高应变率下断裂韧性实验的数值模拟

叶波 巫绪涛 胡凤辉 廖礼

引用本文:
Citation:

高应变率下断裂韧性实验的数值模拟

    作者简介: 叶波(1991-),男,硕士研究生;
    通讯作者: 巫绪涛, wuxvtao@sina.com
  • 基金项目: 国家自然科学基金项目 11072072

  • 中图分类号: O347.3

Numerical simulation of fracture toughness test under high strain rate

    Corresponding author: Wu Xutao, wuxvtao@sina.com ;
  • CLC number: O347.3

  • 摘要: 采用有限元软件ANSYS/LS-DYNA程序对静态和冲击荷载作用下的含裂纹半圆弯曲(SCB)实验进行了数值模拟。根据静态实验的模拟结果,提出了适合复合型加载的Ⅰ型应力强度因子拟合公式,采用该公式计算应力强度因子的最大误差不超过10%。动态实验的模拟结果表明:对于纯Ⅰ型加载的SCB实验,动态应力强度因子随着试样半径、支座间距以及相对裂纹长度的变化呈现规律性变化;当试样半径小于60mm、相对支座间距为1.2、相对裂纹长度在0.1~0.4范围内时,惯性效应的影响较小,采用静态拟合公式计算裂尖的动态应力强度因子的误差约10%;对于复合型加载的SCB实验,当相对裂纹长度为0.2~0.4、裂纹倾角在10°~40°范围内时,采用静态拟合公式计算裂尖的动态应力强度因子的误差小于10%。
  • 图 1  静态复合型加载SCB实验简图

    Figure 1.  Diagram of static SCB test under mixed mode loading

    图 2  静态复合型加载SCB实验应力强度因子拟合结果

    Figure 2.  Fitted effect of stress intensity factor in static SCB test under mixed mode loading

    图 3  基于SHPB装置的动态SCB实验有限元模型

    Figure 3.  Finite element model of dynamic SCB test based on SHPB device

    图 4  三角形速度脉冲

    Figure 4.  Triangular velocity pulse

    图 5  不同相对裂纹长度下的应力强度因子变化规律

    Figure 5.  Variation of stress intensity factor for different relative crack lengths

    图 6  不同试样半径下应力强度因子的变化规律

    Figure 6.  Variation of stress intensity factor for different sample radiuses

    图 7  不同支座间距下应力强度因子的变化规律

    Figure 7.  Variation of stress intensity factor for different distances between two supports

    图 8  KⅠd1KⅠd2的比较(a/R=0.4)

    Figure 8.  Comparison of KⅠd1 and KⅠd2 (a/R=0.4)

    图 9  静态公式的相对误差随a/R的变化

    Figure 9.  Relative error of static formula for different a/R

    图 10  KⅠd1max随裂纹倾角β的变化规律

    Figure 10.  Variation of KⅠd1max with crack angle β

    图 11  KⅠd1max随裂纹相对长度a/R的变化规律

    Figure 11.  Variation of KⅠd1max with relative crack length a/R

    表 1  复合型加载下静态公式计算KⅠdmax的相对误差δm

    Table 1.  Relative errorδm of KⅠdmax in the static formula under mixed-mode loading

