[24] A. T. Alpas, L. Edwards and C.

[24] A. T. Alpas, L. Edwards and C. N. Reid, Shear crack propagation in a Ni base metallic glass. Acta Metall. 35, 787-796 (1987).
[25] T. Ogura, T. Masumoto and K. Fukushima, Fatigue fracture of amorphous Pd-20 at % Si alloy. Scripta Metal/. 9, 109-114 (1975).
[26] L. A. Davis, Fatigue of metallic glasses. J. Mater. Sci. 11, 711-717 (1976).
[27] F. Spaepen, A microscopic mechanism for steady state inhomogeneous flow in metallic glasses. Acta Metall. 25, 407-415 (1977).
[28] T. Ogura, K. Fukushima and T. Masumoto, Propagation of fatigue cracks in amorphous metals. Mater. Sci. Engng. 23, 231-235 (1976).
[29] A. T. Alpas, L. Edwards and C. N. Reid, Fatigue crack propagation in a Ni7g Si,0 B,, metallic glass with amorphous and semi-crystalline structures. Mater. Sci. Engng. 98, 501-504 (1988).
[30] D. P. Rooke and D. J. Cartwright, Compendium of Stress Intensity Factors. HMSO, London (1976).
[31] A. C. Pickard, R. O. Ritchie and J. F. Knott, Fatigue crack propagation in a type 316 stainless steel weldment. Metals Technol 253-263 (1975).
[32] D. G. Rickerby and P. Fenici, Fatigue crack growth in thin section type 316 stainless steel. Engng Fracture Mech. 19, 585-599 (1984).
[33] R. O. Ritchie, Influence of microstructure on near-threshold fatigue crack propagation in Ultra-high strength steel. Metal Sci. 11, 368-381 (1973).
[34] J. L. Robinson and C. J. Beevers, The effects of load ratio, interstitial content and grain size on low stress fatigue crack propagation in titanium. Metal Sci. 11, 153-159 (1973).
[35] K. Minakawa and A. J. McEvily, On crack closure in the near-threshold region. Scripta Metall. 15, 633-636 (1981).
[36] J. R. Rice and M. A. Johnson, The role of large crack tip geometry changes in plane strain fracture, in Inelastic Behaviour of Solids (Edited by M. F. Kanninen), pp. 641-672. McGraw-Hill, New York (1970).
[37] A. T. Alpas, Fracture and fatigue crack propagation in a Ni base metallic glass. PhD Thesis, The Open University (1987).
[38] J. R. Dixon and J. S. Strannigan, Stress distribution and buckling in thin sheets with central slits. Froc. 2nd Int. Coni Fracture, pp. 105-118. Chapman and Hall, London (1969).
[39] T. Fujimoto and S. Sumi, Local buckling of thin tensioned plate with a crack, in Memoirs of the Faculty of Engng, Kyushu University, vol. 42, pp. 355-370 (1982).
[40] D. Rhodes and J. Radon, The effect of local stress biaxiality on the behaviour of fatigue crack growth test specimens, in Multiaxial Fatigue (Edited by K. J. Miller and M. W. Brown) ASTM STP 653, 153-163 (1985).
[41] L. P. Pook, Private Communication (1985).
[42] E. K. Walker, A study of the influence of geometry on the strength of fatigue cracked panels. Technical Report AFFDL-TR-66-92, Ohio (1966).
{Received 1 March 1989)


Fig. 1. Effect of R-ratio on near theshold and medium crack growth rates in the metallic glass.
Fig. 2. Variation of crack growth rates of the metallic glass with R -ratio at constant ΔK.


Fig. 6. Size of shear facets as a function of applied ΔK and R- ratio in the metallic glass
Fig. 5. Fatigue fracture surface of the metallic glass at AK - 3 MPa m and R=0,1
7. Micrographs of the crack tip of the metallic glass during unloading half fatigue cycle
AK = 5 MPa m and R= 0.l (replica); (a) at Kmax ; and (b) at Kmin + 0.2 ΔK
Fig. 8. Load vs CTOD curves (compliance curves) for metallic glass: (a) AK = 2.5 MPa m; and (b) AK = 5 MPa m.
Fig. 9. Effect of R-ratio on crack growth rates in the stainless steel.
Fig. 10. Variation of crack growth rates of the stainless steel with AK-ratio at AK =13.3MPa m
Fig. 11. Fatigue fracture surface of the stainless steel at AK= 13 MPa m and R=1
Pig. 12. Fatigue crack tip morphology of the stainless steel at AK= 13 MPa m and R=0.1

Fig. 13. Effect of buckling on the effective value of ΔK at the crack tip at two applied ΔK levels.
Fig. 14. Variation of ΔCTOD ( CTODmax – CTODcl) with R-ratio at ΔK=2.5 and 5MPa m
.

