残余应力松弛（共7篇）
残余应力松弛 篇1
0 引言
高压及超高压容器经过自增强处理, 利用残余应力可以提高承压能力和延长使用寿命[1], 但在使用过程中, 会出现残余应力松弛现象[2,3,4]。对在役高压及超高压部件 (如聚乙烯反应管) 进行取样, 通过试验确定残余应力, 将实测残余应力与工作应力迭加, 根据第四强度当量等效应力校核承压部件的安全系数是目前比较可靠的评估高压及超高压容器是否安全的手段[5,6]。目前以内壁面处当量等效应力计算安全系数[2], 但在自增强处理之后, 由于残余应力的影响, 最大当量等效应力处往往已不在内壁面处, 其数值大小和位置发生了变化, 相关参数计算方法也会有不同。本文推导出了最佳自增强处理压力的计算公式, 并根据文献[2]残余应力的实测结果, 计算了该聚乙烯反应管在工作压力下三维应力、当量等效应力沿壁厚分布情况, 模拟计算出了不同的工作压力、自增强处理压力下的安全系数, 探讨了自增强处理压力和残余应力松弛对在役高压容器安全性能的影响。
1 当量等效应力计算
1.1 原始自增强残余应力
采用不同的应力应变关系 (如有的采用弹塑性[1,2], 有的考虑应变硬化的包辛格效应[7]) , 自增强初始残余应力的表达式不一样, 但推导过程相似。为了计算方便, 本文采用弹塑性应力应变关系。
(1) 按Mises屈服准则, 可得到在自增强压力pa下弹-塑性界面半径rc[1,8]计算公式:
式中, ri、ro分别为圆筒内外半径;σs为屈服应力。
(2) 原始残余应力[1,8]的计算。在塑性区域 (ri≤r≤rc, r为圆筒半径) , 原始周向残余应力σ′θ为
原始径向残余应力σ′r为
原始轴向残余应力σ′z为
在弹性区 (rc≤r≤ro) , 原始周向残余应力σ′θ为
原始径向残余应力σ′r为
原始轴向残余应力σ′z为
经过使用后, 原始残余应力σ′θ、σ′r、σ′z衰减成σt′θ, σt′r, σt′z。
1.2 工作应力
在工作压力pw下, 筒体的周向应力σθp为
径向应力σrp为
轴向应力σzp为
1.3 在役容器情况
要保证安全性, 在役容器在弹性范围内, 其残余应力、工作应力符合叠加条件:
1.4 管壁当量等效应力
按第四强度理论, 当量等效应力为
为了计算方便, 认为应力松弛后三向应力关系依然符合式 (7) 的关系, 即假设。将式 (11) ~式 (13) 代入式 (14) , 得到:
对于自增强处理后初始阶段, 在塑性区域 (ri≤r≤rc) :
在弹性区域 (rc≤r≤ro) :
对式 (16) 、式 (17) 分析得到, 自增强处理后初始阶段, 最大等效应力出现在弹塑性交界处, 即rc处出现最大等效应力:
无残余应力时, 最大等效应力出现在内壁处, 此时
1.5 最佳自增强处理压力paopt
设rc=xri, 将式 (1) 代入式 (16) , 得到:
对式 (19) 求导数, 求出σeffmax最小数值, 得到时, σmaxeff最小。即可求出最佳自增强处理压力popta为
此时对应最优当量等效应力:
1.6 安全系数
屈服安全系数为
强度极限安全系数为
式中, σst、σbt分别为材料在使用温度下的屈服强度极限、断裂强度极限。
在最佳自增强处理压力下, σeffmax最小, 满足强度条件的K便可达到最小数值, 也即容器费用可最小。
2 实例数据
本实例分析数据来源于华南理工大学高压容器研究室[2]。在聚乙烯反应管使用10年后进行残余应力测试, 管内直径为34.7mm, 外直径为79.2mm。反应管工作压力为280MPa, 设计压力为300 MPa, 设计温度为350℃, 管壁温差为120℃。正常工作情况下工作压力为285~315MPa, 脉冲操作下工作压力为250~300MPa。反应管为进口材质AISI 4340冷拔钢管, 内表面经过抛光处理, 自增强处理压力为713 MPa。锯三段150 mm长管件作为试件。采用镗削应力释放法, 检测结果如表1所示。
从表1实验结果来看, 对于同一量, 各测点的读数差别不大, 每次读数增大或减小均按一定的规律变化, 符合残余应力释放的规律, 随插口深度增大, 残余应力释放量增大, 符合筒体的残余应力规律, 因此所测读数是可靠的。
3 规律分析
3.1 残余应力衰减规律
该反应管已工作10年, 将该管三段试件的实际测量残余应力取均值, 即可获得该反应管工作10年之后的残余应力。自增强处理后初始残余应力可通过理论计算得出。图1所示为周向应力沿壁厚方向的分布状况, 经过10年衰减变化后, 近内壁区衰减最快, 从-600 MPa衰减到-333MPa, 衰减率达45%, 在弹性区衰减较小, 残余应力峰值位置外移, 但其峰值大小变化不大, 这与文献[3-5]的结论相似。沿壁厚方向的径向应力衰减情况如图2所示, 衰减较小。图3为轴向应力沿壁厚方向分布衰减情况, 与周向残余应力衰减情况相似。残余应力与工作应力叠加应力总值如图4所示, 高压聚乙烯反应管在使用10年后, 残余应力发生了衰减, 因此应力总值也发生了变化, 尤其是周向应力总值, 但其峰值并未超过在自增强处理后初始阶段应力总值。
3.2 等效应力衰减变化
