夏比沖擊試驗方法應用發展現狀與展望

段正煒,陳宏遠,高雄雄,張驍勇

(1.西安石油大學材料科學與工程學院 陜西 西安 710065;2.中國石油集團工程材料研究院有限公司 陜西 西安 710077)

0 引 言

隨著工業革命的發展,世界邁進了工業化的時代,各種金屬制品在日常生活中的應用比例大幅提高。對金屬制品的性能要求也相應提高,進而開展了大量針對金屬材料性能提升的研究。其中韌性是金屬材料力學性能中的重要指標,韌性的好壞體現了金屬材料的抗斷裂性能[1]。夏比沖擊試驗由于試樣加工簡便,試驗時間短,試驗數據對材料微觀組織、冶金缺陷敏感的特性,成為評價金屬材料沖擊韌性應用最為廣泛的一種力學性能試驗[2],也是目前工業標準化程度最高的金屬材料韌性評估方法之一[3]。在石油天然氣行業中,沖擊試驗廣泛應用于管材的力學性能研究當中。管線鋼作為油氣運輸基礎設施中的重要組成部分,在國民經濟和國防等領域中也發揮著極其重要的作用[4]。在影響管道安全性的眾多因素中,管材及其焊接接頭的性能極為重要[5-6]。對于管道材料,除強度和塑性的要求以外,還需要有足夠的韌性。在實際服役條件下,如果所用管線鋼管擁有良好的韌性,會在很大程度上避免管道失效的發生[7-8]。

夏比沖擊試驗的相關研究最早在19世紀開展[9],由最初簡單的落錘試驗機器發展到標準化的擺錘式沖擊試驗機器,試樣的尺寸要求也不斷完善,到如今已形成了多種完整的夏比沖擊試驗方法標準。本文對夏比沖擊試驗的發展歷程進行了回顧,對其近些年相關研究進行了綜述,并提出了未來研究方向的展望。

1 夏比沖擊試驗方法的發展

金屬材料沖擊韌性的研究最早可追溯到Tredgold在1824年發布的關于鑄鐵抵抗沖擊能力的理論研究[10]。經過20多年的發展,英國在1849年成立了一個委員會(Railway Department of the Board of Trade),并開始研究沖擊試驗的測試方法[11]。1857年,Rodman設計了一臺針對槍械鋼材的落錘試驗設備,并在隨后幾十年發展中被廣泛應用于各種鋼材沖擊性能測試[12]。早期的沖擊試驗機器為Rodman設計的落錘式試驗機,用光滑的矩形方棒試樣進行試驗。當對韌性材料進行試驗時,試驗結果往往只是發生彎曲變形。對此,Le Chatalier[13]在1892年提出了在方棒試樣上加工缺口的方法。

隨后Russell[14]對試驗機器進行改進,設計并建造了一臺擺錘式沖擊試驗機器,他是第一位設計擺錘式沖擊試驗機的研究人員。到1905年,Charpy[15]提出了與當前所使用試驗機器和試樣尺寸要求非常相似的設計理念。最初普遍使用的試樣尺寸有兩種[16],較小的試樣尺寸為10 mm×10 mm×53 mm,缺口深度為2 mm,缺口的尖端半徑為1 mm;另一種試樣尺寸是在較小尺寸的基礎上放大3倍。除了對試樣尺寸進行標準化,還提出沖擊試驗方法標準的要求,包括規定沖擊錘頭的速度、機器安裝步驟、如何減少振動帶來的能量損失等[16]。

在早期的ASTM E23-33T中規定,在沖擊測試中應使用擺錘式沖擊試驗機器,并參照兩種測試方法進行試驗,即Charpy測試和Izod測試[17]。但沒有規定沖擊錘頭的半徑標準,在此時期,英、法兩國對沖擊錘頭半徑標準問題進行研究,發現一直使用的半徑分別為0.57 mm和2 mm。隨后,在1940年采取統一的8 mm錘頭半徑,并對ASTM E23進行了修訂,并作為ASTM E23-41T重新發布。夏比沖擊試驗在表征韌性性能時,用擺錘撞擊試樣后重新升起高度差計算試樣的吸收功作為材料的抗斷裂韌性指標,吸收能量越大表示材料的韌性越好。

