u جابجایی در جهت x v جابجایی در جهت y w جابجایی در جهت z δجابجایی دهانه ترک Δپارامتر تصحیح εکرنش معادل
ηتوان فرمول B-K σتنش المان υنسبت پواسون

مجاورت دو لایه، می تواند باعث ایجاد ترک ماتریسی جدید در لایه ی مجاور و جدایی بین لایـه ای شـود . جـدایی بـین لایـه ای علاوه بر ترکهای ماتریسی از عوامل دیگری مانند اثرات لبه ای۱ و ناپیوستگی هندسی نیز به وجـود مـی آیـد و مـی توانـد باعـثشکست نهایی سازه شود.
تاکنون جدایی بین لایـه ای بـه صـورت تحلیلـی، عـددی وتجربی و با شـیوه هـای متنـوعی مطالعـه شـده اسـت. در روش تحلیلی با حل معادلاتی پارامترهای خرابی محاسـبه مـی شـوند . یکی از معایب روش تحلیلـی پیچیـدگی آن در حـل معـادلات دیفرانسیل کوپلی ا ست که دارای حل بسـته نبـوده و نمـی تـوان برای آنها رابطه ای صریح جهـت محاسـبه نـرخ رهـایی انـرژیکرنشی ارائـه ن مـود. در روش عـددی معـادلات دیفرانسـیل بـااستفاده از روش های موجود و مثل روش المـان محـدود مـوردتحلیل قرار می گیرند، در روش تجربی، نمودارهـای مـورد نیـازجهـت بـه دسـت آوردن پارامتره ای خرابـی از آزم ایشه ا و داده های تجربی به دست می آیند. کارآمدی هر یک از روش های تحلیلی و عددی بـا اسـتفاده از روشهـای تجربـی بایـد مـورد تأیید قرار گیرد، امـا توجـه بـه ایـن نکتـه ضـروری اسـت کـهروش های تجربـی عـلاوه بـر محـدودیتهـا و پیچیـدگیهـایساخت و آزمایش، هزینههای قابل توجهی نیز تحمیل می کننـد.
بنابراین ضرورت توسعه روشهای عددی و تحلیلـی بـرای یـاشبیه سازی طوری که بتوان با آن از تعداد نمونهها و هزینـههـای
س اخت و آزم ایش آنه ا کاس ت، ب یش از پ یش مش خص میشود.
از دیدگاه گریفیث زمانی ترک در قطعه ناپایدار شـده وشکست رخ می دهد که انرژی کرنشی حاصل از رشد تـرکبر انرژی سـطحی مـاده غالـب شـود. طبـق ایـن نظر یـه در صورتی که نرخ رهایی انرژی کرنشی G، به یک حـد معـینبرسد، رشد ترک اتفاق می افتد. جـدایی بـین لایـهای، تـرکسطحی در بین لایه هـای یـک چندلایـه اسـت . در صـورتافزایش G از نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانـی (Gc) تـرکجدایی بین لایهای در بین لایه ها رشد کرده و تا زمـانی کـهG>Gc باشد، رشد این ترک ادامه می یابـد. بـرای بـه دسـت آوردن Gc آزمایش هـای مختلفـی وجـود دارد. در مـود اولآزم ایش اس تاندارد تیـر ی ک س ر گی ردار۲ و در م ود دوم آزمایش استاندارد ENF، جهت به دست آوردن این پارامترها توسعه داده شده اند. آزمـایش اسـتاندارد بـرای تعیـین نـرخرهایی انـرژی کرنشـی بحرانـی بـین لایـه ای در لایـه هـایتــک جهتــه انجــام مــیشــود و بــه دلیــل پیچیــدگی هــای چندلایه های چندجهته نمی توان به راحتی از آن برای تعیین نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی بین لایـه ای بحرانـی ایـن نوع لایه چینی ها استفاده نمود. تحقیقات انجـام شـده نشـانمی دهد که تغییرات لایه چینی، چینش لایهها و اثرات پل زنی الیاف می توانـد باعـث تغییـر نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـیبحرانی شود. به دلیل تأثیرگـذاری هندسـه بـر نـرخ رهـاییان ـرژی کرنشی بحران ـی و تغییر این پارامتر با تغییرپارامترهای هندسی مانند زاویه لایـه هـا و چیـنش لایـه هـا،برخی از محققین بر این باورند که این پارامتر یـک پـارامتر مادی نیست.
شکریه و همکاران [١] مدافع این نظریه هسـتند کـه نـرخرهایی انرژی کرنشی بحرانی در کامپوزیت ها یک پارامتر مادی نبوده و مقدار آن وابسـته بـه لایـهچینـی و سـایر پارامترهـای هندسی است و زوایای لایههایی که جدایی بـین لایـهای بـینآنها اتفاق میافتد نقش تعیین کنندهای در اندازهی نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی ایفا میکند. طبق نظر این محققین جهت تعیین نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـی بحرانـی در دو نمونـه بـالایه چینی متفاوت در اطـراف تـرک جـدایی بـین لایـه ای، بـهآزمایش های جداگانه ای نیاز است. به دلیل تنوع لایهچینـی درکامپوزیت ها و پیچیدگی و هزینهبر بودن آزمایشهـای تعیـیننرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی، هر نوع لایهچینی مسـتلزمآزمایش مجزا است که این روند نیازمند صرف هزینه و وقـ ت قابل توجه خواهد بود. نظریه دیگر مطابق تئوری گریفیث، این است که نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی یک پـارامتر مـادیبوده و دلایل تغییر آن از یک لایه چینـی بـه لایـه چینـی دیگـرایجاد پدیده هایی از جمله مکانیزم های تخریـب جدیـد اسـت . طبق نظریه این محققین پدیدههایی ازجمله ترک های ماتریسی و پل زنی الیاف موجب تغییر نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی می شوند. اندرسونز، کونیـگ [٢] و مـورای یس [٣]، از مـدافعاناین نظریه هستند. به نظر موراییس ترک خـوردگی ماتریسـی وپرش ترک در بین لایههای غیر هم جهت، بیشترین تـأثیر را در تغییرات Gc دارد. موراییس و همکاران [۳] جدایی بین لایهای مود اول کامپوزیـت هـای متعامـد۳ کـربن /اپوکسـی را بررسـینمودند. در آزمایش تیـر یـکسـر گیـردار، پـرش تـرک درونلایه های ۹۰ درجه و در طول واسط ۰/۹۰ مشاهده شد. پس از این مشاهدات موراییس و همکاران بر این باور شدند که نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـی بحرانـی تحـت تـأثیر تـرکخـوردگی ماتریسی است. از دیگر مشاهدات این محققـین وجـود پدیـدهچسبندگی- لغزندگی۴ در نمودار بار- جابجـایی تیـر یـک سـر گیردار است.
هدف از تحقیق حاضر، تعیین میزان تأثیر پدیده هایـی ماننـد ترک ماتریسی و میدان تنش ناهمگن جبهه جـدایی بین لایـه ای

