拉伸力学性能（共10篇）
拉伸力学性能 篇1
金属拉伸试验是在常温、静载和轴向拉伸条件下反映试样力学性能的试验方法, 它是实验室里应用最广泛的。我国GB/T228-2002《金属材料室温拉伸试验方法》对金属拉伸试验速度作出规定:试验速度应根据材料性质和试验目的确定;测定下屈服点时, 平行长度内的应变速率应在0.00025/s~0.0025/s之间, 并应尽可能保持恒定, 如不能直接控制这一速率, 则应通过调节在屈服开始前的应力速率将其固定, 直至屈服阶段过后。拉伸试验过程中产生的不确定度分量是拉伸试验结果不确定度评定的重要组成部分, 确定合理的拉伸试验速率, 尽量减小试验速率产生的不确定度分量, 并在不影响数据准确性的前提下合理的提高试验速度, 尤其是对工矿企业等大批量试验的场所具有很重要的实际意义。
1 试验条件和试验数据
1.1 试验条件
1.1.1 设备:
instron5582电拉试验机, 100KN, 精度0.5级。
1.1.2 试样:
同卷冷轧薄板, 厚度0.8mm, 钢种S08Al。
1.1.3 试验速率控制:
通过试验方法预设。
1.2 试验数据
试验数据见表1。
2 数据分析
总体来看, 在试验速率不同的条件下, 屈服强度的差别还是比较大的。
具体见表2。
从表2中可以看到, 随着试验速率的增大, 屈服强度和抗拉强度相差是逐步缩小的, 而屈服强度受试验速率的影响较大, 抗拉强度不是很明显。
S08Al钢是由多晶体组成, 其空间取向不同, 因此其晶粒的变形能力和变形抗性也不同。故存在金属塑性变形的不同时性。在外加应力时, 最先在最有利于滑移的晶粒和应力集中的晶粒中开始。如果金属组织粗大且不均匀, 这种不同时性会很突出。在显微组织中不同组成相的晶粒之间, 同一组成相得不同取向的晶粒之间, 甚至在同一晶粒内部, 变形也是不均匀的。当试验速率比较大时, 晶面转动不充分, 滑移受阻, 在宏观塑性上的表现就是强度的增高。尤其是在屈服阶段表现的尤为明显。
3 试验速率控制
有资料表明, 屈服前应力速率为小于30N/mm2·S-1, 此时进入屈服阶段后产生的应变速率大概为0.0025/S。而且此时的惯性效应影响基本可以忽略。因此结合现代生产工艺及实验技术的改进, 在GB/T228-2002《金属材料室温拉伸试验方法》中规定应力速率6~60N/mm2·S-1。
随着近年微机控制电液伺服万能试验机和电拉试验机的广泛应用, 试验过程的可控性得到了进一步的加强。由于控制应力、应变速率不是很方便, 可以间接的采用通过控制负荷速率来达到控制试验速度的目的。将计算好的负荷速率写入试验方法中。即可进行快捷准确的试验。
拉伸试验弹性段应力速率公式是:
则:△F/△t=σ平·S0
式中:σ平为平均应力速率;△F为载荷增加量;So为试样原始横截面积;△t为达到负荷增加量所需时间。
冷轧薄板所用试样为矩形试样, 矩形试样的原始横截面积:
式中:ao为试样原始厚度;bo为试样原始宽度。
薄板试样的宽度一般为:
取bo=20mm, 因此:
σ的范围是6~60N/mm2·S-1
即对于宽度20mm的矩形试样在弹性范围内负荷速率应该控制在120ao~1200ao (N·S-1) 之间。
圆形试样的负荷速率, 对于圆形试样的负荷速率控制类似矩形试样。
圆形试样的原始横街面积:
式中do为试样标距部分直径。
则:
σ的范围是6~60N/mm2·S-1
即对于圆形试样在弹性范围内负荷速率应该控制在4.7~47.1do2 (N·S-1) 之间。
4 结语
利用负荷速率对拉伸试验进行控制的好处还是很明显的。在国家标准的限定范围内进行推导, 并根据试验的实际情况进行适当的缩小, 避免拉伸试验过程中惯性因素的影响, 达到准确测量材料屈服强度的目的。这种方法应用起来简单直观, 最适合在工矿企业和检测批次比较大的检测室进行的拉伸试验, 具有一定的推广价值。
摘要：通过对冷轧薄板产品拉伸试验数据的理论分析, 研究拉伸试验速率对产品力学性能的影响。依据国家标准所规定的控制范围, 导出试验的负荷速率控制方式。以期达到简单、准确、快捷的目的。
关键词：拉伸试验速率,屈服强度,负荷速率
参考文献
[1]GB/T228-2002金属材料.室温拉伸试验方法.北京:中国标准出版社, 2002.
拉伸力学性能 篇2
镍基粉末冶金FGH95高温合金的拉伸及低周疲劳性能研究
摘要：在420～650℃的温度范围内,研究了PM FGH95高温合金在应变率0.0001～0.01 s-1范围内的拉伸性能及在不同应力比R=-1及R=0下的低周疲劳性能.拉伸试验结果表明:在此温度范围内,应变率对弹性模量、拉伸屈服强度及塑性模量的影响可以忽略不计;并且应变率自0.0001 s-1增大至0.01 s-1时,弹性模量、拉伸屈服强度及塑性模量受温度的影响也不明显.PM FGH95合金受材料微结构的影响很大,材料含有的微缺陷对其力学性能有非常不利的影响.LCF试验结果表明:PM FGH95合金是循环硬化材料.当应力比R=-1时,温度对LCF寿命的.影响很小;但在应力比R=0时,LCF寿命受温度的影响很大,且随着温度的增加材料的低周疲劳寿命减小.SEM断口扫描发现,断裂表面有很多的解理面,但没有疲劳条带,且此断裂模式下没有明显的塑性变形,所以FGH95合金的低周疲劳寿命几乎是由裂纹萌生阶段决定的.Abstract：The tensile behavior of a nickel-base powder metallurgy(PM)FGH95 superalloy was studied in the temperature range from 420℃ to 650℃ with strain rate from 0.0001 s-1 to 0.01 s-1.The low cycle fatigue(LCF)behavior of this superalloy was investigated in the temperature range from 420℃ to 650℃ under push-pull mode(R=-1)and pull mode (R=0)at strain rate of 0.001 S-1.The results of tensile testing show that the effect of strain rate on the Youngs modulus,tensile yield strength,and plastic modulus can be neglected in the experimental temperature range.And the influence of temperature on the Youngs modulus,tensile yield strength,and plastic modulus is not obvious in the strain rate range from 0.000 1 s-1 to O.01 s-1.The PM FGH95 is sensitive to the micro-defect.which has a significant deleterious effect on FGH95 material mechanical behavior.The results of LCF reveal that the PM FGH95 is the cyclic hardening material.For mode R=-1.the effect of temperature on LCF life can be neglected;but for mode R=0,the temperature has profound influence on the LCF life.At this case,the LCF life decreases drastically with the temperature increasing.The SEM investigation of LCF specimens shows that there are a lot of cleavages on fracture surface,fatigue striations are absent,and this fracture mode may not involve significant plastic deformation.So the LCF life of PM FGH95 is almost determined by the crack initiation stage. 