模具设计:应力集中（共8篇）
模具设计:应力集中 篇1
应力集中是指受力构件由于几何形状、外形尺寸发生突变而引起局部范围内应力显著增大的现象[1]。多出现于尖角、孔洞、缺口、沟槽以及有刚性约束处及其邻域。应力集中是阀门设计分析中最常见的现象, 怎样精确地获取阀门应力集中处的应力, 不仅对阀门结构设计分析非常关键, 而且对于评定阀门的疲劳使用寿命具有重大的意义。根据大量的研究发现结构的疲劳寿命对应力集中非常敏感, 往往在常规静力学分析中能够认可的精度在疲劳预测中却造成非常大的误差, 与实际结果相去甚远[2]。因此如何精确地获取结构应力集中成为阀门设计分析的关键因素。
对于应力集中的平面问题一般可以找到精确的求解公式或者是经验修正公式[3] , 但是对于大量的工程实际问题, 能够简化成平面问题的相对很少, 绝大部分问题都是复杂的空间问题, 而空间问题通常很难找到解析解。因此在这种情况下要想研究应力集中问题 (应力集中因子、应力集中位置) , 解析的方法就显得有些无能为力了。有限单元法的兴起已经逐渐被大多数工程人员所采纳, 极大的推动了应力集中研究的迅速发展[4]。
1 应力集中分析方法简介
为了准确模拟结构中的应力集中问题, 一般采用局部细化网格法、子模型法以及自适应网格法3种[5]。
1.1 局部细化网格法
局部细化网格法顾名思义就是对整个区域划分完网格以后, 再对应力梯度变化大的区域进行网格细化加密。具体可以针对某个点也可以针对某个单元进行细化, 以这些点 (单元) 为中心进行网格加密, 如图1所示。
1.2 子模型技术
在有限元分析中往往出现这种情况, 即对于用户关心的区域, 如应力集中区域, 网格太疏不能得到满意的结果, 而对于这些区域之外的部分, 网格密度已经足够了。子模型是得到模型部分区域中更加精确解的有限单元技术。子模型方法又称为切割边界位移法或特定边界位移法。切割边界就是子模型从整个较粗糙的模型分割开的边界。整体模型切割边界的计算位移值即为子模型的边界条件。子模型基于圣维南原理, 即如果实际分布载荷被等效载荷代替以后, 应力和应变只在载荷施加的位置附近有改变。这说明只有在载荷集中位置才有应力集中效应, 如果子模型的位置远离应力集中位置, 则子模型内就可以得到较精确的结果[6]。
1.3 自适应网格划分
自适应网格方法通过误差估计, 在某些变化较为剧烈的区域, 如大变形、激波面、接触间断面和滑移面等, 自动确定网格密度是否足够。如果不够, 程序将自动细化网格以减少误差。网格在迭代过程不断调节, 将网格细化, 做到网格点分布与物理解的耦合, 然后通过一系列的求解过程使得误差低于用户指定的数值 (或直到用户指定的最大求解次数) , 从而提高解精度的一种技术。
2 工程应用实例
为了比较以上3种方法对结构应力集中模拟的准确性, 笔者以某型号的闸阀为例, 分析结构在外载荷作用下的应力集中情况。
2.1 闸阀阀体模型建立
通过阅读闸阀阀体结构图纸, 利用三维实体建模软件PRO/E建立阀体的三维模型, 并建立PRO/E与ANSYS二者之间的无缝连接, 实现了有限元分析模型的建立, 如图2所示。
2.2 闸阀阀体网格划分及载荷、约束施加
为了模拟结构的准确性, 有限元分析单元采用带中间节点的二阶单元, 即采用ANSYS软件的SOLID92单元, 该单元为带中间节点的四面体单元, 对复杂结构具有很好的拟合功能, 结果精度也很高。本次有限元分析利用结构对称性, 分析了1/2模型, 闸阀一端与接管刚性连接, 闸阀内压15MPa, 阀体材料采用SA-217 WC9, 约束以及载荷如图3所示。
2.3 闸阀阀体应力集中结果比较
局部网格细化法网格尺寸为20, 细化等级level=1;子模型法粗糙模型网格尺亦为20, 子模型网格尺寸为10;自适应网格法最大自适应迭代次数设置为100, 最小单元尺寸为10, 最大单元尺寸为50, 结构误差控制设置为5%。3种方法得到的最大等效应力分别为:277、263、265MPa。通过比较可以看出:局部细化法对应力集中模拟结果较好;子模型法和自适应网格法操作比较繁琐, 需要对模型有较深刻的认识以及对APDL要求较高;子模型方法对三维问题难以确定其分割边界。
3 结束语
在相同条件下局部细化法能够很好地模拟阀体应力集中情况, 当然该方法也可以用于模拟梯度变化大的其它场问题 (如温度场、电磁场、流场等) 。局部细化法理解容易, 操作容易, 只需加密可能梯度变化较大的节点、单元即可, 如果对加密后的结果不满意, 还可以提高加密等级甚至还可以多次加密网格, 直至达到满意的精度要求。因此要模拟梯度变化较大的场问题, 局部细化法不失为一种既方便又卓有成效的理想方法。
参考文献
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[3]徐芝纶.弹性力学 (上册) [M].北京:高等教育出版社, 1998.
[4]张应迁, 张洪才.ANSYS有限元分析从入门到精通[M].北京:人民邮电出版社, 2010.
[5]张玉宝, 王磊.ANSYS网格高级划分技术[J].科技信息, 2008, (29) :422.
[6]国宏斌, 张景.ANSYS子模型技术在LPG球罐设计检验中的应用[J].化工机械, 2009, 36 (6) :582~584.