    β/(°) δm/%
    a/R=0.2 a/R=0.4 a/R=0.6 a/R=0.7 a/R=0.8
    10 9.6 6.6 -0.7 3.7 26.8
    20 6.4 9.8 19.8 23.2 40.3
    30 5.4 5.6 24.1 39.2 49.1
    40 9.3 0.9 17.2 34.8 138.0
    下载: 导出CSV
  • [1] Nakano M, Kashida K, Yamauchi Y, et al. Dynamic fracture initiation in brittle materials under combined mode Ⅰ/Ⅱ loading[J]. Journal De Physique IV, 1994, 4(8):695-700.
    [2] Yamauchi Y, Nakano M, Kishida K, et al.Measurement of fracture toughness for brittle materials under mixed-mode impact loading using center-notched disk specimen[J]. Journal of the Society of Materials Science Japan, 2000, 49(12):1324-1329. doi: 10.2472/jsms.49.1324
    [3] Ayatollahi M R, Aliha M R M, Hassani M M. Mixed mode brittle fracture in PMMA-An experimental study using SCB specimens[J]. Materials Science and Engineering A, 2006, 417(1/2):348-356.
    [4] Ayatollahi M R, Aliha M R M. On determination of mode Ⅱ fracture toughness using semi-circular bend specimen[J]. International Journal of Solids and Structures, 2006, 43(17):5217-5227. doi: 10.1016/j.ijsolstr.2005.07.049
    [5] Aliha M R M, Ayatollahi, M R. Mixed mode Ⅰ/Ⅱ brittle fracture evaluation of marble using SCB specimen[J]. Procedia Engineering, 2011, 10:311-318. doi: 10.1016/j.proeng.2011.04.054
    [6] Chen R, Xia K W, Dai F et al. Determination of dynamic fracture parameters using a semi-circular bend technique in split Hopkinson pressure bar testing[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2009, 76(9):1268-1276. doi: 10.1016/j.engfracmech.2009.02.001
    [7] Dai F, Xia K W, et al. Rate dependence of the flexural tensile strength of Laurentian granite[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2010, 47(3):469-475. doi: 10.1016/j.ijrmms.2009.05.001
    [8] Dai F, Xia K W, et al. Determination of dynamic rock Mode-I fracture parameters using cracked chevron notched semi-circular bend specimen[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2011, 78(15):2633-2644. doi: 10.1016/j.engfracmech.2011.06.022
    [9] Yau J, Wang S, Corten H. A mixed-mode crack analysis of isotropic solids using conservation laws of elasticity[J]. Journal of Applied Mechanics, 1980, 47(2):335-341. doi: 10.1115/1.3153665
    [10] 巫绪涛, 杨伯源.数值外插法求解空间裂纹应力强度因子的研究[J].合肥工业大学学报, 1999, 22(4):26-31.
    Wu Xutao, Yang Boyuan. Study on the numerical extrapolated method for calculating the 3-D crack front stress intensity factor[J]. Journal of Hefei University of Tchnology, 1999, 22(4):26-31.
  • [1] 王琼皎郭伟国左红星徐丰曾志银邵小军 . 超强钢18NiC250在不同加载速率下的断裂韧性. 爆炸与冲击, 2013, 33(3): 238-242. doi: 10.11883/1001-1455(2013)03-0238-05
    [2] 马小敏李世强李鑫王志华吴桂英 . 编织Kevlar/Epoxy复合材料层合板在冲击荷载下的动态响应. 爆炸与冲击, 2016, 36(2): 170-176. doi: 10.11883/1001-1455(2016)02-0170-07
    [3] 施泽彬朱哲明汪小梦王雄 . Ⅰ型裂纹中低速冲击荷载下起裂韧度测试新方法. 爆炸与冲击, 2018, 38(6): 1247-1254. doi: 10.11883/bzycj-2017-0132
    [4] 张勇陈力陈荣俊谢卫红 . 聚氨酯泡沫铝动力学性能实验及本构模型研究. 爆炸与冲击, 2014, 34(3): 373-378. doi: 10.11883/1001-1455(2014)03-0373-06
    [5] 肖同社杨仁树庄金钊李清 . 节理岩体爆生裂纹扩展动态焦散线模型实验研究. 爆炸与冲击, 2007, 27(2): 159-164. doi: 10.11883/1001-1455(2007)02-0159-06
    [6] 李本平 . 冲击荷载作用下粘土孔隙水压的数值分析. 爆炸与冲击, 2005, 25(3): 281-284. doi: 10.11883/1001-1455(2005)03-0281-04
    [7] 翟朝娇夏唐代陈炜昀杜国庆 . 无限弹性土体中洞室在反平面冲击荷载作用下的瞬态响应. 爆炸与冲击, 2014, 34(2): 209-215. doi: 10.11883/1001-1455(2014)02-0209-07
    [8] 刘海峰宁建国 . 冲击荷载作用下混凝土材料的细观本构模型. 爆炸与冲击, 2009, 29(3): 261-267. doi: 10.11883/1001-1455(2009)03-0261-07
    [9] 党发宁焦凯潘峰 . 混凝土抗折动强度及其极值研究. 爆炸与冲击, 2016, 36(3): 422-428. doi: 10.11883/1001-1455(2016)03-0422-07
    [10] 岳中文宋耀王煦李明洋李明林 . 不同倾角预制裂纹缺陷与运动裂纹的相互作用. 爆炸与冲击, 2017, 37(1): 162-168. doi: 10.11883/1001-1455(2017)01-0162-07
    [11] 李清薛耀东于强徐文龙韦贵华 . 含预制裂纹L形梁柱试件动态断裂过程. 爆炸与冲击, 2018, 38(3): 491-500. doi: 10.11883/bzycj-2017-0255
    [12] 张仁波金浏杜修力窦国钦 . 冲击荷载与火灾联合作用下SFRC梁的力学行为. 爆炸与冲击, 2019, 39(9): 093102-1-093102-13. doi: 10.11883/bzycj-2018-0191
    [13] 赵勇肖成龙杨立云丁晨曦郑昌达 . 动、静裂纹作用偏置效应的动焦散冲击实验. 爆炸与冲击, 2020, 40(7): 073201-1-073201-12. doi: 10.11883/bzycj-2019-0401
    [14] 周琴朱哲明王雄董玉清周磊 . 冲击载荷下两裂纹间的连通规律. 爆炸与冲击, 2019, 39(11): 113201-1-113201-15. doi: 10.11883/bzycj-2018-0247
    [15] 孙强李雪东姚腾飞高淳 . 基于DIC的爆炸加载下脆性材料裂纹扩展规律的试验研究. 爆炸与冲击, 2019, 39(10): 103102-1-103102-11. doi: 10.11883/bzycj-2018-0308
    [16] 刘红岩杨艳李俊峰张力民 . 基于TCK模型的非贯通节理岩体动态损伤本构模型. 爆炸与冲击, 2016, 36(3): 319-325. doi: 10.11883/1001-1455(2016)03-0319-07
    [17] 杨仁树肖成龙丁晨曦陈程赵勇郑昌达 . 空孔与运动裂纹相互作用的动焦散线实验研究. 爆炸与冲击, 2020, 40(5): 052202-1-052202-9. doi: 10.11883/bzycj-2019-0091
    [18] 葛涛王明洋 . 坚硬岩石在强冲击荷载作用近区的性状研究. 爆炸与冲击, 2007, 27(4): 306-311. doi: 10.11883/1001-1455(2007)04-0306-06
    [19] 赵武超钱江张文娜 . 冲击荷载下钢筋混凝土梁的性能及损伤评估. 爆炸与冲击, 2019, 39(1): 015102-1-015102-12. doi: 10.11883/bzycj-2017-0288
    [20] 俞宇颖谭叶谭华戴诚达彭建祥李雪梅吴强王翔 . 适用于自洽强度方法的冲击加载-再加载实验技术. 爆炸与冲击, 2016, 36(4): 491-496. doi: 10.11883/1001-1455(2016)04-0491-06
  • 加载中
图(11)表(1)
计量
  • 文章访问数:  3780
  • HTML全文浏览量:  1247
  • PDF下载量:  684
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2014-10-13
  • 录用日期:  2015-02-03
  • 刊出日期:  2016-05-25