經過100多年的發展與應用,沖擊試驗的標準日趨成熟,各個國家與地區都有自己的試驗方法標準。不同的夏比沖擊試驗標準對于沖擊試驗機、沖擊試樣、沖擊試驗程序以及沖擊試驗結果處理的規定都存在一定程度的區別,從而按照不同的標準進行試驗,試驗結果也會有所不同[18]。迄今為止,國內現行的夏比沖擊試驗方法標準為GB/T 229-2020《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》,美國現行標準為ASTM E32-2018《金屬材料缺口試樣標準沖擊試驗方法》,日本現行標準為JIS Z 2242:2018《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》,現行的國際標準為ISO 148-1:2016《金屬材料-夏比擺錘沖擊試驗-試驗方法》[19]。各種現行標準對比見表1。

表1 現行夏比沖擊試驗標準對比

2 近年來的研究及進展

近幾十年來,隨著夏比沖擊試驗在材料行業中的應用,對其研究也一直未有停歇。針對夏比沖擊試驗的研究主要包括試驗機器校驗、試驗結果的處理以及建立試驗數據與斷裂韌性的關系等方面。

2.1 夏比沖擊試驗機器校驗

在Siewert T.A.和Mccowan C.N.兩人的研究中[20],提到了關于夏比沖擊試驗機器的校驗,其中包括直接驗證和間接驗證兩部分。

直接驗證:直接驗證方法的前提是確保設備運行盡可能接近單擺,在僅有摩擦造成少量的能量損失的情況下觀察試驗機器是否正常運行以及是否符合安裝要求,并在首次安裝試驗機器或更換主要部件時作為一個重要步驟。盡管ASTM E23要求定期對試驗機器進行檢查,但NIST(National Institute of Standards and Technology)建議在每次使用試驗機器前進行自由擺動測試和風阻摩擦測試[21]。這些測試記錄可以作為軸承性能的評價標準。由于進行夏比沖擊試驗時帶有振動,螺栓會隨著試驗次數的增加而松動,從而導致試驗結果出現比較大的偏差,因此還需檢查砧座和錘頭半徑是否損壞以及尺寸是否符合標準。

間接驗證:間接驗證是將被檢測試驗機器的沖擊試驗結果與NIST官方標準試樣試驗結果進行比較,分析被檢測試驗機器的測試數據是否在規定的偏差范圍內,判定是否符合標準。由于在直接驗證過程中存在無法檢測到的情況,如砧座或錘頭松動,因此間接驗證可作為試驗機器性能的重要補充驗證。夏比沖擊試驗機器的測試精度只能使用參考樣本通過試驗進行評估。此外,試驗機器自身存在著一些其他問題,若不進行細致的檢查,可能長期存在,進而會導致試驗結果產生偏差[21]。

2.2 數據處理

韌脆轉變是體心立方(Body-Centered Cubic,BCC)金屬中常見的現象。斷裂模式的變化通常發生在一定溫度范圍內,以特定溫度為中心,該溫度被稱為韌脆轉變溫度,或DBTT(Ductile-To-Brittle Transition Temperature),如圖1所示。斷口完全韌性斷裂的溫度范圍通常稱為上平臺(Upper Shelf,US),斷口完全脆性斷裂的溫度范圍通常稱為下平臺(Lower Shelf,LS)。

圖1 低強度鋼的韌脆轉變曲線

可將數學模型擬合到夏比沖擊試驗獲得的試驗結果中,從而獲得相應的過渡曲線[22]。以下列出了5個數學模型(Hyperbolic Tangent、Asymmetric Hyperbolic Tangent、Burr Model、Arctangent Model、Asymmetric Kohout Model),包括2個對稱模型和3個不對稱模型。用于擬合夏比韌性數據的最常用回歸對稱模型是雙曲切線(Hyperbolic Tangent-HT)模型,最初由Oldfield在20世紀70年代提出[23]。然而,一些夏比沖擊數據在DBTT區域與上、下平臺的兩個過渡區域呈現出不同的形狀。為適應此類情況,在一些回歸模型中引入額外的系數,因此有些模型被稱為“非對稱”模型。

2.2.1 Hyperbolic Tangent(HT-Symmetric)

HT模型是由Oldfield[23-24]最初提出的對稱模型,其函數式表示為:

(1)

式中:A、B、C、DBTT4個參數通過最小二乘法擬合來確定,其中A和B可用上平臺(US)和下平臺(LS)的值來表示:

(2)

