czm内聚力模型
内聚力的应用
内聚力的应用
内聚力模型（Cohesive Zone Model, CZM）是一种用于描述材料断裂过程中裂纹尖端附近区域行为的力学模型。
它在多个领域有着广泛的应用，具体来说：
1. 材料科学：内聚力模型最初用于描述脆性材料的断裂行为，现在已经扩展到金属材料、高分子材料、复合材料以及功能梯度材料等。
它能够模拟材料的裂纹萌生、裂纹扩展以及动态裂纹传播等现象。
2. 结构工程：在结构工程中，内聚力模型被用来预测和分析结构的断裂行为，尤其是在复合材料的界面脱粘问题中。
这对于设计更安全、更耐用的结构至关重要。
3. 制造技术：内聚力模型在先进制造技术中也有应用，例如在焊接、粘接等工艺中，对接头或粘接界面的强度和断裂行为进行评估和优化。
4. 损伤力学：内聚力模型在损伤力学领域中扮演着重要角色，它可以帮助研究者理解和预测材料在不同载荷条件下的损伤演化过程。
5. 计算力学：在计算力学中，内聚力模型通常与有限元分析结合使用，以解决复杂的断裂问题。
它可以处理非线性、大变形等问题，适应性强，不需要起裂扩展准则。
6. 冲击仿真：在冲击载荷作用下，材料和结构的响应可以通过内聚力模型来模拟，这对于理解冲击过程中的损伤和断裂机制非常重
要。
7. 断裂力学：内聚力模型在断裂力学中的应用，特别是在研究裂纹尖端的行为时，可以减轻甚至消除应力的奇异性，使得裂纹尖端保持闭合的趋势。
ABAQUS在路面结构分析中的应用
2
2
1
粘聚尖端 裂纹尖端
2.3 改进的内聚力本构模型 Ortiz等基于内聚能确定的CZM本构模 型已成功用于沥青混合料的裂纹扩展分 析，其本构模型对于内聚力和开裂位移均 采用统一的指数函数形式，指出其指数形 式的下降段能够有效模拟裂纹扩展过程。S ong等采用统一的双线性 CZM函数形式，通 1.2.3 时间硬化模型 过分析指出采用双线性CZM本构要优于Orti 在道路工程中，可采用时间硬化蠕变模型 z所给出的指数型CZM本构，这是由于上升 描述粘弹性材料（如沥青混合料）的蠕变 段采用指数函数形式时刚度偏小，所以建 行为。 议上升段采用双折线形式。但是当沥青混 1.2.4 Mohr-Coulomb塑性模型 合料受荷载达到开裂强度后，损伤演化采 Mohr-Coulomb 破坏和强度准则在岩土工程 用线性衰减并不合理。因此，需要对CZM本 和道路工程使用非常广泛，为解决实际道 构模型进行改进，改进的CZM本构模型全曲 路工程问题提供了一个强有力的手段。 线上升段采用线性，下降段采用指数函数 形式。
tc
Tn
1.2.2 Maxwell模型
E
δf
δn
t
tc
内聚力区域
(a)
(b)
Gc
0 m
mf
的本构模型，如线弹性模型、 扩展有限元法(Extend finite Drucker-Pra elemen 2.1 粘弹性力学基本理论 t method, XFEM)是近年来新兴的、具有发 ger 模型、混凝土材料模型等等。 沥青混合料具有相当复杂的内部结 展前途的一种处理不连续问题的数值分析 1.1 弹性模型 构，是一种典型的热粘弹性材料，其力学 方法。该方法克服了传统有限元计算断裂 本构模型基于广义胡克定律，在ABAQUS 性能与温度变化、荷载作用时间、加载频 问题时对计算网格的依赖性；在模拟裂纹 有限元软件中，用户可以定义材料的弹性 率、加载历史均有关。 扩展问题时，无需进行网格重构，可大大 模量和泊松比等材料参数 2.2内聚力本构模型 提高计算效率。因此，分析处理大变形、 1.2粘弹性材料本构模型 内聚力(Cohesive Traction)实质上是 裂纹扩展、摩擦接触等不连续问题具有明 1.2.1 Burgers模型 E 材料中分子原子之间的相互作用力，通过 显的优势，受到了众多学者的青睐和关 E 对断裂过程区断裂过程中的内聚力分析， 注。本章将对裂纹及扩展问题进行研究， 以揭示了界面内聚力和张开位移的非线性 围绕这一问题，主要开展了以下几个方面 本构准则。 的工作： 基于单位分解概念，XFEM通过改进单 粘聚尖端 裂纹尖端 元的形状函数使之包含问题的不连续成 t 分，从而放松对网格密度的过分要求。水 T δ δ 平集法是 1.2.2 Maxwell XFEM中常用的确定内部界面位置 模型 E 和跟踪其生长的数值技术，任何内部界面 可用它的零水平集函数表示。本节分别介 内聚力区域 绍与XFEM 直接相关的单位分解法(PUM) 和 (a) (b) 水平集法(LSM)；介绍XFEM的基本思想。
基于内聚力模型(CZM)的单筋拉拔数值分析方法研究
基于内聚力模型(CZM)的单筋拉拔数值分析方法研究景剑;强峰;施凯【摘要】目前化学植筋粘结性能数值模拟中界面单元均以双弹簧单元为主,但是模拟结果与相应的试验结果有较大偏差.为了提高数值模拟的精确度,本文基于双线性内聚力模型(Cohesive Zone Model)进行了单筋拉拔试验的有限元模拟,采用双线性应力-张开位移模型定义内聚力单元本构关系,进行了参数分析,得到了内聚力参数对计算结果的影响规律,并对一些试验的荷载-位移曲线进行参数拟合以确定合理参数,从而验证了该植筋模拟方法的有效性.【期刊名称】《低温建筑技术》【年(卷),期】2018(040)007【总页数】5页(P57-60,64)【关键词】化学植筋;单筋拉拔试验;内聚力模型;参数分析【作者】景剑;强峰;施凯【作者单位】江苏省建筑工程质量检测中心有限公司,南京210008;河海大学土木与交通学院,南京210098;江苏省建筑工程质量检测中心有限公司,南京210008【正文语种】中文【中图分类】TU5020 引言化学植筋是目前加固改造领域应用相当广泛的后锚固连接技术，现有植筋承载力和力学性能的相关研究大多限于单筋拉拔试验研究，由于拉拔试验试件制作及试验装置比较简单，试验结果便于分析，长期以来一直作为研究化学植筋性能的有效方法，但是由于试验中存在诸多不确定性因素，如果通过大量的拉拔试验研究化学植筋性能，不仅耗费过多的试验材料，而且需要很长的试验周期，给研究带来诸多不便。
近些年来，应用有限元分析方法进行化学植筋锚固性能研究已成为一种方便有效的数值模拟方法。
在早期的植筋锚固系统研究中，国内外同行已发表了一些有关粘结锚固的研究成果。
Cook等人[1]通过单筋拉拔试验总结出了在混凝土构件中，植筋的破坏模式，研究了单个钢筋锚固的破坏过程和机理，给出了单筋的粘结锚固建议；郭晓飞[2]提出了采用双弹簧单元模拟混凝土与植筋胶界面单元和钢筋与植筋胶界面单元，并考虑了植筋胶的厚度，采用四边形滑移单元对植筋胶进行模拟。
czm内聚力模型ppt课件
CZM offers an alternative way to view and failure in materials.