解析化工设计中的管道应力分析 篇2
关键词：化工设计；管道设计；应力分析
前言：如今，我国的各项经济在经过几十年的发展过后，正经历着前所未有的繁荣，而我们应该知道的是，在这繁荣发展的背后，实际上是大量先进设备的部署以及、生产技术的研发和使用。事实上，就如今的化学工业来说，其所使用的生产装置已经不断走向大型化和复杂化，而在这种装置之中，标志性的便是大量高温、高压以及大直径管道的使用。这种使用性能作用的发挥，实际上又离不开对求安全性的评价与检测，因为只有在安全性得到保障的条件下，整个化工设计才能变得更为可靠。为此，管道分析就是应着这一安全评价和检测的需求而提出的，但其自身又是一个复杂环节的集合体，我们有必要加强对其的认识和把握。
一、管道应力的种类
在文章开篇之前，我们先对本文的主体—管道应力，进行简要的分析和介绍，以为接下来对其相关方面的进一步论述奠定一定的基础。
一次应力是指由于外加荷载，如压力和重力等的作用而产生的应力。一次应力的特点是：满足与外加荷载的平衡关系，随外加荷载的增加而增加，且无自限性，当其值超过材料的屈服极限时，管道将产生塑性变形而破坏。管道承受的介质内压、自重、介质重量等持续外荷载而产生的应力属于一次应力。
二次应力是由于管道变形受到约束而产生的应力，它不直接与外力平衡，二次应力的特点就是具有自限性，当管道局部屈服和产生小量变形时应力就能降下来。二次应力过大时，将使管道产生疲劳破坏。在管道中，二次应力一般由热胀冷缩和端点位移引起。
峰值应力是管道或附件由于局部结构不连续或局部热应力效应（包括局部应力集中）附加到一次应力或二次应力的增量。它的特点是不引起显著的变形，而且在短距离内从它的根源衰减，它是一种导致疲劳裂纹或脆性破坏的可能原因。管道附件上小半径圆角处、焊缝未焊透处的应力，均属于峰值应力。
二、管道应力分析的主要内容
当然，就管道应力分析来说，其实际上是一个系统性的工作，因为就其自身来说，其主要包括多个内容方面。
管道应力分析的任务，主要是对管道进行载荷、应力、变形等各类力学分析，使管道在设计条件内的各种载荷的作用下，能有效地抵抗不被允许的变形、位移和破坏，保证管道的安全性和经济性。管道应力分析分为静力分析（含疲劳分析，风载荷及地震载荷分析）和动力分析。对一般管道，通常只做静力分析即可，但对一些特殊工况的管道则应做动力分析（如往复泵、往复式压缩机的进出口管道）。
三、应力分析管道的类型及分析方法
我们知道，就化工厂的管道而言，其有着不同的类型，而这种类型实际上也需要有着不同的分析方法与其相对应，总的来说，常用的应力分析的方法有目测检验法、简单分析法（图表法、公式法）和计算机辅助应力分析法。管道设计中通常根据介质的危险性、管道操作工况、地震烈度、行业类型等来确定应力分析的方法。
1、目测检验法
目测检验法不需要进行详细的应力分析，但需目测者具有相当的工程经验。与运行良好的管道（或已分析的管道）的柔性相同或基本相当的管道可以采用目测检验的方法。
2、简单分析法
简单分析法能确保管道有足够的柔性，尽管不能提供准确的载荷和应力，但这种分析简单而快速，甚至可以由非专职应力分析工程师来完成。
3、计算机辅助应力分析
使用专门的管道应力分析软件对管道进行详细的应力计算和结果分析。计算并分析评定管道各分支点的应力、约束点和端点（设备管口）的力和力矩等。
四、管道应力分析的规范及软件
事实上，就应力分析而言，其并不是一个简而易行的工作想，相反的，其需要依据相应的规范，选用相应的软件，进行严格的控制，总的来说，其主要体现在以下几个方面：
1、规范：
（1）GB50316-2000《工业金属管道设计规范》（2008 年版）
（2）GB/T 20801-2006《压力管道规范》
（3）HG/T20645-1998《化工装置管道机械设计规定》
（4）SH/T3041-2002《石油化工管道柔性设计规范》
（5）GB150-2011《钢制压力容器》
（6）JB/T8130.1-1999《恒力弹簧支吊架》
（7）JB/T8130.2-1999《可变弹簧支吊架》
（8）GB 50251-2003《输气管道工程设计规范》
（9）GB 50253-2003《输油管道工程设计规范》
2、软件：
目前国外工程设计中常用的应力分析的软件有 AutoPIPE、CAEPIPE、CAESAR、FlowPhase、PIPE-FLO、PipePak、SIMFLEX、ZENPIPE 等。我国自 80 年代初开始引进应力分析软件，其中以CARSARⅡ在国内工程设计中的应用最为广泛。近年来一些国产优秀软件也因其更贴近国人的使用习惯、价格等优势也得到了越来越多的应用，如长沙优易软件的 AutoPSA。上述应力分析软件的优势领域各不相同，根据工程实际情况选择合适的软件，对管道设计和计算将起到事半功倍的效果。
结语：经过上文的分析和介绍，我们对管道应力的种类、应力分析的主要内容、分析方法以及工具等方面的内容有了一定的了解，从中我们可以深刻地认识到，面临着如今化工产业不断发展以及大量管道设施使用的严峻现实，如何通过相关措施的提出和采用，提升化学化工装置的安全性能显得尤为重要和必要。事实上，就管道应力分析来说，其作为一种运用相关方法，对管道的实际情况进行分析和勘查，对于确保和提升管道设施安全性来说，具有十分关键的意义，然而，这种关键意义的实现，实际上依赖于我们采用合适的管道应力分析方法，严格依照相关管道应力规范，并选用合理的软件，并不断提升自身的操作能力和操作素养。
参考文献：
测力传感器设计的应力集中原则 篇3
对于电阻应变片式测力传感器 (以下简称“测力传感器”) 来说, 弹性体的结构形状与相关尺寸对测力传感器性能的影响极大。可以说, 测力传感器的性能主要取决于其弹性体的形状及相关尺寸。如果测力传感器的弹性体设计不合理, 无论弹性体的加工精度多高、粘贴的电阻应变片的品质多好, 测力传感器都难以达到较高的测力性能。因此, 在测力传感器的设计过程中, 对弹性体进行合理的设计至关重要。
弹性体的设计基本属于机械结构设计的范围, 但因测力性能的需要, 其结构上与普通的机械零件和构件有所不同。一般说来, 普通的机械零件和构件只须满足在足够大的安全系数下的强度和刚度即可, 对在受力条件下零件或构件上的应力分布情况不必严格要求。然而, 对于弹性体来说, 除了需要满足机械强度和刚度要求以外, 必须保证弹性体上粘贴电阻应变片部位 (以下简称“贴片部位”) 的应力 (应变) 与弹性体承受的载荷 (被测力) 保持严格的对应关系;同时, 为了提高测力传感器测力的灵敏度, 还应使贴片部位达到较高的应力 (应变) 水平。