شکل ۱- نمودار بار- جابجایی یک نمونه DCB تحت آزمایش

در تغییرات نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـی بحرانــی حاصـ ـل از لایه چینی متعامـد نسـبت بـه لایـه چینـی تـکجهتـه اسـت . در این راستا اثر ترک های ماتریسی و مدل سازی نـاهمگن الیـاف ورزین بر تغییرات نرخ رهـایی انـرژی کرنشـی بحرانـی بررسـیخواهد شد. با شبیهسازی همزمان جدایی بین لایهای و ترک های ماتریسی، اثر ترکهای ماتریسی در تغییرات نرخ رهایی انـرژیکرنشی بحرانی بررسی می شود. در تحلیلی دیگر جهت بررسـیاثـر میـدان تـنش جبهـه بـینلایـهای در تغییـرات نـرخ رهـایی انرژی کرنشی بحرانی، شبیه سازی همزمان جـدایی بـین لایـهای و مـدل سـازی نـاهمگن الیـاف و رزیـن در لایـهی ٩٠ درجـه نزدیـک جبهـه جـدایی بـین لایـهای، انجـام مـی شـود. جهـت شبیه سازی جدایی بین لایـه ای و تـرک ماتریسـی از المـان هـایواسط استفاده شده است. بـه منظـور شـبیه سـازی جـدایی بـینلایه ای از المانهای چسبی به صورت افقـی در بـین لایـههـا وجهت شبیهسازی ترک های ماتریسـی از المـانهـای چسـبی بـه صورت عمودی درون لایه های خـارج – محـور ۵ اسـتفاده شـدهاست. انتظار میرود هر یـک از شـرایط فـوق الـذکر بخشـی ازتغییرات نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی لایهچینـی متعامـد را پیشبینی نموده و به سمت اثبات ایـن نظریـه کـه نـرخ رهـاییانرژی کرنشی بحرانی چندلایه های کـامپوزیتی پـارامتری مـادیاست، پیش رود.