高应变率下断裂韧性实验的数值模拟

    作者简介:叶波(1991-),男,硕士研究生
    通讯作者: 巫绪涛, wuxvtao@sina.com
  • 合肥工业大学土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009
基金项目:  国家自然科学基金项目 11072072

摘要: 采用有限元软件ANSYS/LS-DYNA程序对静态和冲击荷载作用下的含裂纹半圆弯曲(SCB)实验进行了数值模拟。根据静态实验的模拟结果,提出了适合复合型加载的Ⅰ型应力强度因子拟合公式,采用该公式计算应力强度因子的最大误差不超过10%。动态实验的模拟结果表明:对于纯Ⅰ型加载的SCB实验,动态应力强度因子随着试样半径、支座间距以及相对裂纹长度的变化呈现规律性变化;当试样半径小于60mm、相对支座间距为1.2、相对裂纹长度在0.1~0.4范围内时,惯性效应的影响较小,采用静态拟合公式计算裂尖的动态应力强度因子的误差约10%;对于复合型加载的SCB实验,当相对裂纹长度为0.2~0.4、裂纹倾角在10°~40°范围内时,采用静态拟合公式计算裂尖的动态应力强度因子的误差小于10%。

English Abstract

  • 混凝土、岩石类脆性材料在土木工程中大量使用,对于一些重要的防护结构,如大坝、核电站安全壳等,设计时必须考虑强冲击载荷作用。而这些材料往往含有大量的原生缺陷,在冲击载荷作用下的动态响应与静载荷下显著不同,因此研究其动态力学性能,特别是与裂纹扩展相关的动态断裂韧性十分重要。

