热应力变形规律（精选5篇）
热应力变形规律 篇1
摘要：在Gleeble-3800热模拟实验机上利用双道次压缩实验方法, 研究了Q345E厚板在不同变形温度和道次间隔时间内奥氏体的软化行为, 采用后插法计算了不同实验条件下的静态再结晶率, 从而确定试验钢的奥氏体未再结晶温度, 为生产中制定合理的热变形工艺提供理论依据。
关键词：奥氏体,静态再结晶,Q345E,热模拟
引言
钢在热轧过程中, 奥氏体再结晶行为对控制轧制和产品质量有着重要影响, 在制定轧制工艺之前, 必须确定钢种的再结晶条件, 研究奥氏体在热变形时动态再结晶与轧制道次间隙的静态再结晶的变化规律[1,2]。本文对Q345E厚板开发过程中, 在道次变形量比较小、动态再结晶不易发生的前提条件下, 分析材料在轧制道次间隔期间发生的静态再结晶过程。利用双道次压缩实验的方法, 研究实验材料在变形间隔时间内奥氏体的软化行为, 确定钢的未再结晶温度, 为生产中制定合理的轧制工艺提供实验和理论基础, 避免钢材在部分再结晶温区轧制, 从而避免出现混晶现象, 防止力学性能尤其是冲击韧性下降。
1 实验过程
1.1 实验材料
实验用试样为南京钢铁股份有限公司 (以下简称“南钢”) 中板厂轧制的Q345E-60 mm厚的钢板, 其化学成分如表1所示。
1.2 实验方案
将试样加工成10×15 mm的圆柱体, 在Gleeble-3800热模拟试验机上进行双道次压缩实验, 研究钢的静态再结晶规律。
在热模拟试验机上将试样以10℃/s速度加热到1200℃, 保温5 min后以5℃/s速度冷却到不同温度进行双道次压缩变形, 记录变形过程的应力-应变曲线, 变形温度范围取850℃、880℃、900℃、925℃、950℃、1000℃和1050℃, 道次间隔时间取1 s、5 s、10 s、20 s、60 s、120 s、200 s和500 s, 应变形速率为1 s-1, 第一道次和第二道次真应变均为0.2。实验工艺如图1所示。
2 实验结果分析
2.1 静态再结晶软化率计算方法
奥氏体变形后的静态软化率的计算方法有多种, 可以采用变形后保温不同时间进行淬火, 通过金相检验的方法进行测定, 但这种方法工作量太大, 一般不予采用。目前比较常用的方法是进行双道次压缩变形实验, 该方法主要有补偿法和后插法两种[3], 利用后插法计算材料的软化率, 剔除了变形后因静态回复所产生的软化, 可以近似地认为材料的软化率代表材料的静态再结晶率, 能够较准确的反映实际情况。计算静态软化率的方法示意图2所示。
奥氏体变形后的静态再结晶率 (Xs) 的测定方法:将第一道次真应力-真应变曲线向第二道次真应力-真应变曲线方向平移至与其部分重合, 平移线与第一道次压缩实验卸载交点对应的应力定义为σr。
当静态软化率XS=1时, 表示奥氏体在两次热加工的间隙里消除了全部加工硬化, 全部回复到变形前的原始状态, 此时为完全的再结晶, 第二道次真应力-应变曲线和第一道次完全重合;当静态软化率XS=0时, 表示奥氏体在两次热加工的间隙里, 没有任何程度的软化, 此时不存在静态再结晶, 第二次真应力-应变曲线的起始应力和第一次卸载时应力重合, 而实际静态再结晶软化率介于两个极端之间。具体公式如下。
2.2 静态再结晶率影响因素
利用上述方法, 在热模拟仪上测得不同温度和轧制道次间隔时间内的应力-应变曲线, 计算出静态再结晶率, 由此绘制出软化率-时间的曲线如图3所示。
2.2.1 变形温度对静态再结晶率的影响
温度是影响再结晶发生的最主要因素, 随着变形温度的降低, 再结晶难以进行。在其它条件一定的情况下, 形变温度越高, 形变存储能越大, 再结晶速率加快, 且由于变形温度也是再结晶退火保温温度, 而保温温度对再结晶形核和长大速率的影响都是呈指数关系的, 因此温度越高, 再结晶将越为迅速地进行, 且其影响十分显著。
一般假定静态软化率XS=0.2时开始发生再结晶, 取变形10 s后静态软化率XS=20%时的温度, 来判断奥氏体再结晶是否终止。
从图3中可以看出, 变形温度越高, 软化率越大;变形后同为10 s, 当温度为1050℃时, 软化率达100%, 此时的奥氏体发生了完全再结晶;当温度分别为1000℃、950℃时, 软化率分别达45%、27.4%, 软化率随着温度的降低而降低, 可以认为, 在这个温度区间内, 奥氏体晶粒能够发生静态再结晶;当温度为925℃以下时, 变形10 s后再结晶率只有10%左右, 也就是说, 在925℃以下, 处于奥氏体未再结晶区, 因此, 可以推断, Q345E实验钢的奥氏体再结晶终止温度大约在900~925℃之间。
2.2.2 道次间隔时间对静态再结晶率的影响
当温度为1050℃时, 变形后1 s, 软化率达69.2%, 变形后5 s, 软化率达100%, 随着轧制道次间隔时间的增加, 软化率增加明显;当温度为950℃时, 变形后10 s, 软化率为27.4%, 变形后500 s, 软化率达68%, 可见, 在这个温度附近, 软化率随着轧制道次间隔时间的增加迅速升高;当温度为900℃、880℃及850℃时, 变形10 s后再结晶率只有10%左右, 变形后500 s后再结晶率分别为35%、19.8%和16%, 在这个温度区间内软化率随着轧制道次间隔时间的增加而缓慢上升。
3 结论
在Q345E中板实际轧制过程中的高温粗轧阶段, 由于受轧制形式、轧机扭矩和容量的限制, 往往压下率多数被限制在5%~15%, 不易发生动态再结晶, 而延长轧制阶段因轧制温度相对较低, 轧速越来越快, 故此时已不具备发生动态再结晶的条件, 而是以静态再结晶为主。也就是说, 对Q345E中板热轧, 再结晶软化不充分的情况较为普遍, 使金属内产生“残留应变”[4], 将影响变形过程中轧制负荷, 故对中板轧制过程中的静态再结晶规律应给予足够的重视。通过对静态再结晶率的分析, 得出以下结论:
(1) 在相同轧制道次间隔时间内, 变形温度越高, 软化率越大, 轧制道次间隔时间的增加, 软化率增加明显;
(2) Q345E的奥氏体再结晶终止温度在900~925℃之间。为此, 在进行轧制工艺设计时, 第二阶段开轧温度控制在880~900℃, 终轧温度应控制在850~870℃。
参考文献
[1]朱伏先, 刘彦春, 李艳梅, 等.Q345钢奥氏体再结晶行为对组织和性能的影响[J].东北大学学报, 2005:26 (6) :566-569.