شکل ۲- ابعاد هندسی نمونه تیر یکسر گیردار مدلسازی شده

٢- تعیین تجربی چقرمگی شکست بین لایه ای
در مطالع ات آزمایش گاهی رش د ت رک ب ین لای ه ای در م واد کامپوزیتی، تغییرات بـار وارده بـر حسـب جابـه جـایی، مبنـای محاسـبات تعیـین چقرمگـی شکسـت بـین لایـه ای اسـت. ایـن داده های آزمایشگاهی بـه همـراه طـول تـرک، در محاسـبهG و منحنی مقاومت باقیمانده ماده، مورد استفاده قرار میگیرنـد . در تحلیل داده های آزمایش و تعیـین چقرمگـی شکسـت یـا نـرخرهایی انرژی کرنشی۶، سه روش مختلف وجود دارد: تئوری تیر ساده۷، تئوری تیـر اصـلاح شـده۸ و روش بـری ۹ (کالیبراسـیوننرمی۱۰). در تئوری تیر ساده فـرض مـی شـود کـه رفتـار قطعـهDCB مانند تیر یکسر درگیر اسـت و نـرخ رهـایی انـرژی بـهصورت رابطه (۱) بیان می شود:
G =I

23BaPδ (۱)

در این رابطهP بار اعمال شـده و δ جابجـایی در بـار اعمـالیP است که در شکل(۱) نشان داده شده است. همچنـینB عـرضنمونه و a طول ترک اسـت کـه در شـکل (۲) نشـان داده شـدهاست.
در عمل این رابطه به دلیل عدم مداخلـه پارامترهـایی ماننـدمدول الاستیسیته، مقدار نرخ رهایی انـرژی کرنشـی را بـیش از مقدار واقعی آن پیشبینی میکند. در حـل تحل ی لـی ارائـه شـده، فرض میشود پیشانی ترک کـامًلاً مهـار شـده و دارای شـرایـط

شکل ۳- نمودار خطی ریشه سوم نرمی برحسب طول جدایی بین لایهای

مرزی گیردار است، در حالی که در عمل چنیـن نبـوده و وقـوع یک مقدار مشخص چـرخش در پیشـانی تـرک محتمـل اسـت.
بنابراین دو روش برای اصلاح این اثر پیشنهاد شده است [۴].
روش تئوری تیر اصلاح شده، طول ترک موجود را به انـدازه Δ بیشتر فرض می کند، که Δ با آزمایش و ترسیم ریشه سوم نرمی، (3/1(C برحسب a، به دست میآید. برای به دسـت آوردن پـارامترتصحیح Δ باید نمـودار خطـی(3/1(C برحسـبa رسـم شـود ومقدار طول از مبدأ خط کشیده شده در نمودار(3/1(C برحسب a، مقــدار Δ را خواهــد داد. بنــابراین طــول تــرک برابــر بــا a+Δ خواهد بود و رابطه اصلاح شده بـه صـورت رابطـه (۲) نوشته می شود:
46787060561

G =Ic 2B(a3Pc c+δΔ ) (۲)

در رابطه (۲)، Pc بار اعمال شده بحرانـی وδc جابجـایی دربـار بحرانـی اسـت کـه در شـکل (۱) نشـان داده شـده اسـت. همچنین B عرض نمونه، a طول ترک و Δ پارامتر تصـحیح بـه دلیل چرخش نوک ترک است. مقدار Δ در رابطه (۲) با توجه به روش داده شــده در اســتاندارد ASTM D5528-01 محاســبه می شود [۵]. جهـت بـه دسـت آوردن پـارامتر تصـحیحΔ بایـدنمودار خطی برحسب a رسم شود. مقـدار طـول از مبـدأ خـطترسیمی در نمودار (3/1(C برحسـبa ، مقـدارΔ را خواهـد داد . نحوه به دست آوردن Δ در شکل (۳) نشان داده شده است. قابل ذکر است که C نرمی سازه است و از نسـبتδ بـهP بـه دسـت میآید.
در روش بری با اصلاح ضریب ۳ در رابطه (۱) با استفاده از داده های تجربی، افت ناشی از فرضیات ساده سازی شده در بـهدست آوردن رابطه جبران می شود. در روش بری، پارامتر نرمـیبرحسب طول تـرک بـه صـورت دو محـور لگـاریتمی ترسـیممی شود و شیب این نمودار، n، را می توان به صورت رابطـه (۳) برای محاسبه GI به کار برد[۵]:
G =I

2nPBaδ (۳)
هـر دو روش تیـر اصـلاح شـده و روش بـری، چقرمگـی شکست به کمک روابـط تجربـی را بـا دقـت مناسـبی تخمـینمی زنند. اما تئوری تیر اصلاح شـده بـه دلیـل اسـتاندارد سـازیصورت گرفته برای انجام آزمایش های تعیین چقرمگی شکست، بیشتر مورد استفاده قرار می گیرد.