由式(2)可知,如果LS和US都是確定不變的,則只剩下C和DBTT這2個參數需要估計,該模型適用于數量較少的數據集(8個數據點或更少)。其中C是對應轉變區域的半寬,DBTT是韌脆轉變溫度。

2.2.2 Asymmetric Hyperbolic Tangent(AHT-Asymmetric)

該模型[25]來源于HT模型,多了一個決定回歸曲線在上、下平臺過渡區之間形狀差異度的參數D。AHT模型的函數式如下:

(3)

也可寫作為:

(4)

相較于HT模型,當D=0時,則曲線具有對稱性并與HT模型重合;當D<0時,則下平臺過渡區域的曲率大于上平臺區域的曲率;當D>0時則情況相反,如圖2所示。

圖2 當D<0時AHT過渡曲線示圖

2.2.3 Burr Model(BUR-Asymmetric)

在概率統計學中,Burr分布[26]是一種非負隨機變量的連續概率分布。Windle[27]在1996年提出用Burr分布來建立夏比沖擊數據分析模型。Cao[28]發現,該模型與數據集的體量大小相關性較小,只要數據在過渡區域分布良好,這種方法的擬合效果比HT模型更好。

Burr模型函數式表示為:

Y=LS+(US-LS)[1+e-k(T-T0)]-m

(5)

式(5)中:最后一部分[1+e-k(T-T0)]-m為實際的Burr分布,除了LS和US之外,還需要通過回歸過程來確定參數k、m和T0。k是表示模型曲線分布的尺寸參數;m是表示曲線形狀的參數,決定了曲線的整體形態;T0為決定曲線沿著溫度軸分布的位置參數。

當k和m的值增大時,下平臺過渡區的曲率增大;當k和m的值減小時則相反,如圖3所示。

圖3 當k和m增大時曲線的變化

2.2.4 Arctangent Model(ACT-Symmetric)

2012年,Kohout[29]提出了一種基于三角函數反正切的回歸模型,以替代HT模型,其函數式表示為:

(6)

式(6)中:參數C和DBTT與HT模型當中的參數具有相同含義。ACT模型與HT模型的最大區別在于,前者在上、下平臺過渡區的過渡曲線曲率比HT模型要大得多。此外,上、下平臺通常會呈現緩慢下降或上升的趨勢,如圖4所示。

圖4 ACT模型轉變曲線

2.2.5 Asymmetric Kohout Model(KHT-Asymmetrical)

Kohout在其2012年內部報告[29]中還提到另一個非對稱的回歸模型,該模型函數式由兩部分組成:

(7)

(8)

式中的p為不對稱參數,相當于回歸曲線在上、下平臺過渡區的曲率之比。與BUR模型一樣,T0是曲線在溫度X軸上的位置參數,C的含義與HT、AHT和ACT模型中意義相同。

盡管KHT模型采用兩部分形式,由于兩部分公式在T=T0這一點上是重合的,因此存在連續性,如圖5所示。

圖5 KHT模型轉變曲線

2.3 儀器化沖擊試驗

儀器化沖擊試驗作為一種新興的沖擊試驗方法,試驗機器采用全自動化控制,已被廣泛應用于材料沖擊性能測試當中。最早使用的儀器化沖擊試驗方法標準為EN ISO14556:2000 Steel-Charpy V-notch Pendulum Impact Test-Instrumented Test Method,該試驗方法標準的建立既解決了常規沖擊試驗無法測出的特征物理量問題,又提供了一種對試驗數據體現的數字化手段[30]。目前各國家地區所實行的方法標準存在差異,國內實行的方法標準為GB/T 19748-2019《金屬材料-夏比V型缺口擺錘沖擊試驗儀器化試驗方法》,歐洲目前所實行的試驗方法標準為EN ISO 14556:2015《Metallic Materials-Charpy V-Notch Pendulum Impact Test-Instrumented Test Method》,美國ASTM已經對其儀器化沖擊試驗方法標準進行了更新,現行標準為ASTM E2298-18《Standard Test Method for Instrumented Impact Testing of Metallic Materials》。這3種試驗方法標準對于試驗設備力值測量系統的響應頻率和信號上升時間要求一致,分別為不小于100 kHz、不大于3.5 μs。同時,對力值記錄的誤差要求也一致[31]。

