大塑性变形论文（精选7篇）
大塑性变形论文 第1篇
关键词：连续油管,疲劳,直径,增长模型,全尺寸
0 引言
连续油管作业技术以其不同于常规钻杆和油管的材质、作业工艺与装备,有着不可替代的优势,广泛应用于油气田修井、钻井(小井眼井、定向井、侧钻水平井、欠平衡钻井等)、完井、测井、采油、集输和增产等作业,在油气田勘探与开发中发挥越来越大的作用,被誉为万能作业设备[1,2,3]。
作为连续油管作业技术的主要部件之一的连续油管,由于是缠绕在一定直径的卷筒上,经由鹅颈管导向器,再在注入头的牵引下拉直进入井中,连续油管属于低周疲劳循环。连续油管在实际工作中常常受内压作用,承受三轴应力作用,即轴向应力、环向应力和径向应力,在内压的作用下,连续油管直径会增大,随着疲劳循环次数的增加,管体直径将变大,壁厚减薄。连续油管管体尺寸的增长促使其与配套设备和地面及井下设备不兼容,容易造成连续油管的严重失效。因此建立连续油管在高压作用下的直径增长模型是十分必要的[4,5,6]。目前国内外关于连续油管直径增长模型研究的比较少,Tipson利用经典增长多轴塑性力学理论研究分析了连续油管直径增长和伸长机理[7]。Newsman根据试验结果分析,建立了连续油管直径增长模型,但没有考虑到壁厚[8,9]。Yang Y.S 、钟守炎等在试验和哈里伯顿program TableCurve3D软件模拟H-90连续油管在不同内压和循环次数下的平均直径增长模型[10,11]。连续油管的失效属于典型的低周疲劳失效。本文在前人研究的基础上,通过软件仿真计算和试验研究的对比分析,建立25MPa的连续油管不同循环次数下的管体直径变化规律并用曲线拟合最大直径增长规律。为现场监控由于直径的改变而引发的机械损伤事故提供可靠的依据。
1 模拟分析
1.1 建模
以CT80作为研究对象,具体机械性能及模型尺寸如下表1及表2。
利用力学软件Abqus 建立外径为38.1mm,壁厚为3.2mm,长度为1200mm,一端约束,一端加载,位移为300mm,采用R3D4刚体建模并进行网格划分。内压为25MPa。有限元分析了在内压作用下,循环10次的三向应变的变化关系。直径的增长实际上是应变变化的宏观表现,因此应变的变化反映直径的变化。
循环周期:模型受力加载端由水平位置向下运动300mm,再返回到平衡位置所需的时间为一个循环周期。模型建立如图1。
1.2 仿真计算结果
Mises最大应力分布如图2所示,最大Mises应力为398MPa,其中环形应力最大,其次是轴向应力,径向应力;25MPa三向应变变化图如图3所示。当发生弯曲时,轴向应变达到一定的幅值,再次回到变直则变为0。但环向应变和径向应变随着“弯曲-拉直”循环次数的增加而逐渐增大,其中环向应变最大,其次为轴向、径向应变。应变的变化引起宏观管体尺寸的改变,因此应变是管体尺寸的微观度量。因此连续油管的直径增长,壁厚减薄。
2 试验方案
根据连续油管的工作原理,按照简支梁方法,建立外径为38.1mm,壁厚为3.2mm,长2000mm的连续油管全尺寸试样,受力部分为1200mm。一端固定(夹持块),一端加载(压头),沿着上矫直模板及下弯曲模板周期往复运动,Z为向下的弯曲方向,最大位移为300mm,试样在压头的带动下,先向下沿Z轴正方向移动300mm,然后再反向返回到初始位置,一个周期的总的位移为600mm。内充25MPa内压,每循环100个周期, 泄压并拿下试样,按照图4测量点依次测量直径。
图4中将管体等分为四个相等的部分,即得到四条平行于轴线的母线A、B、C、D。轴向母线上均匀分布14个重点研究的测量位置,相邻测量点间距20mm;每个测量位置周向均布四个测量点,如图Ⅰ—Ⅰ中1位置点设置1A、1B、1C、1D四个测量点且这四个点在不同的母线上。
管体极限研究点:按照装夹位置,测量管体直径就分为横向直径和竖向直径,横向直径测量为1A1C,…,14A14C;竖向直径的测量为1B1D,…,14B14D。
3 试验结果分析
3.1 疲劳试验结果
由有限元分析可得,在100-150mm处的受力均比较大,且在130mm处最大,这与实际断裂点距离夹持端为125mm基本相同。即试件应力最大处断裂。试验结果如表3。
3.2 测量结果及分析
由于在内压的作用下,随着循环次数的增加,管体直径不断胀大,计算结果如图5所示。图5为初始与断后横向直径和竖向直径的变化趋势,从图中可以看出,初始没有载荷作用下管体两个方向的直径基本相同,但断后的变化比较明显,横向直径比竖向直径变化大。而断后两个方向的直径都比初始时有很大变化,且点3、4、5、6的变化最大。而断裂是在4点附近断裂,所以直径变化最大处是断裂的危险区域。图6为不同循环次数下最大直径的变化关系图。
由最大直径增长关系图可以看出,随着循环次数的增加,横向和竖向直径均呈现增长趋势,800次以后急剧增长;横向直径增长率高于竖向直径的增长率,直径增长模型如图7所示,呈指数分布且拟合曲线公式为:
横向直径:
y=3E-08x2+2E-05x+0.0013 (1)
竖向直径:
y=6E-09x2+2E-05x+0.0008 (2)
因此由直径的增长模型可以预测25MPa下,外径为38.1的连续油管CT80的直径增长量,现场可根据变形程度,进行判废。
4 结论
(1)在内压和弯曲疲劳载荷作用下,连续油管直径增长,横向直径比竖向直径增长要大。
(2) 有限元仿真计算的受力最大处与实际断裂的位置相吻合,且仿真计算的应变的变化趋势可以反映直径的增长趋势。
(3)建立了最大直径增长模型,随着循环次数的增加,最大直径增长逐渐增加,并由最大直径的增长模型可以预判连续油管的使用寿命。现场可由直径的增长模型,为正确预判连续油管工作寿命提供理论支持。
(4)连续油管在实际工作中受力复杂,工况恶劣,根据直径的增长规律及模型,可以计算椭圆度, 因此直径增长模型也可为连续油管管体极限周长及椭圆度的增长规律的预测提供支持。
参考文献
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大塑性变形论文 第2篇
式中:σ代表材料的屈服应力,σ0代表摩擦应力,k是屈服常量,d表示晶粒的平均尺寸。
由式(1)可知,随着平均晶粒尺寸的降低,材料的强度不断增强。获得亚微米乃至纳米结构材料最重要的影响是增加了材料的屈服强度[2]。大塑性变形使材料内部缺陷密度增加,大角度晶界的晶粒数目所占比例增大,从而从多方面改善了材料的性能。基于纳米材料(晶粒尺寸小于100nm) 和超细晶材料(晶粒尺寸为100nm~1μm)综合性能的优越性,各国研究人员对大塑性变形投入了广泛的关注。但是有关SPD的文章大部分是对其各种工艺原理的研究,而对其实际工业应用却很少提及。本文主要针对大塑性变形在工业上各个领域的应用现状进行了综述。
1SPD工艺简介
1.1SPD主要工艺
