WO2020143284A1 - 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法 - Google Patents

一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2020143284A1
WO2020143284A1 PCT/CN2019/114718 CN2019114718W WO2020143284A1 WO 2020143284 A1 WO2020143284 A1 WO 2020143284A1 CN 2019114718 W CN2019114718 W CN 2019114718W WO 2020143284 A1 WO2020143284 A1 WO 2020143284A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
stress
strain
fatigue
creep
damage
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/CN2019/114718
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
王润梓
张显程
郭素娟
苑光健
朱旭旻
涂善东
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
East China University of Science and Technology
Original Assignee
East China University of Science and Technology
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by East China University of Science and Technology filed Critical East China University of Science and Technology
Priority to US17/421,929 priority Critical patent/US20230103274A9/en
Publication of WO2020143284A1 publication Critical patent/WO2020143284A1/zh
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N3/00—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress
    • G01N3/08—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress by applying steady tensile or compressive forces
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06F—ELECTRIC DIGITAL DATA PROCESSING
    • G06F30/00—Computer-aided design [CAD]
    • G06F30/20—Design optimisation, verification or simulation
    • G06F30/23—Design optimisation, verification or simulation using finite element methods [FEM] or finite difference methods [FDM]
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06F—ELECTRIC DIGITAL DATA PROCESSING
    • G06F17/00—Digital computing or data processing equipment or methods, specially adapted for specific functions
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06N—COMPUTING ARRANGEMENTS BASED ON SPECIFIC COMPUTATIONAL MODELS
    • G06N5/00—Computing arrangements using knowledge-based models
    • G06N5/02—Knowledge representation; Symbolic representation
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2203/00—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress
    • G01N2203/0058—Kind of property studied
    • G01N2203/0069—Fatigue, creep, strain-stress relations or elastic constants
    • G01N2203/0071—Creep
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2203/00—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress
    • G01N2203/0058—Kind of property studied
    • G01N2203/0069—Fatigue, creep, strain-stress relations or elastic constants
    • G01N2203/0073—Fatigue
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2203/00—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress
    • G01N2203/02—Details not specific for a particular testing method
    • G01N2203/0202—Control of the test
    • G01N2203/0212—Theories, calculations
    • G01N2203/0214—Calculations a priori without experimental data
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06F—ELECTRIC DIGITAL DATA PROCESSING
    • G06F2119/00—Details relating to the type or aim of the analysis or the optimisation
    • G06F2119/04—Ageing analysis or optimisation against ageing
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06F—ELECTRIC DIGITAL DATA PROCESSING
    • G06F2119/00—Details relating to the type or aim of the analysis or the optimisation
    • G06F2119/14—Force analysis or force optimisation, e.g. static or dynamic forces
    • G—PHYSICS
    • G06—COMPUTING OR CALCULATING; COUNTING
    • G06N—COMPUTING ARRANGEMENTS BASED ON SPECIFIC COMPUTATIONAL MODELS
    • G06N20/00—Machine learning

