第３ ８卷第４期 ２ ０ １ ７年４月焊 接 学 报 ＴＲＡＮＳＡＣＴＩＯＮＳ ＯＦ ＴＨＥ ＣＨＩＮＡ ＷＥＬＤＩＮＧ ＩＮＳＴＩＴＵＴＩＯＮ Ｖｏ１．３８ Ｎｏ．４ Ａｐｒｉｌ ２ ０ １ ７ 单边缺口拉伸试样的断裂韧性计算方法对比 李一哲 ， 王东坡 ， 邓彩艳 ， 龚宝明 ， 王 胜 （１．天津大学材料科学与工程学院天津市现代连接技术重点实验室，天津３０００７２； ２．深圳赤湾胜宝旺工程有限公司，深圳５１８０００） 摘要：在工程临界评估（ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｃｉｒｔｉｃａｌ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ）中，裂纹尖端张开位移（ＣＴＯＤ值）的精确性将极大影响设 计安全裕度与服役寿命．单边缺口拉伸（ＳＥＮＴ）试样裂纹尖端的应力应变场与管道在实际服役状况下相似，被认为 比较适用于测量管道ＣＴＯＤ值．目前有几种针对ＳＥＮＴ断裂韧性的计算方法，但是并没有统一的标准．文中采用 ＡＰＩ Ｘ７０管线钢，进行ＳＥＮＴ试样断裂韧性试验并对比各计算方法与双刀口法之间的区别．采用Ｃｒａｃｋｗｉｓｅ ４．０评 估了不同计算方法得到韧性值对裂纹极限尺寸的影响．结果表明，几种ＣＴＯＤ计算方法相较于双引伸计法都有较 大误差，断裂韧性的精确度对于ＥＣＡ评估极限裂纹尺寸有极大影响． 关键词：断裂韧性；合于使用；验证；评估 中图分类号：ＴＧ ４０７ 文献标识码：Ａ 文章编号：０２５３—３６０Ｘ【２０１７）０４—００５９—０４ ０ 序 言 吻合极好，建议使用双引伸计法作为ＳＥＮＴ断裂韧 性计算的参考方法．文中旨在评估其它四种方法相 随着管线输送压力要求的不断提高，高钢级管 对于双引伸计法计算得到ＣＴＯＤ的误差，进而探究 线钢的开发应用已成为管道用钢的热点，管道的服 不同计算方法造成的误差对于ＥＣＡ评估极限裂纹 役条件日趋严苛．因此，在工程设计中，需要有严格 尺寸的影响，为管线工程设计中断裂韧性的选取方 的设计准则和依据以达到优化的安全裕度和精确的 法提供参考意见．服役寿命，然而在焊接结构中，缺陷的出现是不可避 试 验 免的．目前，基于断裂力学的“合于使用”原则 ，通 １过ＥＣＡ评估允许未造成安全问题缺陷的存在，在保 试验采用ＡＰＩ Ｘ７０管线钢，化学成分见表１（Ｆｅ 证结构安全服役的前提下极大的提高了材料的利用 余量）．从外径７１１ ｍｍ，壁厚１２．５ ｍｍ管道沿管径 效率，同时也降低了制造周期和成本． 管线钢实际服役条件下的主要失效模式是由膜 向截取拉伸试样和ＳＥＮＴ试样，考虑到材料的各向 应力而非弯曲应力引起的 ＇３ Ｊ，鉴于此，使用单边缺 异性，取样方向为管径轴向．鉴于文中工作重点为 口拉伸试样（ＳＥＮＴ）代替单边缺口弯曲试样（ＳＥＮＢ） 不同ＣＴＯＤ计算方法误差对管线工程设计中极限裂 能更好地模拟管线钢环焊缝实际服役条件下裂纹尖 纹尺寸进而对安全裕度设计的影响，因此选用母材 端的约束情况．对于ＳＥＮＴ试样断裂韧性的计算，有 试样进行试验，以减少由于焊缝组织不均匀造成的 以下几种方法：ＤＮＶ－ＯＳ—Ｆ１０１（２０１０），Ｓｈｅｎ＆Ｔｙｓｏｎ 数据分散性．法，Ｍｏｒｅｉｒａ＆Ｄｏｎａｔｏ法，Ｒｕｇｇｉｅｒｉ法以及ＤＮＶ－ＯＳ— Ｆ１０１（２０００）给出的双引伸计法．但是，对于同一组 表１ Ｘ７０化学成分（质量分数，％） Ｔａｂｌｅ １ Ｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ）ｃ７０％ Ｃ Ｓｉ Ｓ Ｐ ０．０１ｌ Ｍｎ Ｎｉ Ｃｒ Ｎｂ 试验数据曲线使用以上五种不同方法计算得到的裂 纹尖端张开位移ＣＴＯＤ值是有明显差别的．再者， 在ＥＣＡ评估中，ＣＴＯＤ值的准确与否将直接导致设 计安全裕度和服役寿命的误差．Ｐｈｉｌｉｐａａ Ｌ发现硅胶 ０．０６１ ０．２４ ０．０００ ９ １．５３ ０．２１ ０．０２４ ０．０３８ 复刻技术直接测得到ＣＴＯＤ值与双引伸计法计算值 １．