Simulation of primary damage production by Monte Carlo methods(a bout SRIM)

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Abaqus中复合材料的累积损伤与失效

Abaqus中复合材料的累积损伤与失效

纤维增强材料的累积损伤与失效:Abaqus拥有纤维增强材料的各向异性损伤的建模功能(纤维增强材料的损伤与失效概论,19.3.1节)。

假设未损伤材料为线弹性材料。

因为该材料在损伤的初始阶段没有大量的塑性变形,所以用来预测纤维增强材料的损伤行为。

Hashin标准最开始用来预测损伤的产生,而损伤演化规律基于损伤过程和线性材料软化过程中的能量耗散理论。

另外,Abaqus也提供混凝土损伤模型,动态失效模型和在粘着单元以及连接单元中进行损伤与失效建模的专业功能。

本章节给出了累积损伤与失效的概论和损伤产生与演变规律的概念简介,并且仅限于塑性金属材料和纤维增强材料的损伤模型。

损伤与失效模型的通用框架Abaqus提供材料失效模型的通用建模框架,其中允许同一种的材料应用多种失效机制。

材料失效就是由材料刚度的逐渐减弱而引起的材料承担载荷的能力完全丧失。

刚度逐渐减弱的过程采用损伤力学建模。

为了更好的了解Abaqus中失效建模的功能,考虑简单拉伸测试中的典型金属样品的变形。

如图19.1.1-1中所示,应力应变图显示出明确的划分阶段。

材料变形的初始阶段是线弹性变形(a-b段),之后随着应变的加强,材料进入塑性屈服阶段(b-c段)。

超过c点后,材料的承载能力显著下降直到断裂(c-d段)。

最后阶段的变形仅发生在样品变窄的区域。

C点表明材料损伤的开始,也被称为损伤开始的标准。

超过这一点之后,应力-应变曲线(c-d)由局部变形区域刚度减弱进展决定。

根据损伤力学可知,曲线c-d可以看成曲线c-d‘的衰减,曲线c-d‘是在没有损伤的情况下,材料应该遵循的应力-应变规律曲线。

图19.1.1-1 金属样品典型的轴向应力-应变曲线因此,在Abaqus中失效机制的详细说明里包括四个明显的部分:●材料无损伤阶段的定义(如图19.1.1-1中曲线a-b-c-d‘)●损伤开始的标准(如图19.1.1-1中c点)●损伤发展演变的规律(如图19.1.1-1中曲线c-d)●单元的选择性删除,因为一旦材料的刚度完全减退就会有单元从计算中移除(如图19.1.1-1中的d点)。

韧性断裂准则的参数标定方法及其适用性研究

韧性断裂准则的参数标定方法及其适用性研究

韧性断裂准则的参数标定方法及其适用性研究摘要在工业生产过程中,材料由于承受大应力和大变形而产生起裂,因此通过数值模拟方法预测材料在成形过程中的起裂位置、起裂时刻以及裂纹扩展的方式越来越受到人们的重视。

数值模拟结果的准确性依赖于所选取的韧性断裂准则。

由于可移植性好,很多韧性断裂准则都已经被植入各主流的商业有限元软件中,使用者通过输入模型参数即可使用。

而一般的韧性断裂准则往往存在众多参数,不同的参数所得到的模拟结果截然不同。

模型参数确定需要通过一系列的不同应力状态的试验结果得到,但是所需要的应力状态变量在试验过程中并不是一个定值,因此有学者引入了平均值的计算方法来便于进行参数的标定。

不过目前还没有人评估过,该计算方法确定的参数是否会对韧性断裂准则的使用引入新的误差。

因此研究韧性断裂准则的参数标定方法及其适用性对于有限元数值模拟的应用具有重要意义。

为了评估使用平均值变量带来的误差,本文引入一系列的宽应力三轴度的试验,并提取了试验模拟的初始起裂点的断裂相关状态变量,如应力三轴度、罗德参数和等效断裂应变。

在此基础上,计算了初始起裂点的平均应力三轴度和平均罗德参数,并利用L-H韧性断裂准则来评估使用平均值变量带来的误差,同时引入了一个相对误差公式来标定该误差。

通过比较每组试验计算的累积损伤值和临界阈值,得到了使用平均值变量所引入的相对误差。

研究发现,在压缩试验中,该相对误差值较大。

且对于不同的试验,参数值C1和C2对引入相对误差值的影响也是不尽相同的。

因此为了深入探究平均值变量引入的误差受到哪些因素的影响,针对韧性断裂准则中存在的变量,如参数值C1和C2、应力三轴度与等效应变的函数类型以及被积函数类型,建立了一系列的以不同应力三轴度与等效应变的函数类型为基础的研究。

应力三轴度与等效应变的函数对引入相对误差的影响,即分段函数的指数a、应力三轴度截距值以及等效应变分段值对引入相对误差的影响。

研究发现,参数C2、应力三轴度与等效应变函数的指数a和应力三轴度截距值,会对相对误差的增加产生较大影响。

玻璃纤维铝合金层板(FMLs)的疲劳损伤特性及S-N曲线

玻璃纤维铝合金层板(FMLs)的疲劳损伤特性及S-N曲线

玻璃纤维铝合金层板(FMLs)的疲劳损伤特性及S-N曲线马玉娥;王博;熊晓枫【摘要】根据国内外标准和参考文献,针对玻璃纤维增强铝合金层板(FMLs)的特点设计出FMLs疲劳试验件,进行了不同载荷下的R=0.1等幅拉-拉疲劳试验.疲劳试验过程中FMLs最先在表面铝层内出现裂纹,随后表面铝层可见多条裂纹.随着循环载荷数的增加,裂纹不断扩展,并在界面出现分层现象,然后分层损伤快速扩展直至完全断裂破坏.测得了FMLs的疲劳裂纹起裂寿命和裂纹扩展寿命,给出了其疲劳寿命的规律性.得到了FMLs和同样厚度碳纤维复合材料CCF300的S-N曲线,并进行了对比.FMLs的疲劳寿命随载荷变化平缓,近似成对数趋势;在载荷大于400 MPa时FMLs的疲劳寿命与CCF300碳纤维复合材料层板相当;当疲劳载荷最大值低于300 MPa,FMLs的疲劳寿命比CCF300复材板要低.为飞机结构设计师们提供了材料基础性能和信息.【期刊名称】《西北工业大学学报》【年(卷),期】2016(034)002【总页数】5页(P222-226)【关键词】玻璃纤维增强铝合金层板;疲劳裂纹起裂寿命;裂纹扩展寿命;分层扩展;S-N曲线【作者】马玉娥;王博;熊晓枫【作者单位】西北工业大学航空学院118号,陕西西安 710072;西北工业大学航空学院118号,陕西西安 710072;中航工业成都飞机设计研究所,四川成都 610041【正文语种】中文【中图分类】V215.5材料的疲劳性能是飞机结构设计选材考察的重点之一。

为克服传统铝合金结构疲劳性能相对较差的问题,同时充分利用复合材料对疲劳载荷不敏感的特性,国外研究者提出了金属和复合材料的混杂材料。

根据金属和复合材料的不同,研制出不同的纤维增强合金层合板类型,如第一代的Arall(aluminum with aramid fibers)是由铝合金层和芳纶纤维交替组成,CARALL(aluminum with carbon fibres)由铝合金和碳纤维组成,GLARE(aluminum with glass fibers)是由铝合金和玻璃纤维组成,还有最近发展由钛合金和碳纤维组成的TiGr(titanium with carbon fibers)和由镁合金和玻璃纤维组成的MgFML(magnesium with glass fibers)。

Geant4模拟质子入射InP产生的位移损伤

Geant4模拟质子入射InP产生的位移损伤

第19卷 第1期 太赫兹科学与电子信息学报Vo1.19,No.1 2021年2月 Journal of Terahertz Science and Electronic Information Technology Feb.,2021 文章编号:2095-4980(2021)01-0176-05Geant4模拟质子入射InP产生的位移损伤白雨蓉,贺朝会,谢 飞,李永宏,臧 航(西安交通大学核科学与技术学院,陕西西安 710049)摘 要:磷化铟(InP)作为重要的第二代半导体材料,禁带宽度大,电子漂移速度快,抗辐照性能比Si,GaAs好,可作为制备空间飞行器上电学器件的备选材料。

随着半导体器件的尺寸纳米化,空间环境中低能质子辐照元件所导致的位移损伤成为影响元件电学性能的主要因素之一。

本文使用Geant4模拟得到低能质子入射InP产生的初级撞出原子(PKA)种类及占比和不同能量质子的非电离能量损失(NIEL)的深度分布。

结果表明:质子俘获和核反应的概率随质子能量的增加而增加,进而使弹性碰撞产生的反冲原子In,P的占比减少,其他反冲原子占比增加;NIEL峰值随质子能量的增加而降低,且NIEL峰有向前移动的趋势,即随着质子能量增加,位移损伤严重区域逐渐由材料末端移至材料表面。

关键词:非电离能量损失模型;Geant4;空间质子辐射;磷化铟中图分类号:TN304.2+3文献标志码:A doi:10.11805/TKYDA2019383Geant4 simulation of displacement damage induced by proton irradiation in InPBAI Yurong,HE Chaohui,XIE Fei,LI Yonghong,ZANG Hang(School of Nuclear Science and Technology,Xi’an Jiaotong University,Xi’an Shaanxi 710049,China)Abstract:As an important second-generation semiconductor material, indium phosphide has wide bandgap, fast electron drift and better radiation resistance than Si and GaAs. It can be used as analternative material for the preparation of electrical devices on space vehicles. With the nano-size ofsemiconductor devices, the displacement damage caused by low-energy proton irradiation in spaceenvironment is one of the main factors affecting the electrical properties of components. In this paper, thetypes and proportions of Primary Knock-on Atom(PKA) produced by low energy protons irradiation and thedepth distribution of Non-Ionizing Energy Loss(NIEL) of protons with different energies are obtained byGeant4 simulation. The results show that the probability of proton capture and nuclear reaction increaseswith the increase of proton energy, which decreases the proportion of recoil atoms In and P and enhancesother recoil atoms in elastic collision. The NIEL peak tends to move forward in depth of the bulk materialwith the increase of proton energy, which means the area of serious displacement damage gradually shiftsfrom the end of the material to the surface of the material.Keywords:Non-Ionizing Energy Loss;Geant4;space proton irradiation damage;InP对半导体器件的位移损伤研究始于20世纪70年代,主要以地面辐照试验为主,M Yamaguchi, R J Walters 等[1-4]对InP,GaAs,GaN等III-V族化合物半导体材料做了一系列的粒子束辐照实验,得到位移损伤对III-V族半导体器件电学性能的影响规律。

