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朱苹;王志群;亓超;季京玮 《力学与实践》1983,5(5):22-24
C型试样应力强度因子K_1的标定公式如本文中的(A)式所示。ASTM-E399-78认为适用于该标定公式的a/W值为0.45≤a/W≤0.55,误差在±1%之内。文献[2]认为当0.3< 4中点奇性元对C_0、 W≤0.6范围内,我们用退化三角形1 W ... 相似文献
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测试材料的K_(HC),对于研究复合型断裂准则和进行安全设计都有重要意义.四点剪切试样(图1)是测定K_(HC)的较简单的一种试样.为使裂纹面上的弯距为零,应有 相似文献
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高加载率下Ⅱ型裂纹试样的动态应力强度因子及断裂行为 总被引:3,自引:1,他引:3
采用Hopkinson单压杆技术对单边平行双裂缝试样进行高速剪切加载,用实测的试样加载面上的载荷p(t)结合有限元计算确定其动态应力强度因子。同时还发展了一种用实测的裂尖动态应变,通过在准静态下标定的裂尖应变与应力强度因子间的关系来确定动态应力强度因子的近似方法。实验结果表明,对于稳定裂纹在无边界反射应力波干扰的情况下,两种方法获得的动态应力强度因子吻合得相当好。对40Cr钢和Ti6Al4V钛合金两种材料的动态Ⅱ型断裂实验结果显示出两种完全不同的剪切破坏模式和机理。 相似文献
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根据线弹性断裂力学理论,V形切口处的应力场具有奇异性,应力值趋于无穷大,峰值应力不能直接用于评定疲劳强度。通过引入了奇异强度因子“as”,单边缺口应力分布和缺口应力强度因子(N-SIF)的半解析公式被推导。考虑张开角和几何尺寸等因素,基于奇异强度因子拟合得到了切口应力评估的简易公式,可用于切口应力场和N-SIF值的快速评估。将简易公式评估结果与有限元结果以及传统文献结果进行对比分析,结果表明,本文简易公式可以准确地预报拉伸载荷下单边V型切口角平分线上的应力场和N-SIF值,实现了切口试样应力场的快速评估。 相似文献
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在断裂力学中,应力强度因子K_1是主要数据之一。因此,K_1的计算是断裂力学的一个重要内容。本文只讨论三点弯曲试样(图1)及紧凑拉伸试样(图2)的应力强度因子K_1的表达... 相似文献
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论文将使用一种界面单元来解决二维裂纹的静态扩展问题.这种界面单元基于虚拟裂纹闭合法,利用商业有限元软件ABAQUS的用户自定义单元UEL功能,发展为界面断裂单元,计算应变能释放率(GⅠ和GⅡ).在裂纹尖端的两个节点间设置一个特殊刚度的弹簧,并引入哑节点计算裂纹尖端后面的张开位移和裂纹尖端前面的虚拟裂纹扩展量.采用这种单元计算应变能释放率时不需要使用奇异单元或折叠单元,不会出现收敛问题,也不需要复杂的后续处理.因此,采用这种断裂单元分析二维裂纹扩展问题是方便的、高效率的,而且也能得到可靠的精度. 相似文献
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三点弯曲试样动态应力强度因子计算研究 总被引:2,自引:0,他引:2
利用Hopkinson压杆对三点弯曲试样进行冲击加载,采集了垂直裂纹面距裂尖2mm和与裂纹面成60°距裂尖5mm处的应变信号。根据裂尖附近测试的应变信号计算试样的动态应力强度因子,并与有限元计算结果进行比较,结果表明由于裂尖有一段疲劳裂纹区,通过裂尖附近应变信号来计算动态应力强度因子时,如果裂尖位置确定不准及粘贴应变片位置不够准确对计算结果将带来很大影响。因此利用应变片法计算动态应力强度因子时,为了获得更准确的计算结果,在实验后应对试件裂纹面进行分析测量,重新确定裂尖位置,必要时需对应变片至裂尖距离进行修正后再计算动态应力强度因子值。 相似文献
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缺口试样疲劳短裂纹行为研究 总被引:1,自引:0,他引:1
采用复型方法对中碳结构钢单边钝缺口试样的非穿透和穿透疲劳短裂纹的演化过程进行了研究。结果表明:试样的疲劳破坏主要是由形成于缺口根部的表面短裂纹扩展引起的;形成穿透裂纹以前的短裂纹形成和扩展过程占试样疲劳寿命的70%以上;线弹性断裂力学不适合于描述表面裂纹和穿透裂纹早期阶段的扩展特性;某些条件下,裂纹初始几何形状的影响是导致穿透裂纹早期扩展出现奇异特性的主要原因。 相似文献
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近十几年来断裂力学有了很快的发展,断裂韧度已成为结构材料的重要性能,它对评价质量、合理选材和安全设计都有相当大的意义。为了把断裂力学的原理用于实际,以 相似文献
