表面预应力（精选6篇）
表面预应力 篇1
1 工程概况
某高速公路大桥由8孔,16 m跨径组成桥长148.04 m,路面宽26.0 m。结构类型桥墩基础为扩大基础。下部结构柱式墩、U型台。上部结构为16 m预应力混凝土空心板。
另一座大桥由5孔,20 m跨径组成桥长104.04 m,路面宽26.0 m。结构类型桥墩基础为钻孔灌注桩基础。下部结构柱式墩、柱式台。上部结构为20 m预应力混凝土空心板。
两座大桥预应力混凝土空心板上面浇注路面混凝土。然后铺设沥青混凝土路面。16 m和20 m预应力混凝土空心板采用C50混凝土。16 mm空心板192榀;20 m空心板120榀。另外还有其他天桥、分离立交桥、互通桥等小桥,预应力混凝土空心板共580榀。混凝土数量5 220 m3。
浇注后的混凝土预应力梁表面有大面积的云斑、砂线。部分地方有漏石、漏浆现象、表面有裂缝。混凝土表面质量较差,严重影响了混凝土的外观质量。
2 基本情况
2.1 原材料
水泥采用普通硅酸盐强度等级42.5水泥。细集料Ⅱ区中砂。粗集料采用5～10 mm和10～20 mm石灰石碎石。水采用河水,经检验符合《公路桥涵施工技术规范》的拌和用水。外加剂采用复合高效减水剂。混凝土配合比如表1。
2.2 混凝土搅拌机
混凝土搅拌机采用JSY500型双卧轴强制式混凝土搅拌机。主要技术参数如表2。
供水系统由水泵、吸水管、上水管、喷水管、引水杯组成。控制供水量采用JS11J时间继时器可以延时0～99.9 s。
2.3 预应力混凝土空心板
跨径16 m预应力混凝土空心板宽99 cm、高80 cm。减掉芯模尺寸,两侧壁厚各16 cm。顶面与底面混凝土厚度各12 cm。
跨径20 m预应力混凝土空心板宽99 cm、高90 cm。减掉芯模尺寸,两侧壁厚各18 cm。顶面与底面混凝土厚度各12 cm。
2.4施工工艺
用铲车把粗、细集料装进集料斗。混凝土配合比输入计算机自动计量。混凝土搅拌时间180 s。采用0.5 m3的锥型立式集料斗装混凝土,用龙门吊车把混凝土浇注入模。先浇注芯模底层的混凝土。然后安装芯模,浇注侧墙、顶板混凝土。混凝土振捣采用φ50 mm的高频振捣棒,空心板的两端四块模板上各安一台附壁式振捣器。混凝土表面用小型平板振捣器振捣。用铁抹子把混凝土抹光。
3 原因分析
3.1 混凝土
3.1.1 水泥
混凝土在浇注时泌水率较大,我们分别选取甲厂生产的普通硅酸盐52.5水泥、普通硅酸盐42.5 R型水泥。乙厂生产的普通硅酸盐52.5水泥、普通硅酸盐42.5 R型水泥进行对比试验。结果如表3和表4。
试验结果分析
1)甲乙两厂生产的P.O 52.5水泥的标准稠度和凝结时间基本一样。
2)甲乙两厂生产的P.O 42.5 R型水泥的标准稠度相差1.0%。凝结时间初凝相差32 min,终凝相差39 min。
3)掺复合高效减水剂,甲乙两厂生产的P.0 52.5水泥的标准稠度基本相同。凝结时间初凝和终凝分别相差26 min和19 min。
4)掺复合高效减水剂,甲乙两厂生产的P.O 42.5R型水泥的标准稠度相差1.2%。初凝时间相差1 h15 min、终凝时间相差1 h19 min。
3.1.2 混凝土
我们对两个水泥厂生产的两种强度等级的水泥分别进行混凝土的泌水率试验。其结果如表5。
从试验结果可以看出:
1)乙厂生产的普通硅酸盐52.5水泥配制的混凝土泌水率大于甲厂生产的普通硅酸盐52.5水泥。
2)混凝土中掺入复合外加剂后可以降低混凝土的泌水率。
3)当水泥用量在440 kg/m3,砂率为37.5%,5～10 mm碎石占40%、10～20 mm碎石占60%时,混凝土的泌水率是0.57%～0.93%。
4)当水泥用量在440 kg/m3,砂率为37.5%,5～10 mm碎石占30%、10～20 mm碎石占70%时,两种水泥配制的混凝土泌水率是0.06%、0.07%,仅相差0.01%。
5)旋窑水泥厂生产的水泥熟料质量越高,掺入水泥中的非活性混合材料也越多。乙厂生产的普通硅酸盐52.5水泥中掺入7%左右的火山灰混合材料,对混凝土的泌水性也有一定的影响。
3.2 骨料的含水率
首先混凝土在搅拌之前,细集料和粗集料都进行含水率的测定。根据含水率的大小计算工地现场施工配合比。在施工中由于汽车运进含水率比较大的细集料时,开铲车的司机往往不注意,图方便随意将新进的细集料铲入集料斗中,使混凝土的坍落度增大。
其次,当下雨以后,混凝土浇注数量较大时,料堆表面的细集料和里面的细集料含水率不一样,如果不及时测定骨料的含水率,调整配合比也能增大坍落度。
另外,搅拌机的计量水表由于天气潮湿。电子元件失灵,造成时间继时器计量不准。采取人工手动加水,难以掌握混凝土的实际用水量。
3.3 振捣与浇注
预应力混凝土空心板两侧壁厚仅有16～18 cm。配有φ12的钢筋、φ8的箍筋,加上两侧各有两根波纹管。使高频振捣器难以插入混凝土中。因此,操作者用高频振捣器插入模板与钢筋之间,用振捣器震动模板下灰。模板产生震动,使原来已经震好的混凝土与模板之间产生空隙,上面的水流入产生砂线。
16 m预应力混凝土空心板高80 cm;20 m预应力混凝土空心板高90 cm。在浇注12 cm高后,安装芯模。然后混凝土一次入模,高度在70～80 cm。操作者害怕漏震,将高频振捣器深深插入混凝土中,长时间地振捣。使粗集料下沉、密聚造成云斑。
由于入模的混凝土下料高度高,振捣时间长。搅拌、运输、吊罐、下料的各工序不协调。使入模的混凝土拉长,不能及时振捣,混凝土表面水分蒸发,降低了混凝土的和易性,又延长了振捣时间。
浇注完的混凝土表面有浮浆和泌水现象。不及时清除而留在混凝土表面。混凝土中的水分蒸发,混凝土表面产生收缩裂缝和干缩裂缝。
同样浇注完的混凝土不及时养护也能产生收缩和干缩裂缝。
3.4 模板
钢模板在组装时,模板之间接缝处理不好。浇注混凝土时,水泥浆从模板缝流出,造成混凝土表面漏石、漏浆现象。影响了混凝土的外观质量。
4 改正措施
1)在施工中严格控制骨料的含水率。及时做含水率试验,调整工地施工混凝土的配合比,并更换计量不准的时间继时器。
2)外加剂的掺入由原来的滞水法,改为与干料一起投入料斗进行搅拌。当地湿度较大,进场时间较长的外加剂容易结快,因此要过筛剔除。外加剂经计量后投入干骨料中。
3)骨料进入搅拌机后,先搅拌5～10 s,再加水搅拌。混凝土搅拌最短时间2 min。
4)以前模板脱模剂采用废机油,现在采用食用色拉油脱模。模板组装要严密,模板之间的接缝不允许有缝隙。
5)混凝土搅拌、运输、吊罐、浇注要协调一直。根据混凝土的浇注速度,统筹安排搅拌、运输、下料时间。混凝土下料分为四层浇注,严禁过震。
6)混凝土表面的浮浆要及时清除,消除松顶现象,防止混凝土表面干缩裂缝和收缩裂缝。混凝土浇注完毕,要及时覆盖浇水养护,防止混凝土表面裂缝。
7)提高操作人的质量意识观念,加强质量责任制。
5 改进后的效果
通过混凝土外观质量缺陷成因分析并进行整改以后,新搅拌的C50混凝土和易性明显改善。采用新的工艺和振捣方法,浇注的预应力混凝土空心板其侧面感观质量有明显的改观。砂线、露石、漏浆、表面裂缝现象已消除,云斑、水纹基本消失。浇注过程中已观察不到泌水现象。预应力混凝土空心板的外观质量显著提高。
