圍壓的案例
LS-DYNA | 不同圍壓下聚能爆破裂紋的擴展
有需求聯系qq：1772619227
圍壓P=8MPa
圍壓P=0MPa
等效線性黏彈性本構的應用
有個困惑就是，做試驗可以獲得不同圍壓下土體的最大剪切模量，以及剪切模量比與剪應變，阻尼比和剪應變的曲線，然后根據不同圍壓與最大剪切模量的關系就知道了公式中的k和n，做模擬的時候，在材料屬性輸入k,n,v,w，關鍵字中輸入各土體單元的震前圍壓，剪切模量比，阻尼比，最大剪應變。如果假定震前圍壓為100，那在迭代過程用所用到的剪切模量比與剪應變及阻尼比的曲線就是100kpa所對應的曲線。但是如果考慮震前圍壓，就是先做靜力分析求出各單元的有效應力作為關鍵字輸入中的第一列，那這樣的話基本一層土是一個應力，也就是一層土一種圍壓，一種圍壓對應一個最大剪切模量和關系曲線，迭代的時候不可能取每層土對應圍壓的下土體的關系曲線，那么要用哪個圍壓下的關系曲線？對于正常固結土，最大的圍壓是密度*g*h，做土力學實驗獲得以上關系曲線是根據土體深度來加的圍壓，那如果現在土體密度是2，模擬土體厚度為60m，最大圍壓就是1200kpa，迭代的時候要用圍壓1200kpa對應的關系曲線嗎？可是考慮靜應力之后，每層土一個圍壓，只有最下層土體圍壓才是1200
展開 基于ABAQUS二次開發的巴西圓盤斷裂機理
圖11不同裂紋傾角下的無量綱T應力
由圖11可以看出，T應力會隨著裂紋傾角的 增加而增加，在裂紋傾角達到約45°時由負值達 到0值．在裂紋傾角小于45°時，T應力會隨c/Ｒ 值的增大而增大，而在裂紋傾角大于45°時，T應力會隨c/Ｒ值的增大而減小．以裂紋傾角為45°，c/Ｒ=0.4的情況下對數值模型施加圍壓，為避免圍壓過高導致裂紋面接觸產生壓剪破壞情況，圍壓值控制在1～10 MPa，并在每次改變圍壓時對 應力強度因子和T應力分別進行提取．裂紋尖端 應力強度因子以及T應力的無量綱數值隨圍壓 變化的關系曲線如圖12～13所示．
圖12不同圍壓下的無量綱應力強度因子
圖13不同圍壓下的無量綱T應力
由圖12～13可以看出，隨著圍壓的增大，Ⅰ 型應力強度因子逐漸減小，代表裂紋面壓縮程度 提高，而Ⅱ型應力強度因子也逐漸減小，但圍壓對兩者影響很小，而T應力會隨著圍壓的增大而 增大．
展開 星辰技文|再聊混凝土塑性損傷CDP模型的幾個問題
【圖四】帶圍壓的壓縮模型（右側）、選擇平面應變單元，對比模型圍壓的影響。
曾經在課程中說過CDP的本構模型，重點提到了本構的靜水壓力相關性，但并沒有給出直觀的對比曲線，所以大家印象不深刻，還是會提出諸如：為什么單元應力比定義的屈服強度還大的問題。
結論：
該模型每增加2MPa圍壓，混凝土強度增加近10MPa，因此圍壓對CDP材料的屈服強度有極大影響。在復雜的工況作用下，單元往往都會收到周邊混凝土或鋼筋的限制，因此超過單軸抗壓強度也就不足為怪了。
正因為CDP模型對圍壓極其敏感，很多小伙伴會發現單元的應力應變曲線在后期會出現增大的現象，為了應征這一點，大家可以查看單元應力輸出中的Pressure組合量的變化趨勢。
不知道大家是否能回答最開始的那幾個問題了？最后發布一條訊息：POLARIS_CDP插件升級到V2.3版本，更新內容如下：
極限應力改為峰值應力，并將其默認值顯示在輸入框中，且會將隨彈性模量和強度的變化而變化；
應力應變曲線不與損傷數據一起截斷，取截斷應力為峰值應力的百分之一；
規范生成失敗的提示信息。
