基于无损弹塑性模型的混凝土损伤定量分析

通过对混凝土σ—ε全曲线的损伤机理分析，比较了理想无损弹塑性模型与实际混凝土材料的σ-ε全曲线，并基于此得到了一种简便的混凝土损伤演变方程，在此方程中损伤量仅取决于相对应力水平。算例结果表明，本文方法不但具有较高的计算精度，而且具有较广的使用范围。     

少筋混凝土结构的普遍性计算公式

本文考虑水工钢筋混凝土结构中钢筋流限的多种数值,m=(R_(pa))/(R_p)随截面高度变化的关系以及混凝土极限拉伸值ε_p 随截面配筋率的可能变动等情况,给出了σ_T,m 及ε_p 为任意数值时的少筋混凝土受弯构件、偏心受压构件、偏心受拉构件以及轴心受拉构件的普遍性计算公式。对于水工钢筋混凝土结构中最常遇到的情况:ε_p=1.5×10~(-4),m=1.5(截而高度h≥25cm),m-1.7(截面高度 h=20cm),给出了各种构件计算公式中所引用的参数的数值表,以简化计算工作。     

不耦合装药爆炸波分离及衰减规律的试验研究

通过混凝土中爆炸试验,实测不耦合装药系数K为2.0,2.5,3.0和3.5时,距爆源中心距离R在8～16 cm范围内的爆炸波径向动应变信号和爆后混凝土损伤变量D分布;将爆炸波分离为爆炸冲击波区、应力波区及爆生气体膨胀作用区,并就各分离区的应力峰值σmax、加卸载应变率峰值εmax、质点运动速度峰值umax与K和R之间的关系进行研究.研究结果表明:爆炸冲击波σmax为752～1 720 MPa,umax为95.9～184.0m/s,作用时间约3μS,加卸载应变率ε以(4.85～10.00)x 104/s的峰值呈周期变化,σmax,εmax和umax随K和R的增大而减小;应力波作用形式以压、拉应力为主,加卸载应变率ε和质点运动速度u在2.6～3.8μs内近似呈周期变化,σmax,εmax和umax随K和R变化复杂,且在损伤边界显著增大;爆生气体膨胀作用区以持续的拉或压应力为主,也在损伤边界显著增大,ε和u近似为0,作用时间约17μs,σmax随K的增大基本不变.     

一个粗粒土的非线性弹性模型

对大量的粗粒土三轴固结排水剪试验结果进行了分析,发现粗粒土的εa/(σ1-σ3)～εa,-εr/εa～-εr之间线性关系不是很好,尤其是-εr/εa～-εr的关系.进一步分析这些粗粒土试验资料后发现,分别采用双曲对数函数及抛物线函数可以很好地描述(σ1-σ3)～εa及-εr～εa之间的关系,并在此基础上建立了HLP非线...     

局部预热对焊接拘束应力的影响

从分析局部预热产生的焊根间隙变化出发,研究了局部预热下刚性对接接头焊接拘束应力σ_w、附加拘束应力△σ_p的计算方法,讨论了局部预热温度、局部预热宽度的影响,推导了局部预热条件下△_p、σ_w的计算公式。采用国产低合金高强钢验证了公式的精确度。     

m个待定参数的误差估计

本文分析了m个待定参数的误差估计,即参数的标准误差σ_p(?)(i=1,2,…,m).并讨论了σp(?)与非线性(或线性)函数标准偏差σ_y之间的关系。同时,对误差矩阵e作了详细的说明,即e为Hessjan矩阵的逆阵。此外,对标准误差σ_p(i)的表达式在各类化学问题数据处理方面的应用也作了简要的讨论。     

20g钢断裂性质的研究

本文实验测试了预应变对20g钢断裂韧性的影响.在弹塑性有限元数值分析的基础上,讨论了裂纹尖端张开位移与最大应变间的关系及预应变量ε_p对临界断裂应变的影响.同时,在Rice-Tracey空穴扩张模型的基础上,探讨了裂纹前方空穴形成的原因及主裂纹扩展的条件,分析了预应变量ε_p对20g钢断裂性质的影响.     

模糊关系中算子σ、α、ε之间的关系

讨论了模糊集中算子σ、α、ε之间的关系,研究了它们之间的结合律与分配律,证明了ε算子对σ算子分配律成立.给出了σ算子、α算子以及ε算子结合律成立的条件,给出了σ算子对α算子、α算子对σ算子、σ算子对ε算子、ε算子对σ算子、ε算子对α算子以及α算子对ε算子分配律成立的条件.     