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[4]魏英立, 卢育红, 张国滨, 等.16Mn R中板热轧变形时再结晶规律的研究[J].塑性工程学报, 2007:14 (2) :30-33.
热应力变形规律 篇2
立井开拓不受煤层倾角、厚度、深度瓦斯及水文等自然条件的限制。在采深相同的条件下, 立井井筒短, 提升速度快, 提升能力大, 对辅助提升特别有利[1]。风井采用立井开拓, 井筒通风断面大, 可满足高瓦斯矿井、煤与瓦斯突出矿井需风量的要求, 且阻力较小[1,2]。但是井筒施工技术复杂, 掘进速度慢, 要求有较高的技术水平, 并且, 深部围岩力学特性显著不同于浅部围岩, 随着垂直深度的增大, 表现出明显的与浅部不同的特征。因此, 本文结合贾郭煤矿新建回风立井进行研究垂直深度对围岩地应力演化机制及变形规律。
1 工程概况
贾郭煤矿为资源整合性矿井, 井田内1号煤层主要可采区域位于井田北部, 平均厚度0.76 m, 3号煤层主要可采区域位于井田南部, 可采区域平均厚度1.02 m, 7下号煤层可采区域位于井田北部, 平均厚度0.8 m, 9+10煤层全区可采, 平均厚度2.69 m, 10下号煤层全区可采, 平均厚度1.59 m, 11号煤层全区可采, 平均厚度2.05 m。井田内上组煤1号煤层和3号煤层埋藏深度在150 m~250 m之间, 下组煤9+10、10下、11号煤层埋藏深度在300 m~400 m之间, 井田内煤层赋存深度从西至东逐渐增大。
根据矿井生产期间通风需要, 设计在井田南部新建南翼回风立井。回风立井井筒净直径6.0 m, 净断面积28.26 m2, 井筒深度391.6 m, 担负全矿井初期回风任务。井筒内布置有一趟泥浆管, 装备有6.0 m层间距全封闭玻璃钢梯子间, 作为矿井安全出口。
2 立井围岩变形破坏的理论分析
从力学角度而言, 围岩变形失稳是自重应力场和构造应力场的共同作用。
自重应力场的影响主要体现在随着垂直深度的增加, 导致地应力增大, 作用在立井围岩上的应力逐步接近或超过岩石的强度, 从而出现不同于浅埋深的应力显现和变形破坏特征。构造应力场的影响主要体现在随着侧压力系数的增加, 以水平应力为主的构造应力加剧了围岩变形破坏进程。
2.1 自重应力场
采用弹塑性有限元分析方法, 对处于自重应力场的围岩应力分布进行分析, 计算模型如图1 (a) 所示。
假定岩体为均匀连续介质, 应用连续介质力学原理计算岩体的自重应力。
式 (1) 中, δz为自重应力, MPa;r为上覆岩层的平均体积力, k N/m3;H为垂直埋深, m。
岩体的初始应力状态为静水压力, 理论认为[2], 在埋藏深度较大的条件下, 自重应力场与水平应力场相等。立井井筒开拓后, 分布在井筒四周的围岩水平应力等于垂直应力。
2.2 构造应力场[2,3]
由于目前国内外对于构造应力场的分布尚未形成成熟的数学表达方式, 无法清晰地通过解析解的形式对构造应力的方向、大小进行详细地描述。
为此, 本文采用经验公式对此展开分析讨论, 对普遍规律作初步的尝试性分析。
式 (2) 中, δh, max为最大水平主应力, MPa;δh, min为最小水平主应力, MPa;δy为自重应力, MPa。
构造应力是由于地壳运动在岩体中引起的的应力, 且以水平应力为主。因此从构造应力场分析可知, 立井井筒开拓后, 水平应力是产生井筒围岩变形破坏的主要原因。
2.3 结果分析
根据自重应力与构造应力分布规律可知:在埋深较大时, 水平应力大于自重应力;随着深度的增加平均水平应力与自重应力的比值逐渐减小。因此, 水平应力是影响立井井筒围岩变形的主要原因。
3 立井围岩应力演化机制及变形规律
采用有限元数值模拟软件FLAC3D进行数值模拟计算[4], 研究立井围岩随垂直深度不同围岩应力、位移及塑性区的变化规律。
3.1 数值计算的基本假设
结合矿山岩石力学的基本原理和一般规律, 可以知道, 在不同垂直深度的地下工程施工过程中, 不同的开挖形状和围岩自身力学条件均会出现不同的应力显现特征, 但是总体的变形破坏特征却是基本一致的, 即表现出一定的规律性和趋同性。
为研究方便, 遵循科学研究的一般方法, 在保证不丧失研究对象的基本特征的前提下, 对研究对象做适当的简化处理。
为此, 特对回风立井应力环境作如下基本假设:
a) 回风立井围岩为均质的、各向同性的;
b) 巷道围岩变形破坏遵循库伦–摩尔岩石变形破坏准则;
c) 单纯考虑自重应力场时, 巷道围岩初始应力场为三向等压的静水压力场, 即各个方向具有相同的应力水平 (λ=1) ;
d) 单纯考虑构造应力时, 巷道围岩初始应力场为三向不等压状态, σx=σy=λσz;
e) 自重应力计算及围岩基本力学参数按照真实值考虑。
根据上面的基本假设, 我们将回风立井简化为荷载和形状均对称的模型, 并且处于静水压力状态, 如图2所示。
3.2 立井围岩应力演化机制及变形规律
自重应力场主要是垂直方向深度变化引起的, 不同深度条件下围岩垂直应力对巷道变形破坏的影响是明显的。大量现场实践表明, 随着巷道埋深的增加, 许多在浅埋煤层不曾或很少出现的矿压特征在深部巷道中出现。为此, 需要重点分析不同深度条件下围岩变形破坏的基本特征。
为分析不同垂直深度条件下巷道变形破坏特征, 提出表1所示的数值计算方案。
模型参数选取以贾郭煤矿实际生产地质资料赋值, 模型大小为60 m×60 m×60 m, 模型x方向施加水平约束, y方向施加约束, z方向只约束模型下部, 上部按照各模拟方案的实际应力参数赋值。模拟立井开挖后无支护情况下的塑性区分布、应力分布、围岩表面位移及其它影响巷道变形破坏的相关因素。
3.2.1 不同深度条件下巷道围岩塑性区分布
由图3可知, 圆形巷道随着埋深 (h) 的变化, 巷道围岩塑性区呈现中心对称分布, 并且范围随着埋深的增加逐渐增大。
当h<100 m时, 圆形巷道四周破坏主要以剪切破坏为主, 并未出现显著的拉伸破坏;当100 m<h<200m时, 圆形巷道四周破坏开始出现大面积的拉伸破坏区域;当200 m<h<500 m时, 圆形巷道四周围岩由于拉伸破坏的区域逐渐缩小;当500 m<h<800 m时, 圆形巷道上下围岩处于拉伸破坏的区域并未出现显著变化的趋势, 但是巷道左右两边围岩由于拉伸破坏的范围迅速递减;至800 m时, 巷道两帮基本不存在处于拉伸破坏的范围;
井筒处于不同的垂直深度对于塑性区范围分布和围岩变形破坏机理具有显著的影响作用, 且随着深度变化, 存在较为明显的临界点 (300 m) 。
3.2.2 不同深度条件下巷道围岩变形分布规律
为进一步研究不同垂直深度条件下巷道围岩变形破坏规律及变形机理, 对不同深度条件下立井表面位移变化进行进一步分析, 图4为围岩变形随深度变化规律示意图。
由图4可知, 围岩表面位移均随着深度的变化呈现出增大的趋势。围岩变形与埋深具有明显的相关性;但是整体而言, 巷道变形和深度之间不具有线性相关性, 具体反映在巷道表面位移和深度曲线上出现显著的“拐点”, 说明巷道围岩变形与深度的关系存在一个转折点。这和上文对于塑性区的分析具有相类似的结论, 即当井筒深度达到一定范围后, 将会出现与相邻深度条件显著不同的变形破坏特征和破坏机理。
3.2.3 不同深度条件下巷道围岩应力分布规律
为分析研究不同深度条件下围岩应力分布规律, 分别对巷道两侧不同深度范围的应力进行监测。
由图5可知:
a) 立井开拓后, 在立井围岩中部位置出现应力的降低区, 整体应力呈现对称分布;
b) 随着巷道埋深的增大, 应力峰值呈现显著增大的趋势, 但围岩应力又有逐渐收敛的趋势。
4 结语
从理论分析上可知, 水平应力是影响立井围岩变形破坏的主要原因。结合围岩地应力、位移及塑性区的变化规律, 揭示了随着垂直深度的增加, 圆形立井围岩塑性区范围逐渐扩大, 围岩位移和应力逐渐增大, 但它们明显存在一个临界点, 到达临界点之后围岩应力、位移变化并不明显。因此, 在浅埋深时, 圆形挡土墙计算地应力随深度的增加而增加, 随深度增加到一定范围, 地应力增长率逐渐减小, 并趋于稳定。
参考文献
[1]徐永圻.采矿学[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2003.