SPD最早是由Bridgeman在20世纪五六 十年代提 出的,到了20世纪80年代末至90年代初,Valiev及其同事通过大塑性变形法成功地将大块金属试样细化到超微晶粒组织,开始了大塑性变形制备超细晶材料的研究,并引起了广大学者的极大兴趣。随着人们对SPD研究的不断深入,各种SPD工艺相继被开发出来。常见的SPD工艺主要有:等径角挤压 (Equal channel angular pressing,ECAP)、累积轧制 (Accumulative roll bonding,ARB)、往复挤压(Cyclic extrusion and compression,CEC)、高压扭转 (High pressure torsion,HPT)。这些方法都是通过对金属材料施加大的塑性变形,使材料内部晶粒在大的应变作用下得到细化,从而改善材料的各项性能,表1为SPD主要工艺的比较[3,4,5]。
1.2SPD新工艺
最近在传统大塑性变形工艺的原理基础上又提出了几种新型的大塑性变形技术。
1.2.1扭通道多角度挤压
扭通道多 角度挤压 (Twisted channel multi-angular pressing,TCMAP)是将等径 角挤压和 扭转挤压 (Twist extrusion,TE)技术相结合形成的一种新工艺。图1(a)为其原理图[6]。利用该工艺对商业纯铝进行了实验,研究表明,通道模的形状和几何参数会对施加给材料的应变的均匀性产生很大的影响。由于加工过程中没有死区发生,能够使试样产生更大的应变和更均匀的应变分布,从而提高材料内部组织的均匀性。经过TCMAP过程,金属材料的平均晶粒尺寸[6]可达到2.4μm。
1.2.2通道模累积压粘合
图1(b)所示为通道模累积压粘合(Accumulative channel-die compression bonding,ACCB)的过程示意图,该工艺是基于ARB的原理开发的[7]。通过该技术对高纯度铝进行了实验研究,结果表明,经过10道次的加工,晶粒的平均尺寸可达到690nm,获得具有大体积大角度晶界的超细晶结构材料[7]。
1.2.3管往复挤压
管往复挤压(Tube cyclic extrusion compression,TCEC) 是基于CEC原理提出的一种新的用来生产管状超细晶材料的SPD方法,图1(c)为其原理图[8]。从图1(c)可以看到,管状试样被约束在芯轴和圆管之间,在两者之间有一个颈区, 试样可通过颈区在恒定的空间内变形。这种装置已被用来对AZ91镁合金进行加工,得到了良好的效果。相比于其它处理管状样品的SPD工艺,TCEC的优势是不需要回压,试样与管壁摩擦低,挤压载荷小,因而对样品的长度和横截面的大小没有限制,而且设备简单,成本低,这种工艺很有可能应用于工业生产。
1.2.4往复管扩张和收缩
往复管扩张 和收缩 (Repetitive tube expansion and shrinking,RTES)是最近被开发出来的一种新型SPD技术, 该工艺能够被用来生产超细晶管状材料,图1(d)为RTES原理图[9]。为了验证RTES的变形特征和细化能力,研究人员以纯铜管为试样进行了实验,结果表明,RTES能够对材料施加极高且有效的塑性应变。经过半个道次的加工,纯铜的屈服强度和极限抗拉强度分别可达到254MP和268MP,但是这一过程也会使材料的伸长率显著降低[9];经过2个道次,纯铜的平均晶粒尺寸从35μm降到了85~220nm。研究结果表明RTES能够对纯铜晶粒进行显著的细化,优化纯铜的各项性能。
2SPD的应用现状
2.1在生物医疗领域的应用
钛及钛合金被广泛应用于牙科植入设备。商业纯钛与人体具有最高的生物相容性,已经被成功地用在牙齿矫形中作锚定设备[10,11],然而商业纯钛的机械强度很低,这限制了其在实际医疗中的应用。Ti-6Al-4V合金具有高强度特性, 已经取代了商业纯钛作为人体微型植入物,然而Ti-6Al-4V合金生物相容性和耐腐蚀性很差[10],且含有对人体有潜在毒性的元素V和过敏性添加剂,这些缺点也严重限制了其在生物医学领域的广泛使用。大塑性变形的引入为生物医学材料开辟了新的渠道。大塑性变形可以将商业纯钛细化到纳米级,从而优化材料的各项性能。图2为纳米结构纯钛制成的螺栓,广泛应用于牙科植入设备[12]。
通过SPD制备的超细晶纯钛其各项性能都得到了改善: (1)材料的机械强度显著提高。经过SPD处理的超细晶纯钛的机械强度大约为商业纯钛的2倍,其极限抗拉强度可能高于1000MPa,这超过了Ti-6Al-4V合金的强度[13]。(2)具有更好的生物形容性。材料中没有有毒的生物元素,有更好的耐腐蚀性和疲劳特性[14]。(3)这些材料在生物体表面表现出改良的生物学特性。在整形外科和牙齿移植中,可加速表面成纤维细胞的定居[13],诱导骨组织再生,增强界面强度,加速修复过程[14]。(4)植入物的尺寸能够减小,从而降低了植入手术的难度[13]。Timplant公司(斯特拉瓦,捷克共和国)用这种纳米结构钛设计和制造了新一代牙科植入物。这种新一代植入物的直径(2.4mm)比传统植入物(3.5mm)小,因此它们能够更容易地被插入到颚骨中,更小的牙齿植入物在手术当中能带来更小的破坏,提高了手术的成功率。(5)提高了摩擦学性能。钛及其合金具有相对较差的摩擦学性能,作为生物医学植入物,植入部件磨损产生的碎屑会导致不良细胞反应和炎症反应,最终导致植入物松动。通过SPD加工的超细晶纯钛摩擦学性能显著提高,从而更适 于作人体 植入物[15]。
ECAP-Conform技术可对金属样品进行连续的加工,生产的长棒适合于牙科植入物,且可实现工业化生产[13,16]。除了牙科植入物外,SPD生产的超细晶材料还有望用于整形外科手术中的螺钉、平板和网片[17]。另外经过ECAP处理后的纯铜还可能被用于宫内避孕设备[18]。
2.2在储氢方面的应用
随着现代社会的快速发展和人口数量的急剧上升,以石油、煤炭、天然气为代表的传统能源急剧减少,同时也使环境问题变得越来越严重。寻找清洁、高效的新能源这一艰巨的任务也就摆在了世界各国研究人员面前。氢在地球上储量丰富、燃烧无污染,在能源危机日益严重的今天受到了人们广泛的关注。然而氢能一直没有被商业化,其根本原因是缺乏一种安全有效的储氢技术[19,20]。传统的液态和气态储氢能耗高,安全性差,单位体积存储密度低,严重阻碍了氢能的实际应用,而固态储氢能够很好地改善这些性能[20]。传统的固态储氢材料中,镁由于高的储氢量(7.6%)且质量轻、成本低等优点一直受到各国研究人员的关注[11]。然而镁的吸放氢温度高,速度慢,反应动力学差等缺点严重阻碍了其在工业上的实际应用[19]。通过改变材料的微观结构能够从根本上改变材料的各项性能。大塑性变形可以将镁基储氢材料的晶粒细化到亚微米级乃至纳米级[11],使材料缺陷密度增加,氢原子和金属原子的扩散速度加快[20],从而使氢吸附动力学大幅度增加,并能够降低解吸温度[11,21]。图3所示为镁的退火态和分别经过0.25和10转数的HPT加工态,3种试样被暴露在压强为3 MPa、温度为423K的氢气环境中[22], 随着曝光时间的延长3种样品的氢吸收量,可以看出退火态镁与经过0.25转数HPT处理的镁,两者的吸氢量都很小, 没有多大区别,而经过10转数HPT处理的镁的吸氢量明显增加,达到了6.9% (质量分数 ),与纯镁的 最大吸氢 量 (7.6%)接近,吸氢速率也明显提高,约为另外两种加工样品的12倍[22]。实际应用中常向镁中添加合金元素,得到镁基储氢材料,从而获得更好的储氢动力学性能。常用的添加剂有Ni、Cu、Re等元素,这些元素对Mg的氢化反应有良好的催化作用。