Definitions

  • the invention relates to the field of numerical simulation, in particular to a multi-axis creep fatigue prediction method.
  • the first category is the crystal plastic finite element theory based on microscopic analysis methods in recent years, which characterizes the evolution process of creep fatigue through fatigue indicator factors such as cumulative plastic slip zone and stored energy dissipation.
  • the second category is to describe the continuous damage mechanics theory including crack initiation and propagation stages. It introduces a unified creep fatigue constitutive method through damage variables to describe the process of damage accumulation and fracture of materials under cyclic loading.
  • the third category is popular in current design criteria, which describes creep fatigue behavior through a non-uniform constitutive model, and predicts creep life through separately calculated creep damage and fatigue damage equations and phenomenological envelopes.
  • the first method is only suitable for describing the stress-strain behavior at the micro level, and it is not suitable for large high-temperature components at the macro level;
  • the second type of method focuses on describing the creep fatigue at the crack growth stage Behavior, its programming complexity, poor convergence, and high computational cost determine that this type of method is not very universal; although the third type of method has strong operability, it is mostly used to analyze single-axis under steady-state conditions.
  • the stress-strain behavior is not accurate for the analysis and prediction of creep fatigue under complex stress-strain states and complex loading history.
  • the object of the present invention is to provide a multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS.
  • the multi-axial creep fatigue prediction method can better realize the creep fatigue analysis of geometric discontinuous structures under the multi-axial stress and strain state, and obtain More intuitive and accurate results, and the creep fatigue prediction method is practical.
  • the present invention proposes a multi-axis creep fatigue prediction method based on ABAQUS, which includes the steps of:
  • the user subroutine UMAT in step S4 can calculate the stress-strain tensor of each node.
  • the function of the user subroutine USDFLD setting in step S5 is: (1) extract the stress and strain tensor of step S4, and perform scalar calculation to calculate the equivalent value of stress and strain; (2) the fatigue damage calculation model and step S3
  • the creep damage calculation model is input into the user subroutine USDFLD to obtain the fatigue damage and creep damage of each cycle.
  • the calculation of the above damage can be based on equivalent stress and strain; (3)
  • the damage of each cycle is carried out The linear cumulative damage is superimposed to obtain the crack initiation life.
  • step S2 the material to be tested is subjected to a uniaxial tensile test at a given temperature and different strain amplitudes and Uniaxial creep fatigue test at the holding time to obtain high temperature tensile curve, cyclic softening curve, stress relaxation curve and hysteresis loop to determine the model parameters required by the viscoplastic constitutive equation.
  • step S2 the high-temperature tensile curve, cyclic softening curve, stress relaxation curve and magnetic field of the ABAQUS finite element model are simulated by the trial parameter method
  • the hysteresis line makes it consistent with the experimental results, that is to say, the curve obtained by the trial parameter method has a good fit with the curve obtained by the experiment to obtain the model parameters required by the viscoplastic constitutive equation.
  • the viscoplastic constitutive equation includes: the main control equation of the viscoplastic constitutive and the viscoplastic equation of the viscoplastic constitutive 1.
  • step S1 further includes steps:
  • ⁇ t is the total strain tensor
  • ⁇ e is the elastic strain tensor
  • ⁇ in is the inelastic strain tensor
  • E is the elastic modulus
  • v is the Poisson's ratio
  • ⁇ is the stress tensor
  • tr ⁇ is the stress tensor
  • I is the second-order unit tensor
  • Is an inelastic strain rate tensor Is the cumulative inelastic strain rate
  • s is the deflection of the stress tensor
  • a is the deflection of the back stress tensor
  • J( ⁇ - ⁇ ) is the Von-Mises stress space distance
  • ⁇ is the back stress tensor
  • K and n Is the rate-dependent material parameter
  • R is the isotropic deformation resistance
  • ⁇ is the initial size of the elastic region
  • ":" represents the inner product operation of the tensor;
  • ⁇ i represents each of several back stress tensor parts
  • ⁇ i and r i are the material parameters of each part of the back stress tensor
  • ⁇ is the material parameter describing the static recovery term
  • m(q) To describe the exponential equation of the static recovery term, q is the amplitude of plastic strain, ⁇ 1 , ⁇ 2 and ⁇ are the three material parameters in the exponential equation
  • J( ⁇ i ) represents the second invariant of back stress, e represents natural
  • the constant is an exponential function at the bottom, Represents the stress change rate of each part of the back stress tensor;
  • Q is the asymptotic value of the isotropic resistance softened rapidly in the first stage
  • b is the velocity parameter close to the asymptotic value
  • H is the parameter related to the slope of the linear softening in the second stage
  • p is the cumulative inelastic strain
  • the back stress tensor is divided into 8 parts, namely
  • the pure fatigue damage calculation model of the multiaxial stress-strain state is:
  • the creep damage calculation model of the multiaxial stress-strain state is:
  • d c is the creep damage of one cycle
  • t h is the holding time of one cycle
  • Z is the elastic following factor
  • t is the time from the start of the load within one cycle
  • MDF is the multiaxial ductility factor
  • n 1 is the second linear regression parameter of creep damage
  • w f,trans is the plateau value of the failure strain energy density
  • A is the first parameter of relaxation
  • B is the second parameter of relaxation
  • n 2 is the steady-state creep index
  • ⁇ H is the hydrostatic stress
  • step S4 an ABAQUS finite element model under multiaxial stress and strain is established, boundary conditions and external loads are applied, and the model grid is divided , To get the stress-strain tensor of each cycle of each integration point.
  • step S5 further includes steps:
  • D (n) is the cumulative total damage of the first n cycles, Is the fatigue damage caused by the ith cycle, It is the creep damage produced in the ith cycle;
  • the crack initiation life is characterized by the cycle number n i .
  • the multi-axial creep fatigue prediction method of the present invention uses the user subroutine UMAT to define the viscoplastic constitutive equation of the material to be tested, so as to obtain the creep fatigue behavior under the multi-axial stress and strain state;
  • the multi-axial creep fatigue prediction method of the present invention uses the user-based subprogram USDFLD to calculate the equivalent stress and equivalent plastic strain, so as to obtain the creep damage, fatigue damage and total damage of each integration point in each cycle week Numerical value
  • the multi-axial creep fatigue prediction method of the present invention is very intuitive, and it can intuitively obtain the crack initiation position and the crack initiation life of the geometric discontinuous structure.
  • FIG. 1 is a flowchart of an ABAQUS-based multi-axis creep fatigue prediction method according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 schematically shows the fitting result of the uniaxial tensile test and the simulation curve of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 3 schematically shows the fitting results of the cyclic softening data and the simulation curve of the uniaxial creep fatigue test of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 4 schematically shows the fitting results of the stress relaxation data and the simulation curve of the uniaxial creep fatigue test of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 schematically shows an exponential equation fitting result graph of the static recovery term of the uniaxial creep fatigue test in one embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention.
  • FIG. 6 schematically shows two potential danger points of weekly fatigue damage and weekly creep damage with weekly cycles of the two potential danger points of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention in one embodiment Trajectory chart.
  • FIG. 7 schematically shows the hysteresis loop of the ABAQUS-based multi-axial creep fatigue prediction method according to the present invention 100 cycles before a certain potentially dangerous point in an embodiment.
  • FIG. 8 schematically shows the hysteresis loop of 100 cycles before another potentially dangerous point of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention in one embodiment.
  • FIG. 9 schematically shows the creep fatigue damage trajectory diagram and crack initiation life prediction of the most dangerous integration point of the notch root subsurface under one embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on the present invention.
  • FIG. 10 schematically shows two potential dangerous points of weekly fatigue damage and weekly creep damage with cycle cycle in another embodiment of the ABAQUS-based multiaxial creep fatigue prediction method according to the present invention in another embodiment Trajectory chart.
  • FIG. 11 schematically shows the hysteresis loop of the ABAQUS-based multi-axial creep fatigue prediction method according to the present invention, which is 100 cycles before a certain potentially dangerous point in another embodiment.
  • FIG. 12 schematically shows the hysteresis loop of 100 cycles before another potentially dangerous point of the multi-axis creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention in another embodiment.
  • FIG. 13 schematically shows the creep fatigue damage trajectory diagram and crack initiation life prediction of the root surface of the notch in another embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention.
  • FIG. 1 is a flowchart of an ABAQUS-based multi-axis creep fatigue prediction method according to an embodiment of the present invention.
  • the multi-axis creep fatigue prediction method based on ABAQUS includes steps:
  • step S2 the material to be tested is subjected to a uniaxial tensile test at a given temperature and a uniaxial creep fatigue test with different strain amplitudes and holding time at the given temperature to obtain a high temperature tensile curve, cycle Softening curve, stress relaxation curve and hysteresis loop, used to determine the model parameters required by the viscoplastic constitutive equation, and the high-temperature tensile curve, cyclic softening curve, stress of the ABAQUS finite element model can be simulated by the trial parameter method Relaxation curve and hysteresis loop to obtain the model parameters required by the viscoplastic constitutive equation.
  • the viscoplastic constitutive equation includes: the main control equation of the viscoplastic constitutive, the viscoplastic equation of the viscoplastic constitutive, the inelastic follow-up strengthening equation of the back stress tensor of the viscoplastic constitutive and the viscoplastic constitutive
  • the isotropic strengthening equation of It can be obtained by the following steps:
  • ⁇ t is the total strain tensor
  • ⁇ e is the elastic strain tensor
  • ⁇ in is the inelastic strain tensor
  • E is the elastic modulus
  • v is the Poisson's ratio
  • ⁇ is the stress tensor
  • tr ⁇ is the stress tensor
  • I is the second-order unit tensor
  • Is an inelastic strain rate tensor Is the cumulative inelastic strain rate
  • s is the deflection of the stress tensor
  • a is the deflection of the back stress tensor
  • J( ⁇ - ⁇ ) is the Von-Mises stress space distance
  • ⁇ is the back stress tensor
  • K and n Is the rate-dependent material parameter
  • R is the isotropic deformation resistance
  • ⁇ is the initial size of the elastic region
  • ":" represents the inner product operation of the tensor;
  • ⁇ i represents each of several back stress tensor parts
  • ⁇ i and r i are the material parameters of each part of the back stress tensor
  • ⁇ is the material parameter describing the static recovery term
  • m(q) To describe the exponential equation of the static recovery term, q is the amplitude of plastic strain, ⁇ 1 , ⁇ 2 and ⁇ are the three material parameters in the exponential equation
  • J( ⁇ i ) represents the second invariant of back stress, e represents natural
  • the constant is an exponential function at the bottom, Represents the stress change rate of each part of the back stress tensor;
  • Q is the asymptotic value of the isotropic resistance softened rapidly in the first stage
  • b is the velocity parameter close to the asymptotic value
  • H is the parameter related to the slope of the linear softening in the second stage
  • p is the cumulative inelastic strain
  • step S3 the pure fatigue damage calculation model of the multiaxial stress-strain state is:
  • the creep damage calculation model of the multiaxial stress-strain state is:
  • d c is the creep damage of one cycle
  • t h is the holding time of one cycle
  • Z is the elastic following factor
  • t is the time from the start of the load within one cycle
  • MDF is the multiaxial ductility factor
  • n 1 is the second linear regression parameter of creep damage
  • w f,trans is the plateau value of the failure strain energy density
  • A is the first parameter of relaxation
  • B is the second parameter of relaxation
  • n 2 is the steady-state creep index
  • ⁇ H is the hydrostatic stress
  • step S4 the ABAQUS finite element model under multiaxial stress and strain is established. Boundary conditions and external loads can be applied and the model grid can be divided to obtain the stress and strain tensor of each cycle of each integration point.
  • step S5 may further include steps
  • D (n) is the cumulative total damage of the first n cycles, Is the fatigue damage caused by the ith cycle, It is the creep damage produced in the ith cycle;
  • the material of the single-sided notch specimen used is a high-temperature nickel-based GH4169 superalloy, and the creep fatigue test is conducted in an air environment at 650°C. During the test, the external load applied to the two ends of the sample and the overall strain control. Due to the geometric discontinuity of the single-sided notched sample, the weakest part of the notch is in the state of multiaxial stress and strain. Prior to this, a uniaxial tensile test in an air environment at 650°C and a uniaxial creep fatigue test with different strain amplitudes and load time under this environment were required, and the obtained test results were used to determine formulas (1) to (8 ) Material parameters required for viscoplastic constitutive equations.
  • FIG. 2 schematically shows the fitting result of the uniaxial tensile test and the simulation curve of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • I represents the uniaxial tensile test data
  • II represents the uniaxial tensile test curve simulated by the trial parameter method
  • the simulation result of the uniaxial tensile test curve II is adjusted by the trial parameter method to make it comparable to
  • the uniaxial tensile test data obtained from the uniaxial creep fatigue test can be well matched.
  • FIG. 3 schematically shows the fitting results of the cyclic softening data and the simulation curve of the uniaxial creep fatigue test of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • III represents the cyclic softening test data
  • IV represents the cyclic softening curve simulated by the trial parameter method
  • the simulation result of the cyclic softening curve IV is adjusted by the trial parameter method to make it comparable to that obtained by the uniaxial creep fatigue test
  • the cyclic softening data can be well matched.
  • the isotropic asymptotic value of Q 618MPa.
  • FIG. 4 schematically shows the fitting results of the stress relaxation data and the simulation curve of the uniaxial creep fatigue test of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to an embodiment of the present invention.
  • V represents the stress relaxation data of the uniaxial creep fatigue test
  • VI represents the stress relaxation curve simulated by the trial parameter method
  • FIG. 5 schematically shows an exponential equation fitting result graph of the static recovery term of the uniaxial creep fatigue test in one embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention.
  • VII represents the uniaxial creep fatigue test data
  • the data is selected as the total strain range is 1.0%, the load holding time at the maximum strain per cycle is 3600s, and the single-sided notch creep fatigue test under an air environment of 650°C.
  • the creep fatigue cracks originated at the location of the subsurface of the root of the notch, and the crack initiation life was 76 cycles.
  • FIG. 6 shows the trajectory diagrams of weekly fatigue damage and creep damage at two typical locations in this embodiment.
  • curve IX represents the weekly fatigue damage curve of the notched root surface
  • curve X represents the weekly fatigue damage curve of the notched root surface
  • curve XI represents the weekly creep damage curve of the notched root surface
  • curve XII represents The weekly creep damage curve of the notched root subsurface.
  • the integration point of the notch root surface is selected.
  • the integration point of the notch root surface It is usually considered as a potential danger point in the fatigue process; the integration point of the subsurface at the root of the notch is selected because the subsurface usually has a higher stress triaxiality than the surface, and creep cracks usually occur inside, so the notch
  • the integration point of the root subsurface is generally regarded as a potentially dangerous point during the creep process. It can be seen from FIG. 6 that in this embodiment, due to the longer holding time, the creep damage dominates during the cyclic load. The calculated maximum total damage is located on the subsurface of the root of the gap, which is the same as that observed in the experiment. The phenomenon is exactly the same.
  • Figures 7 and 8 show the hysteresis loops for the first 100 cycles of the notch root surface and subsurface shown in Figure 6.
  • Figure 7 shows the hysteresis loop at the integration point of the root surface of the notch
  • Figure 8 shows the hysteresis loop at the integration surface of the subsurface of the notch root
  • A1 in Figures 7 and 8 represents the first cycle
  • A2 Indicates the 100th cycle of the week.
  • FIG. 9 schematically shows the creep fatigue damage trajectory diagram and crack initiation life prediction of the most dangerous integration point of the notch root subsurface under one embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on the present invention.
  • the crack initiation life in this embodiment can be obtained as 105 cycles, which is the same as the experimentally measured 76
  • the cycle times are relatively close, which proves that this numerical simulation method has high reliability within the range of 1.5 times the error band.
  • curve XIII in FIG. 9 represents
  • the data is selected as the total strain range is 1.0%, the load holding time at the maximum strain per cycle is 60s, and the single-sided notch creep fatigue test under an air environment of 650°C.
  • the creep fatigue cracks originated from the root surface of the notch, and the crack initiation life was 480 cycles.
  • FIG. 10 shows the trajectory diagrams of weekly fatigue damage and creep damage at two typical locations in this embodiment.
  • curve XIV represents the weekly fatigue damage curve of the notched root surface
  • curve XV represents the weekly fatigue damage curve of the notched root surface
  • curve XVI represents the weekly creep damage curve of the notched root surface
  • curve XVII represents The weekly creep damage curve of the notch root subsurface, where the integration point of the notch root surface is selected because it is affected by stress concentration during cyclic loading, and fatigue cracks usually originate on the surface, so the integral of the notch root surface The point is usually considered as a potentially dangerous point in the fatigue process; the integration point of the subsurface at the root of the notch is selected because the subsurface usually has a higher stress triaxiality than the surface, and creep cracks usually originate inside, so the notch The integration point of the root subsurface is generally regarded as a potentially dangerous point during the creep process. It can be seen from FIG. 10 that in this embodiment, due to the shorter loading time, fatigue damage dominates during the cyclic loading process. The calculated maximum total damage is on the surface of the root of the gap, which is
  • Figures 11 and 12 show the hysteresis loops for the first 100 cycles of the notch root surface and subsurface shown in Figure 10.
  • Figure 11 shows the hysteresis loop at the integration point of the root surface of the notch
  • Figure 12 shows the hysteresis loop at the integration surface of the subsurface of the root
  • A1 in Figures 11 and 12 represents the first cycle
  • A2 Indicates the 100th cycle of the week.
  • FIG. 13 schematically shows the creep fatigue damage trajectory diagram and crack initiation life prediction of the root surface of the notch in another embodiment of the multi-axial creep fatigue prediction method based on ABAQUS according to the present invention.
  • the crack initiation life in this embodiment can be obtained as 346 cycles, which is the same as the experimentally measured 480 cycles Weeks are relatively close, which proves that this numerical simulation method has high reliability within the range of 1.5 times the error band.
  • curve XVIII in FIG. 13 represents
  • the ABAQUS-based multiaxial creep fatigue prediction method of the present invention uses the user subroutine UMAT to define the viscoplastic constitutive equation of the material to be tested, thereby obtaining the creep under multiaxial stress and strain Fatigue behavior.
  • the multi-axial creep fatigue prediction method of the present invention calculates the equivalent stress and equivalent plastic strain based on the user subroutine USDFLD, so as to obtain the creep damage, fatigue damage and total damage values of each integration point in each cycle week ;
  • the multi-axial creep fatigue prediction method of the present invention is very intuitive, and it can intuitively obtain the crack initiation position and the crack initiation life of the geometric discontinuous structure.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Theoretical Computer Science (AREA)
  • General Physics & Mathematics (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Data Mining & Analysis (AREA)
  • Mathematical Physics (AREA)
  • Evolutionary Computation (AREA)
  • Software Systems (AREA)
  • Immunology (AREA)
  • Artificial Intelligence (AREA)
  • Analytical Chemistry (AREA)
  • Biochemistry (AREA)
  • General Health & Medical Sciences (AREA)
  • Health & Medical Sciences (AREA)
  • Pathology (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Computational Linguistics (AREA)
  • Life Sciences & Earth Sciences (AREA)
  • Computing Systems (AREA)
  • Computer Hardware Design (AREA)
  • Geometry (AREA)
  • Databases & Information Systems (AREA)
  • Investigating Strength Of Materials By Application Of Mechanical Stress (AREA)

Abstract

一种基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其包括步骤：S1：建立ABAQUS有限元模型，通过用户子程序UMAT定义待测试材料的粘塑性本构方程（S1）；S2：确定粘塑性本构方程所需的模型参数（S2）；S3：建立待测试材料的多轴应力应变状态的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型（S3）；S4：建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，基于所定义的粘塑性本构方程和模型参数，计算得到每个循环周次的应力应变张量（S4）；S5：通过用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，基于疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型并结合应力应变张量，通过线性累计损伤准则叠加每个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤，得到裂纹萌生寿命（S5）。