地震作用下钢结构损伤过程数值模拟_段红霞

地震作用下钢结构损伤过程数值模拟_段红霞

性硬化参数,还是随动硬化参数,难以真正通过试
验来测定,这时可以利用这些材料已有的常规试验
数据,比如对称应变循环试验数据、半循环应力-
应变数据、稳定循环应力-应变数据等,对这些数据
进行处理或通过计算模拟来获得所需用值。
在弹塑性损伤模型实际应用时,首先要判断损
伤的出现。塑性变形发展到一定阶段,微孔洞、微
裂纹不断累积,当满足下列准则时,认为结构出现
延性损伤[16]:
∫ ωD =
dε pl
ε
pl D

,
ε
pl
)
=
1
(9)
式中: ωD 为损伤状态变量,随着塑性变形单调递
增;
ε
pl D
为延性损伤出现时的相当塑性应变,是三
轴应力度 η 和相当塑性应变率的函数,η = − p / q ,
摘 要:采用弹塑性损伤本构模型,该模型结合了非线性各向同性和随动强化准则以及基于塑性位移的损伤演化 规律,利用 ABAQUS 对一个 9 层钢结构在 EL-Centro 地震波作用下塑性变形和损伤区域的发展过程进行了数值 模拟。结果表明,上部楼层的梁端产生较明显的塑性变形并形成损伤部位。这与在 Northridge 地震中观测到的高 层钢结构的地震损伤情况是一致的。 关键词:地震荷载;钢结构;损伤演化;数值模拟;ABAQUS 中图分类号:TU393.2 文献标识码:A
李守巨(1960―),男,辽宁人,教授,博士,从事工程力学和参数反演研究(E-mail: lishouju@); 刘迎曦(1944―),男,四川人,教授,博士,从事有限元研究(E-mail: yxliu@).
工程力学
199
材的本构关系),对结构的动力方程采用逐步积分的 方法计算地震过程中每一瞬时结构的位移、速度、 加速度、内力反应,从而可以分析结构在弹性和非 弹性阶段的内力变化及构件破坏、直至倒塌的全过 程。进行结构弹塑性地震反应分析的关键问题是建 立循环荷载下精确的材料本构模型和计算模型。对 于建筑用钢材,常用的本构模型有理想弹塑性模 型、各向同性强化模型及随动强化模型。理想弹塑 性模型无法描述材料的硬化特性,与材料的实验结 果有一定偏差。同性强化理论允许屈服面膨胀、收 缩,适用于单调加载,对于循环塑性,同性强化不 能反映包辛格(Bauschinger)效应。随动强化理论假 定屈服面在应力空间中可以平移,但不能转动、膨 胀和收缩。随动强化理论比同性强化理论前进了一 步,但随动强化只适应于小应变的情况。对复杂荷 载历史工况,同性强化、随动强化都不能真实描述 钢材的循环特性。由 Hodge 提出,并由 Axelsson 和 Samuelsson[1]进一步发展的混合强化模型将各向 同性强化和随动强化结合起来,屈服面既能膨胀(收 缩)又能平移,可考虑钢材的包辛格(Bauschinger)效 应和屈服平台,模型简单而实用。许红胜介绍了一 种新的双曲面混合模型,对非比例加载有良好的适 用性,可用于钢结构在复杂动力荷载作用下的塑性 分析[2]。但是上述这些模型没有涉及到钢材损伤的 影响,实际上原生材料就存在损伤[3],随着荷载的 循环作用,在材料中的微裂纹、微孔洞、剪切带等 细观损伤萌生、串接、汇合、扩展,从而形成损伤 的动态演化过程,直接影响着钢结构的性能。因此, 要客观地描述建筑用钢材的循环本构关系,不可忽 略损伤对材性的不可逆劣化影响[4―7]。郑宏提出了 结构钢弹塑性各向异性损伤本构模型,采用非线性 有限元方法,分析了箱形柱在单轴循环荷载作用下 的滞回性能[8]。丁阳考虑了钢材的损伤累积效应和 应变强化效应,应用塑性应变和能量耗散理论建立 了钢材的损伤力学模型[9]。王连坤基于钢材各向同 性塑性累积损伤本构关系,推导了考虑材料损伤和 混合强化本构关系的弹塑性刚度矩阵,算例证明文 中方法可以达到较高精度[10]。Mashayekhi 采用连续 损伤本构模型,计算了带槽口矩形截面试件的损伤 参数,并通过试验证明了该模型的有效性[11]。为了 能够真实描述钢结构经受循环荷载时的损伤破坏 特性,本文同时考虑了钢材的混合强化模型和损伤 演化规律,利用高效有限元 ABAQUS 模拟了一个 9

压气机钛合金叶片外物损伤规律数值仿真研究

压气机钛合金叶片外物损伤规律数值仿真研究
摘 要:为研究不同因素对压气机叶片外物损伤的影响规律ꎬ使用 LS-DYNA 软件对某型高压
压气机叶片外物冲击损伤过程进行数值仿真ꎬ开展部分工况下外物损伤试验并进行对比ꎬ以验
证仿真模型的准确性ꎮ 结果表明:数值仿真计算得到的损伤尺寸以及形貌与试验数据吻合良
好ꎮ 外物材料类型对冲击损伤影响十分明显ꎬ材料密度及硬度越大ꎬ损伤宽度与深度越大ꎻ高
Foreign object damage tests under some working conditions were implemented and compared to verify the accuracy of the simulation
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speed. The impact angle has less influence on the damage size.
Keywords: compressor bladeꎻ titanium alloyꎻ foreign object damageꎻ finite elementꎻ numerical simulation
进一步服务于疲劳性能的影响研究ꎮ 而在数值仿真方面ꎬ
诸多学者 通 过 LS - DYNA、 DYTRAN、 ABAQUS 等 商 用 软
件ꎬ采用 Bammann 和 Johnson-Cook 等材料模型ꎬ模拟了多
第一作者简介:刘保果(1977—) ꎬ男ꎬ河南新野人ꎬ工程师ꎬ研究方向为船舶建造与监管技术ꎮ
信息技术
刘保果ꎬ等压气机钛合金叶片外物损伤规律数值仿真研究
DOI:10.19344 / j.cnki.issn1671-5276.2022.01.034
压气机钛合金叶片外物损伤规律数值仿真研究

模具设计制造DYNAFORM实验指导书

模具设计制造DYNAFORM实验指导书

快捷键:CTRL+鼠标左键旋转;CTRL+鼠标右键缩放文件夹英文binder 压边圈blank 毛胚die 凹模punch 凸模2、导入零件模型,保存文件3、更改零件层名4、进行网格划分点击Preprocess→Element,弹出Element对话框,选择第四个图标(自动模式)Tools blank generater(1)定义工具与方向打开Tools-->Define Tools菜单,进入工具定义窗口(如图9所示)。

分别定义凹模(Die),凸模(Punch),压边圈(Binder)。

在定义Punch 和Binder 的时,还需要输入凸模行程和压边力。

本实验中,定义凸模速度为2000,设定凸模行程为25,压边力设40000,方法如图10,图11所示。

animate(2)定义坯料的材料和属性 打开Tools-->Define Blank点击Analysis LS-DYNA 菜单,打开自动适应网格进入求解模块,将Analysis Type 选择为Full Run Dyna 模式,或file-submit求解完成后,点击主菜单上的PostProcess ,进入后处理,以观察仿真成形结果。

点击后处理窗口中的File ,打开d3plot 文件。

左右4按钮,双击rcforce力输出STL格式。

说明:上述几何形体尽量在一个空间体系下用相对尺寸绘制,保证它们的装配关系;所有实体造型都要在空间体系的第一象限内,即几何点的坐标值非负。

2.2 挤压模拟2.2.1 前处理建立新问题:程序→DEFORM5.03→File→New Problem→Next→在Problem Name栏中填写“tuble extrusion”(管材挤模拟的学生)或“stick extrusion”(棒材挤模拟的学生)→Finish→进入前前处理界面;说明:在DEFORM中,所有文件名、路径名均用英文字符标识。

添加对象:点击+按钮添加对象,依次为“workpiece”、“top die”、“bottom die”和“o bject 4”,在Object Name栏中填入extrusion workpiece→点击Change按钮→点击geomet ry →点击import→选择extrusion workpiece.stl实体文件→打开;重复操作,依次添加extr usion die,extusion mandrel,extusion dummy block,extusion chamber。

油气藏数值模拟

油气藏数值模拟
•基本流动方程—多相流 •两相非混相流体
油相基本流动方程:
•o
k kro uo
po
oD
t
o
So
q~o
水相基本流动方程:
•w
kkrw uw
pw
wD
t
wSw
q~w
辅助方程
So Sw 1 Pc(Sw) Po Pw f (Sw)
数值模型的建立:微分方程的离散化 时间与空间离散
导数的差商逼近
五点差分格式
i,j+1
i-1,j
i,j
i+1,j
i,j-1
Apply material balance equation for oil and water for each gridblock
F a c e i-1 /2
(i, j+ 1 )
F a c e j+ 1 /2 F a c e i+ 1 /2
Water is Blue
Production decisions are more effective with simulation
History Match for Well, 2-14 (Water Cut & GOR)
Initial Sw
Year 12
Initial Sw
Waterflood Year 12
Large Indonesian field 4km x 8km Eight sands, faulted, several hundred feet thick 60 years of history Severe loss of production
Support Geological & Engineering Analysis

MB_TCAD(学习sentaurus tcad时可以观摩)

MB_TCAD(学习sentaurus tcad时可以观摩)


Modified Shockley-Read-Hall G/R
A sum of SRH contribution by each trap Γ is the degeneracy of the trap, ni the intrinsic
concentration of carriers
Rn , p Ri Ri pn ni
Generation recombination and trapping
Impact ionization Tunneling Oxide physics
Vertex 2013, Lake Starnberg, September 18 2013
Generation/Recombination
11
Approximated solution to the equation to solve
Aproximation of the solution space using test function
Vertex 2013, Lake Starnberg, September 18 2013
TCAD simulation principles : Beyond the standard model !

