关于虚功原理的一个反例——与岳曾元同志商榷

岳曾元同志在"虚功原理与无穷小量的阶"一文(力学与实践,1982年第4期)中提出,虚功原理的广义坐标表达式Q_i=0(j=1,2,…,s)在有些条件下不成立.为了说明这一论点,岳曾元同志举出了如下的例子:质量为m 的小球被约束在如图1所示的光滑弯管OB 中,且y=ax~2(a>0),管的一端与铅直壁OA重合.文章认为这是一个自由度的双面理想约束系统,因而可用虚功原理来求解此题.但当选y 为广义坐标时,Q_i≠0,于是就说这是虚功原理广义坐标表达 ...     

关于虚功原理的一个反例——与岳曾元同志商榷

岳曾元同志在“虚功原理与无穷小量的阶”一文(力学与实践,1982年第4期)中提出,虚功原理的广义坐标表达式Q_i=0(j=1,2,…,s)在有些条件下不成立.为了说明这一论点,岳曾元同志举出了如下的例子:质量为m 的小球被约束在如图1所示的光滑弯管OB 中,且y=ax~2(a>0),管的一端与铅直壁OA重合.文章认为这是一个自由度的双面理想约束系统,因而可用虚功原理来求解此题.但当选y 为广义坐标时,Q_i≠0,于是就说这是虚功原理广义坐标表达     

带表面裂纹LY12板材弹塑性抗裂特性的研究

本文对不同的热处理状态(CZ、R)、厚度(B=6、8、10和14mm)和裂纹深度与板厚比(α_√B=0.45～0.55和0.20～0.30)的带表面裂纹LY12铝合金有限宽板进行了塑性抗裂特性的试验研究。提出了等效裂纹扩展假设,测得了起裂时表面裂纹咀的张开角口α1,它是常数;导出了裂尖张开角αT的近似计算公式,并测得裂纹扩展时αT的变化规律;测得了稳定扩展和失稳扩展过程中裂纹塑性张开角(dδ_(MP)/da)_S和(dδ_(MP)/da)_U,它们是不同的常数;还测得了不同的热处理状态、厚度和α_0/B带表面裂纹LY12板材从起裂到失稳的裂纹等效扩展量,它约为板厚的4%。     

正则变换下的哈密顿原理

正则变换是相空间中一类变量变换.2n 个正则共轭变量 qi 和 pi 变换成2n 个新变量Q_i=Q_i(q,p,t),P_i=P_i(q,p,t), (1)若在此变换下系统运动方程的正则形式不变,则称此变换为正则变换.设 H(q,p,t)和 H′(Q,P,t)分别是 ...     

循环应力—应变曲线双轴应力修正问题的论证和探讨

1.前言应变疲劳寿命计算中的循环σ-ε曲线通常是单轴应力-应变曲线,当用于缺口试体在双轴应力状态下的缺口根部的应力应变分析时,一般要进行双轴应力修正.文献[1]提出了一种修正循环σ-ε曲线的方法,得到了较为广泛地应用.其基本思想如下:对于单轴循环σ_α-ε_α曲线通常可用下式表示:     

初始和边界不同恒温时二维梯度板瞬态温度场

为了研究二维功能梯度板的平面瞬态温度场及影响因素,假设热导率和容积比热容在板的高和宽方向为同一类型指数函数分布,基于该板的瞬态热传导基本方程,采用分离变量法,导出在初始和边界不同恒温时该板平面瞬态温度场的级数解析解.通过两种方法的对比,验证了论文研究结果的正确性.结果表明:方板内的等温线,在梯度参数α=β时,对称于板的45°对角线分布,在α=β=0时,对称于板的中心分布;在α≠β时,板的等温线不具对称性;随着冷却时间的增加,非均匀板的等温线向左下(或右上)角移动,右上(或左下)角等温线间距变宽,左下(或右上)角等温线间距变窄,且矩形板的冷却过程比方板更快.因此,可选择适合的梯度参数和几何形状来满足设计、应用和热应力分析的需要,该解析解可作为检验其他近似方法的参考标准.     