作者： 崔伟华万建松岳珠峰杨治国 Author： Cui Weihua Wan Jiansong Yue Zhufeng Yang Zhiguo 作者单位： 西北工业大学,陕西西安,710072 期 刊： 稀有金属材料与工程 ISTICEISCIPKU Journal： RARE METAL MATERIALS AND ENGINEERING 年，卷(期)： , 36(12) 分类号： V256 V250.3 关键词： 镍基粉末冶金FGH95合金 拉伸性能 低周疲劳 应变率影响 温度效应 断裂模式 Keywords： nickel-base powder metallurgy superalloy FGH95 tensile property low cycle fatigue strain rate effect temperature effect fracture mode 机标分类号： TG5 TQ3 机标关键词： 镍基粉末冶金 高温合金 拉伸屈服强度 低周疲劳 性能研究 Powder Metallurgy Nickel base temperature range strain rate yield strength 温度的影响 influence of temperature plastic deformation mechanical behavior 应力比 应变率 powder metallurgy low cycle fatigue 温度范围 塑性模量 基金项目： 国家自然科学基金，Chinese Aviation Research Foundation拉伸力学性能 篇3
关键词： 聚乙烯管道；热熔对接焊接头；冷拉伸性能；银纹
中图分类号： TQ32067
Abstract： Polyethylene pipe material and metal pipe material have great differences in the mechanical properties due to the two particle bonding to form different. The cold tensile properties are unique properties of polyethylene material. The paper analyzes the cold tensile phenomenon of polyethylene. The experiments conform that the cold tensile properties of butt fusion welding joint of polyethylene pipes make its tensile strength is superior to the base joint， fracture analysis verifies the presence of silver grain fracture. The formation of silver grains increases the toughness of polymer， so we can judge preliminarily the butt fusion welding joint quality of polyethylene pipe through the white area size of the fracture
Key words： polyethylene pipe；butt fusion welding joint； cold tensile properties；silver grains
0前言
聚乙烯管道由于具有质轻、比强度大、比刚度高、耐磨、耐蚀、绝缘和复合能力强等特点，目前在燃气管道及自来水管输送系统中得到广泛应用[1， 2]。聚乙烯材料是以碳原子为主的共价键结合且有序排列居多的高分子化合物，而常用的金属材料则是以金属原子为基本质点，以金属键相结合，以有序排列的金属晶体构成的材料，由于二者质点间结合键构成不同，加上贯穿数个晶区与无定形区间的系带分子的缠结及解缠等，因此二者在力学性能上差异很大[3]。
拉伸试验是最常用的评价焊接性能的方法，有些学者采用拉伸断裂能作为评价焊接质量的依据，而有些学者讨论了拉伸试样形状对焊接质量的影响[4， 5]。在聚乙烯焊接过程中，由于聚乙烯材料被加热至熔融状态，然后在焊接压力的作用下慢慢冷却接近室温，其再结晶过程对聚乙烯的性能有较大的影响[6]。本文对聚乙烯冷拉伸现象进行了分析，通过试验分析聚乙烯管道热熔对接焊接头的拉伸性能，断口分析发现断口处存在银纹，银纹的存在增加了聚合物的韧性，由此可作为判断接头质量的依据。
1聚乙烯的冷拉伸现象
聚乙烯是由结晶区和无定形区组成的部分结晶性聚合物。在聚合物内部的片晶之间，始终有无定形部分存在。在分子链折叠有序排列的晶片之间，存在三种无定形的分子链形态，即从片晶中伸出的悬浮分子链；分子链两端均在同一片晶中伸出的悬浮分子链环；两端纠缠在相邻的两块片晶中的系带分子链。系带分子链像胶粘剂一样把片晶粘在一起使其具有优良的韧性。垂直的拉应力作用片晶表面，系带分子链被拉长，若拉应力继续作用，片晶会分解为更小的单元，这就是系带分子链逐步解缠的过程，具体过程如图1所示。
在该过程中，开始的行为与韧性形变比较相似，但由于材料在低应力状态下，系带分子链开始解缠和松弛，随着时间的推移，逐渐被从晶区拔脱，慢慢剩下为数不多的系带分子链承受着载荷作用，最后造成更大的应力集中，于是材料发生脆性破坏。系带分子链解缠的速度与系带分子链的密度相关，解缠的速度也与结晶强度有关，结晶越强，对系带分子链运动的阻力越大。聚乙烯长链分子上的短支链不仅起到阻止解缠的作用，而且限制了片晶的厚度，因而增加了系带分子的密度，这样有助于寿命的提高[7]。
聚合物的微观形变过程和金属差异很大，其原因是两种材料的微观结构以及原子间的结合方式不同。聚合物具有大分子量、共价键连接的高分子链特征，意味着由剪应力和拉伸应力造成的形变过程会涉及分子的逐步解缠结。分子的旋转和解缠结使材料中分子的排列平行于拉伸的方向，产生一种称为“冷拉伸”或“取向强度”“冷拉伸”过程，材料经过均匀形变最初阶段之后，出现颈缩，之后颈缩区域的横截面积会发生很大程度的缩小。形变过程继续进行，主要通过颈缩区域在大致恒定的载荷作用下，沿着试样长度方向的延伸。当延伸过程完毕后，导致进一步形成的加载很快增加，最终的断裂主要是由于纤维化和微型孔穴的形成造成的[8]。
2聚乙烯管道热熔焊接头的拉伸试验
2.1拉伸试验材料及过程
试验材料采用PE100管材，直径为200 mm，壁厚11.9 mm。试验材料的基本力学性能如表1所示。
为研究方便，选取焊接温度220 ℃，加热时间120 s，焊接压力0.4 MPa，焊接时间16 min的工艺参数，焊接设备选用全自动热熔焊机，能够获得焊缝成形较为理想的熔焊接头。拉伸试样的取样沿管子长度方向与焊缝垂直，按照GB/T8804—2003[9]的有关规定制备，拉伸试件示意图如图2所示。