Wake of crack tip
Forward of crack tip
Fibril (MMC bridging Grain bridging
Microvoid coalescence
Plastic zone
Metallic
Cleavage fracture
Oxide bridging
Fibril(polymers) bridging
C
y B
NO MATERIAL SEPARATION
A
l1
d max
FORWARD
D
LOCATION OF COHESIVE CRACK TIP
d D
l2
WAKE
COMPLETE MATERIAL SEPARATION
E d, X
d sep
MATERIAL CRACK TIP
COHESIVE CRACK TIP
Molecular force of cohesion acting near the edge of the crack at its surface (region II ). The intensity of molecular force of cohesion ‘f ’ is found to vary as shown in Fig.a. The interatomic force is initially zero when the atomic planes are separated by normal
基于全域CZM的复合推进剂细观损伤与断裂研究
基于全域CZM的复合推进剂细观损伤与断裂研究ZHAO Jiuling【摘要】采用全域CZM模型模拟了复合固体推进剂从细观脱湿到基体开裂,直至微裂纹扩展汇合,最后断裂破坏的演化过程,探索了其宏观力学行为发生发展的内在原因.数值模拟结果在微裂纹的开裂特征以及推进剂的宏观应力-应变曲线等方面与试验结果吻合较好.研究结果表明,采用全域CZM模型能有效模拟复合推进剂材料细观断裂破坏过程及其宏观力学性能;通过参数反演可知混合基体的初始刚度远小于颗粒/基体界面的,而粘接强度和粘接能大于界面的,这使得基体易变形而界面先脱湿;可将推进剂受拉伸载荷的细观力学行为分为四个阶段:无损伤变形阶段、界面部分脱湿阶段、脱湿与基体开裂并存阶段、微裂纹聚合断裂阶段.【期刊名称】《固体火箭技术》【年(卷),期】2019(042)003【总页数】7页(P269-274,302)【关键词】固体推进剂;全域;粘聚力模型(CZM);细观损伤断裂;数值模拟【作者】ZHAO Jiuling【作者单位】【正文语种】中文【中图分类】V5120 引言复合固体推进剂是典型的颗粒增强复合材料，其细观结构决定了其力学性能。
从细观角度解释其宏观力学行为的本质，是揭示复合固体推进剂损伤破坏机理行之有效的研究路径，也是复合固体推进剂工程研究的发展趋势。
复合推进剂断裂过程非常复杂，研究在外载作用下的损伤断裂过程，有利于认识其断裂的发生机制，为研制高性能的推进剂材料和预测结构断裂提供力学依据。
目前，在复合推进剂的细观研究方面，有试验和仿真两条途径：一是借助微CT、扫描电镜(SEM)等试验设备定性地观察细观结构的变化过程，为细观模型的建立提供物理基础；二是通过数值仿真技术定量分析细观损伤破坏演化过程，具有效率高费用低的特点，将两条途径相结合可有效取长补短。
通过动态拉伸SEM观测[1-3]，人们意识到氧化剂颗粒与粘合剂的脱湿损伤是妨碍复合推进剂力学性能提高和失效的主要原因，当前研究的重点主要集中在此。
沥青混合料劈裂过程数值
量。理论上，断裂能等于 T-δ 曲线下方的面积。双线性 CZM 假定：在内
聚力达到开列强度之前（δ≤δ0），内聚力区域的材料是线弹性的；在 内 聚 力 达 到 开 裂 强 度 之 后 （δ0≤δ≤δf），材 料 表 现 为 线 性 软 化 行 为 ，是 材 料的软化阶段，也称为损伤阶段。
双线性内聚力模型的 T-δ 曲 线 如 图 2 所 示 ， 其 中 T 为 内 聚 力 ；δ
为裂纹面的相对位移；Tc 为材料的力学强度， 是内聚力所能到达的最 大值， 称为开裂强度；δ0 表为内聚力 达 到 Tc 时 裂 纹 面 的 位 移 ；δf 为 裂 纹 面 的 最 大 位 移 ，称 为 失 效 位 移 ；Gc 为 断 裂 能 ，是 指 裂 纹 面 从 位 移 为 零直到完全分离所消耗的能量， 也即材料从完好到断裂所吸收的能
沥青混合料损伤断裂属强不连续问题，常规有限元法要求在单元 内部形函数连续且材料性能不能突变，在处理像裂纹这样的强间断问 题时，必须将裂纹面设置为单元的边，裂尖设置为单元的结点，在裂尖 附近的高应力梯度区需要高密度网格，同时在模拟裂纹生长扩展时还 需要对网格进行重新剖分，效率极低甚至无能为力。 在处理多裂纹复 杂问题时，其工作量之大是难以接受的。 为了解决上述类型问题，扩展 有 限 元 法[1-2]（XFEM）应 运 而 生 ，是 近 年 来 发 展 起 来 的 一 种 新 的 数 值 方 法，它继承了常规有限元法的所有优点，最根本的区别在于它所使用 的网格与结构内部的几何或物理界面无关，从而克服了在诸如裂纹尖 端等高应力梯度和变形集中区进行高密度网格剖分所带来的困难，当 模拟裂纹扩展时也无需对网格进行重新剖分，解决了一些用传统有限 元法不易或无法求解的工程技术问题。 目前，国内扩展有限元法研究 发表工作还不多，具体应用到沥青混合料和沥青路面结构的研究工作 还未见报道，因此本文开展这一方面的一些研究探索工作。
沥青混凝土的细观开裂模拟方法研究
本研究的目的是建立一个更有效、更精确的细观沥青混凝土模型研究其开裂 问题。本文采用两种数值建模方法分析沥青混凝土的开裂问题。第一种是随机骨 料分布及嵌入粘结单元有限元模型。本方法将沥青混凝土分为四个重要组成部分： 骨料、沥青砂浆、界面过渡区和初始缺陷。根据由 Full 和 Thompson 开发的级配 曲线，将骨料颗粒模拟成大小不同的随机分布多边形。采用了一些有效的方法来 提高骨料投递的成功率。对于初始缺陷，本研究仅考虑空隙。在沥青砂浆的初始 网格内，沿骨料与沥青砂浆的界面插入零厚粘性单元，模拟混凝土的开裂过程。 修正了以往的开裂初始准则和牵引分离规律，并用以描述粘结构件的破坏行为。 基于 python 语言，开发了骨料投递、内聚力单元插入和修正的构造本构模型的 用户自定义程序，并将其嵌入到商业有限元软件包 abaqus 中。通过与试验结果 的比较，验证了所提出的细观模型的有效性和准确性，并研究了细观结构对沥青 混凝土的宏观性能的影响。第二种方法采用基于 Voronoi 多边形的细观刚体弹簧 法进行数值建模，在第一种方法的基础上，采用随机骨料投递技术随机投放圆形 骨料，然后根据骨料形心点生成 Voronoi 网格，过 Voronoi 单元网格边界的几何 形状寻找骨料之间的相互作用关系，骨料间的粘结材料被浓缩为骨料间的界面弹 簧，其刚度由粘结材料的厚度定义。通过二维和三维数值单轴压缩实验进行验证 其有效性。 关键词：细观沥青混凝土；随机骨料投递算法；粘结单元嵌入算法；Voronoi 多 边形；细观刚体弹簧法
i
ABSTRACT
The purpose of this study is to establish a more effective and accurate mesoscopic asphalt mixture model to study its cracking problem.In this paper, two numerical modeling methods are used to analyze the cracking of asphalt mixture.The first is the random aggregate distribution and the embedded bond element finite element model.This method divides asphalt mixture into four important components: aggregate, asphalt mortar, interface transition zone and initial defect.Aggregate particles were simulated as randomly distributed polygons of different sizes according to the grading curves developed by Full and Thompson.Some effective methods are adopted to improve the success rate of aggregate delivery. For the initial defects, only the void was considered in this study. In the initial grid of asphalt mortar, zero-thickness viscous unit is inserted along the interface between aggregate and asphalt mortar to simulate the cracking process of concrete.The former cracking initial criterion and traction separation rule are modified to describe the failure behavior of bonded components. Based on the python language, a user-defined program for aggregate delivery, cohesive force unit insertion and modification of constitutive model construction was developed and embedded in abaqus, a commercial finite element software package. Compared with the experimental results, the validity and accuracy of the proposed meso-structure model are verified, and the effect of meso-structure on the macro performance of asphalt mixture is studied. The second method based on Voronoi polygon of the mesoscopic numerical model based on the rigid spring method and random on the circular aggregate by random aggregate delivering technology, then Voronoi grids were generated according to the aggregate centroid and a Voronoi unit grid boundary geometry for the interaction relationship between aggregate and bond between aggregate material is concentrated to aggregate the interface between the spring, defined by the thickness of the bonding material, The validity of the method is verified by two-dimensional and three-dimensional numerical uniaxial compression experiments.