儀器化沖擊試驗結果中的特征值主要包括力特征值、位移特征值以及沖擊吸收能力特征值。在對試驗數據進行處理時,力特征值和位移特征值可以通過力-位移曲線得到;吸收能量的特征值則可以通過力-位移特征值在力-位移曲線上積分計算得到。

2.4 不確定度

通過夏比沖擊試驗得出材料的吸收能量值,通常為一組試驗數據的平均值。然而,試樣的平均值并沒有考慮到已知的偏差來源,包括沖擊試驗機器的偏差,這可能是很大的偏差[32]。

根據“測量不確定度表達指南(Guide to the Expression of Uncertainty in Measurement,GUM)”[33]中描述的標準來表達不確定度,同時考慮到隨機和系統誤差的來源,NIST給出的一個通用的計算不確定度的方法,可以容納任何數量的隨機或系統誤差源,包括以下內容:材料的不均勻性、擺錘下落高度、刻度精度、沖擊速度、測試溫度[33]等。

揭輝經對于夏比沖擊試驗的能量吸收不確定度進行了研究[34],發現在夏比擺錘沖擊試驗中,各種參數、檢測條件、試驗儀器條件以及試樣情況不同程度差異是可能帶來不確定度分量的來源。根據不同的不確定度分量來源的特性,應當選擇適合的方法去評定。在其研究中得出的結論是,帶來不確定度的主要影響因素存在于試驗結果的重復性以及試驗機器本身的誤差。為減少或避免不確定度帶來的影響,應當更加關注試樣加工質量、操作人員是否按規定進行試驗操作以及試驗機器的定期檢查。

眾所周知,夏比沖擊的吸收能量值具有離散性。數據結果的可靠性隨著離散性的增大而變差。對此,宋建生[35]提出,當兩份試驗報告所提供的數據不確定度相近時,分析測量結果的可靠性就要依據有效自由度的大小來判定。因為數據的不確定度是經過評定估算而得來的,自身也存在可靠性問題。在不確定度評定中,標準不確定度的不可靠性可以由標準不確定度的相對不確定度來測定,并與自由度存在以下關系:

(9)

式(9)中:u(x)為測量結果x的標準不確定度;s[u(x)]為x的測量標準不確定度的不確定度;s[u(x)]/u(x)為測量標準不確定度的相對不確定度;v為自由度?？傻玫?當自由度v越大,對應測量標準不確定度的相對不確定度s[u(x)]/u(x)越小,則標準不確定度u(x)的可靠性越高。反之,自由度v越小,則標準不確定度u(x)的可靠性越低。

由此可見,在實際工作中對測量結果進行可靠性分析時,標準不確定度和自由度都是重要的基本信息。分析的主要方法是用標準不確定度評價測量結果的可靠性,用自由度評價標準不確定度的可靠性。

在試驗數據分析當中,數據結果由于試驗次數的增加,常出現少數偏大或偏小的異常值。置信度的選取將直接影響到數據的處理結果。王欣[36]認為,根據置信度與顯著性水平的關系,若置信度選取太小,這時容易出現舍去“誤差較小的可用數據”的情況,把本來不屬于錯誤的測定數據舍去,易犯“拒真”的錯誤。如置信度選取太大,判斷失誤的機會小了,但由于保留“誤差大的不可用數據”,這時往往把本來不屬于正確的測定數據保留,容易犯“存偽”的錯誤。在分析工作中,處理分析數據的結果,應首先控制犯“拒真”錯誤的判斷為最小,其次,再設法使“存偽”的錯誤判斷降到最低。一般認為,在分析工作中取95%的置信度,基本上綜合考慮了以上這兩方面的因素。

2.5 CVN、CTOD和J積分與斷裂韌性的轉換

目前,國際上通用的金屬材料標準沖擊試驗試樣為V型缺口標準試樣,歐美國家的夏比沖擊V型缺口標準試樣均有低、中、高3個能量級別。夏比沖擊V型缺口標準樣品沖擊能的影響因素有很多,如材料自身的夾雜、在熱處理過程中產生的缺陷、試樣的加工過程、試驗機器設備及試驗溫度控制等,導致沖擊能量值的標準偏差較大,難以達到國家標準的要求。姚佳人[37]針對國內沖擊試樣主要在常溫試驗條件下使用,低溫條件下使用的沖擊標樣研發相對較少的情況,開展了在低溫試驗條件下符合國家標準要求,并能進行沖擊能量值傳遞的V型缺口標準沖擊試樣的研究。

