許天旱，馮耀榮

(1 西安石油大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安 710065；2 中國石油集團 石油管工程技術(shù)研究院，西安 710065)

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III型載荷分量對不同顯微組織套管鉆井用鋼斷裂韌性的影響

許天旱1，馮耀榮2

(1 西安石油大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安 710065；2 中國石油集團 石油管工程技術(shù)研究院，西安 710065)

利用疲勞試驗機及SEM研究三種不同顯微組織套管鉆井鋼I/III復(fù)合型斷裂韌性。結(jié)果表明：珠光體-鐵素體(PF)鋼和鐵素體-貝氏體-回火馬氏體(FBM)鋼的JT均隨著III型分量增加先略有增加，然后單調(diào)下降，而回火馬氏體(TM)鋼則呈單調(diào)下降趨勢，這歸因于不同顯微組織構(gòu)成導(dǎo)致不同斷口形貌。同時發(fā)現(xiàn)，在不同III型載荷分量下，TM鋼均具有最大的JT，PF鋼均具有最小的JT，F(xiàn)BM鋼居中。對于三種鋼，JI和JIII之間均具有線性關(guān)系，且材料強度越高，線性系數(shù)越小，更容易在剪切載荷下發(fā)生斷裂。

套管鉆井用鋼；顯微組織；斷裂韌性；I/III復(fù)合型；斷口形貌

斷裂機制作為一種理論得到不斷發(fā)展，許多參數(shù)都可用來表征失穩(wěn)條件，然而，幾乎所有工作都集中在研究I型斷裂方面[1-3]。但在實際工況中，材料受到的不僅僅是I型載荷，而是處于復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)。套管鉆井作為一種新技術(shù)，主要用于解決鉆井過程的穩(wěn)定性及降低鉆井成本問題[4,5]，隨著套管鉆井技術(shù)的發(fā)展，套管所面臨的環(huán)境越來越苛刻[6]。這是因為在套管鉆井過程中，套管除了固井同時兼有鉆井的作用，導(dǎo)致套管及其接箍被置于一種復(fù)雜的動載工況下，同時承受拉伸載荷和扭轉(zhuǎn)載荷，且隨著鉆進深度不同，I型載荷不斷增加；同時隨著巖層結(jié)構(gòu)及地質(zhì)結(jié)構(gòu)的不斷變化，III型載荷也會發(fā)生不規(guī)則變化[7]，因此研究I/III復(fù)合載荷對套管鉆井用鋼斷裂韌性的影響是十分必要的。

盡管國內(nèi)外專家對部分材料的I/III復(fù)合型斷裂韌性也作過一定研究，但實驗結(jié)果顯示，III型載荷疊加對材料斷裂韌性的影響不會呈現(xiàn)出單一的趨勢[8,9]。III型載荷的疊加，在一些材料中，斷裂韌性呈現(xiàn)出急劇減小的趨勢，而在另外一些材料中則影響甚微，甚至呈現(xiàn)出增加的趨勢[10]。因此，需要選擇不同類型顯微組織的套管鉆井鋼研究其I/III復(fù)合型斷裂韌性，為套管鉆井技術(shù)的設(shè)計和選材提供依據(jù)。

盡管套管鉆井鋼的規(guī)格型號較多，但大多數(shù)屬于中碳低合金鋼，組織主要是由通過正火獲得的珠光體構(gòu)成，如K55，J55等，以及先淬火后回火獲得的以回火馬氏體為主構(gòu)成，如N80，P110，Q125。同時結(jié)合材料顯微組織對其性能進行研究，這對于材料性能的改善也具有一定的指導(dǎo)作用[11]。本工作選擇三種典型的顯微組織套管鋼進行實驗研究，包括珠光體-鐵素體(PF)鋼、鐵素體-貝氏體-回火馬氏體(FBM)鋼、回火馬氏體(TM)鋼。