Description

一种基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法 技术领域
本发明涉及数值模拟领域，尤其涉及一种多轴蠕变疲劳预测方法。
背景技术
随着高温旋转部件大型化、高性能、长寿命的需求日益提升，包含几何不连续的结构在复杂苛刻环境下的结构完整性评估成为亟需解决的关键技术瓶颈之一。由几何不连续和复杂加载历史导致的多轴应力应变状态不可避免地成为限制了此类部件的使用寿命。近些年，有限元软件的发展可以很好地满足人们对于复杂应力应变行为的理解以及提供了该状态下精确寿命预测的可行性。
现今针对复杂结构的蠕变疲劳分析及寿命预测的主要可以分为三类。第一类是近年基于微观分析方法的晶体塑性有限元理论，其通过累积塑性滑移带和存储的能量耗散等疲劳指示因子表征蠕变疲劳演化过程。第二类是能够描述包含裂纹萌生和扩展阶段的连续损伤力学理论，其通过损伤变量引入统一的蠕变疲劳本构的方式描述材料在循环载荷下损伤累积直至断裂的过程。第三类流行于当前的设计准则，其通过非统一本构模型描述蠕变疲劳行为，并通过分别计算的蠕变损伤和疲劳损伤方程以及唯象的包络线来预测蠕变寿命。但是这三类方法有各自的缺点：第一类方法仅适用于描述微观层面的应力应变行为，对于宏观层面的大型高温部件并不适用；第二类方法侧重于描述裂纹扩展阶段的蠕变疲劳行为，其编程复杂、收敛性差、计算成本高等特点决定了这类方法不具有很强的普适性；第三类方法虽然具有操作性强的特点，但是其多用于分析稳态情况下单轴应力应变行为，对于复杂应力应变状态和复杂加载历史情况下的蠕变疲劳分析和预测并不准确。
基于此，期望获得一种新的蠕变疲劳预测方法，以更好地实现几何不连续结构在多轴应力应变状态下的蠕变疲劳分析，获得更为直观、精确度高的结果，且该蠕变疲劳预测方法实用性强。
发明内容
本发明的目的在于提供一种基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，该多轴蠕变疲劳预测方法可以更好地实现几何不连续结构在多轴应力应变状态下的蠕变疲劳分析，获得更为直观、精确度高的结果，且该蠕变疲劳预测方法实用性强。
根据上述发明目的，本发明提出了一种基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其包括步骤：
S1：建立ABAQUS有限元模型，通过用户子程序UMAT定义待测试样材料在循环载荷过程中的粘塑性本构方程；
S2：确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数；
S3：建立待测试材料的多轴应力应变状态的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型；
S4：建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，基于步骤S1中用户子程序UMAT所定义的粘塑性本构方程和步骤S2中的模型参数，计算得到每个循环周次的应力应变张量；
S5：通过用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，基于步骤S3中的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型并结合步骤S4中得到的应力应变张量，通过线性累计损伤准则叠加每个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤，得到待测试材料的裂纹萌生寿命。
在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，步骤S4中的用户子程序UMAT可以计算每个节点的应力应变张量。步骤S5中的用户子程序USDFLD设置的作用为：(1)提取步骤S4的应力应变张量，并进行标量化运算，计算应力应变等效数值；(2)将步骤S3的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型输入用户子程序USDFLD，以获得每个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤，上述损伤的计算可以基于等效应力应变的；(3)对每个循环周次的损伤进行线性累计损伤的叠加，以得到裂纹萌生寿命。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，在步骤S2中，在给定温度下对待测试材料进行单轴拉伸试验以及该给定温度下不同应变幅和保载时间的单轴蠕变疲劳试验，以得到高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线，用以确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，在步骤S2中，通过试参法模拟ABAQUS有限元模型的高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线，使之与实验结果吻合，也就是说，通过试参法所获得的曲线与实验所获得的曲线具有较好的拟合程度，以获取粘塑性本构方程所需的模型参数。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，在步骤S1中，粘塑性本构方程包括：粘塑性本构的主控方程、粘塑性本构的粘塑性方程、粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程和粘塑性本构的各项同性强化方程。
更进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，S1步骤进一步包括步骤：
S11：采用下述公式(1)和公式(2)描述粘塑性本构的主控方程：
ε t＝ε e+ε in      (1)；
Figure PCTCN2019114718-appb-000001
其中，ε t为总应变张量，ε e为弹性应变张量，ε in为非弹性应变张量，E为弹性模量，v为泊松比，σ为应力张量，trσ为应力张量的迹，I为二阶单位张量；
S12：采用下述公式(3)、公式(4)和公式(5)描述所述粘塑性本构的粘塑性方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000002
Figure PCTCN2019114718-appb-000003
Figure PCTCN2019114718-appb-000004
其中，
Figure PCTCN2019114718-appb-000005
为非弹性应变率张量，
Figure PCTCN2019114718-appb-000006
为累积非弹性应变率，s为应力张量的偏量，a为背应力张量的偏量，J(σ-α)为Von-Mises应力空间距离，α为背应力张量，K和n为率相关的材料参数，R为各向同性变形抗性，κ为弹性区域初始尺寸，“：”表示张量的内积运算；
S13：采用下述公式(6)和公式(7)描述所述粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000007
m(q)＝φ 1e -q/ω+φ 2       (7)；
其中，α i表示若干个背应力张量部分中的每一个部分，ζ i和r i为背应力张量每个部分的材料参数，γ为描述静力回复项的材料参数，m(q)为描述静力回复项的指数方程，q为塑性应变幅值，φ 1，φ 2和ω为指数方程中三个材料参数，J(α i)表示背应力第二不变量，e表示以自然常数为底的指数函数，
Figure PCTCN2019114718-appb-000008
表示背应力张量每个部分的应力变化率；
S14：采用下述公式(8)描述所述粘塑性本构的各项同性强化方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000009
其中，Q为在第一阶段快速软化的各项同性抗力渐近值，b为接近渐近值的速度参数，H为第二阶段线性软化的斜率相关的参数，p为累积非弹性应变，
Figure PCTCN2019114718-appb-000010
表示各项同性强化率。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，其中背应力张量分为8个部分，即
Figure PCTCN2019114718-appb-000011
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，在所述S3步骤中，多轴应力应变状态的所述纯疲劳损伤计算模型为：
Figure PCTCN2019114718-appb-000012
其中，“( ) max”表示临界平面上的最大疲劳损伤因子，τ max为临界平面上的最大剪切应力，τ′ f为剪切疲劳强度常数，Δγ/2为临界平面上的剪切应变幅，σ n，max为临界平面上的最大正应力，σ′ f为疲劳强度常数，Δε n/2为临界平面上的正应变幅，G为剪切模量，d f为一个循环周次的疲劳损伤，b 0为疲劳强度指数，γ′ f为剪切疲劳延性常数，c 0为疲劳延性指数；
多轴应力应变状态的所述蠕变损伤计算模型为：
Figure PCTCN2019114718-appb-000013
其中，d c为一个循环周次的蠕变损伤，t h为一个循环周次的保载时间，Z为弹性跟随因子，t表示一个循环周次内从保载开始的时间，
Figure PCTCN2019114718-appb-000014
为蠕变损伤第一线性回归参数，MDF为多轴延性因子，n 1为蠕变损伤第二线性回归参数，w f，trans为失效应变能密度平台值，
Figure PCTCN2019114718-appb-000015
为一个循环周次保载前最大等效应力，A为松弛第一参数，B为松弛第二参数，
Figure PCTCN2019114718-appb-000016
为等效弹性模量，
Figure PCTCN2019114718-appb-000017
为一个循环周次由疲劳产生的等效塑性应变范围，
Figure PCTCN2019114718-appb-000018
为一个循环周次的等效平均应力，n 2为稳态蠕变指数，σ H为静水应力，
Figure PCTCN2019114718-appb-000019
表示等效应力。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，在步骤S4中，建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，施加边界条件和外部载荷，划分模型网格，以得到各个积分点每个循环周次的应力应变张量。
进一步地，在本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法中，步骤S5进一步包括步骤：
S51：通过用户子程序USDFLD提取ABAQUS模型中每个节点的应力张量和应变张量；
S52：通过用户子程序USDFLD，并结合所述步骤S51，通过标量化运算获得每一个时刻的等效应力、等效塑性应变和每一个循环周次保载时间内的弹性跟随因子，最终得到每一个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤；
S53：通过用户子程序USDFLD采用下述公式(11)计算多轴蠕变疲劳条件下的总损伤：
Figure PCTCN2019114718-appb-000020
其中，D (n)为前n个循环周次的累积总损伤，
Figure PCTCN2019114718-appb-000021
为第i个循环周次产生的疲劳损伤，
Figure PCTCN2019114718-appb-000022
为第i个循环周次产生的蠕变损伤；
其中，当某个节点的总损伤叠加率先到失效数值1时，即可定义为最危险节点并确定裂纹萌生寿命n i。
需要说明的是，在本发明所述的技术方案中，裂纹萌生寿命采用循环周次n i进行表征。
本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法具有如下所述的优点和有益效果：
(1)本发明所述的多轴蠕变疲劳预测方法利用基于用户子程序UMAT定义待测试材 料的粘塑性本构方程，从而得到多轴应力应变状态下的蠕变疲劳行为；
(2)本发明所述的多轴蠕变疲劳预测方法利用基于用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，从而获得每个循环周次中各个积分点的蠕变损伤、疲劳损伤和总损伤数值；
(3)本发明所述的多轴蠕变疲劳预测方法具有很强的直观性，可以直观地获得几何不连续结构的裂纹萌生位置和该位置的裂纹萌生寿命。
附图说明
图1为本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的流程图。
图2示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴拉伸试验和模拟曲线的拟合结果图。
图3示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验循环软化数据和模拟曲线的拟合结果图。
图4示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验应力松弛数据和模拟曲线的拟合结果图。
图5示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验静力回复项的指数方程拟合结果图。
图6示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的两个潜在危险点每周次疲劳损伤和每周次蠕变损伤随循环周次的轨迹图。
图7示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的某一个潜在危险点前100个循环周次的磁滞回线。
图8示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的另一个潜在危险点前100个循环周次的磁滞回线。
图9示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的缺口根部次表面最危险积分点的蠕变疲劳损伤轨迹图和裂纹萌生寿命预测。
图10示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在另一种实施方式下的两个潜在危险点每周次疲劳损伤和每周次蠕变损伤随循环周次的轨迹图。
图11示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在另一种实施方式下的某一个潜在危险点前100个循环周次的磁滞回线。
图12示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在另一种实施方式下的另一个潜在危险点前100个循环周次的磁滞回线。
图13示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在另一种实施方式下的缺口根部表面的蠕变疲劳损伤轨迹图和裂纹萌生寿命预测。
具体实施方式
下面将结合说明书附图和具体的实施例对本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法做进一步的详细说明。
图1为本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的流程图。
如图1所示，在本实施方式中，基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法包括步骤：
S1：建立ABAQUS有限元模型，通过用户子程序UMAT定义待测试材料在循环载荷过程中的粘塑性本构方程；
S2：确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数；
S3：建立待测试材料的多轴应力应变状态的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型；
S4：建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，基于步骤S1中用户子程序UMAT所定义的粘塑性本构方程和步骤S2中的模型参数，计算得到每个循环周次的应力应变张量；