储氢材料的研发大多还处于实验室阶段,对于超细晶储氢材料来说,其微观机制还有待进一步研究。
2.3在电力交通领域内的应用
铜和铝合金具有优良的导电性能,被广泛用于导体材料。随着科技和社会需求的不断发展,对导电材料的强度和导电率等综合性能提出了越来越高的要求,如高速重载电气化列车接触线、低功耗高 速电机磁 性材料、微机电系 统等。 机械强度和导电率是导电材料最重要的两种属性,然而两者又是相互矛盾的[23]。例如,纯铝具有非常高的导电率,可以达到62%IACS(国际退火铜标准),但其机械拉伸强度为160 MPa,非常低。目前获得高导电率、高机械强度材料的方法都是在一定程度上以牺牲导电率来提高其力学性能,不能真正达到兼顾两者的目的。通过SPD工艺对金属导电材料进行加工能够显著细化其内部晶粒,增加缺陷密度,提高材料的机械强度[23],而材料的导电性能基本不变。图4为在室温下经过不同道次ECAP处理的Cu-0.5%Cr合金的显微硬度与导电率[24]。可以看出 经过2道次的ECAP处理后,Cu0.5%Cr合金的显微硬度大幅度提高,随着加工道次的增加, 合金的显微硬度基本趋于稳定,而导电率始终没有发生太大的变化。由图4还可以看 出,虽然合金 的力学性 能明显提 高,但其导电率大约为35%IACS,这在实际应用中是非常低的,不适合于工业应用。工业中都是将大塑性变形工艺与其它工艺结合起来处理导电材料,使其获得更好的性能。例如对Cu-0.5%Cr合金先经过4道次的ECAP处理然后冷轧, 再经过时效处理后可获得良好的综合 性能,抗拉强度 接近554MPa,导电率可达到84%IACS[24]。
大塑性变形在电力交通领域一个鲜明的应用实例是接触线。接触线也称为电车线,是一种传输电的裸线电缆,主要用于电气化铁路接触网中,图5为电气化铁路接触线。在电气化铁路运行过程中,接触导线要承受较大的悬挂张力, 因此接触线必须具有足够的抗拉强度,以适应长 距离的敷 设,同时流经导线的电流会引起热损耗及电压降,也会导致导线的软化,从而影响接触线的使用寿命,因此接触线还应具备较高的导电率来降低电流在传 导过程中 产生的热 量。 电气化铁路速度不断加快,列车牵引质量不断上升,对接触线的性能提出了更高的要求。我国对高强度高导电接触线的研究起步较晚,与发达国家存在较大的差距,主要依赖国外进口[25],但随着我国科学技术的发展,我国自主研制的高强高导接触线也已投入使用。中国铁建电气化局集团已经通过ECAP结合冷拔工艺过程生产出了Cu-0.4%Mg(质量分数)接触线,这种材料的极限抗拉强度为522 MPa,导电率是68.6%IACS[26]。这种铜镁合金接触线具有良好的综合性能,生产成本也很低,已经被成功地应用到郑州到西安的高铁上。
此外,经过大塑性变形加工的纳米结构铝合金可能被用于微机电系统设备的制造上。微机电系统中微小器件的平均晶粒尺寸必须远小于器件自身的尺寸[27],以确保其性能的可靠性,例如经过ECAP加工的一个带有齿轮轮廓的长棒可以被做成微电子机械系统齿轮[28]。另外经过大塑性变形处理后的高强度纳米磁性材料可以被用来开发低功耗的高速电机[11]。
大塑性变形能在导体材料的强度和导电率之间建立很好的平衡,提高导电材料的综合性能,但SPD加工导体样品的成本高且样品的尺寸非常小,这是限制其广泛工业化生产的主要障碍[27],所以开发实用的SPD新工艺具有重要的实际意义。
2.4其它领域的应用
经过SPD工艺处理的纳米/超细晶材料表现出高强度、 高延展性和疲劳特性[17]。航天工业中通过引入高强度、轻量化的新材料,可能对其 整体性能 产生很大 的影响。 经过ECAP热加工过程形成的超细晶钛螺栓,抗拉强度和耐疲劳性增强,被广泛应用于飞机上[29]。空心叶片是航空发动机中的关键部件。图6(a)为俄罗斯相关专家采用超细晶Ti-6Al4V薄板制成的空心叶片模型[30]。通过使板材的晶粒尺寸降低到0.2μm,可以使样品加工时扩散粘合温度从900℃降低到800 ℃,超塑性成形温度降低到700 ℃,加工温度的降低也使得操作技术可行性增强,降低了投入费用[30]。另外经过ECAP加工的铝合金可用来作飞机的起落架组件[31]。
虽然经过大塑性变形加工的金属材料有很好的综合性能,但航空航天工业对安全性要求很高,新技术新材料必须在该领域中缓慢平稳的应用。总而言之,SPD在航空航天上的应用仍然很少。
大塑性变形的另一个重要应用是溅镀靶材。图6(b)为霍尼韦尔电子材料公司(Honeywell Electronic Materials)通过ECAP工艺生产的Al-0.5%Cu超细晶盘状溅镀靶材,直径可达到300mm[31],它们在生产半导体器件时用于硅晶片的金属化。
超细晶溅镀靶材与粗晶靶材相比主要优点是:(1)由于材料强度的增加,寿命提高了30% ;(2)更均匀的沉积涂层, 可以减少电弧[17]。对于复杂形状的微型设备,零件的制备非常困难,大塑性变形工艺制备的纳米材料为复杂形状微型机械设备开辟了一个新的方向[27]。通过ECAP工艺热压成型处理的超细晶AA1050L铝合金在制造热交换机微型零件方面有很大的潜力,用这种材料制备的零 件具有较 高的导热 率[32]。
3展望
SPD制备的纳米/超细晶材料凭借其优异的性能已成功地应用到了生物医疗、储氢、电力交通、航空航天等领域,并发挥了良好的作用。但就目前 状况而言,SPD工艺过程 复杂,加工效率低,生产费用高且加工样品的尺寸受到很大限制,这些都严重阻碍了SPD的工业化应用。目前国内外有很多学者致力于大塑性变形的研究,但他们大多数仍以学术研究为目的,缺乏SPD商业化意识[33]。科研人员对SPD的广泛商业化应用还需做大量的研究探索,可以从以下几个方面重点着手:(1)SPD制备纳米/超细晶材料细化理论还需深入研究;(2)采用计算机模拟与试验相结合的方法,特别是应用大型有限元软件来对模具、工艺参数等实现优化设计,提高生产效率,降低生产成本;(3)增强SPD的工业化应用意识, 开发出实用的SPD新工艺,实现对大尺寸块体样品的加工。
可以预测,随着SPD工艺的不断改善并与工业应用联系得更加紧密,SPD在国防军事、航空航天、体育用品等更多领域将得到应用,SPD制备的纳米/超细晶材料也将有更为广阔的市场和应用前景。
摘要：大塑性变形技术能将金属材料的内部组织细化到亚微米乃至纳米级,从多方面改善金属材料的性能。简述了大塑性变形的原理与工艺,介绍了近年来出现的新型大塑性变形工艺。重点对大塑性变形工艺在国内外各个领域的应用现状进行了分类论述,包括生物医疗领域、储氢领域、电力交通领域等。最后指出了大塑性变形应用研究中存在的问题,并展望了大塑性变形的应用前景。
压力扭转塑性变形装置的结构设计 第3篇
关键词：高压扭转,细化晶粒,工装设计,压力扭转变形装置
0引言