Example of TCAD simulation
Space-Charge Sign Inversion (SCSI) Double peak in inverted sensors Charge multiplication P-Spray Insulation Magnetic Field effects Charge-Sharing in pixel sensors
Vertex 2013, Lake Starnberg, September 18 2013

钢筋混凝土锈胀试验研究与细观损伤扩展分析

钢筋混凝土锈胀试验研究与细观损伤扩展分析

摘要钢筋混凝土是土木工程领域中最主要的材料之一,其性能受周围环境影响较大,而在潮湿、多化学盐的环境下,钢筋混凝土会发生锈胀破坏导致结构失效,所以对钢筋混凝土锈胀破坏破坏过程及破坏机理的研究是必要的。

目前钢筋混凝土锈胀的研究大多在宏观层次上进行的,而本文在细观层次展开研究,将钢筋混凝土看作由钢筋、骨料、砂浆以及钢筋、骨料与砂浆之间的界面过渡区(ITZ)组成的非均匀材料,在宏观层次上进行钢筋混凝土人工加速锈胀试验、在细观层次上进行数值仿真分析,由此得出相关现象和结论。

首先从细观层次出发,利用MATLAB数学编程平台拟合出氯离子在混凝土内部扩散后浓度分布情况;然后对部分特征钢筋混凝土试件进行人工加速锈胀试验;之后以随机骨料模型理论为基础,借助MATLAB编程平台使用蒙特卡罗法建立了考虑面积占比增加系数的多边形骨料模型;最后借助ABAQUS有限元数值模拟软件对所建立的模型加以强制位移和等效作用力来模拟试件锈胀损伤扩展情况,并在此基础上模拟了保护层厚度对试件损伤扩展的影响。

研究结果表明:MATLAB可以拟合氯离子在混凝土中扩散的过程,并发现该过程钢筋周围氯离子浓度分布不均匀;从钢筋混凝土锈胀过程来看,钢筋位于中部和角部时混凝土外端开裂与最终破坏时间相差较大;从试件的切片损伤结果来看,钢筋位于中部的混凝土损伤分布大致呈“┴”形,而钢筋位于角部的混凝土损伤分布大致呈“×”形,且测得钢筋锈蚀后的半径表明钢筋锈蚀结果呈非均匀形态;通过有限元数值模拟结果发现等效作用力的加载方式优于强制位移的加载方式,且基于等效作用力加载方式模拟出的保护层厚度对混凝土损伤影响表明,钢筋的保护层厚度对试件损伤程度和损伤形态有较大影响。

该论文有图65幅,表13个,参考文献51篇。

关键词:钢筋混凝土;细观层次;氯离子扩散;锈胀作用;随机骨料模型;混凝土塑性损伤AbstractReinforced concrete is one of the most important materials in the field of civil engineering. Its performance is greatly affected by the surrounding environment. In the humid and multi-chemical salts environment, it will promote the corrosion of reinforced concrete and lead to structural damage and failure. Therefore, it is necessary to study the mechanism and process of the corrosion and expansion of reinforced concrete. At present, the research of reinforced concrete rust expansion is mostly carried out at the macro level, in the process of the meso-level research, the reinforced concrete is regarded as a heterogeneous material composed of reinforcing steel, aggregate, mortar and the interface transition zone (ITZ) between reinforcing steel, aggregate and mortar. Through the macro-level accelerated corrosion test of reinforced concrete and the micro-level numerical simulation analysis, the relevant phenomena and conclusions are finally obtained.Starting from the meso-level, the concentration distribution of chloride after diffusion in concrete is fitted by MATLAB mathematical programming platform; then the accelerated corrosion expansion test is carried out on some characteristic reinforced concrete specimens; then, based on the theory of random aggregate model, the polygon aggregate model considering the area ratio increase factor is established by using Monte Carlo method with the help of MATLAB programming platform. Finally, with the help of ABAQUS finite element numerical simulation software, the force displacement and equivalent force of the model are applied to simulate the expansion of rust expansion damage of specimens, and on this basis, the influence of the thickness of protective layer on the expansion of damage of specimens is simulated.It can be used to determine that: MATLAB can fit the process of chloride diffusion in concrete, and found that the chloride concentration distribution around the reinforcement is non-uniform; from the view of reinforced concrete corrosion expansion process, when the reinforcement is located in the middle of the concrete, the difference between the cracking time and the ultimate failure time of the outer end of the concrete is greater than when the reinforcement is located in the corner; According to the results of slice damage, the damage distribution of concrete with steel bar in the middle is approximately in the shape of “┴”, while the damage distribution of concrete with steel bar in the corner is approximately in the shape of “×”, and the measured radius of steel bar corroded indicates that the corrosion result of steel bar is non-uniform. The results of finite element numerical simulation show that the loading mode ofequivalent force is better than that of forced displacement. Furthermore, the effect of protective layer thickness on concrete damage simulated by equivalent force loading mode shows that the protective layer thickness of steel bar has a great influence on the damage degree and damage morphology of specimens.Keyword: reinforced concrete; meso-scale; chloride diffusion; corrosions and expansion;concrete damaged plasticity目录摘要 (Ⅰ)目录 (IV)图清单 (VIII)表清单 (XII)变量注释表 (XIII)1 绪论 (1)1.1研究背景与研究意义 (1)1.2细观力学研究现状 (2)1.3氯离子在混凝土中扩散的影响因素 (3)1.4钢筋混凝土锈胀破坏理论 (5)1.5论文主要研究内容 (7)2 氯离子在混凝土中扩散的MATLAB拟合法 (9)2.1基于Fick定律的氯离子扩散模型 (9)2.2MATLAB对氯离子在混凝土中扩散拟合研究 (11)2.3本章小结 (16)3 氯离子环境下钢筋混凝土人工加速锈胀试验研究 (17)3.1试验过程 (17)3.2钢筋混凝土锈胀试验现象描述 (23)3.3试验结果及分析 (24)3.4钢筋锈蚀形态及锈蚀后半径测定 (35)3.5本章小结 (36)4 混凝土数值模型选取与建立 (38)4.1混凝土细观数值模型 (38)4.2随机骨料模型建立 (39)4.3考虑面积占比增加系数的多边形骨料与经典圆形骨料算法对比 (45)4.4本章小结 (46)5 锈胀作用下钢筋混凝土损伤扩展数值模拟 (47)5.1氯离子在钢筋混凝土中扩散浓度分布 (47)5.2考虑氯离子扩散的钢筋非均匀锈蚀力学行为研究 (48)5.3钢筋锈胀作用下混凝土损伤扩展数值模拟 (54)5.4钢筋保护层厚度对混凝土损伤扩展的影响 (67)5.5本章小结 (76)6 结论与展望 (77)6.1结论 (77)6.2展望 (78)参考文献 (82)学位论文原创性声明 (83)学位论文数据集 (84)ContentsAbstract (I)Contents ......................................................................................................................................I V List of Figures .. (VIII)List of Tables (XII)List of Variables (XIII)1 Introduction (1)1.1 Background and Significance (1)1.2 Research Status of Meso-mechanics (2)1.3 Factors Affecting the Diffusion of Chloride in Concrete (3)1.4 Corrosion Expansion Failure Theory of Reinforced Concrete (5)1.5 Main Contents (7)2 MATLAB Fitting Method for Chloride Diffusion in Concrete (9)2.1 Chloride Diffusion Model Based on Fick Theory (9)2.2 Study on Fitting Chloride Diffusion in Concrete by MATLAB (11)2.3 Summary (16)3 Experimental Study on Artificial Accelerated Corrosion of Reinforced Concrete Specimens in Chloride Environment (17)3.1 Experimental Procedure (17)3.2 Description of Corrosion Test Phenomenon of Reinforced Concrete (23)3.3 Results and Analysis (24)3.4 Corrosion Pattern of Steel Bars and Determination of Radius after Corrosion (35)3.5 Summary (36)4 Selection and Establishment of Concrete Numerical Model (38)4.1 Meso-numerical Model of Concrete (38)4.2 Establishment of Random Aggregate Model (39)4.3 Contrast the Area Ratio Increase Coefficient Polygon Aggregate and Classical CircularAggregate Algorithm (45)4.4 Summary (46)5 Numerical Simulation of Damage Propagation of Reinforced Concrete under Corrosion (47)5.1 Diffusion Concentration Distribution of Chloride in Reinforced Concrete (47)5.2 Mechanical Behavior of Non-uniform Corrosion of Reinforcement Bars ConsideringChloride Diffusion (48)5.3 Numerical Simulation of Concrete Damage Propagation unde Steel Corrosion (54)5.4 Influence of Thickness of Steel Protective Layer on Concrete Damage Propagation (67)5.5 Summary (76)6 Conclusion and Outlook (77)6.1 Conclusion (77)6.2 Outlook (78)References (79)Author’s Resume (82)Declaration of Thesis Originality (83)Thesis Data Colloection (84)图清单表清单变量注释表c D 物质的扩散系数 t时间 cp P 砂浆孔隙率 R钢筋半径θ钢筋、锈蚀产物轮廓上的点与水平方向的夹角 η钢筋锈蚀率n 钢筋锈蚀产物自由膨胀率ε[]1,0区间上均匀分布的随机变量min x 骨料投放区域横坐标最小值 max x 骨料投放区域横坐标最大值 min y 骨料投放区域纵坐标最小值 max y 骨料投放区域纵坐标最大值 x任意圆心横坐标的值 y任意圆心纵坐标的值 min D 投放骨料粒径下限 max D投放骨料粒径上限 D投放骨料粒径 d投放骨料半径 j i 、顺序编号a 投放骨料轮廓上各点的横坐标 b投放骨料轮廓上各点的纵坐标 'a 投放骨料周围ITZ 轮廓上各点的横坐标 'b 投放骨料周围ITZ 轮廓上各点的纵坐标 P 骨料通过筛孔直径为D 骨料的质量百分比 k P 骨料体积占总体积的百分比θu 某点与钢筋圆心所在直线与Cl -扩散面之间呈θ角度时锈蚀产物厚度 1u 靠近混凝土保护层端最大锈蚀厚度 2u 背离混凝土保护层端锈蚀厚度 ζ 钢筋与混凝土空隙过渡厚度 V体积符号 等效ε 等效应变 等效E等效弹性模量 t σ 混凝土单轴受拉应力 c σ 混凝土单轴受压应力 ine t ~ε 混凝土受拉开裂应变 ine c~ε混凝土受压非弹性应变 t ε 混凝土单轴拉伸总应变 c ε混凝土单轴压缩总应变el t 0ε混凝土单轴拉伸无损伤的弹性应变elε混凝土单轴压缩无损伤的弹性应变c0σ混凝土单轴拉伸极限应力0tσ混凝土单轴压缩初始屈服应力cσ混凝土单轴压缩屈服应力cud受拉损伤因子td受压损伤因子cf混凝土单轴抗拉强度代表值r t,ε混凝土单轴抗拉强度代表值对应的应变值r t,f混凝土单轴抗压强度代表值c,rε混凝土单轴抗压强度代表值对应的应变值r c,α混凝土单轴受压应力-应变曲线下降段的参数值cα混凝土单轴受拉应力-应变曲线下降段的参数值t1 绪论1.1研究背景与研究意义纵观近现代建筑发展史,混凝土作为建筑的主要材料被应用在重要的受力构件上,且混凝土性能受工作环境影响较大,所以混凝土的研究是当今学者们热衷的话题之一。

