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World File Search System裂纹尖端
波形和频率对现代海洋钢中腐蚀疲劳裂纹扩展行为的影响
本文主要研究循环波形、频率 (f)、载荷水平和微观结构对 da/dN 与 ΔK 对数-对数图中巴黎地区现代正火轧制 (NR) 和热机械控制工艺 (TMCP) 铁素体-珠光体钢的腐蚀疲劳裂纹扩展速率 (CFCGR) 的敏感性。在频率为 0.2 Hz、0.3 Hz 和 0.5 Hz 以及应力比为 0.1 的情况下使用恒幅正弦波 (si) 和梯形波形（本文中通常称为保持时间 (h-t)）。还比较了海水 (SW) 中 si 和 h-t 下 S355 TMCP 钢中的裂纹路径。还讨论了微观结构在延缓或加速 SW 中疲劳裂纹扩展中的作用。实验结果表明，在所有检查的载荷水平和频率下，与 si 相对应的 CFCGR 都高于 h-t 的 CFCGR。观察发现，f 和疲劳载荷水平的降低会增加 h-t 的 CFCGR，但对 si 几乎没有影响。通常，0.2–0.5 Hz 范围内的 f 影响很小；对于给定的 f，载荷的增加会导致 CFCGR 降低，在巴黎地区 (PR) 中，对于 SW 中的 si 和 h-t 都是如此。在 si 和 h-t 下，TMCP 钢（例如 S355G8 + M、S355G10 + M）的 CFCGR 低于正火钢（例如 S355J2 + N）。对腐蚀疲劳试样断裂表面的冶金分析表明，主活性裂纹尖端钝化过程是控制的主要因素
挑战“ΔKeff 是疲劳裂纹扩展的驱动力”假设
Paris、Gomez 和 Anderson 提出了描述疲劳裂纹扩展 (FCG) 的先锋方法，表明 FCG 速率 da/dN 与应力强度因子 (SIF) 范围 Δ K [1] 有很好的相关性。基于这一想法，Paris 和 Erdogan 提出了经典抛物线方程 da/dN = A ⋅ Δ K m ，其中 Δ K = K max – K min 如果 K min ≥ 0 [2] ，该方程通常可以很好地模拟固定载荷条件下的第二阶段 FCG。已经提出了许多类似的方程来考虑由其他参数引起的相关 FCG 效应，例如峰值 SIF K max 或载荷比 R = K min /K max、SIF 范围 FCG 阈值 Δ K th 和断裂韧性 K C ，例如在 [3] 中进行了综述。另一种 FCG 模型是 Elber 的 da/dN = f ( Δ K e ffi ) 假设，该假设基于塑性诱导裂纹闭合 (PICC) 概念，其中，如果 K op > K min ，则 Δ K e ffi = K max – K op ，否则，如果 K op < K min ，则 Δ K e ffi = Δ K ，将 K op 定义为裂纹张开 SIF。通过测量裂纹板在载荷循环过程中的柔顺性，Elber 发现疲劳裂纹可能需要拉伸张开载荷 P op > 0 才能完全张开其表面，因为它们会在包裹它们的塑性尾流内生长 [4] 。然后他假设，只有在载荷 P > P op 下裂纹完全张开后，它们才能暴露尖端，并在其前方承受进一步的疲劳损伤，这样就假设 Δ K e eff 是 FCG 的实际驱动力 [5] 。Elber 的概念可以合理地解释许多 FCG 特性。它们可以解释例如假设裂纹尖端前的塑性区 pz OL 因
裂缝的寿命 - 剑桥学者出版社
断裂和损伤力学这个术语让很多人感到有些不安。这是因为，直到最近，力学的主要重点还是材料的强度和阻力。对于某些人来说，谈论断裂就像谈论一种致命的疾病一样令人不舒服。但是，就像预防致命疾病一样，必须了解其性质、症状和行为；要确保结构的强度，必须了解其潜在故障的原因和性质。断裂问题在材料强度科学中至关重要。但是，作为可变形固体力学的一个独立分支，断裂力学不仅起源于最近，而且其边界尚未明确界定。因此，将来自许多不同科学和工程分支的代表的努力结合起来，对断裂概念进行全面研究至关重要。同样重要的是，术语的差异（这在不同科学中很常见）和普遍认为所有问题的答案都存在于一般问题的特定部分这一信念不会导致概念争议被词语争论所取代的情况。目前，常规断裂力学是研究裂纹或裂纹系统扩展的条件。但是，裂纹的性质不同，并且在不同的尺度水平上进行考虑。一种极端情况是晶粒断裂，当两个原子层之间的距离足以忽略原子之间的相互作用力时，晶粒断裂会以亚微观裂纹开始。另一个极端的例子是核反应堆焊接涡轮转子中出现的裂纹，裂纹的长度和宽度可能达到厘米；这被称为宏观断裂。在第一种情况下，裂纹扩展的条件由裂纹尖端的原子结构定义。这里考虑的是由原子而不是连续介质形成的离散晶格；因此，“裂纹尖端”的概念本身变得不确定。这种亚微观裂纹及其与其他晶格缺陷相互作用的行为的研究本质上属于固体物理学而不是力学的领域；然而，经典弹性理论的方法完全是
