环氧沥青混凝土裂纹起裂与失稳扩展的临界特征

为了获取环氧沥青混凝土的裂纹起裂与失稳扩展临界点,重构了环氧沥青混凝土非均质(集料、砂浆和空隙)多层次(矿料级配)结构三维虚拟试件,采用离散元方法实施了单边切口小梁虚拟三点弯曲试验,借助数字摄像法捕捉了室内小梁试件表面裂纹发展情况,分析了裂缝发展过程中裂缝尖端张开位移(CTOD)和裂缝口张开位移(CMOD)之间的变化关系。研究结果表明:裂尖张开位移δ₂₅参数的使用为理解实际流入断裂带用于裂缝扩展的那部分能量开辟了一条新思路;裂缝尖端张开位移和裂缝口张开位移关系曲线的两个转折点描述了裂缝起裂和临界失稳扩展状态,环氧沥青混凝土断裂过程中裂缝的扩展经历了起裂、稳定扩展和失稳扩展3个阶段;δ₂₅-CMOD曲线分析法可以作为研究沥青混凝土材料断裂行为的辅助手段。     

圆钢管加工方法诱导的残余应力分布检测与分析

为了研究圆钢管加工方法诱导的纵向残余应力分布规律,该文采用盲孔法对截面规格为 φ325×8的5组15个不同强度、不同加工方法的圆钢管试件进行了测量。基于测量数据,得到了试件截面残余应力分布和拉、压残余应力的数值大小,研究了埋弧焊、高频焊和热轧三种不同加工方法对残余应力分布的影响。试验结果表明,埋弧焊对圆钢管截面纵向残余应力的影响强于高频焊,高强度焊接圆钢管的残余应力分布比较均匀,且焊缝区最大残余拉应力分布在焊缝两侧各40 mm区域内;普通强度钢管截面的最大纵向残余压应力为0.35σ_y,而Q690高强钢焊接圆钢管截面的最大纵向残余压应力为0.21σ_y,同中点截面的纵向残余应力峰值相比,起焊点和落焊点截面处的纵向残余应力峰值偏小。不同于焊接圆钢管,热轧无缝圆钢管同一截面内外表面的最大纵向残余应力数值大小相同,符号相反,其最大值为0.15σ_y。     

大跨径钢-混组合梁桥主梁负弯矩区腹板弯-剪弹性屈曲分析

考虑翼缘弹性转动约束的腹板在弯、剪应力单独作用下的临界屈曲应力表达式可通过里兹能量法进行推导,然而在运用里兹能量法求解弹性转动约束边界下弯、剪复合作用的腹板临界屈曲应力时,会出现难以求解的复杂偏微分式。为掌握边界弹性转动约束的组合梁腹板在弯、剪复合作用下的屈曲特性,该文建立了考虑翼缘弹性转动约束的腹板有限元模型,分析腹板上、下边界弹性转动约束系数χ、弯剪应力比η、弯曲荷载应力梯度λ、宽高比γ 等参数对腹板弯、剪复合屈曲的影响。根据有限元计算结果重新拟合弹性转动约束的弯、剪复合屈曲修正方程,与一个钢-混组合梁负弯矩区腹板屈曲试验结果比较,试验结果与修正曲线误差为2.5%。     

多场诱发表面和晶界扩散下沿晶微裂纹的演化

基于表面扩散和晶界扩散的经典理论及其弱解描述,对应力迁移、电迁移诱发表面扩散和晶界扩散下金属材料内部沿晶微裂纹的演化进行了有限元分析。详细讨论了扩散系数之比f、应力场Λ、电场χ 和形态比β 对沿晶微裂纹演化的影响。结果表明:多场下的沿晶微裂纹存在分节与不分节两种演化分叉趋势。f和χ 有助于沿晶 微裂纹扩展,而Λ阻碍沿晶微裂纹扩展。裂腔分节时间随着Λ的增大而逐渐减小,而随着β 的增大而增大。当时,随着χ 的增大,裂纹分节的时间显著减小,即χ 加速裂纹分节;当时,χ 对裂纹分节时间的影响不 明显。     

纤维增强复合材料横向弹性常数

本文提出了一个计算单向纤维增强复合材料横向弹性模量和泊松系数的边界元计算模型.泊松系数ν₁₂、ν₃₂、ν₁₃和ν₂₃的计算结果与实验结果吻合得很好.碳纤维增强复合材料横向模量E₂和E₃的计算值也和实验结果完全吻合,而玻璃纤维/环氧横向模量E₂、E₃的计算值却比实测值偏小约10%～25%.予计这是由于本文计算模型未考虑界面层的性能,它对材料的宏观性能产生了较明显的影响.      