摘要：混凝土不但要注重内在质量,而且外观质量同样不能忽视。对于公路工程的混凝土其外观的感观质量更为重要,但是影响外观质量的因素是多方面的。因此,浇筑优良质量的混凝土,不能疏忽施工中的各个环节。主要对混凝土预应力梁表面质量缺陷的成因进行分析并防治。
关键词：混凝土,表面质量,缺陷
表面预应力 篇2
由于固体表面附近几个原子层内的原子处于不同于内部的环境[1], 其晶格常数也不同于内部。当洁净固体表面被同质或异质吸附原子覆盖时, 将引起表面应力的改变, 称之为吸附诱导的表面应力。吸附物的存在会在很大程度上修饰表面应力。近来在众多科学领域, 表面吸附对底物表面应力影响问题的相关研究相当活跃[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,17]。在表面物理方面, 吸附对底物表面应力的影响被认为是固体表面重构的驱动力[2,3,4,5,6]。在薄膜材料中, 吸附层对表面 (界面) 应力的影响对晶体外延、成核、断层等是至关重要的[6,7,8,9,10]。在超分子和生物化学方面, 在界面上分子自组织和生物分子识别能够借助于吸附诱导的表面应力变化来研究[11,12,13]。与此相关, 原子力显微镜 (AFM) 、光学镊子和磁珠实验等在这方面的应用具有类似的物理依据[12,14]。在电化学的热力学研究方面, 吸附层对表面应力的影响、固体电极表面应力的符号性质等问题曾引起长期争论[15]。最近, Ibach小组[18]关于表面应力-电极势曲线的实验进一步激发了这种争论[15]。关于吸附层对表面应力影响问题的解释虽然已有一些理论工作[2,19,20,21,22], 但是没有一种理论能够统一自洽地解释主要实验事实, 也没有一个严谨的系统表面应力理论[19]。
目前, 大多数有关表面应力的理论计算都集中于洁净表面的表面应力绝对值, 与之相比, 有关吸附诱导的表面应力变化的计算则很少[5,20,23]。对于Au (111) 电极上卤素离子吸附层的电压缩现象, 本课题组曾建立了一个统计热力学理论, 能较好地解释有关实验结果[24]。本研究拟用类似的方法, 以Br-为例建立阴离子吸附层对Au (111) 电极表面应力贡献的统计热力学理论, 具体计算Au (111) 电极表面Br-吸附诱导的表面应力及其各项横向相互作用能的贡献。经过计算得到:总的表面应力是压缩性的, 且在表面吸附层应力的多种物理起源中, 通过底物分子间的作用力有着决定性的贡献, 揭示了分子的吸附能间接地起着重要作用。其它阴离子吸附层对表面应力的贡献原则上可用本研究作类似处理, 但对多组分共吸附的理论研究尚待进一步开展。
1 理论
本研究采用与文献[24]相似的物理模型、统计热力学方法和基本公式, 这里简述主要结果。
1.1 物理模型和配分函数
假设金属Au (111) 电极表面上卤素离子吸附单层构成由卤素离子均匀组成的准二维格子气模型。单晶电极表面上卤素吸附层所有分子构成正则系综, 采用在电极表面吸附体系中广泛采用的Bragg-Williams近似, 可以用如式 (1) 所示的配分函数来描述金属电极表面的卤素离子吸附层:
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式中:NS和NA分别表示底物上可以占据的位置数 (即吸附位) 和已经被吸附分子占据的位置数, 每一个吸附位的配位数都是Z;j (S) (T) 是频率为vx、vy和vz的三维谐振子的配分函数[24];U为在吸附离子-底物相互作用能U (xyz) 最小处的势能。V为吸附离子之间的平均相互作用能, 又叫横向相互作用能:
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式中:undefined是吸附物相对于底物的覆盖度;W为吸附离子之间的有效对相互作用能:
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式中:Vij是2个吸附离子i与j之间的对相互作用能;undefined是对吸附层中除i点之外的所有格点求和。
在金属电极表面的卤素离子吸附层的自由能函数为:
F=-kTln (PF) (4)
根据式 (4) 并利用一些基本的热力学关系, 就可以推导出Br-吸附单层的一些热力学方程, 由此计算其各种热力学性质。
1.2 表面应力的统计热力学公式
根据弹性力学可知, 一切固体在受到外力作用时, 除了产生整体的运动外, 质点间的相对位置都要发生变化, 固体的形状和体积也随之发生变化, 从而产生应力、应变。Au (111) 电极上Br-吸附层构成平面六方结构, 应力可以用Δg来表示[19,20,21]。
根据以上定义, 表面应力的统计热力学表达式为[19,24]:
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式中:A为受力面积, aS=A/NS且A=aNA, a为单个吸附离子的面积。由文献[24]的论证可知, 式 (5) 中dU/da=0, (d/da) lnj (S) (T) ≈0, 类似于文献[24]中的推导, 可以得到:
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即金属电极表面上卤素离子吸附单层的表面应力的统计力学公式, 它只与体系的构型数、吸附离子之间的有效对相互作用能及其对θ的偏导数有关。
式 (3) 中吸附离子i与j之间的对相互作用能Vij, 通常可以表示成它们之间距离rij的负幂次级数形式, 即:
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式中:Cn是对相互作用能的系数。利用该关系, 有效对相互作用能W变成:
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式 (8) 中对j的求和依赖于金属电极表面吸附层中离子排列的具体形式, 即吸附层结构, 一般有undefined, An是格子和, 对于平面六方形结构其值列于表1中[25]。r是最近邻距离。
因此有效对相互作用能W可以表示为:
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将式 (10) 代入式 (6) , 得到六方形卤素吸附层在金属电极表面上表面应力的基本计算公式:
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1.3 吸附层中卤素离子之间的作用力
从化学吸附理论的角度进行分析表明[26,27,28,29], Au、Ag、Pt等金属电极表面上卤素吸附层的横向相互作用能主要包括以下几种: (1) 吸附离子之间的静电相互作用能; (2) 诱导能, 即因电极势而产生的诱导偶极-诱导偶极相互作用能; (3) 包含Van der Waals吸引力和Pauli排斥力在内的Lennard-Jones势; (4) 吸附层内的多体相互作用, 如三体相互作用等; (5) 通过底物的相互作用能。