800℃热震与声波振动对MoSi_(2)Mo涂层损伤的有限元模拟

800℃热震与声波振动对MoSi_(2)Mo涂层损伤的有限元模拟

Voo.45 No.2Apr 2021第45卷第2期2021年4月中国钮业CHNNAMOLYBDENUM NNDUSTRY800 C 热震与声波振动对M o S-2 /Me涂层损伤的有限元模拟陈浩,吴壮志,刘新利,段柏华,王德志(中南大学材料科学与工程学院,湖南长沙410083)摘 要:(是一种优异的高温结构材料,通常在其表面制备Ml/涂层来防止氧化。

M o S q /M q 涂层在高温使用过程中通常反复加热冷却,不可避免的出现裂纹,裂纹引起严重的应力集中,使涂层结合强度明显减弱,导致涂层剥 落。

而振动往往是导致材料失效的主要环境因素,若材料经受热震和振动的叠加作用,对涂层会产生更大的损伤 破坏。

本文利用Abaqus 软件计算了 MoSi 2/Mc 涂层在800 C 热震30次后界面应力分布和裂纹扩展情况,再对热震之后的M8//M 。

涂层施加声波振动,分析了声波幅值和超声波频率对涂层裂纹扩展的影响规律。

基于涂层损伤力学,总结了热震次数以及超声波幅值和频率对于裂纹扩展的影响。

关键词:MoSiz/Mc 涂层;热震;声波;AbaqusDOI : 10. 13384/j. cnki. cmi. 1006 -2602. 2021. 02. 011中图分类号:TG146.4 + 12文献标识码:A文章编号:1006 -2602(2021 )02 -0055 -07Finite Element Simulation of the Damage to MoSi 2/Mo Coatings Caused byThermal Shock at 800 P and Ultrasonic VitrahonCHEN Hao , WU Zhuang-zhi ,LIN Xin-IQDUAN Bo-hua ,WAND Da-zhi(School of Materials Science and Central South University ,Changsha 410083,Hunan ,China )Abstract : Molybdenum is an excollent high -temperature structural mku:Qt, and MoS-2 coking is usukly preparedon its surfaco to prevent Mo oxidation. MoSi2/Mo coating is usukly heated and cooled repeatedly dueng high-tem- peraturo service , and cracks inevitably appevr. The cracks cause severe stress concentration , which signi/cantly weakens the bonding strength of the coating and causes the coating to peel oQ. Vibration is often the main environ ­mental factor Qad/ig to mkeeQ failure. N the mktk is subjected to the supeemposi/on of thermal shock and vi ­bration ,it will cause greater damage to the coating. This paper uses Abaqus softuaro to calculate the inteyycial stress distribution and crack growth of the MoSi2^Mo coating after 30 thermal shocks at 800 C , and then applies ukrasonic vidration to the MoSi2^Mo coating akvr thermal shock , and analyzes the eXects of ukrasonic amplitude and ultrasonic frequency on the crack growth. Based on the damage mechanics of the coating , it summvizes the eXects of the number of thermal shocks and the amplitude and frequency of ultrasonic waves on crack propagation - Key words : M0S12/ Mo coating ; thermal shock ; ultrasonic ; Abaqus0引言(及(合金具有优异的性能,如高熔点(2 620 C )、 良好的电学、导热性、力学性能和耐腐蚀性能而被认为是最有前途的结构材料之一U7 ,广泛应用于电子、冶金、核工业等领域,也可用作空间热离子反应收稿日期:2020 -01 -04基金项目:国家重点研发计划资助(2018YFC1901700)第一作者:陈 浩(1996-),男,硕士研究生。

abaqus损伤参数与断裂拉紧

abaqus损伤参数与断裂拉紧

abaqus损伤参数与断裂拉紧1.在abaqus中,我们可以通过定义损伤参数来模拟材料的断裂行为。

In Abaqus, we can simulate the fracture behavior of materials by defining damage parameters.2.损伤参数可以设置为材料的力学行为、应力状态和断裂准则等因素进行调整。

Damage parameters can be adjusted according to the mechanical behavior, stress state, and fracture criteria of the material.3.通过调整损伤参数,我们可以模拟出不同条件下材料的变形和破坏过程。

By adjusting the damage parameters, we can simulate the deformation and failure process of materials under different conditions.4.损伤参数的选择对于模拟材料的断裂拉紧行为具有重要影响。

The selection of damage parameters has a significant influence on simulating the fracture behavior of materials under tension.5.在abaqus中,我们可以使用各种损伤模型来定义不同类型的材料断裂行为。

In Abaqus, we can use various damage models to define different types of material fracture behavior.6.通过实验数据的分析,我们可以确定合适的损伤参数来描述材料的拉伸性能。

By analyzing experimental data, we can determine appropriate damage parameters to describe the tensile performance of materials.7.损伤参数的精确设置可以有效预测材料的疲劳寿命和断裂准确。

CFRPAl叠层材料二维正交切削过程数值仿真

CFRPAl叠层材料二维正交切削过程数值仿真

2°21 年第 5 期_______________________________________________________________________________Technology and Manufacture工 N 与制造CFRP/AI 叠层材料二维正交切削过程数值仿真*郑华林① 蒙玉培① 张晟玮②(①西南石油大学机电工程学院,四川成都610500;②中国航发航空科技股份有限公司,四川成都610500)摘 要:由于CFRP 与A1合金材料之间的差异性,对其构成的叠层材料的加工带来巨大挑战,同时由于实验研究的高成本、时间消耗以及计算机技术的高速发展,数值仿真成为研究切削过程的有力方法。

将三维钻削过程简化为由不同的本构模型和损伤准则建立的2D 正交切削宏观有限元模型,研究了切削顺序、进给速度、刀具前角对45。

纤维角CFRP/A1合金叠层材料切削力和CFRP 切削损伤的影 响。

仿真结果表明:CFRP —A1切削顺序优于A1—CFRP 切削顺序。

进给速度对切削过程中切削力和切削损伤的影响高于刀具前角。

当刀具前角大于5。

时,增大刀具前角对45。

单向CFRP 的切削力和加工后表面损伤影响不显著。

关键词:复合材料;叠层材料;有限元分析;切削参数;刀具角度;表面损伤中图分类号:TB333 ; V257 文献识别码:ADOI : 10.19287/j. cnki. 1005-2402.2021. 05・ OilNumerical simulation of 2D orthogonal cutting of hybrid composite CFRP/AIZHENG Hualin ①,MENG Yupei ①,ZHANG Shengwei®(①School of Mechatronics Engineering , Southwest Petroleum University , Chengdu 610500, CHN ;②Aecc Aero Science and Technology Co.,Ltd., Chengdu 610500, CHN)Abstract : Differences between CFRP and Al alloy materials brings great challenges to the process of hybrid com ­posite CFRP/Al. At the same time , the high cost and time consumption of experimental research as wellas the rapid development of computer technology , FEM has become a powerful research method for cut ­ting process. The influences of cutting order , feed speed and tool front angle on the cutting force and CFRP damage of 45°fiber Angle UD-CFRP/Al alloy laminates were studied by simplifying the 3D drill ­ing process into the 2D orthogonal cutting macro FEM established with different constitutive models anddamage criteria. The simulation results show that the cutting order of CFRP —Al is better than that of Al —>CFRP. The effect of feed speed on cutting force and cutting damage is higher than that of tool frontangle. When the tool front angle is greater than 5°, feed speed and tool front angle have no significant influence on the cutting force and surface damage of 45°UD-CFRP.Keywords : composite ; laminated material ; FEM ; cutting parameters ; tool angle ; surface damage 由碳纤维增强聚合物(CFRP )和Al 合金构成的叠 层材料,以其优良的综合力学性能,广泛应用于航空领域,其构件常以螺栓连接进行装配,因此钻削加工必不可少。