S5：通过用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，基于步骤S3中的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型并结合步骤S4中得到的应力应变张量，通过线性累计损伤准则叠加每个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤，得到待测试材料的裂纹萌生寿命。
其中，在步骤S2中，在给定温度下对待测试材料进行单轴拉伸试验以及该给定温度下不同应变幅和保载时间的单轴蠕变疲劳试验，以得到高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线，用以确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数，并且可以通过试参法模拟ABAQUS有限元模型的高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线，以获取粘塑性本构方程所需的模型参数。
其中，在步骤S1中，粘塑性本构方程包括：粘塑性本构的主控方程、粘塑性本构的粘塑性方程、粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程和粘塑性本构的各项同性强化方程。其可以通过下述步骤获得：
S11：采用下述公式(1)和公式(2)描述所述粘塑性本构的主控方程：
ε t＝ε e+ε in      (1)；
Figure PCTCN2019114718-appb-000023
其中，ε t为总应变张量，ε e为弹性应变张量，ε in为非弹性应变张量，E为弹性模量，v为泊松比，σ为应力张量，trσ为应力张量的迹，I为二阶单位张量；
S12：采用下述公式(3)、公式(4)和公式(5)描述所述粘塑性本构的粘塑性方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000024
Figure PCTCN2019114718-appb-000025
Figure PCTCN2019114718-appb-000026
其中，
Figure PCTCN2019114718-appb-000027
为非弹性应变率张量，
Figure PCTCN2019114718-appb-000028
为累积非弹性应变率，s为应力张量的偏量，a为背应力张量的偏量，J(σ-α)为Von-Mises应力空间距离，α为背应力张量，K和n为率相关的材料参数，R为各向同性变形抗性，κ为弹性区域初始尺寸，“：”表示张量的内积运算；
S13：采用下述公式(6)和公式(7)描述所述粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000029
m(q)＝φ 1e -q/ω+φ 2      (7)；
其中，α i表示若干个背应力张量部分中的每一个部分，ζ i和r i为背应力张量每个部分的材料参数，γ为描述静力回复项的材料参数，m(q)为描述静力回复项的指数方程，q为塑性应变幅值，φ 1，φ 2和ω为指数方程中三个材料参数，J(α i)表示背应力第二不变量，e表示以自然常数为底的指数函数，
Figure PCTCN2019114718-appb-000030
表示背应力张量每个部分的应力变化率；
S14：采用下述公式(8)描述所述粘塑性本构的各项同性强化方程：
Figure PCTCN2019114718-appb-000031
其中，Q为在第一阶段快速软化的各项同性抗力渐近值，b为接近渐近值的速度参数，H为第二阶段线性软化的斜率相关的参数，p为累积非弹性应变，
Figure PCTCN2019114718-appb-000032
表示各项同性强化率。
需要说明的是，上述步骤中，背应力张量分为8个部分，即
Figure PCTCN2019114718-appb-000033
而在S3步骤中，多轴应力应变状态的所述纯疲劳损伤计算模型为：
Figure PCTCN2019114718-appb-000034
其中，“( ) max”表示临界平面上的最大疲劳损伤因子，τ max为临界平面上的最大剪切应力，τ′ f为剪切疲劳强度常数，Δγ/2为临界平面上的剪切应变幅，σ n，max为临界平面上的最大正应力，σ′ f为疲劳强度常数，Δε n/2为临界平面上的正应变幅，G为剪切模量，d f为一个循环周次的疲劳损伤，b 0为疲劳强度指数，γ′ f为剪切疲劳延性常数，c 0为疲劳延性指数；
多轴应力应变状态的所述蠕变损伤计算模型为：
Figure PCTCN2019114718-appb-000035
其中，d c为一个循环周次的蠕变损伤，t h为一个循环周次的保载时间，Z为弹性跟随 因子，t表示一个循环周次内从保载开始的时间，
Figure PCTCN2019114718-appb-000036
为蠕变损伤第一线性回归参数，MDF为多轴延性因子，n 1为蠕变损伤第二线性回归参数，w f，trans为失效应变能密度平台值，
Figure PCTCN2019114718-appb-000037
为一个循环周次保载前最大等效应力，A为松弛第一参数，B为松弛第二参数，
Figure PCTCN2019114718-appb-000038
为等效弹性模量，
Figure PCTCN2019114718-appb-000039
为一个循环周次由疲劳产生的等效塑性应变范围，
Figure PCTCN2019114718-appb-000040
为一个循环周次的等效平均应力，n 2为稳态蠕变指数，σ H为静水应力，
Figure PCTCN2019114718-appb-000041
表示等效应力。
而在步骤S4中，建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，可以施加边界条件和外部载荷，划分模型网格，以得到各个积分点每个循环周次的应力应变张量
在本实施方式中，步骤S5可以进一步包括步骤
S51：通过用户子程序USDFLD提取ABAQUS模型中每个节点的应力张量和应变张量；
S52：通过用户子程序USDFLD，并结合所述步骤S51，通过标量化运算获得每一个时刻的等效应力、等效塑性应变和每一个循环周次保载时间内的弹性跟随因子，最终得到每一个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤；
S53：通过用户子程序USDFLD采用下述公式(11)计算多轴蠕变疲劳条件下的总损伤：
Figure PCTCN2019114718-appb-000042
其中，D (n)为前n个循环周次的累积总损伤，
Figure PCTCN2019114718-appb-000043
为第i个循环周次产生的疲劳损伤，
Figure PCTCN2019114718-appb-000044
为第i个循环周次产生的蠕变损伤；
其中，当某个节点的总损伤叠加率先到失效数值1时，即可定义为最危险节点并确定裂纹萌生寿命n i。
为了更好地阐述本案的基于AVAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法的预测效果，将采用缺口半径为8毫米的单边缺口试样进行验证。
验证所采用的单边缺口试样的材料为高温镍基GH4169超合金，蠕变疲劳试验在650℃空气环境下进行。试验时，试样两端施加的外载和为整体的应变控制，由于单边缺口试样几何不连续性的影响，其缺口根本最薄弱的部位处于多轴应力应变状态。在此之前，需要进行650℃空气环境下的单轴拉伸试验以及该环境下不同应变幅和保载时间的单轴蠕变疲劳试验，获得的试验结果用于确定公式(1)～(8)粘塑性本构方程所需的材料参数。
通过试参法调整单轴拉伸试验的模拟结果，使之与单轴拉伸试验能够较好地吻合。图2示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴拉伸试验和模拟曲线的拟合结果图。
如图2所示，I表示单轴拉伸试验数据，II表示采用试参法模拟得到的单轴拉伸试验曲线，通过试参法调整单轴拉伸试验曲线II的模拟结果，使之与单轴蠕变疲劳试验所得的单轴拉伸试验数据能够较好地吻合，其中，弹性模量E＝177GPa，泊松比v＝0.33，弹性 区域初始尺寸κ＝815MPa，各个背应力张量每个部分的随动强化材料参数：ζ 1＝6130，ζ 2＝1807，ζ 3＝892，ζ 4＝352，ζ 5＝150，ζ 6＝88.2，ζ 7＝75.0，ζ 8＝28.4，r 1＝23.4，r 2＝68.0，r 3＝75.9，r 4＝48.0，r 5＝43.4，r 6＝25.4，r 7＝54.5，r 8＝28.0，率相关的粘塑性材料参数：K＝400，n＝2.0。
图3示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验循环软化数据和模拟曲线的拟合结果图。
如图3所示，III表示循环软化试验数据，IV表示采用试参法模拟得到的循环软化曲线，通过试参法调整循环软化曲线IV的模拟结果，使之与单轴蠕变疲劳试验所得的循环软化数据能够较好地吻合，其中，各项同性强化的材料参数：第二阶段线性软化的斜率相关的参数H＝-8.5，接近渐近值的速度参数b＝4.1，第一阶段快速软化的各项同性抗力渐近值Q＝618MPa。
图4示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验应力松弛数据和模拟曲线的拟合结果图。
如图4所示，V表示单轴蠕变疲劳试验应力松弛数据，VI表示采用试参法模拟得到的应力松弛曲线，通过试参法调整第一个循环周次的应力松弛曲线的模拟结果，使之与单轴蠕变疲劳试验所得的应力松弛数据能够较好地吻合，其中，静力回复项中独立材料参数：γ＝4.0×10 -7。
与此同时，拟合公式(7)中的静力回复项的指数方程，拟合结果图如图5所示。图5示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的单轴蠕变疲劳试验静力回复项的指数方程拟合结果图。
如图5所示，VII表示单轴蠕变疲劳试验数据，VIII表示模拟结果曲线，其中，静力回复项中指数方程的材料参数：φ 1＝0.37，φ 2＝2.82，ω＝6.6×10 -4。
在本案的一个实施方式中，选取数据为总应变范围为1.0％，每个循环周次应变最大处的保载时间为3600s，650℃空气环境下的单边缺口蠕变疲劳试验。其蠕变疲劳裂纹萌生于缺口根部次表面的位置，裂纹萌生寿命为76个循环周次。
图6给出了该实施方式下两个典型位置每周次疲劳损伤和蠕变损伤的轨迹图。
如图6所示，曲线IX表示缺口根部表面每周次疲劳损伤曲线，曲线X表示缺口根部次表面每周次疲劳损伤曲线，曲线XI表示缺口根部表面每周次蠕变损伤曲线，曲线XII表示缺口根部次表面每周次蠕变损伤曲线，其中，选取缺口根部表面的积分点，因其在循环载荷的过程中受到应力集中的影响，疲劳裂纹通常萌生于表面，所以缺口根部表面的积分点通常被认为是疲劳过程中的潜在危险点；而选取缺口根部次表面的积分点，是由于次表面通常具有相比于表面更高的应力三轴度，蠕变裂纹通常萌生于内部，所以缺口根部次表面的积分点通常被认为是蠕变过程中的潜在危险点。而从图6中可以看出：此实施方式下由于保载时间较长，循环载荷的过程中蠕变损伤占主导地位，所计算最大总损伤的位置在缺口根部次表面，与实验所观测的现象完全一致。
图7和图8给出了图6所示的缺口根部表面和次表面两个位置前100个循环周次的磁滞回线。其中，图7表示缺口根部表面积分点处的磁滞回线，图8表示缺口根部次表面积分点处的磁滞回线，图7和图8中的A1表示第一个循环周次，A2表示第一百个循环周次。
结合图7和图8中可以看出：虽然缺口根部表面积分点具有更大的非弹性应变范围，但是次表面积分点具有更加明显的非弹性应变的累积。这是由于受到多轴应力应变状态的影响，几何不连续处在保载阶段处于应力应变混合控制的模式。结合图7和图8还可以看出，次表面积分点更加接近应力控制模式，导致其蠕变损伤更加明显，进而解释了蠕变主导的循环载荷其裂纹萌生位置出现在缺口根部次表面。
图9示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在一种实施方式下的缺口根部次表面最危险积分点的蠕变疲劳损伤轨迹图和裂纹萌生寿命预测。
借助蠕变疲劳损伤交互图，追踪缺口根部附近最危险的次表面积分点，如图9所示，可以获得该实施方式下的裂纹萌生寿命为105个循环周次，这与实验测得的76个循环周次较为接近，在1.5倍误差带范围之内证明此数值模拟方法具有较高的可靠性。
需要说明的是，图9中的曲线XIII表示
Figure PCTCN2019114718-appb-000045
在本案的另一个实施方式中，选取数据为总应变范围为1.0％，每个循环周次应变最大处的保载时间为60s，650℃空气环境下的单边缺口蠕变疲劳试验。其蠕变疲劳裂纹萌生于缺口根部表面的位置，裂纹萌生寿命为480个循环周次。
图10给出了该实施方式下两个典型位置每周次疲劳损伤和蠕变损伤的轨迹图。
如图10所示，曲线XIV表示缺口根部表面每周次疲劳损伤曲线，曲线XV表示缺口根部次表面每周次疲劳损伤曲线，曲线XVI表示缺口根部表面每周次蠕变损伤曲线，曲线XVII表示缺口根部次表面每周次蠕变损伤曲线，其中，选取缺口根部表面的积分点，是因其在循环载荷的过程中受到应力集中的影响，疲劳裂纹通常萌生于表面，所以缺口根部表面的积分点通常被认为是疲劳过程中的潜在危险点；选取缺口根部次表面的积分点，是由于次表面通常具有相比于表面更高的应力三轴度，蠕变裂纹通常萌生于内部，所以缺口根部次表面的积分点通常被认为是蠕变过程中的潜在危险点。而从图10中可以看出：在此实施方式下由于保载时间较短，循环载荷的过程中疲劳损伤占主导地位，所计算最大总损伤的位置在缺口根部表面，与实验所观测的现象完全一致。
图11和图12给出了图10所示的缺口根部表面和次表面两个位置前100个循环周次的磁滞回线。其中，图11表示缺口根部表面积分点处的磁滞回线，图12表示缺口根部次表面积分点处的磁滞回线，图11和图12中的A1表示第一个循环周次，A2表示第一百个循环周次。
结合图11和图12可以看出，缺口根部表面积分点具有更大的非弹性应变范围，而且缺口根本表面和次表面两个位置的积分点具有几乎没有非弹性应变的累积。结合图11和图12可以看出，该实施方式下保载时间较短导致的蠕变/松弛的现象几乎可以忽略不计，在 这种情况下，由非弹性应变范围导致的疲劳损伤使得裂纹萌生位置出现在缺口根部表面。
图13示意性地显示了本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法在另一种实施方式下的缺口根部表面的蠕变疲劳损伤轨迹图和裂纹萌生寿命预测。
借助蠕变疲劳损伤交互图，追踪缺口根部表面最危险的积分点，如图13所示，可以获得该实施方式下的裂纹萌生寿命为346个循环周次，这与实验测得的480个循环周次较为接近，在1.5倍误差带范围之内证明此数值模拟方法具有较高的可靠性。
需要说明的是，图13中的曲线XVIII表示
Figure PCTCN2019114718-appb-000046
综上所述可以看出，本发明所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法利用基于用户子程序UMAT定义待测试材料的粘塑性本构方程，从而得到多轴应力应变状态下的蠕变疲劳行为。
此外，本发明所述的多轴蠕变疲劳预测方法利用基于用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，从而获得每个循环周次中各个积分点的蠕变损伤、疲劳损伤和总损伤数值；
另外，本发明所述的多轴蠕变疲劳预测方法具有很强的直观性，可以直观地获得几何不连续结构的裂纹萌生位置和该位置的裂纹萌生寿命。
需要说明的是，本发明的保护范围中现有技术部分并不局限于本申请文件所给出的实施例，所有不与本发明的方案相矛盾的现有技术，包括但不局限于在先专利文献、在先公开出版物，在先公开使用等等，都可纳入本发明的保护范围。
此外，本案中各技术特征的组合方式并不限本案权利要求中所记载的组合方式或是具体实施例所记载的组合方式，本案记载的所有技术特征可以以任何方式进行自由组合或结合，除非相互之间产生矛盾。
还需要注意的是，以上所列举的实施例仅为本发明的具体实施例。显然本发明不局限于以上实施例，随之做出的类似变化或变形是本领域技术人员能从本发明公开的内容直接得出或者很容易便联想到的，均应属于本发明的保护范围。

