微小区域高应变的测定(Ⅱ)——裂纹顶端应变的测定

作者采用金相法,测定了微小区域内的高应变.本文是其第二部分,裂纹顶端应变分布的测定.对于静止裂纹,试样心部(平面应变)裂纹顶端应变分布可表示为s=0.14(x/δ)~(0.64);对于扩展裂纹,若以裂尖为原点,则裂纹顶端应变分布可表示为s=0.7 5exp(-38x).     

理想塑性材料裂纹顶端附近的渐近解

Hutchinson和Shih在讨论幂硬化材料裂纹顶端附近的渐近解时同时提出了理想塑性材料的应力分布(位移和应变是无法确定的)。本文指出,对于理想塑性材料来说,裂纹顶端附近的应力分布并非唯一的。下面讨论平面应变的情况,结果不难推广到其他情况。     

高应变区断裂分析的计论

引言1.高应变区的断裂力学分析,对于诸如压力容器、焊接结构、高温下的稳态蠕变裂纹扩展,以及应变疲劳裂纹扩展等具有十分重要的意义.国内外目前在进行压力容器的高应变区裂纹分析时,均采用了裂纹尖端张开位移(COD)方法.早期的试验是在英国焊接研究所进行的,他们用了 ...     

弹塑性Ⅰ型裂纹端三维应力应变场的结构分析

本文从分析弹塑性力学的基本方程人手,探讨了幂硬化材料I型裂纹端三维应力应变场的结构,结果表明,按其应力特征,裂纹端沿厚度方向可划分为三个区域:ZⅠ,ZⅡ和ZⅢ,在区域ZⅠ,垂直于Z轴(厚度方向)的平面内应力分量可首先用平面应变条件下的基本方程求解,在区域ZⅢ,这些分量可首先用平面应力条件下的基本方程求解.本文定义区域ZⅡ为弹塑性Ⅰ型裂纹的过渡层,指出,过渡层是弹塑性Ⅰ型裂纹三维应力应变场的特性所在.对揭示其本质有特殊重要的意义.本文选择裂纹端张开位移(CTOD)作为描述局部解幅值系数的参数,并探讨了三维变形状态下,CTOD的分布规律.     

氢对体心立方金属裂纹尖端变形过程的影响

利用扫描电镜(SEM)原位拉伸,观察了 Fe-3％Si 单晶体裂尖的变形和断裂过程。用网格法加计算机处理系统测出了裂纹尖端的应变场及氢对应变分布的影响。发现在Ⅰ型载荷下,主裂纹尖端应变呈不对称分布,形变带内应变梯度很大。形变带内应变分布为: ε_(yy)=f(x)exp(-Ar).氢不改变裂纹尖端塑性变形特征,但能明显促进裂纹尖端局部塑性变形的非均匀增加。     

缺口短疲劳裂纹扩展的弹塑性断裂力学

前言缺口试件疲劳有许多不同于光滑试件疲劳的特征,其中最主要的就表现在疲劳裂纹扩展方面.在循环载荷作用下,缺口试件应变分布是不均匀的,缺口顶端往往存在一循环塑性应变区,在其周围是弹性应变区.一般来说,微裂纹在缺口顶端形成;其Ⅰ阶段传播周次很短,缺口试件疲劳寿命主要由短裂纹在缺口塑性应变区传播周次及裂纹在弹性应变区传播周次两部分组成.短裂 ...     

对于切槽端部弹塑性应变分布的实验研究

本文利用光弹切片法,对于切槽端部弹塑性应变分布进行了实验研究,同时弄清了切槽类型、切槽长度、载荷水平、加载历史、材料种类和热处理状态等多种因素对切槽端部弹塑性应变分布的影响,为建立能正确反映裂纹尖端(或切槽端部)应变分布的理论解提供了实验依据。     

复合型裂纹扩展的应变能准则

现有的复合型裂纹扩展准则主要可分为两大类,一是以裂纹扩展前的应力-应变场为基础,二是基于能量平衡观点的能量释放率理论.例如,最大切向应力准则,最大主切向应力准则,最大切向应变准则和应变能密度准则都属于前者;Griffith-Irwin能量准则则属于后者.所有的这些准则几乎都假设裂纹扩展将沿着以裂纹尖端为中心的射线方向,并且在此方向上的某个基本函数存在着一个极值,当此极值达到临界值时,裂纹开始失稳扩展.这些准则的着眼点都是只考察裂纹尖端附近某一点处的某个力学参量(如应力、应变、应变能密度或能量释放率等)的变化.本文所考察的则是裂纹尖端周围某一特定区域内总应变能的变化.     

