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STUDY ON THE INFLUENCE OF COMPRESSIVE STRESS ON THE COMPRESSION SHEAR CRACK PROPAGATION1)
WangBo![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/richhtml/0459-1879/rich_nlm3_0/images/REemail.gif)
中图分类号:O344.3
文献标识码:A
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收稿日期:2018-11-6
网络出版日期:2019-05-18
版权声明:2019力学学报期刊社 所有
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摘要
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Abstract
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引 言
工程结构尤其是传动机构中存在大量的接触磨损情况,是影响结构可靠性的主要因素,这些接触破坏绝大多数是由于结构接触表面的摩擦磨损引起. 如燃气轮机及航空发动机中的叶片装配中的叶片榫头磨损失效问题[1-4]、轮轨滚动接触失效问题[5-7]、大量岩石的压缩破坏问题[8-13]等等. 这类磨损失效宏观上表现为接触疲劳问题,而从微观角度来看,接触疲劳破坏常伴随着结构表面及内部产生微裂纹的形核及扩展. 随着传动机构的运动,这些微裂纹在接触疲劳外载荷作用下形核、扩展直至结构表面材料的分离. 从裂纹分析的角度来看,这类微裂纹中裂纹面所受到的外力一般可以转化为压力和剪力,归类为压剪复合型裂纹问题. 以往关于拉剪问题的研究比较充分[14-15],而压剪条件下裂纹问题的研究较少.关于压剪断裂机理的研究,大多出现在岩石的压缩破坏研究领域.由于岩石常处于地下高压状态,其破坏时,内部裂纹的扩展多 以张拉或压剪的形式出现[16].含裂纹岩石在受压时,裂纹面将经历压紧和摩擦滑动两个阶段,随着载荷进一步增大,原始裂纹尖端可能出现张拉型和压剪型扩展裂纹[17-19].范文臣等[20]进行了不同压剪应力比作用下节理类岩石材料破坏模式的单轴压缩试验研究,发现试件所受压剪应力比不同,破坏模式不同,但最终破坏都是由过大剪切位移所致.许万忠等[21]基于数字散斑技术研究了压$\!$-$\!$-$\!$剪裂隙岩体的破坏过程,利用单轴压缩实验,研究压$\!$-$\!$-$\!$剪应力环境下裂隙岩体内部的裂纹起裂、扩展及破坏过程.得到压$\!$-$\!$-$\!$剪应力作用下非平行裂隙试样的破坏形式为脆性和非脆性破坏及其特点.Wang等[22]以平行多裂纹岩石为研究对象,设计了专用夹具实现压缩和剪切载荷的施加.调节不同侧向压力,控制开裂角度和剪切面断裂. 揭示了复合载荷作用下断裂的破坏机理. 导出了II型断裂韧性计算公式.这些关于压$\!$-$\!$-$\!$剪复合作用下的研究主要是研究类岩石材料的破坏模式,破坏时的裂纹形貌以及外部载荷的特点.然而目前对压剪载荷作用下裂纹扩展角度、扩展路径随着压应力变化规律的相关研究尚未见报道.
关于压剪载荷下裂纹扩展准则的研究,比较常见的有两类:一为根据应力参数:如最大周向应力理论[23],最小J$_{2}$准则[24-25];二为根据能量参数:如应变能密度因子理论[26],最大能量释放率理论[27],复合型裂纹的应变能准则[28]等.在岩石材料的断裂判据研究方面,周家文等[29]采用在岩土材料中广泛应用的Mohr-Coulumb和Drucker-Prager准则建立了岩石压剪断裂判据,分析了纯I、纯II型裂纹与I, II型断裂韧度的关系.对于闭合裂纹断裂扩展问题,最大周向拉应力理论、应变能密度因子理论、最大能量释放率理论等均被考虑作为断裂判据和启裂角判据.
综上所述,截至目前,压剪问题的研究有很多值得商榷的地方.首先,在压剪条件下裂尖的I型应力强度因子是否应该考虑的问题, 国内外****分歧较大.Erdogan等[23]认为受压裂纹的I型应力强度因子可取负值;而李世愚[30]认为由于裂纹两侧物质相互之间不可侵入性以及负的$K_{\rm I}$的绝对值超过断裂韧度$K_{\rm IC }$并不会发生Ⅰ型断裂,因此$K_{\rm I}=0$.其次,传统断裂理论认为压应力抑制裂纹扩展,且对裂纹的扩展路径影响不显著等等.尽管已经进行了系列的研究,由于压剪问题的复杂性,这些争论目前都缺乏充分的实验验证.
目前压剪问题研究一般采取单轴压缩斜裂纹的方法. 当考虑裂纹尖端存在塑性区时,计算的裂尖应力场与实际情况存在较大误差. 另一方面在试验过程中,外场的压剪载荷比始终不变,不利于针对裂纹面压应力影响的研究.
为此,本文利用双轴加载实验机,同时施加不同的压剪载荷,通过准确控制裂纹面的压剪载荷. 研究在压剪载荷下,裂纹启裂及扩展各个阶段裂纹尖端压应力对裂纹启裂及扩展的影响规律.
1 压剪实验方案
针对双轴压剪试验机的特点,利用MTS双轴材料试验系统(如图1所示)进行宏观压剪实验. 利用双轴实验机两个加载轴可单独控制的优势,及特别设计的单边双裂纹对称试样,自由控制裂尖远场压力$P$和剪力$Q$的大小.据此制定试验方案如下.![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/journal/article/html/0459-1879-51-3-845/thumbnail/img_1.jpg)
图1MTS双轴材料试验系统
-->Fig. 1Biaxial material test system
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(1) 选取试样聚甲基丙烯酸甲酯(PMMA),是断裂实验研究中常用的准脆性材料,具有高透明度,可方便观察裂纹的启裂和扩展. 试样形式设计为单边双裂纹对称试样(图2),力学参数如表1所示,厚度$t=8$,mm.
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图2试件的载荷形式及形状尺寸设计图
-->Fig. 2Load form and shape size design of the specimen
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Table 1
表1
表1PMMA的力学参数
Table 1Mechanical parameters of PMMA
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(2) 载荷施加方式见图1和图2. 沿$X$方向在试样两端($AH, DE$区)施加均布压力$p$ (合力$P$),$Y$方向沿试样上表面($BC$区)施加均布压力$q$ (合力$Q$),下表面($HG, FE$区)施加$Y$向约束.试验采用位移控制方式加载,$Y$方向夹头位移速度为:0.375,mm/min,$X$方向的夹头加载时间统一控制在60,s,初始阶段,两个方向载荷单调增大,当$X$方向位移达到预设值后,$X$方向停止加载,$Y$方向继续加载直至裂纹启裂及一定程度的扩展.记录载荷位移及时间曲线.
(3) 根据实验目的,将试样分为6组,对应6个工况,每组3个试样共18件. 6个工况试样左右两端$X$方向压缩位移$S$分别设为0.1, 0.2, $\cdots $, 0.6,mm.
