Autoreferat. 1. Imię i nazwisko: Jarosław Gałkiewicz

Transkrypt

1 Autoreferat 1. Imię i nazwisko: Jarosław Gałkiewicz 2. Posiadane dyplomy, stopnie naukowe z podaniem nazwy, miejsca i roku ich uzyskania oraz tytułu rozprawy doktorskiej: magister inżynier specjalności Budowa maszyn na kierunku Zastosowania Informatyki w ścieżce dyplomowania Mechanika Pękania ; praca dyplomowa pod tytułem: Wykorzystanie próbek z karbem do badania odporności materiału na pękanie, promotor prof. dr hab. inż. Andrzej Neimitz, Wydział Mechaniczny Politechniki Świętokrzyskiej w Kielcach, 1997 doktor nauk technicznych w dyscyplinie mechanika; praca doktorską pod tytułem: Wpływ więzów geometrycznych na parametry charakteryzujące odporność elementu konstrukcyjnego na pękanie, promotor prof. dr hab. inż. Andrzej Neimitz, Wydział Mechatroniki i Budowy Maszyn Politechniki Świętokrzyskiej w Kielcach, Informacje o dotychczasowym zatrudnieniu w jednostkach naukowych: asystent w Katedrze Podstaw Konstrukcji Maszyn na Wydziale Mechatroniki i Budowy Maszyn Politechniki Świętokrzyskiej 2005-obecnie adiunkt w Katedrze Podstaw Konstrukcji Maszyn na Wydziale Mechatroniki i Budowy Maszyn Politechniki Świętokrzyskiej 4. Wskazanie osiągnięcia wynikającego z art.16 ust.2 z dnia 14 marca 2003 r. o stopniach naukowych i tytule naukowym oraz o stopniach i tytule w zakresie sztuki (Dz. U. nr 65, poz. 595 ze zm.): część A (wykaz wybranych prac) a.1. Gałkiewicz J., Graba J., Algorithm for determination of ~ n,θ, ~ n,θ, n,θ σ ij ε ij ~, d n n, I n n functions in Hutchinson-Rice-Rosengren solution and its 3d generalization, Journal of Theoretical And Applied Mechanics, 44, 1,19-30, Warsaw, 2006 u i 1/21

2 a.2. Graba M., Gałkiewicz J., Influence of the crack tip model on results of the finite elements method, Journal of Theoretical And Applied Mechanics, 45, 2, pp , Warsaw, 2007 a.3. Neimitz A., Graba M., Gałkiewicz J., An alternative formulation of the Ritchie-Knott-Rice local fracture criterion, Engineering Fracture Mechanics, 74, , 2007 a.4. Neimitz A., Gałkiewicz J., Approximation of the tensile strain-stress curves in front of a crack in a non-linear material. International Journal of Fracture, 161: , DOI /s , 2010 a.5. Neimitz A., Galkiewicz J., The Analysis of Fracture Mechanisms of Ferritic Steel 13HMF at Low Temperatures, Journal of ASTM International, Vol. 7, No. 5, Paper ID JAI102470, 2010 a.6. Neimitz A., Galkiewicz J., Dzioba I., The ductile-to-cleavage transition in ferritic Cr Mo V steel: A detailed microscopic and numerical analysis, Engineering Fracture Mechanics Volume 77, Issue 13, September, , 2010 a.7. Galkiewicz J., Simulation of Tensile Test of The 1/2Y Welded Joint Made of Ultra-High Strength Steel, Materials Science Forum, Vol. 726, pp , 2012, Trans Tech Publications, Switzerland, doi: / a.8. Galkiewicz J., The Simulation of Void Growth along Curvilinear Crack Front, Key Engineering Materials Vol. 598, pp , Trans Tech Publications, Switzerland; doi: / a.9. Pała R., Gałkiewicz J., Temperature Influence on σ 0 and n Characteristics in the R-O Relationship for High-Strength Steel, Key Engineering Materials Vol. 598, pp , Trans Tech Publications, Switzerland; doi: / a.10. Galkiewicz J. The Influence of In-Plane Constraint on Void Behavior in Front of a Crack in Plane Strain, Solid State Phenomena Vol. 224, pp , Trans Tech Publications, Switzerland doi: / a.11. Gałkiewicz J., Microscopically Based Calibration of the Cohesive Model, Journal of Theoretical And Applied Mechanics in press 2/21