[2]钱鸣高, 石平五.矿山压力与岩层控制[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2003.
[3]沈明荣.岩体力学[M].上海:同济大学出版社, 1999.
热应力变形规律 篇3
文献[1]比较分析了具有不同形状车轮辐板的整体辗钢车轮在机械运用载荷下的应力变形状态。本文将对这些结构设计方案的整体辗钢车轮, 在各种制动工况下的热负荷作用的情况进行类似的分析。分析时使用了文献[1]中叙述的类似的方法。
对制动时的热负荷作用的分析是按以下程序进行的:
紧急制动: (a) 客车最高速度vmax=160 km/h, 质量Q=62 t; (b) 4轴货车vmax=120 km/h , 质量Q=100 t; (c) 与 (a) 类似, 紧急“硬性”制动, 闸瓦压力增大; (d) 与 (b) 类似, 紧急“硬性”制动, 闸瓦压力增大;
长时间制动:坡度I为20‰、30‰, 闸瓦对轮辋的作用时间达到1 200 s。
研究了制动热量的90%～95%流向车轮的合成闸瓦, 及制动中摩擦热量的60%加热车轮的铸铁闸瓦。热量计算是按文献[2]推荐的方法进行的。
对于各种不同的紧急制动方案, 获得了单位散热功率的下列数据 (表1) 。
长时间制动1 200 s, 在合成闸瓦中央位置的单位散热功率:客车为107 kW/m2;货车为168 kW/m2。
对于轮辋厚度不同的车轮, 建立了三维和轴对称、有限元及超级元的模型, 用来对整体辗钢车轮热负荷和机械运用载荷各种组合形式的发热和变形过程进行分析。
图1示出了S型辐板断面车轮的三维有限元模型, 模型的参数为:节点数为70 344个, 线性8节点三维有限元数为61 290个。
对S形辐板断面整体辗钢车轮的应力变形状态是在轮辋厚度为74 mm (62 mm) 、39 mm和24 mm, 及轮缘固有厚度为32 mm时进行计算机模拟的 (轮缘是车轮的结构部分, 用以阻止轮对脱轨) , 也考虑到轮缘的厚度对制动时的温度分布和应力变形状态的影响较小。对客、货车辆的分析是根据上述的程序进行的。作为例子图2、图3示出了曲线形辐板、轮辋厚度为74 mm的货车整体辗钢车轮, 在使用合成闸瓦长时间制动结束时, 温度和圆周应力的计算结果。所有的计算结果均已综合成表格。
下面给出按图4标示的功能区的整体辗钢车轮的温度、应力、变形数据。
表2、表3列出了所有3种型式车轮应力变形状态的计算结果。
对车轮各种工况制动结束时最高温度的分析, 可得出以下结论。
在规定内的紧急制动时, S形 (曲线形) 辐板车轮, 随着轮辋厚度从74 mm变为24 mm, 最高温度为387 ℃～394 ℃。在册车轮 (直辐板) 最高温度在310 ℃～320 ℃范围内变化, 即S形辐板车轮的温度要比在册整体辗钢车轮高出15 ℃～20 ℃, 很显然这与车轮几何形状的差别有关。
在紧急“硬性”制动时, S形辐板车轮的最高温度为645 ℃, 与轮辋厚度关系不大, 而直辐板车轮的最高温度则在530 ℃～545 ℃范围内变化。
2 应力变形状态分析
2.1 长时间制动
应力变形状态是根据整体辗钢车轮的形状和轮辋磨耗程度进行分析的, 其最大应力集中区域:轮辋向辐板和辐板向轮毂过渡半径, 以及曲线形辐板车轮的辐板弯曲区 (见图4) 。分析结果列于表2。
(1) 区域1 (上部内侧半径)
在册车轮中最大径向拉伸应力σr从轮辋厚度为74 mm时的+659 MPa, 变化到24 mm时的+561 MPa, 圆周应力σθ从+301 MPa变化到+215 MPa。俄罗斯产整体辗钢车轮 (曲线形辐板) :σr从轮辋厚度为74 mm时的+169 MPa, 变化到24 mm时的+171 MPa;σθ从+25 MPa相应变化到-263 MPa;UIC车轮σr从轮辋厚度62 mm的-234 MPa, 变化到24 mm时的-191 MPa;σθ则从-53 MPa变化到-255 MPa。
曲线形辐板整体辗钢车轮区域1内的应力变形状态要大大好于在册车轮, 应力与轮辋厚度关系不大。
(2) 区域2 (辐板弯曲区的内侧面)
对于2种曲线形辐板车轮, 其最高温度时拉伸应力:径向σr为+700 MPa, 圆周σθ为+390 MPa, 均接近于车轮钢供货状态的屈服点, 应力与轮辋厚度关系不大。
(3) 区域3 (下部内侧半径)
各型车轮长期制动时, 在区域3的应力分量都是压缩应力。俄罗斯产直线形和曲线形辐板车轮的σr分别为-648 MPa和-561 MPa, 而UIC车轮的应力分量则处在-50 MPa～-100 MPa的范围内, 应力与轮辋厚度的关系不大。
(4) 区域4 (上部外侧半径)
在册的直线形辐板车轮的圆周应力σθ, 在轮辋厚度减小时有变化, 在厚度为 74 mm和 24 mm 时分别
等于-172 MPa和+215 MPa。径向应力σr为压缩应力, 在-312 MPa～-406 MPa范围内。
俄罗斯产曲线形辐板车轮的径向拉伸应力σr为+170 MPa。与轮辋厚度 (δ) 无关。圆周应力σθ当δ=74 mm时为+25 MPa, 但当δ=24 mm时则转为压缩应力-263 MPa。