对于三维应力按Mises强度理论计算当量等效应力是目前评估安全系数的通用方法。在工作压力下, 反应管的当量等效应力在弹塑性交界处最大, 而内壁面当量等效应力非常小, 如图5所示。按Mises强度理论, 安全系数应该按整个横截面最大当量等效应力计算。自增强处理后, 最大等效应力出现在弹塑性交界处。随着残余应力衰减, 内壁面处的等效应力逐渐增大。残余应力全部衰减后, 最大等效应力出现在内壁面处, 此时即成为无自增强处理的压力容器, 如图6所示。对于自增强处理压力容器, 如果按内壁面当量等效应力计算安全系数, 则安全系数明显偏大, 不符合实际情况。
3.3 安全系数
对于本文实例, 当rc=ro时, 自增强处理压力, 整个筒体发生屈服, 其最大当量等效应力在外壁面上, σmaxeff=723MPa。当rc=ri时, 自增强处理压力, 筒体刚屈服时没有残余应力, 最大当量等效应力在内壁面处, σmaxeff=600MPa。当自增强处理压力pa=713MPa, 最大当量等效应力出现在rc=23.3 mm处, σmaxeff=482MPa。因此, 在工作压力pw下, 必然存在最佳自增强处理压力, 使得在整个壁厚最大当量等效应力的数值最小, 即安全系数最高。
在工作压力为180、280、380MPa下, 弹塑性交界处所对应的自增强处理压力、最大当量等效应力的模拟计算结果如图7所示, 屈服安全系数的计算结果如图8所示。本例中σst=852MPa。
从模拟计算结果可知:工作压力pw为180MPa时, 未经过自增强处理, 最危险点在内壁面, 等效应力为385MPa, 安全系数为2.14。经过606MPa的最佳自增强处理后, 最危险点在弹塑性交界40.6mm处, 等效应力为331MPa, 其最大安全系数可达2.49, 即安全系数提高16%。工作压力为280MPa时, 未经过自增强处理, 最危险点在内壁面, 等效应力为600MPa, 安全系数为1.37。经过677MPa最佳自增强处理后, 最危险点在弹塑性交界44.2 mm处, 等效应力为475MPa, 其最大安全系数可达1.73, 即安全系数提高26%。工作压力为380MPa时, 未经过自增强处理, 最危险点在内壁面, 等效应力为815MPa, 安全系数为1.01。经过743MPa最佳自增强处理后, 最危险点在弹塑性交界48.2mm处, 等效应力为597MPa, 其安全系数最大, 可达1.38, 即安全系数提高37%。因此, 工作压力越大, 经过最佳自增强处理后, 安全系数提高得越多, 效果越好。
4 结语
本例残余应力测试结果符合残余应力释放的规律, 所测读数是可靠的。该高压聚乙烯反应管在使用10年后, 环向应力在近内壁区衰减最快, 从-600MPa衰减到-333MPa, 衰减率达45%, 在弹性区衰减较小, 残余应力峰值位置外移, 但其峰值大小变化不大。对于自增强处理后的压力容器在工作压力作用下, 随着残余应力的松弛, 内壁面当量等效应力增大, 但依然小于在弹塑性交界处的当量等效应力。在弹塑性交界处最大当量等效应力达到最大, 应该按此处计算安全系数。依据本例聚乙烯反应管尺寸, 工作压力在180、280、380MPa时, 最佳自增强处理压力分别为606、677、743MPa, 其安全系数比残余应力全部衰减为0 (未经过自增强处理) 时的安全系数分别高16%、26%、37%。压力容器工作压力越高, 自增强处理效果越好, 但残余应力衰减对其安全影响却越大。经过自增强处理的高压力容器 (如高压聚乙烯反应管等) , 在役期间, 特别是在使用寿命后期, 必须检测、监控其残余应力。
参考文献
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牧草应力松弛特性研究 篇2
牧草属于粘弹性生物物料, 其应力松弛特性会对压缩生产工艺 (主要是对压缩设备的压缩频率) 的选择有重要参考作用。因此, 弄清这一特性对完善压缩理论及压缩设备压缩频率的选择、优化尤为重要。目前, 国内外对农业纤维物料应力松弛特性的研究[1~3]主要是在开式高密度压捆机上进行的。因为开式压缩没有堵头, 在压缩过程中, 当压缩力克服了压缩室内的摩擦力后, 压缩室内被压缩牧草会出现向后推移, 喂入不均等情况, 从而会影响应力松弛特性研究结果的准确性;再者在保持恒应变压缩时, 即压缩活塞保持不动时, 由于没有堵头, 被压缩物料由于变形恢复的原因, 其体积已向后发生了微小的膨胀;而且目前研究的主要是牧草等农业纤维物料压缩在350kg/m3左右的应力松弛规律, 比较单一。为了避免这些不足, 本文研究了专门的压缩装置, 研究牧草在不同压缩密度下的应力松弛规律, 并找到了相应的应力松弛本构方程, 为农业纤维物料相关压缩设备、压缩工艺的选择提供依据, 同时也丰富了压缩理论。
1 试验材料及方法
本试验牧草选取含水率为16%左右的成熟羊草作为试验牧草, 试验时采取杂乱的排列形式并均匀地填满压缩室。试验在WSM计算机控制万能试验机上进行, 为了很好地研究牧草的应力松弛特性, 设计了专门压缩装置, 如图1所示。压缩活塞上及压缩装置底部开了气孔, 以免内部空气对试验过程造成影响。压缩室是底面半径为45mm、高为130mm的圆柱型空腔;气孔半径为3mm, 上下各6孔, 均匀分布。
试验选取20kg/m3的散草喂入初始密度, 由此计算出本试验喂入量为16.5g, 研究牧草在压缩到300kg/m3, 350kg/m3, 400kg/m3, 450kg/m3时松弛360s的应力松弛规律, 并对各种条件下的试验重复进行3次。
2 结果分析
喂入量 (初始密度) 为16.5g (20kg/m3) 不同压缩密度时3次重复试验牧草应力松弛曲线, 如图2所示。