对平面应变问题的讨论

<正> 文献[1]给出的平面应变定义有些不妥,下面加以讨论。(1)符合平面应变定义但不是平面应变问题如图1所示等截面矩形柱体受自重ρg 作用,底面(x=h)为光滑接触面,其它五面自由,且 l 远比 h、b     

含预制单裂隙石膏裂纹孕育与能量演化的应变率效应研究

基于高速相机和MTS万能试验机对含预制裂纹石膏样品进行了单轴压缩应变率效应试验研究,在应变率10~(-5)/s～10~(-3)/s之间选取6种应变率进行单轴压缩试验,对应力应变曲线、裂纹扩展路径、起裂应力、起裂角、弹性模量、峰值强度等与裂纹扩展相关的信息进行了应变率效应分析,并基于岩石材料破坏能量演化原理对其进行解释。试验表明:应变率在10~(-5)/s～2×10~(-4)/s范围时,石膏样品应力应变曲线台阶式上升或回落,波动较多,翼型裂纹发展充分,起裂应力、弹性模量、峰值强度等相差不大,裂纹起裂角82°左右,验证了最小应变能密度因子理论;应变率在5×10~(-4)/s、 10~(-3)/s时,石膏样品应力应变曲线峰前斜率较大,峰后跌落快,表现出岩石类材料典型的脆性特征,起裂应力、弹性模量、峰值强度等力学参数明显增大,起裂角为105°,此时应变能密度因子理论不再适用。     

显微连接二阶云纹及其级数判定、边界应变的测定

本文提出的显微连接二阶云纹中心线的方法,可使错位微分法测定应变场的准确度显著提高,并可判定一般情况下二阶云纹的绝对级数,得出的曲杆试件实验数据表明分散性小,与理论解符合得很好。文中推导了二阶云纹与试件确定点间的应变关系,从而提出了可利用云纹图的重叠区,以测定错开区(不呈现二阶云纹,通常为试件的边界区)应变分布的错位调换法,还论述了在有限错位的情况下确定应变分布时,试件上与二阶云纹的较佳对应点问题。     

广义平面应变问题

一般情况下平面应变问题归结为一个双调和方程、一个调和方程及轴向应变应满足平面坐标x、y 的线性函数条件下的求解.进一步分析证明,轴向载荷分布必须是x、y 的线性函数类问题都能按广义平面应变公式进行分析.     

采用显微网格法研究韧性材料平面应力状态下裂尖附近的应变场

用显微网格数字图象处理方法，测量了韧性材料平面应力条件下Ｉ型单边裂纹尖端附近的应变场。实验结果表明：在裂尖两侧存在与裂纹方向夹角约为５０°的大变形带。最大应变位于离裂尖一定距离的大变形带上，随着载荷增加，最大应变的位置逐渐靠近裂纹尖端。应变峰值轨迹线在裂纹顶端呈放射状，载荷增加时，应变峰值的轨迹线位置并不改变。     

不同应变率下蓝宝石透明陶瓷玻璃的力学响应

蓝宝石（A1₂O₃）是透明陶瓷玻璃,它相较传统陶瓷（A1₂O₃）有优良的透光性,而且保留了陶瓷优良的力学性能。利用电子拉伸机和分离式霍普金森杆设备对试样进行准静态应变率为(10?4、10?3、10?2 s?1)和4种动态应变率(850、1 100、1 300、1 450 s?1)下的单轴压缩力学行为,用高速摄像机记录了蓝宝石透明陶瓷玻璃试样在准静态和动态压缩下的破坏过程。实验结果表明:从加载过程中的应力应变曲线是由加载段和失效段组成的,该材料是典型的脆性材料,并且有明显的应变率效应,随着应变率的提高,蓝宝石透明陶瓷玻璃的抗压强度也会提高;准静态和动态压缩下蓝宝石透明陶瓷玻璃都是在宏观裂纹扩展作用下失效破坏。通过分析不同应变率下蓝宝石透明陶瓷玻璃的破坏过程,分析得到该材料的失效是在加载的过程中,在蓝宝石透明陶瓷玻璃承载能力最低的区域出现裂纹源,然后裂纹成形并沿着加载方向扩展,然后裂纹之间相互交错,最终达到饱和状态破坏失效;在高应变率下,极短的时间内产生多处裂纹源,需要更大的能量去使裂纹成形、扩展,宏观上就表现为应变率效应。     