UIC车轮很高的径向拉伸应力σr从轮辋厚度62 mm时的+626 MPa, 变化到24 mm时的+515 MPa;圆周应力σθ是压缩应力, 分别为-109 MPa和-255 MPa。
区域4长时间制动时的应力变形状态是良好的。UIC车轮最差的状态是出现了很高的拉伸应力。
(5) 区域5 (辐板弯曲区的外侧面)
曲线形辐板车轮在这一部分径向和轴向应力的分量是压缩应力, 随着轮辋厚度的减小压缩应力增加。俄罗斯产曲线形辐板车轮的圆周应力σθ是拉伸应力, 为+267 MPa, 随轮辋厚度变化而发生的变化量很少。
(6) 区域6 (下部外侧半径)
在这一区域有很高的径向拉伸应力σr, 为+600 MPa～+700 MPa, 并具有很高的圆周应力σθ, 为+250 MPa～+350 MPa, 各型整体辗钢车轮均如此。
因此, 在长时间制动时, 最大拉伸应力出现在区域2和区域6。在区域6是各型整体辗钢车轮, 而区域2则只是曲线形辐板车轮。
在区域1, 曲线形辐板车轮长时间制动时的应力变形状态要好于直线形辐板车轮。
在区域4, UIC车轮的状态最差, 出现了很高的拉伸应力。
因此, 长时间制动时, 尽管S形辐板车轮从辐板到轮辋过渡的上部内侧半径的拉伸应力, 与直线形辐板车轮在这一区域的应力值相比有所降低, 但还是在弯曲区的辐板内侧面出现了新的二轴拉伸区域, 而且在下部外侧半径的二轴拉伸应力也在增加。
在最大发热区域长时间制动一个循环内, 塑性变形的程度达到了0.5%～0.8%。
2.2 紧急制动
紧急制动时, 曲线形辐板车轮出现了最大的径向拉伸应力σr, 达+400 MPa, 是发生在辐板与轮辋连接的上部 (UIC 车轮) 和下部 (俄罗斯产车轮) 外侧半径区域。
区域2 (见表3) 出现了最大径向拉伸应力σr (高达+300 MPa) , 特别是UIC车轮更高。
因此, S形辐板车轮在各种与制动有关的热负荷工况下, 都出现了上部内侧半径的拉伸应力大为降低的情况, 在该处直线形辐板车轮在运用中不止一次发生过损坏, 同时在辐板的弯曲区也出现了新的高二轴拉伸应力区域, 该处特别是在长时间制动工况时, 出现的应力要超过直线形辐板车轮上部内侧半径上的应力。此外, 在下部外侧半径上也出现了很高的拉伸应力, 因而也构成了运用中产生裂纹的危险。这表明, S形辐板车轮与直线形辐板车轮相比, 显然并不具备在制动发热条件下的优越性, 因为出现了有可能在运用中产生裂纹的新的区域。
3 结论
(1) 曲线形辐板车轮长时间制动时, 尽管辐板向轮辋过渡处上部内侧半径的拉伸应力, 与直线形辐板车轮在这一区域的应力值相比有所降低, 但还是在辐板弯曲区的内侧面 (区域2) 出现了新的二轴拉伸应力区域, 而且下部外侧半径二轴拉伸应力也在增加 (区域6) 。
(2) 在最大发热区域长时间制动一个循环内, 塑性变形的程度达到了0.5%～0.8%。
(3) 各型整体辗钢车轮的应力变形状态, 在与紧急制动有关的热负荷情况下, 在应力集中区域要大大低于长时间制动时。最大应力和塑性变形集中在车轮与闸瓦接触区域的踏面上。
(4) 曲线形辐板车轮在各种与制动有关的热负荷工况下, 在上部内侧半径 (区域1) 的拉伸应力出现了大大降低的情况, 该处直线形辐板车轮在运用中不止一次地发生过损坏。同时在辐板的内侧面 (区域2) 出现了一个新的高二轴拉伸应力区域, 该处特别是长时间制动的工况下出现的应力, 要超过直线形辐板车轮上部外侧半径的应力 (区域6) 。此外, 在下部外侧半径上也有很高的拉伸应力, 因而也构成了运用中出现裂纹的危险。
这表明, S型辐板车轮与直线形辐板车轮相比, 显然并不具备在制动热负荷条件下的优越性, 因为出现了新的有可能在运用中产生裂纹的区域。
UIC曲线形辐板车轮在热负荷下的拉伸应力分量, 要高于俄罗斯产曲线形辐板车轮。直线形辐板车轮的应力变形状态具有各种负荷下应力变形状态的平均特性, 且与俄罗斯产曲线形辐板车轮相接近。在这些结构的整体辗钢车轮中, 在温度和机械负荷下应力的临界值, 在不同区域的很多情况下都会出现, 因而, 这些结构中的任何一个也未能给出根本上的优越性。在各种情况下产生的二轴拉伸应力, 接近于长时间制动时以及在某些机械运用载荷形式下主体金属的屈服极限。
(5) 上述分析的结果表明, 对于长时间制动工况下是不可能通过改变整体辗钢车轮的几何参数, 来消除辐板弯曲区和辐板与轮毂连接外侧半径区很高的拉伸应力的。
(6) 已明确长时间制动时, 热应力的值仅取决于轮轨接触点和制动时的持续时间, 实际上和车轮的几何形状及其他运用因素无关。
参考文献
[1]Киселев С.Н., Саврухин А.В., Неклюдов А.Н., Киселев А.С.Сравнительный анализ напряженно-деформированного состояния цельнокатаных колес вагонов с различной формой диска при эксплуатационных нагрузках[J].Тяжелое машиностроение.2007 (11) :32-36.