由图2可以看出, 相同条件下牧草的应力松弛曲线基本相同。所以, 在分析不同条件时牧草应力松弛规律时, 本文选择每组中的一条进行对比分析, 并均选择第2次试验结果数据。
试验发现, 牧草在不同压缩密度 (即恒应变) 时的应力松弛规律差别很大, 如图3所示。
通过分析可知, 牧草应力松弛在前25s比较明显, 且压缩密度越大, 松弛开始应力也越大;但经相同时间的松弛后, 残余应力也越大。应力松弛的速度也随压缩密度的不同而不同。不同压缩密度下前25s的应力松弛速率曲线, 如图4所示。
由图3和图4可以看出, 开始松弛约1s内, 压缩密度越大, 应力松弛速度越大;而之后应力松弛的规律是压缩密度越小, 应力松弛速度越大。但同时也可以看出, 压缩密度为300kg/m3, 350kg/m3时, 应力松弛约20s以后, 松弛速率已经下降到0.001N/ (mm2·s) 以下;而压缩密度为400kg/m3, 450kg/m3时, 应力松弛约5s以后, 松弛速率就下降到0.001 (N/mm2·s) 以下, 说明牧草应力松弛已经趋于稳定。
经SPSS分析, 得出不同恒应变 (压缩密度) 下, 牧草应力松弛本构方程形式为
式中σ1, σ2—第1, 2个Maxwell模型的最大应力 (N/mm2) ;
σe—平衡弹簧的应力 (N/mm2) ;
T1, T2—各个Maxwell模型的应力松弛时间 (s) ;
t—松弛时间 (s) 。
各参数的值如表1所示。
3 结论
1) 在初始密度一定时, 牧草的应力松弛随压缩密度的变化而变化, 压缩密度越大, 牧草应力松弛起始应力也越大, 经历相同的松弛时间后, 残余应力也越大。
2) 应力松弛速度受压缩密度的影响。在开始松弛约1s内, 压缩密度越大, 应力松弛越快;而之后, 压缩密度越小, 应力松弛速度越快。
3) 在实际牧草压缩生产中, 间隔约1s即可进行第2次压缩, 这样只要压缩设备允许可以把压缩频率提高到每分钟60次左右。
摘要：通过应力松弛试验, 研究了在喂入量 (初始密度) 一定时不同恒应变 (压缩密度) 下牧草的应力松弛特性, 分析了牧草在不同试验条件下的应力松弛规律。研究结果表明:当喂入量 (初始密度) 一定时, 牧草发生的恒应变越大, 起始松弛应力也越大, 经相同时间的松弛后, 残余应力也越大, 而应力松弛速度是先快后慢。
关键词：力学,应力松弛,试验,松弛速度,牧草
参考文献
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蒸汽冷凝管壁残余应力分析 篇3
1 主要荷载及分析方法
蒸汽冷凝管在制造过程中, 将受到来自热加工、焊接等工艺因素的作用与影响, 当加工拼接完成后, 部分影响不能随之完全消失, 产生安装初始应力。在蒸汽冷凝管屏拼装对口焊接时, 常常出现不同程度的错口。现场安装时, 当出现符合要求的小于1mm的偏口时, 需在现场采用纤拉强制对口的方式进行焊接, 这种方式必然在管身产生初始安装应力, 当应力较大时, 会影响蒸汽冷凝管屏的正常工作, 所以必须通过现场残余应力检测来了解蒸汽冷凝管屏的应力水平。
金属结构残余应力的测试方法起于20 世纪30年代, 迄今为止已经发展出机械法和物理法两大类。物理法虽然精度较高, 但其成本也较高, 设备较复杂, 不适合现场检测。机械法也称有损检测, 其本质就是在局部对构件进行应力释放, 因此对构件局部有一定损伤, 但其发展较为成熟, 测量结果可靠性较高。目前常用的机械法有盲孔法、环芯法、剥层法、取条法等。盲孔法的基本原理是在待测量部位钻一孔径为d、孔深为 ( 1 ~ 2) d的盲孔, 通过布置在孔口附近应力释放区内的应变花测量其钻孔前后的应变变化值, 根据弹性理论推算出该处的应力值。由于火电厂超临界机组蒸汽冷凝管屏体积较大, 工作环境比较复杂, 很难用理论计算的方式了解蒸汽冷凝管屏各部位应力水平, 而焊口处出现的应力应变值往往会较大, 所以采用盲孔法来测试各部位的残余应力, 对整体残余应力分布状况进行具体了解, 同时针对应力水平较高部位的处理效果进行分析。
为了方便现场拼接安装, 提高安装时的容错率, 蒸汽冷凝管在工厂加工时在翼板一段焊口处预留264. 5 mm槽口 ( 图1) , 若将切槽部分蒸汽冷凝管简化为悬臂梁结构, 由材料力学计算公式可知, 当悬臂端挠度一定时, 杆件越长, 固定端的应力值越小。所以, 增加悬臂长度, 即适当增加槽口长度, 即可降低蒸汽冷凝管在安装时焊口处应力。采用有限元数值模拟来了解槽口长度与焊口处应力变化的关系。
2 现场测试与结果分析
现场采用盲孔法测试蒸汽冷壁管残余应力。对待测蒸汽冷凝管表面进行打磨抛光, 用无水乙醇对已抛光部位表面进行反复清洗, 直至表面洁净为止。由于焊口处应力水平较高, 且为构件为空心管状结构, 故采用BE-120 型应变花。 其电阻大小为 ( 119. 9 ± 0. 3) Ω, 灵敏系数为2. 23 ± 1% 。用 α—氰基丙烯酸乙酯将应变片粘于待测点表面, 将应变花用半桥桥接方式与应变仪连接, 在应变花上指定点处打一直径1 mm、深2 mm的盲孔, 测出应力释放后盲孔处应变变化值, 并由式 ( 1) 计算得出测点处残余应力的大小。A、B系数由现场实验测定[6]。
利用机组调试检修期间共获得的不同部位50个测点的测试结果, 其各点测值分布如图2 所示。
