Al2O3基陶瓷材料与硬质合金摩擦的应力分析

利用ANSYS有限元分析软件对5种Al2O3基陶瓷材料（纯Al2O3、Al2O3／TiC、Al2O3／（W,Ti）C、Al2O3／Ti（C,N）和Al2O3／SiCw）在MRH-3环块磨损试验机上与硬质合金摩擦进行模拟仿真,得到摩擦磨损过程中的应力及分布,并与室温下的磨损实验结果相比较,同时还探讨了不同添加剂的Al2O3基陶瓷的磨损机理．结果表明：不同成分的Al2O3基陶瓷材料在摩擦磨损过程中最大主应力位于摩擦副接触区中心,最大剪应力位于摩擦副接触区边缘;载荷对主应力和剪应力大小的影响比转速的影响大;在相同的摩擦条件下,受到合应力越大的陶瓷其磨损率越大;合应力越大的陶瓷磨损后陶瓷表面越容易产生微裂纹．5种Al2O3基陶瓷磨损率的大小为：Al2O3〉Al2O3／（W,Ti）C〉Al2O3／Ti（C,N）〉Al2O3／TiC〉Al2O3／SiCw．     

水泥路面接缝传力杆周围混凝土损伤塑性分析

为揭示水泥路面接缝传力杆周围混凝土的受力特性与损伤机理,基于ABAQUS有限元软件,介绍了混凝土损伤塑性(CDP)模型及其参数确定方法,应用CDP模型模拟了混凝土试件单轴拉伸和压缩试验,通过对比模型试验结果验证了CDP模型参数的准确性;在此基础上,建立了接缝设置传力杆的水泥路面三维有限元模型,分析了在不同轴载作用下水泥路面接缝传力杆周围混凝土的塑性应变、损伤因子和等效应力的分布和发展规律,对比了采用CDP模型与混凝土弹性模型时传力杆周围混凝土的应力差异。分析结果表明:对于混凝土单轴拉伸、压缩试件,基于CDP模型的应力-变形全曲线模拟结果均与试验结果一致,说明CDP模型及其参数确定方法准确;对于接缝设传力杆的水泥路面,当荷载作用在接缝传力杆黏结端上方板边时,传力杆黏结端混凝土的受力最为不利;随着轴载的增大,传力杆黏结端底部混凝土率先发生损伤塑性,等效应力逐渐减小;当轴载从100 kN增大至250 kN时,传力杆周围混凝土塑性区范围从底部135°~225°扩展至60°~300°,底部150°~210°范围内混凝土发生完全损伤塑性而退出工作,等效应力趋于0,应力重分布导致更多的荷载由传力杆两侧和上部混凝土承担;若传力杆周围混凝土采用弹性模型,传力杆底部混凝土等效应力将不断增大而超过极限强度,因此,分析传力杆周围混凝土应力集中问题建议采用CDP模型。      

The Adhesion Improvement of Cubic Boron Nitride Film on High Speed Steel Substrate Implanted by Boron Element

Cubic boron nitride（c-BN） films were deposited on W6Mo5Cr4V2 high speed steel（HSS） substrate implanted with boron ion by RF-magnetron sputtering. The films were analyzed by the bending beam method, scratch test, XPS and AFM. The experimental results show that the implantation of boron atom can reduce the internal stress and improve the adhesion strength of the films. The critical load of scratch test rises to 27.45 N, compared to 1.75 N of c-BN film on the unimplanted HSS. The AFM shows that the surface of the c-BN film on the implanted HSS is low in roughness and small in grain size. Then the composition of the boron implanted layer was analyzed by the XPS. And the influence of the boron implanted layer on the internal stress and adhesion strength of c-BN films were investigated.     