修改的內容不影響原有插件使用，主要提高插件的適應性和友好性，需要更新的小伙伴請盡快和我聯系（需提供購買渠道和信息）。
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混凝土塑性損傷CDP模型的幾個問題 附2010規范用C50混凝土損傷塑性本構關系數據下載
【圖四】
帶圍壓的壓縮模型（右側）、選擇平面應變單元，對比模型圍壓的影響。
曾經在課程中說過CDP的本構模型，重點提到了本構的靜水壓力相關性，但并沒有給出直觀的對比曲線，所以大家印象不深刻，還是會提出諸如：為什么單元應力比定義的屈服強度還大的問題。
結論：
該模型每增加2MPa圍壓，混凝土強度增加近10MPa，因此圍壓對CDP材料的屈服強度有極大影響。在復雜的工況作用下，單元往往都會受到周邊混凝土或鋼筋的限制，因此超過單軸抗壓強度也就不足為怪了。
正因為CDP模型對圍壓極其敏感，很多小伙伴會發現單元的應力應變曲線在后期會出現增大的現象，為了印證這一點，大家可以查看單元應力輸出中的Pressure組合量的變化趨勢。
不知道大家是否能回答最開始的那幾個問題了？最后發布一條訊息：POLARIS_CDP插件升級到V2.3版本，更新內容如下：
極限應力改為峰值應力，并將其默認值顯示在輸入框中，且會將隨彈性模量和強度的變化而變化；
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下載地址：2010規范用C50混凝土損傷塑性本構關系數據
展開 土體邊界面模型matlab及umat程序 ￥98
Sanisand模型形式相對簡單，性能優越，能用同一套參數模擬砂土在不同密實度、圍壓，不同應力路徑（排水條件，不排水條件，單調及循環荷載）下的響應。
下圖是Sanisand模型的示意圖及公式，如果想要了解邊界面模型的作用機理，可以學習我發布的土體彈塑性本構理論教程。
以下是Dafalias&Manzari（2004）論文中通過Sanisand模型對不同密實度、圍壓的土體在排水三軸壓縮試驗、不排水三軸壓縮試驗以及循環三軸試驗的模擬結果（左）。同時我將模型編入matlab實現了論文上的模擬結果。我的matlab程序的模擬結果也放在下面作為對比（右）。付費內容是我編寫的Sanisand邊界面模型matlab程序，umat程序以及參考文獻，需要的同學可以購買（可以私戳我通過ZFB購買，可優惠20%）。
圖1.不排水三軸壓縮實驗密砂實驗與模擬結果對比
圖2.不排水三軸壓縮實驗中密砂實驗與模擬結果對比
圖3.高圍壓下排水三軸壓縮實驗實驗與模擬結果對比
圖4.低圍壓下排水三軸壓縮實驗實驗與模擬結果對比
圖5.循環不排水三軸壓縮實驗實驗與模擬結果對比
展開 頁巖巖石力學特性及可壓裂性評價 附巖石力學與工程蔡美峰下載
研究結論：
1、基于三軸壓縮巖石力學實驗分析可知，蘆草溝組含油頁巖在軸向載荷未達到峰值強度時，試樣主要呈現為彈性變形，峰值強度后，應力隨應變迅即跌落，其變形破壞呈現出顯著的脆性特征; 且層理、微裂縫等結構面發育以及低圍壓條件都將加劇巖石破壞的碎裂程度。具備壓裂改造形成復雜縫網的內在地質力學條件。
2、縱向上，蘆草溝組各巖性地層的巖石力學特性與地應力存在顯著差異，即儲層間存在巖石力學強度、地應力相對較高的隔層。針對此類儲集體實施壓裂，除了保證形成復雜壓裂縫網外，還同時應強化壓裂縫的縱向溝通能力，合理增大縫高，實現壓裂改造有效體積的最大化。
研究流程：
1、對熱塑管封裝的圓柱形試樣加載圍壓及軸向壓力（圖1，圖2）；