PDC_齿切削砾岩的细观损伤模拟

PDC_齿切削砾岩的细观损伤模拟

◀钻井技术与装备▶PDC 齿切削砾岩的细观损伤模拟∗杨宏宇1,2㊀邓清源3㊀叶柏良2,4㊀刘建平2,5㊀黄安龙2,6(1.中国石油塔里木油田公司㊀2.西南石油大学机电工程学院钻头研究所㊀3.中国石油西南油气田公司勘探开发研究院4.四川职业技术学院智能制造学院㊀5.重庆铁马工业集团有限公司㊀6.武汉三江航天远方科技有限公司)杨宏宇,邓清源,叶柏良,等.PDC 齿切削砾岩的细观损伤模拟[J ].石油机械,2024,52(1):1-10.Yang Hongyu ,Deng Qingyuan ,Ye Bailiang ,et al.Simulation on microscopic damage of PDC cutter during conglom-erate cutting [J ].China Petroleum Machinery ,2024,52(1):1-10.摘要:砾岩一般具有孔隙结构复杂㊁非均匀性严重等特点,PDC 钻头钻进砾岩地层时破岩效率普遍较低,室内试验很难有效地研究PDC 齿的破岩过程㊂为此,采用离散元软件PFC 2D 建立了PDC 齿切削砾岩的数值模型,研究不同切削深度㊁前倾角及岩石非均质度情况下,砾岩的破碎形式和过程,引入破岩比功评价了砾岩切削过程中的破岩效率㊂研究结果表明:一定范围内增加切削深度,砾岩内部剪切裂纹更快萌生且剪切裂纹占比显著增加,主裂纹沿自由面方向和切削方向绕砾扩展;提高砾岩非均质度,岩石逐渐由塑性破坏转变为脆性破坏,非均质度过高会增加砾岩的整体强度,且使作用在PDC 齿上的冲击破坏频率增加,不利于破岩;当PDC 齿以1mm 切削深度㊁5ʎ前倾角切削砾岩时,可获得最高的破岩效率㊂所得结论可为PDC 齿设计及切削参数选择提供理论支持㊂关键词:PDC 齿;离散元;砾岩地层;数值模拟;细观损伤;岩石切削中图分类号:TE242㊀文献标识码:A㊀DOI:10.16082/ki.issn.1001-4578.2024.01.001Simulation on Microscopic Damage of PDC Cutter During Conglomerate CuttingYang Hongyu 1,2㊀Deng Qingyuan 3㊀Ye Bailiang 2,4㊀Liu Jianping 2,5㊀Huang Anlong 2,6(1.PetroChina Tarim Oilfield Company ;2.Bit Research Institute ,School of Mechanical Engineering ,Southwest Petroleum Univer-sity ;3.Exploration and Development Research Institute ,PetroChina Southwest Oil and Gas Field Company ;4.Intelligent Manufactur-ing College ,Sichuan Vocational and Technical College ;5.Chongqing Tiema Industries Group Co.,Ltd.;6.Wuhan Sanjiang AerospaceYuanfang Technology Co.,Ltd.)Abstract :Conglomerate generally has complex pore structures and severe heterogeneity.Drilling by PDC bitin conglomerate usually exhibits low rock-breaking efficiency,and the rock-breaking process of PDC cutter canhardly be investigated through laboratory experiment.A numerical model for conglomerate cutting by PDC cutter was built by using the discrete element software PFC 2D to analyze the conglomerate breaking form and process underdifferent cutting depths,rake angles and rock heterogeneities,and the rock-breaking specific energy was used to e-valuate the rock-breaking efficiency in the conglomerate cutting process.The results show that when the cutting depth is increased within a certain range,the shear cracks are initiated faster inside conglomerate,the proportion of shear cracks is significantly increased,and the main crack propagates around the gravel along the free surface di-rection and cutting direction.When the heterogeneity of conglomerate is increased,the plastic failure of rock is1 ㊀2024年㊀第52卷㊀第1期石㊀油㊀机㊀械CHINA PETROLEUM MACHINERY㊀㊀㊀∗基金项目:国家自然科学基金项目 气体钻井激光-机械复合作用高效破岩机理与试验研究 (51974272);四川省科技创新苗子工程资助项目 激光-机械协同参数配置研究及复合式高效钻头研发 (2022035)㊂gradually transformed to brittle failure,and too high heterogeneity would increase the overall strength of conglomer-ate and the impact breaking frequency on PDC cutter,which is not favorable for rock-breaking.When the con-glomerate is cut by PDC cutter at 1mm cutting depth and 5ʎrake angle,the maximum rock-breaking efficiency is obtained.The study results provide theoretical support for the design of PDC cutter and the selection of cutting pa-rameters.Keywords :PDC cutter;discrete element;conglomerate;numerical simulation;microscopic damage;rockcutting0㊀引㊀言PDC 钻头具有较强的耐磨性和受载稳定的优点,广泛应用于软到中硬地层钻井㊂我国新疆玛湖地区和渤海地区是国内油气资源较丰富的区域,近年来,在该地区的产油区块的多口探井中获得高产工业油气流,展现出良好的勘探前景㊂然而该地区地质条件复杂,钻井过程中经常钻遇较厚的砾岩层[1-4],PDC 钻头在这种地层中钻进时极易遭受较大的冲击载荷,导致钻头提前失效,降低钻井效率,增加钻井成本[5]㊂PDC 齿切削砾岩时,对砾岩的损伤规律和其他岩石相比有着显著的差别,揭示砾岩的切削过程对优化钻头结构和切削参数具有重要意义㊂关于离散单元法用于岩石切削领域的可行性在很多研究中得到证实[6-12]㊂为提高破岩效率,一些学者[13-16]针对异形PDC 齿破岩机理做了大量研究,对不同种类异形PDC 齿破岩过程进行对比分析,优选出对应岩层最优齿型㊂LI X.F.等[17]利用离散元软件分析了岩石脆性对岩石损伤和切削效率的影响机理,发现脆性小的岩石在围压和切削力作用下被协同破坏,脆性大的岩石主裂纹垂直扩展在约束条件下受到抑制;LIU J.X.等[18]利用有限元软件对比分析了3-RDE 齿和PDC 平齿破岩机理的差异,发现3-RDE 齿以剪切和破碎方式破岩且破岩效率较高,较小的后倾角和合理的切削深度有助于提高破岩效率㊂目前,关于PDC 齿破岩机理研究主要存在以下问题:①以往研究中大量研究了PDC 齿切削岩石的过程,但对岩石的损伤研究不够深入,主要集中于宏观层面的分析;②国内外对PDC 齿压入砾岩这类非均质岩石的破岩规律研究较少,而在实际钻井过程中,PDC 钻头对砾岩层的破岩效率较低㊂因此,对PDC 齿切削砾岩损伤规律展开研究很有必要㊂为了揭示砾岩在PDC 齿切削作用下的破坏特征,本文基于离散元软件(PFC 2D )建立了PDC齿切削砾岩的数值模型,研究了不同切削深度㊁前倾角和岩石非均质度对砾岩在PDC 齿切削作用下的影响规律,并对不同切削深度㊁前倾角和岩石非均质度等切削参数和岩石参数下的切削过程进行分析,得到了砾岩在PDC 齿切削过程中的力场分布及裂纹发育情况的变化规律,同时利用裂纹数和破碎比功对损伤程度进行评价㊂所得结论可为PDC 齿的设计及切削参数的选择提供理论支持㊂1㊀本构模型及参数标定1.1㊀岩样的制备砾岩宏观力学参数的确定可以为后续离散元模型的建立提供必要的数据支撑㊂本文采用四川彭州地区雷口坡组的砾岩,并按试验规程将其制备成满足试验要求的岩样,如图1所示㊂图1㊀砾岩试验岩样Fig.1㊀Conglomerate test specimen2 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2024年㊀第52卷㊀第1期1.2㊀X 射线粉晶衍射试验为了给砾岩在PDC 齿作用下的损伤机理分析提供试验依据,首先对砾岩基质和砾石的粉末试样进行X 射线粉晶衍射试验,获得砾岩主要矿物组成成分㊂图2为砾岩X 射线衍射图谱㊂图2㊀砾岩X 射线衍射图谱Fig.2㊀XRD pattern of conglomerate㊀㊀由图2可知:基质成分由石英和少量黏土矿物组成,黏土矿物极少;砾石成分由方解石㊁石英和黏土矿物组成,石英含量较少㊂砾岩由众多矿物颗粒和填隙物胶结而成,实质上是一种众多颗粒组成的多孔隙固体材料,具有离散特性,导致其在加载和卸载过程中表现出的力学性质具有一定随机性㊂1.3㊀砾岩力学试验由于砾岩中砾石和基质不易分离,且二者分别钻取符合试验要求的圆柱形样品难度较大,所以采用压入硬度试验[1]来测试砾岩的硬度,如图3所示㊂通过压入硬度试验㊁单轴压缩试验和巴西劈裂试验,可进一步获取砾岩的压入硬度H a1㊁基质的压入硬度H a2㊁砾岩的压入模量E a1㊁基质的压入模量E a2㊁单轴抗压强度σc ㊁单轴抗拉强度σt ㊁弹性模量E 和密度ρ,如表1所示㊂图3㊀砾岩压入硬度试验Fig.3㊀Conglomerate indentation test表1㊀砾岩宏观力学参数1.4㊀接触模型的选择离散元软件(PFC 2D )允许相邻颗粒在接触点位置黏结在一起,有接触黏结和平行黏结2种黏结方式,二者所建立的模型统称为黏结颗粒模型(BPM),都通过黏结键将颗粒黏结在一起,都可以承受压应力和剪应力㊂接触黏结为接触创造了一个线弹性力学状态,但黏结时仅在接触点处才有效;而平行黏结模型可被看作在相互接触的颗粒间的交界处矩形区域有效[19],如图4所示㊂二者区别在于前者只能传递力,后者可以传递力和力矩㊂图4㊀黏结模型示意图Fig.4㊀Bonding model3 2024年㊀第52卷㊀第1期杨宏宇,等:PDC 齿切削砾岩的细观损伤模拟㊀㊀㊀在接触黏结中,只要颗粒之间还有接触,即使黏结键被破坏,模型接触性状仍为线弹性,类似于线性模型,颗粒刚度不会发生改变,这与岩石的力学特性不符㊂在平行黏结中,刚度由线弹性界面和线弹性黏结界面共同决定,黏结时能抵抗转动和剪切,并且可以传递力,而当载荷突破临界强度,平行黏结键在受载作用下断裂导致无法传递载荷,模型刚度降低,这种现象符合砾岩的力学特性㊂因此本文选择平行黏结模型作为砾岩的接触模型㊂区别于宏观层面的裂纹,PFC2D软件通过fish 语言记录的裂纹是微观层面相邻颗粒间胶结断裂产生的裂纹,如图5所示㊂通过对微观裂纹发育情况分析,可以进一步了解宏观层面上岩石损伤情况㊂图5㊀PFC2D微观裂纹示意图Fig.5㊀PFC2D