钛铝层状复合材料界面损伤有限元模拟
陕西理工大学学报！自然科学版)Journal of Shaanxi University of TechnoloZ ( Natural Sciencc Edition)2021年4月第37卷第2期Apo.2021VoL37 No. 2引用格式：陈丽,樊瑜瑾•钛/铝层状复合材料界面损伤有限元模拟［J ］・陕西理工大学学报！自然科学版），2021,37（2":9e13.钛/铝层状复合材料界面损伤有限元模拟陈丽，樊瑜瑾"（昆明理工大学机电工程学院，云南昆明650500）摘 要：基于双线性内聚力模型，采用ABAQUS 软件建立了钛/铝层状复合材料的端部缺口弯 曲试验有限元模型，通过数值模拟得到载荷-位移曲线与试验曲线，对比曲线验证了模型的有 效性。
在数值模型基础上进一步研究界面参数中界面刚度、能量释放率、剪切强度对于复合材 料性能的影响。
结果表明：界面刚度对材料的峰值破坏载荷的影响不大；能量释放率、剪切强 度是影响材料性能的主要因素，随着两者的增大，界面失效的峰值载荷及对应位移都有一定的 增大。
关键词：内聚力模型；金属层状复合材料;有限元模拟中图分类号：TB331 文献标识码：A 文章编号：2096-3998（2021）02-0009-05金属层状复合材料与单一金属材料相比具有较好的比强度，良好的导电、导热、耐高温氧化、抗磨损 等性能，可广泛应用于汽车、航空航天、厨具用品、机械电子等工业领域$T ）由于结合界面性能薄弱，其 中层与层之间的断裂是金属层状复合板的主要损伤形式之一，会严重影响材料的使用性能，因此对于界 面的断裂行为研究很有必要。
目前，内聚力单元是研究复合材料界面层的有效方法，大量学者运用内聚力单元对复合材料层间损 伤行为进行了一系列研究。
内聚力模型的概念最初由Barenblat e 5%和Dugdl 6%先后于1959年和I960 年提出。
朱兆一等［7%基于内聚力模型，研究了纤维增强复合材料层合板胶接结构时的最大承载能力和 界面损伤失效行为。
内聚力模型在裂纹萌生及扩展中的应用
内聚力模型在裂纹萌生及扩展中的应用孙家啟;纪冬梅;唐家志【摘要】断裂及开裂是工程中严重的结构失效形式.结合传统断裂力学中应力强度因子K以及J积分,综述了内聚力模型基本思想及发展,分析了典型的内聚力模型及模型应用的局限性,总结了不同内聚力模型在有限元中的实现形式,概述了国内外学者关于内聚力模型解决不同材料裂纹萌生与扩展的研究状况,得出了内聚力模型可以用以研究裂纹尖端塑性变形、静力和疲劳载荷条件下的蠕变开裂,以及金属、岩土材料及混凝土、复合材料及纳米晶材料裂纹萌生与裂纹扩展的结论.【期刊名称】《上海电力学院学报》【年(卷),期】2016(032)002【总页数】7页(P129-134,139)【关键词】内聚力模型;有限元方法;裂纹萌生;裂纹扩展【作者】孙家啟;纪冬梅;唐家志【作者单位】上海电力学院能源与机械工程学院,上海200090;上海电力学院能源与机械工程学院,上海200090;上海电力学院能源与机械工程学院,上海200090【正文语种】中文【中图分类】TB383.1对于含裂纹结构失效的问题,尤其是裂纹尖端应力场的分布与演化,研究者们尝试采用不同的方法予以解决.1921年,GRIFFITH A A[1]提出,当裂纹扩展过程中释放的弹性应变能与新裂纹形成的表面能相等时,裂纹就会失稳扩展,这对脆性材料的断裂理论做出了开创性研究.[2]严格地说,Griffith理论只适用于理想脆性材料,IRWIN G R[3]和OROWAN E[4]各自提出了裂纹尖端区域塑性耗散功的理论,将Griffith理论应用到工程材料中.1958年,IRWIN G R[5]提出了临界应力强度因子概念,巧妙地将能量释放率和裂纹尖端应力强度因子结合起来,进一步推动了断裂力学的发展.1961年,PARIS P C等人[6]将应力强度因子理论应用于疲劳裂纹扩展的研究中.当裂纹尖端塑性区尺寸不能忽略时,裂纹尖端塑性区域的应力应变场已无法由K场表征.RISE J R[7]提出了与路径无关的J积分,奠定了弹塑性断裂力学的理论框架.J 积分虽然可以处理弹塑性材料的断裂问题,但对于塑性过程区相当大的裂纹前缘,萌生后裂纹的扩展过程是人们更为感兴趣的阶段,[8]而且传统断裂力学往往不适用于研究裂纹的萌生阶段.近年来,内聚力模型(Cohesive Zone Model,CZM)已被广泛应用于有关裂纹扩展的研究中,相比于应力强度因子K,内聚力的存在使得裂纹尖端保持闭合的趋势,在一定程度上减轻甚至消除了应力的奇异性.CZM将裂纹问题归结为一个非线性边值问题,并不需要起裂扩展准则,而且该模型基于弹塑性断裂力学,其适应性强,可以解决很多的非线性、大变形问题.本文综述了CZM的发展过程、与有限元算法结合的具体实现,以及基于内聚力模型的有限元算法在不同材料裂纹萌生与扩展中的应用.1.1 内聚力模型的发展CZM首先由DUGDALE D S[9]和BARENBLATT G I[10]提出,BARENBLATT G I 将CZM应用于脆性材料的断裂研究中,DUGDALE D S采用类似CZM模型,研究了裂纹尖端的屈服和塑性区尺寸的大小.在这些早期关于非线性断裂的研究中,当内聚力区尺寸小于裂纹和试样尺寸时,CZM理论与GRIFFITH A A的能量平衡理论等效.对于内聚应力的分布,DUGDALE D S将其看作在数值上等于材料的屈服强度,但这与物理事实不符.BARENBLATT G I认为内聚应力是内聚区裂纹面各点处裂纹张开位移的函数,在分子尺度上引入了内聚力,但符合这一特性的解析式较难具体给出,而实际情况下,多数研究者仍然假设内聚力为常数.HILLERBORG A等人[11]在BARENBLATT G I的基础上加入了拉伸强度,首次将内聚力模型应用到有限元计算中,模拟了脆性材料的断裂过程.该模型不仅允许已有裂纹的增长,还允许新裂纹的萌生与演化,并且完整地描述了基于该模型断裂过程的细节.NEEDLEMAN A[12]采用高次多项函数,模拟了延性材料的断裂情况.KOLHE R 等人[13]在对镍铝合金的剪切断裂性能进行数值模拟时,采用了分段函数的方法来描述CZM.CZM的实质是表征分子和原子间相互作用的简化模型,裂纹的尖端被假定为两个裂纹界面组成的一个很小的内聚区,内聚区的本构关系即界面上作用牵引力T与两裂纹面间相对位移U之间的关系.图1为内聚力模型和裂纹尖端内聚区的分布.图1中,由未完全承载的点A开始,T随着U的增加而增加,随之达到一个应力最大值Tmax的点C,此时该材料点的应力承载达到了最大值,材料点开始出现初始损伤.随着界面位移的继续增大,应力开始下降,该阶段为材料点的损伤扩展阶段,点E为裂纹界面完全分离的材料点,其承载降为零.内聚力区内应力的变化通过内聚力法则和裂纹界面位移联系起来,针对不同的材料,可以选择不同的内聚力法则,通过选取适当的参数,可以反映界面层的强度、韧度等力学性能.1.2 内聚力模型分类1.2.1 基于有效位移的内聚力模型基于位移的内聚力模型将裂纹上下表面之间的有效牵引力定义为有效分离位移的函数,即牵引力分离法则.常见的牵引力分离法则有线性软化、双线性软化,以及指数、梯形等.将模型中有效牵引力与内聚强度σmax归一化处理后如图1所示.不同模型的区别在于与之间函数关系的不同,通常情况下,材料的断裂是基于裂纹面法向应力Tn 的1型裂纹和基于裂纹面切向应力Tt 的2型裂纹的混合失效模式. TVERGAARD V[14]引入的内聚力模型为:式中:δn,δt——断裂时对应的断裂面法向和切向位移;无量纲有效位移, ;立方多项式模型有效牵引力,αe——无量纲1型和2型断裂模式混合常数;Δn,Δt——裂纹面法向和切向位移.式(1)是基于有效位移的内聚力模型的代表形式,如文献[15]提出的内聚力模型为: 式中:ψ——界面表面能.而法向和切向的牵引力Tn和Tt满足令αe=δn/δt,式(3)和式(4)即式(1)的特例.文献[16]提出的能够应用于多晶脆性材料和沥青混凝土的线性软化模型为:式中:σmax——法向内聚强度;τma x——切向内聚强度;Ds——内部残余强度变量.上述模型亦可以扩展到三维裂纹的模拟,然而基于有效位移的内聚力模型存在以下两个问题:一是模型在软化条件下,正的刚度容易造成不合理的牵引力-位移关系的出现;二是模型的断裂能为常数,而实际上1型裂纹和2型裂纹的断裂能不同,在混合断裂模式中,断裂能不是常数,所以模型不能进行混合断裂的模拟.1.2.2 基于势能的通用内聚力模型基于有效位移的内聚力模型在解决裂纹扩展中出现的问题,可以在基于势能的通用内聚力模型中得到解决.基于势能的通用内聚力模型应用三次多项式表示法向牵引力,用线性关系式表示切向牵引力,例如文献[17]应用于研究空穴形成和生长的模型为:式中:αs——剪切刚度参数.由界面表面能函数可得到法向和切向牵引力:式中,Δn<δn,但当Δn>δn时,对应点的内聚力为零.内聚力模型在断裂力学研究的问题上有诸多的优势,并且随着计算机计算能力和有限元方法的日益发展,更多的研究者开始使用和改进内聚力模型并结合有限元方法,用以解决多种材料的断裂问题.有限元中内聚力模型的实现方式是引入内聚力单元,利用内聚力单元建立界面周围材料之间的应力应变关系,用应力-位移形式,即用TSL(Traction Separation Law)来定义内聚力单元的本构关系.当内聚力单元的应力或应变状态满足损伤起始准则后,内聚力单元开始发生损伤,即进入损伤演化阶段.目前,TSL法则主要有双线性、梯形、多项式以及指数等多种表达式,图2给出了常见的线性衰减演化和指数衰减演化模式.