2、對高度與直徑比值為 0.25～0.75的圓柱試樣進行巴西劈裂測試（圖3）；
3、分析巖石力學與地應力縱向分布特征（公式1，公式2，公式3，圖4）；
4、儲層可壓裂性評價（公式4，公式5，公式6，公式7，公式8，公式9）；
5、驗證可壓裂性評價方法的可靠性（圖5，圖6）。
圖文說明：
圖1 吉木爾凹陷二疊系蘆草溝組巖心三軸壓縮應力－應變曲線
圖2 吉木爾凹陷二疊系蘆草溝組巖心壓縮實驗后的破裂形態
蘆草溝組的變形破壞呈現出典型的脆性特征，且其力學特征受圍壓影響顯著，表現為低圍壓下抗壓強度低、破壞碎裂程度高、裂縫復雜等特征。同時，層理、微裂縫等結構面的發育將加劇試樣的破碎程度。結合蘆草溝組的薄互層特征，層理面發育將有助于壓裂縫形態的復雜化。巖石力學強度的各向異性將導致沿不同方向進行壓裂的難易程度有所不同。
展開 有限元---剪切鎖死、體積鎖死、沙漏，零能模式
該原因是受到了偽圍壓應力（Spurious pressure stresses ）。
發生的條件：1.全積分單元；2.材性幾乎不可壓縮；
二階單元：對于彈塑性材料（塑性部分幾乎屬于不可壓縮），二階全積分四邊形和六面體單元在塑性應變和彈性應變在一個數量級時會發生體積鎖死。二次減縮積分單元發生大應變時體積鎖死也伴隨出現。
但值得注意的是，一階全積分單元當采用選擇性減縮積分（selectively reduced integration）時可以避免出現體積鎖死。
產生的結果：使得體積不變，即體積模量太大，剛度太剛。
解決方法：1.將大應變區域網格細化；2.mixed
formulation法；
檢查方法：輸出積分點的圍壓應力，分析圍壓應力是否在相鄰積分點存在突變，是否顯棋格式分布，是的話
就說明出現體積鎖死。
3
沙漏（hourglassing）
簡單地說就是單元只有一個積分點，周邊的節點可以隨意變形。
發生的對象：1.一階、減縮積分單元；
產生的結果：單元太柔；
解決方法：1.對一階減縮單元，合理細化網格；荷載避免使用點荷載；
2.在大應變區或大應變梯度區使用一階單元，而不是使用二階單元。
4
零能模式（zero-energy mode）
采用一階減縮積分時會出現零能模式。即單元只有一個積分點，在受彎時該積分點沒有任何的應變能，此時此單元沒有任何剛度，就無法抵抗變形。
解決方法：1.提供人工的“沙漏剛度”；2.細化網格（一般在高度方向至少要有4個單元）
展開 霍普金森拉桿壓桿
可以加測速，高溫，圍壓，三點彎，剪切等各種不同條件下的測試，可以在在導軌上增加一臺輔助設備（高精度磨頭變頻動力驅動、短直線導軌副、桿件旋轉動力機構等），即可解決長桿磨削問題；增加各種直徑桿件的單次加載裝置等試驗項目不加什么就很容易實現；緩沖裝置可移位等。
四、 具體工程應用：
可以進行不同桿徑，不同圍壓，不同溫度和壓縮，彎曲，拉伸及剪切測試等，具體設計根據客戶要求。一般有如下應用：
1. 用同步組裝系統進行高溫、高應變率耦合作用下材料動態力學性能的測試;
2. 在 Hopkinson 拉桿技術中實現單脈沖加載及其在動態損傷力學中的應用;
3. 用 Hopkinson 拉桿加載三點彎曲試樣測定材料的動態起裂韌性;
4. 用 Hopkinson 拉桿技術對高 g 值加速度傳感器進行 g 值校準；
5. 快速落刀的應力應變測試
6. 真三軸圍壓及假三軸圍壓時的霍普金森拉桿拉桿測試
7. 其他動態沖擊力學方面的應力應變測試
展開 Abaqus通過VUMAT子程序實現混凝土拉壓不對稱彈塑性損傷本構模型