nlc202309040930
上述试样制备成带卷边和不带卷边两种形式，以比较二者在拉伸性能方面的差别，具体试样形式如图3所示。
拉伸试验在室温（25℃）下进行，恒定拉伸速率为50 mm/s，连续记录试样所承受的拉力。
2.2拉伸试验结果及分析
按上述试验条件，获得的拉伸试验结果如表2所示，有挤出卷边的试件三根都未发生断裂，去除卷边的试件两根缩颈后持续均匀伸长，一根发生断裂，其拉伸后的试样形貌如图4所示。
试样屈服以前，试样的应变随应力的增加而增加。由于聚乙烯的分子链及链段未发生整体运动，变化受到一定限制，因此试样变形量很小，其拉伸应力与伸长量呈线性关系。当拉伸应力达到其屈服应力后，原有的结晶结构开始被破坏，分子链中比较长的链段会产生滑移，出现塑性变形，同时伴随有应变硬化现象。应变硬化是聚乙烯材料阻止继续变形的一种力学性能[10]。随着试验中拉伸应力的不断增加，试样正常情况应该是发生断裂，但由于聚乙烯具有较高的韧性和塑性，因此在产生缩颈后将继续均匀伸长。由于缩颈后试件持续均匀伸长，拉伸力不再增加，试验机在拉伸应力不再变化时默认试件断裂。拉伸试验结果表明，聚乙烯热熔焊接头的强度要优于母材，母材颈缩出现“冷拉伸”现象。带卷边和不带卷边拉伸结果表明，卷边的存在强化了接头强度，去卷边试件断裂出现在接头处，表明接头处有可能存在缺陷。
拉伸试样的断口形貌如图5所示。图5a为断口宏观照片，从照片中可以明显看出黑白两个区域。根据宏观断口特征来看，材料由于处于短程有序长程无序这种情况，分析认为白色部分为短程有序材料断裂断面，黑色部分为长程无序材料断裂断面。为验证判断，对断口进行了喷金处理，进行扫描电镜分析。在拉应力作用下，非晶态聚合物的某些薄弱部位，因应力集中产生局部塑性变形，结果在其表面和内部会出现闪亮的、细长形的“类裂纹”，称为银纹[8]。
银纹现象是高聚物在张力作用下，在材料某些薄弱地方出现应力集中而产生局部塑性形变和局部取向，以至在材料表面或内部在垂直应力方向上出现长度100 μm、宽度10 μm左右的微细凹槽或裂纹的现象。银纹与裂纹不同，前者除其中有空洞外，还有称为银纹质的聚合物，后者则不含聚合物，银纹中约含有50%左右体积的空穴，空洞体积分数可达50%～80%，如图5d所示。
银纹的形成增加了聚合物的韧性，因为它使聚合物的应力得到松弛；同时，银纹中的微纤维表面积大，可吸收能量，对增加韧性也有作用。银纹在非晶态聚合物的拉伸脆性断裂中有重要作用。与金属材料相比，聚合物形成银纹类似于金属韧性断裂前产生的微孔。从断口上看，断裂出现在热熔合区，断口微观显示为局部延展疲劳断裂。试样的最初屈服位置在管材上，但是最终起始断裂位置却位于凹槽附近区域。裂纹起始于外卷边与管材的凹槽处，扩展通过热影响区直至内卷边凹槽处，最终断裂。
3结论
（1）聚乙烯管道热熔对接焊接头，接头的强度要优于母材，母材颈缩出现“冷拉伸”现象。带卷边和不带卷边拉伸结果表明，卷边的存在强化了接头强度，去卷边试件断裂出现在接头处，表明接头处有可能存在缺陷。
（2）拉伸试样断口分析发现断口存在银纹，银纹的形成增加了聚合物的韧性，其原因是银纹使聚合物的应力得到松弛，同时银纹中的微纤维表面积大，可吸收能量，对增加韧性也有作用，为此可通过断口白色区域的大小来初步判断聚乙烯管道热熔焊的接头质量。
（3）从断口上看，断裂出现在热熔合区，断口微观显示为局部延展疲劳断裂。试样的最初屈服位置在管材上，但是最终起始断裂位置却位于凹槽附近区域。裂纹起始于外卷边与管材的凹槽处，扩展通过热影响区直至内卷边凹槽处，最终断裂。
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收稿日期： 2014-12-04
黄学斌简介： 1966年出生，工学硕士，高级工程师，主要研究无损检测及焊接技术。
拉伸力学性能 篇4
近年来, 国内外学者对TA2的性能开展了很多研究。高灵清等[3]研究发现, 高应变率 (800~1200s-1) 下TA2的强度较低应变速率下有所下降, 且塑性也降低;当温度大幅降低至-196℃后, TA2的强度大幅增加。刘以波[4]对TA2的高温组织演变进行了研究, 借助CLSM、DSC等实验手段探讨了TA2升温至1050℃, 再经历保温、冷却等过程后的金相组织状况, 并测定得到了TA2的相变温度点。马秋林等[5]对TA2在室温时265~400 MPa下的蠕变性能进行了研究, 发现室温下TA2具有蠕变特性, 但是存在临界应力值, 并且拟合出TA2在室温下的蠕变曲线。Zhang Li[6]对TA2在150℃时的蠕变性能进行了研究, 并对其在150℃、240MPa的实验蠕变曲线及拟合曲线进行了对比分析。He Zhubin等[7]对TA2管材的力学性能进行了研究, 分析了TA2在700~850℃、低应变速率下的力学性能受温度、应变的影响, 并对管材进行高温冲气压实验。国内外学者虽然对TA2的蠕变性能、微观组织等进行了相关的研究, 但是, 当TA2作为化工用材时, 难免会经历化工设备中温度过高等非常规状态, 因此对TA2在高温条件下的力学性能进行研究是非常必要的。
本实验立足于TA2在高温阶段的力学性能, 通过分析不同温度、不同应变速率等参数条件下的TA2应力-应变曲线, 结合微观组织测试, 研究最大抗拉强度、弹性模量等主要的力学性能参数, 以期为TA2在化工领域的应用提供一定的基础数据支撑。
1 实验
1.1 仪器设备及材料
所需的TA2材料均经过退火。所采用的分析仪器包括光谱直读分析仪、维氏硬度分析仪、高温拉伸试验机、光学显微镜等。
光谱直读分析仪:波长范围130~800nm, 通过喷射电极 (Jet-Stream) 技术和等离子振荡器技术完成对金属材料的元素成分分析。
维氏硬度分析仪器:THV-10维氏硬度计具有LCD显示屏, 通过操作面板可对硬度标尺HV或HK各档试验力保荷时间进行选择, 光源亮度可做无极调节。
高温拉伸试验机:由两部分组成, 分别是WDW-100E型电子万能试验机和GW-1200B型高温炉。该设备进行拉伸试验的最高温度为1200℃。
光学显微镜:采用4XC/V2.78型金相显微镜对TA2的金相微观组织进行分析。
1.2 TA2高温拉伸实验材料
根据图1所示的国标高温拉伸示意图, 将TA2棒材加工成试样。
2 结果与讨论
2.1 TA2材料分析
2.1.1 TA2的化学元素分析
采用光谱直读分析仪对TA2材料进行元素分析, 其结果如表1所示。
经过对比发现, 该材料完全符合TA2的国家标准 (GBT3620.1-2007) 。相关元素成分比完全符合TA2元素分布的标准, 如表2所示。因此, 本实验所用的材料符合要求。
2.1.2 TA2的硬度分析及微观组织分析
通过硬度测试仪对室温下TA2的硬度值进行测量。对同一样品选取不同位置的5个点进行测试, 其测试值如表3和图2所示。
由图2可见, TA2材料硬度均匀, 此为TA2常温下的基础数据之一。此外, 使用光学显微镜对TA2室温下的微观组织进行观察, 结果如图3所示。图3说明TA2在常温下之所以具有较好的力学性能表现, 是与其紧密连接的微观组织分不开的。
由图3可见, 放大400倍时, 其主要粒径长度在25~50μm范围内, 最大的晶粒长度可达到50μm, 最小为15μm, 多数晶粒的粒径为25μm左右。这些数据表明, 退火后的TA2晶粒粒径分布较为均匀, 且形状较为规则, 大多为多边形。
2.2 TA2高温拉伸力学性能
2.2.1 真应力-应变分析
通过对TA2的高温静拉伸实验, 获取了TA2在不同温度、不同应变速率下的工程应力-工程应变曲线图。通过式 (1) 转换,
得到了TA2在不同温度及应变速率下的真应力-真应变曲线图, 如图4-图6所示。