(4) 根据$Q$随时间变化曲线及裂纹启裂情况,确定不同工况(不同压应力)启裂时的裂纹扩展临界载荷进而计算对应的远场压应力$\sigma _{x}=p$,远场剪应力$\sigma_{y}=5q/4$,用远场压剪应力代表裂纹尖端的复合应力场.
(5) 根据裂纹扩展形貌,分析对比各工况启裂角及扩展路径,获得压剪条件下压应力对裂纹扩展机理的影响规律.
2 试验结果及分析
2.1 载荷位移曲线及启裂载荷
定义远场应力为远场施加的应力,近场应力为裂尖小范围实际所受应力.定义$Y$向载荷启裂时的力为临界力$Q$,此时对应的远场 剪应力称为临界剪应力$\sigma _{y}$.我们所说的临界剪力,临界压剪应力比$\sigma_{x}/ \sigma_{y}$均为远场值.$X$端压缩位移是各工况预设的最大压缩位移,它在裂纹启裂和扩展时保持不变.各工况下$Y$向载荷位移曲线见图3,由图可见,各曲线在加载到一定程度后均有一个突降峰值的出现,实验时我们观察记录各工况裂纹启裂瞬间的载荷值,会发现裂纹启裂瞬间$Y$向载荷会有突变.6种工况的预设压应力在依次增大,同时6种工况裂纹启裂所需的剪应力在依次增大.裂纹启裂时的$X_{1}$端预设位移$S$,预设力$P$和$Y_{1}$端临界力$Q$以及对应的压剪应力比$\sigma_{x}/\sigma_{y}$见表2.![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/journal/article/html/0459-1879-51-3-845/thumbnail/img_4.jpg)
图3各工况下的$Y_{1}$载荷$\!$-$\!$-$\!$位移关系曲线
-->Fig. 3$Y_{1}$ load-displacement curve under various loading conditions
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Table 2
表2
表2启裂时不同工况的各端的位移和力
Table 2Displacement and force at each end of different loading conditions when cracking
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2.2 裂纹扩展形貌
试样两个裂纹的扩展出现两种形式:同时启裂及扩展(图4(a))和前后启裂及扩展(图4(b)). 另外,左右裂纹扩展方向均偏向中心且偏角基本一致. 表明试件材料、形状尺寸及加载对称性较好.![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/journal/article/html/0459-1879-51-3-845/thumbnail/img_6.jpg)
图4裂纹扩展的两种形式
-->Fig. 4Two forms of crack propagation
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由于加载试验在裂纹扩展一定程度后停止,可以获得试样中裂纹的启裂及扩展特征.图5显示了典型的裂纹扩展形貌及启裂角,由图可见,根据路径方向的变化,扩展路径大致可分为3个阶段,裂纹启裂及扩展的起始阶段($AB$)、稳定扩展阶段($BC$)及最后的失稳扩展阶段($CD$).由于起始阶段裂纹扩展方向变化不大,我们可以将第一阶段的裂纹扩展方向与原裂纹方向的夹角定义为裂纹启裂角,当裂纹向试件中间扩展时裂纹的扩展角度取负值.由图5及表3可见,随着各工况预设压应力增大,临界剪应力一直增大;启裂角先增大,达到一定程度后,不再增大;同时路径的3个阶段的特征愈发明显,这表明远场压应力对裂纹扩展路径有一定的影响.
Table 3
表3
表3启裂时各工况压剪应力和启裂角
Table 3Compressive shear stress and cracking angle of each loading condition during crack initiation
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图5典型的裂纹扩展形貌及启裂角
-->Fig. 5Typical crack propagation morphology and crack initiation angle
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3 讨 论
3.1 裂纹启裂角
图6为启裂角随预设压应力的变化曲线,由图可见启裂角的变化趋势可以分为两个阶段,工况1 $\sim $ 4随着预设压应力增大各工况启裂角在逐渐增大为第一阶段,虽然工况4 $\sim$ 6的预设压应力在增大但各工况的启裂角趋于稳定为第二阶段.![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/journal/article/html/0459-1879-51-3-845/thumbnail/img_9.jpg)
图6启裂角随预设压应力变化规律曲线
-->Fig. 6The curve of the crack initiation angle with the preset compressive stress
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3.2 裂尖近场压剪应力及其影响
考察启裂角随临界压剪应力比的变化规律(图7),由图可见在工况1$\sim$4时,随着各工况临界压剪应力比$\sigma_{x}/\sigma_{y}$的增大,启裂角也相应增大. 在工况4$\sim $6阶段,各工况临界压剪应力比变化不大,启裂角也变化不大,在图7中临界压剪应力比最后基本稳定在0.81附近. 根据这一现象,结合实验观察,临界压应力较小的阶段对应着裂纹面没有闭合的情况,而后面启裂角稳定阶段对应着裂纹面闭合以后的情况. 因此有必要对裂纹闭合后的情形进行进一步的分析.![](https://lxxb.cstam.org.cn/fileLXXB/journal/article/html/0459-1879-51-3-845/thumbnail/img_10.jpg)
图7启裂角随临界压剪应力之比$\sigma_{x}/\sigma_{y}$变化规律曲线
-->Fig. 7The variation curve of the ratio of crack initiation angle to critical compression shear stress $\sigma_{x}/\sigma_{y}$
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图8为临界压剪应力比随预设压应力的变化规律,工况1$\sim$4临界压剪应力比随预设压应力的变化可以拟合成高次曲线,工况4$\sim$6随着预设压应力增大,临界压剪应力比基本不变.
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图8临界压剪应力比随预设压应力的变化规律
-->Fig. 8Curve of critical pressure shear stress ratio with preset compressive stress
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当裂纹面在远场压应力作用下发生闭合后,裂纹面之间的接触应力则会承担部分远场压应力,导致裂纹尖端区域的压应力(在此称为近场压应力)并不会随远场压应力的增大而明显增大.这样一来,前面所采用的用远场压剪应力代表裂纹尖端复合应力场的有效性不复存在,合理的应采用近场压剪应力来研究.
根据试样设计及原始裂纹的加工工艺,测得裂纹宽度在0.3 $\sim $ 0.4\,mm.实验观察工况4,5,6,裂纹面已经闭合,由于裂纹面接触后,裂纹启裂时,裂纹面存在相对滑动,此时裂纹面上将存在摩擦力,其大小与远场压应力的增量(裂纹面接触力)成正比.远场压剪应力增量基本转化为裂纹面的压剪应力,裂尖近场压剪应力不再增大.裂纹面压应力和摩擦力相对于裂尖近场的压剪应力足够大时,远场压剪应力比可保持不变.
为了进一步说明,在此假设,裂纹尖端所受近场压力$P_{\rm C}$,近场剪力$Q_{\rm C}$,裂纹接触面挤压力$P_{J}$,摩擦力即剪切力$Q_{\rm J}$,摩擦系数$f$,远场压力$P$,远场剪力$Q$. 裂纹远场与近场力的示意见图9.