由此可见, 在弹性体的设计过程中必须满足以下两项要求:
贴片部位的应力 (应变) 应与被测力保持严格的对应关系;贴片部位应具有较高的应力 (应变) 水平。
为了满足上述两项要求, 在测力传感器的弹性体设计方面, 经常应用“应力集中”的设计原则, 确保贴片部位的应力 (应变) 水平较高, 并与被测力保持严格的对应关系, 以提高所设计测力传感器的测力灵敏度和测力精度。
2 改善应力 (应变) 不规则分布的“应力集中”原则
在机械零件或构件的设计过程中, 通常认为应力 (应变) 在零件或构件上是规则分布的, 如果零件或构件的截面形状不发生变化, 不必考虑应力 (应变) 分布不规则的问题。其实, 在机械零件或构件的设计中, 对于应力 (应变) 不规则分布的问题并非不予考虑, 而是通过强度计算中的安全系数将其包容在内了。
对于测力传感器来说, 它是通过电阻应变片测量弹性体上贴片部位的应变来测量被测力的大小。若要保证贴片部位的应力 (应变) 与被测力保持严格的对应关系, 实际上就是保证在测力传感器受力时, 弹性体上贴片部位的应力 (应变) 要按照某一规律分布。在实际应用中, 对于弹性体贴片部位应力 (应变) 分布影响较大的因素主要是弹性体受力条件的变化。
弹性体受力条件的变化是指当弹性体受力的大小不变时, 力的作用点发生变化或弹性体与其相邻的加载构件和承载构件的接触条件发生变化。如果在弹性体结构设计时, 未能考虑这一情况, 就可能造成弹性体上应力 (应变) 分布的不规则变化。这方面最典型的实例是筒式测力传感器。
当筒式测力传感器上、下端面均匀受力时, 在弹性体贴片部位的整个圆周上应力 (应变) 的分布是均匀的。当上、下两个端面上受力情况发生变化后, 力在两个端面的作用情况不再是均匀分布的, 这时弹性体贴片部位圆周上应力 (应变) 的分布情况就难以预料了。如果筒式测力传感器弹性体的高度与直径之比足够大, 弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 基本上还是均匀分布。但是, 在实际应用中, 通常很少能为测力传感器提供较大的安装空间位置, 因而筒式测力传感器弹性体的高度与直径之比很难做到足够大, 弹性体贴片部位圆周上应力 (应变) 将不均匀分布, 而且不均匀分布的情况随弹性体受力情况的变化而改变。在这样的条件下, 弹性体贴片部位的应力 (应变) 与被测力不能保持严格的对应关系, 将造成明显的测力误差。
为了减小由于弹性体受力条件的变化引起的测力误差, 有些传感器设计者采取在筒式测力传感器弹性体上增加贴片数量的方法, 尽可能将弹性体上贴片部位圆周上应力 (应变) 分布不均匀的情况测量出来。这样的处理方法有一定的效果, 可以减小弹性体受力条件的变化引起的测力误差。但这种方法毕竟是一种被动的方法, 增加的贴片数量总是有限的, 还是很难把弹性体上贴片部位圆周上应力 (应变) 分布不均匀的情况全部测量出来, 测力误差减小的程度不够显著。
由于弹性体受力条件的变化引起的测力误差的实质是弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 的不规则分布, 如果能使弹性体贴片部位圆周上的应力 (应变) 分布受到一定条件的约束, 迫使贴片部位的应力 (应变) 按照某一规律分布, 因而使得弹性体贴片部位的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系, 由此来减小因弹性体受力条件的变化引起的测力误差。
对于筒式测力传感器来说, 在承载强度足够的条件下, 如果将弹性体贴片部位圆周上不贴片的部位挖空, 使得应力只能在未挖空的部位分布, 大大改善了应力 (应变) 不规则分布的情况。或者说, 应力 (应变) 的不规则分布仅仅限于未挖空的部位, 并且其不规则分布的程度不会很大。因此, 在未挖空的部位粘贴电阻应变片, 就能使测得的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系。
上述处理方法实际上出于这样一个原理:通过某种措施, 使弹性体上的应力 (应变) 集中分布在便于贴片检测的部位, 实现测得的应力 (应变) 与被测力基本保持严格的对应关系, 以保证传感器的测力精度。
作者曾用上述方法对筒式测力传感器进行改进。改进前的普通筒式传感器测力误差大于1%F.S., 改进后 (局部挖空) 的筒式传感器测力误差为0.1~0.3%F.S., 测力精度明显提高。
3 提高应力 (应变) 水平的应力集中原则
若要测力传感器达到较高的灵敏度, 通常应该使电阻应变片有较高的应变水平, 即在弹性体上贴片部位应该有较高的应力 (应变) 水平。
实现弹性体上贴片部位达到较高应力 (应变) 水平有两种常用的方法:
整体减小弹性体的尺寸, 全面提高弹性体上的应力 (应变) 水平;在贴片部位附近对弹性体进行局部削弱, 使贴片部位局部应力 (应变) 水平提高, 而弹性体其它部位的应力 (应变) 水平基本不变。以上两种方法都可以提高贴片部位的应力 (应变) 水平, 但对弹性体整体性能而言, 局部削弱弹性体的效果要远好于整体减小弹性体尺寸。因为局部削弱弹性体既能提高贴片部位的应力 (应变) 水平, 又使得弹性体整体保持较高的强度和刚度, 有利于提高传感器的性能和使用效果。
局部削弱弹性体提高贴片部位应力 (应变) 水平的原理是:通过局部削弱弹性体, 造成局部的应力集中, 使得应力集中部位的应力 (应变) 水平明显高于弹性体其它部位的应力水平, 将电阻应变片粘贴于应力集中部位, 就可以测得较高的应变水平。
局部应力 (应变) 集中的方法在测力传感器的设计中经常被采用, 尤其在梁式测力传感器 (如弯曲梁式和剪切梁式测力传感器) 的弹性体设计中被广泛应用。局部应力 (应变) 集中方法应用较为成功的当数剪切梁式测力传感器。剪切梁式测力传感器是通过检测梁式弹性体上的剪应力 (剪应变) 实现测力的。
由材料力学中有关梁的应力分布知识可知, 当梁承受横向 (弯曲) 载荷时, 在梁的中性层处剪应力 (剪应变) 最大。如果要检测梁上的剪应变, 应该在梁的中性层处贴片。为了提高贴片处的剪应力 (剪应变) 水平, 可将弹性体两侧各挖一个盲孔, 盲孔的中心应在中性层处。电阻应变片应该粘贴在盲孔的底面上。