借助瑞利商函数的直接极小化计算结构的临界压力和固有频率

根据能量原理,结构由稳定平衡转向不稳定平稳的临界压力值,由下述方程确定:V-U=0(1)式中,V 为结构的挠曲变形能,U 为外压力所作的功.对于工程中感兴趣的很多情形,外压力只依赖于一个参数,因此可得:U=p(?) (2)F=V/(?) (3)于是,临界压力p_(cr)可由下式算出:p_(cr)=minF(4)结构振动时的固有频率,同样可出与(1)式相类似的下列方程确定:V_(max)-U_(max)=0 (5)此时,V_(max)为结构在极端位置时的应变能,即应变能的幅值;U_(max)为结构在零位置时     

岩土介质参数对圆形衬砌隧道三维瞬态动力响应的影响

研究内源爆炸荷载作用下各参数对"地下生命线"工程动力特性的影响,对其抗爆防爆设计具有重要意义。本文基于已有的饱和多孔介质中圆形衬砌隧道的三维瞬态动力响应解答,利用Fourier和Lαplαce逆变换数值方法,编写计算程序分析了内爆荷载作用下的Biot参数和衬砌参数对动力响应的影响。结果表明:①饱和土环向应力幅值对Biot参数α的改变较为敏感,最大环向应力幅值(α=1.0)约是最小环向应力幅值(α=0.4)的2.4倍;②当M~*0.1时,饱和土体受力状态近似于干孔状态,孔隙水压力趋于0,土体动力响应不再受孔隙水的影响;③黏性耦合参数b~*对动力响应的幅值有较明显的影响,对衰减速度影响不大,但当b~*100时,饱和土的动力响应基本不再受b~*的影响;④衬砌厚度、衬砌与土体的相对刚度对衬砌动力响应影响显著。     

小长高比腔体内的摆动行波

通过流体力学基本方程组的数值模拟,探讨了具有Soret效应(分离比ψ=?0.47)和小长高比(Γ=8)腔体中混合流体摆动行波对流的动力学特性。研究表明:在相对瑞利数r3.467时系统出现了行波状态;在r=3.647～6.227的范围内,发现了摆动行波对流;且对流振幅随着时间的变化存在两种不同特性,其摆动周期随瑞利数r增大而减小,对流振幅和努塞尔数随瑞利数r增大而增加;当r增大到r=6.228时,摆动行波过渡到定常对流状态。因此,在行波对流向定常对流过渡的过程中存在摆动行波对流.     

基于初始应变变化的自组装螺旋变形有限元分析

螺旋结构是自然界和工程应用中的基本形态,在不同几何和力学条件下可实现多种形态间的相互转变。本文以双层薄弹性材料结构模型为例(长度L>>宽度W>>厚度H),利用层间存在的不同初始应变,采用三维有限元模拟方法,分析了结构的形态转变情况。结果表明:当加载单层预应变(ε1=0.25)时,改变几何主轴和初始应变主轴方向间的错配角φ,可实现弹性带在圆环、螺旋形、不完整柱形间相互转变;当加载双层预应变(ε1=-ε2=0.25)时,同时改变几何错配角,可实现弹性带在"轮毂"形、纯扭转、一般扭转间的自组装螺旋相互转变。     

对《关于脆性材料压缩试样断裂面形式的理论证明》一文的商榷

程沅生同志在《关于脆性材料压缩试样断裂面形式的理论证明》(此文刊登于本刊1981年第3期,以下简称《程文》)一文中根据Mohr理论得出断裂面的法向量n与X_2轴的夹角α(参看《程文》图3)可按下式确定 ...     

对《关于脆性材料压缩试样断裂面形式的理论证明》一文的商榷

程沅生同志在《关于脆性材料压缩试样断裂面形式的理论证明》(此文刊登于本刊1981年第3期,以下简称《程文》)一文中根据Mohr理论得出断裂面的法向量n与X_2轴的夹角α(参看《程文》图3)可按下式确定 ...     

固定边矩形弹性薄板卡门大挠度与大振幅方程组的逼近解

1.大挠度问题图1所示的固定边矩形弹性薄板,其大挠度问题由下列卡门方程组定义:按文献考虑以下边界条件:当x=0及x=a 时:W=0(无挠度);((?)W)/((?)x)=0(无转角) (4)((?)~3φ)/((?)x~3) (2 μ)((?)~3φ)/((?)x(?)y~2)=0 (沿板边无法向位移) (5)((?)~2φ)/((?)x(?)y)=0 (没有阻止沿板边切向位移的力) (6)当y=0及y=b 时也有相同意义的边界条件如下:     