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图9裂纹远场与近场力的示意图
-->Fig. 9Schematic diagram of crack far field and near field force
-->
接触面的摩擦力等于接触面的挤压力乘以摩擦系数
$$Q_{\rm J} = P_{\rm J} \cdot f (1)$$
裂尖近场剪力等于裂纹区域远场剪力(单个裂纹所受剪力为$Q/2$)减去裂纹面剪力
$$Q_{\rm C} = \dfrac{Q}{2} - Q_{\rm J} (2)$$
裂尖近场压力等于裂纹区域远场压力减去裂纹面压力
$$P_{\rm C} = P - P_{\rm J} (3)$$
裂纹区域所受远场压剪力之比
$$\dfrac{Q}{2P} = \dfrac{Q_{\rm C} + Q_{\rm J} } {P_C + P_{\rm J}} (4)$$
当裂纹面接触启裂时,预设压应力是一定的,剪应力在不断增大,裂纹面的摩擦力有上限,裂纹面恰好滑动时裂纹面的摩擦力达到其上限,该上限与裂纹面压应力存在一定比例,裂纹面的摩擦力达到上限后,裂尖近场剪应力就会不断增大,裂尖近场剪应力增大到一定程度会导致裂纹启裂. 裂纹启裂时虽然$Q_{\rm J}\gg Q_{\rm C}$,$P_{\rm J}\gg P_{\rm C}$,但是裂尖的应力场满足启裂条件所以裂纹还是会启裂. 所以当裂纹面接触时裂纹区域所受远场压剪力之比近似等于裂纹面所受压剪力之比
$$\dfrac{Q}{2P} \approx \dfrac{Q_{\rm J} }{P_{\rm J}} = f (5)$$
所以以上实验所得到的裂纹面接触启裂时,远场压剪力之比没有大的变化应该是合理的. 同时可得到裂纹闭合后,裂纹启裂的临界压剪应力比始终恒定.
当裂纹面未接触启裂时,预设压应力变化引起的临界压剪力之比$P/Q$, 以及裂纹启裂角及扩展路径的变化规律则反映了压应力的影响的具体规律.
4 结 论
(1) 提出了利用双轴试验机进行压剪断裂实验方案,设计了适用于双轴试验机的单边双裂纹对称试样.(2) 针对裂纹尖端远场不同的预设压应力,得到了裂纹启裂角和扩展路径随预设压应力以及临界压剪应力比的变化规律.
(3) 研究发现,远场压应力对启裂角的影响依据裂纹面是否闭合,规律不同. 闭合前,压应力对裂纹启裂载荷及启裂角、扩展路径的影响单调增加;闭合后,压应力虽然增大,但是启裂角和临界压剪应力比始终恒定. 裂纹闭合后,压应力对临界剪力和扩展路径还存在影响
The authors have declared that no competing interests exist.
参考文献 原文顺序
文献年度倒序
文中引用次数倒序
被引期刊影响因子
[1] | . Current knowledge about the fretting phenomenon and multiaxial fatigue criteria is briefly reviewed. Experimental equipment for fretting fatigue testing at the Czech Technical University (CTU) in Prague is introduced, and the results of experiments are presented. The digital image correlation (DIC) method was employed to calibrate the friction coefficient in a numerical model. This detailed model of the fretting-fatigue experimental setup was then used for computing the stress field histories of periodically loaded specimens. This data was used as input for the multiaxial fatigue criteria, and the prediction quality of the criteria was verified. The prediction model assessment results are presented. The results indicate that the criteria are not capable of handling the different damage mechanisms, which vary with the pressure load of the contact interface. A certain correction reflecting the contact kinematic behaviour therefore needs to be introduced into their mathematical formulation. The DIC method performed well in capturing local displacements in the vicinity of the stick鈥搒lip interface, and it provided necessary data for calibrating the friction coefficient. |
[2] | . 为了克服基于统计学参数的接触模型的尺度依赖性以及现有接触分形模型推导过程中初始轮廓表征受控于接触面积或取样长度的不足,基于粗糙表面轮廓分形维数D、尺度系数G和最大微凸体轮廓基底尺寸l,建立了新的粗糙表面接触分形模型,探讨了微凸体变形机制、粗糙表面的真实接触面积和接触载荷的关系,揭示了接触界面的孔隙率和真实接触面积随端面形貌、表面接触压力等参数变化的规律,给出了不同形貌界面被压实的最大变形量.结果表明:微凸体变形从弹性变形开始,并随着平均接触压力pm的增大逐步向弹塑性变形和完全塑性变形转变;接触界面的初始孔隙率φ_0随D的增大而增大,压实孔隙所需要的最大变形量δ也随之增大;接触压力p_c增大,孔隙率φ减小,并随着D的增大和G减小,φ快速减小,直至填实,变为零;D较小时,G的增大对真实接触面积的增大影响较小;D较大时,G的增大对真实接触面积的增大作用明显.研究成果为端面摩擦副的润滑与密封设计提供了理论基础. . 为了克服基于统计学参数的接触模型的尺度依赖性以及现有接触分形模型推导过程中初始轮廓表征受控于接触面积或取样长度的不足,基于粗糙表面轮廓分形维数D、尺度系数G和最大微凸体轮廓基底尺寸l,建立了新的粗糙表面接触分形模型,探讨了微凸体变形机制、粗糙表面的真实接触面积和接触载荷的关系,揭示了接触界面的孔隙率和真实接触面积随端面形貌、表面接触压力等参数变化的规律,给出了不同形貌界面被压实的最大变形量.结果表明:微凸体变形从弹性变形开始,并随着平均接触压力pm的增大逐步向弹塑性变形和完全塑性变形转变;接触界面的初始孔隙率φ_0随D的增大而增大,压实孔隙所需要的最大变形量δ也随之增大;接触压力p_c增大,孔隙率φ减小,并随着D的增大和G减小,φ快速减小,直至填实,变为零;D较小时,G的增大对真实接触面积的增大影响较小;D较大时,G的增大对真实接触面积的增大作用明显.研究成果为端面摩擦副的润滑与密封设计提供了理论基础. |
[3] | . 针对机械结构中广泛存在的微动疲劳问题进行数值分析和实验研究。应用有限元法对微动疲劳接触区的应力场分布进行了定量分析。进一步开展了实验研究,设计了微动疲劳实验系统,进行了微动疲劳实验。综合有限元分析和实验结果发现,滑移区和黏着区交界处的应力场存在突变,微动疲劳裂纹即在这一区域萌生,微动疲劳寿命随着接触载荷的增大而增大。 . 针对机械结构中广泛存在的微动疲劳问题进行数值分析和实验研究。应用有限元法对微动疲劳接触区的应力场分布进行了定量分析。进一步开展了实验研究,设计了微动疲劳实验系统,进行了微动疲劳实验。综合有限元分析和实验结果发现,滑移区和黏着区交界处的应力场存在突变,微动疲劳裂纹即在这一区域萌生,微动疲劳寿命随着接触载荷的增大而增大。 |