根据经典的 Hall-Petch 关系,金属材料的强度与其晶粒大小成反比,故细化晶粒成为提高金属材料强度的有效方法之一。近年来,国内外学者提出细化晶粒的方法有通过加入合金元素的铸造法、借助相变的热处理法和对粗晶材料进行剧烈塑性变形的塑性加工法等三类方法。其中塑性加工法,即大体积变形技术(Severe Plastic Deformation,SPD) 获得了广泛关注,具有适用范围宽、易于工业应用的优点,成为目前研究的热点,高压扭转变形法是SPD技术之一。
1高压扭转变形原理
1.1 压扭变形及其应用
高压扭转变形法(High Pressure Torsion, HPT)最初是一种锻压成形工艺,现已发展成为一种新型材料制备方法,成为SPD技术最具代表性的一种方法,其工艺示意图如图1所示。工艺过程为:工件在压头与模具之间承受不小于1 GPa压力的作用,同时压头与下模相对旋转,工件受到强烈的剪切力作用,从而获得很大的塑性变形。
扭转变形条件下材料的应变量可由下面的式子来近似计算[1,2]:
ε=ln(θ/L) 。 (1)
γ=2πRN/L 。 (2)
其中:ε为材料的真实应变;γ为材料的剪切应变;θ为旋转角,rad;N为转动圈数;R为圆盘的半径,mm;L为试样的厚度,mm。
高压扭转变形法不仅能有效地将晶粒细化至微纳米量级,还能用粉末材料制备出高性能的连续致密体,获得无疏松孔洞的材料。此外,HPT法基本原理还被应用于搅拌摩擦焊实现固相连接等领域,具有十分广阔的前景。
1.2 压扭变形细化晶粒的原理[3]
在高压扭转变形过程中,由于压头的压力使试样在高度方向上产生压缩变形,同时旋转运动使试样产生了剪切变形,使其组织沿扭转方向被拉长,试样组织在剪切力的作用下不断破碎、细化。由于压扭变形使接触面上产生的剪切应变与压应变相互叠加、耦合,使组织细化更加明显。这种现象可以用位错原理来解释:随着扭转圈数的增加,试样受到轴向正应力和轴向切应力作用,产生的应变量增加,晶体内大量位错产生了滑移,聚集在胞状亚结构的边界,继续扭转,位错密度进一步增大,从而导致回复过程的发生,位错墙中异号位错相互抵消,同时胞内位错也向胞壁滑移,与胞壁内的异号位错相抵消,从而使位错墙厚度减薄,胞壁变得明晰而成为亚晶界。此时内应力大幅度增加,位错缠结加强,直接导致胞体分解,进而起到了晶粒细化的效果。
2压扭成形装置设计
2.1 结构部分设计
目前,国内已经设计出一些压扭成形模具[4],但其结构复杂,体积较为庞大。本文配合太原理工大学的DNS200试验机,设计出一套压扭成形装置。它结构简单,具有加热系统,与压力机安装方便,其装配简图如图2所示。
1-模柄;2-上压头;3-加热系统;4-试件;5-凹模;6-下模;7-扭转台;8-深沟球轴承;9-止推轴承;10-底座;11-安装固定板;12-轴向定位杆
图2中,模柄1通过螺纹与试验机相连接;压头2与模柄通过螺栓连接,它们之间有隔热材料,以防止热量损失;加热系统3中加热元件为电阻丝;凹模5的作用是固定试件,防止在扭转时发生偏移,将其与下模设计成分离式的是为了卸料方便;下模6和扭转台通过螺栓、销钉连接;扭转台7工作时将铁棍插入孔中,利用杠杆实现扭转;深沟球轴承8在工作的过程中保持扭转台平稳传递扭矩;止推轴承9在加工过程中承受轴向载荷;底座10主要是为了固定整个模具;安装固定板11主要用于放置扭转模具, 并固定定位;轴向定位杆12保证扭转台扭转的同轴性, 实现平稳旋转运动。
实验时,只需要将装置置于试验机的工作平台上,模柄与试验机横梁上的螺纹相连接。开始时先放入试件,然后使上压头向下运动,直至与试件接触,之后对整个装置进行加热;当达到预定的温度时,通过电脑控制开始对试件施加压力;达到预定压力后,开始按照预定的角度或者圈数进行扭转;最后取下试件对其进行分析,观察其相应的组织特点,测试其力学性能;通过对实验结果的分析,得出不同温度、压力、变形量对其性能的影响。
2.2 轴承的选择
此处,以推力圆柱滚子轴承为例来说明轴承的选择方法。推力轴承的作用是支撑压扭过程中的轴向压力,使得扭转台能够轻松平稳地工作。由GB/T4663-1994,初选轴承81124,表1为其相关参数[5],下面将对其进行校核。
本装置的转速约为n=10 r/min;施加的压力最大Fa=100 kN;使用寿命Lh=5 000 h;工作平稳,所以取冲击载荷系数fd=1.1。当量动载荷P的计算公式为:
P=fdFa 。 (3)
计算额定动载荷C′的计算公式为:
undefined。 (4)
其中:ε′为寿命指数,滚子轴承ε′=10/3。
轴承为滚子轴承,静载荷安全系数S0的大小可以选择比较适中的值,取S0=2.5。计算额定静载荷C′0的计算公式为:
C′0=S0P 。 (5)
代入已知参数,计算得P=110 000 N,C′=153 kN
2.3 加热系统的设计
加装加热系统一方面是为了研究不同温度对压扭变形的影响,另一方面对于某些塑性较差的材料,常温条件极易发生开裂,所以也需要进行加热。本文对加热部分进行了相关的设计和计算。
2.3.1 金属电热总功率的计算
需要加热的主要有三个部分:上压头、凹模、下模。通过计算,需要加热部分的总质量m=11.7 kg。加热模具的有效热量Q有为[6]:
Q有=m(C2t2-C1t1) 。 (6)
其中:t1为加热前的温度,取t1=25 ℃;t2为加热后的温度,取t2=300 ℃;C1、C2分别为工件在温度为t1和t2时的平均比热容,C1=0.12 J/(kg·℃),C2=0.162 J/(kg·℃)。
一般电阻炉的有效热效率η为30%～80%,为保险起见,选η=30%。所以电阻炉的功率P电为:
P电=(Q有/η)/τ 。 (7)
其中:τ为工件从室温加热到工作温度所需的时间,s,τ=1 800 s。
代入已知参数计算得P电=4 kW。
2.3.2 电阻炉体结构尺寸设计
图3为电阻炉的结构简图。其中,石棉板用于防止热量从上面散失;隔热层是主要的隔热部分;耐火层材料为耐火砖,中间的孔洞用于放置电阻丝;钢板是炉子的外壳,起支撑固定作用。
2.3.3 控温部分的设计
电阻炉的功率经过计算大约为4 kW,由工业用电提供,线路为Y形连接,工作温度在300 ℃左右。在电阻炉内部安装有测温的热电偶,它与外部的控温柜相连接。控制柜为可控硅温度控制器KSY-12-16。
3结束语
本装置底座平面尺寸为240 mm×290 mm,可安装在DNS200试验机工作台面上。经过对比可以发现, 本装置结构简单、操作方便,同时还配备了相应的加热装置,可进行300 ℃以下的压扭成形实验。压扭台轴向、径向相互位置准确, 定位精准, 可很好地满足使用要求。
1-石棉板;2-隔热层;3-耐火层;4-钢板
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矩形截面杆弹塑性扭转变形分析 第4篇