1.3.1 通过底物传递的相互作用能
在固体表面上, 化学吸附分子直接相互作用往往是短程、较弱的, 间接地通过底物的相互作用是重要的、有意义的[22,26,27,29]。它主要起源于以下几种物理机制: (1) 在金属上化学吸附层中, 吸附分子的电子云通过金属底物的导带相互耦合, 从而产生通过底物电子的相互作用[30]; (2) 由于分子吸附底物格子发生形变而产生的弹性相互作用能 (或者通过声子传递的相互作用能) [22,29]; (3) 在物理吸附层中, 底物作为第三者与2个吸附分子的多体相互作用的色散能, 形成通过底物作用的色散能[31,32]; (4) 如果吸附分子的半径大于底物格子最近邻距离, 则2个分子吸附在最近邻点时将偏离表面吸附势能最低点位置, 使吸附能减少, 从而产生2个吸附分子间通过底物的表观排斥能[33]。这4种通过底物的相互作用能有以下共同的特点[22,26,27,28,29,30,31,32,33]: (1) 都是排斥力。 (2) 它的大小与分子间吸附能成正比 (或正变) ; (3) 相互作用是长程的, 反比于吸附分子间距离r的三次方 (∝r-3) ; (4) 由于作用复杂往往没有解析的计算公式。除了数值计算外, 往往需要采用简化的实用的近似表达式, 例如写成正比于P0/r3的形式, P0是单个分子吸附能的绝对值。
在物理吸附层中, Sinanoglu等[31]提出并发展了通过底物的色散作用能。Sinanoglu-Pitzer-McLachlan能最简化的表达式为[27,34]:
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式中:α为吸附离子的极化率, S3/L3为单个离子吸附能的绝对值, S3为吸附离子-底物相互作用的力常数, L为表面吸附层到底物之间的垂直距离, 9/16为一经验参数。由于Br-在Au (111) 电极表面上的吸附能约为1eV/mol, 属于弱化学吸附, 等价于强的物理吸附。为了简化计算, 采用类似式 (12) 中Sinanoglu-Pitzer-McLachlan能的形式来表示卤素离子吸附在金属电极表面上的间接相互作用能。考虑吸附层结构的格子和An后得到[24]:
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式中:Wsub的单位是eV, r和L的单位是Å, α的单位是Å3。
1.3.2 静电相互作用能
众多的实验结果都表明, 在水溶液体系中, 卤素离子化学吸附到金属电极表面上均经历一个自发的氧化和电荷转移过程, 最后, 在金属电极表面形成卤素吸附层, 也就是说, 每个卤素离子仅带有很小的电荷 (-1-γ) e。类似于Langmuir处理铯 (Cs) 在钨 (W) 表面的方法[35], 经过推导, 吸附离子之间的静电相互作用能是[24]:
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式中:Wel的单位是eV, L和r的单位是Å。
1.3.3 诱导相互作用能
吸附离子间的诱导偶极-诱导偶极相互作用能是[24]:
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式中:μundefined是当电极势E′为0时的偶极矩, α为吸附离子的极化率, Wind的单位是eV, μ0和μundefined的单位是Debye, E′的单位是V, L和r的单位是Å, α的单位是Å3。
1.3.4 Lennard-Jones势
把由于满壳层波函数重叠所引起的吸附离子之间的Pauli相互作用和它们之间的范德华吸引相互作用综合在一起, 得到Lennard-Jones势[24]:
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(16)
式中:WL-J的单位是eV, r0是吸附离子的范德华直径, 单位是Å, ∈的单位是K。
1.3.5 非加和三体相互作用势
除以上几种相互作用能外, 卤素吸附层中还存在非加和性的三体相互作用势[24]:
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式中:υ为三体相互作用势的强度, 单位是eV·Å9, Wthr的单位是eV。
总结以上卤素吸附层中横向相互作用的各个分量, 得到了式 (10) 中有效对相互作用能的系数Cn (n=3、5、6、7、9、12) :
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C6=-1.725×10-4∈rundefined (18)
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C12=8.625×10-5∈rundefined
式中有关Br-的参数列于表2, 其它卤素离子的有关参数说明见文献[24]。
这样, 利用式 (6) 、式 (10) 、式 (11) 和式 (18) 可以计算Au (111) 上Br-吸附层对表面应力的贡献。
2 结果与讨论
2.1 Au (111) 电极表面Br-吸附单层对表面应力的贡献
利用式 (6) 和式 (11) 计算了吸附在Au (111) 表面的Br-对表面应力的贡献Δg随覆盖度的变化, 结果中表3和图1所示。计算结果表明: (1) 计算的总表面应力是压缩性的, 符号性质与文献[11]的实验结果相符, 从而解决了以往理论与实验的矛盾; (2) 在高覆盖度区域, 表面应力Δg与覆盖度θ近似呈直线关系, 但是在低覆盖度区域, 虽然Δg随θ的增大而增大, 但并不是严格的直线关系。Magnussen等[36]的表面X射线散射实验表明, 卤素离子是单层密排在Au (111) 表面, 当θ比较大时, 吸附层主要由卤素离子组成, 为单层有序排列。当θ比较小时, 吸附离子为单层排列。本研究的计算结果较好地解释了高覆盖度区域的实验事实。
在本研究关于金属电极表面吸附诱导表面应力的物理模型和理论计算中, 采用了Bragg-Williams近似方法, 把吸附体系看作是一个正则系综。在Bragg-Willams近似下, 对构型简并度和平均最近邻相互作用能的处理是基于分子在吸附位上随机分布来进行的。
实际上, 这种方法经常被用来处理分子在金属电极表面上的吸附问题[37,38]。正如Price等[34]所指出的在接近饱和吸附时, Bragg-Willams近似相当于假设少数非相互作用空位的一种随机分布, 应用于接近饱和吸附时比应用在低覆盖度区要好。而计算结果也显示, 在高覆盖度区域, 因金属表面的绝大部分吸附位已被占据, 相当于极少数空白吸附位的随机分布, 符合Bragg-Willams的假设, 因此表面应力Δg与覆盖度θ近似呈直线关系;在低覆盖度区域, 虽然Δg随θ的增大而增大, 但并不是严格的直线关系, 说明该理论模型用于低覆盖度区域还存在一些缺陷。
2.2 横向相互作用能各分量对表面应力的贡献