1 實驗材料與方法

1.1 實驗材料

實驗所用材料化學(xué)成分滿足API Specification 5CT對套管鋼的要求，主要成分(質(zhì)量分數(shù)，下同)如下：C 0.32%～0.36%，Si 0.23%～0.32%，Mn 1.38%～ 1.51%，S，P<0.030%。其中PF鋼奧氏體化溫度為1000℃，保溫時間為30min，與耐火磚模具一起以空冷方式獲得。FBM鋼奧氏體化溫度為910℃，保溫時間為30min，冷卻方式為風(fēng)冷，然后在600℃回火，保溫時間2h，最后空冷獲得。TM鋼奧氏體化溫度為910℃，保溫時間為30min，采用水冷方式冷卻，然后回火溫度550℃，保溫時間2h，最后采用空冷方式獲得。材料的力學(xué)性能如表1所示，鋼中各組織比例采用金相顯微鏡MeF3A和MeF4M顯微圖像分析軟件進行分析，并利用JEM-2000CX型透射電鏡(TEM)對組織構(gòu)成進行了觀察。

1.2 I/III復(fù)合模式斷裂實驗方法

目前，對于I/III復(fù)合加載模式斷裂韌性，仍然沒有可以利用的標(biāo)準，在本研究中，采用一種經(jīng)過修改的緊湊拉伸試樣如圖1 所示[12]，每種參數(shù)試樣數(shù)量為3個，斷裂韌性取其平均值。對標(biāo)準緊湊拉伸試樣所作修改如下：試樣切口為斜切口，傾斜于試樣的側(cè)表面，純I型對應(yīng)的裂紋傾角φ=0°，等價于標(biāo)準的緊湊拉伸試樣。當(dāng)φ值從純I型對應(yīng)的角度開始增大的時候，III型載荷即被引入。更大φ值對應(yīng)更高的III型載荷分量。ASTM要求進行斷裂韌性測試前需進行預(yù)裂，對于一般材料來說，在I/III復(fù)合模式條件下，尤其在III載荷分量較大條件下，預(yù)裂紋將偏離裂紋平面。因此，預(yù)制裂紋通過電火花設(shè)備引進，鉬絲直徑為0.1mm[12]。文獻[12]證明，電火花引入的裂紋和疲勞預(yù)裂的裂紋對斷裂韌性的影響沒有明顯區(qū)別。

表1 不同顯微組織套管鋼的力學(xué)性能

圖1 修改的CT試樣 (a)取樣位置圖；(b)試樣示意圖；(c)試樣尺寸圖Fig.1 Modified CT specimen (a)schematic diagram of specimen preparation from materials;(b)schematic diagram of specimen;(c)outline dimensional drawing of specimen

在本研究中，裂紋傾角φ值分別取0，15，30，45，60°。為了保持裂紋沿著最初的方向移動，在試樣兩邊加工導(dǎo)槽，深度為試樣厚度的10%，在本實驗中，試樣厚度為6mm，兩邊槽深各為0.6mm，試樣有效厚度為4.8mm。裂紋長度由微機輔助電位法監(jiān)測，電位函數(shù)由邊界元法計算給出[13]。

實驗采用PLD-100型微機控制電液伺服疲勞試驗機完成。加載速率采用位移控制，十字頭位移速率為0.5mm/min，滿足標(biāo)準提出的試樣加載速率應(yīng)該使得應(yīng)力強度因子增加速率位于0.5～3.0MPa·m1/2/s之間的要求。根據(jù)采集到的載荷P和位移Δ的值，可以繪制出載荷-位移曲線(P-Δ曲線)。

根據(jù)文獻[14]KI和KIII分量由式(1)，(2)計算：

(1)

(2)

式中：KIQ為I型條件斷裂韌性分量，MPa·m1/2；KIIIQ為III型條件斷裂韌性分量，MPa·m1/2；PQ為條件載荷，kN；BN為試樣凈厚度，cm；f(a/W)為修正函數(shù)；a為裂紋長度，cm；W為試樣的寬度，cm；φ為裂紋擴展方向與載荷方向的夾角。

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：JT為總的J積分，kJ·m-2；JI為I型J積分，kJ·m-2；JIII為III型J積分，kJ·m-2；E為楊氏模量，GPa；ν為泊松比，取0.3。

試樣斷裂后，斷口形貌由TESCAN VEGAIIXMH SEM分析。觀察不同斷裂面，保證斷裂面與觀察者垂直。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 顯微組織

