Mises屈服条件线性化的最佳逼近因子

1.引言 1864年Tresca提出:当最大剪应力达到某一极限值k时,材料便进入塑性区。在主应力空间中该条件可写成 将其在主偏应力矢量所在的π平面(σ_1+σ_2+σ_3=0)上投影,(1)式便表示正六边形。     

教学杂记一则

用D-M模型来推导J积分与COD的关系式J=σ,δ时,不少书用图1的ABC表示积分回路,并由式(1),或式(2),或式(3): ...     

关于双剪强度理论的教学探讨

<正> 在我国的材料力学教材和教学中,多数只讲授最大拉伸正应力理论、最大伸长线应变理论、最大剪应力理论、歪形能理论,以及莫尔强度理论.在讲授最大剪应力理论,即屈服准则 τ_(max)=(σ_1-σ_3)/2=c,亦即σ_1-σ_3=σ_s,时都要讲到,这个理论由于未考虑中间主应力σ_2对材料强度的影响而对材料在复杂应力状     

关于双剪强度理论的教学探讨

在我国的材料力学教材和教学中,多数只讲授最大拉伸正应力理论、最大伸长线应变理论、最大剪应力理论、歪形能理论,以及莫尔强度理论.在讲授最大剪应力理论,即屈服准则 τ_(max)=(σ_1-σ_3)/2=c,亦即σ_1-σ_3=σ_s,时都要讲到,这个理论由于未考虑中间主应力σ_2对材料强度的影响而对材料在复杂应力状     

试样尺寸对有限裂纹扩展的J_R阻力曲线的影响

作者将两种强度级别的18CrNiW 钢:σ_(0.2)=60.4kgf/mm~2(L 钢)和σ_(0.2)=83.6kgf/mm~2(H 钢),制成厚度从10mm 到95mm,共11种尺寸的三点弯曲试样,采用多试样法,在有限裂纹扩展(△α≤2.5%B 及≤5%b)条件下,测定了材料的J 积分阻力曲线.其中H 钢50×100mm 的大试样已接近K_(1c)的尺寸要求,所测得的K_(1c)约为470kgf·mm~(-3/2).试验表明,当试样尺寸满足了J 判据有效性条件时,对试验材料B,b≥50(J_(0.05)/σ_(0.2)),J_R 阻力曲线对试样尺寸不敏感.因此,J_R 阻力曲线可以用来表征材料裂纹稳定扩展阻力特性.本试验测得L 钢的J_(0.05)=9.4kgf/mm,dJ/dα=27kgf/mm~2;H 钢的J_(0.05)=7.3kgf/mm,dJ/dα=16kgf/mm~2.对于H 钢裂纹扩展量0.2mm 的J_R 值,即J_(0.2)(=9.7kgf/mm,由此换算的K_R 值=473kgf·mm~(-3/2))与大试样的K_(1c)值有很好的对应关系.     

钛合金在低温下的高速变形特性和绝热剪切

采用SHPB技术在室温和低温下,对β相钛合金TB-2的高速变形特性和绝热剪切进行了宏观和微观研究。结果表明,TB-2是一个对应变率和温度敏感的材料,其热粘塑性本构特性可表为 α=(σ_0+E_(1ε)(1+glnε/ε_0)(1-α(T-T_n) /T_n)显微观察表明,TB—2在低温下比在常温下对绝热剪切更敏感。低温下绝热剪切带的形态和结构也和常温下有所不同。把文献[9]所建议的绝热剪切的热粘塑性失稳准则,应用到不同的环境温度下,本文建议了一个既依赖于应变和应变率,又依赖于环境温度的三变量准则。理论预示和试验结果符合较好。     

光弹性实验——(二)光弹性实验的技术和应用

一、等色线的测定方法 Ⅰ.等色线图案的特点 1.白光入射时等色线图案的特点 (1)用白光做实验时,等色线图案是彩色条纹图案。在这个图案中,凡是位置不随载荷改变的永久黑点或黑线,就是0级等色线。这些黑点在力学上相应于σ_1-σ_2=0的点(在自由边界上)和σ_1-σ_2即τ=0的点(在模型内相应于各向等拉或等压的应     

不同屈服准则下的强化规律表示法

<正> 1.不同屈服准则下等向强化规律设在单向拉伸时的屈服应力σ随塑性应变(?)~p 变化时的强化规律表示为σ=σ_(?)+H((?)~p),H(0)=0 (1)在线性强化时可表示为     

静动组合作用下旋转壳拉伸塑性失稳

分析了静动组合作用下几种旋转壳拉伸塑性失稳问题,给出了失稳条件下具有σ_1=A(B+ε_i)″应变强化材料的壳体的应力和应变.     

用全息和散斑干涉法对含穿透裂纹的有限宽薄板进行弹塑性分析

本文用激光全息和散斑干涉法,测量了含中心疲劳裂纹、双边切缝、45°斜切缝的有限宽铝合金板试件(LY12—CZ),在均匀单向拉伸载荷作用下,直至大范围屈服时,裂纹尖端附近区域的三维位移场.给出了下列结果:①裂纹尖端塑性区的尺寸、形状随载荷增加的变化情况.中心疲劳裂纹与双边切缝试件的裂纹尖端塑性区形状的比较;②裂纹尖端特征点的COD—σ/σ_s 曲线,裂纹起裂点的张开位移δ_(?)(即COD);③试件对称轴上一定标距内△—σ/σ_s 曲线,标称应变ε_0与载荷比σ/σ_s 关系,即ε_0—σ/σ_s 曲线,实验表明标称应变ε_0是衡量试件屈服情况的参数;④定量地测定了裂纹尖端附近的位移场;⑤裂纹尖端附近的应变场;⑥对失稳断裂载荷进行了塑性极限分析.并将上述结果与有关理论,实验及数值计算结果进行了比较.     