microcracks用PFC2D数值计算时需要调整砾岩模型微观参数,使其通过应力应变曲线表征出的力学参数和试验真实力学参数在一个合理的误差范围内㊂岩石重要的几个宏观参数分别是弹性模量E㊁泊松比μ㊁单轴抗压强度σc和抗拉强度σt,这些宏观参数将用来确定模型中颗粒的细观参数㊂这几个参数通过单轴压缩和巴西劈裂试验得出㊂单轴压缩试验岩样的直径和高度分别为50和100mm㊂巴西劈裂试验用的岩样直径和高度分别为50和30mm,在PFC2D中等尺寸建模㊂根据砾岩岩样表面形貌,采用数字图像人工绘制的方法,导入PFC2D中进行颗粒簇分组㊂用于单轴压缩和巴西劈裂试验的岩样和数值计算模型如图6所示㊂图6㊀用于单轴压缩试验和巴西试验的岩样和数值模型Fig.6㊀Rock samples and numerical models foruniaxial compression test and Brazilian test1.4㊀宏观参数和微观参数的确定采用液压伺服驱动控制万能试验机完成岩石单轴压缩试验和巴西劈裂试验㊂砾岩岩样试验所得的应力-应变曲线如图7所示㊂图7㊀砾岩单轴压缩和巴西劈裂应力-应变曲线Fig.7㊀Stress-strain curves of conglomerate from uniaxial compression parameter calibration and Brazilian splitting test 图7a是砾岩单轴压缩参数标定的应力-应变曲线,可计算出砾岩的弹性模量㊁泊松比以及单轴抗压强度;图7b是砾岩的巴西劈裂试验的应力-应变曲线,可计算出砾岩的抗拉强度㊂由于岩石硬度与强度存在正相关性[20],即岩石硬度一定程度上反映岩石强度,结合试验力学参数,给砾岩模型中基质和砾石的细观参数赋值㊂由于砾岩中砾石和基质不易分离,且二者分别钻取符合试验要求的圆柱4 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2024年㊀第52卷㊀第1期形样品难度较大,二者宏观参数难以通过力学试验直接获取,而岩石硬度与岩石强度存在正相关性,所以根据硬度等比例调试各部分宏观力学参数,直至砾岩宏观力学参数和试验相近,可近似认为符合实际情况㊂砾岩的宏观力学参数如表2所示㊂表2㊀砾岩模型中基质和砾石的宏观参数Table 2㊀Macroparameters of matrix㊀㊀在PFC 2D 软件中,模型的细观参数需根据岩石力学试验(应力-应变结果)和破坏形式确定[21]㊂将数值计算模型在PFC 2D 软件中进行单轴压缩和巴西劈裂模拟,对比试验结果,采用 试错法 [22]反复调整砾岩模型微观参数,使其通过应力-应变曲线表征出的力学参数和试验真实力学参数误差缩小,最终确定模型的微观参数㊂选用经标定后的微观参数能够较好地表征砾岩岩样的力学特性,试验与仿真的应力-应变曲线如图7所示㊂本文所选颗粒细观参数如表3所示㊂表3㊀砾岩模型中基质和砾石的细观参数Table 3㊀Microparameters of matrix1.5㊀PDC 齿切削砾岩模型图8为二维砾岩切削模型㊂图8㊀砾岩切削模型Fig.8㊀Conglomerate cutting model砾岩切削模型由岩石模型和PDC 齿组成㊂岩石模型的长L 为100mm,宽H 为50mm,包含了30228个半径为0.15~0.30mm 的相互黏结的颗粒㊂采用颗粒逐步膨胀法生成岩石模型,再采用数字图像人工绘制的方法划分颗粒簇,达到和实际岩石表面形貌一致㊂岩石模型的左㊁右以及下表面用刚性墙体来约束模型的自由度㊂PDC 齿(切削长度)前倾角α为5ʎ~30ʎ,切削速度为v ,切削深度为d ,沿着岩石模型自由面方向切削岩石20mm㊂2㊀PDC 齿切削砾岩结果分析在岩石破碎学中,破岩比功是指破碎单位体积岩石所耗费的能量,可以从能量层面反映刀具破岩效率㊂通过数值分析可得切削深度㊁前倾角和岩石非均质度等因素对PDC 齿受力及岩石破碎比功的影响㊂2.1㊀破岩比功计算破岩比功计算方法有2种,其一为实际体积计算法,其二为投影体积计算法㊂前者破岩比功W MSE 可用下式表示:W MSE ʈf hS c(1)式中:f h 为实际切向力,N;S c 为实际切削面积,mm 2,计算式如下㊂S c ʈd V cv h d t(2)式中:V c 为实际破岩体积,mm 3;t 为切削时间,s;v h 为切向速度,m /s㊂利用投影体积法计算的破岩比功可用下式表示:W MSE =d W d V p =f hS p(3)式中:W 为PDC 齿切削岩石所做的功,J;V p 为投影体积,mm 3;S p 为切削投影面积,mm 2,计算式如下㊂S p =r 2arccosr -d cos θr()-r r -d cos θ()ˑ{sin arccos r -d cos θr ()éëêêêùûúúú}cos β(4)式中:r 为PDC 齿半径,mm;θ为后倾角,(ʎ);β为侧倾角,(ʎ)㊂由于实际破碎体积求解繁琐,同时文献[23]5 2024年㊀第52卷㊀第1期杨宏宇,等:PDC 齿切削砾岩的细观损伤模拟㊀㊀㊀发现2种计算方法求解结果很接近,所以出于计算便捷目的,本文采用破碎投影体积法计算岩石的破碎比功㊂2.2㊀切削深度图9为砾岩在不同切削深度下的破碎情况㊂图9㊀砾岩在不同切削深度下的破碎情况Fig.9㊀Breakage of conglomerate at different cutting depths㊀㊀当切削深度为1mm 时,砾岩微裂隙处于稳态发展阶段,且当PDC 齿切削砾石时,沿切削方向,与切削砾石黏结的基质,在PDC 齿的作用下也开始产生微裂纹,粉末状岩屑在PDC 齿前齿面不断堆积,砾岩以塑性破坏为主;当切削深度增加至2mm,PDC 齿齿尖产生主裂纹,且其沿着砾石和基质交界面扩展至自由面,和基质部分微裂纹连接到一起;增加切削深度,砾岩逐渐由塑性破坏过渡为脆性破坏,发生块体崩碎;从图9c 和图9d 可以看出,当切削深度增加时,PDC 齿前端密实核区域增大,块体崩碎的岩屑体积增大,砾岩此时主要以脆性破坏为主,齿尖产生的主裂纹有2条扩展路径:其一向自由面扩展,发生块体崩碎;其二向切削方向绕砾扩展㊂针对研究的砾岩,其临界切削深度为2mm 左右,当达到临界切削深度时发生块体崩碎㊂随着切削深度增加,提高块体崩碎的频率和崩碎岩屑的体积,砾岩破碎方式由塑性破坏转向脆性破坏㊂图10为不同切削深度下切削砾岩的裂纹和破岩比功变化曲线㊂图10㊀不同切削深度下切削砾岩的裂纹和破岩比功变化曲线Fig.10㊀Crack and rock-breaking specific energy for conglomerate cutting at different depths㊀㊀如图10a 所示,当切削深度增加,总裂纹数和剪切裂纹占比增加,PDC 齿以1mm 切削深度切削砾岩时,直至切削长度达9mm 才产生剪切裂纹,此后逐渐增加;在切削长度20mm 时,剪切裂纹占总裂纹数的16%;PDC 齿分别以2㊁4和8mm切削深度切削砾岩时,初始破碎就能产生剪切裂纹,剪切裂纹占比逐步增长,此后趋于稳定㊂因此,增加切削深度,会使砾岩的剪切裂纹更快萌生且其占比显著增加㊂如图10b 所示,当增加切削深度,切向力和破岩比功先增大后减小,切削深度为1mm 时,破岩所需的切向力和破岩比功最小㊂2.3㊀前倾角图11展示了砾岩在不同的前倾角下的破碎情况㊂由图11a ~图11d 可知:在5ʎ~20ʎ范围内增加PDC 齿前倾角,破碎情况变化较小,PDC 齿切削到砾石,初期以塑性破坏为主,在齿前产生粉末状岩屑;当切削长度达10mm 左右,PDC 齿前方的砾岩压碎区域扩大,齿尖萌生出宏观裂纹,其先沿切削方向扩展至砾石和基质交界面后,再沿着交界面贯通至自由面,此时以脆性破坏为主㊂从图11e ~图f 可以看出,相较于5ʎ~20ʎ的前倾角,在20ʎ~30ʎ范围内增加PDC 齿前倾角,破碎情况变化较大,产生块体崩碎的岩屑体积明显缩小,齿前岩石损伤区域明显扩大,裂纹不断在PDC 齿前方萌生,并沿着切削方向扩展㊂6 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2024年㊀第52卷㊀第1期图11㊀砾岩在不同前倾角下的破碎情况Fig.11㊀Breakage of conglomerate at different rake angles㊀㊀图12为砾岩在不同前倾角下的力场分布图㊂PDC 齿前方接触力集中于砾岩自由面,增加PDC 齿前倾角会使齿前接触力作用区域扩大,产生块体崩碎的岩屑体积较小,对PDC 齿的冲击载荷也较小;由于齿尖压力较集中,在压力梯度较大的区域岩石容易萌生长裂纹,表明一定范围内增加前倾角,会改变PDC 齿前方压力集中区域,有利于微裂纹发展贯穿到砾岩自由面,进而产生块体崩碎㊂图12㊀砾岩在不同前倾角下的力场分布图Fig.12㊀Force field distribution of conglomerate at different rake angles㊀㊀图13为砾岩在不同前倾角下的裂纹和破岩比功变化曲线㊂如图13a 所示,增加前倾角,总裂纹数和剪切裂纹占比的变化趋势不变,但数值显著增加,且二者在切削长度达10mm 后增长率较大㊂切削长度在10mm 内岩石在PDC 齿挤压作用下,裂纹萌生速度较慢;在切削长度10mm 以后,形成一条主裂纹,其平行于自由面扩展或贯通至自由面,这个过程裂纹萌生速度也很快,裂纹数呈阶梯增长㊂如图13b 所示,当增加前倾角,切削力和破岩比功不断增大,前倾角为5ʎ时,破岩所需的切削力㊁破岩比功最小㊂2.4㊀非均质度为了研究砾岩非均质程度K 对PDC 齿静载压入砾岩裂纹扩展的影响,本节分析了PDC 齿静载压入砾岩过程中,在3种不同非均质度(K =0㊁24.49%和54.84%)下砾岩的力场分布及裂纹发育情况的变化规律,如图14所示㊂由图14可知,当非均质度K =0时,岩石完全7 2024年㊀第52卷㊀第1期杨宏宇,等:PDC 齿切削砾岩的细观损伤模拟㊀㊀㊀由基质组成,不含砾石,此时岩石以塑性破坏为主,其在PDC 齿作用下产生粉末状岩屑㊂当增加砾岩非均质度,岩石逐渐由塑性破坏转变为脆性破坏,发生块体崩碎㊂如图14d ~图14f 所示,岩石在PDC 齿切削过程中,其力场分布受到自身力学性质㊁破坏模式及内部力场的共同影响㊂当岩石强度和非均质度较低时,岩石以塑性破坏为主,切削过程中力场分布较为分散,例如K =0时的力场分布;反之,其力场分布较为集中,例如K =24.49%和54.84%时的力场分布㊂图13㊀砾岩在不同前倾角下的裂纹和破岩比功变化曲线Fig.13㊀Crack and rock-breaking specific energy for conglomerate cutting at different rake angles图14㊀不同非均质度砾岩在PDC 齿切削作用下的破碎情况Fig.14㊀Breakage of conglomerates with differentheterogeneities under cutting action of PDC cutter㊀㊀图15为PDC 齿切削不同非均质度砾岩的裂纹和破岩比功变化曲线㊂如图15a 所示,非均质度对砾岩总裂纹数影响较小,当PDC 齿切削非均质度K =0的砾岩时,总裂纹数始终以稳定且较慢速度增加,此时岩石以塑性破坏为主;当PDC 齿切削K =24.49%和K =54.84%的砾岩长度达13mm 时,总裂纹数有较大的增幅,岩石发生脆性破坏;另一方面,K =0时的剪切裂纹占比明显大于K =24.49%和54.84%时的剪切裂纹占比㊂由此可以推测,砾石含量对砾岩力学性质的影响较大,增加砾石含量,砾岩由塑性破坏转变为脆性破坏,剪切裂纹占比相对减小,但趋势不变,其仍然随着切削长度增加而增加㊂如图15b 所示,当增加岩石非均质度,切削力和破岩比功先减小后增大,且非均质度K =54.84%的切削力与K =0时相比仅减小了7N;K =54.84%的破岩比功与K =0时相比仅减小了0.1MPa;K =24.49%时,破岩所需的切削力㊁破岩比功最小㊂可以进一步推断,岩石非均质度存在最优图15㊀PDC 齿切削不同非均质度砾岩的裂纹和破岩比功变化曲线Fig.15㊀Crack and rock-breaking specific energy for cutting conglomerates with different heterogeneities by PDC cutter8 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2024年㊀第52卷㊀第1期值,砾石和基质的弱胶结有助于提高破岩效率,但非均质度过高,砾岩内部砾石增加了砾岩的整体强度,且使作用在PDC齿上的冲击破坏频率增加,不利于破岩㊂3㊀结㊀论(1)增加切削深度,PDC齿前端密实核区域增大,块体崩碎的岩屑体积增大,砾岩此时主要以脆性破坏为主,其内部剪切裂纹更快萌生且其剪切裂纹占比显著增加,主裂纹沿自由面方向和切削方向绕砾扩展㊂针对研究的砾岩,其临界切削深度为2mm左右,当达到临界切削深度时发生块体崩碎㊂切削力和破岩比功先增大后减小,切削深度为1mm时,破岩所需的切削力和破岩比功最小㊂(2)一定范围内增加前倾角会改变PDC齿前方压力集中区域,有利于微裂纹发展贯穿到砾岩自由面,进而产生块体崩碎,切削力和破岩比功不断增大,前倾角为5ʎ时,破岩所需的切削力和破岩比功最小㊂(3)提高砾岩非均质度,岩石逐渐由塑性破坏转变为脆性破坏,接触力增大,砾岩在PDC齿切削过程中的力场分布受到自身力学性质㊁破坏模式及内部力场分布的共同影响,当岩石强度㊁非均质度较低时以塑性破坏为主,其在切削过程中力场分布较为分散,反之,则较集中㊂岩石非均质度存在最优值,砾石和基质的弱胶结有助于提高破岩效率,但非均质度过高,增加了砾岩的整体强度,且使作用在PDC齿上的冲击破坏频率增加,不利于破岩㊂参㊀考㊀文㊀献[1]㊀刘向君,熊健,梁利喜,等.