Claims (9)

  1. 一种基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，包括步骤：
    S1：建立ABAQUS有限元模型，通过用户子程序UMAT定义待测试材料在循环载荷过程中的粘塑性本构方程；
    S2：确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数；
    S3：建立待测试材料的多轴应力应变状态的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型；
    S4：建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，基于步骤S1中用户子程序UMAT所定义的粘塑性本构方程和步骤S2中的模型参数，计算得到每个循环周次的应力应变张量；
    S5：通过用户子程序USDFLD计算等效应力和等效塑性应变，基于步骤S3中的疲劳损伤计算模型和蠕变损伤计算模型并结合步骤S4中得到的应力应变张量，通过线性累计损伤准则叠加每个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤，得到待测试材料的裂纹萌生寿命。
  2. 如权利要求1所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，在所述步骤S2中，在给定温度下对待测试材料进行单轴拉伸试验以及该给定温度下不同应变幅和保载时间的单轴蠕变疲劳试验，以得到高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线，用以确定所述粘塑性本构方程所需的模型参数。
  3. 如权利要求2所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，在所述步骤S2中，通过试参法模拟ABAQUS有限元模型的高温拉伸曲线、循环软化曲线、应力松弛曲线和磁滞回线。
  4. 如权利要求1所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，在步骤S1中，所述粘塑性本构方程包括：粘塑性本构的主控方程、粘塑性本构的粘塑性方程、粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程和粘塑性本构的各项同性强化方程。
  5. 如权利要求4所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，所述S1步骤进一步包括步骤：
    S11：采用下述公式(1)和公式(2)描述所述粘塑性本构的主控方程：
    ε t＝ε e+ε in  (1)；
    Figure PCTCN2019114718-appb-100001
    其中，ε t为总应变张量，ε e为弹性应变张量，ε in为非弹性应变张量，E为弹性模量，v为泊松比，σ为应力张量，trσ为应力张量的迹，I为二阶单位张量；
    S12：采用下述公式(3)、公式(4)和公式(5)描述所述粘塑性本构的粘塑性方程：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100002
    Figure PCTCN2019114718-appb-100003
    Figure PCTCN2019114718-appb-100004
    其中，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100005
    为非弹性应变率张量，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100006
    为累积非弹性应变率，s为应力张量的偏量，a为背应力张量的偏量，J(σ-α)为Von-Mises应力空间距离，α为背应力张量，K和n为率相关的材料参数，R为各向同性变形抗性，κ为弹性区域初始尺寸，“：”表示张量的内积运算；
    S13：采用下述公式(6)和公式(7)描述所述粘塑性本构的背应力张量非弹性随动强化方程：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100007
    m(q)＝φ 1e -q/ω+φ 2  (7)；
    其中，α i表示若干个背应力张量部分中的每一个部分，ζ i和r i为背应力张量每个部分的材料参数，γ为描述静力回复项的材料参数，m(q)为描述静力回复项的指数方程，q为塑性应变幅值，φ 1，φ 2和ω为指数方程中三个材料参数，J(α i)表示背应力第二不变量，e表示以自然常数为底的指数函数，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100008
    表示背应力张量每个部分的应力变化率；
    S14：采用下述公式(8)描述所述粘塑性本构的各项同性强化方程：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100009
    其中，Q为在第一阶段快速软化的各项同性抗力渐近值，b为接近渐近值的速度参数，H为第二阶段线性软化的斜率相关的参数，p为累积非弹性应变，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100010
    表示各项同性强化率。
  6. 如权利要求5所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，其中背应力张量分为8个部分，即
    Figure PCTCN2019114718-appb-100011
  7. 如权利要求1所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，在所述S3步骤中，多轴应力应变状态的所述纯疲劳损伤计算模型为：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100012
    其中，“() max”表示临界平面上的最大疲劳损伤因子，τ max为临界平面上的最大剪切应力，τ′ f为剪切疲劳强度常数，Δγ/2为临界平面上的剪切应变幅，σ n，max为临界平面上的最大正应力，σ′ f为疲劳强度常数，Δε n/2为临界平面上的正应变幅，G为剪切模量，d f为一个循环周次的疲劳损伤，b 0为疲劳强度指数，γ′ f为剪切疲劳延性常数，c 0为疲劳延性指数；
    多轴应力应变状态的所述蠕变损伤计算模型为：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100013
    其中，d c为一个循环周次的蠕变损伤，t h为一个循环周次的保载时间，Z为弹性跟随因子，t表示一个循环周次内从保载开始的时间，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100014
    为蠕变损伤第一线性回归参数，MDF为多轴延性因子，n 1为蠕变损伤第二线性回归参数，w f，trans为失效应变能密度平台值，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100015
    为一个循环周次保载前最大等效应力，A为松弛第一参数，B为松弛第二参数，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100016
    为等效弹性模量，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100017
    为一个循环周次由疲劳产生的等效塑性应变范围，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100018
    为一个循环周次的等效平均应力，n 2为稳态蠕变指数，σ H为静水应力，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100019
    表示等效应力。
  8. 如权利要求1所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，在所述步骤S4中，建立多轴应力应变状态下的ABAQUS有限元模型，施加边界条件和外部载荷，划分模型网格，以得到各个积分点每个循环周次的应力应变张量。
  9. 如权利要求1所述的基于ABAQUS的多轴蠕变疲劳预测方法，其特征在于，所述步骤S5进一步包括步骤：
    S51：通过用户子程序USDFLD提取ABAQUS模型中每个节点的应力张量和应变张量；
    S52：通过用户子程序USDFLD，并结合所述步骤S51，通过标量化运算获得每一个时刻的等效应力、等效塑性应变和每一个循环周次保载时间内的弹性跟随因子，最终得到每一个循环周次的疲劳损伤和蠕变损伤；
    S53：通过用户子程序USDFLD采用下述公式(11)计算多轴蠕变疲劳条件下的总损伤：
    Figure PCTCN2019114718-appb-100020
    其中，D (n)为前n个循环周次的累积总损伤，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100021
    为第i个循环周次产生的疲劳损伤，
    Figure PCTCN2019114718-appb-100022
    为第i个循环周次产生的蠕变损伤；
    其中，当某个节点的总损伤叠加率先到失效数值1时，即可定义为最危险节点，并确定裂纹萌生寿命n i。
PCT/CN2019/114718 2019-01-11 2019-10-31 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法 Ceased WO2020143284A1 (zh)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US17/421,929 US20230103274A9 (en) 2019-01-11 2019-10-31 A Multiaxial Creep-Fatigue Prediction Method Based On ABAQUS

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN201910026871.3A CN109885874B (zh) 2019-01-11 2019-01-11 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法
CN201910026871.3 2019-01-11

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2020143284A1 true WO2020143284A1 (zh) 2020-07-16

Family

ID=66925793

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/CN2019/114718 Ceased WO2020143284A1 (zh) 2019-01-11 2019-10-31 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法

Country Status (3)

Country Link
US (1) US20230103274A9 (zh)
CN (1) CN109885874B (zh)
WO (1) WO2020143284A1 (zh)