含水量对非饱和黄土强度的影响(英文)

将非饱和土基质吸力对土体强度的贡献等效为小主应力增量,通过分析土体极限应力莫尔圆的几何图形,求得小主应力增量,并认为土体在破坏时处于极限状态,提出了粘聚力和内摩擦角同时变化时的土体强度计算方法,得到了强度参数随含水量变化的函数关系式,研究了非饱和黄土破坏时大主应力随含水量变化的关系曲线。分析结果表明:计算曲线与试验曲线的变化规律相同,随着含水量的增大,大主应力计算值和实测值的差异越来越小,其相对误差最大值为11.63%,最小值为1.59%,说明该计算方法是可靠的;随着含水量的增大,当粘聚力和内摩擦角同时变化时,大主应力计算值较小,当仅有内摩擦角变化时,大主应力计算值较大,两者相差1.26～2.17倍,说明含水量的变化对非饱和黄土的强度有显著影响。     

沿应变路径准静态加载时混凝土的极限状态现象

为了研究混凝土的力学行为，利用电液伺服系统实验机对立方体试块沿着应变空间中的偏平面压缩路径进行了三轴加载试验．试验结果表明：混凝土材料在应力空间中存在有一个极限状态曲面，当沿着应变路径进行加载时，应力状态点的运动轨迹最后总是汇集到该曲面上，极限状态曲面与应力空间中的破坏面重合．在平均应力p与广义剪应力q构成的直角坐标系中，P轴上存在两个临界值，把p轴划分成低压区、中压区和高压区．当应变路径起点对应的p在同一区内时，p-q曲线彼此相似，在不同区时曲线有一定差异．极限状态现象可能引导研究者建立起一种混凝土特有的新的本构关系理论框架．     

鲜水河构造带某隧道地应力反演与分析

地应力的分布规律严重影响地下工程建设,获得开展工程区域地应力场分布对指导支护结构的设计具有重要意义.在鲜水河断裂带某隧道工程区采用钻孔水压致裂法进行了深孔地应力测试,基于地应力测试结果,得到了开展工程区域地应力随深度的变化规律,并利用数值模拟进行地应力反演.结果表明:地应力随深度的增加而逐渐增加,其中最大水平地应力的递...     

循环荷载下重塑黄土变形特性

为研究主应力方向和大小耦合变化对土体应力-应变状态及非共轴性的影响, 采用空心圆柱扭剪仪对饱和重塑黄土开展一系列循环扭剪试验, 分析了应力-应变状态和非共轴角的变化规律及影响因素。试验结果表明: 轴向应变始终处于压缩状态, 环向应变先负向累积再正向累积, 径向应变基本处于受拉状态, 剪切应变的受拉与受压状态交替出现, 轴向、环向和剪切应变曲线的波动特性明显, 而径向应变曲线的波动特性弱, 说明循环荷载作用下各应变分量表现出不同的发展规律; 轴向和径向应变及环向和剪切应变变化幅值随中主应力系数的增大先增大后减小, 说明中主应力系数影响各应变分量的累积; 随着主应力方向角旋转范围的增大, 轴向和径向应变逐渐减小, 环向应变由负向往正向变化的趋势提前, 剪切应变变化幅值逐渐减小, 说明主应力方向角旋转范围影响各应变分量的发展趋势; 剪切和正偏应力-应变曲线滞回现象明显, 且刚度发生循环强化, 但剪切刚度的循环强化比正偏刚度更明显, 说明土体出现次生各向异性, 这是引起非共轴现象的内在因素; 非共轴角变化曲线随中主应力系数的增大先下移后上移, 随循环次数的增大而逐渐上移, 随偏应力幅值的增大其变化范围增大。可见, 循环荷载下中主应力系数、循环次数和偏应力幅值可显著影响饱和重塑黄土的应力-应变状态及非共轴性, 在黄土工程设计和本构关系研究中应加以考虑。      

支主管夹角对X形圆钢管节点轴向传力的影响

为了研究支主管夹角对X形圆钢管相贯节点轴向受力性能的影响，进行相关试验来校验有限元模型，以有限元为手段分析了支主管夹角对X形节点在支管轴力作用下的传力特性和承载力的影响；根据有限元参数分析结果，对支主管夹角较小的节点的承载力提出了改进建议. 研究结果表明:节点试件的破坏模式为相贯线附近主管管壁局部屈曲；当支主管非正交但夹角大于60° 时，节点的传力特性与支主管正交节点的相近，符合Togo模型的假定，现行规范中的夹角正弦的倒数项能精准地反映夹角对节点承载力的影响；但当节点的支主管夹角小于45° 时，其传力特性与Togo模型的假定有较大的差异，夹角正弦的倒数也低估了支主管夹角对节点承载力的提高，对于夹角接近30° 的节点甚至低估了30%；因此建议当夹角小于45° 时，在规范已有的节点承载力计算式的基础上乘以修正系数.      