这两种演化模式都是在只受法向拉力作用下,应力值随着相对位移的增加而增大,当界面元的相对位移大于其损伤点U0所对应的位移后,随着相对位移的增加,界面元刚度开始下降;当界面元相对位移增加至图中B点时,界面单元刚度降为零,此时界面元的相对位移为Uf,界面元连接的上下两个单元可以完全分离.曲线O-A-B-O所包围的面积即为材料破坏过程中的应变能释放率,数值上等于新生裂纹面的界面表面能.利用内聚力单元模拟裂纹的扩展,首先要将内聚力单元嵌入有限元模型中,嵌入的方式有两种:一是在可能出现裂纹的路径中插入内聚力单元;二是在数值模拟的过程中,在需要的时间和位置自适应地插入内聚力单元.在使用内聚力模型分析工程材料的失效问题时,有限元分析是非常重要的.[18]对于内聚力模型本身的适用性不存在很大争议,但是如何在数值模拟中植入内聚力模型,提出了很多种方法,如XIE D等人将其分为两种:一是连续内聚力模型,二是离散型内聚力模型.[19-20]连续内聚力模型认为断裂过程区是一个连续的柔性层,连续介质的本构关系采用内聚力法则.目前常用的连续内聚力单元为CAMANHD P P等人[21]提出的零厚度的界面内聚力单元.离散内聚力模型认为断裂过程区为一个离散的弹簧基础,弹簧基础连接两个裂纹表面相邻的节点对,用非线性类型的弹簧基础模拟内聚力特性.CZM已经被广泛应用于研究多种材料的失效现象,其研究对象包括脆性材料、准脆性材料、高分子聚合物材料、功能梯度材料、纳米材料、单晶和多晶材料等.此外,CZM也被应用于疲劳裂纹扩展、钢筋混凝土的粘结滑移、材料的动态断裂等现象的研究中.3.1 脆性材料针对弹塑性分析中小范围屈服条件下线弹性裂纹的分析,研究者对内聚区作了很多种假设.1967年,KEER L M[22]假定内聚区牵引力沿着光滑连接的裂纹表面以经典弹性力学本构方程分布.在Keer方法的基础上,CRIBB J L和TOMKINS B[23]得到了一种满足脆性材料裂纹尖端应力分布的内聚区应力与裂纹面张开位移的关系.随后,SMITH E[24]得到了内聚区应力-张开位移的通用理论,并且可以用一系列简单公式表达其关系.对于混凝土、岩石、纤维混凝土等准脆性材料存在相对较大的非线性断裂区域,其表现出的明显非线性断裂特性和断裂参数,存在显著的尺寸效应现象引起了国内外许多学者的关注.HILLERBORG A等人[25]在模拟混凝土材料断裂的过程中引入了线性软化模型,该模型由材料的内聚力强度和产生新的裂纹面释放的断裂能决定.之后有许多断裂分析模型得到了应用,如等效裂纹、双参数和双K断裂模型,以及由初始断裂能和总断裂能确定的用于研究混凝土断裂及裂纹尺寸效应的双线性软化模型等.WEIBULL W[26]关于由随机统计性引起的尺寸效应的研究、CARPINTERI A[27]关于裂纹的分形特性引起的尺寸效应的研究和BAIANT Z P等人[28]关于裂纹的能量释放和应力重新分布引起的尺寸效应的研究是国内外关于混凝土材料断裂和裂纹尺寸效应研究的3个主要方面.另外,相关学者对纤维混凝土的断裂过程也进行了研究,纤维混凝土的断裂要考虑素混凝土失效以及与纤维相关的失效机制.3.2 聚合物聚合物典型的失效主要有材料的剪切屈服和银纹的产生两种形式.与剪切屈服相比,由于裂纹尖端应力集中而导致的银纹生成和积累更容易造成聚合物材料的失效,细观层次的银纹形成和断裂表现为宏观层次的裂纹生成和扩展.内聚力在聚合物材料银纹扩展的研究中得到了广泛应用.聚合物的断裂过程包括银纹的萌生、银纹的扩展和银纹的断裂3个过程.文献[29]应用基于细观力学的内聚表面模型来分析聚合物银纹断裂的3个阶段,研究者将高密度的内聚表面插入连续介质中,模拟了聚合物中的大规模银纹形成现象.3.3 纳米晶金属金属材料的断裂过程一般要经历微裂纹的萌生、裂纹的扩展和裂纹扩展到临界尺寸后扩展失稳至完全断裂几个阶段.随着晶粒尺寸的减小,与较粗晶金属相比,微、纳米晶金属材料的变形机制出现了很多新特征,晶粒内部会产生较大的应变梯度,原子模拟和传统连续介质方法无法解释材料的微结构由于尺寸效应而表现出的强化和尺度效应.于是表征超细晶和纳米晶金属晶粒内部不均匀塑性变形的基于机制的应变梯度塑性(CMSG)理论和模拟晶粒间滑移与分离,以及晶间微裂纹的萌生和扩展的内聚力界面模型在纳米晶金属断裂研究中得到广泛应用.HUANG Y等人[30]基于Taylor位错模型建立了CMSG,只包含传统应力、应变分量的CMSG理论的本构方程可以表示为:式中:应力率;K——体积弹性模量;kk——体应变率;δij——Kronecker张量;μ——剪切模量;应变率偏量;——等效应变率;σe——von Mises等效应力;σy——材料初始屈服强度;m——率敏感性指数;——应力偏量;f——单轴拉伸时塑性应变ξp的无量纲函数.基于该本构关系,利用内聚力模型,吴波等人[31]对纳米晶Ni晶间断裂进行了数值模拟.该研究利用Voronoi tessellation方法建立随机晶粒模型,假定晶间断裂是纳米晶Ni惟一的断裂失效模式,验证了纳米晶金属晶粒的尺度效应会对材料宏观力学性能产生重要影响,得到了纳米晶Ni晶间微裂纹的萌生和扩展很大程度上依赖于晶粒几何形状和晶粒材料特性分布的结果.吴波等人[32]利用同样的方法,得出了随着纳米孪晶铜晶粒尺寸和孪晶薄层间距的减小,晶内应变梯度效应增强、材料得到强化的结论.3.4 疲劳裂纹增长内聚力模型已成功地模拟了很多材料的单调断裂问题.对于疲劳裂纹而言,由于载荷的施加与卸载,致使裂纹尖端应力重新分布,疲劳裂纹扩展产生阻滞现象.因此,在循环载荷下,适合疲劳裂纹扩展的内聚力模型的开发成为解决此类问题的关键.YANG B 等人[33]在模拟材料的疲劳裂纹扩展时,提出了一种内聚力模型,该模型模拟准脆性材料在任意载荷下的疲劳裂纹的萌生和扩展比经典断裂力学更具优势和灵活性.BOUVARD J L等人[34]在研究单晶高温合金疲劳裂纹扩展时,提出了一种基于损伤演化的内聚力模型,该模型为不可逆转的内聚力模型,不仅能够解决带预置裂纹纯疲劳裂纹、高温下蠕变疲劳的萌生和扩展,还可以应用于复杂载荷下及几何形状复杂试样的裂纹扩展.(1) 相对于传统断裂力学,内聚力模型在模拟裂纹前缘、裂纹萌生过程中塑性区的演化过程有很大的优势;(2) 内聚力模型与有限元算法的结合推动了内聚力模型的发展,为材料塑形断裂的研究提供了强有力的手段;(3) 内聚力模型可用于研究裂纹尖端塑性变形、静力和疲劳载荷条件下的蠕变开裂,以及金属、岩土材料及混凝土、复合材料及纳米晶等多种材料的裂纹萌生与裂纹扩展.【相关文献】[1]GIRIFFITH A A.The phenomena of rupture and flow in 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czm内聚力模型(ppt文档)
AMML
What is CZM and why is it important
In the study of solids and design of nano/micro/macro structures,
thermomechanical behavior is modeled through constitutive equations.
unique Additional criteria are required for crack
initiation and propagation
Basic breakdown of the principles of mechanics of continuous media
Damage mechanics-
Fracture/Damage theories to model failure
Fracture Mechanics -
Linear solutions leads to singular fields-
difficult to evaluate
Fracture criteria based on KIC,GIC,JIC,CTOD,... Non-linear domain- solutions are not
the atomic scale. It can also be perceived at the meso- scale as the
effect of energy dissipation mechanisms, energy dissipated both in the forward and the wake regions of the crack tip. Uses fracture energy(obtained from fracture tests) as a parameter and is devoid of any ad-hoc criteria for fracture initiation and propagation. Eliminates singularity of stress and limits it to the cohesive strength of the the material. It is an ideal framework to model strength, stiffness and failure in an integrated manner. Applications: geomaterials, biomaterials, concrete, metallics, composites….