۳- مدل سازی المان چسبی
در این تحقیق جهت شبیهسـازی جـدایی بـین لایـه ای و تـرکماتریسی از المانهای واسط چسبی اسـتفاده شـده اسـت. مـدلناحیه چسبی ابزاری سودمند برای شناخت گسیختگی در نواحی بینوجهی در اختیار قرار می دهد. مفهوم ناحیـه ی چسـبی بـرایاولین بار توسط داگدایل در سال ۱۹۶۰ معرفـی شـد [۶]. مـدلناحیهی چسبی روش جدیدی را برای بررسی تسـلیم، شـروع ورشد ترک در مواد مختلف پیشنهاد میکنـد . روش نـوار تسـلیمداگدایل [۶] محدودهی پلاسـتیک را بـه صـورت نـوار باریـکگسترش یافته اطراف نوک ترک پیشبینی کرده و رابطـهی بیـن بــار خــارجی اعمــال شــده و انــدازه ناحیــهی پلاســتیک را ارائه می کند. روش داگدایل، به عنوان مبنـایی بـرای مـدلسـازی ناحیهی چسبی در نظر گرفته شده است و نوار تسـلیم پیشـنهادشده در این روش نیز به عنوان ناحیه ی چسـبنده در نظـر گرفتـه می شود.
در مـدلسـازی یـک نمونـه تیـر یـکسـر گیـردار جهـت شبیه سازی المان هـای چسـبی و اعمـال ویژگـیهـای مکـانیکی

شکل ۴- قانون چسبی با رفتار نرم شوندگی خطی

فرضیاتی در نظر گرفته شده کـه در ادامـه آ مـده اسـت. مزیـتاصلی این قانون علاوه بر بررسی همزمان شروع و رشد خرابی، سادگی آن در مدلسازی آسیب بین لایهای و اعمال آسان آن در تحلیل اجزاء محدود است. جهت شبیه سازی جدایی بین لایه ای و ترک ماتریسی از المانهای چسبی با قانون نرم شوندگی خطی استفاده شده که در شکل (۴) نشان داده شـده اسـت . در شـکل(۴)، پارامتر K شیب قسمت اول خطی نمودار، d پارامتر خرابی، GC نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانی، 0m تنش بیشینه نمـودارو 0m کرنش معادل تنش بیشینه است. در حالت بدون خرابـی ، المـان سـالم بـوده و تغییـری در خـواص مکـانیکی آن ایجـاد نمیشود و پارامتر d در این حالت صفر در نظر گرفته می شـود.
در حالت خرابی کامل که المان مقاومت خـود در مقابـل تغییـر شکلها را از دست داده و به راحتی تغییر شکل پیـدا مـی کنـد،خرابی d برابر یک است. در فاصله بین ایـن دو پـارامتر خرابـیبین صفر تا یک تغییر می کند.
برای بررسی شروع خرابی در ناحیه چسـبی از معیـار تـنشاسمی درجه دوم که در رابطه (۴) نشان داده شده، استفاده شـدهاست:
222
182880-145672

در این سایت فقط تکه هایی از این مطلب با شماره بندی انتهای صفحه درج می شود که ممکن است هنگام انتقال از فایل ورد به داخل سایت کلمات به هم بریزد یا شکل ها درج نشود

شما می توانید تکه های دیگری از این مطلب را با جستجو در همین سایت بخوانید

ولی برای دانلود فایل اصلی با فرمت ورد حاوی تمامی قسمت ها با منابع کامل

اینجا کلیک کنید

 tt0nn          +         tts0s+ tt0tt=1 (۴)

پارامترهای ts0 ، t0n و t0t بـه عنـوان مقـادیر بیشـینه تـنشاسمی، زمانی که تغییـر شـکلهـا در حالـت خـالص عمـود بـر بینلایهها (مود اول) یا در حالت های برشی خالـص هستنـد در
جدول ١- ویژگی مواد کامپوزیتی و بینلایه ای لایه های تک جهته [١]