    由于理论和实验技术的困难,高应变率下脆性材料动态断裂行为的研究一直进展缓慢。M.Nakano等[1]和Y.Yamauchi等[2]在分离式Hopkinsion压杆(SHPB)上采用含中心直裂纹巴西圆盘试样(CCBD)进行了复合型动态断裂韧性实验。由于实验技术的不成熟,得到的实验数据较离散,但仍然发现结果与静态实验的显著不同,不仅受实验应变率的影响,同时与试样大小和裂纹长度密切相关。为了更好地测量脆性材料的断裂韧性,有学者采用含裂纹或缺口的半圆弯曲(SCB)试样代替传统的CCBD试样,并结合有限元模拟得到静态断裂韧性的计算公式[3-5]。R.Chen等[6]和F.Dai等[7-8]将SCB试样引入脆性材料动态断裂韧性的测量,并采用先进的激光测量系统测量试样裂纹或缺口的张开位移,假设实验中试样达到应力平衡,忽略惯性效应的影响,沿用静态分析结果计算动态断裂韧性。然而在SHPB实验中,大多数脆性材料很难达到应力平衡,惯性效应的影响始终存在,上述研究中没有明确提出动态加载下静态分析的适用范围和可靠性。

    本文中采用有限元方法,首先对静态含裂纹SCB实验进行数值模拟,结合量纲分析推导适用于复合型断裂的Ⅰ型应力强度因子(K)拟合公式;对基于SHPB技术的动态复合型SCB实验进行数值模拟,计算试样裂尖的动态应力强度因子(KⅠd),分析试样半径、支座间距、相对裂纹长度及裂纹倾角对断裂韧性的影响,讨论静态公式的适用范围。

    • 采用有限元软件ANSYS程序对静态复合型断裂SCB实验进行了数值模拟,实验示意图如图 1所示,其中:a为裂纹长度,R为试样半径,F试样顶部集中载荷,β为裂纹倾角(裂纹与试样中心轴间的夹角),s为半支座间距。

      图  1  静态复合型加载SCB实验简图

      Figure 1.  Diagram of static SCB test under mixed mode loading

      试样采用线弹性本构,弹性模量为30GPa,密度2500kg/m3,泊松比0.2。试样半径为50mm,厚25mm,支座间距为60mm,裂纹相对长度a/R从0.01变化至0.8,裂纹倾角β从0°变化至45°。

      依据图 1建立有限元模型,单元类型为solid 186六面体实体单元。为了更好地反映裂纹应力奇异的影响,围绕裂尖一圈采用命令KSCON实现退化奇异等参元。应力强度因子采用相互作用积分法[9]计算,该法是基于J积分的一种新型应力强度因子计算方法,其精度与数值外插法相当。对于静态问题,ANSYS提供了支持该法的命令流,适于批量操作,对于而动态问题则没有,因此本文中采用不同的方法计算静态和动态应力强度因子。

    • 根据量纲分析并结合文献[3-8]进行计算,选择Ⅰ型应力强度因子K拟合公式形式为:

      $ K_{\mathrm{I}}=\cos ^{2} \beta \frac{F \sqrt{a}}{B R}\left[g\left(\frac{a}{R}, \beta\right) \frac{s}{R}+h\left(\frac{a}{R}, \beta\right)\right] $

      式中:B为试样厚度,gh为拟合函数。式(1)的前半部满足应力强度因子的量纲形式,且满足当a趋于0时,公式退化为弯曲梁单边斜裂纹的KI公式。后半部为量纲一形状因子,反映了裂纹长度a、支座间距s和裂纹倾角β的影响,拟合函数gh采用多项式形式,表达式为:

      $ \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {g\left( {\frac{a}{R},\beta } \right) = {d_1}(\beta ) + {d_2}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^{0.5}} + {d_3}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^{1.5}} + {d_4}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^{2.5}} + {d_5}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^{6.5}}\;\;\;(2)}\\ {h\left( {\frac{a}{R},\beta } \right) = {e_1}(\beta )\left( {\frac{a}{R}} \right) + {e_2}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^2} + {e_3}(\beta ){{\left( {\frac{a}{R}} \right)}^3}\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;(3)} \end{array}} \right. $

      式中:dnen(n=1, 2, …, 5)为裂纹倾角β的拟合系数,均采用直线方程拟合:

      $ \left\{\begin{array}{ll}{d_{1}(\beta)=0.129 \beta+2.24, } & {d_{2}(\beta)=-2.09 \beta+77.60,} \\ {d_{3}(\beta)=-65.59 \beta+2649.61, } & {d_{4}(\beta)=-149.11 \beta+5928.51,} \\ {d_{5}(\beta)=-5.05 \beta+185.89, } & {e_{1}(\beta)=9.96 \beta-400.21,} \\ {e_{2}(\beta)=82.67 \beta-3327.49, } & {e_{3}(\beta)=38.87 \beta-1520.91}\end{array}\right. $

      采用本文公式模拟不同倾角β下的应力强度因子,结果如图 2所示。最大拟合误差小于10%。从图 2可以看出K值随裂纹倾角β增加而降低,当倾角大于40°时,K值趋向0,反映出断裂由纯Ⅰ型向复合型直至纯Ⅱ型转变的过程。

      图  2  静态复合型加载SCB实验应力强度因子拟合结果

      Figure 2.  Fitted effect of stress intensity factor in static SCB test under mixed mode loading

    • 模拟采用LS-DYNA程序,其中试样的材料常数与静态完全相同,SHPB装置的入射杆和透射杆采用线弹性材料:弹性模量200GPa,密度7850kg/m3,泊松比0.3。直径100mm,长度2000mm。所用单元类型均采用Solid 164六面体实体单元。有限元模型如图 3所示。载荷为加在左端入射杆端面的三角形速度脉冲,如图 4所示。

      图  3  基于SHPB装置的动态SCB实验有限元模型

      Figure 3.  Finite element model of dynamic SCB test based on SHPB device

      图  4  三角形速度脉冲

      Figure 4.  Triangular velocity pulse

      由于动态模拟无法实现退化奇异单元,在裂尖附近采用稠密单元,减小单元网格尺寸影响。采用2种方法计算裂尖的动态应力强度因子KⅠd:(1)由裂纹面张开位移通过数值外插法[10]得到,记为KⅠd1;(2)根据试样左右端面的接触力-时间曲线平均后带入式(1)计算得到,记为KⅠd2KⅠd1为裂尖实际动态应力强度因子,KⅠd2为采用静态公式得到的动态应力强度因子。

    • 首先对裂纹倾角β=0°的纯Ⅰ型加载SCB实验进行了模拟,研究相对裂纹长度a/R、试样半径R、以及支座间距s对裂尖实际动态应力强度因子KⅠd1的影响。图 5所示为固定试样半径R=50mm、相对支座间距s/R=0.6、裂纹相对长度a/R从0.1变化至0.8时的KⅠd1图 6所示为a/R=0.4,s/R=1.2、试样半径R从40mm变化至70mm时的KⅠd1图 7所示为试样半径R=50mm、a/R=0.4、相对支座间距s/R从0.4变化至0.8时的KⅠd1

      图  5  不同相对裂纹长度下的应力强度因子变化规律

      Figure 5.  Variation of stress intensity factor for different relative crack lengths

      图  6  不同试样半径下应力强度因子的变化规律

      Figure 6.  Variation of stress intensity factor for different sample radiuses

      图  7  不同支座间距下应力强度因子的变化规律

      Figure 7.  Variation of stress intensity factor for different distances between two supports

      图 5~7可以看出:

      (1) KⅠd1随裂纹相对长度a/R、支座间距s的增大而增大,随试样半径R的增大而减小。

      (2) KⅠd1-t曲线在加载过程中均单调增加,而达到峰值后出现震荡;随a/R、试样半径R增加,震荡加剧,较大和较小的支座间距也会导致震荡加剧。这种震荡反映了试样应力不平衡导致的惯性效应的影响。当a/R <0.4、试样半径小于60mm、s/R≈1.2时,试样应力不平衡影响较小。

      为了进一步分析静态公式的适用范围,对a/R在0.1~0.6范围内裂尖实际KⅠd1和静态公式得到的KⅠd2进行了比较,结果如图 8所示,从图中可以看出,两者在a/R=0.4时吻合最好。按下式得到不同a/R情况下两者的相对误差δ并绘图,如图 9所示,其中δ的表达式为

      $ \delta=\frac{K_{\mathrm{IdI}}-K_{\mathrm{Id} 2}}{K_{\mathrm{Idl}}} \times 100 \% $