[4] | . 为合理选用接触副材料以减缓钛合金的微动失效,采用SRV-IV微动摩擦磨损试验机,研究不同载荷条件下,摩擦配副材料GCr15和Si_3N_4对TC4钛合金微动磨损行为的影响。结果表明:较低载荷下选择高硬度的Si_3N_4陶瓷作为摩擦配副更理想,而高载荷下选择GCr15钢作为摩擦配副更理想;TC4钛合金与GCr15钢对磨的磨损机制为磨粒磨损和疲劳磨损,磨损率随载荷增大而减小;Si_3N_4/TC4组成的摩擦副对摩过程中,磨屑的形成过程伴随有硅的水化物产生,使形成的磨屑黏性增加,载荷较小时磨屑易粘结形成致密的第三体层覆盖在TC4钛合金表面,起润滑、承载和隔离摩擦副的作用,降低材料的磨损率;载荷较大时,第三体层在磨粒磨损和黏着磨损作用下从TC4钛合金表面脱落,摩擦副直接接触,磨损率升高。 . 为合理选用接触副材料以减缓钛合金的微动失效,采用SRV-IV微动摩擦磨损试验机,研究不同载荷条件下,摩擦配副材料GCr15和Si_3N_4对TC4钛合金微动磨损行为的影响。结果表明:较低载荷下选择高硬度的Si_3N_4陶瓷作为摩擦配副更理想,而高载荷下选择GCr15钢作为摩擦配副更理想;TC4钛合金与GCr15钢对磨的磨损机制为磨粒磨损和疲劳磨损,磨损率随载荷增大而减小;Si_3N_4/TC4组成的摩擦副对摩过程中,磨屑的形成过程伴随有硅的水化物产生,使形成的磨屑黏性增加,载荷较小时磨屑易粘结形成致密的第三体层覆盖在TC4钛合金表面,起润滑、承载和隔离摩擦副的作用,降低材料的磨损率;载荷较大时,第三体层在磨粒磨损和黏着磨损作用下从TC4钛合金表面脱落,摩擦副直接接触,磨损率升高。 |
[5] | . 轮胎和沥青都属于低弹性模量材料,即使运动速度较低,流体动压导致的水膜也足以产生润滑作用.对于列车轮轨这类高弹性模量材料,只有当运行速度达到200km/h以上,水的润滑作用才体现出来,使轮轨黏着系数大幅降低,给高速列车运行带来重大安全隐患.增大表面粗糙度一般能够提高轮轨黏着系数,然而研究表明,在表面粗糙度基本相同的条件下,表面形貌取向对混合润滑状态下的黏着系数有显著影响.文中用统一雷诺方程模型,计算了在水润滑状态下,具有纵纹、横纹、菱形等特定形貌取向的车轮在高速运动时(最高500km/h)对黏着系数的影响,并将计算结果与平均流量模型计算的结果和已有的实验结果进行了比较.结果表明:各种形貌下,轮轨黏着系数都随速度的增大而减小,其中菱形的黏着系数大于横纹的,而横纹的黏着系数又大于纵纹的,影响黏着系数的主要因素是固体接触压力与总压力之比.在轮轨点接触椭圆率k<1时,接触区的侧流效应不可忽略,用平均流量模型计算会导致谬误. . 轮胎和沥青都属于低弹性模量材料,即使运动速度较低,流体动压导致的水膜也足以产生润滑作用.对于列车轮轨这类高弹性模量材料,只有当运行速度达到200km/h以上,水的润滑作用才体现出来,使轮轨黏着系数大幅降低,给高速列车运行带来重大安全隐患.增大表面粗糙度一般能够提高轮轨黏着系数,然而研究表明,在表面粗糙度基本相同的条件下,表面形貌取向对混合润滑状态下的黏着系数有显著影响.文中用统一雷诺方程模型,计算了在水润滑状态下,具有纵纹、横纹、菱形等特定形貌取向的车轮在高速运动时(最高500km/h)对黏着系数的影响,并将计算结果与平均流量模型计算的结果和已有的实验结果进行了比较.结果表明:各种形貌下,轮轨黏着系数都随速度的增大而减小,其中菱形的黏着系数大于横纹的,而横纹的黏着系数又大于纵纹的,影响黏着系数的主要因素是固体接触压力与总压力之比.在轮轨点接触椭圆率k<1时,接触区的侧流效应不可忽略,用平均流量模型计算会导致谬误. |
[6] | . 为研究高速列车轮轨滚动接触疲劳损伤,通过引入应变率效应,获得了轮轨接触作用力的分布,并基于最大周向应力判据,对车轮滚过裂纹过程中裂纹可能的扩展角度进行了统计分析,确定了钢轨表面疲劳裂纹的扩展方向.根据威布尔分布,用可能扩展角度均值作为裂纹扩展方向,获得了裂纹扩展路径.研究结果表明,低速列车钢轨的裂纹扩展为张开型裂纹逐渐变为滑开型裂纹,高速列车的钢轨裂纹扩展基本都是张开型裂纹;高速列车钢轨的裂纹扩展速率快于低速列车钢轨;模拟的裂纹路径与实验测得的裂纹路径吻合,验证了用可能扩展角度的均值作为裂纹扩展方向的合理性. . 为研究高速列车轮轨滚动接触疲劳损伤,通过引入应变率效应,获得了轮轨接触作用力的分布,并基于最大周向应力判据,对车轮滚过裂纹过程中裂纹可能的扩展角度进行了统计分析,确定了钢轨表面疲劳裂纹的扩展方向.根据威布尔分布,用可能扩展角度均值作为裂纹扩展方向,获得了裂纹扩展路径.研究结果表明,低速列车钢轨的裂纹扩展为张开型裂纹逐渐变为滑开型裂纹,高速列车的钢轨裂纹扩展基本都是张开型裂纹;高速列车钢轨的裂纹扩展速率快于低速列车钢轨;模拟的裂纹路径与实验测得的裂纹路径吻合,验证了用可能扩展角度的均值作为裂纹扩展方向的合理性. |
[7] | . 为了建立轮轨磨损与损伤实验的统一标准,在目前实验方法研究轮轨磨损与损伤机制的基础上,提出了基于接触斑能量耗散轮轨磨损与损伤机制的分析方法.针对轮轨磨损与损伤实验缺乏统一标准的现状,对不同实验方法获得的磨损与损伤结果进行对比分析;通过对不同实验结果的对比分析,提出了基于接触斑能量耗散轮轨磨损与损伤机制的分析方法,并分析了不同轮轨材料与实验方法的单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率曲线的变化规律.研究结果表明:根据轮轨材料的单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率变化曲线规律及轮轨损伤特征,可将轮轨磨损划分为3个分区:轻微磨损、严重磨损、灾难性磨损,单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率曲线在实际应用中可预测轮轨磨损;轮轨接触斑耗散能准确地表征轮轨磨损率和损伤形式,可用于轮轨磨损与损伤数据的对比分析. . 为了建立轮轨磨损与损伤实验的统一标准,在目前实验方法研究轮轨磨损与损伤机制的基础上,提出了基于接触斑能量耗散轮轨磨损与损伤机制的分析方法.针对轮轨磨损与损伤实验缺乏统一标准的现状,对不同实验方法获得的磨损与损伤结果进行对比分析;通过对不同实验结果的对比分析,提出了基于接触斑能量耗散轮轨磨损与损伤机制的分析方法,并分析了不同轮轨材料与实验方法的单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率曲线的变化规律.研究结果表明:根据轮轨材料的单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率变化曲线规律及轮轨损伤特征,可将轮轨磨损划分为3个分区:轻微磨损、严重磨损、灾难性磨损,单位面积轮轨接触斑耗散能-磨损率曲线在实际应用中可预测轮轨磨损;轮轨接触斑耗散能准确地表征轮轨磨损率和损伤形式,可用于轮轨磨损与损伤数据的对比分析. |
[8] | . Fracture coalescence, which plays an important role in the behavior of brittle materials, is investigated by loading pre-fractured specimens of gypsum, used as a rock model material, in uniaxial and biaxial compression. Several new phenomena and their dependence on geometry and other conditions are observed. The specimens have two pre-existing fractures or flaws that are arranged in different geometries, and that can be either open or closed. Two different test series are performed with these flaw geometries, one under uniaxial loading and one with biaxial loading in which confining stresses of 2.5, 5.0, 7.5 and 10 MPa are applied. As the vertical (axial) load is increased, new cracks emanate from the flaws and eventually coalesce. Flaw slippage, wing crack initiation, secondary crack initiation, crack coalescence, and failure are observed. Two types of cracks occur, wing cracks, which are tensile cracks, and secondary cracks which initiate as shear cracks in a plane roughly co-planar with the flaw. The secondary cracks usually propagate as shear cracks in the same plane but, depending on the geometry, they also propagate out of plane as either tensile or shear cracks. The wing cracks initiate at the flaw