玛湖凹陷百口泉组砂砾岩储集层岩石力学特征与裂缝扩展机理[J].新疆石油地质,2018,39(1):83-91.LIU X J,XIONG J,LIANG L X,et al.Rock mechani-cal characteristics and fracture propagation mechanism ofsandy conglomerate reservoirs in Baikouquan formationof Mahu sag[J].Xinjiang Petroleum Geology,2018,39(1):83-91.[2]㊀李宬晓,董学成,梁红军,等.泥砾岩地层PDC钻头失效研究[J].西部探矿工程,2012,24(2):86-89,92.LI C X,DONG X C,LIANG H J,et al.Failure studyof PDC bit in conglomerate formation[J].West-ChinaExploration Engineering,2012,24(2):86-89,92.[3]㊀刘鹏宇,蒋庆平,申颍浩,等.玛湖凹陷砾岩裂缝扩展数值模拟[J].新疆石油地质,2022,43(2):227-234.LIU P Y,JIANG Q P,SHEN Y H,et al.Numericalsimulation on fracture propagation in conglomerate inMahu sag[J].Xinjiang Petroleum Geology,2022,43(2):227-234.[4]㊀辛庆庆.玛湖地区砾岩地层PDC钻头优化设计[D].北京:中国石油大学(北京),2020.XIN Q Q.Optimization design of PDC bit for conglom-erate formation in Mahu area[D].Beijing:China U-niversity of Petroleum(Beijing),2020.[5]㊀林英松,单清林,黄名召,等.砾岩层地层可钻性分析方法探讨[J].西部探矿工程,2012,24(11):21-23.LIN Y S,SHAN Q L,HUANG M Z,et al.New studyabout conglomerate formation drillability analysis method[J].West-China Exploration Engineering,2012,24(11):21-23.[6]㊀HUANG H,LECAMPION B,DETOURNAY E.Dis-crete element modeling of tool-rock interaction I:rockcutting[J].International Journal for Numerical andAnalytical Methods in Geomechanics,2013,37(13):1913-1929.[7]㊀祝效华,李海.PDC切削齿破岩效率数值模拟研究[J].应用基础与工程科学学报,2015,23(1):182-191.ZHU X H,LI H.Numerical simulation on mechanicalspecial energy of PDC cutter rock-cutting[J].Journalof Basic Science and Engineering,2015,23(1):182-191.[8]㊀刘伟吉.井底岩石塑脆性破碎机理及其影响因素研究[D].成都:西南石油大学,2017.LIU W J.The ductile-brittle failure mechanism and itsinfluence factors investigation of bottom hole rock[D].Chengdu:Southwest Petroleum University,2017. [9]㊀况雨春,曾昭安,张毅,等.基于离散元方法的PDC钻头破岩仿真研究[J].地下空间与工程学报,2019,15(3):835-841.KUANG Y C,ZENG Z A,ZHANG Y,et al.Simula-tion of PDC bit cutting rock based on discrete elementmethod[J].Chinese Journal of Underground Spaceand Engineering,2019,15(3):835-841.[10]㊀孟凡海.基于离散元的PDC齿冲击破岩规律研究[D].大庆:东北石油大学,2020.MENG F H.Research on rock breaking law of PDCteeth impact based on discrete element[D].Daqing:Northeast Petroleum University,2020. [11]㊀刘彪,吴杰,张俊,等.基于离散元方法的PDC92024年㊀第52卷㊀第1期杨宏宇,等:PDC齿切削砾岩的细观损伤模拟㊀㊀㊀钻头切削齿破岩机理数值模拟[J].矿业研究与开发,2021,41(2):165-169.LIU B,WU J,ZHANG J,et al.Numerical simulationon the rock breaking of cutter teeth of PDC cutter basedon discrete element method[J].Mining Researchand Development,2021,41(2):165-169. [12]㊀刘笑傲,邹德永,王庆,等.基于离散元法的砾岩地层三棱齿切削破岩数值模拟[J].特种油气藏,2022,29(4):149-155.LIU X A,ZOU D Y,WANG Q,et al.Numericalsimulation of rock breaking by triangular prismatic cut-ter in conglomerate formation based on discrete elementmethod[J].Special Oil&Gas Reservoirs,2022,29(4):149-155.[13]㊀刘和兴,罗云旭,刘伟吉,等.异形PDC齿切削破碎非均质花岗岩机理研究[J].石油机械,2022,50(4):22-31.LIU H X,LUO Y X,LIU W J,et al.Rock-breakingmechanism of special-shaped PDC cutter in heterogene-ous granite[J].China Petroleum Machinery,2022,50(4):22-31.[14]㊀徐卫强,史怀忠,曹权,等.锥形PDC齿破碎砾岩特性试验研究[J].石油机械,2021,49(9):9-16.XU W Q,SHI H Z,CAO Q,et al.Experimentalstudy on conglomerate breaking characteristics of coni-cal PDC cutter[J].China Petroleum Machinery,2021,49(9):9-16.[15]㊀赵润琦,陈振良,史怀忠,等.斧形PDC齿破碎致密硬质砂岩特性数值模拟研究[J].石油机械,2021,49(10):8-16.ZHAO R Q,CHEN Z L,SHI H Z,et al.Numericalsimulation study on characteristics of tight hard sandbroken by axe-shaped PDC cutter[J].China Petrole-um Machinery,2021,49(10):8-16. [16]㊀邹德永,潘龙,崔煜东,等.斧形PDC切削齿破岩机理及试验研究[J].石油机械,2022,50(1):34-40.ZOU D Y,PAN L,CUI Y D,et al.Rock breakingmechanism and experimental study of axe-shaped PDCcutter[J].China Petroleum Machinery,2022,50(1):34-40.[17]㊀LI X F,SHIBO W,SHIRONG G,et al.Investigationon the influence mechanism of rock brittleness on rockfragmentation and cutting performance by discrete ele-ment method[J].Measurement,2018,113:120-130.[18]㊀LIU J X,ZHENG H L,KUANG Y C,et al.3D nu-merical simulation of rock cutting of an innovative non-planar face PDC cutter and experimental verification[J].Applied Sciences,2019,9(20):4372. [19]㊀杨宏宇,邓嵘,叶柏良,等.PDC齿切削砂岩的细观损伤模拟[J].石油机械,2023,51(3):1-8.YANG H Y,DENG R,YE B L,et al.Mesoscopicdamage simulation of sandstone during PDC-cutter cut-ting[J].China Petroleum Machinery,2023,51(3):1-8.[20]㊀刘向君,熊健,梁利喜,等.川南地区龙马溪组页岩润湿性分析及影响讨论[J].天然气地球科学,2014,25(10):1644-1652.LIU X J,XIONG J,LIANG L X,et al.Analysis ofthe wettability of Longmaxi formation shale in the southregion of Sichuan basin and its influence[J].NaturalGas Geoscience,2014,25(10):1644-1652. [21]㊀李静,孔祥超,宋明水,等.储层岩石微观孔隙结构对岩石力学特性及裂缝扩展影响研究[J].岩土力学,2019,40(11):4149-4156,4164.LI J,KONG X C,SONG M S,et al.Study on the in-fluence of reservoir rock micro-pore structure on rockmechanical properties and crack propagation[J].Rock and Soil Mechanics,2019,40(11):4149-4156,4164.[22]㊀田文岭,杨圣奇,黄彦华.卸围压下砂岩力学特性及细观机制颗粒流分析[J].岩土力学,2016,37(增2):775-782.TIAN W L,YANG S Q,HUANG Y H.Particle flowanalysis of mechanical behavior and meso-mechanismof sandstone under unloading confining pressure[J].Rock and Soil Mechanics,2016,37(S2):775-782.[23]㊀ZHOU Y,ZHANG W,GAMWO I K,et al.Mechani-cal specific energy versus depth of cut[C]ʊ46th U.S.Rock Mechanics/Geomechanics Symposium.Chi-cago,Illinois:ARMA,2012:ARMA-2012-622.㊀㊀第一作者简介:杨宏宇,助理工程师,生于1998年, 2023年毕业于西南石油大学机械工程专业,现从事机械设计及理论㊁石油矿场机械等领域的工程技术研究工作㊂地址: (841000)新疆库尔勒市㊂email:1355190606@㊂㊀收稿日期:2023-07-09(本文编辑㊀王刚庆)01 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2024年㊀第52卷㊀第1期。