拉壓屈服函數如下所示
屈服后，塑性流動由下式定義
按照彈性預測-塑性修正-損傷修正的流程，通過在主應力空間進行譜分解，結合徑向返回算法，本文編寫了混凝土彈塑性損傷的VUMAT子程序。
通過對單胞的單向拉壓模擬可以計算得到混凝土的應力應變響應如下圖所示。
拉伸損傷演化過程
壓縮損傷演化過程
不同圍壓下的應力應變曲線
可以發現，隨著圍壓增大，混凝土壓縮強度提高
【個人原創】PFC 6.0 二維雙軸分級靜力加載與動力擾動巖爆模擬代碼（含4種工況） ￥69
代碼實現了從初始圍壓保載到分級徑向加載，再到不同波形動力擾動的全過程模擬，邏輯嚴密，注釋清晰。
代碼集成了四種極具科研價值的加載工況，用戶可一鍵切換：
分級靜力加載：模擬深部巖體開挖過程中的應力重分布。
圍壓保載+徑向分級加載：嚴格模擬實驗室雙軸試驗過程，實現穩定的應力控制。
三角波（Triangle Wave）擾動加載：模擬具有線性增減特征的動力擾動。
正弦波（Sine Wave）擾動加載：模擬典型的地震波或機械振動擾動。
原創保載算法：解決了離散元模擬中應力波動大、難以穩定保載的痛點，確保在擾動施加前模型處于精確的平衡態。
分級擾動機制：支持設置多個擾動量級，觀察巖石從穩定到非穩定破壞的臨界狀態。
巖爆特征模擬：適用于研究巖石在動靜組合荷載下的能量釋放、碎屑彈射及裂紋演化規律。
參數化設計：頻率、振幅、加載速率及分級梯度均可通過變量輕松調節。
展開 
基于Runge-Kutta算法的硬化土模型二次開發
模型邊界條件如下：底面設置法向位移約束；側面根據不同工況施加不同的徑向壓力（125 kPa、225 kPa和300 kPa）；頂面施加分級荷載，先施加與圍壓相等的固結壓力模擬試樣的固結過程，再逐級加載至試樣破壞[11]。模擬材料為花崗巖殘積土，土體相應的參數由三軸試驗得到，具體數值如表1所示。
圖3 HS模型UMAT子程序流程圖
4.2 結果對比
將數值模型計算結果與室內三軸試驗數據進行對比，具體結果如圖4所示。從圖4可以看出，花崗巖殘積土在應力軟化前的應變-應力關系類似于雙曲線，與HS模型彈性階段變化趨勢相吻合[12]。在不同圍壓尤其是125 kPa和225 kPa下，數值模型計算結果與試驗數據均一致，充分表明了文章開發的HS模型子程序的可靠性和準確性[13]。
圖4 不同圍壓HS本構數值模擬結果與試驗數據對比
表1 土體計算參數
為了對比HS模型與現有本構模型，文章將開發的HS模型與ABAQUS中的Mohr-Coulomb模型進行比較，將數值結果與試驗實測數據進行對比，結果如圖5和圖6所示。從圖5、圖6可以看出，盡管Mohr-Coulomb模型能在一定程度上表現土體的應力-應變行為，但與HS模型相比仍有較大差距，HS模型既能體現土體變形前段的雙曲線應力-應變關系，又能很好地反映土體剪切屈服平臺，這充分表明了在ABAQUS上進行HS模型開發的必要性[14]。
展開 Abaqus通過VUMAT子程序實現混凝土拉壓不對稱彈塑性損傷本構模型
拉壓屈服函數如下所示
屈服后，塑性流動由下式定義
按照彈性預測-塑性修正-損傷修正的流程，通過在主應力空間進行譜分解，結合徑向返回算法，本文編寫了混凝土彈塑性損傷的VUMAT子程序。
通過對單胞的單向拉壓模擬可以計算得到混凝土的應力應變響應如下圖所示。
拉伸損傷演化過程
壓縮損傷演化過程
不同圍壓下的應力應變曲線
可以發現，隨著圍壓增大，混凝土壓縮強度提高
最后歡迎通過公眾號"320科技工作室"聯系我們.