从图4中可以看出, 在300℃时静拉伸, 随着应变速率的增加, TA2的真应力-真应变曲线有上扬趋势。同样的情况在800℃的静拉伸时也有发生 (图5) 。根据能量耗散理论可解释这一现象:当材料在高应变速率下拉伸时, 其能量还没来得及更快地耗散, 所以材料在拉伸时由于内部晶粒之间的阻力, 会比低应变速率下的真应力-真应变曲线要上扬, 即真应力呈现上升趋势。与此同时, 对应的最大抗拉强度增加, 这一点将在下文中进行详细分析。
另外, 在图6中, 同一应变速率0.1s-1时, 随着拉伸温度的升高, TA2的真应力-真应变曲线呈下降趋势, 其最大抗拉强度也呈衰减趋势。因为随着温度的升高, 其晶粒势必会有所增长, 使强度降低, 塑性增长。另外, 从图6中也可以看出, 在700~900℃范围内, 其真应力-真应变曲线的下降趋势极为明显, 说明在此范围内, 晶粒的变化是长粗长大, 因此晶粒的抗拉强度大幅下降。
2.2.2 最大抗拉强度分析
通过对TA2在不同温度 (300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃) 及不同应变速率 (0.05s-1、0.1s-1、0.5s-1、1.0s-1) 下的真应力-真应变曲线进行分析, 得到每个实验工况下材料的最大抗拉强度值, 如表4所示。
由图7 (a) 可以看出, 在300℃及800℃时随着应变速率的增加, TA2的最大抗拉强度呈平稳增长趋势。这说明在某一固定温度下, 随着应变速率的增加, 材料内部的晶粒发生错综交叉拥挤, 由于时间较短, 所产生的内部压力无法及时向外界传送, 导致材料内部晶粒持续挤压, 从而使最大抗拉强度平稳增长。由图7 (b) 可见, 在应变速率为0.1s-1时, 随着温度的升高, TA2的最大抗拉强度值由300℃时的183.34MPa衰减到1000℃时的3.38MPa, 当拉伸实验的温度达到500~600℃时, TA2的最大抗拉强度出现大幅衰减, 减小到100MPa以内。由此可知, 温度的变化较应变速率的变化对TA2的力学性能影响更大, 不同温度下的最大抗拉强度变化更为明显。
2.2.3 弹性模量分析
TA2为塑性材料, 在其线弹性阶段, 由真应力-真应变值即可计算出对应工况条件下的弹性模量值E。基于300℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃温度条件下, 以及对应的应变速率0.01s-1、0.05s-1、0.1s-1、0.5s-1、1.0s-1条件下, 由相应的真应力-真应变曲线经过线性拟合得出对应工况的弹性模量E, 如表5所示。
由图8 (a) 、 (b) 可以看出, 在300℃及800℃时随着应变速率的增加, TA2的弹性模量E有所波动, 但是整体上呈现上升趋势。尤其是在800℃时, 随着应变速率的增加, 其弹性模量值上升趋势更为明显。图8 (c) 表明, 在相同应变速率 (0.1s-1) 情况下, 弹性模量E受温度变化的影响非常大。在500~600℃时, 弹性模量E值出现大幅度衰减, 这个过程同温度变化所导致的TA2最大抗拉强度的变化趋势非常相似。由此可知, 相比于应变速率, 高温拉伸时温度对材料的力学性能影响更大。
3 结论
(1) 温度一定时, 随着应变速率的增加, TA2的最大抗拉强度呈现增长趋势。TA2的最大抗拉强度受温度的影响更为明显。当温度从300℃升高到1000℃时, 最大抗拉强度值由183.34MPa衰减到3.38 MPa, 且在500~600℃时出现大幅衰减。因此, 高温阶段温度的升高对TA2的最大抗拉强度值影响十分显著, 且500~600℃是TA2力学性能出现严重衰减的临界温度, 这在化工方面需引起足够的重视。
(2) 同一温度下, TA2的弹性模量E随着应变速率的升高整体呈现上升趋势;温度越高, 这种上升趋势越明显。当应变速率一定时, TA2的弹性模量随温度的升高而减小, 其变化趋势与最大抗拉强度的变化趋势非常相似, 同样在500~600℃时出现大幅衰减。
参考文献
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运动放松拉伸方法 篇5
腿部后侧肌群的放松。有一个练习很重要就是双腿并拢站直。再弯腰用手掌触摸地面控制住。膝盖不可以弯曲。 用意念去感觉整个腿部的后肌群全部被绷直。全身的重量全部放在手掌和脚掌两个点上。
坚持到脸部充血发红就应该起来了。注意为防止头晕就要先屈膝蹲下。再慢慢起来。而且是先把PP抬起来。再抬上身。最后站直动作慢一点。一定不可以突然一下一跃而起哦。。
对于大腿前侧的肌肉放松有一个动作是双膝并拢。两腿贴紧。保持身体直立。 一只手扶稳一固定物。然后左小腿向后提起。可以靠左手拉住脚背。帮助小腿后侧和大腿后侧折合在一起。。这是对于大腿前侧的肌群拉伸。坚持做到2-3分钟。再换边。只需要一边做一次就OK了。
对于小腿的后侧肌群有一个动作是俯卧在床上。腹部，大腿前侧贴紧床面。小腿以90度向后弯曲然后。足跟向上顶。脚尖向下压。用脚踝的力量去牵引小腿后部的肌群。牵一下控制住。到小腿发酸然后放松再牵引再放松反复多次到整个小腿发酸发胀为止。
另外是关于动作需要控制多少秒。这个需要因为而异了。因为每个人的肌肉耐力都不同，所以，自已感觉会比我跟大家说坚持多久多长要好得多。。
拉伸力学性能 篇6
1试验方法
1.1 试件成型
先用丙酮将上下两块不锈钢槽板进行清理, 用隔离剂涂刷一遍, 然后将上下两块槽板对接, 放入120℃的电热鼓风干燥箱中保温4h。不锈钢槽板保温结束后, 按照前述制备方法把制备好的各环氧基防水粘结材料, 立即倒入槽板内, 并进行振动, 再将其放回120℃干燥箱中, 保温2h, 然后降温至60℃保温4d (日本环氧粘结剂需持续在40℃下保温2d, 不需在120℃下保温不锈钢槽板及养生) , 使其充分固化。养生完成后, 取出, 将槽板打开, 用小刀将试件脱模。脱模后将试件在所需的试验温度 (20℃±1℃) 下放置2h, 然后用切片机切成哑铃状的试件, 制备6个试件。成型模具如图1所示, 拉伸试验试件尺寸如图2所示。
附注:A-总长, 最小值115 mm B-标距段的宽度, 6.00+0.4 mm C-标距段的长度, 33±2 mm
D-夹持线 E-半径, 14±1 mm F-半径, 25±2 mm G-端部宽度, 25±1 mm
H-夹具间的初始距离, 80±5 mm L-标距线间的距离, 25±1 mm
1.2 试验程序
将试件在标准条件下放置2h, 然后将试件安装在拉力机夹具中, 记录拉力机标尺所示数据 (L0) , 试件安装不得歪斜, 拉伸速度为500mm/min, 拉伸试件直至出现裂口或断裂等现象为止, 记录此时标尺数据 (L1) , 读数精确到0.5mm。
1.3 结果计算
拉伸断裂强度如式 (1) 计算:
P=F/A (1)
式中:P——拉伸断裂强度, MPa;
F——试件最大荷载, N;
A——试件断面面积, mm2。
试件断面面积如式 (2) 计算:
A=b·d (2)
式中:b——试件工作部分宽度, mm;
d——试件实测厚度, mm。
断裂延伸率按式 (3) 计算:
undefined (3)
式中:L——试件断裂延伸率, %;
L1——试件断裂时标线间的距离, mm;
L0——拉伸前标线间的距离, mm。
试验结果以六个试件的算术平均值表示, 取三位有效数字。
2试验结果
按照拉伸试验的试验方法, 进行各环氧基防水粘结材料在不同组分比例下的拉伸试验, 国产HLN-7611环氧沥青的拉伸试验结果如图3所示, 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果如图4所示, 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果如图5所示。
2.1 国产HLN-7611环氧沥青的拉伸试验结果