１拉伸性能试验 使用原始标距５０ ｍｍ，直径１０ ｍｍ的标准试样 收稿日期：２０１５—０４—０７ 基金项目：国家自然科学基金项目（５１３０５２９５）；国家教育部博士点 专项基金（２０１３００３２１２０００６） 在ＭＴＳ一８１０电液伺服材料试验机上按位移控制加载 方式（５ ｍｍ／ｍｉｎ）进行拉伸试验，经试验测得所用 ６０ 焊 接 学 报 第３８卷 ＡＰＩ Ｘ７０材料的下屈服强度为Ｒ乩＝５４６ ＭＰａ，抗拉 强度Ｒ ＝６０５ ＭＰａ，依据式（１）和式（２）对试验测得 丁程 力应变『抖１线进行真应力应变的转换，南 如图３所示，采用位移控制加载方式进行试验直至 试样失效断裂，试验速度为ｌ ｍｍ／ｍｉｎ． 式（３）对真应力应变曲线进行拟合，得硬化指数ｎ＝ ４．２７．其应力应变ｆＨ１线如图ｌ所示． ＝ ０（１＋ ０） ＝（１） （２） （３） Ｌｎ（１＋ 【）） （ ）“ ： ＝ Ｌ—— ｊ， ０ （丁（） 式一｛Ｉ： 为原始应力； 为原始应变；ｓ。为真应变； 为真ｆ 力． 真应变ｅｐ／（ｍｒｎ ｌｌ＇ｌｍ １ 图１ 真应力应变曲线 Ｆｉｇ．１ Ｔｒｕｅ ｓｔｒｅｓｓ—ｔｒｕｅ ｓｔｒａｉｎ ｃｕ ｒｖｅ ｆｏｒ Ｘ７０ ｓｔｅｅ １．２ ＳＥＮＴ试验 试样几何形状及 寸如图２所示，首先机加丁 引入深度２ ｍｍ贯穿厚度缺口．依据ＡＳＴＭ Ｅ１８２０ 窜温下预制疲劳裂纹；围内外大量Ｔ作 指ｍ 面内拘束ａ／Ｗ对ＣＴＯＤ值有极大影响，为保证初始 裂纹Ｋ度一致性，试验后观察断口进行测量，选取初 始裂纹长度ａ／Ｗ＝０．４±０．０２的三个试样作为有效 试样． 图２试样尺寸示意图（ｍｍ） Ｆｉｇ．２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ 试验在室温下ＣＳＳ．３００Ｂ万能电子试验机上进 行，采』｛＿】销加载形式，双刀【＿Ｊ高度分别为／７－，，＝１．５ Ｉｌｌｆｌｌ， －７１＝３．８ ｌｎｌｎ，试验加载所ｊＨ双刀１５及双引伸计 图３双引伸计法进行断裂韧性试验 Ｆｉｇ．３ Ｉｌｌｕｓｔｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｔｅｓｔ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｄｏｕｂｌｅ ｃｌｉｐ ｇａｕｇｅ ｍｅｔｈｏｄｏｌｏｇｙ ２试验结果及分析 ２．１ ＣＴＯＤ计算方法 对于ＳＥＮ３７试样断裂韧性的计算有以下几种方法． （１）ＤＮＶ ＯＳ．ＦＩＯＩ（２０１０）给 了通过Ｊ积分计 算ＣＴＯＤ的方法，即 ６ Ｊ （４） ｍ（ 。。。） １．２２１＋０．７９３ ＋２．７５１ ｎ＿１．４１８，Ｉ （５） 式中：．，为Ｊ积分；６为裂纹尖端张开位移；ｍ为无量 纲约束参数；ｎ为应变硬化指数；Ｒ 为屈服强度；Ｒ 为抗拉强度；ｎ为初始裂纹长度； 为试样宽度．此 公式被认为过于保守，不能准确地计算ＳＥＮＴ的断 裂韧性． （２）Ｓｈｅｎ＆Ｔｙｓｏｎ基于ＤＮＶ—ＯＳ—ＦＩＯＩ（２０１０）的 Ｊ ＣＴＯＤ公式，修正并提出了针对ＳＥＮＴ试样的无量 纲系数ｍ和硬化指数 即 ｍ （ －１） （６） ｍ Ａ ＋Ａ （７） １１１ Ｂ ＋Ｂ （８） Ａ．＝一０．１２９ ３＋０．１ ｌ５ ２ｎ一０．００９ ８６ｎ ＋０．０００ ２６３ｎ （９） Ａ２＝３．０８６ ７—０．２９７ｎ＋０．０１９ ４ｎ ０．０００ ４２７ｎ （１０） 第４期 李一哲，等：单边缺口拉伸试样的断裂韧性计算方法对比 ０．０００ ２００ｎ ６１ Ｂ１＝１．０１６ ９—０．０６３ ４ｎ＋Ｏ．００５ ６７ｎ ＣＴＯＤ值为基准，基于多试样法的思想对各种方法 （１１） Ｂ２＝Ｏ。６９６ ９—０．１２１ ６ｎ＋Ｏ．０１４ ８７ｎ ０．０００ ３９３ｎ 计算结果取平均值计算相对误差．从表３可以看 出，试验原始数据与各种方法处理后数据分散性都 较小，印证了选用母材进行试验的正确性，有利于进 行后续分析．显然，不同方法计算得到的ＣＴＯＤ值 与双引伸计法相比都存在有较大误差，而Ｒｕｇｇｉｅｒｉ （１２） 式中：Ｆ为加载载荷；Ｆｙ为屈服载荷；ｍ。