工作说明 - 船舶结构委员会
该项目的目标是制定有限元分析在船舶结构设计和评估中的应用指导说明。当前的设计和评估实践包括广泛使用强大的数值建模技术，如果应用不当，可能会导致分析结果的质量和可靠性差异很大。该项目的目标是为审查与 FEA 质量保证 (QA) 相关的方面提供指导，包括进行 FEA、软件和人为因素所使用的程序。2.0 背景 2.1 船舶结构委员会 (SSC387) 于 1996 年处理了这个问题，然而，在过去的 15 年中，有限元建模的使用在以下方面取得了进展：• 可用工具（例如自动网格划分、与绘图/实体建模工具的交互），• 考虑的材料（钢、铝、塑料、复合材料、非线性（屈服后）行为），• 负载条件（例如流体结构相互作用、碰撞、爆炸模拟），• 分析类型（隐式与显式（时间域）建模），• 元素公式（非线性、混合和接触元素），以及• 结构几何形状（裂纹尖端元素、连接和焊件、接触/滑动部件装配）。2.2 此前 SSC 对此主题的处理以及其他行业指南提供的指导侧重于： • 船舶结构的线性弹性分析， • 仅限于自然频率（模态）分析的动态分析， • 结构组件而非连接和整船模型，不处理子结构， • 各向同性材料， • 局部载荷而非整船载荷， • 基准建模工具，以及 • 错误检查程序的开发。2.3 为了产生高质量的有限元分析结果，需要对模型准备和解释进行指导，以便从当前先进的数值建模工具中开发出一致的质量水平。本指南可以考虑： • 规划和准备， • 工程模型的开发， • 有限元模型的构建， • 有限元模型的执行，以及 • 结果的解释 3.0 要求
工程断裂力学 - DORA 4RI
纤维金属层压板 (FML) 是一大类组合粘合结构，由粘合有纤维增强聚合物层的薄金属板组成 [1]。FML 的混合概念因其出色的抗疲劳性以及抗冲击、耐腐蚀等其他优异的机械特性而闻名。FML 的一种变体 Glare 由交替粘合在一起的薄铝板和玻璃纤维环氧层制成，已在空客 A380 上大规模用作机身蒙皮和尾翼前缘蒙皮材料。与单片金属板相比，FML 的优异疲劳性能归因于完整纤维在疲劳裂纹尖端后提供的桥接机制，如图所示。1。抗疲劳纤维保持完整，并抑制金属层中裂纹的张开，从而使载荷从开裂的金属层转移到桥接纤维。这种桥接机制显著增强了金属层对疲劳裂纹扩展的抵抗力，因为它降低了裂纹尖端的应力严重程度。同时，由于开裂的金属层和桥接纤维之间以剪切形式循环传递载荷，在复合材料/金属界面处发生分层，这是 FML 中的一种伴随失效机制 [2] 。FML 中显著改善的抗疲劳性和失效机制非常具有代表性，是广泛应用于各个工程领域的一般组合胶接结构中的代表。组合粘合结构提供的定制裂纹延迟功能通常用于航空航天工业的安全关键结构 [4,5] 。冗余负载路径和损伤阻止功能，例如机身撕裂带、疲劳裂纹延迟器 [6,7] 和裂纹阻止器 [8] ，最好通过粘合剂粘合到蒙皮板上，以减缓疲劳裂纹扩展，并允许定期检查以检测疲劳裂纹。组合结构的这些功能与适航法规推荐的损伤容限设计理念相得益彰。通常采用粘合技术而不是机械紧固来向蒙皮板添加额外的负载路径，以避免与紧固过程相关的应力集中和高成本 [5] 。粘合剂粘接解决方案还提供了隔离特定结构元件损坏的机会 [5] 。此外，含有裂纹的薄壁金属飞机结构通常通过将复合材料补片粘合到
3-D包装中的热应力
1。Han J，Norio n（2001）混合热传导边界的热应力问题周围是一个任意形状的孔，在均匀的热孔下裂缝。J热应力24（8）：725–735 2。Murakami Y等人（1987）应力强度因子手册，2：728。Pergamon Press/纽约牛津/首尔/东京3。Murakami Y等人（1992）应力强度因子手册，第三版。Pergamon Press/纽约牛津/首尔/东京，P 728 4。sih GC（1962）在裂纹尖端附近的热应力的奇异特征上。ASME，J Appl Mech 29：587–589 5。Hasebe N，Tamai K，Nakamura T（1986）对均匀热流下的扭结裂纹的分析。 