3 Część B (omówienie celu naukowego ww. prac i osiągniętych wyników z omówieniem ich ewentualnego wykorzystania) Tytuł: Numeryczne modelowanie procesu pękania Modelowanie procesu pękania wymaga wieloskalowego podejścia do problemu. Poczynając od definicji materiału, poprzez odpowiednie ujęcie geometrii elementu, prawidłowe przedstawienie strefy przywierzchołkowej oraz uwzględnienie aspektów mających wpływ na zachowanie materiału, ale standardowo nieujmowanych w metodzie elementów skończonych (MES). Chodzi tu o zjawiska i obiekty na poziomie mikrostruktury. W przypadku modelu numerycznego istotne jest stworzenie takiej siatki elementów skończonych w strefie przywierzchołkowej aby nie wpływała ona na uzyskiwane wyniki. Problem ten analizowano w pracy [a.2]. Przyjęcie wierzchołka o promieniu zero oraz małych odkształceń w strefie przywierzchołkowej są uproszczeniami, które bardzo silnie wpływają na uzyskiwane rezultaty zarówno w zakresie rozkładu naprężeń, jak i rozwarcia wierzchołkowego pęknięcia. Również wartość całki J zależy od umiejętnego wybrania konturu całkowania (nie za blisko i nie za daleko wierzchołka pęknięcia) i samej metody numerycznej służącej do określania całki J. Gdy procesowi pękania towarzyszą odkształcenia plastyczne, chcąc uzyskać w strefie przywierzchołkowej obraz naprężeń najbliższy rzeczywistemu, obliczenia należy wykonywać zakładając duże odkształcenia. Założenie to powoduje, że rozkład naprężeń otwierających powierzchnie szczeliny przestanie przypominać teoretyczny, osobliwy a pojawi się maksimum naprężeń przed wierzchołkiem. O położeniu maksimum i jego wartości decydują własności materiału i wielkość obciążenia. Jednak uzyskanie prawidłowych parametrów opisujących maksimum naprężeń wymaga zastosowania odpowiedniej siatki elementów skończonych. Siatka ta ma postać koncentrycznych okręgów podzielonych liniami w kierunku promieniowym. Dla prawidłowego odwzorowania rozkładu naprężeń przed wierzchołkiem pęknięcia wielkość elementów w kierunku promieniowym nie powinna przekraczać 0,1 rozwarcia wierzchołka pęknięcia w krytycznym momencie. Praktycznie, ilość elementów w kierunku obwodowym nie ma żadnego wpływu na rozkład naprężeń rozwierających w płaszczyźnie pęknięcia. 3/21

4 Kolejnym elementem modelu rozpatrywanym w publikacji [a.2] jest kształt wierzchołka. Możliwe są trzy rozwiązania: wierzchołek przedstawiony jako punkt, półokrąg lub ćwierć-okrąg. W toku analiz okazało się, że najlepszym rozwiązaniem jest zastosowanie ¼ okręgu. Umożliwia to przeprowadzenie obliczeń z mniejszym promieniem w wierzchołku pęknięcia niż przy półokręgu, zaś sama wielkość promienia ma wówczas mały wpływ na uzyskiwaną wartość rozwarcia wierzchołkowego pęknięcia. Ostatnim elementem obliczeń metodą elementów skończonych rozpatrywanym w pracy [a.2] było wyznaczanie całki J. W programach MES wartość całki J wyznacza się za pomocą wzoru poprzez całkowanie wzdłuż zaproponowanego konturu (metoda line contour) oraz korzystając z fizycznej definicji całki J mówiącej, iż jest to zmiana energii potencjalnej układu przy przyroście pęknięcia o infinitezymalnie małą długość da (metoda virtual crack extension). W praktyce dokonuje się niewielkiego przesunięcia grupy węzłów znajdujących się wewnątrz konturu wokół wierzchołka pęknięcia. Zdecydowanie lepszą metodą okazuje ta druga ze względu na małą wrażliwość na jakość siatki. Przedstawiona praca pozwala szybko i pewnie budować modele numeryczne elementów z pęknięciem dające godne zaufania wyniki. Obliczenia numeryczne pokazują znaczne odstępstwa rzeczywistych rozkładów naprężeń od obliczonych analitycznie zarówno w zakresie materiałów sprężystych jak i sprężysto-plastycznych. Jedną z miar tego odstępstwa są tzw. parametr Q. Można go wyznaczyć według formuły: Q MES HRR, (1) 0 MES gdzie jest naprężeniem rozwierającym uzyskanym za pomocą metody elementów skończonych, które uznano za rzeczywisty, dokładny wynik w odległości r 2J / 0 w analizowanym przypadku, HRR jest teoretyczną wartością naprężenia rozwierającego liczonego w tym samym punkcie według wzoru Hutchinsona, Rice'a Rosengrena (HRR) (2) [Hutchinson, J.W., Singular Behaviour at the End of a Tensile Crack in a Hardening Material, Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 16, pp.13-31,1968; Rice, J.R., Rosengren, G.F., Plane Strain Deformation Near a Crack Tip in a Power-law Hardening Material, 4/21