对于梁形构件来说, 其弯曲强度是主要矛盾。在一个梁满足弯曲强度的情况下, 剪切强度一般裕量较大。当在中性层附近挖盲孔后, 该截面上腹板上的剪应力 (剪应变) 明显提高, 然而该截面上的弯曲应力提高很小。因此, 剪切梁式弹性体应用局部应力集中方案后, 被检测的剪应变大大提高, 使该测力传感器的灵敏度显著提高, 而对整个梁的弯曲强度影响很小, 使整个梁保持了良好的强度和刚度。
4 小结
在测力传感器的设计过程中, 如能自觉地按照上述两种应力集中的原则, 对弹性体进行结构设计, 就能够收到提高测力传感器的测力精度和测力灵敏度的良好效果。灵活、恰当地运用应力集中的原则, 对于设计和生产高性能的测力传感器具有重要的实用意义。
参考文献
模具设计:应力集中 篇4
关键词：高应力,巷道修护,强—弱—强结构
耿村煤矿东三架空人车轨道是东三采区主要行人通道, 原为2-1煤轨道下山。巷道沿2-1煤顶板掘进, 全长650 m, 支护形式为锚网索架U型棚联合支护。由于受两翼采动影响, 巷道变形严重, 其变形主要表现为:顶板开裂离层下沉, 帮部开裂鼓出, 底板鼓出严重, 且鼓出速度较快, 平均每3个月维修1次, 给巷道维护带来很大困难, 造成较大的经济损失, 同时严重影响架空人车正常运行及矿井的安全生产。
1 巷道破坏原因分析
(1) 巷道沿煤层顶板布置, 顶板为泥岩, 厚度大、强度低, 巷道围岩自身承载结构稳定性差, 承载能力小。
(2) 巷道两侧受采动影响, 造成围岩应力高度集中, 而巷道两帮又没有卸压释放带, 能量只能向巷道空间缓慢释放, 造成巷道变形破坏。
(3) 巷道多次反复扩修, 应力多次重新分布, 围岩也因多次工程扰动而变形破碎, 松动圈扩大, 多数锚杆失效, “围岩—支架”结构[1]承载能力大幅度下降, 巷道只能靠围岩的残余应力及U型棚支架的被动支护而保持一定的空间。
2 修护理论基础
针对破坏原因分析认为, 该巷道修护应采取以下措施:①注浆加固破碎围岩, 再结合锚网索架U型棚支护形成支护强结构;②对巷道两帮采取深孔爆破形成卸压吸能带;③保持深部原岩强力支撑结构为顶板主要承载体, 即所谓的“强—弱—强”[2]支护理论。具体解释为:将巷道围岩结构分为3个区, 即:支护保护区 (强) 、卸压吸能区 (弱) 、原岩支撑区 (强) 。支护保护区是为保证巷道断面而进行的人工加强支护;卸压吸能区主要是吸收矿山压力能量, 削弱压力向支护保护区及巷道底板传递, 以减少巷道片帮及底鼓;原岩支撑区是上覆岩层的主要承载区。其结构如图1所示。
3 实施方案
该工艺的流程为:扩修→卸压→注浆→支护。
(1) 人工扩修断面, 达到设计要求后, 采用深孔爆破方法, 将巷道上方及周围的高应力向围岩深部转移, 从而降低矿山压力对巷道围岩及其支护的作用力, 形成卸压吸能区。
(2) 在锚网索架U型棚的基础上, 对围岩进行注浆加固, 提高支护保护区的强度, 保证支护保护区的稳定。
(3) 原岩支撑区本身是一种自然形成的强结构, 无需采取措施。
4 技术参数
4.1 深孔爆破参数
钻孔Ø42 mm, 深8 m, 间距5 m, 钻孔方向为水平垂直巷帮, 炮眼单排布置, 距底板1.2 m (图2) , 每孔装药长度3.5 m, 装药量3.5 kg, 封泥长度不小于3.5 m, 正向装药, 多雷管 (或单雷管导爆索) 及引药装入眼底。炸药采用同等级的煤矿安全炸药, 雷管采用同段位毫秒延期电雷管。3～5个炮孔同时起爆, 各孔之间采用串联连线, 一次装药一次起爆。
4.2 注浆参数
(1) 采用全断面锚网 (索) 支护, 打Ø25 mm×2.0 m全螺纹自钻式中空注浆锚杆或Ø25 mm×2.0 m注浆管, 间排距均为1.5 m, 然后喷浆封闭围岩。
(2) 浆液的配比浓度为水∶水泥=1∶1.5 (质量比) , 浆液必须按比例配制, 搅拌均匀, 采用P.O42.5水泥。
(3) 注浆锚杆及注浆管均采用风煤钻或风钻打眼, 钻孔直径29 mm±1 mm, 眼深1.9 m, 打眼后必须吹净眼内碎煤 (渣) , 喷浆后锚杆螺纹部分外露50 mm, 并用旧布封孔, 保护好螺纹。
(4) 每排注浆要先从一帮下部的第1根注浆锚杆 (注浆管) 开始, 当注到中顶时, 再从另一帮开始注浆, 一直注到中顶。对于不同排的注浆锚杆 (注浆管) , 第1天注奇数排, 第2天注偶数排。
(5) 注浆时, 压力要达到5 MPa, 注浆必须注到压力表达到设计的压力值, 或注浆泵显示注不进为止 (注浆压力可以根据现场实际确定一个合理的工作值) 。
(6) 当注浆锚杆注浆4 d后, 再压上托盘, 上紧螺丝帽 (注浆管除外) 。
(7) 工艺流程:打注浆锚杆 (注浆管) 孔→安装、固定注浆锚杆 (注浆管) →包好锚杆头螺纹、堵头临时封孔→喷射混凝土→注浆→上托盘、紧固螺母。
5 效果检查
采取“强—弱—强”结构支护与锚网索架U型棚支护后, 围岩移近速度变化如图3所示。
从图3可以看出, “强—弱—强”支护结构能够在很大程度上控制巷道围岩的变形, 充分说明深孔爆破形成的连续卸压带有效的移压作用和对矿山压力的吸能作用, 同时通过对破碎围岩注浆加固形成的“支架—围岩”强结构承载能力也大幅度上升。通过2个月来的围岩移近观测表明, “强—弱—强”支护结构巷道断面收缩率只有6%, 而纯粹的锚网索架U型棚支护结构巷道断面收缩率大于20%。
6 结语
(1) 对于围岩自身承载能力较强的巷道, 如强度较大的岩层巷道, 可取消注浆加固工艺, 但采取人工措施形成围岩内部弱结构, 对巷道服务年限延长及维护有利。
(2) 对于围岩承载能力较差的三软煤层及高应力集中巷道的支护, 人为使巷道围岩形成“强—弱—强”结构是非常有效的。
(3) 冲击地压煤层开采, “强—弱—强”支护结构更为有效, 特别是人为形成的弱结构对冲击地压发生时突然、急剧释放的能量能起到缓冲吸能作用, 从而避免形成大范围的工程破坏和人身伤害。
(4) 该结构应用的关键环节是弱结构的形成, 也就是所谓的转移矿压, 即通过人为方法使巷道围岩松动, 形成卸压带、卸压槽孔或其他形式的卸载空间, 同时迫使载荷转移到离巷道较远的地点, 达到减轻巷道受压的目的[1]。通常采取的方法:①在巷帮或底板中形成卸载槽孔;②宽面掘进或在巷旁有意留出卸载空间;③用深孔爆破的方法在巷道围岩中形成卸压带。其中深孔爆破方法费用高, 影响生产时间长, 但转移矿压能力强, 并可形成连续卸压空间, 卸压效果最理想。
参考文献
[1]钱鸣高, 刘听成.矿山压力及其控制 (修订本) [M].北京:煤炭工业出版社, 2005.