工程上受扭转的杆件除常见的圆形截面轴外, 还有其它形状的截面 (例如矩形截面等) , 圆形截面杆的弹性、弹塑性、塑性扭转变形理论已经很成熟, 扭转变形问题已有精确解。矩形截面柱体的扭转情况与圆形截面杆类似, 随着扭矩的增加将由弹性变形阶段进入弹塑性变形阶段而后进入塑性变形阶段。对于矩形截面, 其弹性扭转阶段和塑性扭转阶段的问题在弹塑性力学中已有相关分析, 扭矩计算公式在弹塑性力学中也已进行了推导, 弹性极限扭矩和塑性极限扭矩亦可以在相关资料中查询到, 而矩形截面杆的弹塑性阶段扭转问题至今尚未求得精确解, 这里的主要困难在于弹性区和塑性区的分界线的形状预先不知道, 而且也难于确定其变化规律[1], 一般是用数值法逐步求其近似解。目前对矩形截面杆弹塑性扭转变形的研究主要集中在近似推导和数值法, 如北京科技大学硕士论文《H型钢侧向矫正机理研究》在对H型钢校扭方面的研究中, 推导了狭长矩形截面杆弹塑性扭转阶段扭转公式;国家自然科学基金支持项目《柱体弹塑性自由扭转数值模拟的一种新方法》, 利用MATLAB实现了矩形截面柱体的弹塑性自由扭转分析, 给出了扭角-扭矩弹性和弹塑性阶段的变化曲线, 它是基于MATLAB的差分法实现的[2], 仍然没能得到矩形截面杆弹塑性扭转阶段的精确解。其它类似研究还有很多但都没有给出通用性的计算公式。本文基于ANSYS和MATLAB的曲线拟合, 给出了分析矩形截面杆弹塑性扭转变形的新思路, 通过对有限元分析得到的相关数据进行分析处理, 给出矩形截面杆弹塑性扭转阶段的计算方程和相关规律。
2 有限元分析模型的建立
本研究应用ANSYS 10.0作为分析软件, 以截面为23.6mm×23.1mm、长度为1m的矩形截面钢件 (45钢) 为例。为便于后续的数据处理, 对工件整体进行建模和计算。在对工件进行网格划分时, 选取的单元类型为solid45。solid45单元用于构造三维固体结构, 单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变能力[3]。具体的有限元分析模型载荷、边界约束的施加及有限元分析结果如图1、图2所示。
有限元分析模型建立正确性的验证:本文在矩形截面杆弹性扭转阶段进行验证, 扭矩T从50N·m开始, 取一系列值施加到模型上, 通过有限元分析得到某一长度杆最大位移量DMX (mm) , 通过下面的计算公式计算出扭角。假定矩形截面杆扭转是自由扭转, 即截面不发生翘曲, 围绕着中心轴线扭转, 如图3所示。
把θ代入矩形截面杆弹性阶段扭矩计算公式中, 即中, 可得到一扭矩T1 (式中β通过查相关资料可得) 。有限元分析数据及计算数据如表1所示。
对比表中T、T1可知, 有限元分析加载力矩和理论计算值基本上是一致的, 即在误差允许的范围内, 说明校扭模型及网格划分是正确的。
3 曲线方程的拟合
在实际的工程应用中, 人们希望能从测得一些分散的数据中找到其内在的规律性, 就需要利用这些分散的数据, 运用最小二乘法、多项式或其他的已知函数等来生成一个新的多项式或是新的函数来逼近这些数据点。基于MATLAB强大的计算功能和绘图功能, 我们可以很方便地进行曲线拟合并绘制出曲线拟合图, 找到分散数据的内在规律性[4]。
在MATLAB中多项式在x处的值y可用下面程序计算。
y=polyval (a, x, m) (线性:m=1, 二次:m=2, …)
polyfit的输出是一个多项式系数的行向量。为了计算在数据点xi的多项式值, 调用MATLAB的函数polyval[5]。
在MATLAB中使用polyfit函数求解最小二乘拟合曲线, 如下例所示。
通过函数polyfit得到的系数矩阵为:
其中a1、a2、a3分别对应y关于x的一次、二次、三次函数, 同时可对应得到y关于x的一次、二次、三次曲线方程
4 有限元数据分析及结论
基于上述模型, 在弹性极限扭矩Te和塑性极限扭矩Ts之间取一系列扭矩值, 加载在上述模型上得一有限元分析结果DMX, 通过上面推导的扭角计算公式即可得到一定扭矩对应的扭角值。表3是23.6×23.1矩形截面杆弹塑性阶段部分实验数据。
由表3有限元分析得出的数据, 通过MATLAB曲线拟合, 可得到矩形截面杆弹塑性阶段扭矩T关于扭角θ的一次、二次、三次曲线方程:
本文取扭矩T关于扭角θ的三次曲线方程作为研究对象, 即T=-269.7θ3+71.9θ2+3350θ+0.8
注:T0是有限元分析加载扭矩值;T′是基于23.6×23.1矩形截面杆扭角-扭矩数据拟合的曲线方程在相同扭角下的扭矩值。
为了找出矩形截面杆弹塑性扭转变形的规律, 本文通过ANSYS对不同材料、不同截面尺寸、不同长度的矩形截面杆进行了分析, 由加载扭矩T0得到对应的扭转角θ, 把加载扭矩T0对应的扭角θ代入上述扭矩方程中得到T′, T0/T′为一常数K。本处截取部分数据如表4、表5所示。
分析上述数据可得出以下结论:
(1) 分析表4的数据, 发现不同材料、不同截面尺寸矩形截面杆的弹塑性扭转问题具有一定的规律性:把由相同扭角计算的扭矩值T′与有限元分析加载扭矩T0相比, 比值是一常数K′, 意味着某一矩形截面尺寸杆的弹塑性扭转阶段扭矩计算方程, 乘以常数K, 得到的曲线方程是另一不同矩形截面尺寸工件弹塑性扭转阶段扭矩计算方程。
(2) 由表5的数据可以看出, 对于同一工件, 在跨距不等的情况下, 相同的扭转力矩作用下, 跨距的比值与扭转角度的比值在误差允许的范围内是相等的, 即在相同的扭转力矩作用下, θ/l为一定值, 这与圆形截面杆件的扭转问题是相同的, 可总结为在轴长l范围内T为常量, 且截面形状不发生变化或可忽略, 则扭角的变化率φ是一常量。应用此规律时, 若已知某一跨距l时的扭转角θ, 则l1长度处的扭转角为l1θ/l[4]。
5 结 语
综上所述, 基于ANSYS是一种分析矩形截面杆弹塑性扭转的便捷方法, 若已知某一截面尺寸工件弹塑性扭转阶段扭矩计算方程, 再给出同一扭转角度下两工件的对应的扭矩值之比K, 即可得到另一不同截面尺寸工件的扭转计算方程, 但本文没有找到常数K的影响因素及计算方法, 还有待进一步研究。本文得出的相关结论对以后矩形截面杆弹塑性扭转的相关研究具有一定的借鉴作用。
摘要：通过对矩形截面杆弹塑性扭转阶段进行有限元分析, 得到了弹塑性扭转阶段的扭角-扭矩相关数据, 通过MATLAB曲线拟合得到矩形截面杆弹塑性扭转阶段扭矩计算方程, 并且对有限元分析数据进行了分析, 总结出了矩形截面杆件弹塑性扭转变形的相关规律。
关键词：矩形截面杆,有限元分析,弹塑性扭转,扭矩,曲线拟合
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大塑性变形论文 第5篇
含裂纹焊接接头在外载作用下有两种失效机制,即由裂纹尖端应力应变场特征参量所控制的断裂和以极限载荷控制的塑性失稳破坏。对于具有足够延性的焊缝及母材组配,以塑性失稳破坏为准则的强度设计对于保证焊接结构的强度和防止脆性断裂具有重要意义。焊接接头组织性能的不均匀性对含裂纹焊接接头的塑性失稳破坏模式有较大影响。因此,研究含裂纹焊接接头弹塑性变形规律是预测焊接结构强度的基础。
焊接接头是一个由焊缝、母材、热影响区(HAZ)组成的非均质体。焊缝和母材具有不同的强度和硬化性能,这种力学性能差异称为力学失配。研究表明,焊缝和母材的力学失配、焊缝的形状和尺寸、裂纹的尺寸和位置等对焊接接头的断裂行为、裂纹驱动力、断裂韧性、缺陷评定等方面都有重要的影响,是焊接结构完整性研究的热点问题[1,2,3,4,5,6]。