Cited By (44)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN111950101A (zh) * 2020-08-07 2020-11-17 中铁轨道交通装备有限公司 一种基于张量的多轴疲劳分析方法
CN112115540A (zh) * 2020-09-27 2020-12-22 武汉第二船舶设计研究所(中国船舶重工集团公司第七一九研究所) 一种融合实测数据的海工支撑结构疲劳分析方法及系统
CN112520064A (zh) * 2020-12-04 2021-03-19 中国航空工业集团公司成都飞机设计研究所 一种基于应变监测的损伤自动识别方法
CN112711835A (zh) * 2020-12-16 2021-04-27 北京理工大学 一种基于修正塑性应变能的金属材料疲劳寿命预测方法
CN113297754A (zh) * 2021-06-30 2021-08-24 华中科技大学 一种太阳能高温吸热器疲劳-蠕变损伤评估方法及系统
CN113378327A (zh) * 2021-07-02 2021-09-10 吉林重通成飞新材料股份公司 风电叶片后缘抗开裂设计方法、装置、设备及存储介质
CN113642207A (zh) * 2021-07-09 2021-11-12 恒大新能源技术(深圳)有限公司 金属失效模型构建方法、装置、终端设备及存储介质
CN113901567A (zh) * 2021-11-10 2022-01-07 中南大学 一种隧道运营期间蠕变影响下长期沉降的预测方法
CN113919148A (zh) * 2021-09-29 2022-01-11 中南大学 一种岩石非线性蠕变模型建立方法
CN113919202A (zh) * 2021-11-12 2022-01-11 南京工程学院 一种基于有限元模拟的预应力冷挤压模具寿命预测方法
CN113971346A (zh) * 2021-10-29 2022-01-25 沈阳航空航天大学 一种考虑非线性跳变响应的高低周复合疲劳寿命预估方法
CN114065558A (zh) * 2022-01-18 2022-02-18 中国科学院力学研究所 一种浮动摩擦片全流程损伤识别、寿命预测方法及设备
CN114112676A (zh) * 2021-12-03 2022-03-01 中国林业科学研究院木材工业研究所 一种木材横纹抗压全时程本构关系的构建方法
CN114218671A (zh) * 2021-12-06 2022-03-22 西北工业大学 一种评估金属框架结构受多次冲击累积毁伤的数值方法
CN114462146A (zh) * 2022-01-28 2022-05-10 中国人民解放军陆军工程大学 考虑老化损伤的推进剂蠕变本构模型的构建与有限元应用方法
CN114547753A (zh) * 2022-03-03 2022-05-27 中交基础设施养护集团有限公司 考虑地层空间变异性的长条形地下结构分段长度确定方法
CN114547908A (zh) * 2022-03-02 2022-05-27 大连海事大学 一种热力耦合石灰岩分数阶蠕变损伤本构模型构建方法
CN114547747A (zh) * 2022-02-26 2022-05-27 长沙学院 考虑季节效应的路基最大承载力、路基顶面当量最大承载力确定方法及应用
CN114611389A (zh) * 2022-03-04 2022-06-10 北京航空航天大学 一种基于人工智能的复合材料失效高效模拟方法
CN114689446A (zh) * 2022-04-12 2022-07-01 河北雄安京德高速公路有限公司 预测大掺量胶粉改性沥青剪切疲劳寿命的计算方法及装置
CN114741922A (zh) * 2022-04-11 2022-07-12 西安交通大学 一种基于Attention机制的透平叶片蠕变-疲劳寿命预测方法
CN114756983A (zh) * 2022-03-29 2022-07-15 中南大学 一种蠕变持久寿命预测方法、系统、设备及计算机介质
CN114818193A (zh) * 2022-05-07 2022-07-29 中国石油大学(华东) 一种考虑焊接残余应力的焊接接头蠕变疲劳寿命评定方法
CN114936498A (zh) * 2022-05-26 2022-08-23 华东理工大学 考虑材料性能退化的蠕变疲劳损伤等级确定方法及系统
CN114943121A (zh) * 2022-04-12 2022-08-26 西北工业大学 一种引入残余应力的摩擦组焊增材件蠕变孕育期预测方法
CN115081221A (zh) * 2022-06-27 2022-09-20 安徽理工大学 一种基于分数阶导数建立岩石非线性蠕变模型的方法
CN115392807A (zh) * 2022-10-31 2022-11-25 南京复创大数据产业发展有限公司 一种基于过程工艺数据的大数据质量分析方法和系统
CN115422722A (zh) * 2022-08-12 2022-12-02 安徽理工大学 一种考虑黏弹塑性应变分离的岩石蠕变模型建立方法
CN115544786A (zh) * 2022-10-19 2022-12-30 重庆大学 考虑复杂加卸载路径下盐岩蠕变疲劳不可逆变形的预测方法
CN115859514A (zh) * 2022-12-01 2023-03-28 江苏徐工工程机械研究院有限公司 一种柱塞泵马达疲劳损伤故障实时预测方法及存储介质
CN116359035A (zh) * 2023-04-11 2023-06-30 天津大学 一种用于马氏体耐热钢蠕变疲劳行为的预测方法及系统
CN116818292A (zh) * 2023-06-01 2023-09-29 南京航空航天大学 一种航空发动机安全起落次数确定方法
CN116842778A (zh) * 2023-05-29 2023-10-03 天津大学 基于紧凑拉伸-剪切试样的疲劳裂纹扩展方向、长度及速率计算方法
CN117169021A (zh) * 2023-07-19 2023-12-05 中国石油大学(华东) 考虑滞弹性恢复的高温设备材料蠕变-疲劳寿命预测方法
CN118155770A (zh) * 2024-03-11 2024-06-07 中南大学 双轴复杂应力状态下应力松弛过程中应力演化的预测方法
CN118332842A (zh) * 2024-03-08 2024-07-12 中国第二重型机械集团德阳万航模锻有限责任公司 一种基于Deform的锻件开裂预测方法
CN119272444A (zh) * 2024-12-09 2025-01-07 宁波新远栋塑胶容器有限公司 一种具有加强肋的物料贮存塑料容器制造方法
CN119354749A (zh) * 2024-12-24 2025-01-24 湖南大学 一种考虑过热影响的单晶合金蠕变寿命预测方法
CN119514075A (zh) * 2025-01-21 2025-02-25 航天精工股份有限公司 一种公称螺距的优化改进方法
CN119534118A (zh) * 2024-11-08 2025-02-28 河海大学 基于软岩非线性蠕变本构模型的蠕变特征分析方法及系统
CN120163030A (zh) * 2025-05-20 2025-06-17 华东交通大学 一种锈蚀损伤作用下风屏障疲劳寿命预测方法
CN120369611A (zh) * 2025-04-09 2025-07-25 哈尔滨工业大学 一种基于等效模态振型导数的结构损伤识别方法
CN120526905A (zh) * 2025-05-20 2025-08-22 天津大学 液态铅铋环境下基于物理失效机制的疲劳寿命预测方法
CN120927273A (zh) * 2025-10-14 2025-11-11 山东光大线路器材有限公司 用于特高压地线的预绞式防振锤疲劳寿命预测方法