热应力变形规律 篇4
关键词：铸态25Mn钢,热压缩变形,流变应力,本构方程
0前言
随着国家建设快速发展及节能减排的需求,基于铸坯环件的铸辗复合成形工艺成为国内研究的热点[1]。要研究环件辗扩过程及微观组织衍变过程,对环件铸辗变形进行宏微观耦合模拟,建立精确的本构模型是至关重要的。本构模型是刚塑形有限元数值模拟的前提条件[2],是选取材料变形参数的重要依据,并且也是辗扩过程中设备吨位选择的重要依据,对指导环件生产具有重要现实与理论意义。
目前国内外在材料的热变形行为方面做了大量的研究[3],但是对于C-Mn钢方面的研究都是针对高Mn钢[4,5,6,7,8,9],而对于铸态25Mn钢热变形及流变应力方面的研究很少。本文以铸态25Mn钢为研究对象,对实验材料在不同变形条件下的变形行为进行热压缩模拟实验。通过对加工硬化率曲线进行分析获得材料的特征应变,线性回归建立材料的本构方程,为后续科学制定铸坯25Mn钢热加工工艺提供理论依据。
1实验材料与方法
1.1实验材料
实验用钢为某公司生产的铸态25Mn钢钢锭,其化学成分如表1所示。
1.2实验方法
本实验在由美国DSI公司生产的Gleeble- 3500上进行,实验分成两部分。
实验一方案:将试样以5℃/s的速度加热到1200℃,保温5min保证奥氏体均匀化,然后以5℃/s分别冷却到900℃、1000℃、1100℃、1200℃变形温度,保温30s以保证试样温度均匀,之后进行热压缩,变形量为70%,变形速度分别为0.1s-1、0.5s-1、1.0s-1、2.0s-1,5.0s-1考察形变温度和形变速率对热变形的影响。
实验二方案:将试样以5℃/s的速度加热到1200℃ 、1100℃ 、1000℃ 保温5min保证奥氏体均匀化,并得到不同的初始晶粒尺寸,然后以5℃/s冷却到900℃变型温度,保温30s以保证试样温度均匀,之后进行热压缩,变形量为70%,变形速度为0.1s-1,考察初始晶粒度对热变形的影响。
2实验结果与分析
通过单道次热模拟实验得到铸态25Mn钢的应力-应变实验数据,分别绘制铸态25Mn钢在不同温度、不同应变速率、不同初始晶粒度下的应力-应变曲线,如图1、2、3所示。
2.1变形条件对流变应力曲线的影响
2.1.1变形温度的影响
不同温度下的应力-应变曲线如图1所示,从图中可以发现:在应变速率一定的条件下,随着温度的增加,流变应力曲线主要有出现两种类型,一种是先增加后趋于平缓的动态回复型曲线:另一种是先增加随后出现峰值,最后趋于平缓的不连续动态再结晶型曲线。在相同的应变速率下,随着变形温度升高,应力-应变曲线的峰值应力降低,峰值应力对应的峰值应变左移,即动态再结晶的发生变的容易。这是因为金属的高温热变形是一个热激活过程,随着变形温度的升高,原子震动加剧,为各种塑性变形机理创造了条件,降低了变形阻力,从而使位错具有足够的运动能力,克服钉扎作用而产生动态回复,当其储存能足够高时从而产生动态再结晶。并且可以看出在图1a、b低应变速率下温度对于流变应力曲线的影响更大,在1000℃以上时峰值应力之间的差值减小,并且都出现了相应的动态再结晶软化现象,但是在900℃时软化现象不明显。从图1c、d可以看出,在较高的加工速率下,900℃时表现出完全的加工硬化现象,不发生软化。综合比较发现900℃时的峰值应力比1000℃时均高出了近50MPa左右,并且不发生动态再结晶的软化现象。所以铸态25Mn钢不适宜在相对低温下进行大变形量热加工,其终锻温度应该在900℃左右。
2.1.2变形速率的影响
不同变形速度下的应力-应变曲线如图2所示,从图中可以得到:在温度一定的情况下,随着应变速率的降低,曲线的峰值应力较小,并且峰值应变也较小,表明动态再结晶易于发生;随着应变速率的加大,曲线的峰值应力增加,并且峰值应变也增加,表明动态再结晶的发生变的不容易;当应变速率继续增大时此时再结晶将难以发生,应力-应变曲线将变成受加工硬化和动态回复软化的共同作用回复型曲线;当应变速率足够大时,流变应力曲线将变成主要受到加工硬化作用的硬化型,此时将不发生软化,随着应变的增加,应力将一直增大。这是因为随着应变速率不断增大,加工硬化加快,位错的活动性越来越差,并且应变速率增大位错没有足够时间产生回复,所以峰值应力将增大,当应变速率足够大时回复产生的软化作用可以忽略。由图2d知即使在1200℃ 高温情况下,应变速率为5s-1时铸态25Mn依然不会发生再结晶软化行为,所以其热加工的最高应变速率不应该超过5s-1,否则不会发生再结晶细化晶粒的现象,变形后的组织依然为粗大铸态组织。
2.1.3初始晶粒尺寸的影响
试样在1000℃ 、1100℃ 、1200℃ 下分别保温5min,得到了晶粒尺寸分别为22μm、34μm和67μm的不同初始晶粒度的晶粒。不同起始晶粒尺寸对流变应力曲线的影响如图3所示:初始奥氏体晶粒尺寸对峰值应力影响不显著,初始晶粒较细小时,变形过程中峰值应力较大,但仅有7MPa的差距,同时峰值应变左移,说明细晶粒下容易发生动态再结晶。但是比较三个不同初始晶粒度下的稳态应力发现存在明显的差值,晶粒较细小时稳态应力非常低,1000℃ 保温5min下的试样比1100℃时的稳态应力低了将近20MPa,并且更容易达到稳态,而1200℃保温5分钟的试样其稳态应力维持在140MPa左右。这主要时因为晶界可以阻碍位错运动,因此晶粒越细小,变形材料中晶界越多,晶界对位错的阻碍作用越明显,位错运动所受的阻力也越大,所以峰值应力增加;同时不连续动态再结晶新晶粒的形核位置一般处于晶界和亚晶界处,因此原始晶粒越细小,可提供新核形成的位置原始晶界也越多,因此动态再结晶的发生将被促进。为了提高动态再结晶发生的概率,减小加工过程中的稳态应力,应该控制热加工材料的加热过程。由于零件加热过程对初始晶粒尺寸有显著的影响[10,11,12],尤其是对于1100℃以上时,晶粒显著增长。因此在制定加热工艺时应该实现分级加热:室温-1000℃-1100℃-1200℃,以达到控制晶粒的目的,最后通过热加工实现铸态材料成形的同时实现改性的目的。
3动态再结晶特征应变的确定