由图2 知, 最小残余应力值为9. 5 MPa, 最大残余应力值为425. 0 MPa, 应力平均值为139. 7 MPa。应力测量数值的离散型分布, 表明影响应力大小的因素具有较大的复杂性、不确定性。不同程度的偏口以及强制对口处理的差异导致了蒸汽冷凝管焊口处出现残余应力值呈离散型分布的特征。从取样部件各测点的测试结果可看出, 部分测点应力值已经达到或超过了T23 合金钢屈服强度, 当蒸汽冷凝管焊口处在焊接拼装时就处于较高的应力水平, 再与机组运行时的工作应力相叠加, 则容易引起爆管事故的发生。
3 数值模拟
对于工程中出现的较为复杂的问题, 很难通过理论方法求导符合要求的解, 而有限元分析是用较简单的问题代替复杂问题后再求解。它将求解域看成是由许多称为有限元的小的互连子域组成, 对每一单元假定一个合适的近似解, 然后推导求解这个域总的满足条件, 从而得到问题的解[11,12]。大型商业通用有限元分析程序ANSYS在前后处理、模型建立。运算功能和操作界面方面均表现出较强的可靠与稳定性, 目前广泛地用于结构中出现声、光、电、磁、应力、应变问题。
3. 1 模型的建立
利用有限元计算软件ANSYS, 对蒸汽冷凝管焊口处发生偏口后, 翼板槽口长度对焊口处应力水平的影响进行分析。网格划分采用SOLID185 六面体单元 ( 图3) , 共有节点152 250 个, 100 460 个单元。
为减小边界条件对焊口附近应力分析的影响, 根据圣维南原理, 分析计算时选取两固定端之间的1 200 mm长度蒸汽冷凝屏作为研究对象, 每片管屏由11 根蒸汽冷凝管与翼板交替焊接而成, 焊口在距离固定端600 mm处。蒸汽冷凝管材料T23 合金钢在常温下弹模约为204 GPa, 泊松比为0. 3。焊口处所用焊材与母材力学特性与相同。本文所述相关结构所用材料均为线弹性体, 各向同性材料。
3. 2 模型的边界条件
蒸汽冷凝管上下两端为固定端, 中间设置焊接缝, 在模拟计算时, 假定中间第6 根管发生偏口, 两侧10 根管均能准确对口焊接。蒸汽冷凝管在规定长度内 ( 一般为1 200 mm) 均与外部固定结构焊接, 重力与外部支撑结构的支持力相互平衡, 故重力影响忽略不计。在现场拼装时, 机组处于停机状态, 故管内没有内压作用。数值模拟时, 只模拟中间第6根管发生偏口, 其他10 根管均为准确安装, 荷载通过翼板传递到邻近的蒸汽冷凝管与外部约束上。
3. 3 模拟工况
分析偏口在0. 2, 0. 4, 0. 6, 0. 8, 1. 0 mm时, 翼板焊口处向上下各留264. 5, 300, 400, 500 mm槽口时蒸汽冷凝管屏焊口处应力最大值, 以及发生偏口与槽口长短对蒸汽冷凝管屏应力重分布的影响。
3. 4 结果分析
( 1) 在满足规范要求的前提下, 现场安装时仍然会产生较大的装配应力。数值仿真分析结果 ( 表1) 证明, 当管屏中出现偏口时, 增加冷凝管两侧翼板槽口长度, 强制对口完成时, 可以有效降低冷凝管焊口处的应力值。
mm
( 2) 如图4 所示, 要有效降低焊接残余应力与安装应力, 开槽长度需要大于400 mm, 才能满足在规范允许的偏口范围内, 焊口处的应力值小于T23钢材在常温下需用应力值。可以发现当偏口较大时, 增加槽口长度可快速降低焊口处应力最大值, 当偏口较小时, 增加槽口长度焊口处应力值变化较小。
( 3) 综合分析图5 以及各测点应力变化趋势后认为, 开槽长度在264. 5 ~ 300 mm时, 强制对口焊接后, 装配应力影响范围在5 ~ 9 根冷却管范围内, 应力释放效果不显著。
( 4) 开槽长度在400, 500 mm时, 其释放影响范围在3 ~ 5 根冷却管范围, 且释放效果也比较明显。由应力云图5、图6 对比可以看到, 冷凝管强制对口后, 翼板开槽500 mm比开槽264. 5 mm应力释放区明显变小, 应力最大值显著降低。
4 结论
( 1) 现场残余应力检测测试结果表明, 在焊口处应力水平较高, 且主要集中在发生偏口的区域, 所以减小偏口带来的安装残余应力可以有效降低蒸汽冷凝管屏整体以及焊口处的应力水平。
( 2) 数值分析表明, 当偏口1 mm、槽口长度为264. 5 mm时焊口处应力强度达到150 MPa, 接近常温下T23 钢材常温下许用应力强度值168 MPa, 这与现场检测情况相符。
( 3) 蒸汽冷凝管出现偏口时, 应当适当增加发生偏口蒸汽冷凝管两侧翼板槽口长度, 当300 mm≤槽口长度≤500 mm时, 蒸汽冷凝管焊口处应力强度得到有效降低。且开槽长度越长, 焊口处应力水平越低, 且对周围蒸汽冷凝管应力影响越小。
摘要：采用盲孔法现场测试残余应力和数值仿真分析相结合的方法研究超临界发电机组蒸汽冷凝管焊口部位的应力状态, 为爆管事故原因分析提供依据。管屏拼装过程中焊接和强制对口等因素所产生的残余应力和工作应力叠加, 部分管口会处于较高的应力水平, 有时甚至会超过其屈服强度。同时依据现场应力检测和数值模拟分析, 对蒸汽冷凝管壁开槽处理效果进行了分析论证。
关键词：蒸汽冷凝管,残余应力,盲孔法,数值模拟
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残余应力消除方法研究 篇4
残余应力是指没有对物体施加外力时,物体内部存在的保持自相平衡的应力系统。