5 Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 16, pp.1-12, 1968], zaś 0 jest granicą plastyczności. ij J 1 Inr n ~ 0 ij,n... (2) gdzie: r i są współrzędnymi biegunowego układu współrzędnych z początkiem w wierzchołku pęknięcia, i n to parametry Ramberga-Osgooda, ~ij,n jest funkcją opisującą kątowe zmiany wybranej składowej tensora naprężenia, I n jest wielkością uzyskiwaną numerycznie, 0 jest odkształceniem odpowiadającym granicy plastyczności. Najtrudniejsze do określenia we wzorze (2) są funkcje I n oraz ~ij,n. Obie wielkości są zależne od własności materiału. Niestety, w literaturze istnieje tylko jeden katalog z ograniczoną liczbą rozwiązań dla funkcji I n oraz ~ij,n [Shih C.F., Tables of Hutchinson-Rise-Rosengren singular field quantities, Brown University Report, MRL E-147, 1983]. Zrodziła się stąd potrzeba opracowania programu, dostarczającego parametrów opisujących pole HRR dla dowolnego materiału. Program taki rozwijany był przez kilka lat. Pracę rozpoczęto od znalezienia opisu pola HRR przy wykorzystaniu funkcji Airy ego. W rezultacie uzyskano równanie różniczkowe IV rzędu, w którym warunki brzegowe znane były na początku przedziału całkowania ( i ) i gwarantowały symetrię rozwiązania, a dwa warunki znane były na końcu przedziału całkowania ( i ) i gwarantowały powierzchnie pęknięcia wolne od naprężeń. Funkcja opisuje kątowe zmiany funkcji Airy ego, zaś jest współrzędną kątową w biegunowym układzie współrzędnych ulokowanym w wierzchołku pęknięcia. Parametrami szukanymi był stopień osobliwości S oraz. Rozwiązania równania różniczkowego dokonano za pomocą metody Rungego-Kutty, zaś w celu znalezienia wartości szukanych parametrów adaptowano do zadania metodę strzałów [Burden R.L, Faires J.D., Numerical Analysis, third edition, PWS-KENT Publishing Company, Boston, 1985]. Program do wyznaczania parametrów pola HRR rozwijany był przez kilka lat uzyskując finalną wersję w 2006 roku [a.1]. W porównaniu do standardowych rozwiązań dla płaskiego stanu naprężenia i płaskiego stanu odkształcenia program [a.1] umożliwia 5/21

6 wyznaczenie charakterystyk pola HRR dla stanów pośrednich dzięki wykorzystaniu wprowadzonej przez Guo Wanlin'a funkcji Tz ( Tz / 33, gdzie 33 jest naprężeniem normalnym w kierunku grubości elementu konstrukcyjnego). Niestety wyznaczanie parametru Q przy użyciu formuły (1) dalej stwarzało problemy ze względu na niejednoznaczność w analitycznym opisie rzeczywistego materiału. Znalezienie parametrów pola HRR wymaga ustalenia stałych opisujących materiał według prawa Ramberga-Osgooda. Istnieje kilka sposobów aproksymowania krzywych rozciągania, które prowadzą do znacznie różniących się wyników, zależących od wybranego do aproksymacji fragmentu rzeczywistej krzywej odkształcenie-naprężenie. Z punktu widzenia mechaniki pękania podobne materiały to takie, które pod wpływem tego samego obciążenia generują podobne pole mechaniczne dla identycznych geometrycznie obiektów modelowanych w różny sposób. Dlatego też, odpowiednikiem materiału rzeczywistego jest taki materiał modelowy, który w okolicy wierzchołka pęknięcia pozwala uzyskać zbliżone wartości naprężeń, według równań opisujących pole HRR (małe odkształcenia, związek R-O) oraz obliczonych metodą elementów skończonych, dla rzeczywistej zależności - i dużych odkształceń. Koncepcja ta została użyta do stworzenia nowego sposobu ustalania parametrów pola HRR dla rzeczywistego materiału. Wykorzystując wyniki obliczeń numerycznych, prowadzonych na rzeczywistym materiale wystarczy wybrać dwa punkty wzdłuż krzywej przedstawiającej rozkład naprężeń przed frontem pęknięcia, dla których na podstawie wzorów HRR dopasowuje się ekwiwalentną granicę plastyczności 0 oraz współczynnik wzmocnienia n. Opis tej procedury został zawarty w artykule [a.4]. Podejście to pozwala porównać własności dowolnych materiałów z teoretycznym materiałem odpowiadającym związkowi R-O w takim sensie w jakim został on wykorzystany w teorii pola HRR. Ten sposób modelowania efektywnie wykorzystywano między innymi w pracy [a.9]. Podstawę prawidłowego opisu materiału stanowi doświadczalna krzywa rozciągania. Jak trudno uzyskać prawidłową krzywą zaprezentowano w pracy [a.7], gdzie próbki do rozciągania zawierające złącze spawane ze stali wysokowytrzymałej poddano statycznej próbie rozciągania obserwując ich powierzchnie za pomocą systemu ARAMIS. Duże zmiany własności materiału w strefie wpływu ciepła nie były możliwe do określania nawet przy pomocy 6/21