Q420高强度等边角钢轴压构件整体稳定性能设计方法研究

为研究Q420高强度等边角钢轴压构件的整体稳定受力性能与设计方法, 该文采用有限元软件ANSYS建立数值模型, 并经与试验结果对比验证后进行了大量参数分析, 研究了构件几何初始缺陷、残余应力和钢材屈强比对该类轴压构件整体稳定性能的影响, 分析了已有设计方法的适用性。结果表明, 构件初始缺陷对其稳定性能的影响与构件长细比及失稳模态有关, 残余应力的影响与构件长细比有关, 钢材屈强比的影响较小。基于数值计算结果建议了Q420高强度等边角钢轴压构件考虑板件局部屈曲相关作用的整体稳定设计方法, 为补充和完善我国钢结构设计规范提供了参考, 同时也有利于促进高强度钢材在我国钢结构工程中的应用。     

基于断裂力学的高强度钢材梁柱节点受力性能分析

为了研究国产Q460C高强度结构钢材梁柱节点的断裂行为,该文基于断裂力学理论,计算了Q460C高强度钢材焊缝及热影响区材料的断裂韧性,并且采用三维有限元断裂模型,以I型裂纹尖端应力强度因子K_I和J积分为定量的评价指标,分析了焊缝及热影响区不同长度的裂纹对梁柱节点断裂韧性的需求。弹性分析表明,K_I沿梁翼缘宽度方向呈W形分布,最大值出现在翼缘中心,且与名义弯曲应力呈线性关系,而焊根裂纹的断裂韧性需求比热影响区裂纹更高。弹塑性分析表明,J_I最大值出现在翼缘的边缘,热影响区裂纹的断裂韧性需求比焊根裂纹更高。研究结果表明,Q460C高强度钢材梁柱节点的断裂由焊根裂纹控制,断裂承载力与梁全截面塑性承载力相近,临界转角小于0.02rad,因此建议通过改善焊接工艺或局部构造来保证节点拥有足够的转动能力。     

Ti1.0Cr1.5V1.7合金的氢同位素效应

采用电弧熔炼的方法, 制备了Ti_1.0Cr_1.5V_1.7合金。通过SEM、EDS和XRD对合金的形貌、组成及其氢化物的结构进行表征。结果表明, 合金组成不均匀, 存在网状的析出相。吸氢过程中的相转变只与吸氢量有关, 而与氢同位素种类无关。分离因子(α_H-D)测试表明, 压力对α_H-D的影响不大, 但氘丰度的增加会导致α_H-D的降低。温度对α_H-D的影响较复杂。α_H-D在213 K时有极大值2.29。当温度高于213 K时, α_H-D的实验值与谐振模型的计算值符合得很好, 且lnα_H-D与1/T之间存在线性关系; 当温度低于213 K时, 实验值与计算值之间存在较大差异。Ti_1.0Cr_1.5V_1.7合金氢化物的DSC分析结果表明, α_H-D在低温时的突变与相转变之间并无直接的联系。     

CdGeAs2晶体的热膨胀行为研究

采用WinTA 100热膨胀仪研究了四方黄铜矿CdGeAs₂晶体在320~620 K温度范围内的热膨胀行为, 探索了CdGeAs₂晶体热膨胀各向异性的物理机制。测定晶体a轴和c轴方向的热膨胀系数α_a和α_c发现, α_a>>α_c>0, 表现出强烈的各向异性热膨胀特性。利用最小二乘法, 拟合出CdGeAs₂晶体的晶格常数(a, c)与温度(T)的函数关系式, 与文献报道值吻合。分别计算出不同温度下的四方畸变因子δ=2-c/a, Cd-As 键长(l_Cd-As)和 Ge-As 键长(l_Ge-As)以及相应的热膨胀系数α_Cd-As和α_Ge-As。结果表明, a、c、δ、l_Cd-As、l_Ge-As和α_Cd-As均随着温度的升高而增大, c/a和α_Ge-As则随着温度的升高而减小。当T=360 K时,α_Cd-As是α_Ge-As的6.36倍, 是造成CdGeAs₂晶体强烈热膨胀各向异性的主要原因。     

平行裂隙群岩体强度与破裂特征的试验研究

为考察含平行裂隙群岩体的强度特征及裂纹扩展规律,结合数字照相量测系统,对不同裂隙倾角下类岩石试样进行了单轴压缩试验。试验结果表明,受裂隙群的影响,试样的力学参数发生一定的劣化,峰值应力和弹性模量的劣化程度分别在10.84%~35.62%和9.79%~54.17%;随着裂隙倾角的逐渐增大,试样峰值应力呈现出先减小后增大的“U”型变化特征,θ为45°时达到最小值。试样破裂形式与裂隙倾角θ 密切相关,θ为15°和30°时,次生裂纹以倾斜裂纹和中部裂纹扩展为主,试样失稳破坏模式主要由倾斜裂纹主导;而θ为45°、60°和75°时,次生裂纹主要为翼裂纹和共面裂纹,且试样失稳破裂模式主要取决于共面裂纹。     