由国产HLN-7611环氧沥青在不同组分比例下的的拉伸试验结果可知, 拉伸强度和断裂延伸率随组分比例变化呈现出不同的变化规律。拉伸强度随比例 (B:A) 的增大而先增大后减小, 在比例 (B:A) 为7.6时达到峰值, 为0.940MPa。断裂延伸率随比例 (B:A) 的增大而先减小后增大, 在比例 (B:A) 为7.6时为188%, 比最佳断裂延伸率降低约15%, 此最佳断裂延伸率对应的拉伸强度比最佳值降低约31%。由于桥面防水粘结材料需要具有较高的拉伸强度和断裂延伸率, 根据此拉伸试验结果可以进一步确定国产HLN-7611环氧沥青的最佳组分比例B:A=1:7.6, 因为在比例 (B:A) 低于或高于7.6时, 由于A组分或B组分较多, 没有充分发生固化反应, 存在多余的A组分或B组分, 导致强度不足, 断裂延伸率出现波动。
2.2 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果
从日本环氧粘结剂的拉伸试验结果可见, A、B两组分比例不同, 其性能差异较大。当A组分环氧树脂与B组分固化剂之比为1:0.8时, 拉伸强度最大, 但断裂延伸率最低, 不能满足防水粘结材料高延伸率的要求;当A组分与B组分之比为1:1时, 拉伸强度为5.932MPa, 且断裂延伸率达到最大, 为616%, 综合性能最优。因此, 可以进一步确定日本环氧粘结剂的A组分环氧树脂:B组分固化剂=1:1为其最佳配比。
2.3 日本环氧沥青的拉伸试验结果
从日本环氧沥青的拉伸试验结果可见, A组分环氧树脂与B组分固化剂之比为1:0.8和1:1.1时, 断裂延伸率较低, 不能满足防水粘结材料高延伸率的要求;当A组分与B组分之比为1:0.9时, 拉伸强度为2.710MPa, 且断裂延伸率达到853%;当A组分与B组分之比为1:1时, 拉伸强度为5.932MPa, 比A:B=1:0.9时增大约68%, 且断裂延伸率达到604%, 比A:B=1:0.9时降低约29%, 综合性能最优。因此, 可以进一步确定日本环氧粘结剂的A组分环氧树脂:B组分固化剂=1:1为其最佳配比。
3不同环氧基防水粘结材料的拉伸试验结果比较
综合各环氧基防水粘结材料在其最佳配比下的拉伸强度和断裂延伸率, 如图6和图7所示。由图可见, 日本环氧粘结剂的拉伸强度和断裂延伸率均高于国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青, 其中拉伸强度分别比国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青增大约530%和30%;断裂延伸率分别比国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青增大约228%和2%。究其原因为:日本环氧粘结剂不掺加沥青, 环氧树脂与固化剂能够充分固化反应, 而另两种材料中均需加入沥青, 沥青的存在可能会对固化反应有一定影响;且日本产和国产所采用的环氧树脂和固化剂种类不同, 分子内化学键作用力不同, 分子间链与链结合力不同, 最终导致拉伸强度和断裂延伸率的差异。
4结论
本章分别对国产HLN-7611环氧沥青、日本环氧粘结剂、日本环氧沥青等三种环氧基防水粘结材料进行制备并比较测试其拉伸性能。根据相关试验结果, 可以得出以下结论:拉伸性能优劣依次为:日本环氧粘结剂、日本环氧沥青和国产HLN-7611环氧沥青, 在最佳配比下所能达到的拉伸强度分别为5.932MPa、4.451MPa和0.940MPa, 断裂延伸率分别为616%、604%和188%。
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金属材料拉伸性能的确切表述 篇7
关键词：金属拉伸性能,真实全应变,精准应力应变曲线
拉伸性能是金属材料重要的机械性能之一，通过拉伸试验可以测出金属的屈服强度、抗拉强度、伸长率与断面收缩率等性能指标。在均匀变形阶段，伸长率与断面收缩率之间的关系，以往的教科书中都是以体积不变的假设为前提而导出的;出现缩颈后，“真应力应变”曲线也是在不正确的应变值下绘出的。本文依据拉伸时的体积变化规律，旨在修正均匀变形阶段两个塑性指标之间的关系，并将进一步绘出正确的“真应力应变”曲线。
1 拉伸时体积的变化
金属在退火的状态下，位错密度一般为105～108/cm2，而经过剧烈冷变形后，位错密度猛增到1010～1012/cm2，位错密度的增加是形变强化的主要原因，也是体积变化的根本原因所在，如果将形变强化与固溶强化进行比较，可得出这样的直观判断：由于固溶强化体积会增加，所以冷拉塑变体积也会增加。众所周知，形变强化的金属可以经过再结晶退火进行软化。其再结晶后的体积基本上恢复到原始体积。因而可以认为：再结晶温度下金属体积的热膨胀量等于形变强化后的体积膨胀量。据此可导出拉伸时式样体积的变化规律为：
式中,V为拉伸后式样工作部分的体积;F0为式样工作部分的原始截面面积;L0为式样工作部分的原始长度;β为式样的体积膨胀系数;TR为冷变形试样的再结晶温度。同理，压缩时式(1)可改写为
对于一定的金属，当冷变形达到某一程度时，其再结晶温度基本保持不变，因而体积的变化量也基本恒定。这可由位错密度当超过一定变形量时基本保持恒定而得到解释。
2 伸长与收缩之间的关系
根据金属冷变形过程中的体积变化规律，可以推导出在均匀变形阶段伸长与收缩之间的关系：
式中，Ψ为均匀变形时的断面收缩率;λ为均匀变形时的伸长率(应变)。则
由(4)可见，均匀变形阶段，Ψ的值总是小于λ的值。
产生缩颈后，λ值不再等于△L/L0,而应由式(3)求得。由(3)式求得的λ值叫做全伸长率。这相当于把整个式样都拉伸到缩颈处那样细时的条件伸长率。
以上讨论的是条件应变,要想真实反应出金属材料的形变强化规律，必须采用真应变，我们知道，真应变是瞬间伸长dl与瞬间长度l比值的积分，即
均匀变形阶段，真应变e与条件应变λ之间的关系为
笔者认为，缩颈后，式(5)已不能反应缩颈处的真应变，而应由下式求出
e'叫做真实全应变(或叫做真实全伸长率)，它是将试样的工作部分都拉伸到缩颈处那样细时的真应变。
真应变e和真实断面收缩率Ψe之间的关系在均匀变形阶段为
缩颈后，式(7)应改为
由于式(8)右边的第二项非常微小，所以真实断面收缩率约等于真实全应变。
3 真应力应变曲线（如图1)
因1给出了同一式样的几种应力应变曲线，曲线a为条件应力应变曲线，如所周知，他不能如实反应金属的塑性变形规律;曲线b为真应力应变曲线，一般认为他能真实反应出金属塑变特性，实际并非如此。因曲线b的真应变e是按式(5)计算得出的，而出现缩颈后，式(3)已不能真实反应缩颈处的形变强化特征。这时再用式(5)计算的值绘制应力应变曲线显然是错误的;为了真实反应缩颈后的形变强化特性。真应变应由真实全应变取代，由真实全应变绘制的应力应变曲线如图(1)中的c所示，应变值由式(6)计算所得。曲线c即为校正后的“真应力应变”曲线，本文称为精准应力应变曲线。可以看出，他们在缩颈前完全一致。这时因为缩颈前e与e'相等的缘故。应当看到，缩颈已形成三向拉应力状态，使变形受到制约，必须进一步提高纵向应力才能继续变形，因而与单向拉应力状态下相比，形成相同变形量时所需应力要略高一些，因此，曲线c的末端应稍微下移才能更真实地反映出单向拉应力下的形变强化规律。
4 结束语
上面导出的金属塑性变形后的体积变化公式，仅适用于试样为退火状态等稳定组织。建立在该基础上的一系列关系式，都对原公式作了微量的修正，使实验精度得到了进一步提高。
无论均匀变形阶段或缩颈阶段，真应变e和真实断面收缩率Ψe并不相等;而真实全应变与真实断面收缩率在各个阶段几乎都相等。只有用真应力和真实全应变会出的应力应变曲线才能真实反映出金属的加工硬化特质。
参考文献
[1]孙训方.材料力学[M].北京:人民教育出版社,1978.
[2]刘鸿文.材料力学[M].北京:高等教育出版社,2004.