钣金件应力集中有限元分析与优化 篇5
钣金件具有重量轻、强度高、成本低、大规模量产等特点,在电子电器、通信、汽车工业、医疗器械等领域得到了广泛应用,如在电脑机箱、手机中,钣金是必不可少的组成部分。随着钣金件的应用越来越广泛,钣金件的设计成为产品开发过程中很重要的一环,机械工程师必须熟练掌握钣金件的设计技巧,使得钣金件的设计在满足产品的功能、外观等要求下,保证冲压工序简单、冲压模具制作容易、钣金冲压质量高、尺寸稳定等工艺设计要求。钣金加工工艺属冷加工工艺,包括剪、冲/切/复合、折、焊接、铆接、拼接、成型等。钣金件最显著的特征就是同一零件厚度一致,针对钣金件的工艺特点,本文采用有限元法对其中出现的应力集中进行分析、优化,以提高其刚度、降低应力集中。
1 优化模型
优化设计的数学模型可表述为[1]:
最小化:f(X)=f(x1,x2,…,xN).
约束条件:
其中:X为设计变量,X=x1,x2,…,xn;f(X)为目标函数;gj(X)为约束函数;L、U为上、下限。
形状优化技术通过网格节点移动或者变形到某个新的位置,相当于改变了零件的CAD设计,从而提高其刚度、模态,降低应力集中等。本文采用自由形状优化,自由形状优化的基本思想与形状优化技术不同,其外部边界点的移动由软件根据上述优化模型在三维空间自动计算、确定,不需要用户定义节点扰动,只需选择边界节点集和设定边界节点变形方式,然后通过OptiStruct求解器自动确定具有最佳优化目标的边界几何形状,而内部节点会进行自适应变形从而减少单元扭曲。
2 钣金件应力集中有限元分析与优化
本文以某厂生产的起钉器为例阐述其优化过程和方法。起钉器是钣金件,需对其进行受力分析,降低应力集中,提高强度、刚度,以便在使用时使其更加稳固。起钉器结构如图1所示。
2.1 建立起钉器几何模型
首先按照实际尺寸,利用三维造型软件Pro/E建立几何模型,如图2所示。根据实际使用情况,在不影响分析结果准确度的前提下,对几何模型进行适当的简化、网格划分、定义材料属性、约束、加载荷,得到有限元模型,如图3所示。
2.2 预分析
进行预分析的目的是找到出现应力集中过大的区域。将有限元模型提交给求解器OptiStruct即可得到如图4、图5所示的应力、位移分布图。
2.3 定义设计变量
设计变量X是一矢量,它的选择依赖于优化类型,本实例采用自由几何形状优化,设计变量为应力集中区域边界节点,实质上就是优化节点的几何坐标,如图6所示。
2.4 创建响应
为了使应力计算更加准确,在应力集中区域(高应力区)先创建一层壳单元,同时在其上建立一局部坐标系,如图7所示。将该壳单元上的边界节点应力作为优化响应。
2.5 定义优化目标
在定义目标函数之前,最好先定义一个目标参照,通过该参照很容易控制所要优化的目标值与优化前的比值。这里我们关心的是几何形状,所以不设置该值。将应力最大值最小化设定为优化目标。
2.6 执行优化
建立载荷步,采用静态线性分析,提交Optistruct求解器进行优化求解。观察优化区域的几何形状发现网格上翘,如图8所示,这对于钣金件是不允许的,必须对边界节点进行约束,迫使其在同一平面内移动,方法是通过Gridcon子面板设置网格移动类型为Planar,重新计算。在满足钣金件工艺要求(厚度一致)的约束下,改变几何形状以降低应力集中,其最终的优化结果如图9所示。
3 结束语
本文采用自由形状优化方法来降低钣金件中的应力集中,但对铸件、锻件等就不一定需要加平面约束。另外优化后的边界节点坐标(x,y)可通过后处理软件HyperView很容易得到,将其作为设计参考尺寸。
参考文献
[1] 洪清泉.OptiStruct&HyperStudy理论基础与工程应用[M].北京:机械工业出版社,2012.
[2] 闫思江,曾显波,李凡国.圆孔孔边的应力集中分析及优化[J].锻压装备与制造技术,2014(6):68-70.
