箭頭所示. 然后，從圖8（d）中可以發(fā)現d=4.7 mm 時試樣主要變形區(qū)完全開裂，裂紋由兩端沿相對方向向心部演變的全過程如圖8（d）中白色箭頭所示，在圖7 的載荷-位移曲線中標出裂紋擴展的具體階段. α=20°和α=30°時試樣的損傷場演化過程有類似的規(guī)律，由此得知α=20°、30°和45°時的斷裂位移分別為2.1、2.7 和4.1 mm. 不同角度的試樣斷裂發(fā)生的先后順序不同，加載角度為45°的試樣在產生初始裂紋時加載方向運行位移最大.

4.2 試樣局部變形區(qū)的應力三軸度分析

通過改變加載角α 的大小，可以使試樣局部變形區(qū)處于不同的應力三軸度范圍. 圖9 中對比分析了α=20°，30°，45°時的試樣局部變形區(qū)在變形過程中初始斷裂時刻的應力三軸度分布，可以看出三個加載角度的試樣在斷裂時刻局部變形區(qū)的應力三軸度值都為負值，符合預期的負應力三軸度區(qū)間，驗證了本文設計的壓剪試樣及夾具可以用于研究負應力三軸度區(qū)間的斷裂失效行為.

圖 9 三種加載角度試樣局部變形區(qū)在初始斷裂時刻的應力三軸度Fig.9 Stress triaxiality in local deformation zones for specimens under different loading angles at fracture onset

在不同加載角度α=20°，30°，45°時的試樣局部變形區(qū)內取特殊位置點分析應力三軸度η 隨位移的演化，特殊位置點分別為心部位置點C20、C30、C45和邊緣位置點M20、M30、M45，如圖10 所示，其中三個邊緣位置點選取的都是三個加載角度下試樣變形區(qū)邊緣處首先出現裂紋的點，圖8（a）中用黑色實心圓點標出α=45°時試樣的邊緣位置點C45.

圖 10 三種加載角度試樣變形區(qū)不同位置η 的演化圖Fig.10 Evolution of η at different positions during the experiment under different loading angles

邊緣點的η 隨著加載角度α 的不同而在負應力三軸度區(qū)間發(fā)生一定的變化. 在加載初始階段，邊緣單元點M20、M30、M45受到壓應力作用，應力三軸度η 值均為負值且在-0.3 附近波動. 隨著加載的進行，邊緣點進入塑性變形階段，M20、M30、M45點的η 值的變化趨勢是一致的，η 值先是逐漸減小，在達到極小值后迅速上升，極小值的出現意味著裂紋萌生. 另外從圖中可以看到M20、M30、M45點出現極小值即裂紋萌生的位移也不同，加載角度越大，出現裂紋時所需的位移越大.

心部點的η 隨著加載角度α 的不同而在負應力三軸度區(qū)間發(fā)生一定的變化. 在加載初始階段，C20、C30、C45點應力三軸度η 值均為負值且角度越小初始階段的η 值越小. 隨著加載的進行，心部點出現了塑性變形，不同角度的心部點的η 值的變化趨勢是一樣的，隨著加載位移的進行，η 值逐漸增大，在出現一個極大值后迅速出現一個值變化不大的極小值然后迅速上升，極小值的出現意味著裂紋萌生. 另外從圖中可以看出心部C20、C30、C45點出現極小值即裂紋萌生的位移是不一樣的，加載角度越大，出現裂紋時所需的位移越大.

此外，同一角度不同位置即邊緣點和心部點的η 值變化呈現一定的規(guī)律. 當加載角度為20°和30°時，心部點C20、C30出現極小值的加載位移小于邊緣點M20、M30出現極小值時的位移，此外心部點C20、C30極小值處的η 值小于邊緣點M20、M30極小值處的η 值. 加載角度為45°時，邊緣點M45出現極小值的加載位移小于心部點C45出現極小值時的位移，此外邊緣點M45極小值處的η 值小于心部點C45極小值處的η 值. 從以上分析可以得出，由于各個加載角度的應力狀態(tài)不同，裂紋出現的先后順序也不同，在圖10 中已經用方框標出不同加載角度出現初始裂紋的時刻，即α=20°時的試樣最早出現裂紋，裂紋萌生在心部，α=45°時的試樣最晚出現裂紋，裂紋萌生在邊緣，α=30°時的試樣介于20°和45°之間，裂紋萌生在心部. 另外也可以發(fā)現每個角度的試樣最早出現初始裂紋的位置點的應力三軸度小于其他位置出現裂紋時的應力三軸度.