tips for uniaxial or low confinement biaxial conditions but move to the middle of the flaw and disappear completely for higher confining stresses. Three types of coalescence, which depend on the geometry of the flaws and to some extent on stress condition occur; they can be distinguished by different combinations of wing cracks and secondary cracks. For closed flaw specimens, at least partial debonding and slippage of the flaws is required prior to initiation of a crack. In uniaxial compression coalescence and failure occur simultaneously, while failure in biaxial compression occurs after coalescence. |
[9] | . 考虑边界条件对试样破裂路径的影响,分析了粗砂岩理论破裂面与实际破裂面不一致的机理,并在莫尔-库仑准则下对比了不同破裂面上强度差异的机制,结果表明:莫尔-库仑准则下粗砂岩的破裂面方位角理论值在67.45°附近,但实际破裂面被边界约束限制在了对角线所在的63°附近,而不同剪切破裂面上对应着不同的强度,破裂面理论值与真实值的不一致最终影响了强度,导致实验值比理论值偏大,且这种偏离随围压的增大而增大.消除这种差异可以通过增大试件高径比来实现, 考虑边界条件对试样破裂路径的影响,分析了粗砂岩理论破裂面与实际破裂面不一致的机理,并在莫尔-库仑准则下对比了不同破裂面上强度差异的机制,结果表明:莫尔-库仑准则下粗砂岩的破裂面方位角理论值在67.45°附近,但实际破裂面被边界约束限制在了对角线所在的63°附近,而不同剪切破裂面上对应着不同的强度,破裂面理论值与真实值的不一致最终影响了强度,导致实验值比理论值偏大,且这种偏离随围压的增大而增大.消除这种差异可以通过增大试件高径比来实现, |
[10] | . 基于岩土摩擦性,假设岩土破坏是由其物理空间内特征面上的应力比决定,提出了等效应力比的概念,即物理空间特征面上的剪应力合力与正应力合力的比值.在二维条件下,等效应力比可表示为σ-τ坐标系下与摩尔圆相切的直线扣除截距正切值;在三维条件下,假设在XYZ空间内存在一三维物理空间平面,此三维空间特征平面的等效应力比为影响材料强度特性的决定性因素,基于上述三维空间特征面建立了强度准则并称之为a准则.SMP准则以及广义Mises准则都是a准则的特例,当二维坐标中的截距为零时,则强度准则退化为SMP(spatially mobilized plane)强度准则,而当正切角为零时,则强度准则退化为广义Mises准则.而当截距与外切角均不为零时,则强度准则为介于上述两者之间的一种强度准则,在偏平面上为介于SMP曲边三角形与广义Mises圆形之间的曲边三角形.在子午面上,采用考虑岩土压剪耦合的屈服准则,破坏准则采用幂函数表达式.在偏平面上提出了基于a准则的形状函数,并采用真三维应力状态表示的破坏强度准则表示在三轴压缩路径下以p,q二维应力变量表达的准则公式,推导得到了基于a准则的变换应力公式,可简单地将一般以p,q为基本变量的二维模型转变为三维应力模型.通过强度以及多种应力路径的测试对比,验证了a准则及基于该准则的变换应力公式的合理性. . 基于岩土摩擦性,假设岩土破坏是由其物理空间内特征面上的应力比决定,提出了等效应力比的概念,即物理空间特征面上的剪应力合力与正应力合力的比值.在二维条件下,等效应力比可表示为σ-τ坐标系下与摩尔圆相切的直线扣除截距正切值;在三维条件下,假设在XYZ空间内存在一三维物理空间平面,此三维空间特征平面的等效应力比为影响材料强度特性的决定性因素,基于上述三维空间特征面建立了强度准则并称之为a准则.SMP准则以及广义Mises准则都是a准则的特例,当二维坐标中的截距为零时,则强度准则退化为SMP(spatially mobilized plane)强度准则,而当正切角为零时,则强度准则退化为广义Mises准则.而当截距与外切角均不为零时,则强度准则为介于上述两者之间的一种强度准则,在偏平面上为介于SMP曲边三角形与广义Mises圆形之间的曲边三角形.在子午面上,采用考虑岩土压剪耦合的屈服准则,破坏准则采用幂函数表达式.在偏平面上提出了基于a准则的形状函数,并采用真三维应力状态表示的破坏强度准则表示在三轴压缩路径下以p,q二维应力变量表达的准则公式,推导得到了基于a准则的变换应力公式,可简单地将一般以p,q为基本变量的二维模型转变为三维应力模型.通过强度以及多种应力路径的测试对比,验证了a准则及基于该准则的变换应力公式的合理性. |
[11] | . Experiments combined with numerical simulations were used to study crack initiation in brittle materials under biaxial static compression with particular attention to the frictional resistance of the cracks. A new methodology has been developed to prepare specimens with a central crack where crack surfaces are in contact and with the desired friction coefficient: two pieces of Homalite-100 (a brittle polymer) were bonded except for a central region that served as a crack. The measured failure load for cracks with different orientation angles and surface roughness was in close agreement with theoretical predictions for compressive failure. In situ photoelastic fringes were obtained and compared with numerical results enabling the determination of stress distribution along crack faces, as well as the identification of slip and stick regions. |
[12] | . 节理弱面是造成岩体力学性能弱化的主要因素,而充填物质的非均质性将显著影响节理岩体的剪切力学特性。考虑压剪应力作用下贯通性节理充填物中沿节理方向裂隙对节理岩体断裂特性的影响,制取含不同长度初始裂隙的充填砂浆节理岩体试样,在单轴压缩作用下研究含裂隙充填节理岩体的压剪断裂机制及初始裂隙尺寸对节理岩体破裂模式和断裂能的影响规律。试验结果表明:(1)单轴压缩作用下,充填节理岩体的失稳过程分为断裂和摩擦两阶段,前者为节理内裂隙的起裂、扩展到贯通过程,峰值强度后承载力迅速降低,之后因宏观破裂面的压剪摩擦作用而出现强化现象,直至剪应力达到其抗剪强度而失稳破坏;(2)随着充填体内初始裂隙长度增大,试样峰值荷载线性减小,峰值脆性断裂特征更加明显;(3)无初始裂隙节理试样破裂过程中裂隙在节理内分布均匀,而含初始裂隙试样断裂从裂隙尖端开始,向充填体和花岗岩块体黏接面扩展贯通,充填体内裂隙集中而密度较低;(4)采用节理韧带体积Vjc改进断裂能计算公式,计算充填节理岩体压剪断裂能Gf-V;基于充填节理的断裂机制,提出局部断裂能gf-V沿韧带双线性分布的前边界效应模型,解释了平均断裂能Gf-V随初始裂隙长度增大而减小的原因,试验结果验证了模型的正确性。 . 节理弱面是造成岩体力学性能弱化的主要因素,而充填物质的非均质性将显著影响节理岩体的剪切力学特性。考虑压剪应力作用下贯通性节理充填物中沿节理方向裂隙对节理岩体断裂特性的影响,制取含不同长度初始裂隙的充填砂浆节理岩体试样,在单轴压缩作用下研究含裂隙充填节理岩体的压剪断裂机制及初始裂隙尺寸对节理岩体破裂模式和断裂能的影响规律。试验结果表明:(1)单轴压缩作用下,充填节理岩体的失稳过程分为断裂和摩擦两阶段,前者为节理内裂隙的起裂、扩展到贯通过程,峰值强度后承载力迅速降低,之后因宏观破裂面的压剪摩擦作用而出现强化现象,直至剪应力达到其抗剪强度而失稳破坏;(2)随着充填体内初始裂隙长度增大,试样峰值荷载线性减小,峰值脆性断裂特征更加明显;(3)无初始裂隙节理试样破裂过程中裂隙在节理内分布均匀,而含初始裂隙试样断裂从裂隙尖端开始,向充填体和花岗岩块体黏接面扩展贯通,充填体内裂隙集中而密度较低;(4)采用节理韧带体积Vjc改进断裂能计算公式,计算充填节理岩体压剪断裂能Gf-V;基于充填节理的断裂机制,提出局部断裂能gf-V沿韧带双线性分布的前边界效应模型,解释了平均断裂能Gf-V随初始裂隙长度增大而减小的原因,试验结果验证了模型的正确性。 |