根据计算表面应力的式 (6) , 表面应力主要由2个部分构成:吸附层中横向相互作用能及其偏导数的贡献以及构型熵的贡献。其中, 横向相互作用能由5项组成: (1) 通过底物传递的相互作用能; (2) 吸附离子之间的静电相互作用能; (3) 诱导能, 即因电极势而产生的诱导偶极-诱导偶极相互作用能; (4) 包含Van der Waals吸引力和Pauli排斥力在内的Lennard-Jones势; (5) 吸附层内的多体相互作用, 如三体相互作用等。为了深入讨论表面应力的物理起源, 计算了各项相互作用能以及构型熵的贡献, 如表4 (单位:N/m) 和图2所示。
由表4第3、4列数据可见, 在同样覆盖度下, 静电相互作用能和诱导能对表面应力的贡献非常接近, 故2条曲线非常靠近。为明晰起见, 将表面应力Δg在-0.1～0.1N/m范围部分局部放大见图2 (b) 。
由表4和图2可知, 在表面应力的各项中, 除了Lennard-Jones势的贡献为正, 其它各项的贡献均为负值, 使表面应力为一个压缩力。在它们之中, 通过底物传递的相互作用能和静电相互作用能的贡献是决定性的, 并且前者比后者大得多。在低覆盖度时 (θ≤0.35) , 构型熵的贡献也很重要。
2.3 吸附能对表面应力的贡献
吸附能有直接贡献和间接贡献2部分。前者包括吸附诱导的底物表面弹性变形, 引起的吸附层中吸附能的变化以及通过电荷转移机制[2,18]或其它化学吸附过程的直接贡献dU/da。后者主要是通过底物传递的相互作用能Wsub的间接贡献。Schmickler等指出, 对于溶液中阴离子的吸附, 吸附能为常数, 因此dU/da=0。在本研究和文献[24]中都假设dU/da=0, 即吸附能的直接贡献为零。事实上, dU/da=0的假设在多种表面吸附层的统计热力学计算中常常被采用[39,40], 是格子气模型的基本结果[41]。一些支持假设dU/da=0的实验证明见文献[24]。
由表4的计算结果可以看出, 通过底物的相互作用能对于吸附诱导的表面应力有着决定性的贡献。因此, 吸附能的间接贡献是很重要的。总的来说, Au (111) 表面上阴离子的吸附能对表面应力是很重要的。这些结果与文献[2,18,20]中的理论本质上是联系在一起的, 只是采用了不同的途径。
3 结论
车铣加工表面层残余应力的研究 篇3
1 残余应力的定义、分类与产生机理
1.1 残余应力的定义
残余应力以平衡状态存在于物体内部, 是固有应力域中局部内应力的一种。残余应力是一种小稳定的应力状态, 当物体受到外力作用时, 作用应力与残余应力相互作用, 使其某些局部呈现塑性变形, 截面内应力重新分配:当外力作用去除后, 整个物体山于内部残余应力的作用将发生形变。
1.2 残余应力的分类
第一类残余应力, 标记为σr1。它在材料较大范围内或许多品粒范围内存在并保持平衡, 在多个连续品体范围内保持常数, 它的大小、方向和性质可用通常的物理或机械方法进行测量。如果第一类残余应力所产生的力或力矩的平衡状态遭到破坏, 将导致构件宏观尺寸的变化。通常山于切削加工产生的残余应力是指宏观残余应力。根据加工残余应力的性质小同, 可分为残余拉应力和残余压应力, 应力的大小随表层的深度面变化。
第二类残余应力称为微观结构应力 (Structural stress) , 标记为σr11。它存在于品粒尺度内且保持平衡, 在一个或几个品粒的部分范围内保持均匀。如果第二类残余应力平衡状态得到改变, 也会造成宏观尺寸的变化。
第三类残余应力称品内亚结构应力 (Substructural stress) , 标记为σr111。它是在品粒若干个原子范围内存在并在品粒的小部分内保持平衡, 在品体亚结构范围内大小小均匀。第三类残余应力平衡状态的破坏, 小会引起宏观尺寸的变化。
在大多数情况下, 宏观残余应力与微观残余应力总是同时存在的, 产生第一类残余应力的加工过程必须伴随第二、第三类残余应力的产生。
1.3 残余应力的产生机理
目前, 关于残余应力的产生机理, 从理论上定量分析还存在困难。下面仅从已加工表面形成过程的角度分析残余应力的产生机理。
1.3.1 机械应力引起的残余应力
工件装夹时, 如果夹紧力过大, 将会使工件发生塑性变形, 从面使工件产生残余应力。切削过程中, 刀刃前方的工件材料受到前刀面的挤压, 从面使将成为已加工表面层的金属, 在切削方向产生压缩的塑性变形:而在与已加工表面垂直方向产生拉伸塑性变形;切削后受到与之连成一体的里层未变形金属的牵制, 从面产生残余应力。在已加工表面形成过程中, 刀具的后刀面与已加工表面产生很大的挤压和摩擦, 使表层金属产生拉伸塑性变形, 刀具离开后, 里层金属的弹性变形趋向恢复, 但受到表层金属的牵制, 因而也产生残余应力。
1.3.2 热应力引起的残余应力
切削时, 山于强烈的塑性变形与摩擦, 使已加工表面层的温度很高;面里层温度很低, 形成小均匀的温度分布, 因此, 当热应力超过材料的屈服极限时, 将使表层金属产生压缩变形, 切削后冷却至室温时, 表层金属体积的收缩又受到里层金属的牵制, 因而产生残余应力。
1.3.3 相变引起的残余应力
切削时, 若表层温度大于相变温度, 则表层组织可能发生相变, 山于各种金相组织的体积小同, 从面产生残余应力。在切削过程中, 引起小均匀塑性变形的机械应力和热应力是同时存在的, 所以残余应力的计算是一个热一力耦合的热弹塑性问题。
2 单因素实验方案
2.1 实验目的
通常山于切削加工产生的残余应力是指宏观残余应力, 也即第一类残余应力。本文从影响车铣加工工件表面残余应力的两个主要因素 (铣刀转速nc和轴向进给量fa) 出发, 采用单因素实验方法, 分别改变铣刀转速nc和轴向进给量fa, 进行单因素正交车铣65#钢实验, 研究车铣加工的切削用量与工件表面残余应力的关系。
2.2 实验条件
实验机床:数控车铣加工中心MAZAK IN-TEGEX200Y。
工件材料:65#钢, 铁素体, 其硬度为HRC21, 屈服强度σs=784MPa, 抗拉强度σb=980MPa, 延伸率δ=9%, 断面收缩率Ψ=35%35%, 化学成分见表1。
刀具:可转位立铣刀, 直径20mm, 齿数Z=2, 刀片为Widia公司的XDHT090308
TN5515型MT-CVD-TiN-A12O3涂层刀片。
切削条件:正交顺铣, 乳化液冷却
实验测量仪器:荷兰Panalytical公司, 多晶X射线衍射仪PW3040, X射线Cu Ka
照射, 衍射晶面 (211) , 等于0.154nm, 衍射角为2θ=156.40, 残余应力的测试采用00-450法测量。
金相显微镜:OLYMPUS公司, 倒置型金相显微镜GX-71。
2.3 实验方案
固定切削深度ap=0.2mm, 正交车铣偏心距e=2mm, 工件转速nw=3 r/min。
实验1在轴向进给量fa=0.8mm/r下, 只改变铣刀转速nc, 考察铣刀转速nc对加工件表面残余应力的影响, nc分别为2000r/min, 2500r/min, 3000r/min, 3500r/min, 相应的切削速度v分别为:125.6m/min, 157m/min, 188.4m/min, 219.8m/minx试验号1~4 (如图所示) 。