风沙冲蚀下钢结构涂层的界面应力与破坏准则

为表征和评价风沙冲蚀作用下钢结构涂层界面结合强度，以西北地区风沙流特征为背景，利用接触力学和界面力学理论建立了在风沙冲蚀作用下钢结构涂层的界面应力表达式.结合断裂力学理论和有限元分析方法，确定了钢结构涂层的界面起裂位置.在起裂位置处建立了考虑压应力影响的界面应力破坏准则.研究结果表明：当冲蚀角度为30°和60°时，最大界面剪应力分别位于冲蚀点前侧200 mm和180 mm处，最大界面压应力分别位于冲蚀点前侧100 mm和50 mm处，涂层界面的起裂位置为最大界面剪应力处.风沙冲蚀作用下涂层的界面应力破坏准则与莫尔-库伦强度准则相似，斜率的大小取决于沙粒的冲蚀角度，且当冲蚀角度为30°和60°时，斜率大小分别为-0.599和-0.467.     

土拱效应及土工格栅拉膜效应数值分析

为了更为清楚的认识桩网结构支承路堤土拱效应,建立了单桩简化模型。从沉降、竖向应力、主应力变化等方面研究了土拱效应产生的机理及变化特征,同时对土工格栅拉膜效应进行了研究。研究结果表明:路堤等沉面高度约为1.7倍桩净间距;路堤可分为土拱影响区和土拱未影响区,土拱影响区桩间土中心位置路堤竖向应力呈"S"形变化,土拱未影响区呈直线变化;桩顶应力分布不均匀,桩净间距小于1 m时,桩中心所受应力最小,桩边缘所受应力最大,桩净间距大于等于1 m时,桩边缘所受应力最小,靠近桩边缘处应力最大;路堤大、小主应力方向发生旋转,大主应力流线近似椭圆弧;土工格栅应力近似"M"形分布,靠近桩边缘的桩间土位置应力最大,桩间土中心和桩中心位置应力最小。     

双线性强化隧道和桩孔三剪弹塑性解

将隧道和桩孔简化为厚壁圆筒, 基于三剪强度准则和双线性强化模型, 考虑材料的应变强化和中间主应力效应, 推导了厚壁圆筒在均匀内外压作用下的弹塑性极限解, 并给出恒定外压条件下塑性区半径与内压的关系式, 分析了强化模量系数、半径比、中间主应力与材料强度拉压异性对厚壁圆筒弹塑性极限解的影响规律。研究结果表明: 所得弹塑性极限解克服了Tresca屈服准则与Mises屈服准则未考虑拉压异性, Tresca屈服准则与Mohr-Coulomb屈服准则未考虑中间主应力与双剪强度理论极限解存在滑移面突变现象的不足; 弹塑性极限解均随半径比与中间主应力影响系数的增大而增大, 随拉压强度比的增大而减小, 外压对极限内压的影响程度随着拉压强度比的增大而减小; 当强化模量系数为0.1、半径比为2时, 考虑强化效应的塑性极限内压比不考虑时相对增大10%以上, 随着半径比增大到4, 塑性极限内压比不考虑强化效应时相对增大38%以上, 强化效应影响更加明显, 故对于存在应变强化效应的材料, 采用双线性强化模型的分析结果更接近工程实际; 当不考虑中间主应力与应变强化时, 土体的极限扩孔压力弹塑性极限解与Vesic解相差在0.02%以内, 当考虑了土体的中间主应力和应变强化效应后, 塑性区半径与内半径比为10时, 弹塑性极限解分别是Vesic解的1.06、1.81倍, 因此, 基于Vesic解的极限扩孔压力过于保守。      