خواص مواد کامپوزیتی و بین لایه ای
۱۵۰۰۰۰ E1 (MPa)
۱۱۰۰۰ E2 (MPa)
۰/۲۵ ν12
۰/۴۵ ν23
۶۰۰۰ G13 (MPa)
۳۷۰۰ G23 (MPa)
۴۵ tno(MPa)
۴۵ tso(MPa)
۳۰۰۰۰ K1(N/mm3)
۳۰۰۰۰ K2(N/mm3)
۰/۳۷۸ GIc (kJ/m2)
۰/۵ GIIc (kJ/m2)
۱/۷۵ η
نظر گرفته میشوند.
207033950514

همچنین عبارت  وقتی  مثبـت باشـد برابـر  و وقتـی  منفی باشد صفر است.
برای بررسی رشد ترک و خرابی در ناحیه چسـبی از معیـارب – ک۱۱ استفاده ش ـده که در رابط ـه (۵) نشان داده ش ـده است: η
CC GS 
G +(G +G )nSn 

GT  =1 (۵)
در رابطه (۵)، GsC ، GCn و GCt نرخ رهایی انرژی کرنشی بحرانـی در مودهـای خـالص اول، دوم و سـوم (یـا همـان GIc، GIIIc ،GIIc) هسـتند. همچن ین در رابط ه (۲)، G G GS  s  t ، G G G GT  n  s  t و GC جمع مقادیر نرخ رهـایی انـرژیکرنشی بحرانی در مود های خالص اول، دوم و سوم خواهد بود.
پارامتر η یک توان تصحیحی است که برای هر ماده از آزمـایشبه دست می آید. این پارامتر در جدول ۱ مشخص شده است.
در این تحقیق بـرای محاسبـه نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـی
افزار المان محدود ابـاکوس ۱۲ اسـتفاده شـده اسـت. از قابلیـتبرنامه نویسی در آباکوس جهت مدل سازی و المان بنـدی و قـراردادن ترکهای ماتریسی به صورت اتوماتیک اسـتفاده مـی شـود .
زبان برنامه نویسی پایتون۱۳ جهـت اسـتفاد ه در آبـاکوس توسـعهداده شده است. در شکل (۲) میتوان ابعاد هندسـی نمونـه تیـر یکسر گیردار مدلسازی شده را مشـاهده نمـود. در شـکل (۵) شرایط مرزی، بارگذاری و فاصله بین ترک های ماتریسی نمونـه
3251454-1795226

3153919835198

DCB قابل مشاهده اسـت . در ایـن مـدل سـازی ، بارگـذاری بـهشکل ۵- شرایط مرزی و بارگذاری نمونه DCB صورت جابهجایی به نمونه اعمال شده است. همچنـین فاصـله بین ترکهـای ماتریسـی ثابـت اسـ ت. در شـکل (۶) مـی تـوان
المانبندی کلی نمونه DCB مـورد آزمـایش را مشـاهده نمـود.
جهت برخورداری از همگرایی بهتر نتایج، در نزدیکـی پیشـانیجبهه جدایی بین لایهای از المانهای ریزتر و با چگالی بیشتری استفاده شده است. همچنین از المان های حجمی شـش وجهـیهش ت گرهای در شبیه سازی لایههای کامپوزیتی و چسب استفاده میشود.
قابل ذکر است برای بـهدسـت آوردن نتـایجی کـه در ادامـهآورده مـ یشـود، از یـک کـامپیوتر ۸ هسـ تهای بـا حافظـه۱۴ ۱۲ گیگابایتی استفاده شده است. تعداد المانهای شبیه سـازی بـرایهمگرایی شبکه ۱۴۸۸۳۶ است. جهت به دست آوردن این نتـایج بیش از ۱۰۰ بار مد لسازی و اجرای برنامه انجام شد که حـدود
شکل 6- المان بندی نمونه DCB

بحرانی مود اول از تئوری تیر اصلاح شده استفاده شـده کـه دررابطه (٢) نشان داده شده است.

۴- مدل سازی المان محدود
در این بخش جهت رسیدن بـه هـدف تحقیـق بـه بیـان نحـوهم دلسازی المان محدود یک نمونه DCB پرداخته میشود.
۴-۱- شبیه سازی ترک ماتریسی
در این تحقیق برای مدلسازی و تحلیل یک نمونه DCB از نرم
روش های عددیشماره
۱۵۰۰ ساعت اجرای برنامه دربرداشته است.