金属构件(铸件、锻件、焊接件)在冷热加工过程中都会产生残余应力,高者在屈服极限附近构件中的残余应力大多数表现出很大的危害作用,如降低构件的实际强度,降低疲劳极限,造成应力腐蚀和脆性断裂。由于残余应力的松弛,使零件产生变形,大大地影响了构件的尺寸精度。因此降低和消除构件的残余应力就十分必要了。
1 建筑钢结构残余应力实例[1]
建筑焊接钢结构与一般的焊接构一样,同样存在焊接残余应力。以上海安亭蕴藻浜大桥为例,钢号为Q345B,σs=345MPa。其先在工厂进行箱型分段焊接,然后在现场进行拼焊。采用盲孔法对拼焊残余应力进行测量,结果如表一所示。
表一结果表明:下表面焊缝为先焊焊缝,残余应力水平比较低,而后焊接的上表面焊缝的应力水平则很高,个别值接近母材σs,平均值接近或超过σs/2水平。
2 残余应力产生的机理[2]
各种机械工艺,如铸造、切削、焊接、热处理、装配等,都会使构件内出现不同程度的残应力。从残余应力产生的原因来讲,可分成如下几类:
(1)机械加工引起的残余应力。这是金属构件在加工过程中最易产生的残余应力。
(2)温度不均引起的残余应力。大多数金属都不是纯弹性或纯塑性材料,在冷却过程中往往会发生塑性——弹性转变。
(3)构件尺寸公差引起的残余应力。在铆接、焊接、螺钉连接时,往往有公差配合问题。
3 残余应力消除方法有
残余应力的消除一般可以从设计和工艺两方面考虑。
对于焊接残余应力,设计的措施有:①焊接位置的安排要合理;②焊缝尺寸要适当;③焊缝的数量宜少,且不宜过分集中;④应尽量避免两条或三条焊缝垂直交叉;⑤尽量避免在母材厚度方向的收缩应力[4]。
有了好的设计还应该选择合适的焊接工艺,目前一般的焊接方式有平焊、立焊、横焊和仰焊四种,要根据具体情况选择我们需要的,具体的可以参照《钢结构工程制作安装便携手册》[5]。
3.1 自然实效法
自然实效法是在室外或者室内将铸件放置数周后,残余应力有所减弱的方法。自然实效法去除残余应力的作用很有限,一般最多下降10%。
3.2 热时效法
热实效法是将铸件加热到塑性状态的温度范围,在此温度下保温一定的时间,使应力消除,再缓慢冷却。热实效法是比较可靠且工艺相对成熟的残余应力去除方法,目前,热时效仍是一种主流工艺,其具有焊缝去氢、恢复塑性和消应力三重功能。一般认为热时效的消应力效果为40-80%,但是其存在局部热时效实施比较困难,耗能大,成本高,污染重的缺点。
对重要焊接构件先进行整体热时效,然后在现场与其它构件进行组合拼焊的工艺是建筑钢结构制造常采用的方法。需要强调的是焊后热处理并非绝对有利。一般情况下,焊后热处理有利于缓和残余应力,在对应力腐蚀有严格要求的情况下才进行。但是试件的冲击韧性试验表明,焊后热处理对熔敷金属和焊接热影响区的韧性提高不利,有时在焊接热影响区的晶粒粗化范围内还可能发生晶间开裂。焊后热处理是依靠高温下材料强度的降低来实现消除应力的,因此,在焊后热处理时,结构有可能失去刚性,对于采用整体或局部焊后热处理的结构热处理前,必须考虑焊件本身在高温下的自支承能力。如果要进行热处理,应根据构件的具体结构和承载状态选择合适的热处理温度和时间[6]。
3.3 TIG(钨极惰性气体保护焊)重熔
焊趾缺陷是一种焊道融合线上难以避免的小而尖锐、连续的缺陷,往往成为结构疲劳破坏的裂纹源。常采用TIG重熔工艺对焊趾进行修整,重建裂纹起裂前的状态,降低由于焊趾缺陷所造成的应力集中现象,以延长了疲劳寿命,同时TIG重熔也能改善焊缝区的横向残余应力。上海宝冶工程技术公司进行重型门式起重机大梁维修,对其拘束模拟焊接试板焊缝TIG重熔前后的残余应力,通过X射线方法进行测量,测定结果见表二。
由此可见:TIG重熔对于焊缝的纵向残余应力改善不明显,残余应力绝对值下降不大;但对于纵向残余应力的均匀分布有一定效果。但对横向残余应力有明显的改善效果,残余应力绝对值下降明显而且分布趋于均匀。考虑到建筑钢结构的载荷特点以及生产效率的要求,TIG重熔可在横向拘束应力大的焊道上,作为缓和横向残余应力、降低应力集中的辅助工艺。TIG重熔可以有效降低材料的质量损失,抑制裂纹发展,避免了大的物质剥落[7]。
3.4 振动焊接(VW or VCW)
振动焊接又称振动调制焊接、随焊振动,是目前国内外正在研发的新技术;在振动时效标准的附录中,已确认为可与振动时效组合的工艺之一[1]。其不改变原有的焊接工艺;在焊接过程,通过一个几百瓦的小激振器对构件注入频率和振幅可控的振动,即形成振动焊接。这种限幅的振动,势必对焊接熔池和热影响区产生一定的作用:
(1)当焊缝金属在熔融状态下,由于振动使气泡、杂质等容易上浮、排除。
(2)在结晶过程振动可细化晶粒,使焊缝的力学性能得到提高。
(3)温度大于600℃的区域,材料在强度逐步恢复的冷却过程中,伴随振动的热塑性变形,使逐步形成的焊接残余应力得到降低和均化,可减少焊接变形及焊接裂纹的形成。
国内外的研究和实验都表明,振动焊接工艺经济、简便、高效,特别是可以在大型焊接钢结构上实施,振动焊接在降低焊缝残余应力、减少工件变形、提高结构疲劳寿命、提高接头力学性能,即全面提高焊缝质量方面有显著作用。基于振动焊接的优点,在我国重大工程中,对一些采用热时效工艺有困难的结构,已开始试验振动焊接工艺,包括核聚变试验装置、大厚壁高炉炉体、大直径阀体等。若能加强振动焊接在建筑钢结构上的应用试验和技术标准的建设,振动焊接很可能成为补充、替代传统热时效的又一重要工艺。
4 结束语
残余应力不仅在建筑行业中普遍存在,在一些其他行业中也是很普遍的,比如现在航空工业、机械制造等。所以选择合适的消除残余应力的方法是很有必要,我们可以根据现场情况和残余应力的类别来选择合适的方法来消除残余应力,以上介绍的方法可以用来参考。