沥青路面基层与面层局部粘结失效的受力分析

采用ANSYS通用计算软件,考虑不同的粘结状态,对沥青路面基层和面层间局部粘结状态变化时,各层底面的最大主应力和最大剪应力的变化情况进行计算。结果表明:当车轮荷载作用在粘结状态变化区域时,上面层和下面层底面的最大主拉应力随粘结的失效显著增加,中面层底面的最大主拉应力和各层底面的最大剪应力受粘结状态变化的影响较小;当车轮荷载作用在粘结状态完好区域边缘时,各面层底面将产生较大的剪应力,但最大剪应力受粘结状态变化的影响较小。     

组合梁斜拉桥索梁锚固区桥面板斜向开裂机理与配筋设计方法

为揭示组合梁斜拉桥在悬拼施工时,索梁锚固区斜向裂缝的开裂机理,从实际受力状态出发,分析了该区域桥面板剪应力和正应力的分布特点,并结合应力莫尔圆理论给出了裂缝成因及其形态特征;基于相关规范及桁架模型,提出了斜向配筋和L形配筋设计的抗裂措施;通过台州湾跨海大桥实例分析,验证了锚固区桥面板的应力分布特点与配筋方法的有效性。研究结果表明:悬拼施工时,锚固区桥面板的面内剪应力主要由拉索索力的竖向分力和水平分力提供,纵、横桥向正应力主要由吊重荷载引起的斜拉桥整体弯矩、拉索索力增加引起的局部负弯矩和局部承压提供;纵桥向正应力的增加是引起索梁锚固区主拉应力变大的主要原因,当主拉应力大于混凝土抗拉强度时,桥面板存在较大的斜向开裂风险;考虑到局部承压的作用,裂缝一般首先出现在索梁锚固点附近的桥面板顶部;当逐渐远离锚固区时,局部负弯矩及局部承压影响减小,桥面板顶板正应力减小,主拉应力减小,裂缝的发展方向与纵桥向夹角逐渐减小,同时,桥面板底板正应力由压应力变成拉应力,主拉应力增大,裂缝产生贯通的可能性增大;基于混凝土板斜向开裂的桁架模型,对索梁锚固区配置L形抗裂钢筋,顶板最大主拉应力降低了1.26 MPa,其中,纵桥向正应力最大可减小0.91 MPa,面内剪应力可减小0.50 MPa,即配置抗裂钢筋能够达到一定的抗弯和抗剪的效果。      

车身粘接结构断裂失效准则改进

为了解决现有失效准则无法满足粘接结构真实失效预测的问题, 利用试验测试与仿真分析相结合的方法建立一种基于应力的断裂失效准则; 设计了5组典型拉剪比的ISR-7008/铝合金粘接接头, 并对5组不同拉剪比的粘接接头进行准静态拉伸试验, 获得了初始断裂载荷与最大断裂载荷, 确定了胶层断裂失效点的起始位置; 建立了粘接接头的仿真模型并在仿真模型中施加初始断裂载荷, 提取出5组典型拉剪比的接头失效区域内初始断裂点的各种应力; 通过对失效点的各种应力进行比值和线性组合处理, 得出等效应力计算公式, 基于该等效应力计算公式建立适用于粘接结构的初始失效和后续失效统一的失效准则; 设计了验证试验方案, 通过对比试验结果和仿真结果, 分析了失效准则的有效性。分析结果表明: 在75°嵌接接头中, 仿真分析获得的失效载荷为1 717.6 N, 试验测试获得的失效载荷为1 936.4 N, 试验和仿真的相对误差为11.3%;仿真结果与试验测试的胶层失效过程基本吻合, 验证了本文建立的失效准则的有效性。建立的基于应力的失效准则实现了粘接结构初始失效准则和后续失效准则的统一, 可以较为准确地预测复杂应力状态下粘接接头的失效过程, 并且该失效准则解决了弹性粘接剂厚胶层的仿真问题, 为工程实际应用中的粘接结构强度设计提供了一定参考。      