实验2在铣刀转速nc=3000r/min下, 只改变轴向进给量fa, 考察轴向进给量fa对工件表而残余应力的影响, fa分别为0.4mm/r, 0.6mm/r, 1.0mm/r, 1.2mm/r (0.8mm/r在实验1中已进行) 。试验号5~8 (如图所示) 。
实验3车削加土切削用量:切削深度ap=0.2mm, fa=0.lmm/r, 转速n=400r/min, 试验号为9 (如图所示) 。
3 试验分析结论
为了深入研究铣刀转速和刀具轴向进给量对表面层残余应力的影响规律, 我们设计了单因素试验方案, 运用金属切削原理的知识, 详细地分析了试验结果, 从中得出以下结论:
1) 金属的热塑性变形作用对车铣加工工件表面残余应力的产生和变化大小的影响起主导作用, 里层金属的弹性恢复和表层金属在切削热作用下发生的相变是次要作用。
2) 切削速度从125.6m/min增大到157m/min, 工件表面残余应力为拉应力但增大趋势小明显, 从157m/min增大到188.4m/min, 表面残余拉应力急剧增大, 但从188.4m/min增大到219.8m/min时, 表面残余拉应力急剧下降。增大轴向进给量fa, 对车铣加工工件的表面残余应力影响显著。随着轴向进给量无的增大, 表面残余应力逐渐减小。
3) 铣刀转速nc为3000r/min (即188.4m/min) 附一近是切削振动的固有一频率, 为了工件得到较好的残余应力状态, 车铣切削用量应避开nc为3000r/min, fa为0.8mm/r的组合。
4) 对比车削加工, 车铣加工能够在更高的铣刀转速nc和更大的轴向进给量fa的切削条件下, 使工件得到表面残余压应力以提高工件的表面质量。
摘要：本文通过对多种金属材料进行车铣加工实验, 从表面层残余应力的性质及其大小等方面, 对车铣加工进行深入的理论分析, 从而为选择合理的工艺参数提供依据, 以提高车铣的加工效率和工件的表面质量, 达到指导实际生产加工的目的。
关键词：车铣技术,残余应力,单因素试验
参考文献
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表面预应力 篇4
近年来, 对纳米结构陶瓷涂层的研究、开发和应用已引起了各国政府和材料科学界的高度重视, 美国康涅迪克大学Zhang B.等人对WC、Al2O3等结构陶瓷涂层材料的磨削机理和加工损伤进行了系统的研究, 并得出了一些有意义的结论。美国政府已在纳米结构涂层材料制备技术及其后续精密加工技术的研究上投入了大量的资金。日本用激光在研磨过的人造单晶金刚石上切出大量等高性一致的微小切刃, 对硬脆材料进行精密磨削加工的研究, 德国在这一研究领域也有比较强的研究能力。目前我国对纳米陶瓷材料超精密磨削加工的研究才刚刚起步, 这些研究主要集中在制备方法和结构表征方面, 在纳米结构陶瓷涂层精密磨削方面最近才出现少量几篇报道, 至于磨削表面残余应力, 工程陶瓷磨削表面残余应力方面有田欣利等做了一些研究, 而在纳米陶瓷涂层磨削表面残余应力方面, 到目前为止, 只有少数人对它进行了部分研究。
由于磨削条件影响磨削表面残余应力, 那么不同的磨床和砂轮、不同的磨削参数对磨削表面残余应力的影响规律是怎样的呢?最好的解决办法是先在磨床进行磨削实验, 然后用X射线衍射仪测量。本文正式对这样的磨削实验进行设备选择和参数设计, 为后续研究做准备。
1 实验用设备
1.1 磨床
磨削实验在杭州机床厂生产的超精密平面磨床MGK7120×6 (如图1所示) 上进行, 磨床的主轴进给精度为0.1μm。机床的静刚度为20N/μm。在机床上安装了一个能对砂轮进行无极调速的调速装置。砂轮的最高转速为3000转/分, 其线速度为31.4m/s。
本机床主要是用砂轮周边磨削工件的平面, 也可以用砂轮的端面磨削工件的槽和凸缘的侧面, 磨削精度较高。
机床采用十字拖板移动式, 拖板上、下、纵、横导轨均为双V型滑动导轨。工作台纵向运动由齿轮油泵驱动, 运动平稳, 拖板横向运动由油马达驱动。
磨头垂直进给是通过FANUC单轴数控微机系统, 控制交流伺服电机, 驱动蜗杆副, 带动垂直丝杆副, 作垂直进给, 由于采用了交流伺服电机控制系统, 进给灵敏度高, 自动磨削循环结束, 工作台始终停止在纵向运动的右端。
磨头轴承采用双联成对高精度滚动轴承, 回转精度和刚性较高。该机床的精度性能比较好。
1.2 砂轮
试验采用三种金刚石砂轮磨削纳米结构WC/12Co涂层材料。这三种金刚石砂轮是由东京金刚石砂轮公司提供的。
在实验中, 分别采用二种不同粒度号和两种不同粘结剂类型的SD600N100B、SD600N100V、SD2000N100V的三种不同砂轮来磨削试件, 以便于分析砂轮粒度 (600V与2000V) 、粘结剂类型 (600B与600V) 等各种磨削参数对磨削表面残余应力的影响。砂轮的外径为Ф200mm, 内径为Ф32mm。通过砂轮径向挤压作用在薄铅片上复印砂轮的表面形貌, 利用SEM通过计算单位面积上的磨粒压痕数来测量砂轮表面的磨粒密度, 砂轮型号和参数性能见表1。
金刚石砂轮使用前必须和法兰盘装配, 装配之后必须调平衡。平衡时使用平衡块来保证静平衡。调平衡后的砂轮必须修整, 在平面磨床上修整到一定标准, 修整的方法为用制动式砂轮修整器和GC杯状砂轮修整器 (绿色碳化硅砂轮修整器) 修整金刚石砂轮。
2 X射线衍射仪
本次实验在一台德国产SIMENS D5000型X射线衍射仪上进行磨削表面残余应力的测量, 仪器的重复精度为0.001°。用40k V和40m A的Cu靶提供Kα单色纯辐射。
本次实验在一台德国产SIMENS D5000型X射线衍射仪上进行磨削表面残余应力的测量, 仪器的重复精度为0.001°。在磨削表面残余应力的测量中, 一般使用铜靶Cu-Kα辐射, 衍射晶面为WC101晶面, 查PDF卡片可知, 对应的无应力衍射2θ0=48.266°, 入射波长为1.54056nm, 石墨单色器。分别测量平行磨削方向和垂直磨削方向的2θi, 试验时所选取的渍i分别为0°、10°、20°、30°。
采用X射线衍射法检测残余应力是根据弹性力学及X射线晶体学理论进行的。
对于理想的多晶体, 在无应力的状态下, 不同方位的同族晶面面间距是相等的, 而当受到一定的宏观残余应力时, 不同晶粒的同族晶面面间距随晶面方位及应力的大小发生有规律的变化, 从而使X射线衍射谱线发生位偏移, 根据位偏移的大小则可以计算出残余应力的大小。
下式是X射线衍射分析计算残余应力的基本公式:
式中E为弹性模量, v为泊松比, θ0为所选晶面在无应力情况下的衍射角, 渍为试样表面法线与所选晶面法线的夹角, 2θ渍为样品表面法线与衍射晶面法线为渍时的衍射角, K为应力常数 (当选定某一特定的晶面簇和入射线波长时, K为常数, 故称为应力常数) , M为2θ渍对sin2渍的斜率。σ为实验中所要测试的表面残余应力, 它为平面 (二维) 应力, 处于被衍射晶面法线和样品表面法线所决定的平面与样品表面交线方向, 这种方法也叫sin2渍法。如图3.6所示, 图中渍0为入射线与表面法线间的夹角, η为入射线 (衍射线) 与晶面法线的夹角。