Families Citing this family (108)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN109885874B (zh) * 2019-01-11 2022-12-23 华东理工大学 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法
CN110411851B (zh) * 2019-07-22 2020-06-26 北京科技大学 一种高温合金涡轮叶片服役损伤评价及蠕变寿命预测方法
CN110826285B (zh) * 2019-11-22 2022-08-12 华东理工大学 一种几何不连续结构的疲劳寿命预测方法
CN110967267A (zh) * 2019-11-25 2020-04-07 中国民用航空飞行学院 一种判定疲劳裂纹萌生寿命的试验方法
CN111504779B (zh) * 2020-04-07 2021-04-16 武汉大学 利用脆性指数确定岩石软化曲线的方法及装置
CN111460583B (zh) * 2020-04-14 2023-04-07 华东理工大学 一种针对复杂几何结构件的蠕变-疲劳寿命设计方法
US11421679B1 (en) 2020-06-30 2022-08-23 Vulcan Industrial Holdings, LLC Packing assembly with threaded sleeve for interaction with an installation tool
US12049889B2 (en) 2020-06-30 2024-07-30 Vulcan Industrial Holdings, LLC Packing bore wear sleeve retainer system
CN112163352B (zh) * 2020-08-13 2024-04-19 西安建筑科技大学 中碳钢超细晶棒材3d-spd轧制损伤预测方法及模型
USD997992S1 (en) 2020-08-21 2023-09-05 Vulcan Industrial Holdings, LLC Fluid end for a pumping system
US12366245B1 (en) 2020-08-27 2025-07-22 Vulcan Industrial Holdings, LLC Connecting rod assembly for reciprocating pump
CN112364535B (zh) * 2020-11-06 2024-03-29 华东理工大学 一种基于晶体塑性的蠕变疲劳寿命预测方法
CN112711901B (zh) * 2020-12-10 2023-08-22 华南理工大学 基于泛协同Kriging模型的机构疲劳寿命预测方法
CN112668167B (zh) * 2020-12-21 2024-07-02 合图智造科技(西安)有限公司 基于少量实验数据的材料参数构建方法
CN112836342B (zh) * 2021-01-05 2022-05-27 北京航空航天大学 一种基于连续损伤力学的微米烧结银芯片粘接层疲劳失效物理模型建模与验证方法
US12055221B2 (en) 2021-01-14 2024-08-06 Vulcan Industrial Holdings, LLC Dual ring stuffing box
US12292120B1 (en) 2021-02-23 2025-05-06 Vulcan Industrial Holdings, LLC System and method for valve assembly
CN113049376B (zh) * 2021-03-10 2022-05-17 华东理工大学 一种用于过热器管板的蠕变疲劳损伤评估方法
CN112948941B (zh) * 2021-03-16 2023-12-12 宁波大学 受剪构件的高周疲劳损伤数值计算方法、装置
CN113611377B (zh) * 2021-07-05 2023-08-22 南京工业大学 一种利用晶体塑性模型模拟混合控制蠕变疲劳变形的方法
CN113514343B (zh) * 2021-07-13 2022-05-06 华东理工大学 一种多轴蠕变性能参数的测试方法
CN113722946B (zh) * 2021-07-30 2024-06-25 淮浙电力有限责任公司凤台发电分公司 一种汽轮机转子的蠕变-疲劳寿命预测方法及预测系统
CN113627054B (zh) * 2021-08-02 2022-11-22 东南大学 一种优化的延性金属损伤参数确定方法
US11846356B1 (en) 2021-08-18 2023-12-19 Vulcan Industrial Holdings, LLC Self-locking plug
US12510164B1 (en) 2021-08-18 2025-12-30 Vulcan Industrial Holdings, LLC Sleeved fluid end
CN113742914B (zh) * 2021-09-02 2023-08-08 南京工业大学 适用于预测多种控制模式循环载荷变形行为的方法
CN113884371B (zh) * 2021-09-30 2024-04-02 西南石油大学 一种基于温度效应计算围岩蠕变时间的方法及其计算装置
CN114329930B (zh) * 2021-12-15 2025-08-08 华东理工大学 一种基于骨点应力概念的断裂寿命确定方法和系统
CN114297796A (zh) * 2021-12-29 2022-04-08 中国特种设备检测研究院 一种电站锅炉异种钢焊接接头寿命评估方法
CN114459941B (zh) * 2021-12-29 2023-11-21 宁波职业技术学院 一种排气系统中静子件开裂风险的预测方法与系统
US12140240B1 (en) 2022-01-19 2024-11-12 Vulcan Industrial Holdings, LLC Gradient material structures and methods of forming the same
CN114462147B (zh) * 2022-01-28 2023-02-03 中国人民解放军陆军工程大学 含损伤的推进剂蠕变型本构模型的构建与有限元应用方法
CN114493012B (zh) * 2022-01-28 2023-08-08 武汉科技大学 考虑硬化损伤协同效应的胶结充填体蠕变失稳预测方法及装置
CN114580098B (zh) * 2022-02-09 2024-08-06 南京航空航天大学 基于虚拟应变能的金属材料多轴疲劳寿命预测方法与系统
CN114547897B (zh) * 2022-02-24 2025-10-28 北京航空航天大学 一种壁厚敏感的镍基单晶合金不同相位角tmf寿命预测方法
US12297922B1 (en) 2022-03-04 2025-05-13 Vulcan Industrial Holdings, LLC Valve seat with embedded structure and related methods
CN114510845B (zh) * 2022-03-15 2025-04-18 东北林业大学 超高填充木塑复合材料的流变模型建立方法及流变测试分析方法
CN115389349B (zh) * 2022-04-25 2025-09-02 合肥通用机械研究院有限公司 一种耦合损伤的循环粘塑性本构模型及其构建方法
US11434900B1 (en) 2022-04-25 2022-09-06 Vulcan Industrial Holdings, LLC Spring controlling valve
CN114970241B (zh) * 2022-04-29 2025-08-26 合肥通用机械研究院有限公司 一种高温承压结构蠕变损伤预测方法
CN114622907B (zh) * 2022-05-12 2022-07-19 中国科学院地质与地球物理研究所 油气储层最小水平主应力剖面模型预测方法、系统和设备
CN115183965B (zh) * 2022-05-17 2023-08-08 中铁西北科学研究院有限公司 一种适用于振动台试验的隧道衬砌地震累积损伤评价方法
US11920684B1 (en) 2022-05-17 2024-03-05 Vulcan Industrial Holdings, LLC Mechanically or hybrid mounted valve seat
CN114936493A (zh) * 2022-05-19 2022-08-23 华东理工大学 损伤与断裂耦合的蠕变疲劳裂纹扩展计算方法及系统
USD1113987S1 (en) 2022-05-20 2026-02-17 Vulcan Industrial Holdings, LLC Header ring for a pumping system
CN115204003B (zh) * 2022-06-15 2023-09-29 中国人民解放军火箭军工程大学 一种聚合物材料非线性蠕变型粘弹性本构模型的构建方法
CN115310311B (zh) * 2022-07-01 2023-08-01 南京航空航天大学 一种金属材料在谱载荷下疲劳寿命计算方法
CN115034118B (zh) * 2022-07-07 2025-06-06 广州港集团有限公司 一种用于岸桥金属结构的多轴疲劳寿命计算方法
CN115640666B (zh) * 2022-07-25 2023-03-28 南京航空航天大学 一种基于损伤等效的航空发动机加速任务试车谱编制方法
CN115358113B (zh) * 2022-07-29 2023-04-07 中国航发沈阳发动机研究所 一种航空发动机用聚四氟乙烯软管脉冲寿命计算方法
USD1061623S1 (en) 2022-08-03 2025-02-11 Vulcan Industrial Holdings, LLC Fluid end for a pumping system
CN115017745B (zh) * 2022-08-09 2022-10-21 天津大学 一种用于火电机组结构件的蠕变疲劳寿命预测方法及系统
CN115472246B (zh) * 2022-09-13 2026-03-24 安徽汉正航空材料有限公司 一种高温合金斜轧穿孔过程离层缺陷的预测方法及模型
CN115831273B (zh) * 2022-09-26 2025-04-25 西北工业大学 一种基于超粘弹性本构的形状记忆聚合物数值模拟方法
CN115618676B (zh) * 2022-10-20 2026-03-06 天津大学 一种基于连续累积损伤的低周疲劳裂纹的模拟方法及系统
CN115640683B (zh) * 2022-10-20 2024-02-23 青岛理工大学 一种岩土体蠕变预测方法及系统
CN115862778B (zh) * 2022-11-17 2026-02-06 浙江大学 基于能量-力学法的非饱和固化土疲劳开裂损伤预测方法
CN116153438A (zh) * 2022-12-07 2023-05-23 湖北航天飞行器研究所 一种金属高温氧化下蠕变行为的数值模拟方法
CN115982958B (zh) * 2022-12-07 2023-10-13 南京工业大学 一种基于工程损伤力学的材料蠕变疲劳寿命预测方法
CN116230124B (zh) * 2022-12-13 2025-09-19 北京理工大学 基于ann和umat的耦合微组织损伤的高温合金性能预测方法
CN115906583B (zh) * 2022-12-16 2023-08-01 中国人民解放军陆军工程大学 一种基于虚单元法的药柱结构完整性仿真分析方法及系统
CN116046980B (zh) * 2022-12-16 2023-09-01 北京航空航天大学 一种基于应变监测的结构疲劳损伤诊断方法
CN115931609A (zh) * 2022-12-28 2023-04-07 南昌大学 一种基于能量耗竭理论的增材制造材料疲劳寿命预测方法
CN116052813B (zh) * 2022-12-30 2023-10-13 南京工业大学 一种全数值驱动的实时蠕变疲劳损伤监测方法
CN116090299B (zh) * 2023-01-09 2025-09-09 西北工业大学 一种整体叶盘线性摩擦焊蠕变寿命预测方法
CN116150984B (zh) * 2023-02-04 2025-12-16 西北工业大学 一种用于干纤维预成型厚度控制的温压参数确定方法
CN115964919B (zh) * 2023-02-06 2023-11-10 南京工业大学 熔盐腐蚀-力交互作用下晶间裂纹萌生及扩展的预测方法
CN116246741B (zh) * 2023-03-08 2026-01-27 北京航空航天大学 一种新的应力梯度表征和验证方法
CN116362075A (zh) * 2023-03-10 2023-06-30 南京航空航天大学 一种基于混合硬化损伤本构模型的微动疲劳寿命预测方法
CN116029180B (zh) * 2023-03-30 2023-07-14 湖南云箭科技有限公司 机载外挂物疲劳仿真方法及系统
CN116296820B (zh) * 2023-03-31 2024-04-05 四川大学 双向逼近确定岩石弹性参数与起裂应力的迭代方法及产品
CN116612840B (zh) * 2023-05-23 2025-12-16 北京航空航天大学 循环塑性分析方法、装置、电子设备及可读存储介质
CN116660012B (zh) * 2023-05-27 2025-11-28 河北工业大学 一种基于临界平面的多轴变幅疲劳寿命预测方法
CN116956563A (zh) * 2023-06-29 2023-10-27 上海核工程研究设计院股份有限公司 一种高温核电设备的蠕变疲劳状态评估方法及系统
CN116935998B (zh) * 2023-07-14 2025-08-19 燕山大学 取向偏差影响下镍基单晶高温蠕变寿命预测方法
CN116895350B (zh) * 2023-08-04 2024-01-16 辽宁工业大学 一种在复合位移加载下波纹管的多轴疲劳寿命预测方法
US12292121B2 (en) 2023-08-10 2025-05-06 Vulcan Industrial Holdings, LLC Valve member including cavity, and related assemblies, systems, and methods
CN117034702B (zh) * 2023-08-16 2025-06-13 北京石油化工学院 一种基于耦合蠕变本构模型的涡轮盘蠕变变形预测方法
CN118471397B (zh) * 2023-09-19 2024-12-03 中国工程物理研究院研究生院 用于粘弹性材料疲劳断裂相场仿真分析方法
CN117828934B (zh) * 2023-11-09 2024-08-30 国网宁夏电力有限公司电力科学研究院 一种用于高压套管导电杆组件的蠕变疲劳损伤评估方法
CN118136166B (zh) * 2023-11-10 2025-02-11 重庆大学 基于abaqus二次开发的金属构件弹塑性损伤疲劳寿命仿真方法
CN117350138B (zh) * 2023-12-06 2024-02-23 西北工业大学 一种芯片粘接结构热循环疲劳失效物理模型建模方法
CN117932802B (zh) * 2023-12-13 2024-12-17 重庆大学 一种基于abaqus二次开发的齿轮疲劳寿命仿真方法
CN117558381B (zh) * 2024-01-12 2024-03-22 四川大学 一种金属材料温度与应变速率相关塑性硬化模型计算方法
CN117973126B (zh) * 2024-01-29 2024-08-27 北京科技大学 一种基于位错不可逆运动耗散能准则的疲劳寿命预测方法
CN118500893B (zh) * 2024-05-09 2025-04-04 天津大学 基于蠕变-疲劳交互作用的金属材料性能评估方法及系统
CN118395572B (zh) * 2024-06-19 2024-08-16 天津市辰青金属制品有限公司 一种生产桥梁缆索结构寿命分析评估方法及装置
CN118395812B (zh) * 2024-06-25 2024-08-23 北京航空航天大学 基于半隐式欧拉算法的粘塑性损伤本构模型数值实现方法
CN118917150B (zh) * 2024-08-02 2025-04-01 江苏省特种设备安全监督检验研究院 基于临界距离理论的应变控制缺口件蠕变-疲劳寿命预测方法及系统
CN118643718B (zh) * 2024-08-08 2025-02-07 中南大学 基于压应力分布的初始缺陷的蠕变时效成形数值模拟方法及应用
CN119004704B (zh) * 2024-08-12 2025-03-21 北京联合大学 一种基于权平均最大疲劳损伤平面的多轴疲劳寿命预测方法
CN119378226B (zh) * 2024-10-10 2025-09-05 电子科技大学 基于拉伸总应变能密度考虑应力松弛效应的寿命预测方法
CN119043964B (zh) * 2024-10-31 2025-03-21 华东交通大学 循环荷载作用下灰岩累积损伤分析方法及系统
CN119223785B (zh) * 2024-11-13 2025-09-23 中国石油大学(华东) 蠕变-疲劳损伤过程中临界非弹性应变率确定方法及系统
CN119670499B (zh) * 2024-12-10 2025-10-28 北京航空航天大学 一种数据和物理双驱动的机械零件低周疲劳寿命预测方法
CN119294143B (zh) * 2024-12-11 2026-01-27 中国电力科学研究院有限公司 一种油浸式电力设备关键结构电弧故障耐受能力评测方法
CN119849256B (zh) * 2025-01-13 2025-12-26 北京航空航天大学 一种考虑粗糙度影响的增材制造点阵结构疲劳损伤分析方法
CN119989789B (zh) * 2025-01-15 2025-11-21 哈尔滨工业大学 沥青混合料线性及非线性黏弹性模型有限元数值实现方法
CN119578185B (zh) * 2025-01-24 2025-05-02 中国石油大学(华东) 一种超高压设备金属透镜垫密封界面的泄漏率预测方法
CN119740405B (zh) * 2025-03-04 2025-06-24 北京航空航天大学 航空复合材料结构疲劳破坏过程分析方法、设备及介质
CN120217657B (zh) * 2025-03-10 2025-11-18 武汉市市政建设集团有限公司 一种粘结单元本构模型参数标定方法
CN119885790B (zh) * 2025-03-28 2025-06-20 中南大学 一种基于蜂窝结构特征的高温蠕变变形预测方法
CN120654501B (zh) * 2025-08-15 2025-10-31 温州大学 基于有限元分析的工业用减速器疲劳损伤分析方法、系统
CN120951701B (zh) * 2025-10-15 2026-02-13 法兰泰克重工股份有限公司 一种桥式起重机的金属结构疲劳寿命评估方法
CN121162354B (zh) * 2025-10-30 2026-04-10 北京科技大学 非规则点柱-充填体系统疲劳扰动失稳的重整化群预警方法
CN121068391B (zh) * 2025-11-05 2026-02-06 安徽建工长丰建设工程有限公司 一种沥青路面沥青混合料的疲劳性能分析方法
CN121545639B (zh) * 2026-01-16 2026-04-14 大连理工大学 一种表面完整性演变的高温高频微动疲劳寿命预测方法
CN121543226B (zh) * 2026-01-20 2026-03-31 华东理工大学 一种高温热力透平部件的预测性维护方法、装置、设备、介质及产品

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20150168262A1 (en) * 2013-10-11 2015-06-18 Solar Turbines Incorporated Single crystal turbine blade lifing process and system
CN106202913A (zh) * 2016-07-07 2016-12-07 华东理工大学 时间相关的蠕变疲劳损伤评定方法
CN106934168A (zh) * 2017-03-21 2017-07-07 中国石油大学(华东) 一种材料多轴蠕变失效应变预测方法
CN109885874A (zh) * 2019-01-11 2019-06-14 华东理工大学 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法

Family Cites Families (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN101853317A (zh) * 2010-04-20 2010-10-06 北京航空航天大学 一种涡轮盘结构概率设计系统的构建方法
JP2013148540A (ja) * 2012-01-23 2013-08-01 Babcock Hitachi Kk 高Ｃｒ鋼の応力集中部に適したクリープ損傷評価方法
EP2803968B1 (en) * 2013-05-13 2019-05-08 Siemens Industry Software NV A process for calculating fatigue and fatigue failure of structures
US20150213164A1 (en) * 2014-01-27 2015-07-30 GM Global Technology Operations LLC Product design reliability with consideration of material property changes during service
CN103926152B (zh) * 2014-04-09 2016-08-24 北京工业大学 一种高温多轴谱载下低周蠕变-疲劳寿命评估方法
CN105158084B (zh) * 2015-09-15 2018-02-09 华东理工大学 一种材料的蠕变‑疲劳寿命预测方法
CN108931448B (zh) * 2018-05-07 2021-08-10 华南理工大学 一种高铬钢材料热力学响应及疲劳-蠕变损伤的预测方法
US20210357555A1 (en) * 2018-09-14 2021-11-18 Northwestern University Data-driven representation and clustering discretization method and system for design optimization and/or performance prediction of material systems and applications of same

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20150168262A1 (en) * 2013-10-11 2015-06-18 Solar Turbines Incorporated Single crystal turbine blade lifing process and system
CN106202913A (zh) * 2016-07-07 2016-12-07 华东理工大学 时间相关的蠕变疲劳损伤评定方法
CN106934168A (zh) * 2017-03-21 2017-07-07 中国石油大学(华东) 一种材料多轴蠕变失效应变预测方法
CN109885874A (zh) * 2019-01-11 2019-06-14 华东理工大学 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法

Non-Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
WANG, P. ET AL.: ""Multiaxial Thermomechanical Creep-fatigue Analysis of Heat-resistant Steels with Varying Chromium Contents"", INTERNATIONAL JOURNAL OF FATIGUE, vol. 67, no. 67, 31 December 2014 (2014-12-31), pages 220 - 227, XP028876420 *
WANG, RUNZI: "A Creep-Fatigue Life Prediction Model Based on Strain Energy Density Exhaustion Criterion and Its Application on Aero-Engine Turbine Discs", CHINA DOCTORAL DISSERTATIONS FULL-TEXT DATABASE, ENGINEERING SCIENCE AND TECHNOLOGY II, no. 2019, 08, 15 August 2019 (2019-08-15), pages 1 - 163, XP009522059, ISSN: 1674-022X *