Kết quả (Việt) 1:

[24] A. T. Alpas, L. Edwards và C. N. Reid, cắt crack tuyên truyền trong một ly kim loại Ni cơ sở. Acta Metall. 35, 787-796 (1987).
[25] T. Ogura, T. Masumoto và K. Fukushima, mệt mỏi gãy xương của Pd-20 vô định hình tại % Si hợp kim. Kim loại scripta /. 9, 109-114 (1975).
[26] L. A. Davis, mệt mỏi của kim loại kính. J. mater. Sci. 11, 711-717 (1976).
[27] F. Spaepen, Một cơ chế vi cho trạng thái ổn định inhomogeneous dòng chảy trong kim loại kính. Acta Metall. 25, 407-415 (1977).
[28] T. Ogura, K. Fukushima và T. Masumoto, tuyên truyền của mệt mỏi vết nứt ở vô định hình kim loại. Mater. Sci. Engng. 23, 231-235 (1976).
[29] A. T. Alpas, L. Edwards và C. N. Reid, mệt mỏi crack tuyên truyền trong một Ni7g Si, 0 B,, kim loại thủy tinh với cấu trúc vô định hình và bán kết tinh. Mater. Sci. Engng. 98, 501-504 (1988).
[30] D. P. Rooke và D. J. Cartwright, tóm cường độ yếu tố căng thẳng. HMSO, Luân Đôn (1976).
[31] Pickard C. A., R. O. Ritchie và J. F. Knott, mệt mỏi crack tuyên truyền trong một nối kiểu 316 thép không gỉ, mối hàn. Kim loại Technol 253-263 (1975).
[32] D. G. Rickerby và P. Fenici, Mệt mỏi crack tăng trưởng trong phần mỏng loại thép không gỉ 316. Engng gãy xương Mech. 19, 585-599 (1984).
[33] R. O. Ritchie, ảnh hưởng của microstructure gần ngưỡng mệt mỏi crack tuyên truyền trong thép cường độ cao. Kim loại Sci. 11, 368-381 (1973).
[34] J. L. Robinson và C. J. Beevers, những tác động của tỷ lệ tải, interstitial nội dung và kích thước hạt trên thấp căng thẳng mệt mỏi crack tuyên truyền Titan. Kim loại Sci. 11, 153-159 (1973).
[35] K. Minakawa và A. J. McEvily, trên crack đóng cửa trong vùng gần ngưỡng. Scripta Metall. 15, 633-636 (1981).
[36] J. R. gạo và M. A. Johnson, vai trò của vết nứt lớn Mẹo hình học thay đổi trong gãy xương căng thẳng máy bay, trong hành vi không dản ra chất rắn (soạn thảo bởi M. F. Kanninen), pp. 641-672. McGraw-Hill, Niu-oóc (1970).
[37] A. T. Alpas, gãy xương và mệt mỏi crack truyền trong một ly kim loại Ni cơ sở. Luận án tiến sĩ, The đại học mở (1987).
[38] J. R. Dixon và J. S. Strannigan, căng thẳng phân phối và sự oằn trong mỏng tấm với trung khe hở. Froc. 2 int. Coni gãy, pp. 105-118. Chapman và Hall, London (1969).
[39] T. Fujimoto và S. Sumi, Địa phương sự oằn của mỏng tấm tensioned với một vết nứt, trong hồi ký của giảng viên của Engng, đại học Kyushu, vol. 42, pp. 355-370 (1982).
[40] D. Rhodes và J. Radon, tác dụng của địa phương căng thẳng biaxiality về hành vi của mệt mỏi crack mẫu vật thử nghiệm tốc độ tăng trưởng, trong Multiaxial mệt mỏi (soạn thảo bởi K. J. Miller và M. W. Brown) ASTM STP 653, 153-163 (1985).
[41] L. P. Pook, Thông tin liên lạc riêng (1985).
[42] E. K. Walker, một nghiên cứu về ảnh hưởng của hình học trên sức mạnh mệt mỏi nứt tấm. Báo cáo kỹ thuật AFFDL-TR-66-92, Ohio (1966).
{nhận được 1 tháng 3 năm 1989)