[13] | . 实际工程中,结构体裂纹常处于拉剪和压剪复合受力状态,研究适合于复合型裂纹的断裂准则和裂纹扩展机理具有重要的理论意义和实用价值。以Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹为研究对象,基于线弹性理论,在考虑裂纹几何特征及受力形式的基础上,系统介绍了裂纹应力强度因子(SIF)的理论解。提出了适用于Ⅱ型断裂的径向剪应力准则和双剪应力准则。对于Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹,提出用等效Ⅰ、Ⅱ型SIF比值与Ⅰ、Ⅱ型断裂韧度比值的关系判定裂纹断裂类型,并分别选择适合于Ⅰ、Ⅱ型断裂的断裂准则,计算了裂纹断裂扩展理论角度。理论断裂角与预制非闭合裂纹类岩石脆性材料压剪断裂试验结果符合得较好。 . 实际工程中,结构体裂纹常处于拉剪和压剪复合受力状态,研究适合于复合型裂纹的断裂准则和裂纹扩展机理具有重要的理论意义和实用价值。以Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹为研究对象,基于线弹性理论,在考虑裂纹几何特征及受力形式的基础上,系统介绍了裂纹应力强度因子(SIF)的理论解。提出了适用于Ⅱ型断裂的径向剪应力准则和双剪应力准则。对于Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹,提出用等效Ⅰ、Ⅱ型SIF比值与Ⅰ、Ⅱ型断裂韧度比值的关系判定裂纹断裂类型,并分别选择适合于Ⅰ、Ⅱ型断裂的断裂准则,计算了裂纹断裂扩展理论角度。理论断裂角与预制非闭合裂纹类岩石脆性材料压剪断裂试验结果符合得较好。 |
[14] | . Fatigue crack propagation tests in compact mixed-mode specimens were carried out for several stress intensity ratios of mode I and mode II, K I/ K II, in AlMgSi1-T6 aluminium alloy with 3 mm thickness. The tests were performed in a standard servo-hydraulic machine. A linkage system was developed in order to permit the variation of the K I/ K II ratio by changing the loading angle. Crack closure loads were obtained through the compliance technique. A finite element analysis was also done in order to obtain the K I and K II values for the different loading angles. Crack closure increases under mixed-mode loading conditions in comparison to mode-I loading due the friction between the crack tip surfaces. Moreover, the crack closure level increases with the K I/ K II ratio decrease. Correlations of the equivalent values of the effective stress intensity factor with the crack growth rates are also performed. Finally, an elastic鈥損lastic finite element analysis was performed to obtain the plastic zones sizes and shapes and model the effect of mixed-mode loading on crack closure. |
[15] | . 开挖卸荷岩体裂隙面通常处于拉剪应力状态。在裂隙应力和变形状态分析的基础上,采用线弹性断裂力学理论和物理模型试验研究了拉剪应力状态下裂隙扩展的力学机制。岩体裂隙在拉剪应力状态下沿裂隙面间的滑动抗剪摩擦力消失,裂隙起裂沿I型张拉裂隙断裂韧度K1最小的方向起裂,并最终发展与卸荷拉应力方向垂直;拉剪应力状态下岩体的总位移方向平行于拉应力方向,通过合理的位移假设,基于能量及线弹性断裂力学理论,求解了拉剪应力状态下分支裂隙扩展过程中尖端的动态应力强度因子和扩展长度判据;通过拉剪应力状态下单裂隙扩展物理模型试验验证了理论推导的正确性。 . 开挖卸荷岩体裂隙面通常处于拉剪应力状态。在裂隙应力和变形状态分析的基础上,采用线弹性断裂力学理论和物理模型试验研究了拉剪应力状态下裂隙扩展的力学机制。岩体裂隙在拉剪应力状态下沿裂隙面间的滑动抗剪摩擦力消失,裂隙起裂沿I型张拉裂隙断裂韧度K1最小的方向起裂,并最终发展与卸荷拉应力方向垂直;拉剪应力状态下岩体的总位移方向平行于拉应力方向,通过合理的位移假设,基于能量及线弹性断裂力学理论,求解了拉剪应力状态下分支裂隙扩展过程中尖端的动态应力强度因子和扩展长度判据;通过拉剪应力状态下单裂隙扩展物理模型试验验证了理论推导的正确性。 |
[16] | . 阐述岩石、混凝土材料与结构的力学特征;综述当今岩石、混凝土离散–接触–断裂分析模型与数值方法;同时,对这一领域的前沿科学技术问题提出作者的见解;应用离散–接触–断裂分析模型,研究高坝与地基安全稳定问题,并给出若干工程实例;最后,展望岩石、混凝土力学未来的前景,指出构建连续–非连续介质统一数值模型,以研究细观损伤到宏观破坏失稳全过程机制是其主要发展方向。 . 阐述岩石、混凝土材料与结构的力学特征;综述当今岩石、混凝土离散–接触–断裂分析模型与数值方法;同时,对这一领域的前沿科学技术问题提出作者的见解;应用离散–接触–断裂分析模型,研究高坝与地基安全稳定问题,并给出若干工程实例;最后,展望岩石、混凝土力学未来的前景,指出构建连续–非连续介质统一数值模型,以研究细观损伤到宏观破坏失稳全过程机制是其主要发展方向。 |
[17] | . In rocks and rock-model materials, two types of cracks are observed: wing cracks, and secondary cracks. Wing cracks are tensile cracks that initiate at the tips of pre-existing cracks (flaws) and propagate in a stable manner towards the direction of the maximum compressive stress. Secondary cracks initiate also from the tips of the flaws, propagate in a stable manner, and have been recognized by many researchers as shear cracks. Two initiation directions are possible: one coplanar or quasi-coplanar to the flaw, and the other one parallel to the wing cracks but in the opposite direction. Shear cracks quasi-coplanar to the flaw are observed in most of the experiments; shear cracks parallel to the wing cracks only in few cases. This indicates that the second direction may be material dependent. Secondary cracks play a major role in the cracking process of rocks in