三種套管鉆井用鋼的顯微組織如圖2所示。TM鋼的顯微組織為近完全回火馬氏體，大量的細小碳化物顆粒均勻分布在鐵素體基體上，如圖2(a)所示。FBM鋼的顯微組織不僅包括回火馬氏體組織，同時還包括多邊形鐵素體和上貝氏體，如圖2(b)所示。但FBM鋼中回火馬氏體的碳化物顆粒明顯粗大，分布不均勻。而PF鋼主要由珠光體(暗區(qū))和網(wǎng)狀鐵素體(亮區(qū))構(gòu)成，粗大的珠光體晶粒被細小的帶狀鐵素體包圍，如圖2(c)所示，鐵素體主要沿著原奧氏體晶界析出。

圖2 不同套管鉆井鋼的顯微組織 (a)TM鋼；(b)FBM鋼；(c)PF鋼Fig.2 Microstructures of different casing-drilling steels (a)TM steel;(b)FBM steel;(c)PF steel

組織分析結(jié)果說明，F(xiàn)BM鋼的上貝氏體、鐵素體和回火馬氏體含量分別為8%，17%和75%，TM鋼的上貝氏體和回火馬氏體含量分別為2%和98%。而PF鋼中的鐵素體和珠光體含量分別為14%和86%。

2.2 不同顯微組織鋼的I/III復(fù)合型斷裂韌性及機制

不同顯微組織鋼斷裂韌性隨III型載荷分量變化如圖3所示。III型載荷分量從左到右依次增加，φ=0°即純I模式載荷條件，隨著φ的增大，III型載荷分量增加。圖3顯示JT隨φ增長的變化趨勢。對于三種不同顯微組織鋼來說，III型載荷分量的增加對JT具有顯著的區(qū)別。對于PF鋼來說，當(dāng)φ小于15°，隨著φ的增加，JT略有增加，然后隨著φ的增加，PF鋼的JT呈現(xiàn)出總體下降趨勢，但在φ=45°時，JT出現(xiàn)一個微峰值。對于FBM鋼當(dāng)φ小于15°，隨著φ的增加，JT略有增加，然后隨著φ的增加，F(xiàn)BM鋼的JT呈現(xiàn)出單調(diào)下降趨勢。隨III型載荷分量增加，JT略有增大可能與在III型載荷分量作用下，不同斷裂表面之間存在一定量的摩擦力有關(guān)。而TM鋼則呈現(xiàn)出顯著的單調(diào)下降趨勢。這主要是由它們具有顯著不同的顯微組織構(gòu)成決定的，如圖2所示。PF鋼和FBM鋼鐵素體含量分別為14%和17%，而TM鋼含有近完全馬氏體組織。鐵素體賦予PF鋼和FBM鋼較高的均勻伸長率。它們更好的延展性使得在少量III型載荷下發(fā)生延性變形，如圖4(a)，(b)所示，可以發(fā)現(xiàn)較小的撕裂帶，而TM鋼由于延性較差，形成明顯的臺階，如圖4(c)所示，臺階使得材料斷裂過程中消耗更少的能量，導(dǎo)致斷裂韌性急劇下降。

圖3 不同顯微組織鋼JT隨III型載荷分量變化Fig.3 JT change of the different microstructures steels with increasing mode III loading

盡管三種鋼的JT受III型載荷分量的影響存在差異，但在本實驗研究的III型載荷分量變化范圍內(nèi)，TM鋼始終具有最大的JT，PF鋼始終具有最小的JT，F(xiàn)BM鋼居中。這是因為TM鋼主要由回火馬氏體構(gòu)成，具有較大的屈服強度和沖擊韌性，而PF鋼是由鐵素體和珠光體構(gòu)成，具有較小的屈服強度和沖擊韌性。材料的斷裂韌性與沖擊韌性和屈服強度顯著相關(guān)，如公式(7)所示[15]：

(7)