沥青路面基层与面层局部粘结失效的受力分析

采用ANSYS通用计算软件,考虑不同的粘结状态,对沥青路面基层和面层间局部粘结状态变化时,各层底面的最大主应力和最大剪应力的变化情况进行计算。结果表明:当车轮荷载作用在粘结状态变化区域时,上面层和下面层底面的最大主拉应力随粘结的失效显著增加,中面层底面的最大主拉应力和各层底面的最大剪应力受粘结状态变化的影响较小;当车轮荷载作用在粘结状态完好区域边缘时,各面层底面将产生较大的剪应力,但最大剪应力受粘结状态变化的影响较小。     

主应力方向对软岩隧道稳定性影响的试验研究

为探明高地应力场主应力方向对软岩隧道围岩稳定性的影响规律,采用自主研发的"隧道三维应力场模拟试验系统"开展了大型三维地质力学模型试验,研究了最大水平主应力与隧道轴线平行和垂直两种工况下软岩隧道的围岩稳定性.研究结果表明:最大水平主应力与隧道轴线平行时,拱顶沉降和拱脚收敛的最终值分别为-0.221 m和-0.454 m,拱顶、左拱脚、右拱脚和仰拱处的围岩压力分别为0.478、0.361、0.416 MPa和0.261 MPa;最大水平主应力与隧道轴线垂直时,拱顶沉降和拱脚收敛的最终值分别为-0.309 m和-0.548 m,拱顶、左拱脚、右拱脚和仰拱处的围岩压力分别为0.579、0.652、0.593 MPa和0.327 MPa;两种工况下,围岩压力的最小值均出现在仰拱处、最大值均出现在墙脚处,围岩的径向应变增量均为拉应变增量,切向应变增量均为压应变增量,说明隧道开挖导致洞周围岩径向应力减小、切向应力集中.      

压力负荷所致左室心肌肥大和原癌基因C-myc表达关系的研究

在腹主动脉狭窄所致心肌肥大模型上,分别于２ｈ、８ｈ、１２ｈ、４８ｈ、１ 周、２ 周用形态学计量法（Ｍｏｒｐｈｏｍ ｅｔｒｙ）检测单位体积心肌细胞核数［Ｎ（ｎ）ｖ］和每核平均细胞体积［Ｖ（ｍ ）ｎ］;用核酸原位杂交技术检测原癌基因Ｃ ｍ ｙｃ表达强度。结果显示：手术组与对照组相比,Ｎ（ｎ）ｖ 和Ｖ（ｍ ）ｎ ２ｈ、８ｈ、１２ｈ 时无显著差异（Ｐ＞ ０．０５）,４８ｈ、１周、２ 周时,手术组明显大于对照组（Ｐ＜ ０．０５）;原癌基因Ｃ ｍ ｙｃ ２ｈ 开始在手术组左室心肌细胞中表达,８ｈ 达高峰,４８ｈ 消失。提示原癌基因Ｃ ｍ ｙｃ与压力负荷所致左室心肌肥大有密切关系     

非贯通裂隙岩体经验强度准则的研究

根据单轴、双轴和三轴压缩条件下非贯通裂隙岩体模型的强度试验结果及其规律，通过岩体强度特征的理论分析，本文提出一个考虑中间主应力影响、适用于不同应力条件的非贯通裂隙岩体经验强度准则，并对准则中参数确定与选取进行了讨论。最后，以室内模型试验和现场试验数据，对提出的准则作了应用和验证。     

疲劳破坏主裂纹的分形分析

通过实验分析得到的在不同应力循环次数下疲劳破坏试件的主裂纹．发现形成疲劳破坏断口的主裂纹随着应力循环次数的增加，主裂纹形成、发展并具有分形行为；当循环次数增加到一定值时，主裂纹的分形维数随着循环次数增加而减小；当发生疲劳破坏时，主裂纹的分维数近似等于1，对应的应力循环次数是灾变点．     

三向应力作用下浅埋锚定板的容许抗拔力计算

应用三向应力作用的双剪强度理论,在Rankine土压力理论的基础上,得出三向应力作用下无粘性土的主动、被动土压力计算公式;将此公式应用于无粘性土中浅埋锚定板的容许抗拔力计算,使计算出的容许抗拔力值比以只考虑大小主应力而不考虑中间主应力的Mohr-Coulomb强度理论为基础计算出的该值增大,表明实际土体具有更大的抗拔潜力.