۴-۲- مدل سازی ناهمگن الیاف و رزین در این بخش به نحوه مـدل سـازی مجـزای الیـاف و رزیـن در لایهی ۹۰ درجـه یـا مـدلسـازی نـاهمگن لایـه ۹۰ درجـه درنزدیکی نوک ترک پرداخته خواهد شد. طول بخش مـدل سـازیشده برای این بخش ۵/۱ میلیمتر است که ۵/۰ میلیمتـر آن قبـلاز ترک و ۱ میلیمتر بعد از ترک است. عرض قطعه نیز به طـورکامـل مـدلسـازی شـده اسـت. قابـل ذکـر اسـت کـه در ایـن مدل سازی هیچ گونه ترک ماتریسی مدل نشده است و تنها الیاف لایه ۹۰ درجهای که در کنار ترک جدایی بین لایهای است، مدل

شکل ٧- الیاف ٩٠ درجه در مدل سازی ناهمگن لایه ٩٠ درجه

شکل ٨- شرایط مرزی و بارگذاری مدل سازی ناهمگن لایه ٩٠ درجه

شدهاند. در این مدلسازی چگالی الیاف حدود ۶۲ درصد است.
در شکل (۷) نحوهی این م دلسازی دیده میشـود . در ایـنشکل دایرهها نشان دهنـده ی الیـاف در لایـه ۹۰ درجـه مجـاورجدایی بین لایهای هستند.
شکل (۹) نشان داده شده است. اطمینان حاصل شود. جواب نمـودار بـار- جابجایـی در شکـل جهت به دست آوردن این نتایج از یک کامپیوتر ۸ هستهای با (١٠) نشان داده شده است. با توجه به نتـایج بـهدسـت آمـده از
نحوه بارگذاری و شرایط مـرزی نمونـهDCB شـبیه سـازیشده مانند مدلسازی قبل است و در شـکل (۸) قابـل مشـاهدهاست. در این مدلسازی بارگذاری بـه صـورت جابـهجـایی بـهنمونه اعمال شده است. نحـوه المـان بنـدی نمونـهDCB در

شکل ٩- المان بندی مدل سازی ناهمگن لایه ٩٠ درجه

۵- نتایج به دست آمده
در ای ن تحقی ق از د ادهه ای آزم ایش نمون ه ه ای ک امپوزیتی 7-72T300/9 استفاده شده که شکل هندسی و خـواص مـواد ودادههای آزمایشی آن در مراجع [۱] و [۵] آمده است. به منظـوراعتبارسنجی تحقیق از نتایج تجربی آورده شـده در ایـن مراجـعاستفاده می شـود . در جـدول ۱ ویژگـی مـواد بـرای کامپوزیـت تکجهته آورده شده است. در شکل (۲) هندسـه نمونـه تحـتآزمایش نشان داده شده است. قابل ذکر است باتوجه بـه مرجـع[۱]، نـرخ رهـایی انـرژی کرنشـی بحرانـی مـود اول آزمـایش چندلایه متعامـد بـرای کامپوزیـتT300/977-2 برابـر (2(kJ/m
۲۹۵/۱ به دست آمده است.
ابتدا کد المان محدود برای یک کامپوزیـت کـربن/ اپوکسـی بـالایه چینی 24[0] که خـواص مـواد و مشخصـات هندسـی آن درجدول ١ و شکل (٢) ذکر شده، اجرا شـد تـا از صـحت نتـایج
روش هایدر
حافظه ۱۲ گیگابایتی استفاده شده است. تعداد المـان هـای ایـنمدلسازی جهت همگرا شدن برابر ۱۸۲۰۱۰ است. در راسـتایبه دست آوردن نتایجی مورد قبول، بیش از ۵۰ بار مدل سـازی واجرای برنامه تکرار شده است و ایـن امـر حـدود ۵۰۰ سـاعتاجرای برنامه را دربرداشته است.
مدلسازی لایه های تک جهته به خوبی دیده میشود کـه نتـایـجعددی به دست آمده با مدل سازی ترکهای ماتریسـی ، بـا نتـایجتجربی و عددی همخوانی خوبی دارند و نمودار بار- جابجایـی یکسانی از هر دو به دست می آید. همچنین در این شـکل نتـایجحاصل از روش عددی مدل چسبی سنتی که همان حل عـددی


دیدگاهتان را بنویسید