传统的直接在曲线上观测峰值应力和稳态应力的方法难以得到确切的数据峰值应变及稳态应变。Poliak和Jonas[13]提出了基于热力学不可逆基本思路的动力学临界条件的确定办法,运用数学的办法可准确确定应力-应变曲线的临界条件。在此基础上张鸿冰[14]提出了根据加工硬化率-应变确定峰值应变εp和稳态应变 εss的方法,如图4所示,随着应变 ε 的增加,加工硬化率 θ 成逐渐下降趋势,说明铸态25Mn钢发生了软化,θ 减小到0时,对应流变应力曲线上与峰值应力相对应的峰值应变,如果此后随着应变的增加,θ 一直维持在0不再变化,此时说明流变应力曲线为回复型。如果随 ε 增加,θ 一直减小到0又随后增加到0并维持在0不再变化此时对应的应变就是 εss,表明发生了非连续动态再结晶。采用这种办法求出不同温度不同、不同应变速率下的峰值应变和稳态应变值可以从流变应力曲线上得到相应的应力值。
4流变应力本构模型的建立
金属在高温塑形变形条件下,热变形的流变应力 σ、应变速率eg与应变温度T之间的关系符合C. M.Sellars和W.J.M.Trgart提出的包含热变形激活能Qdef和变形温度T的双曲正弦形式[15,16,17]:
式中:F(σ)是应力的函数,其表达形式有以下三种[18]:
F(σ)=σn,低应力水平时(ασ<0.8); (2)
F(σ)=exp(βσ),高应力水平时(ασ>1.2); (3)
F(σ)=[sinh(ασ)]m,对于所有应力。(4)其中:α=β/n,n、β 和A为常数;Qdef为热变形激活能;R为气体常数,其值为8.314472J·mol-1·K-1;ε觶为应变速率;T为绝对温度;σ 为峰值应力或者稳态应力,本文采用峰值应力。
为适用于所有应力状态,可将式(1)表示为:
4.1α 值的计算
把式(2)、(3)分别带入(1)中,当T为常数,Qdef与T无关时,对ε觶求偏导可以确定n和 α 的值,即:
将实验所得数据带入式(6)、(7),可得到lnε觶- lnσ 和lnε觶-σ 的线性关系如图5所示,采用最小二乘法求出直线斜率并求出平均值,计算得到n= 5.358585,α=0.011084MPa-1。
对式(5)两边取对数:
当变形温度T一定时,由式(8),对lnε觶求偏导数得m值,即:
ln[sinh(ασp) ]与lnε觶之间存在线性关系如图6所示,采用最小二乘法求出直线斜率并求出平均值,计算得到m=4.4602。
4.2Qdef值的计算
当应变速率e一定时,根据式(8),对温度的倒数1/T求偏导数得:
式中:
ln[sinh(ασp)]与1/T之间存在线性关系如图7所示,采用最小二乘法求出直线斜率并求出平均值,计算得到b=8533.534。将求得的m和b值带入式(10),得到铸态25Mn的热变形激活能为:Qdef= 336.049k J/mol。
把 α、m、Qdef带入式(5), 求得A的平均值A =2.19 × 1012。最后得到Qdef、n、α 和A等参数带入式(5)即可获得铸态25Mn钢热压缩时的流变应力本构模型:
5Zener -Hollomon参数方程的建立
根据C. Zener和H. Hollomon[19]的研究,材料在高温时的动态再结晶现象是一个受应变速率和温度共同影响的热激活过程,变形温度与形变速率对变形的影响可以通过引入Z参数来描述。Z参数是材料热变形过程中的重要的热力学参数,其大小可以代表材料在热变形时的难易程度,是变形温度和变形速率对材料热变形过程的共同反映。Z的表达式为:
结合式(5),因此也可以将Z参数方程写作如下式(14)的形式:
把热激活能Qdef带入到式(13)即可得到Z参数方程的表达式,即:
Z=ε觶exp[336049/(RT)]=2.19×1012s-1
[sinh(0.011084σ)]4.4602(15)
由式(13)可计算得到铸态25Mn钢在不同变形温度、不同变形速率下的Z参数,根据Z值得大小可以判断材料热变形的难易程度,Z值越大材料发生动态再结晶越困难。把温度、应变速度、以及Z参数的值用Matlab进行作图可以更加直观的观察任意变形条件下的Z值分布情况,如图8所示。
6模型验证
根据双曲正弦函数的数学定义,由式(15)可以推导出流变应力 σ 与Z参数的函数关系:
把不同变形条件下的Z参数值导入式(16),得到峰值应力的预测值,将预测值与实验值进行对比可以验证本构模型的准确性,表2给出了峰值应力的预测值与相对误差。通过比较发现:峰值应力的预测值与实验值极其接近,并且预测值的较大误差仅在极个别条件下出现,最大误差为5.9%,大部分在5%以内。故此本构模型可信度较高,具有可靠的预测精度,可为铸态25Mn钢的铸辗复合成形工艺的制定提供理论依据。
7结论
(1)铸态25Mn钢的热压缩流变曲线主要以动态回复和动态再结晶型为主。
(2)变形温度、变形速率、初始晶粒尺寸对流变应力有很大的影响,即在一定的变形速率下,流变应力随变形温度的升高而降低;在一定的变形温度下,流变应力随变形速率的升高而迅速增大;在相同的变形温度和变形速率下,初始晶粒越细小越容易发生动态软化行为,动态再结晶发生提前,其稳态应力也越小。铸态25Mn的合适的终锻温度为900℃左右,最高的应变速率不应该高于5/s,为保证初始晶粒度细小其升温工艺应该实现分级加热。
(3)利用回归方法确定铸态25Mn钢的热变形激活能Qdef=336.049k J·mol-1,常数 α=0.011084MPa-1,得到热压缩变形时的流变应力本构方程为:
热应力变形规律 篇5
TC4钛合金所具有的高比强度、耐高温、高的抗疲劳性能和断裂韧性满足了现代新型飞机的发展要求,已作为重要结构材料在航空航天等领域得到广泛应用[1]。目前,钛合金可通过熔化焊接方法进行连接,而这些传统熔化焊接方法焊接钛合金时会使接头产生裂纹、气孔等缺陷,同时较高的焊接温度使焊件产生较大的残余应力和失稳变形,进而降低接头质量和焊件尺寸精度。
搅拌摩擦焊(friction stir welding,FSW)是英国研究所于1991年发明的一种新型焊接技术,其作为固相焊,避免了传统焊接方法因金属熔化产生的缺陷,同时焊接过程中较低的焊接温度使焊件具有较小的残余应力和变形[2,3]。尽管如此,FSW所引入的焊接变形仍是不可忽略的,对于薄壁大型结构件更是如此。因此,国内外学者对如何控制和减小FSW焊件的残余应力和变形展开了研究。从已研究的成果发现:在FSW过程中,采用机械拉伸[4,5]和热拉伸方法[6,7,8,9,10]对焊缝进行纵向拉伸,均可达到降低焊接件变形程度和减小残余应力的目的。Staron等[4]和Williams等[5]分别在铝板和AA2024铝合金FSW过程中,采用大小为该材料屈服应力的70%的机械力对焊件进行拉伸,均发现拉伸作用使焊缝产生了压应力,从而降低了焊缝区的残余拉伸应力,减小了焊接件变形。而热拉伸法(即在焊缝处喷射低温液体或在焊缝附近进行加热,从而沿焊缝中心线产生热拉伸应力)中的动态低应力无变形法(dy-namically controlled low stress no distortion,DC-LSND)[7]成为国内外学者研究的热点。柴鹏等[8]采用DC-LSND技术对3mm厚的LF5材料进行FSW焊接,结果发现:该技术虽无法完全消除焊接件的残余应力和失稳变形,但能够有效控制变形程度和残余应力大小。Richards等[9]、Staron等[10]的研究结果表明,以CO2作为激冷介质可有效减小铝合金FSW的焊缝区残余拉应力。