模具设计:应力集中 篇6
本文主要采用非线性有限元方法, 针对沟槽型管道凹陷建立了数值模型,模拟了管道的形成及回弹过程,分析了凹陷处的形变状态和应力变化情况,进一步分析了运行压力的不同大小沟槽状凹陷的应力分布,为油气管道凹陷的评价提供依据。
1非线性有限元分析
凹陷是管壁受到外部挤压或碰撞而产生径向位移的凹坑,是由于管壁发生永久性塑性变形而使其横截面发生的总的变形。沟槽状凹陷是指沿一定方向冲击形成的机械损伤变形,凹陷在长度方向上的损失明显大于宽度方向上的损失。
1.1失效准则
管道的应力变化分为四个阶段:弹性阶段、屈服阶段、塑性阶段及局部变形阶段。管道凹陷失效模式根据凹陷的应力应变曲线为基础的。
管道是具有较好韧性的金属材料, 在以塑性失效的基础上,凹陷采用形状改变比能准则(Von mises准则)作为管道失效分析的力学基础。形状改变比能准则认为:对于塑性材料,构件形状改变比能是引起屈服的主要因素,即只要材料的形状改变,形状改变比能达到材料在单向拉伸时发生屈服应力相应的形状改变比能时, 材料就发生屈服,从而引起管道失效。在三维主应力空间,形状改变比能条件为:
在管道凹陷的非线性有限元仿真分析中,查看管道的Von mises应力云图来分析凹陷处的应力变化趋势。
1.2非线性问题求解
根据载荷的作用,凹陷在形成过程中经历弹性变形到塑性变形,最后形成凹陷,在此过程中,管道的非线性特征十分明显,既包含了管道材料的非线性,也包含了凹陷几何形状的非线性。
考虑材料的非线性问题,在管道的塑性变形过程中为准确的反应管道屈服后的硬化性能,采用Ramberg-Osgood幂硬化应力应变法[6] 则作为管道力学特性的计算模型,其表达式为:
其中:
式中,ε0为初始应变,σs为屈服应力;E为弹性模量;α 为硬化系数;n为幂硬化指数。
1.3模型结构及加载
根据长输油气管道及凹陷的自身特点,对仿真模型进行如下假设:管道为薄壁结构,管道在变形过程中管道壁厚不发生变化。
(1)模型建立及网管划分
在模型建立过程中中,采用20节点的六面壳体单元SHELL93进行建模分析; 为避免端部效应,取长度为管道直径的2.5倍;为较好的分析凹陷及其周围的应力行为,又不至于引入过大的计算量,选择在加载处细致划分网格,远离加载处稀疏划分网格。
(2)加载设置
运用有限元方法对管道完好管道进行加载设置,有限元加载主要分为3个步骤:1)外载加载过程:完好管道受到冲击载荷作用,冲击载荷加载在管道模型中部,冲击载荷大小能够使完好管道发生屈服;2)外载卸载过程:冲击载荷是瞬时力, 冲击载荷作用后消失,管道发生塑性变形,形成管道凹陷。3)运行压力加载过程: 凹陷形成后,模拟含凹陷的缺陷管道的正常运行情况,完成含凹陷管道的极限承载能力的分析。
2仿真模拟结果分析
2.1管道凹陷的应力分析
以X60钢级管道为研究对象,管道的基础参数为:管道直径D为610mm,管道壁厚t为8mm,管道长度L为3050mm,泊松比为2.06E11Pa,杨氏模量为0.3,管道屈服应力 σs为300MPa,外载撤去后,通过有限元仿真软件的后处理器查看管道的应力云图,得到沟槽型凹陷的等效应力云图,如图1所示。
由图可知,外载撤去后完好管道形成了形变不可恢复的塑性变形。管道凹陷中心处的等效应力值为214MPa,从中心处出发等效应力值逐渐增大,达到275MPa, 达到峰值。当凹陷边缘处的应力值达到峰值后,等效应力值逐渐减小,逐渐达到完好管道的情况。
凹陷形成时不仅有形状的改变,还伴随着残余应力的产生,影响着管道凹陷及其周围的应力分布管道凹陷的等效应力集中区域为管道加载的边缘处,非管道凹陷的中心处。即凹陷边缘处的危险系数高于凹陷中心处,应力的集中区域的存在危险这管道的安全运行。
2.2管道凹陷承载能力分析
非约束凹陷在形成过程中不仅发生了塑性变化,还伴随着残余应力的产生, 为研究沟槽状管道凹陷对管道承载能力影响,对含凹陷的缺陷管道进行加压分析。深度为8.00mm的管道凹陷在5MPa, 7.8MPa运行压力下的等效应力云图如图5所示。其中,7.8MPa为完好管道等效应力达到屈服强度时的运行压力值。
由图5可知,运行压力在一定程度上能够减小管道凹陷处的等效应力值,然而随着运行压力的不断增大,在凹陷的边缘处产生新的应力集中区域,等效应力值明显高于完好管道部分的等效应力值,并随着运行压力的逐渐增大应力集中区域增大。
应力集中区域的存在威胁着管道的安全运行,以应力集中区域的出现为临界点,对应的运行压力作为含凹陷管道的最大承载压力,得到深为2-12mm的凹陷的相应运行压力如图6所示。
由图可知,当凹陷深度为小于7mm时,凹陷处的等效应力值基本上与完好管道处的等效应力值持平,这表明7mm以下的凹陷管道凹陷的存在对管道的安全运行不构成威胁。当凹陷深度等于大于7mm时,管道出现了应力集中区域,管道的承载能力呈下降趋势,管道的承载能力随深度的增加而增加。
取直径为273mm,壁厚为6mm的完好管道进行加压分析,完好管道应力的进入屈服阶段的压力值为13MPa,管道运行压力随深度变化的曲线图如图7所示。
由图可知,当凹陷深度小于3mm时, 管道的承载能力不变,当凹陷深度大于等于3mm时,随着凹陷深度的增加,管道的承载能力下降。非约束凹陷由于残余应力的存在,管道产生了新的应力集中区域, 威胁管道的安全运行。
3结论
(1)随着运行压力的不断增大,管道凹陷周围的应力集中区域逐渐增大,即应力集中区域越来越明显;管道应力集中区域应作为管道剩余强度评价的一个参考因素。
(2)在一定运行压力下,分析管道凹陷的等效应力云图可得,管道凹陷边缘处的等效应力值大于凹陷中心处的等效应力值,即管道边缘处的危险系数比较高。
模具设计:应力集中 篇7
研究表明, 钢结构的破坏多是局部应力过于集中导致的。局部承载压力过大, 容易造成钢结构的直接断裂, 严重威胁轨道车的运行安全, 因此在轨道车设计初期, 我们要及时发现并解决应力集中问题。
1 铁道检修轨道车的车体构成
铁路检修轨道车整个车体均为全钢焊接, 由车架、侧墙、车顶和司机室主四大主要部分构成。而车架主要由端梁、端板、横梁以及各种板件焊接而成;侧墙主要由立梁、横梁、蒙皮等焊接而成;车顶是由纵梁、横梁加蒙皮焊接成, 司机室主要是由眉梁、腰梁和支架焊接而成。
2 荷载约束条件以及计算结果分析
2.1 荷载约束条件