拉伸力学性能 篇8
镍镀层具有优良的伸长率、很强的防腐蚀能力和抗高温特性,应用领域越来越广[1,2]。为了提高生产效率及产品质量,同时降低环境污染,对金属表面需要先进行镀覆处理,后进行精密成形[3,4,5]。该种加工方式的优点是镀层均匀、工艺简单、环境污染小、生产效率高、成本低;缺点是带镀层材料的精密成形加工技术不成熟。镍镀层的性能与其微观结构有关,在电沉积结晶过程中,受沉积的影响,镍镀层晶面易织构化,进而影响镀层的性能。近年来,这方面的研究逐步受到了人们的重视[6]。电沉积镍镀层的力学性能是衡量镀层质量和应用价值的重要因素,而传统的力学性能测试技术与设备对镀层微观力学性能的测试无能为力。压痕法作为一种试验方法用来测量材料的力学性能始于20世纪7O年代.近年来纳米压痕技术得到广泛的应用,该技术的显著特点在于其极高的力分辨率和位移分辨率,能连续记录加载和卸载期间载荷与位移的变化,从而使该技术特别适合于薄膜材料力学性能的测量。
为了深入研究拉伸变形后镍镀层微观组织的变化,采用XRD对镀层在各种拉伸状况下的宏观织构进行了分析,其表面的形貌利用SEM进行观察研究。采用纳米压痕法对电沉积镍镀层的硬度、弹性模量等力学性能进行测试,并探讨了拉伸变形对镀层微观结构及力学性能的影响。
1 试验方法
1.1 电沉积镍镀层材料的制备
取0.3 mm厚的低碳冷轧钢带,碱洗除油3 min,再用3% HC1+4% H2SO4溶液除锈2 min,并用5% HC1活化l min,最后用蒸馏水冲洗。镍电镀液配方为:250 g/L NiSO4·6H2O,50 g/L NiC12·6H2O,35 g/L硼酸,双氧水、活性炭处理2 h后过滤,小电流电解除杂[7]。pH值为4,温度42 ℃,然后根据要求改变电流密度、电镀时间和氯离子含量等工艺参数来得到样品。镀镍样品用蒸馏水冲洗后在烘箱中烘干。
1.2 拉伸试验
拉伸试验在Instron材料试验机上完成。试验用试样的形状与尺寸见图1。上下两层是厚度为3 μm的镍镀层,中间层是低碳钢,拉伸载荷沿轧向均匀分布,应变ε分别为0,10.0%,20.0%和28.3%。
1.3 镀层结构和性能测试
用JSM-5600LV型扫描电镜(SEM)观察镀层的表面形貌。采用D/max-rA 型X射线衍射仪(XRD)分析镀层的宏观织构,衍射条件为:Cu Ka辐射,管压50 kV,管流100 mA,扫描速度4° /min,步宽0.01°。
采用TriboIndenter(Hysitron Inc)对电沉积镍镀层的力学性能进行了测量。其压头是布氏金刚石压头,仪器带有原子力显微镜装置。该试验机位移精确度约为0.1 nm,测力精确度约为100 nN。加载和卸载速率为0.2 mN/s,在最大载荷时保载5 s,以允许其发生塑性变形。在压痕试验过程中,为得到准确结果,一般材料热漂移率设为0.05 nm/s,假设压头具有光滑的表面和轴对称性,这样就可以不考虑压入过程中是属于弹性变形还是弹塑性变形以及是否存在加工硬化和残余应力。在试验过程中,为了准确测量薄膜的力学性能,必须保证镀层的深度是压痕深度的10倍以上[8]。为了减少试验误差,对一个样品进行五次试验,根据所测得的加载和卸载曲线算出试验值,然后对试验结果取平均值。采用Oliver和Pharr方法[9],计算硬度和杨氏模量等力学参数。
2 试验结果与讨论
2.1 电沉积镍镀层材料的应力 - 应变关系
图2是所制备的电沉积镍镀层材料的应力 - 应变曲线。从图2中可以看出,随着拉应力的增加,试样发生了塑性变形。其屈服强度是200 MPa,断裂强度是319 MPa,当拉伸到28.3%的时候,样品发生断裂。
2.2 电沉积镍镀层的表面形貌和宏观织构
图3给出了拉伸变形前后的镍镀层的表面形貌。从图3a可以看出,电沉积镍镀层的表面由许多团块区(X)和平凹区(Y)构成,但表面非常光滑,没有孔洞等缺陷,说明镀层的晶粒非常细小。但拉伸变形后的镍镀层依然存在团块(见图3b),其表面非常不光滑,出现褶皱,而且有微孔洞或者裂纹产生(见图3c)。
图4是拉伸变形前后样品的XRD谱图。由图4可以看出,镍镀层主要的织构组成是:Ni(111)、(200)、(220)以及Fe(200)、(211)。Fe织构并不存在于镀层中,而是基体所致。经过拉伸的镍镀层并没有产生新的织构,只是在原有织构的基础上,强度发生了变化。各织构的强度见图5,Ni(111)面织构的强度发生了明显减弱,而Ni(200)织构及其他各织构的强度并没有发生大的变化。
2.3纳米压痕试验
利用纳米压痕仪可以直接测得各拉伸样品的加载 - 卸载曲线。图6是应变分别为0和100%的样品的载荷 - 深度曲线。从图6可以看出,在镍X位置,对于同一最大载荷1 000 μN,未经拉伸样品的最大压痕深度为65.098 5 nm,要比拉伸100%样品的深度值 65.683 9 nm小,这说明拉伸100%之后,样品变软,硬度减小。在镍Y位置,拉伸100%的样品硬度也明显要小。表1列出了拉伸前后样品在不同位置的力学参数值,从中可以看出,拉伸后硬度和杨氏模量都明显减小。
在最大载荷处保载5 s,可以看到各个曲线都发生了蠕变Δh,从未拉伸样品的1.252 2 nm到拉伸100%样品的1.847 5 nm,逐渐增加,这有力地证明了材料的塑性变形导致了蠕变量的增加。
对于未经过拉伸样品的X和Y位置,分别加1 000,4 500 μN和8 000 μN的载荷,其加载和卸载曲线都是光滑连续的(见图7)。
从图7中可以看出,其加载曲线比较符合P=Ch2这一关系式,1 000 μN时的加载曲线与其他曲线不完全重合,这主要是由于载荷点不同所致。同时发现,虽然加不同的载荷,但其卸载曲线几乎是平行的,这表明镀层在各处的弹塑性几乎相当。
3 结 论
(1)拉伸变形后的镀镍钢带,并没有形成新的织构,只是原有织构的强度发生了相应的改变,特别是Ni(111)织构的强度明显减弱。
(2)拉伸变形后的镀镍钢带的表面粗糙度变大,并出现微裂纹。
(3)拉伸变形后,镍镀层的硬度值及其杨氏模量值均明显降低。对同一样品,镍团块的蠕变值比其他位置的小,对不同样品,拉伸后的蠕变值有所增加。
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大型拉伸机钳口的运动和力学研究 篇9
张力拉伸机主要用于对有色或黑色板、带、管、棒、型材等进行拉伸。通过使材料产生一定的伸长率的拉伸,一方面对金属进行强化处理,另一方面起到矫直、矫平作用,在冶金行业、铝及铝合金行业应用广泛。
大型拉伸矫直机是我国自行设计制造的重型机械装备,用于拉伸矫直淬火硬铝板。随着市场需求的不断扩大,对设备拉伸能力提出了更高的要求。拉伸过程中坯料及拉伸机头受力较大,如果铝板断裂后,夹头部位会受到较大的冲击力,特别是钳口处将受到更大的冲击,所以对钳口进行研究,以减少对设备的破坏,十分重要。
2 拉伸机工作原理
如图1所示,张力拉伸机主要由带有液压缓冲功能的部件组成。拉伸时固定机头和移动机头分别夹紧材料的一端。固定机头2通过插销与两个压梁3固定连接在一起,液压缸5一端柱塞与拉伸机头6连接,另一端柱塞与压梁3固定。拉伸机头6由两个液压缸5驱动,相对于固定机头产生位移以实现对材料的拉伸。固定机头2及拉伸机头6受力如图1所示,其中F为拉伸材料对机头的反作用力;F/2为液压缸分别施加给拉伸机头或通过压梁施加给固定机头的拉伸力;两侧两个压梁3分别承受F/2的压力;拉伸材料4承受总的拉伸力F。综上所述,张力拉伸机在拉伸时,拉伸力在设备内部通过压梁、拉伸机头、固定机头、液压缸等部件形成一个内力。
1.复位装置2.固定机头3.压梁4.铝板5.液压缸6.拉伸机头
