文中以弹性模量仪器化压入测试方法的力学模型、传感器性能指标对测试结果的影响、数据处理方法对测试结果的影响为切入点,对三种仪器化压入测试方法进行分析比较.纯能量方法建立的力学模型准确地解释了仪器化压入过程,对测试传感器性能参数和数据处理方法的敏感程度较低,具有一定的鲁棒性.

针对两种仪器化压入仪和两种代表性压入测试方法：Oliver—Pharr方法和Ma方法，通过有限元数值模拟分析了仪器柔度标定误差对2种仪器和两种方法测试精度的影响。结果表明仪器柔度的标定精度直接影响压入测试结果的准确度，仪器柔度越小，测试精度越高；就测试方法而言，Ma方法具有比Oliver-Pharr方法更高的精度和更低的仪器柔度敏感性；对同一材料，压入深度越大，由仪器柔度标定误差引入的压入测试结果误差越大；当材料较硬且压入深度较大时仪器柔度的标定尤为重要，小量的标定误差导致测试结果严重偏离真值，甚至为负值。

文中以弹性模量仪器化压入测试方法的力学模型、传感器性能指标对测试结果的影响、数据处理方法对测试结果的影响为切入点,对三种仪器化压入测试方法进行分析比较。纯能量方法建立的力学模型准确地解释了仪器化压入过程,对测试传感器性能参数和数据处理方法的敏感程度较低,具有一定的鲁棒性。

对基于四棱锥Vickers压头的S45C钢仪器化压入进行了有限元数值仿真，并从载荷一位移曲线和弹性模量识别结果两个方面对S45C钢仪器化压入有限元仿真结果和仪器化压入实验结果进行了比较。结果表明，S45C钢仪器化压入有限元仿真结果与仪器化压入实验结果能够较好吻合。S45C钢弹性模量仿真识别结果和实验识别结果与标准单轴拉伸实验结果之差分别为2．28％和4．21％。

以典型陶瓷材料立方氮化硅为例，应用Ma方法和自主研发的高精度宏观仪器化压入仪对立方氮化硅材料弹性模量进行仪器化压入测试。结果表明，立方氮化硅材料的弹性模量测试值与相应文献参考值相当，从而验证了文中对立方氮化硅弹性模量测试方法的有效性。利用面角为136°的v{ekerls压头和面角为85°的四棱锥压头分别对立方氮化硅材料进行仪器化压入实验，并结合有限元数值分析方法，确定了立方氮化硅材料的塑性参数（屈服强度和应变硬化指数），从而为进一步研究陶瓷材料力学性能参数仪器化压入识别方法提供一定的理论基础。

为最大程度地减少“尺寸效应”对弹性模量仪器化压入识别结果的影响，文中采用状态参数代替过程参数对材料弹性模量仪器化压入“纯能量法”进行改进，并通过量纲分析和有限元数值仿真建立了“纯能量改进方法”。

利用有限元软件ABAQUS,结合仪器化压入识别材料弹性模量的Ma方法,分析了仪器化压入仿真中金刚石压头与被测材料接触面间摩擦因数对陶瓷材料弹性模量识别精度的影响。结果显示,对于两种典型陶瓷材料Si3N4和Al2O3,当摩擦因数在0~0.4范围内,识别误差随摩擦因数的增大而减小,最大误差分别为5.06%和12.38%;当摩擦因数在0~0.15之间,识别误差对其变化较为敏感,摩擦因数超过0.15后,误差值分别稳定于为3.5%和5.8%左右。说明对于陶瓷材料弹性模量的仪器化压入仿真计算,当设置压头与陶瓷材料接触面摩擦因数不小于0.15时,仿真识别精度较高且比较稳定。

文中利用有限元软件ABAQUS分别对基于刚性压头和弹性压头的仪器化压入模型进行了建立与计算,并将刚性压头的模型仿真所得的压入比功We/Wt及仪器化压入Oliver-Pharr硬度HO-P与理想弹性压头的模型仿真结果进行对照。结果表明,刚性压头模型仿真识别压入比功We/Wt的相对误差变化范围为-2.6%～-31.8%,Oliver-Pharr硬度HO-P的相对误差变化范围为-0.3%～26.5%,其中对低强度材料进行仿真的结果与弹性压头模型相近,误差一般不超过5%,而随着材料强度的升高,其仿真误差显著增大,对于超高强度的材料的仿真计算压头弹性不可忽略,刚性压头模型应谨慎选用。

利用有限元软件ABAQUS分析了陶瓷试样表面倾斜角度对仪器化压入O-P硬度H_（O-P）和名义硬度H_n识别结果的影响。结果表明,对于试样表面出现小角度倾斜的陶瓷材料,其O-P硬度和名义硬度的识别结果随着倾斜角度的增加而增加,当倾斜角度小于2°时,O-P硬度识别误差小于1.67%,名义硬度的识别误差小于1.77%,具有较好的识别精度;当倾斜角度大于3°时,两种硬度在不同倾斜方向上的识别误差均超过3%,误差明显增大,影响了结果的准确度。在进行用于仪器化压入硬度识别的陶瓷材料试样表面加工时,应当保证表面达到足够的平整度,表面倾斜控制在2°以内,以保证识别结果的准确性。