7 mini próbek o przekroju poprzecznym 2x4mm. Bardzo pomocny okazał się w tym przypadku system ARAMIS, pozwalający na określenie własności rozciąganego materiału na bardzo małym obszarze. Umożliwił on wykreślenie krzywych rozciągania znacznie różniących się od tych uzyskiwanych tradycyjnie. Dzięki temu możliwa była symulacja metodą elementów skończonych złącza spawanego z zadawalającym poziomem podobieństwa do wyników doświadczalnych. W pracy doktorskiej [Gałkiewicz J.: Wpływ więzów geometrycznych na parametry charakteryzujące odporność elementu konstrukcyjnego na pękanie, Politechnika Świętokrzyska, 2005] uwagę skoncentrowano na wpływie geometrii na odporność na pękanie oraz na sposobie określania odporności na pękanie w przypadku występowania równocześnie kilku mechanizmów pękania. Odrębnej analizy wymagały poszczególne mechanizmy pękania. W przypadku pękania łupliwego koncepcja wyznaczania aktualnej odporności na pękanie została opracowana wykorzystując parametr Q zdefiniowany przez O Dowd a i Shih a [O Dowd, N.P., Shih, C.F., Family of Crack- Tip Fields Characterized by a Triaxiality Parameter II. Fracture Applications, J. Mech. Phys. Solids, vol. 40, No. 5, pp , 1992]. Koncepcja była rozwinięciem kryterium pękania Ritchie ego, Knott a, Rice a (RKR) [Ritchie, R.O., Knott, J.F., Rice, J.R., On The Relationship Between Critical Tensile Stress and Fracture Toughness in Mild Steel, Journal of the Mechanics and Physics of Solids, Vol. 21, pp , 1973]. Stwierdzono tam, że pękanie łupliwe może nastąpić jedynie wtedy, gdy naprężenia rozwierające przekroczą krytyczny poziom na pewnej minimalnej odległości przed frontem szczeliny. Ritchie, Knott i Rice zakładali teoretyczny, asymptotyczny rozkład naprężeń wynikający z równań HRR. Rzeczywisty rozkład naprężeń rozwierających przed stępioną szczeliną w materiale sprężysto-plastycznym osiąga maksimum oddalone często znacznie od wierzchołka szczeliny (więcej niż 100 m). Maksimum to oddala się od wierzchołka wraz ze wzrostem zewnętrznych obciążeń, niewiele zmieniając swój poziom. Podano wzory na określenie aktualnej odporności na pękania uwzględniając miarę więzów płaskich (parametr Q) oraz normatywną odporność na pękanie. Kluczową rolę odgrywa w nowej koncepcji wartość maksimum naprężenia rozwierającego i jego odległość od wierzchołka pęknięcia. W toku analiz opublikowanych w pracy [a.3] udowodniono, że wielkości te można sparametryzować, przedstawiając je jako funkcje geometrii 7/21