      图  8  KⅠd1KⅠd2的比较(a/R=0.4)

      Figure 8.  Comparison of KⅠd1 and KⅠd2 (a/R=0.4)

      图 9可以看出,当a/R & #60;0.4时,δ趋近于0,两者相对误差在10%左右,即此时惯性效应的影响较小,静态公式具有足够的精度。

      图  9  静态公式的相对误差随a/R的变化

      Figure 9.  Relative error of static formula for different a/R

    • 为了研究复合型加载SCB实验中KⅠd的变化规律,在纯I型研究的基础上,固定试样半径R=50mm、支座间距s=1.2R,裂纹倾角β从10°变化至40°,每个倾角下相对裂纹长度a/R从0.2变化至0.8建立有限元模型进行研究。为了便于分析,取裂尖KⅠd1-t曲线加载段的峰值KⅠd1max进行比较。图 10所示为不同a/R情况下KⅠd1max随裂纹倾角β的变化规律,图 11所示为不同裂纹倾角β情况下KⅠd1maxa/R的变化规律。

      图  10  KⅠd1max随裂纹倾角β的变化规律

      Figure 10.  Variation of KⅠd1max with crack angle β

      图  11  KⅠd1max随裂纹相对长度a/R的变化规律

      Figure 11.  Variation of KⅠd1max with relative crack length a/R

      图 10可以发现,对应相同的裂纹相对长度,KⅠd1max随裂纹倾角β的增大而减小,且a/R越大,下降速率越大。由图 11可以发现,对应相同裂纹倾角,KⅠd1max随裂纹相对长度a/R的增大而增大,而当裂纹倾角β达到40°时,KⅠd1max随裂纹相对长度a/R的增大而减小,变化规律与静态模拟结果类似,如图 2所示。

      为了进一步分析复合加载条件下静态拟合公式的适用性,按式(5)计算了裂尖实际应力强度因子峰值KⅠd1max与静态公式得到的应力强度因子峰值KⅠd2max之间的相对误差δm,如表 1所列。可以看出,当裂纹倾角β在10°~40°之间时,裂纹相对长度a/R在0.2~0.4之间时,静态公式的相对误差小于10%,精度较高,而超出此范围,相对误差增大至20%~50%,即静态公式失效。

      β/(°) δm/%
      a/R=0.2 a/R=0.4 a/R=0.6 a/R=0.7 a/R=0.8
      10 9.6 6.6 -0.7 3.7 26.8
      20 6.4 9.8 19.8 23.2 40.3
      30 5.4 5.6 24.1 39.2 49.1
      40 9.3 0.9 17.2 34.8 138.0

      表 1  复合型加载下静态公式计算KⅠdmax的相对误差δm

      Table 1.  Relative errorδm of KⅠdmax in the static formula under mixed-mode loading

    • 本文中通过有限元分析方法,对静态和动态复合型加载SCB实验进行了数值模拟研究,得到如下结论:

      (1) 根据静态实验的模拟结果,结合量纲分析得到了适合于裂纹倾角在0°~45°,裂纹相对长度在0.1~0.8范围内的应力强度因子拟合公式,计算结果最大误差小于10%。

      (2) 对于含纯Ⅰ型中心裂纹的动态SCB实验,试样裂尖的动态断裂韧性随试样半径增大而减小;随支座间距和裂纹相对长度的增大而增大。

      (3) 对于含复合型裂纹的动态SCB实验,当裂纹相对长度在0.2~0.7范围内时,裂尖的动态断裂韧性随着裂纹倾角的增大而减小;当裂纹倾角在10°~30°范围内时,裂尖的动态断裂韧性随着裂纹相对长度的增大而增大。

      (4) 通过采用位移外插法和静态拟合公式2种方法计算裂尖的动态断裂韧性,并计算相对误差发现,对于含纯Ⅰ型中心裂纹的动态SCB实验,当裂纹相对长度在0.1~0.4范围内时,可以忽略惯性效应,直接采用静态KI公式计算裂尖的最大断裂韧性,相对误差约10%。对于含复合型斜裂纹的动态SCB实验,当裂纹相对长度在0.2~0.4,裂纹倾角在10°~40°范围内时,也可以直接采用静态公式计算裂尖的最大断裂韧性,相对误差小于10%。

参考文献 (10)

目录

    /

    返回文章
    返回