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喷丸残余应力及工艺参数优化 篇5
1有限元模型
1.1模型描述
本文考虑了单丸粒 (见图2a) 和多丸粒 (见图2b) 喷丸的有限元模型。弹丸半径为R, 单丸粒和多丸粒喷丸时靶材的尺寸分别选为10R×10R×5R和15R×15R×10R以削弱边界效应的影响。为了简化计算, 根据对称性取1/4的试件进行分析。对撞击位置附近的网格进行了细化。采用线性减缩积分单元 (C3D8R) , 每个模型划分为2万个单元左右。弹丸与靶材的接触面法向定义为硬性接触, 切向定义为无摩擦接触模式。在两个对称面和底面上分别约束其法向, 弹丸仅允许在2方向 (参照坐标系统) 自由移动。采用ABAQUS/EXPLICIT求解器, 分析时间取4×10-5 s。
弹丸为铸钢钢丸, 密度为5 500 kg/m3, 为简化计算视其为刚体。靶材为典型的结构钢, 密度为ρ=7 800 kg/m3, 弹性模量E = 184 GPa, 泊松比υ=0.3, 假定靶材的屈服服从Mises屈服准则, 屈服强度为σy=500 MPa, 塑性变形阶段假设为线性应变硬化, 应变硬化率为H=500 MPa。
1.2模拟过程和方法
质量的定义:靶材通过在材料属性中定义密度来赋予其质量。弹丸为刚体, 定义质量时先根据其密度和半径计算出其质量, 然后以点质量的形式将其赋在弹丸刚体的参考点上。
喷射速度和入射角α的定义:ABAQUS中速度是以场 (field) 的形式定义的。弹丸的初速度同样定义在刚性参考点上。在ABAQUS中不能直接定义弹丸的入射角, 应先求出初速度在三个坐标轴上的分量, 然后在三个方向上分别定义其速度分量。
为了获得稳定的残余应力场并节约计算成本, 将分析时间定为4×10-5 s。经计算验证, 计算结束时, 碰撞过程已经结束, 弹丸被弹开, 残余应力场稳定 (不随时间而变化) 。
典型的横向残余应力分布如图3所示, 图3中箭头所指方向为本文研究喷丸残余应力分布的路径。在结果后处理中, 沿图3中箭头所指方向定义路径, 并把该路径上的残余应力值提取出来, 即可得到残余应力沿深度方向的变化图。
2有限元结果分析
2.1喷射速度
图4a给出了在不同速度下横向残余应力σ33沿深度的分布图。可以看出随着喷丸速度的提高, σ33-h曲线向右偏移, 且应力幅值变大。图4b给出了残余应力场的四个特征参量随喷射速度的变化图。从图4b可以看出, 横向表面残余压应力σsrs随喷射速度的提高而减小, 而横向最大残余压应力σmrs则随喷射速度的提高而增加。喷射速度在低速阶段对残余应力改变作用较为显著, 而在高速阶段则趋于平缓。横向最大残余压应力深度δm与横向残余压应力场深度δ0均随喷射速度的提高而增加。
2.2弹丸尺寸
图5a给出了不同弹丸直径下横向残余应力随深度的变化曲线。不难看出随着弹丸直径的增大, σ33-h曲线向右偏移, 即残余压应力场深度增大。
图5b给出了残余应力场特征参数随弹丸直径的变化图。从图5b可以看出, 表面残余压应力在 d =0.6 mm时出现最大值, 而后随弹丸直径的增大而迅速减小。最大残余压应力对弹丸直径的变化不是很敏感。最大残余压应力深度和残余压应力场深度均随弹丸直径的增大而增加。
2.3入射角
在ABAQUS中定义载荷时先解除弹丸在3方向的约束, 将实际速度分别沿横向和纵向分解为v33=100cosα, m/s和v22=100sinα, m/s。
图7a给出了在不同的入射角下, 横向残余应力随深度的变化图。从整体趋势看, 随着入射角的增大, σ33-h曲线右移, 应力幅值增大。图7b给出了横向残余应力特征量随入射角的变化图, 可以看出横向表面残余压应力在15°—45°范围内随入射角的增大而减小, 直至转化为拉应力, 超过45°以后入射角对横向表面残余应力的影响不大。横向最大残余压应力在15°—45°范围内随入射角的增大而增加, 在45°—60°之间突然减小, 60°—75°之间变化不大, 75°—90°之间减小。入射角α=45°和90°时横向最大残余压应力大致相等。最大横向残余压应力深度和残余压应力场深度随入射角的增大而增加。
2.4覆盖率
单丸粒和多丸粒喷丸的有限元模型如图2a和图2b所示, 分别代表了较低和较高的覆盖率。为了突出多丸粒喷丸时相邻丸粒之间的影响, 取喷射速度v=200 m/s, 弹丸直径dshot=1 mm。横向残余应力随深度的变化曲线如图8所示。由图8可以看出单丸粒喷丸时的最大残余压应力比多丸粒喷丸时要大, 而多丸粒喷丸时可以获得较大的残余压应力场深度。覆盖率对最大压应力深度的影响不大。
2.5靶材屈服强度
图9a给出了不同的靶材屈服强度下横向残余应力沿深度的变化曲线。可以看出, 随着靶材屈服强度的提高, σ33-h曲线的应力幅增加, 且向左偏移。
图9b给出了残余应力特征量随靶材屈服强度的变化图。图9b显示靶材屈服强度对横向表面残余的影响不大, 而横向最大残余压应力则随靶材屈服强度的提高而增加。靶材屈服强度对横向最大残余压应力深度影响不大, 而残余压应力场深度则随靶材屈服强度的提高而降低。
2.6摩擦力