8 badanego elementu i stałych materiałowych. Niewątpliwie oszacowanie rzeczywistej odporności na pękanie tą metodą wymagało większego nakładu pracy, szczególnie w zakresie obliczeń numerycznych. Zaproponowaną teorię rozwinięto później na proces pękania łupliwego. Stwierdzono, że kontrolowany jest on nie tylko poprzez poziom naprężeń, ale przez pewien charakterystyczny wymiar. Prace w tym obszarze podjęto badając stale ferrytyczne, np. 13HMF, gdzie obserwowano pękanie łupliwe przy bardzo dużych odkształceniach plastycznych. Dużo trudniejszym problemem do analizy okazał się proces pękania ciągliwego. Główne wyniki prac prowadzonych przez autora nad tym zagadnieniem w latach zostały zaprezentowane w rozdziale książki [a.5] i artykule [a.6]. W pracach tych dokonano analizy pękania stali 13HMF w niskich temperaturach. Wybrana stal jest materiałem popularnym w energetyce. Obróbka cieplna pozwoliła na uzyskanie różnych struktur materiału tj. ferrytyczną, ferrytyczno-perlityczną, ferrytyczno-bainityczną i martenzytyczną. Proces pękania badano dla dwóch poziomów więzów, które uzyskano dzięki odpowiedniej geometrii próbek, tj. zastosowaniu względnej długości pęknięcia a/w=0,2 i 0,5 oraz w szerokim zakresie temperatur od C do C. Efektem zastosowania różnorodnych warunków obciążania były różne sposoby pękania. Za najciekawsze uznano te, w których po niewielkim stabilnym ciągliwym wzroście pęknięcia następowała gwałtowna zmiana mechanizmu pękania na łupliwy. Dlatego, przedmiotem badań były próbki o strukturze ferrytycznej i ferrytyczno-bainitycznej. Program badań eksperymentalnych zakładał przeprowadzenie prób pękania na próbkach trójpunktowo zginanych. W każdych warunkach wykonywano kilka testów. W każdej grupie oprócz wyznaczenia odporności na pękanie i krzywej J r prowadzono również badania, w których obciążenie zatrzymywano tuż przez momentem domniemanego kruchego skoku. Po przeprowadzeniu testów powierzchnie przełomów zostały poddane analizie fraktograficznej na mikroskopie skaningowym a wybrane przypadki poddano analizie numerycznej. Obserwowano również zgłady powierzchni prostopadłych do frontu szczelin wykonane na różnych głębokościach uzyskując rzadko spotykane obrazy stabilnego rozwoju pęknięć. Obliczenia numeryczne prowadzono z zastosowaniem dwóch modeli. W pierwszym z nich szczelinę traktowano jako stacjonarną, nawet po jej 8/21

9 przyroście, co pozwalało na dokładne modelowanie jej geometrii, włącznie ze stępieniem szczeliny modelowanym jako ¼ okręgu. W przypadku przyrostu pęknięcia, w modelu tym, zwiększano długość szczeliny i ponownie go przeliczano. W drugim przypadku badano wzrost pęknięcia poprzez uwalnianie węzłów. Zastosowana tu siatka nie pozwalała na symulację stępienia. Obydwa modele dawały równoważne sobie wyniki tylko dla szczelin stacjonarnych. Przyrost pęknięcia powodował pojawienie się znacznych rozbieżności w rozkładzie naprężeń, choć obserwowano też istotne podobieństwa. Dla modelu symulującego ruch frontu szczeliny, naprężenia rozwierające osiągały wyższe wartości, a ich maksimum przesuwało się bliżej wierzchołka pęknięcia w porównaniu do wyników osiąganych za pomocą modelu stacjonarnego. W trakcje analiz numerycznych wyznaczono dla każdego materiału poziom naprężeń krytycznych c oraz krytyczną długość l c na której musiał być on przekroczony aby zgodnie ze zmodyfikowanym modelem RKR nastąpiło pękanie łupliwe. Udowodniono zależność naprężeń krytycznych od temperatury otoczenia. Należy podkreślić, że w literaturze istnieje szereg kontrowersyjnych poglądów na ten temat. Dzięki analizie określono też warunki, w których dochodziło do pękania mieszanego tzn. wysp pękających według mechanizmu łupliwego rozdzielonych obszarami pękającymi typowo według mechanizmu ciągliwego oraz warunków, w których materiał pękał ciągliwie. Podczas pękania ciągliwego szczelina może przyrastać poprzez nukleację, wzrost i łączenie pustek lub poprzez ścinanie po płaszczyznach pękania. W pracy [a.8] dokonano analizy wzrostu pustek przed frontem pęknięcia. Wykorzystując wyniki badań doświadczalnych, w pracy [a.8] została zamodelowana próbka o rzeczywistym (krzywoliniowym) kształcie frontu. Następnie z powierzchni przed frontem pęknięcia wybrano pojedyncze elementy do których wprowadzono pustkę i ponownie obciążono wykorzystując jako warunki brzegowe przemieszczenia obliczone w pełnowymiarowym modelu. Podejście to pozwoliło na symulację wzrostu pustek. Wyniki wykazały bardzo dobrą zbieżność z analizami fraktograficznymi powierzchni przełomu. W pracy [a.8] określono również obszar, w którym następuje intensywny rozwój pustek w zależności od kształtu frontu oraz kształt pustek w zależności od stanu naprężenia. Była to analiza wybranej próbki o konkretnej geometrii. 9/21