Cited By (59)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN111950101A (zh) * 2020-08-07 2020-11-17 中铁轨道交通装备有限公司 一种基于张量的多轴疲劳分析方法
CN112115540A (zh) * 2020-09-27 2020-12-22 武汉第二船舶设计研究所(中国船舶重工集团公司第七一九研究所) 一种融合实测数据的海工支撑结构疲劳分析方法及系统
CN112520064A (zh) * 2020-12-04 2021-03-19 中国航空工业集团公司成都飞机设计研究所 一种基于应变监测的损伤自动识别方法
CN112711835B (zh) * 2020-12-16 2022-10-21 北京理工大学 一种基于修正塑性应变能的金属材料疲劳寿命预测方法
CN112711835A (zh) * 2020-12-16 2021-04-27 北京理工大学 一种基于修正塑性应变能的金属材料疲劳寿命预测方法
CN113297754A (zh) * 2021-06-30 2021-08-24 华中科技大学 一种太阳能高温吸热器疲劳-蠕变损伤评估方法及系统
CN113297754B (zh) * 2021-06-30 2024-02-06 华中科技大学 一种太阳能高温吸热器疲劳-蠕变损伤评估方法及系统
CN113378327A (zh) * 2021-07-02 2021-09-10 吉林重通成飞新材料股份公司 风电叶片后缘抗开裂设计方法、装置、设备及存储介质
CN113378327B (zh) * 2021-07-02 2022-09-02 吉林重通成飞新材料股份公司 风电叶片后缘抗开裂设计方法、装置、设备及存储介质
CN113642207A (zh) * 2021-07-09 2021-11-12 恒大新能源技术(深圳)有限公司 金属失效模型构建方法、装置、终端设备及存储介质
CN113919148A (zh) * 2021-09-29 2022-01-11 中南大学 一种岩石非线性蠕变模型建立方法
CN113971346A (zh) * 2021-10-29 2022-01-25 沈阳航空航天大学 一种考虑非线性跳变响应的高低周复合疲劳寿命预估方法
CN113971346B (zh) * 2021-10-29 2024-07-09 沈阳航空航天大学 一种考虑非线性跳变响应的高低周复合疲劳寿命预估方法
CN113901567A (zh) * 2021-11-10 2022-01-07 中南大学 一种隧道运营期间蠕变影响下长期沉降的预测方法
CN113919202A (zh) * 2021-11-12 2022-01-11 南京工程学院 一种基于有限元模拟的预应力冷挤压模具寿命预测方法
CN114112676B (zh) * 2021-12-03 2023-12-19 中国林业科学研究院木材工业研究所 一种木材横纹抗压全时程本构关系的构建方法
CN114112676A (zh) * 2021-12-03 2022-03-01 中国林业科学研究院木材工业研究所 一种木材横纹抗压全时程本构关系的构建方法
CN114218671A (zh) * 2021-12-06 2022-03-22 西北工业大学 一种评估金属框架结构受多次冲击累积毁伤的数值方法
CN114065558B (zh) * 2022-01-18 2022-04-15 中国科学院力学研究所 一种浮动摩擦片全流程损伤识别、寿命预测方法及设备
CN114065558A (zh) * 2022-01-18 2022-02-18 中国科学院力学研究所 一种浮动摩擦片全流程损伤识别、寿命预测方法及设备
CN114462146A (zh) * 2022-01-28 2022-05-10 中国人民解放军陆军工程大学 考虑老化损伤的推进剂蠕变本构模型的构建与有限元应用方法
CN114462146B (zh) * 2022-01-28 2023-02-03 中国人民解放军陆军工程大学 考虑老化损伤的推进剂蠕变本构模型的构建与有限元应用方法
CN114547747A (zh) * 2022-02-26 2022-05-27 长沙学院 考虑季节效应的路基最大承载力、路基顶面当量最大承载力确定方法及应用
CN114547908A (zh) * 2022-03-02 2022-05-27 大连海事大学 一种热力耦合石灰岩分数阶蠕变损伤本构模型构建方法
CN114547753B (zh) * 2022-03-03 2024-03-22 中交基础设施养护集团有限公司 考虑地层空间变异性的长条形地下结构分段长度确定方法
CN114547753A (zh) * 2022-03-03 2022-05-27 中交基础设施养护集团有限公司 考虑地层空间变异性的长条形地下结构分段长度确定方法
CN114611389A (zh) * 2022-03-04 2022-06-10 北京航空航天大学 一种基于人工智能的复合材料失效高效模拟方法
CN114756983A (zh) * 2022-03-29 2022-07-15 中南大学 一种蠕变持久寿命预测方法、系统、设备及计算机介质
CN114741922A (zh) * 2022-04-11 2022-07-12 西安交通大学 一种基于Attention机制的透平叶片蠕变-疲劳寿命预测方法
CN114741922B (zh) * 2022-04-11 2024-02-23 西安交通大学 一种基于Attention机制的透平叶片蠕变-疲劳寿命预测方法
CN114943121B (zh) * 2022-04-12 2024-02-23 西北工业大学 一种引入残余应力的摩擦组焊增材件蠕变孕育期预测方法
CN114943121A (zh) * 2022-04-12 2022-08-26 西北工业大学 一种引入残余应力的摩擦组焊增材件蠕变孕育期预测方法
CN114689446A (zh) * 2022-04-12 2022-07-01 河北雄安京德高速公路有限公司 预测大掺量胶粉改性沥青剪切疲劳寿命的计算方法及装置
CN114818193A (zh) * 2022-05-07 2022-07-29 中国石油大学(华东) 一种考虑焊接残余应力的焊接接头蠕变疲劳寿命评定方法
CN114936498A (zh) * 2022-05-26 2022-08-23 华东理工大学 考虑材料性能退化的蠕变疲劳损伤等级确定方法及系统
CN115081221A (zh) * 2022-06-27 2022-09-20 安徽理工大学 一种基于分数阶导数建立岩石非线性蠕变模型的方法
CN115422722A (zh) * 2022-08-12 2022-12-02 安徽理工大学 一种考虑黏弹塑性应变分离的岩石蠕变模型建立方法
CN115544786A (zh) * 2022-10-19 2022-12-30 重庆大学 考虑复杂加卸载路径下盐岩蠕变疲劳不可逆变形的预测方法
CN115392807A (zh) * 2022-10-31 2022-11-25 南京复创大数据产业发展有限公司 一种基于过程工艺数据的大数据质量分析方法和系统
CN115859514A (zh) * 2022-12-01 2023-03-28 江苏徐工工程机械研究院有限公司 一种柱塞泵马达疲劳损伤故障实时预测方法及存储介质
CN115859514B (zh) * 2022-12-01 2025-09-02 江苏徐工工程机械研究院有限公司 一种柱塞泵马达疲劳损伤故障实时预测方法及存储介质
CN116359035A (zh) * 2023-04-11 2023-06-30 天津大学 一种用于马氏体耐热钢蠕变疲劳行为的预测方法及系统
CN116842778B (zh) * 2023-05-29 2024-01-26 天津大学 基于紧凑拉伸-剪切试样的疲劳裂纹扩展方向、长度及速率计算方法
CN116842778A (zh) * 2023-05-29 2023-10-03 天津大学 基于紧凑拉伸-剪切试样的疲劳裂纹扩展方向、长度及速率计算方法
CN116818292B (zh) * 2023-06-01 2024-02-23 南京航空航天大学 一种航空发动机安全起落次数确定方法
CN116818292A (zh) * 2023-06-01 2023-09-29 南京航空航天大学 一种航空发动机安全起落次数确定方法
CN117169021A (zh) * 2023-07-19 2023-12-05 中国石油大学(华东) 考虑滞弹性恢复的高温设备材料蠕变-疲劳寿命预测方法
CN118332842A (zh) * 2024-03-08 2024-07-12 中国第二重型机械集团德阳万航模锻有限责任公司 一种基于Deform的锻件开裂预测方法
CN118155770A (zh) * 2024-03-11 2024-06-07 中南大学 双轴复杂应力状态下应力松弛过程中应力演化的预测方法
CN119534118A (zh) * 2024-11-08 2025-02-28 河海大学 基于软岩非线性蠕变本构模型的蠕变特征分析方法及系统
CN119272444A (zh) * 2024-12-09 2025-01-07 宁波新远栋塑胶容器有限公司 一种具有加强肋的物料贮存塑料容器制造方法
CN119354749A (zh) * 2024-12-24 2025-01-24 湖南大学 一种考虑过热影响的单晶合金蠕变寿命预测方法
CN119514075A (zh) * 2025-01-21 2025-02-25 航天精工股份有限公司 一种公称螺距的优化改进方法
CN120369611A (zh) * 2025-04-09 2025-07-25 哈尔滨工业大学 一种基于等效模态振型导数的结构损伤识别方法
CN120163030A (zh) * 2025-05-20 2025-06-17 华东交通大学 一种锈蚀损伤作用下风屏障疲劳寿命预测方法
CN120163030B (zh) * 2025-05-20 2025-07-18 华东交通大学 一种锈蚀损伤作用下风屏障疲劳寿命预测方法
CN120526905A (zh) * 2025-05-20 2025-08-22 天津大学 液态铅铋环境下基于物理失效机制的疲劳寿命预测方法
CN120927273A (zh) * 2025-10-14 2025-11-11 山东光大线路器材有限公司 用于特高压地线的预绞式防振锤疲劳寿命预测方法
CN120927273B (zh) * 2025-10-14 2025-12-16 山东光大线路器材有限公司 用于特高压地线的预绞式防振锤疲劳寿命预测方法

Also Published As

Publication number Publication date
CN109885874B (zh) 2022-12-23
US20230103274A9 (en) 2023-03-30
US20220026326A1 (en) 2022-01-27
CN109885874A (zh) 2019-06-14

Similar Documents

Publication Publication Date Title
WO2020143284A1 (zh) 一种基于abaqus的多轴蠕变疲劳预测方法
CN108627328B (zh) 一种耦合应力梯度修正的缺口件多轴疲劳寿命预测方法
Tabiei et al. Composite laminate delamination simulation and experiment: A review of recent development
Michopoulos et al. Modeling and simulation of multiphysics systems
Bak et al. Delamination under fatigue loads in composite laminates: a review on the observed phenomenology and computational methods
CN105158084B (zh) 一种材料的蠕变‑疲劳寿命预测方法
CN107389471A (zh) 裂纹失效模式判定方法及基于该方法的疲劳寿命预测方法
CN118364589B (zh) 一种机械设备结构件的蠕变-疲劳寿命预测方法及设备
CN111625952B (zh) 温度和应力三维分布检测方法、系统、存储介质
CN115389349A (zh) 一种耦合损伤的循环粘塑性本构模型及其构建方法
Beesley et al. A novel simulation for the design of a low cycle fatigue experimental testing programme
Ahmad et al. Characterisation of creep behaviour using the power law model in copper alloy
CN111090957B (zh) 一种高温结构危险点应力-应变计算方法
Zhang et al. Multiscale-based multiaxial fatigue model of short fiber reinforced polymer composites under high-cycle proportional loading
CN108254250B (zh) 一种考虑动态应变时效的热机多轴应力应变关系确定方法
Krueger et al. In search of a time efficient approach to crack and delamination growth predictions in composites
CN107748817B (zh) 一种考虑非比例附加强化的高温多轴本构关系确定方法
Chen et al. Secant structural solution strategies under element constraint for incremental damage
Pineda et al. Multiscale model for progressive damage and failure of laminated composites using an explicit finite element method
Krogh et al. Modeling of prepregs during automated draping sequences
Chang et al. Development of a High Cycle Fatigue Life Prediction Model for Thin Film Silicon Structures
Wijeyeratne et al. A Comparative Study of Crystal Viscoplastic Modeling of Directionally Solidified Nickel-Base Superalloys
Han et al. A reduced-order method for parameter identification of a crystal plasticity model considering crystal symmetry
Zacek Exploring the link between microstructure statistics and transverse ply fracture in carbon/epoxy composites
De Sousa Burgani Modeling flexural failure in composites using ANSYS ACP

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 19908348

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 19908348

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1