在前面的计算中定义接触时并没有考虑摩擦力的影响, 摩擦系数的大小与弹丸和靶材的表面光洁度有关。图10a给出了入射角α=90°, 摩擦系数 f=0 (无摩擦) 和0.5时横向残余应力随深度的变化图。不难看出, 摩擦力导致了最大残余压应力偏大, 表面残余拉应力偏小。摩擦力对最大压应力深度和残余压应力场深度没有影响。
图10 (b) 给出了入射角α=60°, 摩擦系数 f = 0和0.5时横向残余应力随深度的变化图。由图10 (b) 可以看出, 入射角α=60°时摩擦力对残余应力的影响要比垂直入射时更为显著。值得注意的是, 当入射角α=60°时, 摩擦力使得最大残余压应力值偏小, 这与垂直入射时的情况相反。入射角α=60°时, 摩擦力对最大残余压应力深度和残余压应力场深度的影响不大。
3结论
本文建立了喷丸三维有限元模型, 研究了不同喷丸参数对残余应力场的影响规律。通过对有限元结果的分析, 对于铸钢钢丸冲击结构钢靶材的情况而言, 喷丸参数取d=0.4 mm, v=120 m/s, α= 90°时可以获得最理想的残余应力分布。较低的覆盖率可以获得较大的最大残余应力, 但是却要以牺牲残余压应力场深度为代价。靶材屈服强度的提高会导致残余应力场深度的减小, 但对最大残余压应力深度的影响不大, 最大残余压应力随靶材屈服强度的提高而增加。垂直入射时, 摩擦力使最大残余压应力偏大;倾斜入射时, 摩擦力使最大残余压应力偏小。
参考文献
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钢结构焊接残余应力分析 篇6
1 残余应力的分类
焊接冷却后焊件中仍有未消除的应力, 这些残余在焊件中的应力通常就是大家所说的焊接残余应力。残余应力的方向也是有区别的, 因此才把残余应力分为纵向、横向和沿焊缝厚度方向的残余应力三种。
1.1 纵向焊接残余应力
由于在焊接时出现不均匀受热和冷却的影响, 在进行焊接的过程中会形成温度不同的温度场。温度场不同其膨胀程度也有所不同, 焊缝及其附近的温度高膨胀的也最大, 临边温度较低膨胀小, 相对来说会塑性压缩。等到焊缝冷却后被塑性压缩的区域要比其他区域的长一些, 这就形成了焊缝区的纵向残余应力。
1.2 横向残余应力
形成横向残余应力的原因概括起来一方面是在焊接时焊缝纵向收缩, 钢板向外弯曲形成弓形。焊缝将两块钢板连成一体不分开, 所以在焊缝的中间有了横向拉应力, 在两端有了横向压应力。另一方面, 在对焊缝进行焊接时, 焊接位置不同, 冷却的时间也会有所区别。先焊到的焊缝先冷却下来, 具有一定的强度, 后面的焊缝由于尚未冷却, 冷却下来的焊缝就会组织后来焊缝的横向自由膨胀, 发生横向塑性压缩变形。焊缝的横向残余应力和横向应力、施焊方向、先后次序密切相关, 所产生的横向残余应力就是在横向拉应力和横向压应力共同作用的结果。
1.3 沿焊缝厚度方向的残余应力
如果钢结构比较厚, 要采用多层施焊的焊接方式。所以焊接时除了存在横向残余应力和纵向残余应力外, 沿焊缝厚度方向还存在着一种残余应力。这样会降低钢结构连接的塑形, 进而导致钢结构发生脆性破坏, 影响结构性能和工程质量。
除此之外, 残余应力不单单指这三种力, 如果焊件处在约束状态, 如焊件被固定或是汉奸本身刚度就比较大的情况下进行施焊, 焊边残余应力由于不能自由伸缩变形, 残余应力就会增加, 且依照约束程度的强弱残余应力也会发生相应变化。
2 产生残余应力的原因分析
2.1 直接应力
焊接时不均匀的加热和冷却作用形成了温度梯度, 是产生残余应力的最主要的因素, 因此有必要对温度梯度对残余应力的影响做进一步的分析。在进行施焊时如果各部分受热不均匀, 其热膨胀的位置也就不同, 各部位之间相互制约就会形成热应力。在冷却的过程当中各部分的冷却时间不一致, 热应力同样会发生变化。
2.2 间接应力
间接应力主要指焊前加工状态时受到的压力, 此外如果焊接受到外界条件的制约而产生的附加力也属于间接应力。加工时的应力主要是焊件在焊接前需要经过轧制或拉拔, 所以会产生间接应力。间接残余应力有时不是孤立存在的, 在某些特定场合下会叠加到焊接残余应力上形成合力, 对日后焊接变形也会产生一定的影响, 不过这种影响不是很明显。
2.3 组织应力
通常情况下组织应力因含碳量和材料其它成分不同而有所区别, 因此需要考虑发生相变的温度和平均冷却速度对组织应力的影响。
3 Dat降低残余应力的措施
我们都知道, 要想完全消除残余应力是不可能的, 但我们可以通过一些举措来降低残余应力。为了提高钢结构的整个承载力和增强钢结构的安全性能, 我们可以消除残余应力的集中和叠加问题, 把应力均匀分布开来。
3.1 振动时效法
长期的焊接实践经验表明, 振动时效法对于降低焊接残余应力的作用非常明显, 具体表现在它不受钢结构尺寸、形状、重量等因素的制约, 具有周期短、效率高和无污染的很多优势。因此可以选择有效的振型, 对钢结构关键部位施加适度应力, 振动时可以降低和均化残余应力, 能够有效保证钢结构的稳定性。而且在环状钢结构中, 振动时效法还可以稳定构件行为尺寸, 并且效果极好。
3.2 采取合理的焊接顺序
焊接顺序应遵循先焊中间后焊四周的方法进行施焊, 这样可以使焊缝从中间向四周一次进行收缩。如果平面上出现交叉焊缝, 应该重点留意交叉处的焊接质量。若是靠近纵向焊缝的横向焊缝处出现未焊透的情况, 且未焊透的位置正好在纵焊缝的拉伸应力场中, 就会形成三向应力。
3.3 间断焊接法
间断焊接法可以使焊接区附件的金属长期处于冷却状态, 减低了钢结构的热度, 减小了焊接应力。方法是根据钢结构的具体情况间歇性的进行焊接工作。比如在对铸铁进行电弧冷焊时, 每次把一段很短的焊缝焊接完毕后, 稍微停留一段时间再焊接下一段。