10 W kolejnej pracy [a.10] dotyczącej tego samego zagadnienia analizie poddany został wpływ więzów płaskich na rozwój pustki przed frontem pęknięcia. Do tego celu wykorzystano model modyfikowanej warstwy brzegowej. Pozwala on na obciążenie wierzchołka pęknięcia do założonych wartości całki J i poziomu więzów geometrycznych wyrażonych poprzez wartość naprężeń T. Podobnie jak w pracy [a.8], dzięki numerycznym symulacjom na pełnym modelu, uzyskano obciążenia dla wybranych elementów i dokonano ponownych obliczeń dla pojedynczych komórek, ale z dużo dokładniejszą siatką i wprowadzoną pustką. Ponownie więc wykorzystano podejście wieloskalowe. Wyniki uzyskano dla czterech poziomów więzów. Na ich podstawie stwierdzono, że rozwój pustek następuje jedynie w wąskim obszarze między wierzchołkiem pęknięcia a maksimum naprężeń rozwierających. Jedynie pustki położone najbliżej wierzchołka tzn. w odległości mniejszej niż 0,2 0 /J pokazują wyraźny wpływ więzów, gdyż ich długość w kierunku równoległym do frontu pęknięcia jest większa dla niższych poziomów więzów. Wyniki wskazują również na duży wpływ poziomu więzów na rozkład naprężeń efektywnych. Podczas, gdy przy wysokim poziomie więzów w komórce pojawiają się dwa pasma o podwyższonym poziomie naprężeń efektywnych inicjujące z powierzchni pustki, to przy niskim poziomie więzów naprężenia efektywne o wysokim poziomie wypełniają równomiernie pełną objętość badanych komórek. Prace [a.8 i a.10] dostarczyły istotnych informacji praktycznych. Pozwalają one w badaniach fraktograficznych zawęzić i uściślić obszar do obserwacji na powierzchni przełomu, zaś na podstawie wyników tzn. kształtów pustek można wnioskować o poziomie więzów geometrycznych w badanym elemencie. Równolegle do badań opisanych powyżej rozpoczęto również prace w kierunku wykorzystania modelu kohezyjnego w mechanice pękania. Model kohezyjny uznano za alternatywne i bardzo efektywne narzędzie dla symulacji wzrostu pęknięcia. Najważniejszą, podsumowującą rezultaty badań w tym zakresie, jest praca [a.11]. W artykule, porównując zachowanie pojedynczej komórki z pustką z komórka zastępczą, w której wpływ pustki uzyskiwano dzięki zastosowaniu elementu kohezyjnego opracowano nowy sposób kalibrowania modelu kohezyjnego, nie spotkany dotychczas w literaturze światowej. Dzięki nowemu podejściu model kohezyjny umożliwia uwzględnienie wpływu stanu 10/21

11 naprężenia opisywanego zarówno przez więzy płaskie (T, Q) jaki i parametr Lode. Dodatkowe analizy prowadzone na komórce z elementem kohezyjnym pozwoliły na określenie proporcji w dystrybucji energii pochłanianej przez strefę kohezji i odkształcenia plastyczne w zależności od poziomu więzów płaskich. Wyniki uzyskane w pracy pozwalają na uproszczenie procedur kalibracyjnych stosowanych dotychczas w literaturze, a dodatkowo na uwzględnienie struktury materiału. 11/21