由以上分析可以看出，通過改變α 角，實現了實驗試樣變形區(qū)內不同負應力三軸度區(qū)間的壓剪復合變形. 不同α 角下，在試樣的變形區(qū)內，η 均成規(guī)律的變化，驗證了此實驗可以實現單個試樣在廣泛的負應力三軸度范圍內進行壓剪斷裂分析的研究.

4.3 板料面內壓剪變形的損傷場分析

為了進一步研究金屬板料在負應力三軸度下的損傷過程，本文研究了各個角度試樣的主要變形區(qū)總損失的演變過程，如圖11 所示. 在損傷因子等于2.5 時，初始裂紋出現. 從圖11 中可以看出在α=20°和α=30°時，加載最初時刻變形出現在邊緣，緊接著向心部擴展，然后在心部開始累積損傷，在加載位移分別為2.12 mm 和2.78 mm 時，心部損傷值達到斷裂水平，部分網格開始刪除. 由此可以看出α=20°和α=30°時試樣的初始裂紋出現在心部. 在α=45°時，加載最初時刻變形出現在邊緣，緊接著向心部擴展，然后損傷同時在心部和邊緣累積，但是最大損傷值仍然位于邊緣兩側，在運行位移為4.10 mm 時，邊緣損傷值達到斷裂水平，部分網格開始刪除. 由此可以看出45°試樣的初始裂紋出現在邊緣. 由以上分析可以得到各加載角度下的斷裂路徑，即α=20°和α=30°的試樣裂紋萌生在心部，然后向邊緣擴展；α=45°的試樣裂紋萌生在邊緣，然后向心部擴展. 結合圖9 和圖10 的信息可以看出本文設計的負應力三軸度下的試樣的初始裂紋的產生及擴展全過程.

圖 11 不同加載角度時試樣損傷因子D 隨加載位移d 的演化圖Fig.11 Evolution of a damage factor D with loading displacement d for different loading angles

除了損傷場分布外，應變場的分布也是有限元模擬結果的重要信息. 可以使用試樣斷裂位置處對應單元的等效塑性應變模擬結果預測斷裂應變. 表3 是初始裂紋萌生時的α=20°、30°、45°對應的TRIP800 板料試樣的位移、初始斷裂應變和應力三軸度η 對應關系情況.

表 3 不同加載角度試樣的初始斷裂應變和應力三軸度關系Table 3 Initial fracture strain and stress triaxiality at the fracture onset of specimens under different loading angles

從表3 的信息可以看出三個實驗中，加載角度為20°時的試樣出現裂紋時η 最小，加載位移和等效塑性應變也最小. 加載角度為45°時的試樣出現裂紋時η 最大，加載位移和等效塑性應變也最大.而加載角度為30°時介于兩者中間. 由此可以得到在應力三軸度小于-1/3 的范圍內，隨著應力三軸度的減小，斷裂點的斷裂應變越小. 這與Xue[28]進行平面應力比例加載實驗得到的斷裂路徑在相應的負應力三軸度區(qū)間的趨勢是一致的；LOU 等[13]在新的韌性斷裂準則基礎上構建的AA2024-T351斷裂軌跡也出現類似的規(guī)律；在最近的研究中，Kubík 等[14]在LOU[13]的斷裂準則基礎上對鋁合金新型試樣進行實驗得到的等效塑性應變與應力三軸度的關系也證明了這一趨勢.

5 結論

（1）本文設計了一種新型的實驗裝置，能夠誘發(fā)金屬薄板在負應力三軸度應力狀態(tài)下實現壓剪斷裂形式. 試樣的蝶形形狀和厚度減薄設計有利于誘發(fā)板料在負應力三軸度區(qū)間發(fā)生失效；環(huán)形夾具體和滑輪的配合使用可以調整試樣裝夾位置從而實現單個試樣在單向試驗機上進行廣泛的負應力三軸度范圍內壓剪斷裂行為分析.

（2）基于ABAQUS 平臺對試樣及夾具分別處于20°、30°、45°三種不同加載角度進行建模分析，由模擬結果可得到三種加載角度斷口區(qū)域的應力三軸度數值均為負值，驗證了設計的試樣在配套夾具的夾持下進行實驗為負應力三軸度壓縮狀態(tài). 并且斷裂點的應力三軸度最小值達-0.485，表明韌性斷裂的應力三軸度的截止值可以小于-1/3.改變α 角可以實現單個試樣在廣泛的負應力三軸度范圍內進行壓剪斷裂分析的研究.

（3）由模擬結果得損傷演化過程，加載角度為20°和30°時試樣的裂紋萌生在心部，然后向邊緣擴展. 加載角度為45°時試樣的裂紋萌生在邊緣，然后向心部擴展. 在應力三軸度小于-1/3 的范圍內，隨著應力三軸度的減小，斷裂點的斷裂應變越小. 當加載角度為45°時，試樣對應的初始斷裂應變最大，可達1.06.