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牛康民;涂柏林;颜鸣皋 《力学与实践》1986,8(2):26-30
电位法中的电势u满足Laplace方程: ▽~2u=0给出相应的边界条件,即得到电势场分布的唯一解。边界条件无量纲化以后,这个电势场仅与试样的几何形状以及电流的输入方式相关,与试样的材料成分、电阻率、温度、环境、尺寸大小、平面问题的厚度以及电流量的强弱等无关。若忽略交流法中的集肤效应,交流法和直流法... 相似文献
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研究了低合金热轧钢16MnR缺口试样在$-196\,{^\circ}$C和$-130\,{^\circ}$C的解理断裂机
理. 拉伸试验、单、双缺口四点弯曲实验、断口形貌观察以及有限元分析结果表明, 缺口试
样发生解理断裂时均起裂于夹杂物粒子, 一种位于缺口根部前端(IC型), 另一种位于距缺口
根部较远的条形裂纹前端(SIC型); 且随温度升高, 起裂源的类型从$-196\,{^\circ}$C下的IC
型转变为$-130\,{^\circ}$C下的SIC型. 微裂纹均形核于夹杂物, 最终的断裂由铁素体晶粒尺
寸的微裂纹扩展控制. 缺口试样IC型解理断裂遵循裂纹形核条
件$\varepsilon_{\rm p}
\ge \varepsilon_{\rm pc}$和裂纹扩展条件$\sigma_{yy}
\ge \sigma_{f}$, 而SIC型解理断裂条件则演化为$\varepsilon_{\rm p}+\varepsilon_{\rm ps}
\ge \varepsilon_{\rm pc}$和$\sigma_{yy} +\sigma_{yy{\rm s}} \ge \sigma_{f}$. 相似文献
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国际岩石力学学会(ISRM)提出的用人字型切槽巴西圆盘(Cracked Chevron Notched Brazilian Disc—CCNBD)测试岩石I型断裂韧度所必需的量纲为一的临界应力强度因子Y*min的精度需要进一步改进。本文对CCNBD试样的Y*min进行了系统的重新标定,CCNBD的几何参数有效范围为0.44≤αB≤1.04、0≤α0≤0.69、0.4≤α1≤0.8。采用有限单元法对CCNBD做三维数值分析,得到了435种CCNBD试样的Y*min值标定结果;在此基础上全面修正了CCNBD试样Y*min计算公式中u和v的取值表;给出了不用查表直接确定CCNBD试样Y*min值的近似表达式,该表达式计算结果与标定结果的相对误差绝对值在1.87%以内。对于ISRM建议的CCNBD标准试样的Y*min值:ISRM标定值0.84比本文结果0.957小12.2%;分片合成法标定值0.947比本文结果小1.0%;子模型法标定值0.943比本文结果小1.5%。本文特别强调了任何CCNBD试样Y*min的取值必须在它对应的上限和下限所限定的范围内,这一要求对判断Y*min标定值是否合理是很重要的。 相似文献
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为了建立疲劳强度尺寸系数计算公式,基于TCD理论对缺口试件的疲劳强度进行了研究.引入与材料疲劳强度以及疲劳裂纹扩展应力强度因子门槛值相关的临界距离,建立了试样缺口根部的应力幅函数.利用有限元计算结果对应力幅函数的参数进行拟合,并由此建立了缺口件的疲劳强度尺寸系数计算公式.最后,基于该方法针对两种材料(Q235和45#)以及不同缺口形状(U型和半圆型)分别进行了实例计算,所得结果与实验数据较为吻合. 相似文献
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用弹簧质量模型求解三点弯曲试样的动态应力强度因子 总被引:9,自引:0,他引:9
用弹簧质量模型求解三点弯曲试样的动态应力强度因子李玉龙,刘元镛(西安西北工业大学,710072)关键词动态应力强度因子,等效刚度,等效质量,阶跃载荷,有限元法1引言动态起裂韧性K;d(》)是含裂纹体在冲击载荷作用下,起裂控制设计的一个基本参数,象静态... 相似文献
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用裂纹张开位移计算三点弯曲试样的动态应力强度因子 总被引:4,自引:0,他引:4
给出了一种由裂纹的动态张开位移计算三点弯曲试样的动态应力强度因子的简单方法。对于两种不同几何尺寸的试样,在三类不同载荷作用下给出了数植算例,并与完全的动态有限元方法的计算结果进行了比较。结果表明:两种方法的计算结果相当一致。最后,还给出了由测定三点弯曲试样的裂纹张开位移确定试样的动态应力强度因子,最终确定材料动态起裂韧性的方法。 相似文献