在拉伸机拉伸的过程中,被拉伸的板材由于内部材料缺陷或拉伸量超限会产生突然断裂,即发生断带工况。此时,当拉伸外负载突然消失,固定机头2、两个压梁3、液压缸5、拉伸机头6、夹紧材料的钳口组件会产生冲击。这一冲击会对与之连接的部件产生冲击力或力矩,造成设备破坏。
3 钳口夹头的运动和受力分析
3.1 夹头的运动分析
在拉伸过程中,钳口夹头是一个重要的运动部件,作用非常重要。现以上夹头为例进行分析。
1.螺栓2.夹头3.坯料4.导轨
当每个钳口夹头受到最大的拉伸载荷时,工件断裂,夹头和断开的铝板的加速度的方向是水平向右,铝板的运动方向是水平向右。在铝板刚断开的时候,夹头带着导轨一起运动,所以导轨会沿着垂直于夹头斜面的方向下行,导轨对夹头的作用力,使得夹头压紧铝板,铝板和夹头在某一时间段内不会分开。由于导轨和机架通过螺栓连接,而由于弹簧采用液压缓冲装置,使得螺栓可以在垂直于导轨方向有较小的位移,最初坯料和夹头是分不开的,这时按整体水平向右运动来分析。当导轨在垂直于铝板方向位移小于铝板的弹性变形量时,夹头和铝板不分离一起运动。
3.2 断裂瞬间的整体受力分析
铝板断开的一瞬间,由于各个构件间的内力对于整个系统的动量不产生影响。根据质点系的动量定理,在水平方向上有:
对于由夹头、导轨和铝板组成的质点系而言,只受到螺栓的预紧力和拉伸机的拉力。建立如图3所示的简化力学模型。
Fk—螺栓的初始预紧力FO—钳口夹头处的拉伸力
铝板断裂是在瞬间完成的。设断开瞬间夹头的水平方向的速度为Vj,铝板的速度为Vl,导轨的速度为Vd,夹头的质量为mj,导轨的质量为md,由于夹头、铝板和导轨一起运动,所以他们断裂瞬间在水平方向的速度相等,即:
根据动量定理有:
水平方向的合外力为:
3.3 铝板的受力分析
铝板断开后,受到夹头的压力很大,致使铝板和夹头一起运动一段时间后才会分开,假设铝板的加速度和夹头的水平方向的加速度相同,都为ax。设铝板断后的质量为ml。假设铝板是弹性体,被夹头夹紧,有一定的压下量,当铝板和夹头一起运动的过程中,铝板要恢复弹性变形,设恢复的变形量为y,初始压下量为△l。建立力学模型,并进行受力分析,如图4所示。
N13—夹头对铝板的作用力,大小与N31相等F13—夹头对铝板的摩擦力,与N13的关系为F13=μ2N13;取值0.4105
由于坯料发生弹性变形,当坯料和夹钳分开后,能恢复原来的形状,由静力平衡和胡克定律列方程组:
式中:E———弹性模量,取E=71GPa;
A———钳口与坯料的接触面积;
l———坯料的厚度。
对铝板来说,铝板是绝对运动,方向水平向右,设铝板在水平方向的位移为xl。
根据牛顿第二定律知:
3.4 夹头的受力分析
取夹头为分离体,建立力学模型,如图5所示。
N31—坯料对夹头的作用力F31—铝板对夹头的摩擦力,大小与N31之间的关系为F31=μ2N31(其中μ2为铝板和夹头之间的摩擦系数,μ2=0.4105)N21—导轨对夹头的作用力F21—导轨对夹头的摩擦力,F21=μ1N21(其中μ1为导轨与钳口夹头间的摩擦系数,取μ1=0.15)α—斜滑块的角度,α=18°
首先假设夹头为刚性体,不发生弹性变形。夹头的绝对运动是夹头沿导轨方向的相对滑动和夹头随着导轨牵连运动组合而成。设夹头相对于导轨在沿导轨方向的位移为xj,在垂直于导轨方向的位移yj,缓冲缸对夹头的力Tu=0。再假设钳口夹头在x轴上的加速度为ax;在y轴上的加速度为ay(图5)。
根据牛顿第二定律知:
4 有限元分析
在分析了夹头的受力后,建立了夹头的有限元分析模型,根据以上分析所列的方程,运用ANSYS模拟软件,对模型进行加载,可以得到其应力应变曲线。
图6、7是拉伸机在最大拉伸能力时,夹头的应力应变云图,从图中可以看出,夹头的最大应力应变出现在孔的周围,当夹头受到冲击力较大时,孔处最容易先发生破裂,从而造成夹头的破坏。
5 结束语
(1)对于夹头来讲,在这一过程中由于断裂后的冲击使夹头和铝板获得了一个共同的初速度向右运动。它的运动可以看作是沿着导轨方向的运动和垂直于导轨方向运动的合成,在这两个方向由于受到摩擦力的作用,所以夹头和铝板都在做减速运动,一直到夹头在竖直方向的位移量超过铝板的弹性变形量,铝板与夹头分离,这个阶段才结束。
(2)在这一阶段,夹头受到了导轨对它的作用力和铝板对它的作用力,这些力都在随时间发生变化,所以夹头受到的应力也在发生变化,但是夹头的变形属于弹性变形。夹头在这个过程中,最大应力出现在夹头内部孔的中间部位。最大应变也出现在这一部位。
(3)由于夹头中的孔是应力应变的最大位置处,所以在机器运行时,应对孔中的轴采取润滑措施,以免孔磨损,减少冲击时造成的破坏。同时,夹头的材料选择也要考虑弹塑性较好的材料,增加夹头抵抗冲击的能力,对保证设备的安全运行,具有十分重要的意义。
摘要：本文介绍了大型拉伸机的工作原理,分析了拉伸机达到极限承载力后,造成的设备零部件的破坏。并以主要的运动部件钳口为例,通过力学计算和有限元分析,找出钳口处容易破坏的位置,采取相应的保护措施。
关键词：机床技术,力学分析,钳口,拉伸机,有限元
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拉伸力学性能 篇10
由于钢筋锚固失效不仅会引起构件承载力的丧失还有可能引发整个结构垮塌等灾难性的后果因而钢筋锚固性能无论对于钢筋混凝土结构构件还是整个结构体系都是至关重要的。 文献[1]指出钢筋与混凝土之间的黏结锚固由胶结力、 摩阻力、咬合力构成。 其中,咬合力是锚固作用的重要组成部分。 着眼于钢筋锚固的一般受力特性,从改善钢筋的咬合力入手,不仅提高其锚固强度和刚度,更重要的是改善其延性,这对结构的整体抗震性能提高效果应该更明显。 文献[2]对梁端带直角弯折钢筋的锚固性能进行了试验研究。 研究结果表明,钢筋的水平锚固段是保证锚固端强度和刚度的主要条件同时,由于弯弧和垂直段的存在,可以保证在出现很大滑移时承载力没有明显退化。 这个特征说明在锚固构造中增加机械锚固措施对于改善构件的延性是有利的。 文献[3]对重复荷载下钢筋锚固性能进行了试验研究并得到了黏结破坏的基本准则:重复荷载作用下,当滑移量累积达到静荷载作用下破坏时的最大滑移量时发生黏结疲劳破坏。 控制重复荷载下的累积滑移量对改善钢筋锚固的抗疲劳性能具有关键的作用。 文献[4]通过计算由梁柱节点处钢筋黏结滑移引起的悬臂梁端位移,阐明了梁端大位移、采用粗钢筋、承受反复荷载作用均可加剧钢筋滑移。 目前,随着组合结构的大量应用,组合结构中钢筋锚固性能问题也需要深入地展开研究。 文献[5完成了对钢管混凝土柱-环梁节点抗震性能的试验研究。 从试验的结果可以看出,要做到破坏不首先出现在环梁节点,环梁的几何尺寸、配筋、混凝土强度需要加强,此外,加强环梁与钢管混凝土柱间裂缝的控制,可以改善结构耗能能力。 但是受设计要求的限制,仅仅简单地加大、加粗钢筋和构件尺寸的设计做法在工程应用中并不能真正实施。 因而需要尝试一种可行的方法来解决组合结构节点钢筋锚固和节点组合性能的问题。 那么,对钢管混凝土柱节点的研究势必建立在环形钢筋锚固性能研究的基础上。
1试验概况
1.1试件设计制作