铺层顺序对复合材料薄壁圆管轴向压溃吸能特性的影响研究

采用仿真和试验相结合的方法探讨复合材料薄壁圆管在准静态轴向压缩载荷下的失效吸能特性和吸能机理。首先,建立复合材料薄壁圆管"层合壳"有限元模型,通过显式动力学方法求解其在准静态轴向载荷下的压溃失效力学行为。仿真与试验结果在圆管轴向压溃变形过程、初始峰值载荷、平均压溃载荷及比吸能等主要吸能参数上具有很好的一致性,验证了"层合壳"复合材料圆管有限元模型和建模方法的有效性。其次,采用解析模型与仿真分析方法分别对[0/90]_3s、[0/90/0₂/90₂]_s、[0₃/90₃]_s三种不同铺层顺序的复合材料圆管的屈曲载荷与吸能特性进行了对比,进一步分析了铺层顺序对圆管失效吸能特性的影响。研究表明,0°与90°铺层交替程度对复合材料圆管的吸能特性影响较大,保证纤维失效方式在结构宏观失效中占主导地位能够提高材料失效吸收能量。     

常温及火灾下蜂窝梁腹板屈曲承载力计算方法

采用斜压柱理论模型及有限元方法,研究了常温及火灾下圆角多边形孔蜂窝梁孔间腹板受剪屈曲性能和受剪屈曲承载力计算方法。孔间腹板S/d₀和d₀/t_w的取值范围分别为1.4~2.0和41.4~80.7。在参数分析的基础上,对斜压柱的有效宽度及压力进行修正,用于计算孔间腹板的屈曲承载力;并提出了等效矩形理论,用于计算孔洞截面的受剪屈服承载力。蜂窝梁受剪承载力为孔间腹板屈曲承载力和孔洞截面受剪屈服承载力的较小值。采用修正的斜压柱理论模型和等效矩形理论得到的圆角多边形孔蜂窝梁受剪承载力稍小于有限元结果,比值在0.856~0.978之间。采用修正的斜压柱模型,并按照规范BS5950计算斜压柱屈曲应力,反算火灾下蜂窝梁孔间腹板屈曲温度,得到的火灾下圆角多边形孔蜂窝梁的孔间腹板屈曲温度仅稍低于有限元结果,偏差为0.17%~6.28%。     

460MPa高强钢箱形截面轴压柱局部稳定有限元分析和设计方法研究

为研究460MPa高强度钢材等边箱形截面轴心受压柱的局部稳定受力性能和设计方法, 该文采用有限元软件ANSYS建立有限元模型, 考虑残余应力和局部初始几何缺陷的影响, 对3组共10个460MPa等边箱形截面轴心受压短柱的局部屈曲进行了有限元分析, 并将极限承载力计算值与试验实测值进行对比, 结果证明该模型能够准确分析计算460MPa高强度钢材等边箱形截面轴心受压柱的局部屈曲受力性能。利用该模型进行有限元参数分析, 与钢板的宽厚比相比, 钢板厚度、钢板长宽比、残余压应力值和局部初始几何缺陷幅值等因素对局部屈曲受力性能的影响都很小。将试验实测值和参数分析的结果与中国、美国和欧洲钢结构设计规范中箱形截面局部稳定设计曲线进行对比, 表明现行规范的设计方法不够安全。该文提出的建议设计公式适用于460MPa高强度钢材等边箱形截面轴心受压柱局部屈曲极限应力的设计计算。     

典型螺栓连接CFRP薄壁C型柱轴压失效行为:试验及数值模拟

为了研究典型螺栓连接碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)薄壁C型柱的轴压失效模式及吸能特性,进行了5组不同铺层方式C型柱的准静态轴压试验,即[0/90]_4s、[±45]_4s、[±45/90₂/0₄]_s、[±45/90/0₂/90/0₂]_s、[90/±45/0]_2s,获得其失效形貌及载荷-位移曲线。采用Lavadèze单层壳单元模型、Puck-Yamada失效准则、层间胶粘单元及螺栓模型,建立C型柱层合壳模型进行轴压仿真,并与试验失效形貌、载荷-位移曲线及吸能特性评估指标进行对比分析。结果表明:0°、±45°、90°纤维可以显著影响C型柱轴压失效模式及吸能特性。在轴压载荷下,±45°纤维铺设C型柱发生局部屈曲失效模式,吸能特性差。±45°纤维铺设在外部,0°和90°纤维交替铺设在内部的C型柱,其轴压失效过程平稳,吸能特性好。与C型柱轴压试验结果相比,层合壳模型获得的整体变形和局部失效形貌吻合较好,载荷-位移曲线变化趋势和吸能特性评价指标基本一致。研究结果对CFRP薄壁C型柱吸能设计具有一定的指导意义。      