式中：KIC為斷裂韌性，MPa·m1/2；σ0.2為屈服強度，

MPa；CVN為夏比沖擊能值，J。

這與圖4所示的斷裂韌性斷口形貌是一致的。PF鋼的斷口相對更平整，偶爾可以發(fā)現(xiàn)少量的撕裂棱。而TM鋼的斷口明顯更粗糙。尤其在裂紋萌生處附近，不同顯微組織導(dǎo)致的斷裂韌性斷口區(qū)別更加明顯，如圖5 所示，對于PF鋼來說，斷口韌窩分布不均勻，如圖5(a)所示，較大的韌窩可能與硫化錳夾雜有關(guān)，而較小的韌窩則是由珠光體中的滲碳體板條在加載過程中斷裂產(chǎn)生的碎片萌生[16]。文獻[17]中則利用高倍SEM顯示了珠光體因拉伸而導(dǎo)致的滲碳體板條碎片。FBM鋼斷口上的韌窩分布明顯更均勻，但韌窩形狀各異，如圖5(b)所示。這主要是因為FBM鋼中的組織更復(fù)雜，回火馬氏體中的碳化物分布如圖6(a)所示，均勻分布但碳化物顆粒球形度不佳。上貝氏體中的滲碳體呈顆粒或短棒狀斷續(xù)分布在鐵素體板條中，如圖6(b)所示。TM鋼中的韌窩分布更均勻，如圖5(c)所示，而且較大韌窩之間又能夠發(fā)現(xiàn)更小的韌窩。經(jīng)分析，較大的韌窩是由TM組織中均勻分布的滲碳體顆粒形成，而較小的韌窩則是由TM組織的鐵素體基體中分布的位錯形成，如圖6(c)所示。因為這些位錯也類似于碳化物顆粒，能夠萌生韌窩[18]。正是這種顯微組織構(gòu)成使得TM鋼在任何III型載荷分量具有最大的斷裂韌性，如圖3 所示。

對于不同顯微組織鋼，盡管JT變化具有顯著的差異，如圖7所示，但不同材料JI的變化趨勢基本一致，都是隨著III型載荷分量的增加，呈單調(diào)下降趨勢，或者稍有波動，如圖7(a)，(b)中的JI曲線，在φ=15°時，JI略有增加，然后單調(diào)下降。JIII則正好相反，隨著III型載荷分量的增加，呈單調(diào)增加趨勢，盡管在圖7(a)也發(fā)現(xiàn)JIII在φ=60°時，略有下降。但總體而言，隨著決定III型載荷分量大小的φ值的增加， I型載荷呈單調(diào)下降趨勢，III型載荷呈單調(diào)增加趨勢。因此，可以推測，JI和JIII之間具有相關(guān)性，或者存在著定量關(guān)系。三種不同顯微組織鋼的JI和JIII值的關(guān)系示于圖8中。由圖8 可見，不同顯微組織材料JI和JIII之間具有線性關(guān)系，這和文獻[19,20]中的研究結(jié)果是一致的。由于本實驗沒有研究φ大于60°對應(yīng)的載荷分量影響，因此是否在純I型到純III型之間，JI和JIII之間仍然近似存在線性關(guān)系，尚不清楚。但從圖8 中 可以發(fā)現(xiàn)，隨著馬氏體含量的增加，線性相關(guān)性更高，偏差更小，且其比例系數(shù)更小。同時也發(fā)現(xiàn)材料強度越高，材料的JT也越容易呈現(xiàn)出單調(diào)下降趨勢。這與文獻中顯示的強度較高的材料，JT更容易呈現(xiàn)單調(diào)下降趨勢是一致的[21]，不過文獻[19,20]中也顯示出，如果材料強度繼續(xù)升高，接近脆性材料，則會在接近純III型載荷附近出現(xiàn)突然上升現(xiàn)象，且效果明顯。JIII和JI之間的比例系數(shù)是一個很重要的量，反映材料隨著JI減小，JIII的增加程度。顯然，比例系數(shù)越小，JI降低相同程度下，JIII的增量越小。盡管三種不同顯微組織鋼主要區(qū)別體現(xiàn)在馬氏體含量顯著不同，但這些不同的組織構(gòu)成也決定了三種鋼具有顯著不同的抗拉強度，因此在鋼的抗拉強度與JIII和JI之間的比例系數(shù)之間建立關(guān)系很有必要，如圖9所示。通過圖9發(fā)現(xiàn)，JIII與JI之間的比例系數(shù)和抗拉強度之間具有線性關(guān)系，利用最小二乘法進行線性擬合，發(fā)現(xiàn)一致性較好，線性相關(guān)系數(shù)為0.99，標(biāo)準偏差為0.027，擬合線性關(guān)系式見式(8)：

圖4 不同顯微組織鋼在φ=15°時的斷口形貌 (a)PF鋼；(b)FBM鋼；(c)TM鋼Fig.4 Fracture surface morphology of the steels with different microstructures at the angle of 15°(a)PF steel；(b)FBM steel；(c)TM steel