铁路检修轨道车在运行过程中将遭受不同方向不同程度的承载力, 其中对轨道车体威胁较大的主要是垂向荷载。垂向荷载主要包括三大部分, 分别是为车体本身重量、司机自身体重和携带的大质量器件的重量。轨道车体的全钢结构将随着重力的增加逐渐变大, 司机的重量会被分布在地板上、兼之携带的大质量设备器件发动机和变速箱负重, 如果出现发动机被承吊情况, 配重荷载力将较为均匀地分布在四周梁结构上。同样对车体结构造成威胁的纵向荷载主要包括压缩力、拉伸力以及司机室安全压力载荷三大部分, 因此压缩力和拉伸力均需施加在前段板连接处位置。
2.2 荷载计算工况
依据《铁道车辆强度设计及试验鉴定规范》来给需要计算的工况下定义。需要计算的主要由第1、2、3、4种工况, 即分别为:垂向总载荷工况、即垂向总载荷+1125k N的纵向拉伸载荷工况、即垂向总载荷+1400k N的纵向压缩载荷工况、即救援荷载工况、即司机室安全压力荷载工况。
2.3 计算结果探析
2.3.1 评判准则
刚度基本评判准则:在1、2、3工况要求下, 要求轨道车体底架两侧边梁的垂向挠度小于原有设计值 (4m m) 。
强度基本评判标准:在1工况要求下, 材料现有的应力为141M Pa, 其余工况的应力为材料应用极限的应力, 即240M Pa。
2.3.2 计算结果分析
本次研究中建立的是针对整个车体结构的有限元模型, 采用板壳单元划分方法并结合采用四边形和三角形单位。在计算阶段中主要运用科学精准先进的I-D EA S软件, 以得到各工况下车体钢结构的应力和变形精确结果。在三种工况具体情况下, 边梁的最大移位值分别为0.842m m、2.102m m、3.041m m均未超过原有设计值 (4m m) , 因此轨道车车体刚度符合标准。
我们对轨道车车体钢结构在三种工况下的应力计算结果做出对比研究, 得出在第2和第3工况下, 车架两端会出现比较严重的应力集中现象的结论, 此时最大应力为759M Pa, 此处应力超过材料的最大承受极限值。在其余工况下, 车体钢结构最大应力均小于材料的最大承受极限值。
3 局部应力集中分析和解决方案
根据上述的计算结果, 结合应力现象比较严重的2、3工况来看, 需要对高应力值的分布情况进行研究分析, 研究表明, 在应力值很高的第2、3工况下, 高应力值地出现范围整体偏小, 只在其周边结构上计算出的应力偏大, 但均未超过材料的屈服极限, 由此可得高应力区梁结构不会引发致命问题, 无需大幅改动梁截面形状以及结构尺寸的结论。针对此种情况, 我们可以采取合理增加并对加强板做出进一步改进的方法, 以使应力合理均匀分布到四周, 在受力较为均匀的情况下充分利用梁结构的强度, 借此降低应力。
自行分析第2和第3工况下车体钢结构的受力特点可知, 车体钢结构在这两种情况下主要受到的是纵向荷载作用力, 因为纵向力在传递过程中没能很好的较均匀的分散给整个端部结构, 从而极易导致钢结构在某个小范围甚至在某个点上应力值极高, 导致应力集中并偏高问题发生。
3.1 端梁应力集中现象探析及解决措施
如图1是端梁横截面图, 由图可见是有矩形截面梁和端板焊接而成的, 在梁和端板之间需要放置7个加强板, 以增加板的承受力。其次可知加强板的位置放置不合理, 使矩形截面的应力和截面梁连接处的刚度分布不太均匀, 没有很好的起到分散应力的作用, 进一步造成弯矩现象和应力集中问题, 从而引发局部高应力区的产生, 造成此类现象的原因主要是矩形截面梁宽比原始设计的加强板的宽度要大, 为了达到提升承受力的目的, 需要在矩形截面梁内部同样的位置增加3个强度相同的加强结构如下图所示:
3.2 端梁与枕外纵向梁结构连接问题探究
探究可知, 此车架主要是运用边梁和两根纵向梁连接端梁和枕梁, 并主要凭借此两种梁把纵向荷载传递给枕梁。因为纵向梁的分布位置比较靠近车架纵向中心线, 所以在纵向荷载传递过程中纵向梁承受的压力较大, 依据往年设计经验, 在纵向梁和端梁的连接处必定会放置加强板来分散荷载力, 此处加强板的布置位置理应布置在纵向平面之内, 并纵向延展, 以实现两梁连接位置处的纵向荷载力沿着纵向方向均匀分散给纵向梁, 合理利用钢结构的强度的目的。此车虽然在此处设置有加强板, 但是由于加强板的纵向长度不合理, 导致两梁连接处的应力集中偏高。
为了简化分析此处纵向作用力导致的应力集中现象, 我们忽略其它方向的荷载影响, 分别选用矩形、去锐角三角形和带弧边三角形3种加强板对比分析, 如图3所示, 分别记录分析图3中4个节点的应力, 并进行分析比对。比对结果见下表所示。
由上图的比较可知, 使用带弧边三角形加强板时, 所测的节点应力值最小, 由此得知使用带弧边三角形加强板能有效的解决端梁与枕外纵向梁结构连接处应力过于集中的问题。
4 结语
综上所述, 针对车体钢结构局部应力集中的问题, 主要采取利用加强板均匀分散荷载力, 以提高车体钢结构的强度。
通过增大连接端板和矩形矩形截面加强板的宽度和数量, 能有效解决车架端梁局部应力集中的问题。
模具设计:应力集中 篇8
常规的无损检测方法(超声、涡流、磁粉、X射线等)只能对业已形成的裂纹进行检测,而对应力集中所造成的疲劳损伤却无能为力。金属磁记忆检测技术(Metal Magnetic Memory Testing, MMMT)则较好地弥补了这个不足,该方法能够准确地检测以应力集中为特征的危险部件和部位,是迄今为止能够对铁磁工件进行早期损伤诊断的较好的无损检测方法[2,3,4],已经广泛地应用于机械、电力、航天航空及石油化工等领域[5,6,7]。近些年来,一些学者对疲劳过程中磁记忆信号的变化展开了研究,并取得了重要进展[8,9]。
本工作通过对不同应力集中系数试件在不同载荷水平及疲劳周次下不同检测位置的磁记忆检测,研究了载荷、疲劳周次及检测位置对不同应力集中程度工件的磁记忆信号的影响,不仅可以为磁记忆技术评估铁磁材料应力集中程度提供理论依据和指导,而且具有实际工程应用价值。
1 实验方案
1.1 试件
试件材料选用具有优良抗疲劳性能的45CrNiMoVA合金结构钢,其化学成分与力学性能如表1,2所示。加工应力集中系数为1～5的5种试件。试件为板状,两侧预置切口,随应力集中系数增大,预置切口的尖锐程度增加,试件形状及检测线布置如图1所示。其中A,B表示检测线位于中心线的上、下方,其后数字则表示该检测线与中心线的距离,单位为mm。检测线长为100mm。