劉學政等人[38]針對不同尺寸試樣在不同溫度下的夏比V型沖擊試驗,開展了論證試驗尺寸效應的研究。結果表明:不同尺寸試樣獲得的沖擊吸收能量一般不可換算,且與試樣的截面面積沒有對應關系。不同的試樣尺寸獲得的韌脆轉變溫度值也不可直接比較。隨著試樣尺寸的減小,韌脆轉變溫度向低溫方向移動。在低溫條件下,小尺寸試樣可能導致材料韌性被高估,建議在進行小尺寸試樣的試驗時,對溫度進行調整。

一般使用J積分或CTOD(Crack Tip Opening Displacement)等斷裂韌性試驗對含裂紋部件的斷裂抗力進行測試,其中在油氣行業CTOD是最常用的測試方法。隨著高強度和高韌性材料的使用越來越多,這種測試方法的結構相關性也越來越得到重視。此類試驗獲得的CTOD韌性往往受到試樣尺寸和材料強度的影響。此外,標準的三點彎曲試驗不能代表這些結構中相同缺陷的裂紋尖端約束狀態。在一定條件下,夏比沖擊功、KIC和JIC積分,具有一定的相關性[39]。

多年來,夏比能量與其他斷裂力學參數之間的相關性已廣泛應用于材料的失效分析和設計中。但是這種方法沒有考慮轉變溫度或夏比沖擊數據的離散性[40]。Orynyak[41]等人開發的離散性評估工具可用于結構鋼、管道鋼和船用鋼的應用研究。通過將主曲線斷裂韌性測試中的不均勻行為與夏比數據的離散性結果相關聯,可以僅從夏比沖擊測試結果中獲得這種不均勻行為的表征。在目前有限的評估數據中,大于15 ℃的離散性數據似乎都來自于三點彎曲CTOD和單邊缺口拉伸CTOD的不均勻行為。

一般情況下,可以通過試驗測試直接確定斷裂韌性(Kmat),但如果不具備試驗條件,Kmat可能來自相同顯微組織類型的材料(如熱影響區)。CVN(Charpy V-Notch)試樣的方向應能夠重現所考慮缺陷可能導致的斷裂路徑。

BS 7910[42]中描述的相關性只適用于鐵素體鋼,并提供準靜態加載條件下Kmat的估計,現已有3種被試驗數據廣泛驗證的相關性,具體說明如下:

1)接近下平臺行為的下界關系,其中在單一溫度下獲得了夏比能量;

2)基于主曲線方法[43]的韌脆轉變區域行為的關系,確定了能量為27 J或40 J(T27J或T40J)的夏比沖擊溫度?？蔀椴煌耆谋冗^渡曲線T27J的建立提供指導,包括在單一溫度下獲得的數據[44];

3)為保證具有下平臺夏比能量的材料不具有較高的斷裂韌性,應對Kmat進行限制。

為確保斷裂韌性估計的保守性,特別是在具有潛在較低上平臺斷裂韌性的鋼中,斷裂韌性估計值應根據不同情況選擇1)和3)或2)和3)在使用溫度下的較低值。

對于具有接近下平臺性能的鐵素體鋼,在以下溫度下可獲得夏比試驗結果Kmat并且能量為27 J或更低,可使用下式[45]來估算斷裂韌性:

(10)

對于鐵素體鋼,在25 mm厚的試樣上,夏比沖擊能量27 J和40 J (T27J和T40J)和韌脆轉變溫度區間上的100 MPa·m斷裂韌性轉變溫度(T0) 的相關性,由以下兩個方程描述。T27J和T40J定義為三次試驗的平均值分別為27 J或40 J的溫度,前提條件是最小值分別不小于19 J或28 J:

T0=T27J-18 ℃(標準偏差為15 ℃)

(11)

T0=T40J-24 ℃(標準偏差為15 ℃)

(12)

主曲線方法對斷裂韌性過渡曲線以下式描述(標準偏差為18 ℃):

(13)

對于置信度為90%的T0,當使用上述方程時,公式中的TK項為25 ℃。如果有材料的試驗數據,則可以使用TK的較低值。建議使用Pf=0.05(5%),除非試驗證據支持對給定鋼材使用更高的概率。