相同雷诺数下串列双圆柱绕流的仿真分析

为研究均匀水流场中串列排布的柱群之间的干涉影响,本文以三维串列双圆柱为例,通过计算流体力学(CFD)软件FLUENT15.0中双方程k-ε模型,分析模拟了双圆柱所受平均阻力、平均升力、后柱周向压力、斯特劳哈尔数等水动力特性。结果表明:在雷诺数为Re=2×10~4的串列双圆柱绕流中,两圆柱中心间距L与圆柱直径D的比值为L/D=4时,后柱受前柱绕流尾流影响大,明显高于单圆柱绕流的平均阻力系数,后柱的周向压力值也随前柱尾流的摆动呈现显著的不对称性;当L/D=8时,前柱绕流尾流对后柱影响逐渐减弱;当L/D=12时,两圆柱之间的相互干扰几乎可以忽略,可以看作是相互独立的单圆柱绕流。最后,计算的斯特劳哈尔数与单圆柱绕流对应的斯特劳哈尔数相近且仿真数值在计算数值范围之内,验证了整个仿真分析的准确性,也进一步说明了双圆柱绕流的柱群的干涉影响。双圆柱间距越大,前、后柱之间的干涉影响越弱。     

侧壁面正弦加热条件下自然对流研究

通过采用SIMPLE算法求解二维流体力学基本方程组,研究了侧壁面正弦加热条件下普朗特数Pr=6.94的流体自然对流的动力学特性。结果表明,当格拉晓夫数Gr=4.4×10~3时系统由稳态阶段向周期阶段转变。在周期性阶段存在两种特殊的对流结构,它们是单局部对流卷和双局部对流卷;给出了特征物理量的分布及变化规律;说明垂直最大流速、水平最大流速、努塞尔数随着格拉晓夫数的增加而增加。最后,分析了腔体宽度对热壁面传热能力的影响,发现:当高宽比一定条件下,腔体宽度较大时,热壁面的传热能力较弱;对于宽度d分别为1cm和2cm的腔体,随着格拉晓夫数增大,最大努塞尔数的差值增大。     

小问题

正问题:在铅锤平面内三根均质细杆以铰链相连,A端和B端另以铰链连接在固定水平直线AB上,如图1所示.已知各杆的重量与其长度成正比,AC=a,CD=DB=2a,AB=3a.假设铰链为理想约束,求平衡时α,β,γ之间的关系.(清华大学航天航空学院,钱学森力学班2014级,郝育昆供稿)     

交错式扇贝阻尼密封动力特性研究

建立交错式扇贝阻尼密封三维数值分析模型,基于动网格及多频椭圆涡动模型研究密封动力特性沿轴向分布规律,计算分析错开角度(α=0°、11.25°、22.5°、33.75°)与密封腔深度(h=2.8、3.3、3.8和4.3 mm)对密封动力特性的影响. 结果表明:上游腔室(C1~C4)具有较大的正直接刚度和有效阻尼,对抑制转子涡动、提升系统稳定性的贡献相对较大. 相对并列式(α=0°)结构,交错式扇贝阻尼密封流体周向速度较小、湍流耗散增加,系统稳定性提升,同时密封泄漏量降低. 错开角度为33.75°时的有效阻尼约为0°时的111%~121%;错开角度为22.5°时的泄漏量相较于0°时约降低了2.11%. 有效阻尼随密封腔深度减小而增大,密封腔深度为2.8 mm时的有效阻尼约为4.3 mm时的146%~211%;密封泄漏量随密封腔深度增大而降低,密封腔深度为4.3 mm时的泄漏量相较于2.8 mm时降低了约3.73%.      

球面扁壳的比拟解法

在扁壳的工程实用理论中,除薄壳一般理论中所采用的基本假设外,还采用了下列两个假定:(1)曲面上线素的二次式ds~2=A~2dα~2+B~2dβ~2与高斯曲率无关;(2)壳体上的切向荷载可不予考虑.对于中曲面为部分球面而覆盖平面为圆形或环形的球面扁壳,引用上述假设,能满足工程实用上的要求。文中限于讨论这一类球面扁壳,并建议一个较为有效的实用解法--比拟法,因而,使问题的求解大为简化. ...     

不同心曲梁的正应力计算

同心曲梁(指内外缘具有同一曲率中心的曲梁,图1)受弯曲时,截面上某点的正应力一般按下式计算: 文献[1,4]给出了矩形截面同心曲梁按公式(1),(2)的计算结果与弹性理论解的比较,两者甚为接近。 在工程上,也有很多曲梁,例如大型压力管道分叉处的加固梁等,其内外缘的曲率中     

矩形截面柱体的旋涡脱落

本文给出了六种不同宽高比(d/h)截面柱体的Strouhal数(St)测员结果。St随d/h的变化与文献[1,2]的结果相当符合。 当d/h接近3.0时,St有突跃,对于来流相对模型有偏角α时,测量了四个柱体的St随α的变化,在某些角度下,变化量是显著的,还研究了自由端的影响及旋涡脱落的展向相关性,当展向间距约大于5倍模型高度时,相关系数的测量值很分散,此外,还给出了尾迹中同侧涡的间距和旋涡速度的测量结果。