基于套管屈曲约束的拉挤型GFRP管轴压性能

为解决复合材料空间桁架结构部分关键压杆失稳引发的连续性倒塌问题,提出了一种由不锈钢套管及螺栓连接系组成的玻璃纤维增强树脂复合材料(GFRP)管整体失稳套管屈曲约束装置。为分析该套管屈曲约束装置对拉挤型GFRP管轴压性能的影响,对3个GFRP管试件和4个套管屈曲约束GFRP管试件进行了轴压试验,观察了试件的受力过程和破坏形态,获得了荷载-位移曲线和荷载-应变曲线,对比研究了两者的极限承载力和破坏模式,同时利用有限元模型分析了不同内核长细比、内核与套管间隙及套管壁厚对GFRP管轴压性能的影响。结果表明:该套管屈曲约束装置能有效约束GFRP管整体失稳变形,其极限承载力和延性均得到提升,并使GFRP管从失稳破坏向材料强度破坏发展;内核长细比越大,套管屈曲约束GFRP管极限承载力相比于内核失稳临界荷载的相对提升幅值越高,约束效果越好;内核与套管间隙越大,GFRP管延性越好,但其极限承载力会降低;套管壁厚过薄会降低GFRP管极限承载力,过厚则约束效果不明显。      

薄钢板剪力墙结构边框架柱的设计方法研究

现行设计规范将钢板剪力墙结构边框架柱按压弯构件进行设计,并对其截面惯性矩进行了限制,该文首先介绍了钢板剪力墙结构挠曲系数及其边框架柱截面惯性矩限值的推演过程,然后通过理论分析和有限元计算研究了钢板剪力墙结构边框架柱的剪切承载力和面外稳定性,结果表明,边框架柱面内弯曲刚度不足或其剪切承载力不足,会导致钢板剪力墙结构出现“内凹”变形,影响墙板斜向对角拉力带的开展,因此,应按该文建议的方法对边框架柱的剪力设计值进行验算,避免边框架柱剪切屈服;现行设计规范对钢板剪力墙结构边框架柱截面惯性矩的限制,但未对边框架柱的面外稳定性提出要求,因此,应参照该文提供的方法,对钢板剪力墙结构的边框架柱进行面外屈曲的验算,保证其面外稳定性。     

Q345GJ钢(中)厚板H形及箱形柱残余应力与轴压稳定承载力分析

采用条形切割法对三种截面规格的Q345GJ钢焊接H形和箱形截面残余应力进行测试,通过MATLAB拟合得到其简化的多折线分布模式,并与规范所取残余应力分布模式对比。对9根焊接H形和3根焊接箱形（中）厚板足尺构件进行轴压试验,获得构件整体稳定承载力。引入实测残余应力,通过ABAQUS进行Q345GJ钢轴压柱有限元分析,并与试验结果、规范计算结果进行对比,同时开展参数化分析获得轴压构件稳定曲线。试验及分析结果表明:Q345GJ钢H形和箱形截面采用多折线简化分布模式更符合残余应力实测结果;Q345GJ钢（中）厚板H形截面翼缘采用不分层或考虑分层的残余应力简化模式,对于构件绕弱轴稳定承载力影响不大;Q345GJ钢H形截面实测残余应力分布模式在翼缘自由端处与规范有较大区别,构件在正则化长细比为0.4~1.1区段的稳定承载力有下降趋势。     

Q460高强钢焊接工字形截面单伸臂梁整体稳定性能与设计方法研究

为研究Q460高强钢焊接工字形截面单伸臂梁的整体稳定性能以及完善规范中关于此类构件的设计方法,进行了6根集中荷载作用下Q460高强钢焊接工字形截面单伸臂梁的整体稳定性能试验,测量了试件的初始几何缺陷和截面残余应力。试验结果表明：当单伸臂梁整体失稳的控制梁段位于简支跨时,单伸臂梁的整体稳定承载力随伸臂长度比的增大而减小,截面高宽比较伸臂长度比对单伸臂梁整体稳定承载力的影响更大。在试验基础上,运用有限元程序创建考虑初始几何缺陷和残余应力的有限元模型对试验进行模拟,模拟结果与试验结果吻合良好;基于试验验证的有限元模型,分析荷载形式、荷载比例、简支跨长度、伸臂跨长度和截面高宽比等因素对Q460高强钢焊接工字形截面单伸臂梁整体稳定承载力的影响规律。基于特征值屈曲分析结果,回归出单伸臂梁的弹性屈曲临界弯矩计算公式,并通过对试验结果和有限元参数分析结果的回归提出了Q460高强钢焊接工字形截面单伸臂梁的极限弯矩计算公式。