3.4 减小焊缝尺寸
设计要求, 在深化设计的过程当中, 应充分考虑局部加热循环二引起的焊接内应力, 消除焊缝越大越安全的错误观念。施焊过程中要控制好焊缝尺寸和余高, 优化焊缝尺寸, 控制好焊缝坡口, 并且尽量采用双面坡口。
3.5 减小焊接拘束度
焊接时构件受到的约束力越大其焊接应力就越大, 钢结构的质量会受到影响。所以在焊接时应尽量保证焊缝处受到尽量小的约束力。例如遇到长构件的焊接时, 可以拼接板条, 十七在自由状态下施焊, 千万不可等到组装时再施焊。按照施工工艺应现将其进行拼接, 再进行组装焊接。如果组装完毕后再进行施焊, 其各个部位都无法自有收缩, 约束力会大大增加, 残余应力也会相应增加。
3.6 对构件进行分解施工
常体积较大, 焊接起来相对复杂, 可以把大型钢结构分成若干部分分别进行焊接。等到焊接结束校正合格后再进行总装焊接工作。
3.7 补偿加热法
采用焊前预热的方法, 可以减少焊接热输入的流失, 避免焊缝在焊接时产生裂缝。即当板厚比较厚时, 就需要采取一定的措施来完成焊接任务。通常情况下可以对焊缝周围的一些区域进行加热, 加热的温度根据板的厚度和木材碳当量的情况来确定。某条焊缝经过预热进行施焊时, 焊缝区域的温度相对比较高, 随着焊缝焊接工作的开展, 该部分区域必然会发生热胀冷缩的自然现象, 但是该区域仅占整个工作面的一小部分, 另外, 一部分母材处于常温状态或是冷却状态, 会对焊接的那部分区域产生很大的约束力, 从而形成很大的应力, 严重时还会产生裂纹。如果这时能够在焊缝区域的对称位置进行加热, 把温度控制在略微高于预热温度的范围内, 并且在焊接的整个过程当中都持续进行加热工作, 就会大大改善应力较大的状况, 钢结构的变形问题也会大大改善, 保证了钢结构的美观外形和质量。
4 结束语
综上所述, 焊接残余应力对钢结构的使用性能和工程质量是一个很大的制约因素, 采取有效的措施把残余应力降至最小是笔者的初衷。在本文中对于钢结构焊接残余应力的分析如有不妥之处, 还望读者能够给予更好的建议。
参考文献
[1]商广泰, 蒋凤昌.钢结构焊接残余应力的ANSYS分析.广东建材, 2005 (2) :54~55.
薄壁零件残余应力的涡流法检测 篇7
1薄壁零件应力分析
由于强度低, 薄壁零件在外力作用下容易发生弯曲变形。这里主要分析纯弯曲和剪切弯曲两种变形情况。
(1) 纯弯曲试件残余应力分析。在试件中间施加拉力, 如图1所示, 在材料下表面产生拉应力, 上表面产生压应力。有研究证明, 对材料施加拉力, 在拉伸侧表层发生塑性伸展, 卸载后存在残余压应力[1];而压缩侧发生塑性压缩, 卸载后为残余拉应力。为了得到其所对应的残余应力值的大小, 在试件卸载后, 要对该试件进行重新加载。二次加载方式为缓慢加载, 同时对试件表面的磁特性进行实时测量。当磁特性信号与初时值相同时, 施加的拉力值大小即反映了试件表面残余应力值的大小[2]。
(2) 剪切弯曲试件残余应力分析。选用如图2所示的悬臂梁模型, 在端部施加载荷P。在载荷P作用下, 梁上部受拉, 下部受压。拉力释放后, 由于塑性变形的作用, 分别在上部产生残余压应力, 在下部产生残余拉应力。这里, 可以通过选择测量悬臂梁中间位置的磁来检测该截面的残余应力分布[3,4]。
2涡流检测过程及结果
试验中, 由于一定大小的残余应力场较难控制, 因此选择对薄壁零件施加一大小固定、分布均匀的应力场进行测试。要获得薄壁零件内部残余应力分布情况, 可以通过改变涡流探头激励频率来检测其变化, 也可以尝试通过改变检测时涡流探头的提离高度来分析其变化。检测过程如下:
(1) 选择一初始应力状态, 将涡流检测信号归零;
(2) 在应力状态不变的情况下, 通过改变涡流探头激励频率进行信号采集;
(3) 改变应力状态, 重复 (5) 过程;
(4) 在同一应力状态、同一激励频率下, 通过改变涡流探头提离高度进行信号采集;
(5) 改变探头激励频率, 重复 (4) 过程。
通过对检测结果进行分析, 可以发现:
(1) 涡流探头激励频率过低, 涡流检测信号对应力的变化辨识度不高;激励频率过高时, 受肌肤效应影响, 涡流检测信号只能够反映出试件表面应力值的变化, 不能够反映其内部应力分布情况, 因而涡流检测信号随激励频率变化不大 (见图3) 。
(2) 在相同的应力状态和激励频率下, 涡流检测信号随探头提离高度的增大变化比较明显。当提离高度过大时, 涡流检测信号主要受外部环境影响比较大, 在探头激励频率作用下变化不明显, 不能反映试件内部应力分布情况 (见图4) 。
可见, 在使用涡流检测方法对薄壁零件进行应力检测时, 涡流检测探头应该在较低的提离高度下进行信号采集, 同时应该选择中频检测探头进行检测。要注意, 探头激励频率不能过低, 也不能过高。
摘要：薄壁零件目前广泛应用于航天、航空领域, 且在机械加工、使用性能方面都有一定要求。要使薄壁零件具有一定的高温承载能力, 就需要注意机械加工过程所产生的应力对薄壁零件性能的影响。涡流检测具有肌肤效应, 通过涡流检测方法来检测薄壁零件的加工残余应力, 其结果能更好地反映其内部应力值大小。
关键词：薄壁零件,残余应力,涡流
参考文献
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