内聚力模型在复合材料界面层中应用
内聚力模型在复合材料界面层中应用加工制造复合材料时，界面最难控制且大多是最为薄弱的部分，在承受载荷时，界面层处也往往最先出现破坏，从而大大降低了复合材料的强度。
因此在进行复合材料细观模型分析时，界面层不能够被忽略。
界面的强度对整个单胞模型强度的影响非常大，本文通过纤维顶出法计算出复合材料界面层内聚力模型的本构参数，然后分别对代表体积元RVE模型在纵向拉伸载荷和横向拉伸载荷下做有限元计算，分析界面损伤和基体塑性变形的数值关系，结果表明，复合材料的纵向拉伸强度随界面强度增加而增加，但到一定程度后影响就变小了，代替的是基体拉伸强度起主要作用。
不论界面强度值增加到多大，所得到的复合材料的横向拉伸强度都永远低于基体的拉伸强度980Mpa，这充分的说明了复合材料的强度极限是由最最薄弱的部分决定的。
本文的研究结论可以为复合材料的制备提供理论参照。
标签：内聚力模型;界面层;失效模式0 引言在对TiC/TC4复合材料应用内聚力模型进行细观力学模型计算之前，必须先确定界面层的cohesive本构关系。
内聚力本构模型的参数是由实验测得的，但大多数情况下，一些材料的基本力学性能参数是没有的，此时想要继续研究，就需要做一些理论推导与假设。
本文就是由纤维顶出法测得界面结合强度与界面反应厚度的关系式，然后经过一系列计算，就可以确定界面层内聚力模型本构的基本参数，进而展开后续的分析计算研究。
1 理论分析1.1 参数的计算采用纤维顶出法试验测得SiC/TC4复合材料的界面结合强度可以用下式表示：，其中是纤维与基体之间界面的剪切强度值，H是界面层的厚度。
经有限元计算分析，复合材料的界面结合强度与载荷大小的关系为，其中是加载时的最大载荷。
其中K是内聚力本构模型的刚度值，h是薄片试样的厚度，E是弹性模量，是应力，是应变，是位移。
这里假设界面的结合强度等于本构关系中的最大应力取H=1um，E=330Gpa，=6.2N，代入计算，可以求最大应力为102.5Mpa，试件的厚度为0.21mm，位移为0.065um，本构关系=0时对应的位移取0.2um，计算得到断裂韧性为10.25。
战斗部侵彻过程中PBX装药动态损伤数值模拟
战斗部侵彻过程中PBX装药动态损伤数值模拟作者：石啸海戴开达陈鹏万来源：《中国测试》2016年第10期摘要：为研究战斗部侵彻过程中PBX装药的动态力学性能及损伤情况，进行缩比弹侵彻半无限大混凝土靶板的数值模拟。
PBX装药采用内聚力裂纹模型，通过计算PBX装药的损伤演化过程，获得单元裂纹宽度等关键参数，并分析过载、轴向应力及损伤程度，同时计算分析有机玻璃、聚四氟乙烯等材料作为缓冲层对装药动态损伤的影响。
结果表明：1）基于内聚力裂纹模型的PBX装药自定义材料模型能很好地模拟装药的动态力学性能及损伤；2）使用缓冲层可以有效地保护战斗部内部装药；3）有机玻璃作缓冲材料用于改善装药力学环境的效果更加明显。
关键词：战斗部；PBX装药；动态损伤；内聚力裂纹模型；数值模拟文献标志码：A 文章编号：1674-5124（2016）10-0138-05Abstract： To study the dynamic mechanical response and damage of PBX charge in the process of warhead penetration， the numerical simulation of scaled projectile penetrating into semi-infinite concrete target is used. The cohesive crack model （CCM） is used to simulate PBX charge. The key parameters， such as the width of crack， were obtained by computing the damage evolution of PBX charge. Meanwhile， the overload， axial stress and damage degree were analyzed. Simultaneously， the effect of dynamic damage of buffer layer， such as PMMA and PTFE， on the charge is discussed. The results show that 1）the user defined material model based on CCM has good effect to simulate the dynamic mechanical properties and damage of PBX charge； 2）the buffer layer can protect internal charge validly and 3）the PMMA is the best buffer material to improve mechanical environment of charge.Keywords： warhead； PBX charge； dynamic damage； cohesive crack model； numerical simulation0 引言装填高聚物粘结炸药（PBX）的战斗部侵彻目标，高速侵彻过程产生的惯性过载会使装药经受长持续时间的复杂应力波作用，从而造成损伤断裂。
高钢级管道延性断裂过程中壁厚减薄率研究
焊管WELDED PIPE AND TUBE Vol.44No.10 Oct2021第44卷第10期2021年10月高钢级管道延性断裂过程中壁厚减薄率研究崔富凯，甄莹（中国石油大学（华东），山东青岛266580）摘要：延性断裂严重威胁高钢级管道的运行安全，但其具体行为尚不明确，尤其是壁厚减薄率这一参量，难以在全尺寸管道爆破试验中实时监测，制约了对高钢级管道断裂与止裂机理的深入研究。
针对这一问题，借助数值模拟方法，对高钢级天然气管道延性裂纹动态扩展过程中管道轴向壁厚减薄率的分布及演化规律进行了系统研究，分析了设计系数、管道几何尺寸及管材特性对其的影响。
结果表明，轴向管壁减薄始终分布于初始裂纹尖端至当前裂纹尖端的范围内，各因素对其分布规律均无影响；减薄率最大值始终出现在当前裂纹尖端处。
管道壁厚越小、材料强度越低，壁厚减薄率越大，设计系数及管道直径均对壁厚减薄率无影响。
关键词：高钢级管道；延性断裂；壁厚减薄率；数值模拟中图分类号：TE973文献标识码：A DOI：10.19291/ki.l001-3938.2021.10.001 Study on the Wall Thickness Reduction Rate during theDuctile Fracture of High-grade PipelineCUI Fukai,ZHEN Ying(China University of Petroleum,Qingdao266580,Shandong,China)Abstract：Ductile fracture seriously threatens the operation safety of high-grade steel pipeline,but its specific behavior is not clear,especially the parameter of wall thickness thinning rate,which is diilicult to monitor in real time in full-scale pipe burst test,which restricts the in-depth study of fracture and crack arrest mechanism of high-grade steel pipeline.In order to solve this problem,the distribution and evolution law of axial wall thickness reduction rate of high-grade natural gas pipeline during the dynamic propagation of ductile crack are systematically studied with the help of numerical simulation method,and the effects of design coefficient,pipeline geometric size and pipe properties on it are analyzed.The results show that the axial wall thickness reduction is always distributed from the initial crack tip to the current crack tip,and all factors have no effect on its distribution law.The maximum reduction rate always appears at the current crack tip.There are negative correlations between pipe wall thickness,material strength and the wall thickness reduction rate.The design coefficient and pipe diameter have no effect on the wall thickness reduction rate.Key words：high-grade pipeline;ductile fracture;wall thickness reduction rate;numerical simulation0前言气需求，推动长输管道行业迎来了新一轮的发展高峰采用高钢级、大直径管道进行高压输送“一带一路”战略中有关于天然气长输管线已成为管道工程发展的必然趋势H。
内聚力模型的形状对胶接结构断裂过程的影响