本文对平面应变条件下含裂纹的不同组配的焊接接头进行了有限元分析,研究了屈服强度失配、硬化指数、裂纹长度对焊接接头弹塑性变形的影响。
1 含裂纹焊接接头弹塑性变形模式及有限元分析
1.1 含裂纹焊接接头变形模式
与均质母材的屈服模式不同,含裂纹焊接接头的屈服模式受裂纹尺寸、屈服强度失配系数以及母材和焊缝金属应变硬化性能等因素相互作用的影响,通常将焊缝屈服强度(σYW)与母材屈服强度(σYB)的比定义为强度失配系数,用M=σYW/σYB来表示,M>1称为高匹配,M<1称为低匹配。屈服强度失配以及硬化特性差异导致的含裂纹焊接接头在外载作用下可能的屈服模式如图1所示。在低匹配接头中,由于焊缝金属的屈服强度比母材金属的屈服强度低,在横向拉伸载荷作用下,裂纹尖端首先发生塑性变形,当裂纹较长时,则发生韧带屈服(图1a);当裂纹较短时,焊缝金属发生整体屈服(图1b),这两种情况皆为净截面屈服。如果裂纹较短且焊缝金属的应变硬化性能足够高,焊缝金属应变硬化后的强度超过了母材金属的强度,则母材也可能发生屈服。在高匹配接头中,焊缝金属的屈服强度高于母材金属的屈服强度,当裂纹较短时,在横向拉伸载荷下,母材首先发生屈服,一般接头匹配水平越高,则其越趋向于产生母材屈服(图1c、图1d);当裂纹较长时,高匹配接头焊缝金属会发生韧带屈服(图1e)。当母材金属的应变硬化性能足够高时,焊缝也可能产生全面屈服(图1f)[7]。
含裂纹焊接接头的弹塑性变形模式与强度失配性、材料硬化性能、裂纹长度等因素密切相关,采用弹塑性力学理论和试验方法很难全面研究这些因素的综合作用。而通过有限元分析可详细掌握含裂纹焊接接头的承载能力及塑性变形行为,它是研究强度失配、裂纹尺寸、硬化性能等因素影响焊接接头塑性变形行为的重要手段。
1.2 含裂纹焊接接头有限元分析
计算采用平板拉伸模型,简化为焊缝和母材两个部分并假设每一部分的力学性能都是均匀的。焊接接头几何模型如图2所示。其中,长度2L=160mm,宽度2W=80mm,焊缝宽度2H=24mm。裂纹位于焊缝中心且平行于焊缝与母材的界面,计算中取裂纹长度2a分别为8mm、40mm,相应的裂纹尺寸a/W参量分别为0.1、0.5。
采用ABAQUS软件进行平面应变条件下弹塑性有限元分析。由于实际裂纹尖端不可能无限尖锐,所以使用裂尖半径为5μm的钝化裂纹模型。根据模型对称性,对1/4模型进行分析,a/W=0.1的有限元网格如图3所示,共3607个节点、1146个单元,沿裂尖圆弧径向最小单元尺寸为7.18μm,单元类型为8节点平变应变缩减积分单元CPE8R。载荷以位移的方式施加,计算中考虑几何非线性的影响。
设焊缝与母材金属的应力应变关系均符合分段幂硬化规律,即
式中,σ和ε分别为材料的应力和应变;σY和εY分别为材料的屈服应力和屈服应变;α为材料常数;n为硬化指数。
在计算过程中,母材屈服强度σYB=500MPa、硬化指数nB=10保持不变,焊缝和母材的材料常数αW和αB均取0.1。为了考察强度失配系数的影响,设焊缝硬化指数nW=10,只改变其屈服强度,即M分别取0.8、1.0、1.2,如图4a所示;为了考察硬化性能的影响,在匹配系数一定的情况下改变焊缝硬化指数,令nW分别取6、10、18(硬化指数越小,硬化性能越高),焊缝和母材应力应变曲线如图4b、图4c所示。
为了研究较高延性焊接接头的塑性变形过程,通过有限元计算获得含裂纹焊接接头的载荷比(Pr)-位移(Δ)关系以及塑性变形演化过程。图5、图6所示为几种条件下含裂纹焊接接头拉伸过程中的载荷比与加载点位移关系曲线,塑性变形行为及影响因素将在后文分析。载荷比定义为
Pr=P/PYB (2)
式中,P为外加载荷;PYB为同一裂纹尺寸均质母材板件的屈服载荷。
平面应变条件下含裂纹均质母材板件单位厚度的极限载荷可由下式计算:
图5所示为nW=nB=10时不同强度失配接头的Pr-Δ曲线,从图5中可以看出,当变形较小时,结构处于线弹性或小范围屈服状态,不同失配系数的Pr-Δ曲线基本重合;当变形较大时,曲线进入非线性阶段,不同失配系数的Pr-Δ曲线出现分离,失配系数M增大,承载能力提高,即M越小,要达到相同载荷时施加的变形越大。
1.M=1.2 2.均质母材 3.M=0.8
在非线性阶段,深裂纹试件(a/W=0.5)的Pr-Δ曲线分离程度更大,从图5中可见,深裂纹试件尤其是高匹配时能达到的载荷比大于浅裂纹(a/W=0.1)试件的载荷比,这是由于深裂纹试件的PYB远远小于浅裂纹试件的PYB,实际上深裂纹试件承受的外加载荷值要远远小于浅裂纹试件的外加载荷值。
图6所示为浅裂纹和深裂纹试件失配系数一定时不同硬化性能接头的Pr-Δ曲线。当变形较小时,结构处于整体弹性阶段,随着变形增大,曲线进入非线性阶段。对于浅裂纹试件,低匹配时,不同硬化性能接头的Pr-Δ曲线在非线性阶段发生分离,焊缝硬化性能提高(nW减小),承载能力提高;而高匹配接头的Pr-Δ曲线在非线性阶段则相互靠拢,表明整体变形趋于一致,焊缝硬化性能对承载能力影响不大。对于深裂纹试件,高匹配和低匹配时,不同焊缝硬化性能的Pr-Δ曲线非线性段均出现较大分离,硬化性能提高,承载能力增强。
1.nW=6 2.nW=10 3.nW=18
由此可见,影响Pr-Δ曲线变化趋势的主要原因是强度失配和硬化性能差异所引起的变形,因此需要深入分析强度失配性及硬化特性对含裂纹焊接接头塑性变形过程的影响。
2 讨论
2.1 屈服强度失配对塑性变形行为的影响
图7为n=10时不同强度失配系数的浅裂纹(a/W=0.1)接头在不同载荷比下的等效塑性应变图。当Pr=0.4时,不同匹配接头裂纹尖端出现很小的塑性变形,此时整体结构仍然处于弹性状态。当Pr=0.8时,裂尖塑性变形沿45°方向扩展,失配系数M越小,塑性区尺寸越大,低匹配接头的塑性区已扩展至焊缝与母材界面,整体结构进入弹塑性状态,此时等匹配(均质)和高匹配接头塑性区尺寸明显小于低匹配接头塑性区尺寸,整体结构处于小范围屈服状态或线弹性状态。当Pr=1.0时,低匹配接头整个韧带部分的焊缝全部屈服,同时从界面至板边缘处母材也产生塑性变形;等匹配接头塑性区沿45°方向进一步扩展;高匹配接头裂尖塑性区沿45°方向进一步扩大但仍然处于焊缝中未扩展至界面处,同时裂尖塑性区延长线与界面相交部位母材开始出现塑性变形。外力继续增大至Pr=1.1时,不同匹配接头的母材均大范围屈服,低匹配接头和等匹配接头裂尖变形在原来的基础上进一步增大,低匹配的塑性变形程度更大,此时高匹配接头母材也已大范围屈服,但由于焊缝强度高于母材强度,焊缝中的塑性区沿45°方向扩展至界面处并未全面屈服。
从Pr-Δ曲线可以看出,当Pr=1.1时,低匹配接头的总体位移高于等匹配和高匹配接头的总体位移,其位移增量主要是韧带屈服后弹性约束解除引起的变形局部化所致,从而使低匹配的承载能力降低,而等匹配和高匹配接头还具有一定的塑性变形潜力。当Pr=1.2时,等匹配接头母材变形范围进一步扩大,基本上已经全面屈服,同时裂尖塑性变形沿45°方向进一步加深;高匹配接头母材基本全面屈服,焊缝中发生塑性变形的区域进一步增大,裂尖变形程度加深,但焊缝并未全面屈服。
图8为n=10时不同强度失配系数的深裂纹(a/W=0.5)试件在外力作用下的塑性变形。显然,随着强度失配系数的增大,塑性区尺寸减小。