实验前,所有试件均采用真空度为8×10-1Pa的WZC-30型真空热处理炉进行真空热处理退磁,将试件置于真空热处理炉中加热至850℃,保持30min,随炉冷却至室温。
1.2 实验设备
拉拉疲劳实验在国产JNT150471型电液伺服动静万能试验机上进行,实验机的最大动态实验力为50kN,动态载荷误差为1%,加载频率范围为0.01～40Hz。加载的动态载荷为正弦恒幅波。
选用EMS-2003型智能磁记忆/涡流检测仪,使用二通道笔式探头在非磁性的三维电控平台上采集试件表面的磁记忆信号。
1.3 实验方法
试件在进行疲劳试验之前,先检测其初始磁记忆信号,检测方法:将试件以固定方式置于三维电控平台,探头由三维电控平台驱动,以恒定的检测速度和提离高度,采集试件表面各检测线的磁记忆信号。
将试件竖直夹持于试验机的上下夹头之间,采用四级递增恒幅载荷对试件进行拉拉疲劳试验,各级最大载荷(简记为Pmax)分别为10,20,30kN和40kN,应力比为0.1,加载频率为5Hz。在各级载荷下分别循环1000,3000,6000,11000疲劳周次。达到预定循环周次后,取下试件,按照相同方式采集试件各检测线的磁记忆信号。
疲劳试验在实验室进行,检测过程中,试件远离其他铁磁性工件,环境磁场是相对恒定的地磁场。
2 结果与讨论
2.1 载荷及疲劳循环周次对磁记忆信号的影响
分析检测结果发现,各检测线磁记忆信号的幅值不同,但是呈现相同的变化规律,本工作只选取具有代表性的检测信号及其特征进行分析。
图2为在不同载荷及疲劳周次下,应力集中系数分别为2,5(简记为Kt=2,Kt=5)的试件B10检测线的磁记忆信号曲线,其横坐标为检测距离,纵坐标为磁记忆信号。实验过程,Kt=2试件未出现裂纹;Kt=5试件在最大载荷为40kN加载条件下,循环1000次后,下侧切口根部出现裂纹,循环至5000次时,裂纹长至5mm,停止实验。
从图2可以看出,试件初始磁记忆信号的幅值均处于地磁场信号幅值范围内,显示试件具有纯净的初始状态。加载后,每条磁曲线均是左侧信号为正,右侧信号为负。检测线的中间位置呈现波峰波谷的分布特征,而在此区域之外,曲线基本是一条直线,载荷及疲劳周次的增加,均能使磁曲线逆时针转动。相同载荷下,随着疲劳周次的增加,曲线逆时针转动,但是这种转动并不明显(见图2(a),(c));相同疲劳周次时,随着载荷增大,曲线逆时针转动效果显著,但转动幅度逐渐减小(见图2(b),(d))。虽然磁记忆曲线随着载荷及疲劳周次的增加而发生逆时针转动,但是在应力集中区域(40～60mm区域内)出现的异变峰幅值并未发生显著的改变,只是在试件出现裂纹后,异变峰才会显著地增大。
施加轴向载荷前,由于经过真空热处理退磁,试件内部磁畴结构的磁矩取向是随机分布的,其对外作用相互抵消,因而试件宏观上显示极微弱的磁性[10]。施加轴向载荷后,由于磁致伸缩逆效应和压磁效应,试件的磁弹性能发生变化,导致磁畴结构按照“畴壁运动(可逆)→ 畴壁兼并(不可逆)→ 磁畴转动(可逆)”的顺序变化,试件初始磁畴结构杂散分布的状态被打破,逐步向有序状态转变,表现为:在轴向载荷和疲劳周次的作用下,磁记忆信号曲线显示正负极性,随着两者的增加,磁畴结构的磁矩不断转向拉伸应力的方向,试件的自磁化程度不断提高,磁极性不断增强。
应力对磁场的作用可以分为可逆和不可逆两部分[11],其中不可逆部分是由试件上的最大应力作用决定的。实验中施加的是正弦恒幅载荷,在各级载荷的疲劳周次中,轴向应力产生的磁场的不可逆部分相同,均由各级载荷的最大载荷决定,而疲劳周次改变的则是磁场的可逆部分。因此,同级载荷下,各疲劳周次的磁记忆信号变化不大,而不同载荷时,磁记忆信号变化则十分明显。
试件在中部上下两侧的预制切口处不连续,由于空气的磁导率远小于试件材料的磁导率,切口处地磁场磁力线通路被截断,切口上下表面积累极性相反的磁荷,缺陷位置处的磁场强度增大,磁记忆曲线在切口位置附近出现异变峰。出现裂纹之前,由于载荷与疲劳周次的作用,试件内部的滑移线(和/或滑移带)不断增加[12],异变峰信号增强,由于滑移线/带的运动是试件内部微观的运动,因此,它对异变峰信号的影响不如宏观缺陷的影响强烈。当疲劳达到一定程度,绝大部分滑移线(和/或滑移带)就基本停止运动,异变峰信号基本不变。出现疲劳裂纹后,试件在裂纹位置开裂,形成了新的裂纹面,基于相同的原理,磁荷在裂纹(含预制缺口)位置迅速累积,异变峰的峰峰值骤然增大。
2.2 不同检测位置对磁记忆信号的影响
最大载荷为40kN,疲劳周次为1000次和5000次时Kt=5试件各检测线的磁记忆信号如图3所示,图3左下角是40～60mm检测区域磁的记忆信号。疲劳周次为1000次时,试件尚未出现裂纹;疲劳周次为5000次时,试件左侧根部裂纹长为5mm。
从图3(a)可以看出,在出现裂纹前,试件各检测线的磁记忆信号关于中心线对称分布,随着与中心线距离的增大,信号幅值不断增加,信号异变峰的峰峰值变大。
不同位置磁记忆信号异变峰的峰峰值的变化规律是[13]:沿裂纹扩展方向,距裂纹尖端越近,异变峰信号越微弱;沿裂纹扩展的相反方向,距裂纹尖端越远,异变峰信号越强烈。疲劳周次为1000次时,9条检测线中,上下10,11,12mm 6条经过切口,其中10mm检测线经过切口根部。依此理论,上述检测线上异变峰的峰峰值由大到小排列为:12,11,10mm,与实验结果相符。上下5mm检测线虽然不经过切口,但亦能够“感应”到切口的存在,磁记忆信号有微弱的波动,略显波峰波谷形状,指示附近裂纹的存在。
疲劳周次为5000时,左侧切口根部裂纹长为5mm,试件不同检测位置的磁记忆信号如图3(b)所示。可以看出,磁曲线如图3(a)所示的对称性不复存在,有裂纹一侧检测线信号异变峰的峰峰值比无裂纹一侧对应异变峰的峰峰值大。裂纹从左侧切口根部向右扩展了5mm,此时,左5mm检测线恰好经过裂纹尖端,左侧其各检测线距裂纹尖端的距离则增加了5mm。因此,左侧所有检测线异变峰的峰峰值均增大。该过程中,试件右侧部分并未发生明显的变化,故右侧检测线异变峰的峰峰值变化不大。
从图3(b)可以看出,检测位置距离裂纹较远时,磁记忆信号变化不明显,无法指示缺陷的存在。因此,实际检测工件时,必须选择合适的位置,否则可能造成缺陷的漏检。
3 结论
(1)载荷与疲劳周次的增加,均会使磁曲线顺时针转动,同级载荷下,疲劳周次对曲线转动的作用不明显,而载荷对曲线的转动则有显著影响。