12 5. Omówienie pozostałych osiągnięć naukowo - badawczych autorstwo lub współautorstwo monografii, publikacji naukowych w czasopismach międzynarodowych lub krajowych innych niż znajdujące się w bazach lub na liście, o których mowa w punkcie 4A: Przedstawione prace poruszają tematy z zakresu mechaniki pękania. Z racji zainteresowań większość z nich jest jednocześnie związana z zastosowaniem metod numerycznych, a w szczególności metody elementów skończonych w tym obszarze wiedzy. Kilka prac dotyczy oceny wytrzymałości zmęczeniowej według procedury FITNET co związane było z udziałem habilitanta w Europejskim programie badawczym dotyczących tego zagadnienia. Na liście artykułów znajdują się również prace doświadczalne. b.1. Gałkiewicz J., Neimitz A., Analysis of the stress field in front of a notch, Physicochemical Mechanics of Materials, Vol. 34, No. 5, pp , 1998 b.2. Gałkiewicz J., Neimitz A., Analiza pola naprężeń przed frontem karbu, XVII Sympozjum Zmęczenia Materiałów i Konstrukcji, Bydgoszcz-Pieczyska, str , 1998 b.3. Neimitz A., Gałkiewicz J., Lis Z., Molasy R., Mechanika doświadczalna laboratorium, Skrypt 349, Wydawnictwo Politechniki Świętokrzyskiej, Kielce, 1999 b.4. Neimitz A., Gałkiewicz J., Molasy R., The influence of the in-plane constraints on the J resistance curves, Proceedings of the ICF 10, Honolulu, 2001 b.5. Neimitz A., Gałkiewicz J., Wpływ kształtu próbek na poziom naprężeń przed frontem szczelin w materiałach sprężysto-plastycznych, Nr 73, Zeszyty Naukowe Politechniki Świętokrzyskiej, pp , 2001 b.6. Gałkiewicz J., Neimitz A., Numeryczna analiza pól naprężeń przed frontem szczeliny w materiałach sprężysto plastycznych, KomPlasTech2002, Szczawnica, stycznia 2002 b.7. Neimitz A., Gałkiewicz J., Rozkład naprężeń przed frontem szczeliny w ciele sprężysto plastycznym zagadnienie 3D, Bydgoszcz Pieczyska, maj, /21

13 b.8. Neimitz A., Dzioba I., Molasy R., Gałkiewicz J., O problemach w analizie procesów pękania materiałów plastycznych, Przegląd Mechaniczny, pp.13-20, lipiec-sierpień 2002 b.9. Neimitz A., Gałkiewicz J., Dzioba I., Molasy R., Wpływ więzów geometrycznych na odporność elementów konstrukcyjnych na pękanie. Część II. Pękanie ciągliwe, IX Krajowa Konferencja Mechaniki Pękania, Cedzyna, 2003 b.10. Gałkiewicz J., Graba M., Algorytm wyznaczania funkcji ~ij n,, ~ n, u ~ i n,, ij, d n n, I n n w rozwiązaniu HRR i jego 3D uogólnieniu, IX Krajowa Konferencja Mechaniki Pękania, Cedzyna, 2003 b.11. Neimitz A., Dzioba I., Galkiewicz J., Molasy R., A study of stable crack growth using experimental methods, finite elements and fractography, Engineering Fracture Mechanics, Volume 71, Issues 9-10, pp , June-July 2004 b.12. Neimitz A., Galkiewicz J., Fracture toughness of structural components. influence of constraints, Proceedings of the ECF 15, Stockholm, 10 stron, August 2004 b.13. Gałkiewicz J., Graba M., Aproksymowanie rozwiązań 3d przed frontem szczeliny poprzez wprowadzenie więzów w kierunku grubości, XX Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz Pieczyska, pp , 2004 b.14. Galkiewicz J., Fracture toughness of structural components. TRANSCOM 2005, Zilina, Slovakia, June-August 2005 b.15. Graba M., Gałkiewicz J., Wpływ modelu wierzchołka pęknięcia na wyniki uzyskane metodą elementów skończonych, X Konferencja Mechaniki Pękania, Wisła, wrzesień 2005 b.16. Neimitz A., Galkiewicz J., Fracture toughness of structural components: influence of constraint, International Journal of Pressure Vessels and Piping, Volume 83, Issue 1, Pages 42-54, 2006 b.17. Neimitz A., Graba M., Gałkiewicz J., Alternatywna wersja lokalnego kryterium pękania Ritchie ego-knott a-rice a, XXI Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz-Pieczyska, maj 2006, pp , 2006 b.18. Neimitz A., Graba M., Gałkiewicz J., New Formulation of the Ritchie, Knot and Rice Hypothesis, XVI ECF, Alexandropoulos Location: Greece Date: June-July, /21