当Pr<1.0时,不同强度失配系数接头的塑性变形发展趋势与浅裂纹试件基本一致;当Pr>1.0时,深裂纹试件的变形集中在韧带区,而浅裂纹试件母材则发生大范围屈服或全面屈服,裂纹越短,母材开始产生塑性变形的载荷比越小,即在同样的载荷比条件下,浅裂纹试件母材更容易变形。由此可见,在a/W为0.1～0.5范围内存在一个临界裂纹尺寸,当裂纹尺寸大于临界尺寸时,接头变形由全面屈服转变为韧带屈服。
图7和图8所示的塑性变形结果表明,强度失配系数对塑性变形的影响很显著,在同样的载荷比下,强度失配系数M增大,塑性区尺寸大大减小。低匹配时变形首先集中在焊缝,高匹配时尽管由于应力集中效应裂尖首先变形,但是在焊缝中的变形未扩展至界面前母材已经开始变形,对焊缝起到了一定的保护作用。比较深裂纹试件和浅裂纹试件的塑性变形可以发现,浅裂纹试件更容易发生全面屈服,深裂纹试件则更倾向于发生净截面屈服,这与有关试验结果[8]是一致的。
2.2 焊缝硬化性能对塑性变形行为的影响
有限元计算结果表明,当失配系数一定时,不同焊缝硬化性能接头的塑性变形的发展规律是一致的,但是在Pr-Δ曲线的非线性阶段,不同硬化性能的接头局部承受的塑性变形程度不同,当载荷比较大时尤其明显。图9和图10所示分别为浅裂纹试件和深裂纹试件在Pr-Δ曲线非线性段某一载荷条件下,失配系数一定但焊缝硬化性能不同时的塑性变形。从图9、图10中可以看出,对于浅裂纹试件,低匹配时, 焊缝硬化性能的提高(nW减小)使裂尖承受的塑性变形程度显著降低;高匹配时,裂尖变形程度随焊缝硬化性能的提高稍有降低,没有低匹配时那么显著,因此其Pr-Δ曲线在非线性段没有明显分离。深裂纹试件低匹配和高匹配时焊缝硬化性能对塑性变形行为均有显著影响,硬化指数减小(即硬化性能提高)使同样载荷条件下裂尖承受的变形程度降低。
3 结论
(1)强度失配对含裂纹焊接接头的非线性变形有较大影响。硬化性能一定时,不同强度失配系数接头的Pr-Δ曲线在非线性段出现较大分离,随着强度失配系数M的增大,承载能力提高。当M一定时,对于低匹配接头,焊缝硬化性能提高(nW减小),承载能力增强;对于高匹配接头,深裂纹时,随着焊缝硬化性能提高(nW减小),承载能力显著增强,Pr-Δ曲线非线性段出现明显分离;浅裂纹时,Pr-Δ曲线则相互靠拢,表明整体变形趋于一致,硬化性能对承载能力影响不大。
(2)强度失配系数对含裂纹焊接接头局部塑性变形有显著影响,在同样的载荷比条件下,M增大,塑性区尺寸大大减小。低匹配时,变形首先集中在焊缝中;高匹配时,尽管塑性变形也首先在焊缝中产生,但在焊缝未出现韧带屈服前母材已经塑性变形,对焊缝起到了一定的保护作用。
(3)失配系数一定时,不同焊缝硬化性能接头的塑性变形发展趋势是一致的,但在Pr-Δ曲线的非线性段,局部塑性变形程度不同,焊缝硬化性能降低(nW增大),裂尖塑性变形增大,这种变形局部化差异越大,Pr-Δ曲线分离趋势越明显。
摘要：采用有限元方法对平面应变条件下含裂纹不同强度失配的平板拉伸焊接接头的弹塑性变形进行了分析,研究了焊缝与母材强度失配系数、焊缝硬化性能、裂纹长度等对接头塑性变形的影响。结果表明:强度失配系数对接头塑性变形有显著影响。低匹配时,变形首先集中在焊缝中,而高匹配则对焊缝起到了一定的保护作用。失配系数一定时,不同焊缝硬化性能接头的塑性变形发展趋势是一致的;但当外载较大时,局部塑性变形程度不同,焊缝的硬化性能降低,裂尖塑性变形增大。
关键词：强度失配,焊接接头,弹塑性变形,有限元法
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连续梁的塑性承载力及变形能力研究 第6篇
连续梁在工程中是很多见和普遍的,要确定连续梁的塑性承载力并不困难,可用静力法或机构法(也叫塑性铰链法)[1]。梁的塑性承载力与其对应的塑性变形能力是一对共生体,不能只看到一个而忽视另一个,也就是说,计算梁的塑性承载力时,不能不考虑梁的塑性变形大小能否与之相匹配,而要确定梁的塑性变形大小又是较为复杂的,因要考虑梁的刚度随加载过程的变化,塑性变形大小通常只能电算,不能手算,与塑性承载力对应的塑性变形能力有多大?与哪些因素有关?为了回答这些问题,本文通过数值计算,即用有限元软件ANSYS对连续梁进行了计算,计算时考虑了梁的材料非线性,同时也放弃了梁的小挠度假定,即考虑了梁的大挠度和大转角的几何非线性,因梁的塑性变形通常较大,考虑梁的几何非线性更符合实际的受力与变形[1]。
为了得到梁的整个变形过程,即包括荷载上升段和下降段的变形,本文采用了弧长法计算。
下面将以连续梁为算例,用ANSYS软件计算分析影响连续梁塑性承载力与塑性变形能力的一些参数。
1 连续梁塑性承载力与塑性变形能力
在计算时材料本构关系考虑了钢材的强化及下降阶段,本构关系见图2。在计算中,同时考虑了连续梁的材料非线性及几何非线性分析,H型钢梁的翼缘采用solid45,solid45单元有8个节点,每个节点有3个沿着x,y,z方向平移的自由度。该单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变能力。腹板用plane42,plane42单元有4个节点,每个节点有两个平移的自由度。为防止局部变形过大和破坏,分别在支座处和加载处设置加劲肋,加劲肋采用shell43单元建模。梁的总长为800 cm。
截面形式:采用一般工字型截面,截面形式及尺寸见图2,图中单位为厘米。
连续梁塑性变形能力除了与梁的材料、截面形式、几何尺寸有关外,还和连续梁的加载方式及跨差有关。为了证实这一点,下面将只针对连续梁的加载方式及不同跨长比用ANSYS进行计算和对比分析。
1.1 加载方式对要求的极限变形能力的影响
加载方式不同对于连续梁极限变形能力的影响分析,采用两个算例,两个算例中跨度及截面形式、本构关系等均相同,只是一根梁两跨跨中加集中荷载,另一根则只在一跨的跨中加集中荷载。首先按机构法(塑性铰链法)求出了两种加载方式的极限荷载,在计算极限荷载时,双跨加载的第一个塑性铰出现在中间支座,而单跨加载则出现在集中力作用处,即跨中[2]。计算结果显示,他们的极限荷载相同,均为6Mpl/L1=472.38 kN, 但对应其极限荷载处的极限变形(δu)则不同,根据机构法计算极限荷载状态下的极限荷载,可以在图3中找到相应的挠度值,两边加载与单边加载的挠度分别为δ
从以上结论可得,单跨加载时极限荷载与两跨加载基本相等,均比机构法计算的极限荷载高0.26倍,ANSYS计算考虑了强化,达极限荷载时挠度均远远大于机构法计算所得挠度值。所以,采用简化的弹塑性计算值偏小。
对比两边加载与单边加载挠度,虽然极限荷载相等,但单跨加载时达极限荷载时挠度大于两跨加载,相对于机构法计算的极限荷载来说,其挠度相差2.45倍,而根据ANSYS计算的极限荷载状态下两者挠度相差1.11倍。所以在工程中,不能只关注极限承载力而忽略了结构对材料变形能力的要求。
1.2 跨长比对要求的极限变形能力的影响