3 磨削实验
为了能够测量纳米结构WC/12Co涂层磨削后表面残余应力, 必须先磨削试件, 然后才能拿到X射线衍射仪上去检测表面残余应力。
实验前采用制动式碳化硅砂轮修整器38A60-M8VBE对金刚石砂轮进行整形, 整形砂轮Z向进给率为5μm/行程和1μm/行程, 通过千分表测量砂轮的径向跳动量低于±2μm之后, 整形完成, 接着采用WA150G或WA600G的氧化铝油石对整形后的砂轮进行靠磨实现修锐, 修锐时间为15分钟左右。
为了使修整后砂轮表面的磨粒稳定, 砂轮以10mm的磨削深度在氧化铝块 (65×14×9 mm3) 上进行试磨, 在铝块上去除6mm左右的厚度。实验时用环氧树脂把n-WC/12Co涂层试件粘结在夹具上, 再通过四个M8螺钉把夹具固定在测力仪上。由于试件粘结不平及本身喷涂存在缺陷的原因, 刚开始磨削时不能磨到整个试件长度, 故要以极低的磨削深度进行磨削, 直到整块试件都磨到为止, 磨削好的试件备用。
磨削实验中, 采用了平面磨削方式, 往复式逆磨, 水基冷却液, 使用了SD600B、SD600V、SD2000V三种砂轮, 磨削了25×4×2.0mm3的试件17个。还有经表面喷涂n-WC/12Co涂层的未磨试件1个, 共计18个试件。为了研究磨削用量及砂轮特性对n-WC/12Co涂层磨削后表面残余应力的影响, 分别采用了不同的磨削深度, 对600B及600V砂轮, 磨削深度设定为2、5、10和15μm, 对2000V砂轮, 磨削深度设定为1、2和5μm。工件进给速度分别为20、30和50mm/s, 砂轮转速均为主轴的最大转速 (50Hz) 31.4 m/s。将磨削好了的试件放置于室温干燥通风的水平台面上, 然后再用X射线衍射仪检测磨削表面残余应力。
4 结论
纳米结构WC/12Co (n-WC/12Co) 涂层材料是近年来国内外迅速发展的一种新型工程材料, 其优良的性能使其在工程上有着广泛的应用前景。在用金刚石砂轮的磨削加工中引入了残余应力, 降低了零件的强度。本文以近些年来新出现的纳米碳化钨/钴 (n-WC/12Co) 陶瓷涂层材料为磨削对象, 选择卧式平面磨床、采用二种不同粒度号和两种不同粘结剂类型的SD600N100B、SD600N100V、SD2000N100V的三种不同砂轮来做磨削试件实验, 用X射线衍射仪进行残余应力的测量实验, 为后续分析砂轮粒度和粘结剂类型等各种磨削参数对磨削表面残余应力的影响做准备。
摘要：以近年来新出现的纳米结构碳化钨/钴 (n-WC/12Co) 陶瓷涂层材料为磨削对象, 巧妙选择磨削实验用磨床和三种砂轮, 利用X射线衍射仪等设备, 通过设计磨削参数, 为纳米结构陶瓷涂层的磨削实验和表面残余应力的测量及后续研究“磨削参数对磨削表面残余应力的影响规律”提供依据。
关键词：纳米结构陶瓷涂层,磨削,表面残余应力,实验设计
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表面预应力 篇5
钛及钛合金具有强度高、抗腐蚀性好、耐高温等一系列优点, 主要用于飞机结构中承载大、温度高的特殊载荷部位, 如发动机承载框、挂架、起落架舱框等, 并已逐步代替铝合金成为飞机主要承力结构材料, 如第三代战斗机F-15 钛合金的用量占27%, 第四代战斗机F- 22 钛合金的用量占41%, 国内钛合金的用量从歼7 ( 60 年代投产) 中的9 kg增加到歼8 ( 70 年代投产) 中的60 kg[1], 随着航空航天工业的进一步发展, 钛合金的用量比例将会进一步增加。
残余应力的测试技术始于20 世纪30 年代, 迄今为止根据资料可了解的有10 多种。其测量方法大致分为机械释放测量法和非破坏无损伤测量法2 种。其中机械释放法包括有钻孔法、切槽法、剥层法和取条法等。非破坏的无损伤测量法主要有X射线衍射法、中子衍射法、超声波法、电子散斑干涉法和磁性法[2,3,4]。在切削加工过程中, 由于机械应力与热应力共同作用, 导致塑性变形的产生, 局部体积不协调, 金相组织变化导致材料晶体体积变化等, 这些体积的变化产生的应力重新分布, 最终在全局达到一种平衡, 形成加工残余应力。80 年代后, 对残余应力的研究开始逐渐增加。Mastumoto对硬车削加工过程进行了实验研究, 指出进给量和切削深度对残余应力值几乎没有影响, 而刀具几何形状却对表层残余应力的分布影响明显[5]。Jacobson对硬车削加工M50 钢的实验研究发现, 已加工表面产生残余压应力, 大的刀具负前角和小刀尖半径更易产生残余压应力, 硬切削时切削深度对残余应力没有影响[6]。
现有的针对钛合金的表面残余应力研究已进行得较为深入, 但对于表面残余应力层沿深度方向的残余应力分布情况所进行的研究还比较少。为此, 现利用化铣剥层测试技术, 在最大限度节约研究成本的前提下, 探索TC4 材料在铣削加工过程中不同铣削参数对其表面残余应力的影响规律, 为控制已加工表面残余应力提供依据。
1 化铣剥层法测量原理
设定零件长度为L, 厚度为H, 零件的几何中间位置即为零件的中性层, 高度为H/2。假定第一次腐蚀的深度为ΔH1, 可得第一次腐蚀后中性层位置向远离加工面方向移动了。
假定零件挠度趋于稳定时一共腐蚀了n次, 第n次腐蚀的材料层厚度为 ΔHn, 此时零件剩余厚度Hn, 在腐蚀最后一残余应力层时由于没有其他残余应力共同作用, 因此可认为该层腐蚀引起的挠度变化值 ΔYn完全是由该层的残余应力 σn的释放而引起的。根据弯矩是由力与力臂的乘积来表示, 可得第n应力层弯矩计算方程:
其中: Fn为第n层的作用力; ln为第n层被腐蚀前其中心线与中性层的距离; a为条形件的宽度。
第n应力层在第n次腐蚀剥层被完全去除材料之后条形件内部所产生的弯矩变化表达式为:
其中: 上标n表示第n次腐蚀; 下标n表示第n应力层; 以下均以此含义表达。
由材料力学中弯矩与挠度的关系式可得:
其中: E为条形件材料的弹性模量, I为横截面的二次截面矩, 可将 ΔMnn通过挠度表示为:
其中: In为第n次腐蚀后条形件横截面的二次截面矩, 其表达式为:
综上各式, 可得第n层的平均残余应力表达式:
以此类推, 倒数第m层的应力可表示为:
其中: ΔMn-m+1n-m+1的值为:
综上所述, 在计算一层应力时需要考虑在其之后腐蚀的每一层应力值所引起的弯矩的变化, 以此为基础, 求得各层残余应力平均值[7]。
2 试验过程
2.1 试验方案
铣削试验方案采用单因素设计形式, 铣削参数设置如表1 所示。
2.2 工件材料
试样材料为钛合金Ti6Al4V板材, 材料主要化学成分见表2。从同一板材割取170 mm×20 mm×5 mm尺寸试样若干。先进行退火处理消除原先内应力 ( 退火温度600 ℃ ) , 保温2 h, 随炉冷却。试样如图1 所示。
2.3 加工设备与刀具
机床为Mikron UCP710 五坐标高速加工中心, 使用M.A.FORD 17762900A型硬质合金刀具。工件的装夹和切削方式如图2 所示。