综上可见,对铝合金FSW采用DC-LSND技术的研究已逐步展开,但利用该技术对TC4钛合金FSW的残余应力和失稳变形研究较少。为此本文采用有限元软件ABAQUS对厚度为2mm的TC4钛合金薄壁件分别在空冷和激冷工艺条件下建立TC4钛合金FSW的有限元模型,对比研究了激冷对TC4钛合金FSW的温度场、应力场和失稳变形的影响规律。
1 实验方法
实验选用尺寸为250mm×100mm×2mm的轧制TC4 钛合金板材,在FSW-3LM-4012 搅拌摩擦焊接设备上进行对接焊。焊接参数如下:转速350r/min,焊接速度50mm/min。搅拌头为高强度钨铼合金,轴肩直径为12mm,搅拌针根部直径为6 mm,端部直径为4 mm,针长为1.8mm。为了避免焊接过程中钛合金与氢、氧和氮发生反应形成脆性化合物,在焊接过程中均采用氩气对焊接区域进行保护。对于激冷工艺来说,将通过干冰冷却后的氩气作为激冷源,激冷源位于搅拌头后方20mm处且随搅拌头同步移动。使用K型热电偶和三坐标测量仪分别测量焊接过程中测温点的温度变化和焊后焊件的变形量。
2 有限元模型
2.1 有限元网格
本文模拟中焊件尺寸与实验所用焊件的尺寸相同。模型采用单元类型为八节点六面体的C3D8T单元,该单元能够承受表面和体积载荷,可用于三维稳态或瞬态热固耦合分析。FSW过程是不均匀加热过程,焊缝及近焊缝区的温度及应力变化剧烈,远离焊缝区则变化缓慢。为了保证计算准确性和减少计算量,采用非均匀网格进行划分。 靠近焊缝及其附近区域采用尺寸为0.5mm的小网格,而远离焊缝区域采用较稀疏的网格。划分后节点数为14 883,单元数为9600。有限元网格划分如图1所示。
2.2 热源模型
在FSW过程中的焊接热量主要是由组成搅拌头的轴肩和搅拌针与焊件摩擦产生。本文采用李红克等[11]建立的热量自适应热源模型,该模型认为当焊接达到稳态时,摩擦力可转换为待焊材料的剪切流变应力与接触面积的乘积,同时根据Mises屈服准则,最终将摩擦力转换为与材料屈服强度有关的表达式。将轴肩的热流密度定义成关于焊缝中心面对称分布的面热源,搅拌针热流密度近似为热量均匀分布的体热源,且忽略焊接过程中只占很少量的塑性变形产热。
轴肩产热表达式为
式中,QS为轴肩输入的热量;R0为轴肩外径;r0为搅拌针直径;ReL(T)为材料的屈服强度;n为搅拌头的旋转速度;T为温度。
搅拌针产热的表达式为
式中,QP为搅拌针输入的热量。
通过式(1)与式(2)可计算出热流密度,进而利用ABAQUS中的DFLUX子程序将所得的热流密度加载到温度场分析模型中,可得到焊接过程中的温度场、应力场及失稳变形。
2.3 激冷源模型
在实际焊接中喷嘴随搅拌头同步移动,冷却介质(氩气)通过喷嘴直接喷射到焊缝及其附近区域,其示意图如图2所示。由于冷却介质直接喷射到待冷却的高温区,射程较短且换热系数较高,因此能够在较短的时间内迅速带走较多热量,对搅拌头后方仍处于高温区的焊缝及其附近区域产生迅速冷却作用。经测定实际焊接时激冷源的冷却温度为-30 ℃。 模拟中激冷源的施加通过Fortran语言编译DFLUX子程序实现。冷源的形状为直径20mm的圆,经验算当热流密度为恒定值-50 000W/(m2·℃)时,对应的冷却温度为-30℃,与实际激冷源的冷却温度相符。而后将该恒定值的热流密度作为冷源施加到ABAQUS的模型中。
2.4 散热边界条件
在实际FSW过程中,钢制垫板、压板和侧顶板都用于支撑和固定焊件在焊接过程中不发生相对滑动。侧顶板与焊件接触散热面积很小,因此忽略其造成的热损失。但垫板和压板与焊件的接触散热面积较大,进而在模拟中充分考虑垫板和压板造成的热损失显得尤为重要。图3所示为试件模拟分析的散热边界条件。本文设定试件的初始温度以及周围环境温度均为20℃,焊接结合面设定为绝热面,垫板和压板与焊件的接触面设定为接触散热面,其余与空气接触的设定为对流换热面。基于测温实验结果,对模型进行反复调试,最终将焊件与工装之间的接触散热系数设为100W/(m2·℃)。同时,将焊缝区域的表面对流散热系数设为80W/(m2·℃),暴露在空气中的其他自由表面对流散热系数设为15W/(m2·℃),辐射率设为0.75。
3 结果与讨论
3.1 温度场实验验证
为了验证数值模型的合理性,对空冷条件下实际焊接过程进行热电偶测温实验。实验与有限元模拟温度循环曲线的对比如图4所示。分析可知,实测曲线与模拟曲线趋势完全相同,均经历了迅速升温和前期迅速降温、后期缓慢降温的过程。在实验过程中,随搅拌头同步移动的强对流保护气使焊缝区域对流散热强度变大,而保护气移动后区域的对流散热又变得缓慢。在空冷模拟过程中,将整个焊缝区域的散热系数均设为强对流下的数值以简化计算。因此,在降温后期实测曲线和模拟曲线相差较大。测温实验所得温度峰值为367.1℃,模拟得到的温度峰值为349.9℃,两者的误差为4.6%。实验和模拟结果的对比证明了本文建立的有限元模型的合理性与正确性,因此利用本模型能够准确地描述焊接过程。
3.2 空冷和激冷条件下温度场分析
图5所示为FSW过程中不同冷却条件下温度分布。由图5可见,在空冷和激冷条件下,焊接过程中的温度场均呈现前端小后端大的椭圆形分布;同时搅拌头前方材料温度低,温度梯度大,后方材料温度高且温度梯度小。其原因是在焊接过程中,搅拌头后方的材料先后经历了搅拌头的直接加热以及后续的热传导加热,而搅拌头前方的材料只经历热传导加热。以上分布规律与赵俊敏等[12]的模拟结果相吻合。对比分析图5a和图5b发现:空冷条件下焊接稳态的温度峰值为1152℃,而激冷条件下为1144℃,说明施加的激冷源对焊缝的温度峰值具有减小作用。这是因为激冷源作用区域较其他区域温度较小,导致此区域与周围高温区之间的热交换量增大,更多的热量会向此区域传递,进而使焊缝温度峰值下降。由于本文的激冷源与搅拌头距离较远,因此温度峰值减小效果不明显。空冷条件下搅拌头后方因材料热传导作用,具有较大高温区域(图5a);而激冷源使其作用区域对流换热瞬间增大,迅速降低焊缝表面温度,进而导致激冷工艺下焊件的高温分布范围缩小(图5b)。