预控破片形成及侵靶行为数值模拟

预控破片形成及侵靶行为数值模拟

预控破片形成及侵靶行为数值模拟万仁毅;李德元【摘要】In order to optimize the machining scheme for the pre-formed projectile body grooves of pre-formed fragment projectile,enhance the lethal power of projectile body and improve the utilization rate of projectile body material,the detonation forming process of pre-formed fragments was simulated with finite element software ANSYS.In addition,the penetration behavior of pre-formed fragments on three kinds of target boards at different initial velocities and penetration angles was researched.The model stress distribution and the velocity attenuation of fragments were compared and analyzed.The results indicate that the vicinity of pre-formed grooves is firstly broken,and the pre-formed fragments with regular shape form. Moreover,the initial velocity of fragments,target board material and penetration angle will remarkably affect the penetration capability of pre-formed fragments.The simulated results can provide the references for the design and optimization of pre-formed fragment projectile.%为了优化预控破片弹的弹体预制槽加工方案,增强弹丸杀伤威力,提高弹体材料利用率,运用有限元软件 ANSYS 模拟了局部弹体材料爆轰形成预控破片的过程,研究了预控破片分别以不同初速度和不同侵彻角侵彻三种靶板的行为,并对模型应力分布和破片速度衰减变化进行了对比分析。

装配式粉煤灰混凝土剪力墙的抗震性能模拟

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装配式粉煤灰混凝土剪力墙的抗震性能模拟郭靳时;王珂【摘要】粉煤灰混凝土具有节约资源,提高混凝土工作性能的优点.为研究粉煤灰混凝土剪力墙抗震性能,本文以普通混凝土装配式剪力墙模型为基础,建立粉煤灰取代量为30%的剪力墙有限元模型,用大型通用有限元软件ABAQUS进行低周反复荷载模拟.同时考察轴压比、边缘构件配筋率、墙身配筋率等参数对模型的影响.结果表明,粉煤灰混凝土剪力墙同样满足抗震性能要求.%Fly ash concrete has the advantages of saving resources and improving the performance of concrete.For the study of fly ash concrete shear wall seismic performance,based on the model of common concrete assembled shear wall, a finite element model of shear wall with 30% replacement of fly ash was established in this paper,simulation of low cycle cyclic loading with large general-purpose finite element software ABAQUS was made.The axial compression ratio,reinforcement ratio edge com-ponents,wall body reinforcement ratio and other parameters were investigated on the influence of the model.The results show that the fly ash concrete shear wall also satisfies the requirement of seismic performance.【期刊名称】《低温建筑技术》【年(卷),期】2018(040)002【总页数】5页(P44-48)【关键词】粉煤灰混凝土剪力墙;ABAQUS;抗震性能【作者】郭靳时;王珂【作者单位】吉林建筑大学土木工程学院, 长春 130118;吉林建筑大学土木工程学院, 长春 130118【正文语种】中文【中图分类】TU311.30 引言伴随着我国城市化进程的加快,“人口红利”的不断减少,现浇结构体系已经不能满足要求,弊端日益明显。

19.Abaqus累积损伤与失效要点

19.Abaqus累积损伤与失效要点

总结本章主要讲解累积损伤与失效的概论、塑性金属材料的累积损伤与失效和纤维增强复合材料的累积损伤与失效。

其中重点内容有:●塑性金属材料损伤萌生准则,包括有:塑性准则、Johnson-Cook准则、剪切准则、成形极限图准则、成形极限应力图准则、M-K准则和M-S成形极限图准则,其中M-K准则较难理解。

●塑性金属材料的演化规律,包括有:基于有效塑性位移的损伤演化规律和基于能量耗散理论的损伤演化规律。

●塑性金属材料失效后网格中单元的移除,其中壳单元的移除较难理解。

●纤维增强复合材料损伤萌生准则,包括有:纤维拉伸断裂、纤维压缩屈曲和扭结、基体拉伸断裂和基体压缩破碎。

●纤维增强复合材料损伤的演化,四种失效模式(纤维拉伸失效、纤维压缩失效、基体拉伸断裂失效和基体压缩破碎失效)均基于能量耗散理论,并对应不同的损伤变量,其中损伤变量的求解比较繁琐。

目录19 累积损伤与失效分析 (3)19.1累积损伤与失效概述 (3)19.1.1 累积损伤与失效 (3)19.2 金属塑性材料的损伤与失效 (6)19.2.1 金属塑性材料损伤与失效概论 (6)19.2.2 金属塑性材料损伤初始阶段 (8)19.2.3 塑性金属材料的损伤演化与单元的移除 (24)19.3 纤维增强复合材料的损伤与失效 (35)19.3.1纤维增强复合材料的损伤与失效:概论 (35)19.3.2 纤维增强复合材料的损伤初始产生 (38)19.3.3 损伤演化与纤维增强复合材料的单元去除 (41)19 累积损伤与失效分析19.1累积损伤与失效概述19.1.1 累积损伤与失效Abaqus提供了以下材料模型来预测累积损伤与失效:1)塑性金属材料的累积损伤与失效:Abaqus/Explicit拥有建立塑性金属材料的累积损伤与失效模型的功能。

此功能可以与the Mises, Johnson-Cook, Hill, 和Drucker-Prager等塑性材料本构模型一起使用(塑性材料的损伤与失效概论,19.2.1节)。

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3. Simulation of primary damage production by Monte Carlo methods
NE220 Lectures 14 - 15 17 - 22 February 2006
Brian D. Wirth and D. R. Olander Nuclear Engineering Department
1
The TRIM code
Reference: J.F. Ziegler, J.P. Biersack and U. Littmark, The Stopping and Range of Ions in Matter, Volume 1, Chapter 4, Pergamon Press (1985). • TRIM (Transport of Ions in Matter) calculates all interactions of a projectile (ion or a neutral atom) with a solid consisting of stationary target atoms • TRIM is part of the code package SRIM, which can be downloaded and run on a PC at the website • The code is basically a Monte Carlo calculation. One projectile at a time is incident on a solid surface. The trajectories of the projectile and recoild target atoms are followed. The input information required for the calculation includes: • projectile: Z1, m1, of initial energy E10 • target: Z2, m2, thickness and density • displacement energy of the atoms in the target material (Ed) • surface atom binding energy (for sputtering calculations) • binding (cohesive) energy of the target atoms, Eb
2
Байду номын сангаас
The TRIM code
The output of the TRIM computation includes: • The path of the projectile and all recoil target atoms • The depth distribution of the atomic displacements (dpa) of the target atoms • The final position of the projectile (I.e., range and range straggling) • Projectile energy loss by ionization (electronic stopping); histories of all recoils • Sputtering of the surface atoms • Projectile reflection via the front surface or transmission through the rear surface Projectile - Solid Medium Interaction Process • Only two-body collisions are considered • The computation treats a three dimensional array of atoms in the solid, but does not consider crystallography. That is, the solid is assumed to be amorphous. • Specific crystallographic effects (focusing or channeling) are not treated. • The accumulation of damage (cascade overlap) is not treated. • The target may consist of multiple layers, each containing several different elements.
E’ previous collision L ionization atomic collision E = E’ - T cum - E ionization
E’ = projectile energy at start of the flight path Tcum = energy loss due to glancing atomic collisions during flight Eionization = ionization loss to electrons of medium during flight (Eq. (2.55)) E = projectile energy at point of large-angle nuclear collisions.
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TRIM: collision kinematics treatment
• At the end of the free-flight path length, an impact parameter for the atomic collision (p) is randomly selected. The method for computing L and p will be discussed later. • Knowing the energy of the projectile and the impact parameter, the center-of-mass (CM) scattering angle is computed by collision dynamics theory. The projectile or recoil atom loses energy as it proceeds through a series of such free flight path lengths and collisions. The process ceases when the energy of the moving atom is too low to cause further displacements (i.e., E < Ed) • The detailed histories of recoils and the development of collision cascades are followed in the same manner as described above for the incident ion. Isolated cascade theory (e.g., Eq. (2.61)) is not used since the cascade is determined by following each particle individually.
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TRIM: Universal Atomic Potential
The curves are collapsed into the Universal Screening Function using the reduced separation distance r/a:
r r 4 Φ = ∑ Ai exp−Bi a i=1 a
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TRIM: collision kinematics treatment
Method of treating the mean free path between atomic collisions (projectile - target or target - target) • The usual mean free path (λ = (Nσ)-1) can not be used because the total cross section for most atomic collisions is infinite (e.g. the Rutherford cross section, Section 2, p26) • Instead, a “free-flight distance”, L, is introduced. This is the distance between large-angle atomic collisions. Rather than trying to calculate the individual effect of many grazing collisions, only the angular deviation due to these collisions is tracked. When the angular deviation of a particle reaches an arbitrary specified (small) value, a large-angle collision is permitted. In addition, during the free-flight distance, electronic stopping is included to reduce the energy of the moving ion (atom).
Z1 Z 2 e 2 r V(r) = Φ a r
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