圖5 純I型載荷下不同顯微組織鋼在近裂紋萌生處的SEM圖片 (a)PF鋼；(b)FBM鋼；(c)TM鋼Fig.5 SEM images of the steels with different microstructures in the close crack initiation regime at the pure mode I load (a)PF steel；(b)FBM steel；(c)TM steel

圖6 不同顯微組織鋼的TEM圖片 (a)FBM鋼的TM組織鐵素體中的碳化物顆粒；(b)FBM鋼的BII型上貝氏體組織；(c)TM鋼的TM組織鐵素體基體中的位錯和碳化物顆粒Fig.6 TEM images of the steels with different microstructures (a)tempered martensite of FBM steel, including carbides in a ferrite matrix;(b)type BII upper bainite of FBM steel;(c)tempered martensite of TM steel, including dislocations and carbides in a ferrite matrix

圖7 不同顯微組織鋼J與φ的關(guān)系 (a)PF鋼；(b)FBM鋼；(c)TM鋼Fig.7 Relationship of the J and φ of the different microstructures steels (a)PF steel;(b)FBM steel;(c)TM steel

α=1.616-0.0014σb

(8)

式中：α為JIII和JI之間的比例系數(shù)；σb為屈服強度，MPa。

由上述可得：材料強度越高，JIII和JI之間的比例系數(shù)越小，材料的JT越容易呈現(xiàn)出單調(diào)下降趨勢，且材料更容易以III型載荷為斷裂控制機制，更容易在剪切載荷下發(fā)生斷裂，同時，JI和JIII之間線性相關(guān)性越高。

圖8 不同顯微組織鋼JI和JIII之間的關(guān)系 (a)PF鋼；(b)FBM鋼；(c)TM鋼Fig.8 Relationship of JI and JIII of the different microstructures steels (a)PF steel;(b)FBM steel;(c)TM steel

圖9 JIII和JI之間的比例系數(shù)與抗拉強度之間的關(guān)系Fig.9 Relationship of tensile strength and proportionality coefficient of JIII and JI

盡管在本研究中沒有對純III型載荷的斷裂韌性進行實驗，但其值根據(jù)圖8 中JIII和JI之間擬合直線的外延線可以估算出，這種估算的準確性在相關(guān)文獻中已得到驗證[19]。經(jīng)估算發(fā)現(xiàn)，PF鋼、FBM鋼及TM鋼在純III型載荷下的斷裂韌性分別為18.82，33.59，52.96kJ/m2。相比純I型載荷分別降低了27%，32%和66%，這與材料的斷裂韌性斷口也是一致的，隨著III型載荷分量的增加，PF鋼的斷口形貌變化不大，而TM鋼的斷口形貌發(fā)生了顯著的變化。FBM鋼的形貌變化居中。這說明，在這三種不同顯微組織鋼中，若按照純I型載荷設(shè)計，PF鋼更能經(jīng)受得起載荷類型的轉(zhuǎn)變。

2.3 III型載荷分量對斷口形貌的影響

PF鋼在不同III型載荷分量作用下的斷口形貌如圖10 所示，在純I載荷下，斷裂韌性的形貌沒有明顯的韌性特征，更類似于疲勞裂紋初期的山脊?fàn)钐卣?，該特征在PF鋼和TM鋼純I型載荷下都能看到，這與文獻[22]中對834鈦合金的研究類似。從圖10中也可以看出，隨著III型載荷分量的增加，斷口形貌發(fā)生明顯的變化。

盡管如圖3所示，當(dāng)III型載荷分量從φ=0°增加到φ=15°，斷裂韌性呈現(xiàn)增加趨勢，但斷口形貌的變化并不能解釋這一現(xiàn)象，圖10中可以看到模糊的暗斑，這可能與少量剪切力作用下的斷面摩擦有關(guān)，從而消耗了一定能量。當(dāng)III型載荷分量從φ=15°增加到φ=30°，斷口形貌發(fā)生顯著的變化，可以看到斷口上出現(xiàn)明顯的撕裂棱，兩條平行的撕裂棱之間呈現(xiàn)類似解理的脆性斷裂特征，這種脆性斷裂特征通常會消耗更少的能量，這與圖7(a)所示，當(dāng)III型載荷分量從φ=15°增加到φ=30°時，JT開始降低是一致的。隨著III型載荷分量的繼續(xù)增加，盡管斷裂表面仍然有大量的脆性解理，但發(fā)現(xiàn)類似撕裂棱的形貌增加，這與圖7(a)所示，當(dāng)III型載荷分量從φ=30°增加到φ=45°時，JT略有增加也是一致的。隨著III型載荷分量的繼續(xù)增加，在PF鋼φ=60°時的斷口上可以發(fā)現(xiàn)明顯的臺階形貌，且每個臺階表面都很平整，如圖10(e)所示。這種形貌賦予PF鋼更低的斷裂韌性值。