内聚力模型的形状对胶接结构断裂过程的影响张军;贾宏【摘要】内聚力模型被广泛应用于粘接结构的断裂数值模拟过程中，为深入分析不同形状内聚力模型与胶黏剂性质和粘接结构断裂之间的关系，本文分别采用脆性和延展性两种类型胶黏剂，对其粘接的对接试件进行了单轴拉伸、剪切实验，以及其粘接的双臂梁试件进行了断裂实验.3种类型的内聚力模型(抛物线型、双线型和三线型)分别模拟了以上粘接结构的断裂过程，并与实验结果进行对比.结果发现：双线型的内聚力模型适用计算脆性胶黏剂的拉伸与剪切的断裂过程；指数型内聚力模型较适合计算延展性胶黏剂的拉伸和剪切的断裂过程，临界应力、断裂能和模型的形状参数是分析拉伸和剪切的重要参数；双臂梁试件的断裂过程模拟结果发现，断裂曲线与胶黏剂性质有关，内聚力模型形状参数也有影响.通过实验与计算结果分析，双线型内聚力模型更适合脆性胶黏剂粘接的双臂梁断裂计算，而三线型更适合计算延展性胶黏剂粘接的双臂梁断裂过程，此研究结果对胶黏剂的使用和粘接结构的断裂分析有很重要意义.%Cohesive zone models have been increasingly used to simulate fracture of adhesively bonded joint. In order to understand the relation between the delamination of the different types of adhesives and the shape of cohesive zone models (CZMs), the uniaxial tension and shear experiments were conducted using two distinct adhesives, an epoxy-based adhesive in a brittle manner and VHBTM tape adhesive in a ductile manner. Three types of CZMs shapes are adopted, including exponential, bilinear, and trapezoidal models. The results demonstrate that the bilinear CZM more suitably simulate the tension and shear failure of the brittle adhesive, while the exponential CZM suitablydescribes the ductile adhesive. The cohesive strength, work of separation and the shape parameters are the significant effect factors on the simulation results of the uniaxial tension and shear debonding procedures. Nevertheless, the shape of CZM has certain influences on the simulation of the double cantilever beam fracture. The comparison between the numerical and the experiment results demonstrate that the bilinear CZM more suitably simulate the double cantilever beam fracture of the brittle adhesive, while the trapezoidal CZM suitably describes the ductile adhesive. The investigation results are significant to use CZMs to precisely analyze adhesively bonded joints fracture.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2016(048)005【总页数】8页(P1088-1095)【关键词】内聚力模型;胶黏剂;粘接结构;断裂【作者】张军;贾宏【作者单位】郑州大学化工与能源学院，郑州450001;郑州大学化工与能源学院，郑州450001【正文语种】中文【中图分类】TQ436.9由于胶黏剂使用简单，粘接结构重量轻，有较好的抗腐蚀和抗疲劳等优点，粘接结构被广泛地应用在汽车、航空、建筑和微电子等工业领域[1-3].为了使粘接结构能得到更广泛、更可靠的应用，其断裂过程和断裂特征需要更准确的研究和预测. 内聚力模型(cohesive zone models,CZMs)被用在模拟和预测粘接结构的开裂和裂纹扩展过程，此模型首先由Barenblatt[4]和Dugdale[5]提出，当拉伸力达到临界值时，裂纹开始萌生，然后拉伸力下降，裂纹向前扩展直至完全断开.内聚力模型也被广泛应用于分析金属、陶瓷、高分子材料和复合材料的断裂失效，它可以准确分析裂纹尖端的塑性区、龟裂现象和蠕变行为等[6-10].随后，Needleman[11]提出了二次多项式和指数形式的非线性内聚力模型(即抛物线型)，用来分析金属的晶粒的开裂，以及有气泡的晶粒裂纹动态扩展过程；Tvergaard和Hutchinson[12]提出了弹性和理想塑性的三线型内聚力模型；Camacho和Oritiz[13]提出脆性断裂的双线型内聚力模型，并利用此聚力模型模拟了双臂梁试件在冲击载荷下裂纹扩展过程；Geubelle和Baylor[14]使用双线型内聚力模型模拟了复合纤维板在低速冲击载荷下的裂纹萌生、扩展和分层过程.以上计算结果与实验结果作比较，都能很好地反应实际的断裂特性.不同形状的内聚力模型对应着不同的拉伸--分离的本构关系，其主要的断裂参数是临界应力和断裂能，而形状参数确定了内聚力模型的形状(抛物线型、双线型和三线型)及其力学性质[15-17].通过理论计算与实验对比的方法获得内聚力模型的断裂和裂纹萌生的力学性能参数，用于分析实际工况下的不同粘接材料和粘接结构的可靠性[18-23].虽然，Blackman等[24]认为双臂梁的断裂过程中，内聚力模型的形状参数与断裂曲线无关；而Yan和Shang[25]的计算结果得到内聚力模型的形状参数在其分析过程中是起作用的.最近研究学者[26-28]开始重视研究内聚力模型形状和重要参数对其模拟不同胶黏剂和粘接结构的影响；Campilho等[29-30]的研究表明内聚力模型的形状对延展性胶黏剂粘接的搭接结构有很大，对脆性胶黏剂影响不大.然而，粘接结构的裂纹萌生、扩展与粘接材料的性质关系如何，以及如何选用恰当的内聚力模型进行粘接结构的断裂分析，这些是目前使用内聚力模型比较模糊的问题，此类研究文献在国内外也不多见.所以，对以上问题本文做出更深入的研究.本研究采用两种不同性能的胶黏剂，一种为脆性的环氧树脂胶，一种为延展性的VHB(very high bond)胶.分别对其对接试件进行拉伸、剪切实验和双臂梁试件的断裂实验，通过与实验对比得到两种胶黏剂的拉伸--分离的关系曲线，并获得其临界应力、断裂能和形状参数.采用抛物线型，三线型和双线型3种类型内聚力模型，对以上两种粘接结构的拉伸、剪切和断裂过程进行数值模拟.通过计算结果与实验结果的对比分析，确定出更适合的内聚力模型可以模拟不同的胶黏剂与不同的粘接结构的断裂过程.1.1 粘接试件制作脆性胶黏剂采用商用环氧树脂强度结构胶，型号为LORD 320/322，由美国LORD(洛德)公司生产.延展性胶黏剂采用带状的G16F VHBTM，一种建筑用压敏胶，由美国3M公司生产.其宽度为25.4mm，厚度为1mm.对接试件的被粘物采用工字型铝合金，型号6061-T6，长度50mm，试件的粘接形式和结构尺寸如图1所示.采用这种形式的被粘物，可以减少实验过程中试件边缘的应力集中.这种工字型铝合金的强度经过测试，能够达到本实验要求.铝型材的粘接面用100号砂纸打磨，确保表面有统一的粗糙度，粘接面使用丙酮进行表面清洗，清除表面的灰尘、油泥等污染物，并在烘干箱内烘干30min后进行粘接.双臂梁试件按照ASTM(美国材料与试验协会)标准制作，如图2所示.图中a=50mm,l=250mm, h=12.75mm,d=1mm,试件宽度为25.4mm.被粘物采用T6061铝合金，粘接面采用220号砂纸打磨.同样，粘接面使用丙酮进行表面清洗，并在烘干箱内烘干30min后进行粘接.制作对接试件和双臂梁试件时，采用1mm厚的聚四氟乙烯膜(teflon film)，夹在被粘物之间，保证粘接后的胶体厚度都控制在1mm.每组试件在室内保持24h之后进行实验.1.2 实验方案拉伸和剪切实验采用一种带有平衡调节的Arcan固定装置，此装置可以实现拉伸、剪切和其他角度的强度实验[31-32]，Arcan固定装置如图3(a)所示.为实现试件与固定装置更好结合，设计了一种特制的夹持结构，夹具如图3(b)所示，夹具与固定装置Arcan用销钉连接，夹具与试件用螺栓顶紧，它可以保证试件固定，实验时没有附加的滑移.实验采用Instron 5800力学试验机，分别采用5kN和30kN的力传感器，用于两种胶体粘接的试件进行实验；脆性胶黏剂粘接的试件进行拉伸和剪切实验，采用引伸计测量位移，引伸计固定在如图4(a)和图4(b)所示的位置，记录拉伸和剪切的应变.其他实验用试验机自身元件测量位移.本实验采用位移控制，位移速度控制为0.5mm/min.每组实验重复5次.目前，被广泛采用的内聚力模型有：指数形式的抛物线模型(E-CZM)[6]，弹性--理想塑性的三线型模型(T-CZM)[7]和弹性的双线型模型(B-CZM)[8].3种内聚力模型的拉伸--分离关系如图5所示.2.1 抛物线型内聚力模型指数形式的内聚力模型的拉伸力与分离位移之间的关系式为拉伸和剪切的断裂能与临界应力相关联，分别表示为式中，Tn和Tτ是拉伸和剪切力；φn和φτ分别是拉伸和剪切的分离功；∆n和∆τ分别为拉伸和剪切的分离位移；σmax和τmax为拉伸和剪切断裂的临界应力；δn1和δτ1分别为拉伸和剪切应力达到临界应力时的位移；q=φτ/φn，r=∆∗n/δn1，如图5所示.2.2 双线型内聚力模型双线型内聚力模型的拉伸力与分离位移之间的关系式为拉伸和剪切的断裂能为式中，和为界面分离的临界位移，也是双线型模型的形状参数，如图5所示.2.3 三线型内聚力模型三线型内聚力模型的拉伸力与分离位移之间的关系式为此内聚力模型的拉伸和剪切的断裂能为式中，δn1，δn2，，δτ1，δτ2和分别是内聚力模型不同应力对应的分离位移，是三线型内聚力模型的形状参数.其他参数含义同上，如图5所示.应用商用ABAQUS软件，通过有限元法对两种胶体粘接试件的拉伸剪切和双臂梁的断裂过程进行模拟.粘接材料的本构关系分别采用3种内聚力模型的拉伸(剪切)--分离关系，本研究通过建立用户材料子程序方法，赋予粘接层不同的内聚力关系，计算过程使用显性积分计算.被粘物的力学性质为弹性材料，弹性模量和泊松比分别为，E=69GPa,µ=0.3.根据试件的几何特点和加载情况，采用二维结构模型和平面应变状体模拟.被粘物采用四节点平面应变单元CEP4，对接结构网格数为1200个，双臂梁的网格为1500个；粘接层采用4节点二维的单层粘接单元COH2D4，对接结构网格数为50个，双臂梁的网格数为200个，几何模型与试件结构一致. 4.1 脆性胶黏剂拉伸和剪切实验及数值计算脆性胶黏剂粘接的对接试件，其拉伸和剪切实验结果，如图6所示，拉伸和剪切的应力--位移呈线性关系.实验中发现，剪切的断裂强度高于拉伸强度，即临界剪切应力大于临界拉伸应力；断裂时，裂纹一旦出现，会迅速扩展到全部断开.粘接界面的失效表现为脆性断裂，没有发现黏性和塑性现象的发生.