2.4 测量设备
激光位移传感器1 台, TH5660A立式加工中心1 台, 笔记本电脑1 台, 测厚规1 个。
2.5 试验方法
钛合金的化铣液选用HNO3做氧化剂, 主要作用是抑制氢的生成和提高化铣表面的粗糙度; HF做腐蚀剂, 作用是加速钛的腐蚀溶解 ( 其中每次化铣剥层HNO3用量60ml, HF 30ml, H2O 150ml, 以此保证腐蚀速率约为5 um / min) [8,9]。使用硅胶和胶布对条形件的侧面及背面进行密封, 防止因腐蚀对挠度的精确测量造成影响。通过控制腐蚀时间 ( 约2 min) , 确保每次腐蚀厚度在10 um左右, 腐蚀过程中均匀搅拌化铣液以保证条形件腐蚀均匀, 取出条形件后立即用水清洗。
在化铣剥层开始前, 需要首先测量条形件背面的原始轮廓。使用夹具将零件固定, 记录下此时零件的位置, 以便此后的测量均在此位置进行, 确保测量的精确性。将条形件加工面朝下并在机床工作台固定完毕后, 把激光位移传感器固定在机床主轴上, 设定程序, 使条形件相对于激光位移传感器做匀速直线运动, 如图3 所示。得到背面轮廓数据后去除两端50 mm的部分, 留下中间长度120 mm加工部分背面轮廓线, 将挠度曲线旋转至两端水平得到轮廓曲线W1。将加工背面、侧面密封好后的条形件放入化铣液中剥层。使用计时器计时, 约2 min将条形件取出, 去除背面的胶布, 使用精度为0.001 mm的测厚规测量被腐蚀条形件的厚度, 为保证测量精度, 这里使用多次测量求平均值的方法进行测量。而后, 继续使用激光位移传感器扫描条形件的背面, 得到轮廓曲线, 处理方式如同W1, 得到轮廓曲线W2, 求得曲线W2与W1之差, 可得挠度为Y1的抛物线, 如图4 所示。
重复上述操作, 直至条形件的挠度几乎不变为止, 此时的铣削加工残余应力层已被基本腐蚀完毕。
3 实验结果与分析
将测得的数值带入之前的公式中计算可得不同加工参数下随深度变化的残余应力值曲线如图5、图6、图7、图8 所示 ( 1-5 的序号是表1 中加工参数由小到大依次对应) 。
已加工表面应力状态随材料性能和切削条件的不同而有所差异, 可表现为拉应力或压应力[10,11]。在钛合金顺铣加工中, 残余应力的产生主要与铣削力和铣削热引起的塑性变形有关。
图5 为残余应力随径向切深的变化曲线。当径向切深由0.2 mm到1 mm变化时, 表面残余压应力值有明显增大趋势。这是因为随着径向切深增大, 铣削面积增大, 铣削力增大, 所产生的切削热增多, 但此时切削刃参与工作的长度增加, 改善了散热条件, 导致切削温度变化不明显, 因此由冷塑性变形产生的压应力增大。
图7 为残余应力随每齿进给量变化曲线。当每齿进给量由0.026 mm~ 0.033 mm变化时, 表面残余压应力值有明显增大趋势。这是因为随着每齿进给量增加, 金属切除率增大, 单位时间所产生的热量也增多, 导致切削温度升高, 使热塑性变形引起的拉应力与冷塑性变形引起的压应力相互抵消一部分, 但此时依然是冷塑性变形占据主导地位, 因此, 表现为条形件表面的残余压应力水平降低, 逐步趋向于拉应力。
图8 为残余应力随铣削速度变化曲线。当铣削速度由50.24 m/min ~ 150.72 m/min变化时, 表面残余压应力值逐步减小。这是因为随着铣削速度增加, 铣削力降低, 铣削温度升高, 由冷塑性变形引起的压应力减小, 同时由于热塑性引起的拉应力与冷塑性引起的压应力相互抵消一部分, 但是冷塑性变形依然占据主导地位, 因此表现为条形件表面的残余压应力水平降低。
综上所述, 铣削加工在工件表面产生的残余应力在深度方向上由压应力逐步变为拉应力, 总体范围在-90 MPa与30 MPa之间。随着铣削速度增加, 残余应力沿深度方向的绝对值减少。随每齿进给量增加, 残余应力沿深度方向的绝对值减小。通过数据的对比可以发现, 随径向切深增加, 条形件表面的压应力有整体增大的趋势。轴向切深的改变对残余应力的影响基本可以忽略。
4 结语
1) 铣削加工在工件表面产生的残余应力在深度方向上由压应力逐步变为拉应力, 且随着铣削速度的增加, 沿深度方向的残余压应力值呈现减小趋势; 随着每齿进给量的增加, 其沿深度方向的压应力值呈现减少趋势; 随径向切深增加, 条形件表面的压应力值有增大趋势; 轴向切深的改变对残余应力值几乎没有影响。
2) 通过改变铣削参数, 有可能产生定制化的残余应力。这对于改善工件表面完整性, 提高工件的疲劳寿命和抗应力腐蚀性能具有重要的指导意义。
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表面预应力 篇6
1 材料与方法
1.1 模型的建立与组装
1.1.1 上颌骨后区模型的建立
采用螺旋 CT扫描正常成人颌骨,自上颌牙弓咬合平面开始至眶上缘做连续横断扫描 ,得到45幅二维CT扫描断层图像。扫描参数设定为螺旋层厚1.5mm,床进速度1mm/s,球管电流与电压125 mA/120kV。图像数据为DICOM格式。将45幅DICOM 格式的颅颌部位的二维 CT扫描断层图像直接输入到计算机3D-Doctor软件中。描记上颌骨后牙区、上颌窦的轮廓位图,自动生成 X、Y、Z轴三维坐标化数据,以word格式数据存入计算机。最后将word 格式坐标数据导入ABAQUS软件中建立骨Ⅱ类骨质量(皮质骨厚度1.6mm, 皮质骨弹性模量13Gpa,松质骨弹性模量5.5Gpa,皮质骨和松质骨泊松比均为0.3)[2,3]的上颌骨后牙区、上颌窦的三维有限元网格模型。
1.1.2 短种植体模型的建立
应用3D—Doctor软件进行数据采集,具体数据如下:
种植体的定量:圆柱形;直径为4.5mm;长度为7.0mm。种植体的变量:表面设计如下:(1)三角型螺旋短种植体:螺距0.8mm,齿高0.4mm,宽度0.2mm,螺纹顶角30°。(2)支撑型螺旋短种植体:螺距0.8mm,齿高0.4mm,宽度0.2mm,螺纹顶角15°。(3)反支撑型螺旋短种植体:螺距0.8mm,齿高0.4mm,宽度0.2mm,螺纹顶角15°。(4)鳍式非螺旋短种植体:齿距0.8mm,齿高0.4mm,宽度0.2mm,顶角15°。
在各种植体上模拟基台高度为5mm,其上模拟2mm氧化锆全瓷厚。最后将这4个模型分别导入ABAQUS软件中建立有限元网格模型(材料属性见表1)。
最后将这4个模型分别导入ABAQUS软件中建立有限元网格模型并分别与Ⅱ类骨质量上颌后区模型进行组装。
1.2 单元与节点
模型用10节点四面体和20节点六面体划分,在种植体-骨界面进行细划。模型分别由51601～56768单元和71387～78241节点组成。
1.3 实验条件假设
种植体各部件之间以及种植体与上部结构之间设定为完全精确吻合。各组织均为连续、各向同性、均质的线弹性材料。对骨块的上边缘和近远中边缘进行固定约束。骨-种植体界面设定为完全的骨整合,在载荷作用下二者无相对滑动。
1.4 加载条件[4]
(1)垂直载荷:方向与种植体长轴一致,由牙合方指向龈方,加载大小为200N。(2)侧向载荷:方向与种植体长轴成45°,由腭侧指向颊侧,加载大小为100N。