微小区域高应变的测定(Ⅰ)——铁素体相应变的测定

作者采用金相方法,测定了微小区域内的高应变.本文是其第一部分,低合金控轧钢中铁素体相应变的测定.在拉伸试样不同变形区内,分别测定60个晶粒的平均轴比,根据本文提出的计算模型,确定了铁素体相的应变及与总应变间的关系.     

微小区域高应变的测定(Ⅰ)——铁素体相应变的测定

作者采用金相方法,测定了微小区域内的高应变.本文是其第一部分,低合金控轧钢中铁素体相应变的测定.在拉伸试样不同变形区内,分别测定60个晶粒的平均轴比,根据本文提出的计算模型,确定了铁素体相的应变及与总应变间的关系.     

延性起裂COD的尺寸效应

本文通过测定微裂纹扩展阻力曲线,研究了试样尺寸对延性起裂COD、δ_i的影响.所用三点弯曲试样,其尺寸厚度B、裂纹长度a和韧带宽度b,分别减小到2mm、0.8mm和0.8mm.试验结果表明,在所试验范围内,δ_i不受试样尺寸的影响. 通过裂纹顶端附近应变分布的测定,得知断裂过程区,只局限于裂尖一个极小的区域内,该区约为δ_i的1/8到1/6.从而解释了,为什么这么小的试样尺寸仍能满足δ_i判据的有效性.     

温度对高应变率下三元乙丙橡胶力学性能影响的实验研究

利用加装了自行研制的半导体高低温调控装置的特别加长的分离式Hopkinson杆,对三元乙丙橡胶在变温度(233K～323K)、变应变率(1.8×103/s～3×103/s)条件下进行力学性能实验.为贴近军事装备相关的自然环境要求,分别测定和拟合了三元乙丙橡胶在各个相同温度条件下不同应变率以及各个相同应变率条件下不同温度的应力-应变曲线.结果表明:三元乙丙橡胶的力学性能受温度和应变率影响明显,其刚度随着应变率的增加而增加,其柔性随着温度的增加而增强.温度和应变率对其力学性能的影响有一定的等效性.文中给出了三元乙丙橡胶材料高应变率条件下由橡胶态向玻璃态转变的温度值.     

缺口疲劳裂纹形成的J积分分析

进行了循环载荷的缺口顶端局部应变和形变功密度的循环J 积分分析和实验标定,证实:缺口顶端形变功密度依赖于循环J 积分和缺口半径ρ之比,即:△J/ρ=α_c△W_0通过对缺口疲劳裂纹形成过程的分析,并依据上述关系和光滑试样应变疲劳关系N_(?)(△W)~(?)=c,提出了予测缺口疲劳裂纹形成寿命的公式:N_i(△J/α_cρ)~β=c_n进行了各种缺口试样,在各种载荷条件的疲劳裂纹形成实验,结果证明,对不同应力比R 的载荷,在各种形变程度:从线弹性至全面屈服,疲劳裂纹形成寿命N_i 和△J/α_cρ均满足此关系式.分析比较了△J/α_cρ和缺口疲劳领域的另两个常用参量△K/ρ~(1/2)和1/2△ε之间的关系,△J/α_cρ较后两者有更广泛的适用性.     

复合型断裂应变准则

根据裂纹通常沿径向扩展这一基本事实和文献[1]的思想,以垂直于径向的平面上的主应变ε_1为参量,在等能量密度面上(全复合型脆断情形)或在等形变能密度面上(全复合型小范围屈服情形)提出:1)ε_1的最大值方向为裂纹分枝扩展方向;2)当lim2r~(1/2)(ε_1)_(max)达到临界值时,裂纹就起始扩展(全复合型脆断情形);3)当2r_ρ(ε_1)_(max)达到临界值时,裂纹就开始扩展(全复合型小范围屈服情形).1.全复合型脆断平面穿透裂纹在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型全复合加载下,裂纹尖端位移场为