制作7个钢筋拔出试验试件,试件外形尺见图1。 考虑到便于对比,试件外形采用扁圆柱形,圆柱体厚度为100mm,截面圆半径为125mm。 将试件在钢筋拉拔端一侧弧形面改为平面,以便于加载和固定; 同时为了消除加载端混凝土约束产生的影响, 钢筋加载端30mm长度范围与外部混凝土脱开。 除了试件SA-1采用埋设直线钢筋外, 其余试件均采用埋设弧形钢筋。 各个试件的构造差别在于钢筋形状、 混凝土保护层厚度及核心钢管约束三个因素, SA-1为单根直线钢筋;SA-2为单根开口小弧形钢筋且具有较厚的混凝土保护层;SA-3为单根开口大弧形钢筋且具有较薄的混凝土保护层;SA-4为闭合小弧形钢筋且具有较厚的混凝土保护层;SA-5为闭合大弧形钢筋且具有较薄的混凝土保护层;为了考察增强环形钢筋核心混凝土对试件锚固性能的影响以及试件在构造上的可比性,SA-6是在SA-4的构造基础上核心设置覫90mm×3mm钢管;SA-7是在SA-5的构造基础上核心设置覫90mm×3mm钢管。 考虑到前后试验结果的可比性,闭合弧形钢筋通过夹具在加载端和自由端将两根弧形钢筋连接形成。 为避免混凝土局部压坏,试件底部布置了钢筋网片。 试件混凝土采用C30细石混凝土浇筑,试验室测得的混凝土立方抗压强度为31.6MPa。 钢筋采用HRB335带肋钢筋,直径为10mm。 钢筋屈服强度为392MPa,抗拉强度为558MPa。
试件设计是考察在钢筋不发生拔出破坏的前提下,不同形式钢筋在加载过程中的受力状态和内力传递机理。 钢筋的锚固长度要保证在整个加载过程中不会被整体拔出。 参考文献[6]相关计算公式确定出试件最小外形尺寸和锚固钢筋的锚固长度,弧形钢筋锚固长度在计算时偏保守地将弧形段长度按直径取值。
1.2试验加载与数据采集
为了便于在施工场地完成相关试验。 试验采用30t穿心千斤顶对试件施加单向拉力荷载。 采用专门为试验设计的小型自平衡传力架固定试件和传递荷载,传力架构造平面图如图2所示。
采用DH3816数据采集系统对试验数据进行采集。 采集数据包括拉拔力、加载端位移、钢筋应变。 应变片布置在锚固钢筋加载端、自由端、中间段三个位置。 加载过程中环形钢筋内部混凝土的内力变化通过在核心钢管壁上布置应变片来推测,并通过加载各个阶段的应变值变化推测钢筋应力的传递机理。 弧形钢筋的应变片布置在钢筋的外侧。 试件混凝土表面的裂缝通过人工观察并进行标记。
2试验结果分析
2.1破坏特征
除了试件SA-3破坏始于混凝土拉裂以外,所有试件破坏均由于钢筋的屈服和拉断。 这说明无论钢筋形状如何,当钢筋在混凝土中的埋设长度达到设计要求,加载端混凝土受压且具有足够的保护层厚度和强度等级时, 钢筋不会出现整体拔出破坏。 试件表面没有明显的开裂,但是试件拉拔端钢筋根部出现混凝土粉末,证明钢筋有局部错动现象。 这说明即使钢筋没有被拔出,钢筋屈服也在加载端引起局部的滑移现象。 试件SA-3在加载初期混凝土表面即出现裂缝,裂缝是从钢筋加载端开始沿钢筋弧的切线方向开展,将外侧混凝土与核心混凝土完全切断,如图3所示。 其加载位移曲线从加载初期即出现较大的水平段,峰值荷载并不高。 这说明弧形钢筋在拉拔荷载下,有被拉直的趋势。 在这种趋势下,中间段钢筋对核心混凝土产生压力的同时加载端钢筋对外侧保护层混凝土形成压力,从而造成混凝土受拉破坏。 由于试件底面平整度不够,与加载钢板之间存在间隙,从而使试件SA-5和SA-6加载初期位移增长速度较快。 此外,由于试件制作、钢筋固定等多因素影响,加载端钢筋受力并不十分均匀。 因此,配置闭合弧形钢筋的试件破坏有些始于单根钢筋的拉断,另一钢筋处于明显屈服状态或者随即也被拉断。 当荷载分配均衡的情况下,试件在发生较大位移时其荷载没有明显的衰减。 试件的荷载-位移曲线如图4所示。 从图中可以看出,单根钢筋试件SA-1与SA-2峰值荷载接近,但是SA-2的后期变形明显增大。 这是因为SA-1的承载力主要包括胶结力、摩阻力和咬合力,而SA-2还包括弧形部分提供的机械锚固作用。 闭合弧形钢筋4个试件的承载力接近,是单根钢筋试件极限承载力的2倍左右。 SA-4钢筋受力均衡,当达到很大的位移值时荷载值仍没有出现明显的下降。 单向拉拔荷载下核心采用钢管加强措施对试件承载力没有明显影响。
2.2荷载-位移曲线
由于试件在整个加载过程中没有发生钢筋整体拔出的破坏现象,因此,钢筋拉拔端的位移主要由钢筋屈服变形和钢筋的局部滑移组成。 其中,钢筋屈服变形为主要部分。 从图4中可以看出,试件的荷载-位移曲线由比较明显的两个阶段组成。 两个加载阶段的分界点为钢筋的屈服点,钢筋屈服前的位移值很小,屈服后则明显增大。 由于混凝土破坏,试件SA-3的初始阶段位移值较大,峰值荷载很小。 试件SA-1在屈服前的位移较小,由于位移计故障,达到峰值荷载后的位移没有完全测出,但是从试件由钢筋破坏控制可以推断其后期变形不会很小。试件SA-2屈服荷载前的位移处于SA-1和SA- 3之间,但是屈服荷载后的变形较大。对SA-4~SA-7四个试件进行比较,可以看出屈服荷载之前,闭合大弧形钢筋的位移值偏大。 由于两根钢筋受力不均造成不同试件屈服荷载后的变形值存在较大差别。
相对荷载-相对位移曲线来描述峰值荷载前各个试件荷载位移的关系,如图5所示。 从图中可以看出, 所有试件的曲线都具有一个明显的转折点。 除了试件SA-3发生混凝土拉裂破坏,其相对荷载- 相对位移曲线的形状为向右下凸出外,其余试件的曲线均为向左上凸出。 此转折点位置接近钢筋屈服时的荷载值。 在此采用相对锚固刚度K来描述试件的变形特征,K=(F/Fu)/(D/Du),其中,F为荷载,Fu为峰值荷载,D为位移,Du为峰值荷载对应的位移值。 转折点之前的相对刚度K较大,并且大部分试件的K值比较接近,表明其在加载初期的锚固性能较好。 转折点之后的相对刚度略有差别, 试件SA-5的刚度略高, 加载后期机械锚固作用起到一定效果。
2.3钢筋应力分布及传力机理
在整个加载过程中,拉拔钢筋在整个锚固长度范围的内力分布特点可以通过测得的三个不同部位的应变来进行分析。 其中,由于拉拔力施加过程中在闭合的两根弧形钢筋之间分配不均衡,有可能两根钢筋先后发生屈服, 因而试件SA-4在弹性荷载区间应变增加速度较快。 比较图6和图7后能够发现,钢筋中间段应变一般是在加载端出现屈服后发生应变的迅速增长,但是应变增长不大即达到峰值荷载。 无论是直线钢筋还是弧形钢筋,在试件拉拔承载力达到最大值时,应力分布不均衡,钢筋中间段应力并不大,承载力主要由加载端的钢筋和混凝土承担。 试件端部混凝土受压有利于钢筋加载端的锚固,并延缓钢筋应力向中间的传递。
通过对SA-6和SA-7核心钢管壁应变数据的采集和分析发现:两个试件的核心钢管壁没有出现明显的应变值,表明核心混凝土没有受到明显的内力作用或者这个作用很微弱。 这是由于环形钢筋很大部分的锚固承载力由钢筋的机械锚固作用承担而这个机械锚固作用是通过加载端的支撑钢板与钢筋之间的混凝土受压来提供的。 当钢筋没有发生明显滑移情况下,这部分机械锚固作用是可靠的。
单向拉拔试验结果表明,在整个拉拔荷载增加过程中各个试件应力从加载端到中间段的应力传递方式和传递速度存在差别。
(1)试件SA-1与SA-2的加载端在处于弹性阶段时,中间段应力较小,且传递过程比较均匀,应力传递速度也接近;当其加载端出现屈服后,应力传递速度明显加快。 可见,在弹性阶段,开口弧形钢筋的弧度较小时,其锚固效果与直线形钢筋相当。 进入屈服阶段, 加载端与中间段的应力发生了重分布,部分荷载由中间段承担。
(2)试件SA-4与SA-5发生屈服前,中段没有明显应力。发生屈服后,中间段产生较小的应力,且增长速度均低于SA-1与SA-2。 说明闭合弧形构造可以增加机械锚固作用,提高混凝土承担的荷载份额。
3结论
(1)当钢筋加载端混凝土受压, 同时钢筋外包混凝土保护层厚度和强度等级满足规范锚固设计要求时,直线形钢筋和闭合弧形钢筋的锚固承载力均能够达到要求。 其中,闭合弧形钢筋在加载初期的变形略大于直线形钢筋;但是在达到较大变形的情况下,承载力的退化很小。
(2)当锚固设计偏于保守时, 闭合弧形钢筋锚固承载力由钢筋强度控制。 但是由于构造原因使钢筋受力不均衡时, 钢筋可能出现逐个拉断的现象, 造成试件的承载力降低。 因此,对此采取正确的补偿措施较关键。