而且，从断裂面上分析，断裂一般都发生在胶体层上.从与实验结果的对比中可以得到内聚力模型需要的主要参数，通过调节内聚参数使得模拟实验的加载曲线与真实的加载曲线吻合，从而确定内聚参数.为了能更好地模拟实验结果，对比内聚力模型和拉伸与剪切实验曲线获得其形状参数比例.3个内聚力模型的主要参数如表1所示.在模拟的过程中，几何模型的建立、材料性能、边界条件和加载情况都与实验过程相同，但粘接层采用不同内聚力拉伸--分离关系的用户材料子程序.而且，计算时3个模型采用相同的临界应力和断裂能.拉伸和剪切实验的模拟结果与实验对比结果，如图7和图8所示.结果对比可以发现，使用内聚力模型模拟对接结构的拉伸和剪切断裂过程中，临界应力和断裂能是重要的参数，而且形状参数起到非常重要，决定了断裂的主要特征.对于脆性粘接材料的断裂，无论是拉伸和剪切情况，只有双线型内聚力模型才能准确模拟出对接结构断裂的脆性特征，其他两个模型不适于模拟脆性胶黏剂粘接的对接结构断裂过程.4.2 延展性胶黏剂拉伸和剪切实验及数值计算延展性胶黏剂粘接的对接试件拉伸和剪切实验的结果，如图9所示.实验过程观察到开裂路径是在胶层与粘接界面之间交替出现.可以看到拉伸和剪切情况下，应力--位移曲线上升阶段和下降阶段都呈现出非线性，剪切临界应力略高出拉伸临界应力；此粘接结构断裂失效表现为延展材料特性，此粘接材料的拉伸应变达到600%，剪切应变为1000%.胶黏剂粘接的临界应力和断裂能也是通过实验结果的对比中获得的.内聚力模型计算所需的形状参数比例也需要从实验结果比较中得到.计算延展性胶黏剂断裂过程的3个内聚力模型主要参数，如表2所示.采用3种内聚力模型，分别计算延展性胶黏剂粘接的对接试件的断裂过程.同样，3个模型采用实验获得相同的临界应力和断裂能.拉伸和剪切实验的模拟结果与实验结果对比，如图10和图11所示.结果发现，在使用内聚力模型模拟延展性胶黏剂粘接的对接结构拉伸和剪切断裂过程中，形状参数起到很重要作用.从3种内聚力模型模拟的拉伸和剪切断裂曲线与实验结果对比可以发现，虽然模拟拉伸断裂过程中，抛物线型模拟的曲线在断裂尾部与实验曲线相差很多，三线型的模拟曲线在中间部分与实验曲线重合度不好；而模拟剪切断裂时，断裂曲线上升阶段，双线型模拟曲线与实验曲线重合比较好，而断裂曲线下降阶段，三线型模拟的结果与实验曲线比较接近.但综合曲线的形状分析，延展性粘接材料粘接的对接试件断裂过程，抛物线型的内聚力模型相对比较适合，而双线型和三线型的内聚力模型只能适合分析某一段的对接结构拉伸和剪切断裂过程.4.3 双臂梁试件的断裂实验及数值计算双臂梁断裂实验是对双臂梁两端夹持进行力和位移的测量，并得到拉力--位移实验曲线.实验发现，实验的断裂曲线开始阶段为线性上升，断裂后粘接强度逐渐下降，下降阶段表现为非线性，直至全部开裂，如图12所示.为了体现不同内聚力模型数值模拟双臂梁的断裂过程适应性，采用3种内聚力模型分别计算脆性胶黏剂粘接的双臂梁试件断裂过程.在计算过程中，几何模型、材料性能、边界条件和加载情况都与实验过程相同，但粘接层采用不同内聚力拉伸--分离关系用户材料子程序，采用前面实验获得的参数，如表1所示，3种内聚力模型采用相同的临界应力和断裂能.计算结果发现，双线型和三线型内聚力模型，在曲线的开始阶段与实验曲线有相同的线性上升趋势，重合度很好，并同时达到最大值，比实验值小7N；在下降过程中双线型模型能更接近实验曲线.而抛物线型内聚力模型在上升阶段表现为非线性，与实验曲线不符，峰值力低于实验值45N，下降趋势与其他模型接近.文献[26,29]中都使用ABAQUS自带模型(线性上升和非线性下降的内聚力模型)代替抛物线模型，这样无法体现抛物线型内聚力模型非线性上升的特点.本文采用的抛物线内聚力模型的数值计算方法可以更准确地比较模型的整体模拟效果.通过3种模型模拟结果与实验曲线比较，双线型内聚力模型的模拟结果更接近实验曲线.由于在双臂梁的断裂过程中，粘接层在拉伸和剪切组合力的作用下断裂，不能确定哪个应力贡献更多.同时，被粘物的弯曲变形力也对拉力有作用.所以，在双臂梁断裂过程中，内聚力模型中的形状参数的作用被淡化，不如对接结构的拉伸和剪切，内聚力模型形状起到绝对作用，但形状参数与材料力学性质相关，对断裂过程的曲线有一定的影响.延展性胶黏剂粘接的双臂梁试件的断裂实验结果，如图13所示.这种胶黏剂粘接的双臂梁断裂初始阶段，载荷表现为非线性上升，期间经历很长的位移；达到断裂的峰值后，然后快速下降，断裂载荷有很大延展性.模拟双臂梁断裂实验过程中，3个模型都采用与前面拉伸和剪切实验相同的临界应力、断裂能和形状参数，计算结果与实验对比如图13所示.结果发现，对于数值模拟延展性胶黏剂粘接的双臂梁试件断裂过程，抛物线型和三线型内聚力模型能模拟出断裂上升阶段的非线性，双线型内聚力模型模拟的上升阶段只是线性.其中，三线型模拟结果与实验曲线出重合度很好，3个模型都能达到最大拉力；断裂的下降阶段，虽然双线型和三线型模拟曲线与实验曲线比高出95N，但这两个曲线与实验曲线的趋势很接近.比较3种内聚力模型结果，三线型内聚力模型模拟曲线和实验曲线最接近，文献[29]中，作者虽然采用搭接粘接结构来研究内聚力模型的形状对两种胶黏剂的模拟结果影响，与本文的双臂梁粘接结构的研究结果也是相同的，三线型内聚力模型更适合计算延展性胶黏剂粘接的双臂梁断裂过程.说明数值模拟延展性胶黏剂粘接结构断裂时，更依靠内聚力模型的形状选择，用ABAQUS自带简单的双线型无法准确数值模拟其断裂过程.实验和计算结果也表明双臂梁粘接结构的裂纹萌生、扩展与粘接材料的性质关系很大，而内聚力模型的形状参数与材料力学性质相关，所以，形状参数对不同粘接材料的结构断裂过程起一定作用.本文采用两种类型的胶黏剂，对其粘接的对接试件进行了拉伸、剪切实验，以及对双臂梁试件进行断裂实验，并通过对接试件的拉伸和剪切实验对比获取了临界应力、断裂能和相应形状参数比值.采用3种类型的内聚力模型(抛物线型、双线型和三线型)分别计算了以上粘接结构的断裂过程，并与实验结果进行对比.结果发现，双线型内聚力模型更适用分析脆性胶黏剂的拉伸与剪切的断裂；抛物线型内聚力模型适用于计算延展性胶黏剂的拉伸和剪切的断裂；临界应力、断裂能和模型的形状参数是分析拉伸和剪切的重要参数；然而，由于拉伸、剪切和被粘物体变形同时起作用的双臂梁试件的断裂过程，内聚力模型的形状参数起到的作用被相对减小，双线型内聚力模型更适合脆性胶黏剂粘接的双臂梁断裂过程的计算，三线型内聚力模型更适合计算延展性胶黏剂粘接的双臂梁断裂过程.结果表明双臂梁粘接结构的裂纹萌生、扩展与粘接材料的性质有关，而内聚力模型的形状与材料力学性质相关，所以它对不同的粘接结构和粘接材料都起作用.此研究结果对于内聚力模型的使用和粘接结构的断裂预测有重要意义.【相关文献】1 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界面内聚力模型及有限元法
内聚力模型为具有耦合关系的内聚力法则，参数q，r对
于耦合关系产生作用。 在指数内聚力模型计算时，界面开裂过程中，断裂能 值连续变化，其同样能够表征着界面开裂的状态。
2
2 2 t t n n q 1 q exp 2 t
界面内聚力模型
内聚力区域代表了待扩展 的裂尖前沿的区域，其中内
聚力区域中裂尖的概念是一
种数值定义，而非实际材料 中的裂尖范畴。 内聚力区域中定义的“虚
裂纹尖端
内聚力区
=f ( )
拟裂纹”描述了一对虚拟面
之间的动态应力场。
图1 裂纹尖端的内聚力区
界面内聚力模型
内聚力模型的重要特征是张力-位移曲线的形状和内
聚力参数。 目前，应用较为广泛的内聚力准则，如图2所示。
t t
t
a)指数型
t
b)双线性 型
c)多项式型
d)梯形型
图2 不同形式的内聚力准则 a)指数 b)双线性 c)多项式 d)梯形区
界面内聚力模型
双线性张力位移法则
双线性张力位移法则是一种简单有效的内聚力法则，
被广泛应用于有限元软件中已实现内聚力模型计算。
t2 t n n q 1 q exp 2 t
在单向开裂过程中，总断裂能值等于该向的断裂能计
算值，通过考察单向开裂条件下的应力值或断裂能的值，
都可以判断内聚力模型的计算结果与状态。
界面内聚力模型及有限元法
xxx xxxx.xx.xx
a
1
界面内聚力模型
随着复合材料结构种类的多样性发展，传统断裂 力学已不能满足韧性开裂以及复合材料界面开裂等研究 需求。基于弹塑性断裂力学的内聚力模型(cohesive zone model, CZM) 已被应用于计算复合材料界面损伤和断裂 过程。
max max分别为内聚力界面上法向与切向强度，则指数 内聚力模型中的参数之间的关系为:
n emaxn
a t
e 2
max
t
13
界面内聚力模型
复合开裂时应力耦合关系分析
实际材料或结构开裂过程中，在复合开裂条件下，若 有一向出现开裂失效，则整个裂纹面完全开裂，该处不 能再承载任何方向载荷。在内聚力模型中即为各向应力 的完全耦合关系。
指数内聚力模型具有连续性的张力位移关系,同时其 断裂能的值也为连续变化。
与双线性以及梯形法则相比，指数法则的张力位移关 系是非线性连续变化的，更符合实际界面开裂的状态。
a
11
界面内聚力模型
指数内聚力模型在开裂过程中的断裂能控制方程为:
n n e x p n n 1 r n n 1 r q 1 q r r q 1 n n e x p t t 2 2
为切向的应力值， m a x 、 m a x
分别为法向及切向的最大
n
m ax
t
0 t
f t
应力值，对应的裂纹界面
0 n
f n
张开位移值分别为
0 n
0 t
。
a)法向张力位移关系 b)切向张力位移关系
图线斜率为内聚力刚度。 图3 双线性张力位移关系
a
6
界面内聚力模型
界面内聚力模型及有限元法
为切向的应力值， m a x 、 m a x
分别为法向及切向的最大
n
m ax
t
0 t
f t
应力值，对应的裂纹界面
0 n
f n
张开位移值分别为
0 n
0 t
。
a)法向张力位移关系 b)切向张力位移关系
图线斜率为内聚力刚度。 图3 双线性张力位移关系
A
6
界面内聚力模型
在达到其最大值后应力开始减小至零时裂纹开裂完成，
面损伤内聚力模型的法向应力与法向断裂能变化。
a) 法向应力
b) 法向断裂能
图7 界面损伤内聚力模型的法向应力与法向断裂能变化
A
23
界面内聚力模型
由以图7(a)可以观察到，随着损伤因子减小，模型的 应力峰值减小，其对应的位移值减小，在开裂扩展阶段， 开裂破坏的最终位移值减小。此外图7(b)所示法向断裂 能变化，损伤因子减小使得开裂过程的临界最大断裂能 值减小。
n 、 t 分别为界面上的法向与切向位移值， n 为纯法
向开裂状态下界面完全开裂时的界面断裂能， n 、 t 为 法向与切向界面开裂特征位移，即应力最大值点对应的
位移值。+
参数
q ，r
分别为:
q
t n
r
* n
n
t 为纯切向开裂状态下界面完全开裂时的界面断裂能。
* n
为在法向应力为零时，切向完全开裂时的法向位移值。
A
27
内聚力有限元法
ABAQUS中的内聚区采用一层厚度接近零的内聚力 单元表示，内聚力单元可以灵活地嵌入到传统单元之间， 单元的上下表面与相邻单元连接，外力引起的材料损伤 限制在内聚力单元中，其它单元不受影响，如图8所示。