1.5 分析方法
本研究采用Altair Hyperview 8.0软件对结果进行计算分析。沿牙槽颊腭方向,通过种植体中心纵剖有限元模型,观察各组模型的三维有限元应力分布云图,得出各组模型的应力峰值数据。分析指标:(1)垂直、侧向载荷下每种模型的应力分布特征;(2)皮质骨和松质骨Von-Mises应力峰值。
2 结果
2.1 皮质骨的应力分布
在所有模型垂直加载时,皮质骨应力主要分布在种植体颈部周围,呈环状分布。侧向加载时,皮质骨应力分布在种植体颈部颊腭两侧,其中颊侧为主要应力区。在这两种加载下,得出同样结果即各种表面设计皮质骨EQV应力云图均相似。
2.2 松质骨的应力分布
在所有模型垂直加载时,松质骨应力主要集中分布在种植体颈部和根部的周围骨组织。反支撑形、支撑形和鳍式设计均表现出较好的应力分布;侧向加载时,松质骨应力主要集中在种植体颈部的颊腭侧,且颊侧大于腭侧。各种表面设计松质骨EQV应力云图均相似。
2.3 EQV应力峰值
垂直加载时,鳍式非螺旋设计的松质骨EQV应力峰值明显低于其他三种设计;侧向加载时,反支撑形螺旋设计松质骨EQV应力峰值最小,但与支撑形螺旋设计和鳍式非螺旋设计没有明显差异;在这两种加载下,V形螺旋设计皮质骨EQV应力峰值最小,但是其松质骨EQV应力峰值明显大于其他三种表面设计,见表2。
3 讨论
本实验研究目的是寻求短种植体表面设计对骨界面应力分布的影响,因而模型就以表面设计作为变量,其中不同表面设计的主要参数都完全一致。在建立模型时,以往人们在建模CT扫描的标本选取上多采用经防腐处理的离体标本[5],其部分组织已受到破坏,其CT扫描的数据结果跟实际相比较偏差较大。本研究是基于正常人活体CT扫描,扫描的数据结果符合实际,获得的信息全面、准确,并能反应较细致复杂的结构。然后采用数据采集精度高的3D-Doctor软件读取CT扫描的原始DICOM 格式数据,最后应用网格处理精度高的ABAQUS软件进行精细的网格划分,建立三维有限元模型。近几年,多数临床研究表明,短种植(长<10mm)的五年成活率可达95%以上,其中还包括长≤7mm的短种植体。2000年Friberg B等人[6]研究6～7mmBranemark短种植体安置在严重萎缩的下颌骨,五年累计存活率为95.5%;2007年Maló P 等人[7]研究结果显示7mmBranemark短种植体五年累计存活率为96.2%;ten Bruggenkate CM等人[8]对在6年间253颗6mm长ITI短种植体进行1到7年的随访,结果有7颗种植失败;San Diego CA(2006)和 Venuleo C等人[9](2008)对6mm×5.7mm Bicon短种植体都进行长期回顾性研究也得出了同样的结论即6mm×5.7mm Bicon短种植体五年成活率达100%。以上所应用的Branemark短种植和ITI短种植表面设计均为螺纹设计,但是Bicon短种植应用的是鳍式非螺旋设计,本实验就对这两种设计进行了比较研究。结果反支撑形和支撑形螺纹设计与鳍式非螺旋设计都表现出了较好的应力分布特征。通过以上结果和讨论分析,得出以下结论: (1)皮质骨的应力分布趋势和EQV应力峰值不受短种植体表面设计的影响。 (2)松质骨的应力分布趋势和EQV应力峰值受短种植体表面设计的影响较大。 (3)支撑形螺旋设计、反支撑形螺旋设计和鳍式非螺旋设计均适用于短种植体,应避免应用V形螺旋表面设计。
摘要：目的:探讨骨质量和种植体表面设计对短种植体-骨界面应力分布的影响。方法:利用3D—Doctor软件和ABAQUS软件建立V形螺旋设计、反支撑形螺旋设计、支撑形螺旋设计和鳍式非螺旋设计的短种植体植于类骨质量的上颌骨后区的三维有限元法模型4个。对所有模型进行垂直和侧向加载,分析比较周围骨组织的应力分布和Von-Mises应力峰值。结果:垂直向和侧向加载时,反支撑形和支撑形螺纹设计与鳍式非螺旋设计都表现出较好的应力分布特征。结论:支撑形螺旋设计、反支撑形螺旋设计和鳍式非螺旋设计均适用于短种植体,应避免应用V形螺旋表面设计。
关键词：短种植体,表面设计,骨质量,应力分布
参考文献
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[3]Tada S,Stegaroiu R,Kitamura E,et al.Influence of implant designand bone quality on stress/strain distribution in bone around im-plants:A 3-dimensional finite element analysis Int[J].J MaxillofacImplants,2003,18(3):357-368
[4]Kitamura E,Stegaroiu R,Nomura S,et al.Influence of marginalbone resorption on stress around animplant--a three-dimension-al finite element analysis[J].J Oral Rehabil,2005,32(4):279-286
[5]Zhang T,Liu H,Wang Y.The construction of three—dimensional finite element model of human maxillary complex[J].Zhonghua Kou Qiang Yi Xue Za Zhi,2000,35(5):374-376
[6]Friberg B, Grandahl K, Lekholm U,et al.Long-term follow-up of severely atrophic edentulous mandibles reconstructed with short Branemark implants[J].Clin Implant Dent Relat Res,2000,2(4):184-189
[7]Maló P, De Araújo Nobre M, Rangert B. Short implants placed one-stage in maxillae and mandibles:a retrospective clinical study with 1 to 9 years of follow-up[J].Clin Implant Dent Relat Res,2007,9(1):1-21
[8]Bruggenkate CM, Asikainen P, Foitzik C,et al.Sutter F.Short(6-mm) nonsubmerged dental implants: results of a Multicenter clinical trial of 1 to 7 years[J].Int J Oral Maxillofac Implants,1998,13(6):791-798