hình 1. Ảnh hưởng của R-tỷ lệ trên gần theshold và tốc độ tăng trưởng trung bình crack trong thủy tinh kim loại.
Hình 2. Các biến thể của crack tăng trưởng ở mức thủy tinh kim loại với R-tỷ lệ tại liên tục ΔK.


hình. 4. Kích cở khía cạnh cắt là một hàm của ứng dụng ΔK và R-tỷ lệ trong kim loại kính
hình 5. Mệt mỏi bề mặt gãy xương thủy tinh kim loại tại AK - 3 MPa m và R = 0, 1
7. Micrographs đầu crack của thủy tinh kim loại trong dỡ mệt mỏi một nửa chu kỳ
AK = 5 MPa m và R = 0.l (bản sao); (a) tại Kmax; và (b) tại Kmin 0.2 ΔK
hình 8. Tải vs CTOD đường cong (tuân thủ đường cong) cho kim loại kính: AK (a) = 2,5 MPa m; và (b) AK = 5 MPa m.
hình 9. Ảnh hưởng của R-tỷ lệ crack tăng trưởng tỷ giá trong thép không gỉ.
hình 10. Các biến thể của tốc độ tăng trưởng crack thép không gỉ với AK-tỷ lệ tại AK = 13.3MPa m
hình 11. Mệt mỏi gãy xương bề mặt thép không gỉ tại AK = 13 MPa m và R = 1
lợn. 12. Mệt mỏi crack Mẹo hình thái của thép không gỉ tại AK = 13 MPa m và R = 0,1

hình 13. Tác dụng của sự oằn trên giá trị hiệu quả ΔK lúc đầu nứt tại hai ứng dụng ΔK cấp.
hình 14. Các biến thể của ΔCTOD (CTODmax-CTODcl) với tỷ lệ R tại ΔK = 4.0 và 5MPa m
.

Kết quả (Việt) 2:

[24] AT Alpas, L. Edwards và CN Reid, cắt vết nứt lan truyền trong một cơ sở Ni kim loại thủy tinh. Acta Metall. 35, 787-796 (1987).
[25] Ogura T., T. Masumoto và K. Fukushima, mệt mỏi gãy xương vô định hình Pd-20 tại% Si hợp kim. Scripta kim loại /. 9, 109-114 (1975).
[26] LA Davis, mệt mỏi của thủy tinh kim loại. J. Mater. Khoa học viễn tưởng. 11, 711-717 (1976).
[27] F. Spaepen, Một cơ chế vi cho trạng thái ổn định dòng chảy không đồng nhất trong thủy tinh kim loại. Acta Metall. 25, 407-415 (1977).
[28] Ogura T., K. và T. Fukushima Masumoto, lan truyền của vết nứt mệt mỏi trong kim loại vô định hình. Mater. Khoa học viễn tưởng. Engng. 23, 231-235 (1976).
[29] AT Alpas, L. Edwards và CN Reid, mệt mỏi vết nứt lan truyền trong một Ni7g Si, 0 B ,, kim loại thủy tinh với các cấu trúc vô định hình và bán tinh thể. Mater. Khoa học viễn tưởng. Engng. 98, 501-504 (1988).
[30] DP Rooke và DJ Cartwright, Toát yếu tố căng thẳng cường độ. HMSO, London (1976).
[31] AC Pickard, RO Ritchie và JF Knott, mệt mỏi vết nứt lan truyền trong một loại thép không gỉ 316 kết cấu hàn. Kim loại Technol 253-263 (1975).
[32] DG Rickerby và P. Fenici, mệt mỏi phát triển vết nứt ở phần mỏng loại 316 thép không gỉ. Engng gãy Mech. 19, 585-599 (1984).
[33] RO Ritchie, Ảnh hưởng của vi cấu trúc về gần ngưỡng mệt mỏi vết nứt lan truyền trong thép cường độ cực cao. Khoa học kim loại. 11, 368-381 (1973).
[34] JL Robinson và CJ Beevers, Ảnh hưởng của tỷ lệ tải, nội dung kẽ và kích thước hạt vào căng thẳng mệt mỏi vết nứt lan truyền thấp bằng titanium. Khoa học kim loại. 11, 153-159 (1973).
[35] K. Minakawa và AJ McEvily, Trên vết nứt đóng cửa trong khu vực gần ngưỡng. Scripta Metall. 15, 633-636 (1981).
[36] JR Rice và MA Johnson, Vai trò của các vết nứt thay đổi hình dạng mũi lớn trong gãy xương biến dạng, không đàn hồi trong hành vi của chất rắn (Sửa bởi MF Kanninen), pp. 641-672. McGraw-Hill, New York (1970).
[37] AT Alpas, gãy, tuyên truyền mệt mỏi vết nứt trong một cơ sở Ni kim loại thủy tinh. Tiến sĩ Luận văn, Đại học Mở (1987).
[38] JR Dixon và JS Strannigan, phân phối Stress và mất ổn định ở dạng tấm mỏng với khe trung tâm. Froc. 2 Int. Coni gãy, tr. 105-118. Chapman và Hall, London (1969).
[39] Fujimoto T. và S. Sumi, oằn địa phương của tấm căng mỏng với một vết nứt, trong Hồi ức của Khoa Engng, Đại học Kyushu, vol. 42, pp. 355-370 (1982).
[40] D. Rhodes và J. Radon, Hiệu quả của biaxiality căng thẳng địa phương về hành vi của các mẫu thử nghiệm mệt mỏi tăng trưởng crack, trong đa trục Mệt mỏi (Sửa bởi KJ Miller và MW Brown) ASTM STP 653, 153-163 (1985).
[41] LP Pook, truyền thông tư nhân (1985).
[42] EK Walker, một nghiên cứu về ảnh hưởng của hình học về sức mạnh của tấm mệt mỏi nứt. Báo cáo kỹ thuật AFFDL-TR-66-92, Ohio (1966).
{nhận ngày 01 tháng 3 năm 1989) Hình. 1 Ảnh hưởng của R-tỷ lệ trên gần theshold và tốc độ tăng trưởng ở mức trung bình các vết nứt thủy tinh kim loại. Hình. 2. biến động của tốc độ tăng trưởng của các vết nứt thủy tinh kim loại với R -Tỷ lệ tại ΔK không đổi. Hình. 6 Kích thước của mặt cắt là một chức năng của ứng dụng ΔK và tỷ lệ R- trong thủy tinh kim loại hình. 5 Mệt mỏi gãy bề mặt của thủy tinh kim loại tại AK - 3 MPa m và R = 0,1 7. Hiển vi của vết nứt đầu của thủy tinh kim loại trong quá trình bốc dỡ một nửa chu kỳ mệt mỏi AK = 5 MPa m và R = 0.l (bản sao); (A) Kmax; và (b) ở Kmin + 0,2 ΔK hình. 8 Tải vs đường cong CTOD (đường cong phù hợp) cho thủy tinh kim loại: (a) AK = 2,5 MPa m; và (b) AK = 5 MPa m. Hình. 9 Ảnh hưởng của R-tỷ lệ về tốc độ tăng trưởng vết nứt trong thép không gỉ. Hình. 10 Biến thể của tốc độ tăng trưởng nứt của thép không gỉ với AK-tỷ lệ tại AK = 13.3MPa m hình. 11 Mệt mỏi gãy bề mặt của thép không gỉ tại AK = 13 MPa m và R = 1 lợn. 12 Mệt mỏi vết nứt đầu hình thái học của thép không gỉ tại AK = 13 MPa m và R = 0,1 Hình. 13 Ảnh hưởng của mất ổn định về giá trị hiệu quả của ΔK ở đầu vết nứt ở hai áp dụng mức ΔK. Hình. 14 Biến thể của ΔCTOD (CTODmax - CTODcl) với R-tỷ lệ tại ΔK = 2,5 và 5Mpa m .