，ｍ。，Ａ。，Ａ ， 。，Ｂ 为无量纲参量． （３）Ｍｏｒｅｉｒａ＆Ｄｏｎａｔｏ给出了直接通过断裂韧 和Ｔｙｓｏｎ法给出了相对较小的误差，在实际工程设 性试验曲线计算 因子得到ＣＴＯＤ的方法，即 ＝ 【 ＋ ］（１３ 式中： ＝（ＲｅＬ＋Ｒ ）／２为流变应力；ＫＩ为弹性应 力强度因子；Ｅ为弹性模量；“为泊松比； 是加载 位移曲线下的塑性功；ｒ／是用于计算．，积分的塑性 功的无量纲参数； 是试样厚度． （４）Ｒｕｇｇｉｅｒｉ提出了基于有限元模拟结果对 因子的修正，即 ＝１．２４３ ８—２．６０６ ４（ ）＋６．１９６ ３（ ）一 １．０６４（ ）一７．１５８ ５（ ）＋２．９７４ ４（ ）（１４） （５）ＤＮＶ—ＯＳ—Ｆ１０１（２０００）给出的双引伸计法， 即 ： ４＂￣ｐｌ－－ ｃｘｐ２－－Ｘｐｌ ５ 式中： ｐＩ＇ ｐ２分别为高低刀口引伸计裂纹嘴张开位 移中的塑性位移部分． ２．２误差分析 试验得到的最大载荷一位移曲线及塑性位移与 塑性消耗功如图４所示 ，其中Ｆ一是最大载荷， ￣ＣＯＭＤ是裂纹嘴张开位移． 蕈 挺 稼 曩 裂纹嘴张开位移６ 。Ｊｍｍ 图４位移加载曲线下塑性功的定义 Ｆｉｇ．４ Ｄｅｆｉｎｉｔｉｏｎ ｏｆ ｐｌａｓｔｉｃ ａｒｅａ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅ－ ｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅ 试验结果见表２．表３总结了根据各ＣＴＯＤ求 解方法进行计算得到的结果，以双引伸计得到的 计中必须对此问题加以重视． 表２ ＸＴ０单边缺口拉伸断裂韧性试验结果（Ｗ＝９ ｍｍ） Ｔａｂｌｅ ２ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｆｏｒ Ｘ７０（ＳＥＮＴ） ａ／ｍｍ 长度 载麓引Ｆｍ 荷，Ｎ 位２￣ｐｌ／ｍｍ 移 位％ ／ｍｍ ／ｍｍ 移 差Ｘｐ／ｍｍ 值 一／（Ｎ．ｍ。 功 、 表３各种计算方法ＣＴＯＤ结果及对比（ｍｍ） Ｔａｂｌｅ ３ Ｃｏｍｐａｒａｓｉｏｎ ｏｆ ｄｉｆｅｒｅｎｔ ＣＴＯＤ ｃｏｍｐｕｔｉｎｇ ｍｅｔｈ・ ２．３不同计算方法下的极限裂纹尺寸 对于各种计算方法存在的较大误差，如果不对 此问题加以重视，而认为各种方法都适用于实际结 构的安全性评估，直接将计算得到的ＣＴＯＤ值应用 于指导实际工程中安全裕度设计，将会导致设计过 于保守或过于危险．拟通过模拟工程实例，依据 ＢＳ７９１０标准《金属结构缺陷验收评定方法导则》，利 用Ｃｒａｃｋｗｉｓｅ ４．０软件进行２Ａ级评定，分析不同 ＣＴＯＤ计算方法下容许缺陷验收值的差异。 评估输入参量如下：外径７１１ ｍｍ，壁厚１２．５ ＩＴｌｍ，缺陷类型为外表面裂纹，屈服强度为５４６ ＭＰａ， 抗拉强度为６０５ ＭＰａ．基于以上基准参数，代人各种 方法计算得到的ＣＴＯＤ值计算极限裂纹尺寸 （图５）．表４给出了在膜应力３００ ＭＰａ时对应各种 计算方法得到的临界裂纹尺寸，鉴于工程设计中临 界裂纹高度具有较大敏感性，文中使用临界裂纹高 度表征临界裂纹尺寸．可以看出不同计算方法的缺 陷验收值相对于双引伸计法有高有低，过高或过低 的安全裕度将会使设计过于保守或过于危险，这从 ６２ 焊 接 学 报 目Ⅲ／喈越恒 塔 目 怛 卷 第３８卷 工程实际的安全性与经济性考虑都是不可取的．因 算断裂韧性的误差全部大于１５％，Ｍｏｒｅｉｒａ法甚至大 此，推荐使用双引伸计法测量ＳＥＮＴ试样的断裂韧 于３０％．Ｒｕｇｇｉｅｒｉ法和Ｔｙｓｏｎ法给出了相对较小的 性，如果试验条件所限无法进行双引伸计测量，对所 误差，在实际工程设计中必须对此问题加以重视． 选取进行ＣＴＯＤ计算的方法进行修正是及其有必 要的． （２）在相同工况下代入不同ＣＴＯＤ值计算了临 界裂纹尺寸，临界裂纹尺寸随着ＣＴＯＤ值的升高而 升高．过高的ＣＴＯＤ值会使缺陷验收标准在相同工 况下相对宽松，造成重大工程事故和灾难性后果． 