在FSW过程中,焊件横截面的温度场分布如图6所示,其中在焊件横截面上以1mm为间隔取三个特征点采集温度值。对于FSW而言,总产热量的大部分来自于轴肩[13,14]且轴肩直径大于搅拌针直径;焊缝表面与外界进行的对流换热远小于底部与垫板的接触散热。上述原因导致如下规律产生:越靠近轴肩(即焊缝表面)高温区越宽且温度越高,使得横截面上的温度场呈现典型的碗状分布;从焊缝表面到焊缝底部特征点的温度峰值逐渐减小。不同冷却条件下焊缝点的温度循环曲线如图7所示。可以看出,特征点的温度循环曲线具有相同的趋势,均经历了迅速升温和缓慢降温的过程。在模拟中,焊件与空气的对流传热系数为定值,因此在空冷条件下降温曲线平缓。而激冷条件下随着激冷源逐渐靠近特征点,降温速度加快,曲线变得陡峭,和空冷条件下降温曲线差异越来越大。当激冷源在图7 中A时刻达到特征点时,两曲线的差异最大。随着激冷源的远离,特征点又转为与空气的缓慢热对流,因此两者差异也越来越小。
3.3 焊缝应变和残余应力场分析
不同冷却条件下焊接稳态时焊缝中心点的塑性应变随时间的变化过程如图8所示。在焊接初始阶段,该点未受到温度场的影响,进而没有塑性应变;随着搅拌头逐渐靠近,该处金属受热膨胀,由于周围低温区金属的拘束作用,使其纵向压缩应变增大;在搅拌头到达和离开焊缝中心点的过程中,焊缝金属虽处在加热膨胀状态,但和传统熔焊不同的是,轴肩的顶锻作用力会减小压缩塑性应变。在搅拌头离开焊缝中心点时,塑性应变达到最小。随着搅拌头的前进,轴肩会压缩中心点前方的材料,使其压缩塑性应变也大幅度下降;这个趋势会影响其邻近材料,进而使中心点的压缩塑性应变增大(前提是搅拌头与中心点的距离较近)。随着搅拌头的远离,当搅拌头与中心点距离较大时,随着温度的降低,压缩应变值呈现与熔焊类似的升高并逐渐趋于稳定的趋势。在激冷条件下,随着激冷源逐渐靠近焊缝中心点,金属的收缩程度更为明显;当冷源到达焊缝中心附近时,激冷与常规条件下焊缝中心点的塑性应变值差异最大。随着激冷源的远离,两种工艺下焊缝均处于空冷状态,导致塑性应变间的差异变小。在室温下,两种工艺下焊缝中心均存在着残余压缩塑性应变;激冷条件下的压缩塑性应变值小于常规条件下压缩塑性应变值。
图9为不同冷却条件下焊件表面沿垂直焊缝方向的纵向残余应力分布图。众所周知,焊件各部分不均匀受热产生了不同的热膨胀量,导致彼此之间相互约束是产生残余应力的根本原因[15]。焊缝处温度较高,因此热膨胀量较大,远离焊缝处温度较低,则热膨胀量较小,这就导致在两种冷却条件下焊缝处均为拉应力、远离焊缝处为压应力且焊件边缘处应力趋于零(图9)。对FSW而言,轴肩对焊缝表面施加的顶锻作用会产生压应力,抵消部分拉应力,进而使得残余应力的分布均呈现典型的双峰特征且峰值出现在轴肩作用区的边缘。上述分布规律在文献[16-17]中均有报道。温度越高,热膨胀量越大,所产生的残余拉应力越大[15]。由于焊缝表面温度大于焊缝底部温度(图6),因此在轴肩边缘处,焊缝表面残余拉应力大于底部残余拉应力。与由垫板支撑的焊缝底部相比,焊缝表面受到的约束较小,致使轴肩的顶锻作用在表面处产生的压应力效果更佳;尽管焊缝表面因更高温所引起的残余拉应力高于焊缝底部,但综合效果是在焊缝表面的残余拉应力小于底部的残余拉应力。
尽管残余应力分布规律相同,但两种冷却条件下的残余应力大小存在差异。从图9 可以看出,激冷工艺明显减小了残余应力峰值。空冷条件下表面与底部应力峰值分别为465.4MPa和405.9MPa,激冷条件下表面与底部应力峰值分别为413.1 MPa和392.5 MPa,同比降低了11.2%和3.3%。在激冷条件下,激冷源的冷却作用使得热源与激冷源之间形成较大温度梯度,激冷源作用下的金属急冷收缩,对其前方高温金属产生强烈的拉伸作用。该拉伸作用使热源与激冷源之间的金属产生横向拉伸塑性变形补偿了这一区域的纵向塑性变形,从而降低了焊缝的纵向残余应力。同时,由于激冷源作用于焊缝表面,因此,表面应力降低的程度大于底部应力降低的程度。
3.4 空冷和激冷条件下失稳变形分析
常规条件下焊接失稳变形的实物图如图10所示。可以看出失稳变形为典型马鞍形,即平行于焊缝方向的变形呈拱形,在中心达到最大值;垂直于焊缝方向上薄板发生翘曲,两边大中间小,这一现象与付强等[18]的报道吻合。图11 和图12分别给出了两种冷却条件下的模拟失稳变形和图10的变形数据经MATLAB软件处理所得的失稳变形。可以看出,两种冷却条件下模拟所得的焊件的失稳变形规律与实际焊接失稳变形规律相吻合。
不同冷却条件下焊件上下表面的残余塑性应变如图13 所示。可以看出,在空冷和激冷条件下,焊缝表面的塑性应变均大于焊缝底部的塑性应变,这就导致焊件的失稳变形在宽度方向上表现为向上翘曲,同时,根据板的变形协调原理,宽度方向下凹长度方向则向上凸起(图10)。众所周知,残余塑性应变是导致焊接残余变形的根本原因[19,20]。激冷源使得焊缝的残余纵向压缩塑性应变较常温小(图13),表现为失稳变形量的减小(图11和图12)。
平行于焊缝方向两种冷却条件下模拟和实验的翘曲量如图14所示。由图14可见,模拟和实验所得的翘曲量吻合度较高,但大小稍有差异。在空冷条件下,模拟和实验所得最大翘曲量分别为8.2mm和7.8mm;激冷条件下两者的最大翘曲量分别为5.9mm和5.6mm,误差分别为4.6%和5.7%.误差较小。同时对比空冷和激冷条件下的变形量发现,实验条件下,激冷较空冷减小变形量28.5%,模拟条件下激冷较空冷变形量减小27.8%。因此,激冷条件下的变形量远小于空冷条件下变形量。这是因为残余应力是导致失稳变形的根本原因[21],残余应力越大,焊后变形量也越大。而激冷源可有效地减小焊件的残余应力,因此可获得较小的变形量。
4 结论
(1)对于TC4钛合金FSW来说,空冷和激冷条件下的温度场均呈椭圆形分布。激冷可有效减小焊件的高温分布范围,同时对焊缝温度峰值具有减小作用。
(2)空冷和激冷条件下焊接纵向残余应力均呈现双峰分布,搅拌区表面应力峰值小于底部应力峰值,但在轴肩边缘处表面应力峰值大于底部应力峰值。失稳变形均为马鞍形,即平行于焊缝方向中心向上拱起,垂直于焊缝方向两边发生翘曲。