内聚力模型的工程适用性
CHINA SCIENCE AND TECHNOLOGY INFORMATION Apr.2020·中国科技信息 2020 年第 7 期
式（2）和（3）给出了典型的法相和切向双线性内聚力 模型的张力－位移关系的控制方程：
Tn
=
σδmn0axσδδmn*0ax(1δ−, (Dδ )≤, (δδn0>)
δ
0 n
)
（2）
Tt
=
τ max
δ
0 t
τ max δ t0
δ , (δ
≤
δ
0 n
)
δ *(1− D), (δ >
δ
0 n
)
（3）
图 1 双线性张力位移分离法则
COHESIVE 单元，其材料参数见表 1。
表 1 胶层材料参数
断裂能 N/mm 0.41
界面强度极限 MPa 0.31
初始刚度 N/mm3 0.65
将各层构建为不同的部件，并利用 tie 约束将各层绑定
在一起。考虑到胶层厚度极小，故在上、下复材层之间设置
硬接触，以防止变形过程中两层复材结构的网格相互穿透。
力单元承受载荷的能力不断下降，因此承受应力最大的内聚
力单元伴随着损伤扩展依次向左变换。由于此模型中铝板的
杨氏模量远远大于其余材料，所以，与胶层中承受应力最大
的内聚力单元大致处在同一水平位置的铝板上下表面为整个
图 2 三维三明治型双悬臂梁模型
图 3 三维 DCSB 模型不同加载阶段的应力云图
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AMML
What is CZM and why is it important
In the study of solids and design of nano/micro/macro structures,
thermomechanical behavior is modeled through constitutive equations.
(Barenblatt, G.I, (1959), PMM (23) p. 434)
Dugdale (1960)
independently developed the concept of cohesive stress
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➢ For Ductile metals (steel)
➢ Cohesive stress in the CZM is equated to yield stress Y
Development of CZ Models-Historical Review
Figure (a) Variation of Cohesive traction (b) I - inner region, II - edge region
Barenblatt (1959) was
first to propose the concept of Cohesive zone model to brittle fracture
C
y B
NO MATERIAL SEPARATION
A
l1
d max
FORWARD
D
LOCATION OF COHESIVE CRACK TIP
d D
l2
WAKE
COMPLETE MATERIAL SEPARATION
E d, X
d sep
MATERIAL CRACK TIP
COHESIVE CRACK TIP
practical problems with use of FEM and advent of fast computing. Model has been recast as a phenomenological one for a number of systems and
the atomic scale. ➢ It can also be perceived at the meso- scale as the
effect of energy dissipation mechanisms, energy dissipated both in the forward and the wake regions of the crack tip. ➢ Uses fracture energy(obtained from fracture tests) as a parameter and is devoid of any ad-hoc criteria for fracture initiation and propagation. ➢ Eliminates singularity of stress and limits it to the cohesive strength of the the material. ➢ It is an ideal framework to model strength, stiffness and failure in an integrated manner. ➢ Applications: geomaterials, biomaterials, concrete, metallics, composites….
➢ Analyzed for plastic zone size for plates under tension
➢ Length of yielding zone ‘s’, theoretical crack length ‘a’, and applied loading ‘T’ are related in
MATHEMATICAL CRACK TIP
INACTIVE PLASTIC ZONE (Plastic wake)
d sep
dD
d max
A
E
D
C
WAKE
FORWARD
y ACTIVE PLASTIC ZONE
x
ELASTIC SINGULARITY ZONE
Concept of wake and forward region in the cohesive process zone
➢ Molecular force of cohesion acting near the edge of the crack at its surface (region II ). ➢ The intensity of molecular force of cohesion ‘f ’ is found to vary as shown in Fig.a. ➢ The interatomic force is initially zero when the atomic planes are separated by normal
Typically is a continuous function of , , f(, , ) and their history. Design is limited by a maximum value of a given parameter () at any local point.
After fracture the surface 1 comprise of unseparated surface and completely separated surface (e.g. * ); all modeled within the con-
cept of CZM. Such an approach is not possible in conventional mechanics of continuous media.
Wake of crack tip
Forward of crack tip
Fibril (MMC bridging Grain bridging
Microvoid coalescence
Plastic zone
Metallic
Cleavage fracture
Oxide bridging
Fibril(polymers) bridging
unique ➢ Additional criteria are required for crack
initiation and propagation
Basic breakdown of the principles of mechanics of continuous media
Damage mechanics-
Plastic wake
Thickness of ceramic interface Crack Meandering
Ceramic
Intrinsic dissipation
Crack Deflection
Precipitates
Extrinsic dissipation
Micro cracking initiation
intermolecular distance and increases to high maximum fm ETo / b E /10 after that it rapidly reduces to zero with increase in separation distance.
E is Young’s modulus and Tois surface tension
➢ can effectively reduce the strength and stiffness of the material in an average sense, but cannot create new surface
D 1 E , Effective stress =
E
1 D
the form
s a
2
sin
2
(
4
T Y
)
(Dugdale, D.S. (1960), J. Mech.Phys.Solids,8,p.100)
AMML
Phenomenological Models
The theory of CZM is based on sound principles. However implementation of model for practical problems grew exponentially for
Face centered atoms
Cyclic load induced crack closure
Phase transformation
Inter/trans granular fracture
BCC
Corner atoms
Body centered atoms
AMML Active dissipation mechanisims participating at the cohesive process zone
Dissipative Micromechanisims Acting in the wake and forward region of the process zone at the Interfaces of Monolithic and Heterogeneous Material
ˆ
max
Fracture/Damage theories to model failure