对于不同跨长比连续梁的分析,下面分两种不同情况讨论,一种情况为等跨连续梁,另一种情况为左跨等于右跨的1/2。加载方式:均在跨度较大的跨中加载。两组连续梁的总长相等均为800 cm。用ANSYS软件计算荷载-挠度曲线图如图4所示。
同样按机构法求出了跨长比不同的连续梁的极限荷载,在计算极限荷载时,等跨加载和不等跨加载的连续梁的第一个塑性铰均出现在集中力作用处,即跨中。经计算,等跨加载情形下的极限荷载为6Mpl/L1=472.38 kN, 不等跨加载时极限荷载为6Mpl/L2=354.29 kN, 从以上两个公式可以看出,跨长比不同时,其极限荷载的计算只与长短跨的跨度有关。对应其极限荷载处的极限变形(δu)不同,机构法计算极限荷载状态下在图4中找到相对应的挠度值,两边加载时挠度为δ
对比等跨与不等跨加载情形,ANSYS计算与机构法计算类似。从图中可以看出,当连续梁跨度相差较大时,其极限承载力降低,对承载不利,且达极限承载力时,塑性变形能力也越大。所以在计算连续梁的极限承载力时,其塑性变形能力不能不加以考虑。工程中对连续梁跨长比有相应要求,即要求相邻两跨的跨度之差不应超过短跨的45%[3]。
2 结论
计算连续梁的塑性承载力状态下的塑性变形能力的大小,对比可知,机构法计算与ANSYS计算相差较大,从本文中的两个对比算例可得以下特点:
(1) 加载方式不同,即本文讨论的单跨加载与两跨加载并不影响结构的极限承载力,两者极限荷载相等,但两者出现塑性铰位置的先后不同,且塑性变形差异较大。
(2) 跨度相差越大的连续梁,其极限承载力越低,对应的塑性变形也越大。
(3) 采用ANSYS计算时,考虑了材料的强化、及塑性区的发展等因素,其得到的承载力比用机构法(塑性铰链法)计算得到的大,更接近真实的承载力。
(4) 在工程应用中,不能只关注塑性极限承载力的计算,对不同的结构类型,其要求的变形能力各不相同,材料能否承受其变形不容忽视。
参考文献
[1]龙驭球,包世华.结构力学(下册).北京:高等教育出版社;1985
[2] Gere T J.Mechanics of materials.New York:van nostrand reinholdcompany;1972
大塑性变形论文 第7篇
一、突出能力目标
在教学整体设计和单元教学设计环节中, 我们始终突出目标设计中的能力目标, 把具有扎实岗位基本能力、较强岗位拓展能力放在教学活动的首位。通过工作过程系统化学习和训练, 学生在完成若干个能力训练项目之后, 将初步达到轧钢工的岗位要求。
本课程在确定课程内容的同时, 将能力目标的培养放在特殊重要的地位。能力目标是指塑性变形技术应用于生产实际的能力;知识目标主要是指学生解决实际问题所需的必备知识;素质能力是指与人沟通、团队合作的能力以及在职业道德、社会责任感等方面的品质。
二、以职业活动为导向重构课程体系
在课程体系构建中, 我们依据学生在企业工作岗位的能力目标, 以塑性变形技术应用能力的培养为核心, 打破了原有学科体系下的章节知识内容, 以职业活动为导向, 将与企业紧密结合的生产和生活中的实例, 作为项目载体引入到教学过程中, 基于轧钢生产工作过程构建了5个学习情境, 如图1所示。
三、以项目和任务为载体训练能力
在课程的内容设计中, 我们依据本课程的培养目标, 在每个学习情境的教学设计中, 着重选择一些贴近企业生产与日常生活实际, 又可实际操作的具体工作任务进行训练。训练能力的载体是项目, 考核能力的载体也是项目。
学习情境中的项目和任务来源于企业生产中的实际应用, 包括企业真实产品、真实案例和新产品开发等, 并对其进行了精心的选择与设计, 满足项目选取的典型性与可行性, 形成了适合训练学生职业能力的工作任务;而且项目的覆盖性、趣味性、挑战性又可保证对学生全面职业能力培养目标的实现, 激发学生最大限度的积极性与主动性。
下面以学习情境1:金属塑性变形基本规律及其应用为例说明。
学习情境1:金属塑性变形基本规律及其应用
能力训练项目1.1:选择与计算金属变形前后的尺寸
能力训练项目1.2:测定金属变形量及变形系数
能力训练项目1.3:验证最小阻力定律并判断金属流动方向
能力训练项目1.4:识别产品缺陷并分析缺陷产生的原因
课程改革前, 本学习情境所对应的章节标题是“体积不变定律”“最小阻力定律”“不均匀变形”等, 均为知识性的介绍, 对学生职业能力的训练很少。课程改革后, 我们将本学习情境学生所要求掌握的核心技能, 以四个学生可以直接操作训练的典型能力训练项目为载体进行训练, 以教师为主导, 以学生为主体, 突出所实现的能力目标, 在技能训练过程中学习必备知识, 提高了学生的自主学习能力和学习效率。表1是以能力训练项目为载体的学习情境设计表。
四、以学生为主体, 设计课堂活动
在教学活动中, 我们转变过去以教师课堂讲授、学生认真听记为主要活动形式的教学模式, 围绕塑性变形在实际生产中的技术应用, 设计若干从企业实际生产中得来的典型能力训练项目, 辅以多样化的教学方法和手段 (任务驱动教学法、小组讨论教学法、角色扮演教学法、多媒体教学手段等) , 使学生能够真正“动”起来, 使学生真正成为课堂教学活动的主体, 在由易到难的学习过程中训练并不断提高职业能力, 达到熟练掌握并可在实际生产中充分应用的技能要求。
五、建立适合高职学生特点, 以能力评价为中心的课程评价体系
针对高职学生存在的理论基础薄弱、自主学习能力差等特点, 在课程考核评价中, 我们把平时考核贯穿于“教、学、做”的全部教学过程中, 从学习态度、学习效果和职业素养等方面全方位考核评价, 包括参与讨论情况、观察和发现问题情况、作业与出勤情况、学生自我评价、教师评价和学生互评、团队合作等, 这占总成绩的20%。
在考核评价过程中, 我们改变过去的一味重视理论知识考核和单一的期末试卷笔试的模式, 而重点强调对工作过程的考核。学生在每个项目的训练过程中, 要完成学生工作页、模型、仿真实训报表、小组汇报PPT等可展示的成果。教师按照岗位技能要求, 制定考核标准, 按标准对学生基本操作技能进行考核、评价, 这占总成绩的50%。
学期期末知识性考核占总成绩的30%。表2为以能力评价为中心的课程评价体系。
通过全过程、全方位、多样化的成绩考核评定方式, 以考促学, 以考促练, 极大地激发了学生学习专业知识和操作技能的主动性和积极性, 基本达到了预期的效果。
六、结语
金属塑性变形技术应用课程教学改革实践以来, 通过以轧钢生产过程为导向, 以训练项目和工作任务为载体, 以学生为主体的知识、理论、实践一体化的新课程体系建设, 调动了大多数学生的学习积极性, 较好地提高了学生的专业能力。本课程2013年已被评为山西省省级精品资源共享课程。
参考文献
[1]姜大源.“学习领域”工作过程导向的课程模式——德国职业教育课程改革的探索与突破[J].职教论坛, 2004 (8) .
[2]戴士弘.职业教育课程教学改革[M].北京:清华大学出版社, 2007.
[3]许高炎.高职教育项目教学法的实践与研究[J].教研理论, 2008 (5) .
[4]戴士弘等.高职教改课程教学设计案例集[M].北京:清华大学出版社, 2007.
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