14 b.19. Gałkiewicz J., Dzioba I., Zastosowanie modelu krytycznego rozmiaru pustki do korekty krzywych FAD, IV Międzynarodowe Sympozjum Mechaniki Zniszczenia Materiałów i Konstrukcji, Augustów, 30 maja 2 czerwca 2007 b.20. Graba M., Gałkiewicz J., Procedury FITNET - nowa metoda oceny wytrzymałości elementów konstrukcyjnych, XI Krajowa konferencja mechaniki pękania, Kielce/Cedzyna, 9-12 września 2007 b.21. Gałkiewicz J., Zastosowanie modelu kohezyjnego w mechanice pękania na przekładzie programu WARP3D, X Jubileuszowa Konferencja Naukowo- Techniczna: Programy MES we wspomaganiu analizy, projektowania i wytwarzania, Kazimierz Dolny, listopada 2007 b.22. Gałkiewicz J., Application of cohesive model in fracture mechanics by WARP3D, Journal of KONES - Powertrain and Transport, vol. 15, nr 1, Warszawa, 2008 b.23. Gałkiewicz J., Analiza wzrostu pęknięcia za pomocą modelu kohezyjnego w programie WARP3, XXII Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz-Pieczyska, ss , 2008 b.24. Gałkiewicz J., Charakterystyka modułu zmęczenie elementów konstrukcyjnych zawartego w procedurach FITNET, V Międzynarodowe Sympozjum Mechaniki Zniszczenia Materiałów i Konstrukcji, pp , 3-6 czerwca, Augustów 2009 b.25. Gałkiewicz J., Neimitz A., Aproksymacja wykresów jednoosiowego rozciągania z przystankiem plastyczności przez krzywe potęgowe, XII Krajowa Konferencja Naukowo - Szkoleniowa Mechaniki Pękania, pp.21-22, Kraków, 6 9.IX.2009 b.26. Gałkiewicz J., Analiza zmian prędkości wzrostu pęknięcia za pomocą modelu kohezyjnego, XXIII Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz-Pieczyska, ss.35-36, 2010 b.27. Gałkiewicz J., Dzioba I., Analiza pola odkształceń elementów konstrukcyjnych za pomocą systemu ARAMIS, XIII KONFERENCJA Naukowo - Szkoleniowa MECHANIKI PEKANIA, Opole, 5 7.IX.2011, Zeszyty Naukowe Politechniki Opolskiej, Seria: Mechanika, z. 99 Nr kol. 343/2011. b.28. Gałkiewicz J., Pała T., Dzioba I., Właściwości mechaniczne złączy spawanych z ultra wysokowytrzymałych stali ferrytycznych, XXIV Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz-Pieczyska, pp.63-72, /21

15 b.29. Gałkiewicz J., Symulacja próby rozciągania połączenia spawanego typu 1/2Y ze stali wysokowytrzymałej (przypadek undermaching), XXIV Sympozjum Zmęczenie i Mechanika Pękania, Bydgoszcz-Pieczyska, pp.49-62, 2012 b.30. Gałkiewicz J., Symulacja próby rozciągania połączenia spawanego typu 1/2Y ze stali wysokowytrzymałej (przypadek evenmaching), XXV Sympozjum Mechaniki Eksperymentalnej Ciała Stałego, pp , Jachranka, października 2012 b.31. Gałkiewicz J., Symulacja rozwoju pustek wzdłuż krzywoliniowego frontu pęknięcia, 14 Krajowa Konferencja Mechaniki Pękania, Kielce-Cedzyna, pp , 2013 b.32. Pała R., Gałkiewicz J., Wpływ temperatury na własności stali wysokowytrzymałej, 14 Krajowa Konferencja Mechaniki Pękania, Kielce- Cedzyna, pp , 2013 Tabela zbiorcza publikacji Rodzaj artykułu\autorstwo indywidualny Współautorstwo Artykuły z listy A 1 8 Artykuły z listy B 4 2 Artykuły inne 0 2 Konferencje międzynarodowe 1 4 Konferencje krajowe 7 14 Razem Projekty KBN i MNiSW: 1. Nr 7 T07C : Określenie metodyki wyznaczania cechy materiału zwanej odpornością na stabilny wzrost pęknięć. Czas trwania: r.; projekt badawczy rozwojowy; wykonawca 2. Nr 8 T07A : Analiza procesów pękania przy uwzględnieniu trójwymiarowego charakteru pól naprężeń i odkształceń przed frontem szczeliny wpływ geometrii. Czas trwania: r. ; projekt badawczy rozwojowy; wykonawca 15/21