compression. Crack coalescence is caused in many instances by secondary cracks. In biaxial compression and for high confinement, cracking is only produced through secondary cracks. Conventional initiation criteria are suitable for predictions concerning tensile cracks, but are inadequate to predict initiation of secondary cracks. An extension of the maximum tangential stress criterion is proposed in which shear crack initiation is analogous to tensile crack initiation, except that the direction and stress level of initiation are determined by the direction and magnitude of the maximum shear stress. This criterion allows for the initiation of more than one kink from pre-existing cracks. This is in agreement with experiments, and with the fact that the stress singularity at the tip of a flaw does not disappear with the initiation of a kink. A limited number of comparisons between experiments and this model show promising results. Stress initiation and angle of initiation for both wing and secondary cracks can be determined within reasonable errors. |
[18] | . Abstract The crack pattern, as well as crack initiation, -propagation and -coalescence observed in experiments on gypsum specimens with pre-existing fractures in uniaxial, biaxial, and tensile loading are satisfactorily predicted with the numerical model presented in this paper. This was achieved with a new stress-based crack initiation criterion which is incorporated in FROCK, a Hybridized Indirect Boundary Element method first developed by Chan et al. (1990). The basic formulation of FROCK is described, and the code verified for both open and closed pre-existing fractures either with only friction or with friction and cohesion. The new initiation criterion requires only three material properties: 蟽crit, the critical strength of the material in tension; 蟿crit, the critical strength of the material in shear; r0, the size of the plastic zone. The three parameters can be determined with the results from only one test. Predictions using this model are compared with experiments on gypsum specimens with pre-existing fractures loaded in uniaxial and biaxial compression performed by the authors. Specifically, wing crack and shear crack initiation, crack propagation, coalescence stress and -type as well as the crack pattern up to coalescence can be modeled. The model can also duplicate experimental results in compression and tension obtained by other researchers. These results show that stress-based criteria can be effectively used in modeling crack initiation and crack coalescence. |
[19] | . A series of uniaxial compression tests were performed on gypsum specimens with preexisting fractures to study the failure mechanism of fractures and rock bridges in fractured rock masses. The coalescence mechanism of two parallel and offset fractures was investigated by monitoring the process of fracture initiation and propagation with a video camera. The tests showed that two inclined parallel fractures can coalesce by shear failure and/or tensile failure under a uniaxial load. The coalescence path and mechanism mainly depend on the relative position of the two fractures. For instance, when the two fractures are coplanar or slightly offset, coalescence is generated by shear failure; when they are overlapping in the loading direction, coalescence is generated by mixed shear and tensile failure. Two types of preexisting fractures, one without initial surface contact and hence frictionless and another with surface contact and friction, were used to study the influence of fracture contact conditions on the coalescence path and load. It was found that coalescence of fractures with surface contact and friction requires loads as much as 35% higher than that for coalescence of fractures without contact and friction. A stress analysis was conducted in this study to explain the different coalescence mechanisms. The analytical work indicated that different fracture geometries produce significantly different stress fields in the rock bridge area and hence result in different failure modes. |