压力容器内壁电测应力计算

本文根据弹塑性小变形理论推出压力容器内壁发生塑性变形时电测应力计算公式。得到压力容器内壁周向应力σ_t及经向应力σ_z为: 式中σ_i为应力强度,ε_i为应变强度,σ_i——ε_i曲线可用单向拉伸试验的σ——ε曲线来描述。测出内壁周向应变ε_t及经向应变ε_z可按上式用试差法求出σ_t夏σ_z。对于开式圆筒,因σ_z=0,推得: σ_t=(2σ_i/3ε_i)(ε_t-ε_z) (22)或σ_t=(σ_i/ε_i)ε_t-(P/2) (26)上二式中σ_i=(σ_t~2+σ_tP+P~2)(1/2) (23)按式(22)或式(26)用试差法可求得开式圆筒内壁周向应力σ_t。     

SCM435钢热变形动态再结晶动力学模型参数的确定

通过分析冷镦钢SCM435在温度为950～1150℃、应变速率为0.1～1s-1范围内发生动态再结晶的热/力模拟试验数据,利用其应变硬化速率θ与流变应力σ的θ-σ曲线,准确确定了其发生动态再结晶的临界应变εc、峰值应变εp、临界应力σc和峰值应力σp,用应力-应变(σ-ε)曲线方法计算SCM435钢的动态再结晶Avrami动力学曲线和时间指数n.结果表明:SCM435钢发生动态再结晶的临界应变与峰值应变的平均比值εc/εp=0.73,动态再结晶Avrami时间指数平均值n=1,91;在温度950～1150℃,应变速率0.1～1 s-1范围内,应变速率是SCM435钢的动态再结晶动力学敏感因素,温度对其影响不大;动态再结晶率50%的时间t50与应变速率成反比.     

Beurling型ω-超可微函数空间的一些判别条件

本文利用Fourier—laplace变换对Beurling型超可微函数空间ε（ω）（Ω）和试验函数空间D（ω）（Ω）的性质进行了讨论,并给出了其上的一些等价的判别条件．     

Beurling型ω-超广义函数ε（ω）（Ω）中的卷积运算

文章利用Fourier-laplace变换时Beurling型ω超可微函数空间ε(ω)(Ω)的性质进行了讨论,证明了在卷积意义下,D(ω)(RN)为ε(ω)(RN)的乘子空间.     

平面应变下的主应力比对微孔洞损伤演化行为的影响

通过有限元计算,分析平面应变下的主应力比对微孔洞损伤演化行为的影响.计算结果表明,三向应力度q相同时,不同的主应力比2σ/1σ会引起不同的孔洞长大和聚合行为,从而使开裂路径和断裂时的应变不同.当2σ/1σ>1时,最大主应力为2σ,由孔洞长大和聚合所决定的开裂路径倾向于同2σ方向垂直.当2σ/1σ<1时,最大主应力为σ1,开裂路径倾向于同1σ方向垂直.随主应力比2σ/1σ的增加,孔洞面积分数fa随主应变1ε1的增加速率变大,断裂时的主应变(1ε1)f降低.因此在分析应力状态对材料的损伤断裂行为的影响及建立相应的力学模型时,不仅要考虑三向应力度σm/eσ,而且要考虑不同主应力比2σ/1σ的影响.     

塑性变形对低碳钢断裂韧性及COD降低系数β的影响

本文以实验测得的材料单向拉伸曲线为依据,对三点弯曲试件进行了弹塑性有限元计算.模拟实验的实际情况考察了塑性变形ε_p对20g和16MnR钢的断裂韧性的影响,COD降低系数β与裂纹尖端张开位移δ_T的关系,以及ε_p对临界系数β_c的影响.所得结果与有关实验结果基本吻合.     

抽象Burkill积分

设(Ω,??)是一可测空间.??与??是Ω的两个可测分割,记??≥??,若??是??的加细.分割全体按此半序为向上定向集.设ρ为定义在??上有集限函数,ρ(Φ)=0.对任一B∈??及分割??,记Sφ(B,??)=??ρ(BA).若极限存在且有限,则称ρ在B上可积,I_φ(B)为φ在B上的积分.设μ为??上的有限测度,称ρ关于μ绝对连续,若对任意ε>0,存在δ>0,使得对任一B∈??,如μ(B)<δ,必存在分割??,使对任意??≥??,|S_φ(B,??)|<ε. 本文证明了:1)若ρ在Ω上可积,ρ关于μ绝对连续,则对任一B∈??,φ在B上可积,且积分I_φ(B)为??上的有限广义测度,I_φ关于μ也绝对连续.2)若一列分割??满足条件,(i)对任意ε>0,存在正整数N,使??≥??时有|S_φ(Ω,??)-I_φ(Ω)|<ε及(ii)σ(??)=??,则     