此外,API 579[46]提供了一系列規范性詳細指南,以根據夏比沖擊能量估算斷裂韌性。當沒有有效的斷裂韌性數據時,基于參考溫度的程序可以提供鐵素體材料斷裂韌性的保守下限估計。API 579中描述的第二種方法采用了ASME第XI卷參考曲線方法。這兩種方法都需要由落錘試驗確定的零塑性轉變溫度和夏比試驗得出的溫度的最大值RTNDT,其中試樣在-33 ℃時表現出至少0.89 mm的側向膨脹值和不小于68 J的吸收功。在大多數應用中RTNDT不是強制性的,在沒有RTNDT值時,API 579提供了材料溫度豁免曲線方法。這就要求用戶掌握與鋼種及其熱處理條件有關的信息。允許使用圖形方法直接估計韌性,但如果材料等級和熱處理條件未知,則可能會受到補償。如果工作應力很高或焊縫沒有消除應力,這通常會導致缺陷驗收極限較差。

API 579還允許采用與BS 7910相同的主曲線方法來預測下平臺和轉變區的斷裂韌性。

對于上平臺斷裂韌性的估算,API 579提供了2種方法:

1)與平臺能相關的經驗關系[45],沖擊能量與J積分在1 mm的韌性撕裂,J1 mm。

2)定義極限:化學成分未知的材料為110 MPa·m;低硫碳鋼(0.01%或更低)為220 MPa·m。

3 未來研究建議

現階段夏比沖擊的試驗方法及條件逐步趨于完善,研究學者針對沖擊試驗數據的處理展開了大量的研究。通過對試驗機器的校驗來保證試驗數據的準確性;在分析處理試驗數據時納入不確定度,進一步提高試驗數據的有效性;同時,通過對試驗數據進行數學模型擬合,能夠獲得更加直觀的材料韌脆轉變過渡曲線;還建立了CTOD、J積分與斷裂韌性的轉換關系,從夏比沖擊測試結果中獲得材料不均勻行為的表征。但是對于沖擊韌性離散及數值仿真模型實現手段的研究,并將其引入韌性分布的可靠性評估并不多見。未來研究可通過有限元手段的應用對材料沖擊韌性的分布進行仿真分析。借助仿真模擬,研究人員可以優化夏比沖擊試驗的設計和分析過程,提高試驗的精度和效率,更好地理解材料的韌性行為,并進一步提高材料的應用水平,進一步將夏比沖擊試驗結果引入結構的可靠性評估,提升材料的應用效率和系統的可靠性水平。未來的研究將會集中于材料微觀組織與韌性離散的關系及仿真實現手段,以及系統可靠性水平的評估模型建立上。

金屬材料的微觀組織結構對其韌性性能具有很大影響,可以通過對顯微組織的分析建立對韌性的預測方法;通常情況下沖擊試驗結果是一組離散的數據,在對離散數據進行分析評估時需要更科學的方法;同時,對于金屬材料的韌脆轉變區的韌性與斷裂韌性之間建立轉換關系,對往后的材料韌性研究更便利。對未來夏比沖擊試驗的研究提出以下展望:1)基于顯微組織的沖擊韌性預測;2)基于離散數據處理的可靠性評估;3)韌脆轉變區的沖擊韌性和斷裂韌性數據的轉換關系。

4 結 論

1)本文基于夏比沖擊試驗的發展歷程,討論了現階段夏比沖擊試驗方法的試驗標準、試樣尺寸、試驗要求及數據處理與不確定度的處理,針對夏比沖擊試驗,相關試驗方法及試驗條件已趨于完善,從試驗機到試樣都有較為成熟的形式,目前國際上已存在幾種完善的試驗標準供研究者們在進行試驗時參考。在后續數據處理過程中,可通過數學模型建立CVN、CTOD和J積分與斷裂韌性的轉換關系,并可通過模型的有限元分析預測金屬材料的沖擊性能。

2)夏比沖擊值作為一個材料韌性的重要指標,在對試驗數據做處理時,應考慮試驗結果的不確定度以及數據的置信度和可靠性。

3)夏比沖擊試驗未來的研究方向包括利用有限元技術對沖擊試樣進行斷裂過程的數值仿真,將顯微組織特征與沖擊韌性的離散度建立聯系,并將其引入到結構可靠性分析。在斷裂韌性分析中,有不同的數學模型來建立韌脆轉變曲線,并有主曲線法來對斷裂韌性進行分析,并進行沖擊韌性和斷裂韌性的轉換。