[20] | . 通过对含充填节理类岩石材料试件进行变角度压剪试验,探究不同压剪应力比作用下节理倾角对岩体破坏模式的影响。定义削弱度,分析节理倾角对岩体抗剪强度的影响。研究结果表明:不同压剪应力比影响试件的初始破坏模式,最终破坏由过大剪切位移所致,并且节理倾角决定试件破坏后的形态;压剪应力比越大,同角度节理试件的抗剪强度越大;在相同压剪应力比下,与无节理试件抗剪强度相比,节理会削弱试件的抗剪强度,倾角不同,削弱度不同。 . 通过对含充填节理类岩石材料试件进行变角度压剪试验,探究不同压剪应力比作用下节理倾角对岩体破坏模式的影响。定义削弱度,分析节理倾角对岩体抗剪强度的影响。研究结果表明:不同压剪应力比影响试件的初始破坏模式,最终破坏由过大剪切位移所致,并且节理倾角决定试件破坏后的形态;压剪应力比越大,同角度节理试件的抗剪强度越大;在相同压剪应力比下,与无节理试件抗剪强度相比,节理会削弱试件的抗剪强度,倾角不同,削弱度不同。 |
[21] | . 为了研究压-剪应力环境下裂隙岩体内部的裂纹起裂、扩展及破坏过程,采用水泥砂浆材料制作含不同倾角的非平行裂隙试样,并在刚性试验机上进行限制性压剪试验。与此同时,采用高分辨率电荷耦合器件(CCD)相机连续捕捉图像,并采用高精度数字散斑技术对变形图像进行处理,得到压剪加载过程中试样表面的应变场及位移场,进而获取非平行裂隙间的破坏过程。研究结果表明:压-剪应力共同作用下非平行裂隙试样的破坏形式基本可以分为脆性破坏和非脆性破坏;脆性破坏下,在加载初期试样内部的裂隙尖端并无翼裂纹产生,且试样破坏迅速,加载曲线峰后段加载力突然下降至残余值;非脆性破坏下,试样加载曲线可分为4个阶段,在压密阶段试样内部无裂纹产生,而在非线性变形阶段试样内部预制裂隙尖端将衍生出翼裂纹,加载过程中试样并未发生突然破坏,且加载曲线的峰后阶段加载力持续下降;此外,不同的裂隙倾角导致试样呈现出不同的破坏模式,当裂隙倾角为0°和180°时,试样内部断续裂隙间虽形成了贯通,但其主要破坏面是试样中部的贯通剪切破坏面。对于倾角为45°、90°和135°的情况,试样内部并未形成贯通式的破坏面,而是裂隙尖端衍生出的裂纹扩展至试样边界导致的破坏。 为了研究压-剪应力环境下裂隙岩体内部的裂纹起裂、扩展及破坏过程,采用水泥砂浆材料制作含不同倾角的非平行裂隙试样,并在刚性试验机上进行限制性压剪试验。与此同时,采用高分辨率电荷耦合器件(CCD)相机连续捕捉图像,并采用高精度数字散斑技术对变形图像进行处理,得到压剪加载过程中试样表面的应变场及位移场,进而获取非平行裂隙间的破坏过程。研究结果表明:压-剪应力共同作用下非平行裂隙试样的破坏形式基本可以分为脆性破坏和非脆性破坏;脆性破坏下,在加载初期试样内部的裂隙尖端并无翼裂纹产生,且试样破坏迅速,加载曲线峰后段加载力突然下降至残余值;非脆性破坏下,试样加载曲线可分为4个阶段,在压密阶段试样内部无裂纹产生,而在非线性变形阶段试样内部预制裂隙尖端将衍生出翼裂纹,加载过程中试样并未发生突然破坏,且加载曲线的峰后阶段加载力持续下降;此外,不同的裂隙倾角导致试样呈现出不同的破坏模式,当裂隙倾角为0°和180°时,试样内部断续裂隙间虽形成了贯通,但其主要破坏面是试样中部的贯通剪切破坏面。对于倾角为45°、90°和135°的情况,试样内部并未形成贯通式的破坏面,而是裂隙尖端衍生出的裂纹扩展至试样边界导致的破坏。 |
[22] | . |
[23] | . |
[24] | . 实际工程的结构中,裂纹多处于复合型状态,因此复合型裂纹断裂的理论研究有着更为重要的理论意义和实用价值。本文以Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹为研究对象,将偏应力张量的第二不变量<I>J</I><SUB>2</SUB>作为判定依据,预测了裂纹起裂的角度以及开裂荷载,并与一些实验数据进行了比较,符合得也较好。计算结果进一步表明了在裂纹起裂引起的应变能转化过程中,起主要作用的是形状改变比能这一事实,由此得出了另一个结论是在裂纹尖端,平行于裂纹方向的应力级数展开式中非奇异项对裂纹的开裂角度以及开裂荷载是有影响的。 . 实际工程的结构中,裂纹多处于复合型状态,因此复合型裂纹断裂的理论研究有着更为重要的理论意义和实用价值。本文以Ⅰ-Ⅱ复合型裂纹为研究对象,将偏应力张量的第二不变量<I>J</I><SUB>2</SUB>作为判定依据,预测了裂纹起裂的角度以及开裂荷载,并与一些实验数据进行了比较,符合得也较好。计算结果进一步表明了在裂纹起裂引起的应变能转化过程中,起主要作用的是形状改变比能这一事实,由此得出了另一个结论是在裂纹尖端,平行于裂纹方向的应力级数展开式中非奇异项对裂纹的开裂角度以及开裂荷载是有影响的。 |
[25] | . http://linkinghub.elsevier.com/retrieve/pii/0013794473900726 |
[26] | . The initial energy release rate for a branch crack propagating at an arbitrary angle from an existing crack tip is obtained in a simple fashion and in closed form by using a continuity assumption. It is then postulated that the branch crack propagates in the direction which causes the energy release rate to be a maximum and that initiation occurs when the value of this release rate reaches a critical value. It is shown that these postulates yield results identical to the maximum stress theory, since the direction in which the maximum circumferential stress occurs is also the direction causing the maximum energy release rate. |
[27] | . 正 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. . 正 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. |
[28] | . <p>众所周知,现有的复合型脆断判据都是张开型断裂判据.我们认为亦存在着滑开型断裂的复合型脆断,从而提出三个滑开型断裂的复合型脆断判据:径向剪应力判据、最大剪应力判据及歪形应变能密度判据.这样,我们就能全面解释带裂纹的构件的脆断现象.</p> . <p>众所周知,现有的复合型脆断判据都是张开型断裂判据.我们认为亦存在着滑开型断裂的复合型脆断,从而提出三个滑开型断裂的复合型脆断判据:径向剪应力判据、最大剪应力判据及歪形应变能密度判据.这样,我们就能全面解释带裂纹的构件的脆断现象.</p> |
[29] | . <FONT face=Verdana>在分析压剪复合型裂纹尖端应力场的基础上,利用最小J2准则得到压剪裂纹的起裂角。把岩石压剪断裂问题与岩石的破坏准则联系在一起,利用岩土材料中广泛应用的Mohr-Coulumb准则和Drucker-Prager准则分别建立两个岩石压剪断裂判据。计算结果表明,基于强度准则建立的岩石压剪断裂判据比较合理;纯II型裂纹的断裂韧度与纯I型裂纹的断裂韧度的比值与泊松比和内摩擦角的取值有关系(纯II型裂纹的起裂角是某个定值时),而与其他岩石力学参数没有关系。</FONT> . <FONT face=Verdana>在分析压剪复合型裂纹尖端应力场的基础上,利用最小J2准则得到压剪裂纹的起裂角。把岩石压剪断裂问题与岩石的破坏准则联系在一起,利用岩土材料中广泛应用的Mohr-Coulumb准则和Drucker-Prager准则分别建立两个岩石压剪断裂判据。计算结果表明,基于强度准则建立的岩石压剪断裂判据比较合理;纯II型裂纹的断裂韧度与纯I型裂纹的断裂韧度的比值与泊松比和内摩擦角的取值有关系(纯II型裂纹的起裂角是某个定值时),而与其他岩石力学参数没有关系。</FONT> |
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