ABAQUS 原始鄧肯張模型模擬3D比奧固結沉降 ￥66.67
土體本構為原始鄧肯張模型(duncan-chang model)：該本構為非線性彈性本構，彈性模量和泊松比隨著圍壓的變化而發生變化，包含11個材料參數，通過子程序UMAT使鄧肯張模型的應力應變關系在ABAQUS中得以實現。
模型邊界條件：
1） 土體底部固定，四周邊界僅允許發生豎向沉降位移，土體在自重及初始圍壓50kPa下進行預固結；
2） 模型只能通過表面進行排水；
3） 在取得地應力平衡后，在土體頂部施加200kPa壓強使土體發生固結沉降。
模型初始條件：
1） 模型初始固結壓強為50kPa，在自重（重力加速10m/s2）條件下，在ABAQUS中建立初始地應力平衡（即，初始有效應力平衡）；
2） 模型初始孔隙率為1.5（即，初始孔隙率的平衡）；
3） 模型假設孔壓呈線性分布，頂面孔壓為0，底部初始孔壓為100kPa（即，初始孔隙水壓力平衡）；
4） 賦予模型狀態變量：歷史上最大的偏應力，固結應力和應力水平。
2、 模擬結果
模擬結束時的孔隙水壓力分布圖
模擬結束時的土體有效應力分布圖
土體表面的時間應變曲線
土體表面的時間沉降曲線
土體的初始固結壓力（賦予土體的初始狀態變量）
展開 有限元模擬三軸固結排水試驗，abaqus 初始應力場設置（一）
有限元模擬三軸固結排水試驗
模型概況
土體試樣尺寸：高 8 cm，直徑 4 cm；
土體力學參數：彈性模量 10MPa，泊松比 0.3，粘聚力 10 kPa，內摩擦角 30°;
試驗荷載：圍壓 100kPa；
試驗類型：等應變式三軸試驗，豎向應變為 10%；
模擬的目標
1、等壓固結完成時的應力狀態
2、獲得三軸試驗剪切破壞時的豎向應力
模型注意事項
1、簡化為軸對稱問題
2、彈性階段采用線彈性本構模型，塑性階段采用莫爾-庫倫本構模型
3、將固結完成后的應力狀態作為初始狀態
4、不考慮等壓固結的變形
5、采用 abaqus 的 Geostatic 分析步模擬等壓固結完成后的應力狀態
6、采用軸對稱應力單元 CAX4 ，只劃分一個單元
7、剪脹角采用 abaqus 默認的最小值 0.1°
有限元模型
注：斜體樣式只劃分一個單元，單元類型 ：4節點線性軸對稱應力單元
豎向應力與豎向應變關系
得到土體試樣剪切破壞時的豎向應力為 334.6kPa，與理論計算結果一致。
土體試樣的初始應力場設置
初始應力的設置需要滿足平衡條件：等效節點荷載要和外部荷載、邊界條件平衡。如果達不到平衡，將不能得到一個位移為零的初始狀態。此時所產生的應力場也不是所施加的初始應力場。
在本例中，等壓固結完成后的應力場為：三個方向的主應力都為 100kPa。在初始步設置初始應力如下：
在 Geostatic 分析步定義邊界條件為：對稱軸處 X 方向位移為零，底部 Y 方向位移為零。在頂面和右側施加圍壓 100kPa。得到的初始應力場如下：
對應的土體試樣位移云圖如下，可以判斷 Geostatic 分析步未產生位移：
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