ASCE，J ENG MECH 112：31–42 6。 chen y，Hasebe N（1992）内部板块中热绝缘曲线裂纹问题的新积分方程。 J Therm Recors 15：519–532 7。 Chao CK，Shen MH（1993）在热弹性培养基中使用术的明确解决方案。 J THERM压力16：215–231 8。 Chung HD，Beom HG，Choi Sy，Earmme YY（1998）圆形弧形裂纹的热弹性分析。 J Therm Rescorm 21：129–140 9。 Ting TC，Yan G（1992）由于热流而引起的各向异性双层质量的界面裂纹的R -1/2（LNR）奇异性。 J THERM压力15：85–99 10。 Chao CK，Chang RC（1994）不同各向异性介质中的热弹性界面裂纹问题。 J THERM压力17：285–299 11. Shen SP，Kuang ZB（1998）双压电介质中的界面裂纹以及与点热源的相互作用。 int J Sol结构30：3899–391 12。 ASME，J Appl Mech 27：635–639 13。Hasebe N，Tamai K，Nakamura T（1986）对均匀热流下的扭结裂纹的分析。ASCE，J ENG MECH 112：31–42 6。 chen y，Hasebe N（1992）内部板块中热绝缘曲线裂纹问题的新积分方程。 J Therm Recors 15：519–532 7。 Chao CK，Shen MH（1993）在热弹性培养基中使用术的明确解决方案。 J THERM压力16：215–231 8。 Chung HD，Beom HG，Choi Sy，Earmme YY（1998）圆形弧形裂纹的热弹性分析。 J Therm Rescorm 21：129–140 9。 Ting TC，Yan G（1992）由于热流而引起的各向异性双层质量的界面裂纹的R -1/2（LNR）奇异性。 J THERM压力15：85–99 10。 Chao CK，Chang RC（1994）不同各向异性介质中的热弹性界面裂纹问题。 J THERM压力17：285–299 11. Shen SP，Kuang ZB（1998）双压电介质中的界面裂纹以及与点热源的相互作用。 int J Sol结构30：3899–391 12。 ASME，J Appl Mech 27：635–639 13。ASCE，J ENG MECH 112：31–42 6。chen y，Hasebe N（1992）内部板块中热绝缘曲线裂纹问题的新积分方程。J Therm Recors 15：519–532 7。Chao CK，Shen MH（1993）在热弹性培养基中使用术的明确解决方案。J THERM压力16：215–231 8。Chung HD，Beom HG，Choi Sy，Earmme YY（1998）圆形弧形裂纹的热弹性分析。J Therm Rescorm 21：129–140 9。Ting TC，Yan G（1992）由于热流而引起的各向异性双层质量的界面裂纹的R -1/2（LNR）奇异性。J THERM压力15：85–99 10。Chao CK，Chang RC（1994）不同各向异性介质中的热弹性界面裂纹问题。J THERM压力17：285–299 11.Shen SP，Kuang ZB（1998）双压电介质中的界面裂纹以及与点热源的相互作用。int J Sol结构30：3899–391 12。ASME，J Appl Mech 27：635–639 13。Florence L，Goodier JN（1960），由于绝缘卵形孔对均匀热流的干扰引起的热应力。Hasebe N，Tomida A，Nakamura T（1988）由于均匀的热量吹动而导致的圆形孔的热应力。Yobayexiqe 11：381–391 14。 tuji M，Hasebe N（1991）裂纹的热应力，该裂纹是由于均匀的热量吹动的菱形孔的一角。 Trans JPN Soc Mech Eng 57：105-110（日语）Yobayexiqe 11：381–391 14。tuji M，Hasebe N（1991）裂纹的热应力，该裂纹是由于均匀的热量吹动的菱形孔的一角。Trans JPN Soc Mech Eng 57：105-110（日语）