对—取代查尔酮的紫外光谱

本文研究1-苯基-3-(P-取代苯基)-2-丙烯-1-酮的紫外吸收光谱和Hammett常数的定量关系。以位移增量Δλ_p对σ_p作图可得一条良好的直线,说明取代查尔酮的紫外光谱的取代基效应也遵守Hammett方程。以位移增量Δλ与Δσ(σ_p-σ_m)作图得到一条较好的直线,直线表示随取代基的给电子能力增强,吸收带向红移。     

约束条件下铜合金加热时的塑性变形及变形功

固态焊接加热过程中,受约束焊件因胀大变形不能进行而产生等效塑性压缩变形(EPCD)。本文以H62和QCr0.5铜合金为研究对象,对EPCD及相应的变形功进行了试验研究。结果表明:等效塑性应变ε和变形功W的大小主要与加热温度θ和预压应力σ0有关,σ0一定时,ε随θ升高而增大,其中H62黄铜当θ<550℃和θ>700℃时,ε随θ升高而线性增大,θ在550～700℃之间时,ε的增幅减小;QCr0.5铬青铜的ε随θ升高线性增大,但增幅较H62小;θ一定时,两种铜合金的ε均随σ0增加而近似线性增大;两种铜合金的W随θ的升高而减小,随σ0的增大而增大,且H62的增幅明显大于QCr1.5;当σ0和θ一定时,W随ε的增加呈指数关系增大。     

陪集图的同构与自同构

令G是一个有限图,H是G的无核子群,D是形如HgH(gH)的一些双陪集的并,且满足D=D-1。记(Cos(G,H,D)表示G关于H和D的陪集图,A=Aut(Cos(G,H,D))。用RH(G)表示G在H的全体右陪集所在的集合Ω=[G:H]上的右乘置换表示,σ(g)表示g∈G通过共轭作用诱导在G上的自同构。本文不但证明了NA(RH(G))=RH(G)Aut(G,H,D)且RH(G)∩Aut(G,H,D)=I(H),其中Aut(G,H,D)={α∈Aut(G)|Hα=H,Dα=D},I(H)={σ(h)|h∈H},而且证明了Cos(G,H,D)是一个CI-图当且仅当对任意的σ∈SΩ,满足RH(G)σ≤A,必存在a∈A使得RH(G)a=RH(G)σ。作为对本文两个定理的应用,本文考虑了一类线性群上陪集图的CI-性问题及其在同构意义下的计数问题。     

NaOH-NaAl(OH)4-H2O体系活度系数的计算模型

基于三水铝石在不同温度下的平衡溶解度，依据铝酸钠溶液表现介电常数ε’的概念，应用Debye-Htickel理论，拟合回归出ε’与苛性比（σk）、苛性碱的质量摩尔浓度（m）和温度（t）的函数关系式。同时，为解决当ε’过大时活度系数（γ）误差较大以及由于活度系数大于1而导致ε’无实数解的问题，借助修正项系数br，并导出br与σk，m和t的函数表达式，最终将活度系数γ与σk，m和t相关联，从而建立NaOH-NaAl（OH）4-H2O体系中NaAl（OH）4的活度系数计算模型。研究结果表明：当t为25～100℃，m为0．1～10mol／kg，σk为1．5～10．5时，活度系数模型计算值与文献实验值之间的相对误差小于10％；NaAl（OH）．活度系数γ和ε’均随σk和优的增大而增大；当σk〈5．5时，γ和ε’随t的升高而减小，而当σk〉5．5时，γ和ε’均随t的升高而增大。     

一个二阶拟线性椭园型方程定解问题的奇摄动

我们考虑如下含有小参数的二阶拟线性椭园型方程的定解问题:L_ε〔w〕≡ε(■~2w)/(■y~2)+(■~2w)/(■x~2)-a(y)(■w)/(■y)+b(x,y,w)=0(1)〔(■w)/(■x)+λ_i(y)w〕x=σ_i(y)=(?)_i(y),(i=1,2)(2)w丨_(y=0)=(?)_1(x)(3)((?)w)/((?)y)_(y=1)=(?)_2(x)(4)其中0<ε《1,σ_1(y)<α<β<σ_2(y),σ_1(y),σ_2(y)在〔01〕上适当光滑,使得区域Ω={(x,y)丨σ_1≤x≤σ_2,0≤y≤1}在边界σ_1(y),σ_2(y)上每点满足内部球条件〔5〕。(-1)~iλ(y)>0,(?)_i(y)及(?)_i(x)均为它们所定义的那段边界上的连续可微函数,α(y)>0,b(x,