FBM鋼在不同III型載荷分量作用下的斷口形貌，總體變化趨勢與PF鋼的斷口形貌變化相似，但不同III型載荷下的形貌變化更加顯著。在TM鋼中的斷口中，同樣能夠發(fā)現(xiàn)解理臺階，不過解理臺階要更均勻，更細小。因此，盡管TM鋼的斷裂韌性隨III型載荷分量的增加降低最明顯，但始終明顯大于PF鋼和FBM鋼。

圖10 III型載荷分量對PF鋼斷口形貌的影響 (a)φ=0°；(b)φ=15°；(c)φ=30°；(d)φ=45°；(e)φ=60°Fig.10 Effect of mode III loading on the fracture surface morphology of PF steel(a)φ=0°;(b)φ=15°;(c)φ=30°;(d)φ=45°;(e)φ=60°

3 結(jié)論

(1)PF鋼和FBM鋼的JT都是隨著III型載荷分量的增加先略有增加，然后單調(diào)下降，而TM鋼的JT隨著III型分量的增加呈單調(diào)下降趨勢。這主要歸因于不同的顯微組織導(dǎo)致不同的斷口所致，在φ=15°時，PF鋼和FBM鋼斷口比較平整，TM鋼的斷口具有明顯的臺階。

(2)在本實驗研究的III型載荷分量變化范圍內(nèi)，TM鋼總是具有最大的JT，PF鋼總是具有最小的JT，F(xiàn)BM鋼居中。

(3)對于三種不同顯微組織套管鉆井鋼來說，JI和JIII之間具有線性關(guān)系，材料強度越高，JIII和JI之間的比例系數(shù)越小，材料的JT越容易呈現(xiàn)出單調(diào)下降趨勢，且材料更容易以III型載荷為斷裂控制機制，更容易在剪切載荷下發(fā)生斷裂，同時，JI和JIII之間線性相關(guān)性越高。

(4)JIII和JI之間的比例系數(shù)α與抗拉強度σb之間具有線性關(guān)系：α=1.616-0.0014σb。

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Influence of Mode III Load Component on Fracture Toughness of Casing-drilling Steels with Different Microstructures

XU Tian-han1,FENG Yao-rong2

(1 College of Materials Science and Engineering,Xi’an Shiyou University,Xi’an 710065,China; 2 CNPC Tubular Goods Research Institute,Xi’an 710065,China)

The mixed-mode I/III fracture toughness of casing-drilling steels with different microstructures was investigated by means of fatigue testers and SEM. The results show thatJTof both PF and FBM steels firstly slightly increase with the increase of mode III load component and then decrease continuously, whereas that of TM steel decreases monotonically, which can be attributed to the different fracture surface morphology resulting from the remarkable different microstructure. Meanwhile, it can be found that TM steel possesses the maximum JTand PF steel possesses the minimumJT, respectively, that of FBM is in the middle under different mode III load components. For the three steels,JIandJIIIexhibit linear relationship, and the higher the strength, the lower the linear coefficient, the easier to occur fracture under shearing load.

casing-drilling steel;microstructure;fracture toughness;mixed-mode I/III;fracture morphology

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.09.011

TG113.25;TG115.5+7

A

1001-4381(2015)09-0066-08

青年科技創(chuàng)新基金(Z12180); 陜西省重點學(xué)科專項資金(YS32030203)

2014-03-21；

2015-03-26

許天旱(1971-)，男，博士，副教授，主要從事材料力學(xué)性能與表征的研究，聯(lián)系地址：陜西省西安市電子二路18號西安石油大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 (710065)，E-mail:xutianhan@xsyu.edu.cn