疲劳裂纹长度a与周次N的近似关系式及其计算机仿真

寻求疲劳裂纹长度a与疲劳周次N的关系式是金属疲劳研究的一个重要课题。本文提出了a与N的近似关系式,即指数一多项式样条函数关系式a=β_1e~(γx)+sum from j=2 to k β_j(x-x_2)(j-2))_+~3,其中x=10~(-3)。N,k=[(m+3)/2]。用计算机仿真的方法确定了γ的最佳值。由上式导出了计算da/dN的如下近似公式: (da)/(dN)=10~(-3)[β_1γe~(γx)+3 sum from j=2 to k β_j(x-x_2(j-2))_+~2]与Mc Cartney关系式进行了对比,结果表明,拟合实验数据时前式的适用性优于Mc Cartney关系式;计算da/dN时后式的可靠性优于Mc Cartney关系式。     

各向异性强化材料的滑移线场理论

1.前言滑移线场的理论和方法是求解塑性平面应变问题最有效的方法之一.一般定义最大剪应变速率方向的迹线为滑移线。经典的滑移线场理论所得到的沿α、β两族滑移线的应力方程为dp+2Kdθ=0(1—1)式中p为静水压力,K为剪切屈服应力,θ为x轴方向与主应力σ_1方向的夹角.速度方程为     

源像法在平板弯曲边界元法中的应用

本文应用源像法推导了平板弯曲问题基本解的三种新的形式,它们为: W~*=1/(16πD)(γ_3~2ln((γ_4~2)/(γ_3~2))-γ_1~2ln((γ_2~2)/(γ_1~2))(1) W~*=1/(16πD)(γ_1~2lnγ_1~2-γ_2~2lnγ_2~2-γ_3~2lnγ_3~2 γ_4~2lnγ_4~2)(2) (3)式中γ_1~2=(x-ξ)~2 (y-η)~2 γ_2~2=(x ξ)~2 (y-η)~2 γ_3~2=(x-ξ)~2 (y η)~2 γ_4~2=(x ξ)~2 (y η)~2 γ_i~2=(x-γcos(α (2π(i-1))/n))~2 (y-γsin(α十(2π(i-1)/n))~2 γ_i~2=(x-γcos((2πi)/n-α))~2 (y-γsin((2πi)/n-α))~2n为整数式(1)相当于1/4无限板的解,其中一边固定,一边铰接; 式(2)也相当于1/4无限板的解,其中两边都为铰接; 式(3)相当于扇形无限板的解,其中两个直线边都为铰接。应用上述形式基本解很多情况下板的部分边界条件将自动满足。它将大大降低边界元方程式数目,缩短计算时间,减少数值误差。文中附有计算例子,结果与解析解极为符合。     

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%。     

应用跨音速高级近似扰动速势方程计算钝前缘翼型的压力分布

本文在文献[1,2]的基础上进一步采用较高级的近似扰动速势方程来计算钝前缘翼型的跨音速压力分布。所采用的速势方程是式中μ=0为一级近似扰动速势方程,μ=1为高级近似扰动速势方程。扰动参数ε_1=δ~2/~3/M_(∞ο)在翼型的钝前缘点处采用精确速势方程     

关于非对称交变应力下强度计算的控制条件问题

对零件作非对称循环下强度校核时,应使零件既不发生疲劳破坏,又不发生塑性破坏,这二方面的强度条件为n_σs=σ_s/σ_max≥n_s式中,n_f 为疲劳安全系数;n_s 为屈服安全系数.文献[3]根据折线型简化持久极限曲线又补充了一个疲劳...     

再谈莫尔圆的妙用

武立生同志在《力学与实践》1980年第4期"莫尔圆的妙用"一文中论述了莫尔圆在应力状态理论中和在求惯性矩、惯性积中的应用。我在本文中将对莫尔圆应用在计算散粒体塑性区的开展方面作进一步的探讨。当散粒体在条形荷载作用下,可根据弹性理论求得其中任一微元体上的σ_x、σ_z和τ_(xz)(包括自重应力等引起),再由材料力学求得二个互为垂直的面上作用着的最大主应力σ_1和最小主应力σ_3(图1)。在σ-τ ...     

对“钻孔偏心对松弛应变和残余应力的影响”一文的讨论

关于松弛应变-残余应力关系式,即[1]中(11)式,由于其中之释放系数 B′不是常数,它不仅与几何-弹性参数有关,而且夹进了未知的应力状态参数(?),这必然会给以后残余应力以求解带来困难.事实上文献[2]已成功地把未知应力参数σ_1、σ_2、(?)与几何-弹性常数彻底地分开,即把松弛应变表为     

岩石强度随中间主应力变化规律

1.引言 Murrell、Handin等及茂木等,从围压下的压缩实验与拉伸实验的莫尔包线的显著差异发现了中间主应力对岩石强度有相当大的影响.Weibols和Cook,在岩石的强度取决于有效畸变能的某一最大值的假设之下,根据有限单元法的计算结果指出了在某一恒σ_3作用下当σ_2=σ_3增加到σ_2=σ_1时,岩石强度有一个逐渐增大到最大值后便又逐渐下降到大于常规三轴压缩强度的某一个值的规律     

对“钻孔偏心对松弛应变和残余应力的影响”一文的讨论

<正> 关于松弛应变-残余应力关系式,即[1]中(11)式,由于其中之释放系数 B′不是常数,它不仅与几何-弹性参数有关,而且夹进了未知的应力状态参数(?),这必然会给以后残余应力以求解带来困难.事实上文献[2]已成功地把未知应力参数σ_1、σ_2、(?)与几何-弹性常数彻底地分开,即把松弛应变表为