有鉴于此，确保ＣＴＯＤ值的精确性具有重要意义． 膜应力ｐｍ／ＭＰａ ］ （ａ）膜应力与缺陷高度 缺陷长度２ｃ／ｍｍ （ｂ）缺陷高度与缺陷长度 图５ 不同方法下极限裂纹尺寸评估 Ｆｉｇ．５ Ｃｒｉｔｉｃａｌ ｃｒａｃｋ ｓｉｚｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｅｒｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓ ｄｅｔｅｒｍｉ－ ｎｉｎｇ ＣＴＯＤ 表４ 各种计算方法的临界裂纹尺寸对比（ｍｍ） Ｔａｂｌｅ ４ Ｃｏｍｐａｒａｓｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｃｒａｃｋ ｓｉｚｅ ｆｒＯｍ ｖａｒｉ－ ＯＵＳ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ３ 结 论 （１）与双引伸计法相比，ＤＮＶ．ＯＳ—Ｆ１０１（２０１０）， Ｓｈｅｎ＆Ｔｙｓｏｎ法，Ｍｏｒｅｉｒａ＆Ｄｏｎａｔｏ法，Ｒｕｇｇｉｅｒｉ法计 参考文献： Ｂｒｉｔｉｓｈ Ｓｔａｎｄａｒｄ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ．Ｇｕｉｄｅ ｔｏ ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ ａｓｓｅｓｓｉｎｇ ｔｈｅ ａｃ— ｃｅｐｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｆｌａｗｓ ｉｎ ｍｅｔｌａｌｉｃ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ［Ｓ］．Ｂｒｉｔｉｓｈ：Ｂｒｉｔｉｓｈ Ｓｔｎａｄａｒｄ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ，２００５． Ｐａｒｅｄｅｓ Ｍ，Ｒｕｇｇｉｅｒｉ Ｃ．Ｆｕｒｔｈｅｒ ｒｅｓｕｌｔｓ ｉｎ Ｊ ａｎｄ ＣＴＯＤ ｅｓｔｉｍａｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｄｕｒ］ ｅｓ ｆｏｒ ＳＥ（Ｔ）ｆ］ ｒａｃｔ］ｕｒｅ ｓｐｅｃｉ ］ｍｅｎｓ— ｐａｒｔ ＩＩ：ｗｅｌ］ ｄ ｃｅｎｔｅｒｌｉｎｅ ］ｃｒａｃｋｓ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１２，８９：２４—３９． Ｃｈｅｎ Ｙ，Ｌａｍｂｅｒｔ Ｓ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｄｕｃｔｉｌｅ ｔｅａｒｉｎｇ ｏｆ ｐｉｐｅｌｉｎｅ—ｓｔｅｅｌ ｉｎ ｓｉｎｇｌｅ ｅｄｇｅ ｎｏｔｃｈ ｔｅｎｓｉｏｎ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｒａｃｔｕｒｅ，２００３，１２４（３）：１７９—１９９． Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｓｏｃｉｅｔｙ ｆｏｒ Ｔｅｓｔｉｎｇ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ．Ｓｔａｎｄａｒｄ ｔｅｓｔ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆｒ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ｏｆ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｕｅｓｓ［Ｓ］．Ａｍｅｒｉｃａ：Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｓｏ— ｃｉｅｔｙ ｆｏｒ Ｔｅｓｔｉｎｇ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１３． Ｗａｌｌｉｎ Ｋ．Ｔｈｅ ｓｉｚｅ ｅｆｆｅｃｔ ｉｎ Ｋ ＩＣ ｒｅｓｕｌｔｓ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，１９８５，２２（１）：１４９—１６３． Ｙａｎｇ Ｊ，Ｚ．Ｗａｎｇ Ｇ，Ｚ．Ｘｕａｎ Ｆ，ｅｔ ａ１．Ｕｎ￣ｅｄ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓａｔｉｏｎ ｏｆ ｉｎ－・ｐｌａｎｅ ａｎｄ ｏｕｔ－・ｏｆ－ｐｌａｎｅ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｒａｃｋ－ｔｉｐ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓ￣ａｌｎ［Ｊ］．Ｆａｔｉｇｕｅ＆Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉｌａｓ＆ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１３，３６（６）：５０４—５１４． Ｈｅｂｅｌ Ｊ，Ｈｏｈｅ Ｊ，Ｆｒｉｅｄｍａｎｎ Ｖ，ｅｔ ａ１．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉ－ ｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｉｎ－ｐｌｎａｅ ａｎｄ ｏｕｔ ｏｆ－ｐｌａｎｅ ｃｒａｃｋ ｔｉｐ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔ ｃｈａｒ－ ａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｂｙ ｓｅｃｏｎｄａｒｙ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆＦｒａｃｔｕｒｅ，２００７，１４６（３）：１７３—１８８． Ｓａｒｚｏｓａ Ｄ Ｆ Ｂ，Ｒｕｇｇｉｅｒｉ Ｃ．Ａ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｓｒｔａｉｎｔ ｅｆｆｅｃｔｓ ｉｎ ｅｉｒｃｕｍｆｅｒｅｎｔｉａｌｌｙ ｃｒａｃｋｅｄ ｐｉｐｅｓ ａｎｄ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｉｎｃｌｕｄｉｎｇ ｄｕｃｔｉｌｅ ｔｅａｒｉｎｇ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ０ｆ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｖｅｓ－ ｓｄｓ ａｎｄ Ｐｉｐｉｎｇ，２０１４，１２０（８）：１—１８． Ｍｅｓｈｉｉ Ｔ，Ｌｕ Ｋ，Ｔａｋａｍｕｒａ Ｒ．Ａ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ｔｏ ｅｘｐｌａｉｎ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｅｆｆｅｃｔ ｏｎ ｒｆａｃｔｕｒｅ ｔｏｕ【ｇｈｎｅｓｓ ｉｎ ｔｈｅ ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｒｅｇｉｏｎ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１３， ｌＯ４（１５）：１８４—１９７． 作者简 介：李一哲，男，１９９２年出生，博士研究生．主要从事焊接结 构的强度和断裂及安全评定．发表论文２篇．Ｅｍａｌｌ：ｌｙｚ＠ｔｉｎ．ｅｄｕ．ｃｎ 通讯作者：龚宝明，男，博士，讲师．Ｅｍａｉｌ：ｇｏｎｇ＿ｂｍ＠ｔｊｕ．ｅｄｕ．ｃｎ ］
