应力变化（共8篇）
应力变化 篇1
1 地应力与套管应力有限元理论
以渗流理论为研究基础, 用表示多孔介质中存在的应力之和。那么有效应力可表示为:, 其中p为孔隙流体压力, mT=[11 1 0 0 0]。若该介质骨架是线弹性固体, 则σ'=Dε, εT=[εx, εy, εz, εxy, εyz, εzx], D为弹性矩阵。
最终得到多孔介质流固耦合系统的有限元求解方程:
2 有限元分析模型与计算
选取青海某油田某区块一组井作为研究对象, 模拟分析注水应力对地层应力计套管应力的影响, 通过将地应力与渗流唱进行耦合分析, 建立有限元模型, 研究地应力场和套管受力分布情况, 实现套损机理的研究。
2.1 建立物理模型
以青海某区块作为分析对象, 建立模型:地层模型、套管模型。地层建立盖层模型和油层模型, 物理特性以不同的岩石力学参数表示。该井区有2口注水井, 7口油井, 为简单计算, 模型选取2口注水井, 3口采油井为研究对象, 并且充分考虑水与水, 油与水以及油与油井之间可能存在的干扰。在模型中流体模型利用达西定律, 假定盖层不透水, 流体仅在油层流动。注水井、油井都设置压力边界, 油层侧边与油层及盖层交接面置零, 建立了渗透率的计算模型 (图1) 。
2.2 渗透场计算
2.2.1 渗流场分析
通过有限元分析可得油层压力分布以及流体流动方向等具体参数。如图2、图3所示, 注水井周围地层压力较高, 油井较低, 井间存在干扰。渗流速度x方向显示注水井处偏高, 正负分布于两侧, 合符实际情况。
笔者经过分析, 认为:地层渗透率与渗流压力和速度息息相关。注水井周围渗流压力较大, 出现憋压, 注水速度会影响套管的损坏与否。
2.2.2 地应力与套管应力分析
选取16Mpa~21Mpa的注水压力, 分析注水井套管与油井套管的米塞斯应力值。分析认为:油层变形量最大, 由中心向外扩张变小, 直到边界处趋近与0, 因此加强中心区块套管强度很有必要。地应力存在不等性, 套管会受椭圆形外力影响, 大大加大了套管的损坏。注水井受力比油井大, 原因为渗流压力对地层的影响大。随着注水压力的不断提高和油田开采年限的增加, 先期注水井发生套损较多, 后期则为采油井套损数增多。
图1相同渗透率地层 (左) 、不同渗透率地层 (右) 与套管应力有限元分析模型
2.2.3 实际效果分析
对于注水开发的油田, 较好的控制注水压力, 注水压力若小于地层破裂压力, 将会较好的减慢套损速率。因此, 青海油田某区块通过合理选取注水周期和注水压力, 较好的减少了套损事故的发生, 从而较好的控制了经济成本, 实现了良性循环。
3 结论
注水井周压力较大, 往往出现憋压, 油田注水开采初期合理控制注水速度, 会减少套损发生。油层变形量较其他地层打, 自中心往外扩张, 边界处趋于零。地应力存在不均匀性产生椭圆形外力, 加大了套损现象发生。注水井受力大于油井的原因是渗流压力对地层影响较大, 开发后期油井套损较注水井多的原因是因为注水压力以及油田开采年限的增加。
参考文献
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应力变化 篇2
小子样疲劳寿命分散系数置信区间随应力的变化规律研究
针对疲劳寿命样本小子样统计分析问题,采用Bootstrap方法模拟母体标准差的抽样分布,并结合纠偏的百分位法估算母体标准差的置信区间,着重估计了疲劳分散系数的置信区间.首先利用Bootstrap方法在参数区间估计方面的优越性能,对已知疲劳寿命母体分布的模拟试验数据进行了疲劳分散系数置信区间的估计,通过与真值的对照分析,验证了结合纠偏百分位思想的`Bootstrap方法进行疲劳分散系数区间估计的可信性.然后利用此方法对航空材料的140个钢合金试件和295个铝合金试件的真实疲劳寿命试验数据进行了疲劳寿命分散系数的区间估计,并研究了疲劳分散系数置信区间随疲劳试验应力的变化规律,为在工程实际中分析疲劳寿命试验数据提供了参考方法.
作 者：万越 吕震宙 范宇 WAN Yue LU Zhen-zhou FAN Yu 作者单位：西北工业大学,航空学院,陕西,西安,710072刊 名：航空计算技术 ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL COMPUTING TECHNIQUE年，卷(期)：39(1)分类号：V215.5关键词：疲劳分散系数 置信区间 Bootstrap方法 百分位法 试验应力 变换规律
应力变化 篇3
目前状况下, 我国对于相对复杂条件下的直井套管的损伤问题的研究已经取得了一定的成果。而对于相应的定向井情况的研究却十分稀少。定向井存在着一定的特殊性, 因此在工作过程中经常会出现相应的钻柱与上一级的套管的内壁发生一定程度上的摩擦的现象, 这样一来, 就会十分容易地造成对于相关套管的破坏、其强度的降低以及给相关的工作造成极大的不便等。而在之前的一些研究工作中, 往往偏重对于管柱破损的研究, 却忽视了相应的地应力对于管套的作用。我们对于定向井套管应力随地应力条件的变化规律进行相应的研究中, 充分考虑了相应坐标的变化, 并建立了一套相应的三维有限元模型。一般情况下, 地应力的条件包含了多种情况, 主要有:第一, 其上覆的岩层压力是相应的最大主应力而且其水平地应力是相对均匀的;第二, 其上覆的岩层压力是相应的最大主应力但其水平地应力是不均匀的。第三, 其上覆的岩层压力是中间的主应力。
2 相关的定向井套管应力的三维有限元计算的模型
对于相关定向井的套管应力的计算, 并不适合将其转换成平面问题来进行解决。而目前状况下, 还没有对于相应的关于相对复杂的地应力条件下的定向井套管应力计算的解析解, 所以建立一套合理而有效的三维有限元模型是十分重要的。为了确保其一定的适用性, 以适合任意的井眼轨迹, 所以不能进行直接的建模。不然当井斜角发生一定程度上的变化时, 所建模型的尺寸也会随之发生相应的变化, 这样一来, 就不能保证相应数值计算的稳定性。因此, 我们所用的方法是坐标变换的方法, 进行相应的应力场转换以及井斜以及方位的变化转化为相应的应力分量的变换。相应的坐标变换的方程式为:
而其中:
我们再对其进行展开, 就可以得到:
描述:相应的井斜方位主要是定向井的井眼轴线的某一点的相应切线的水平投影与其正北方的方向的夹角。
3 对于计算结果的分析
3.1 上覆的岩层压力是相应的最大主应力而且其水平地应力是相对均匀的条件
在这一条件下, 相应的井轴坐标系下的地应力场与方位角并没有关系, 因此只需要进行对于相应的套管应力的载荷随着井斜角的变化而产生的变化情况进行一定的考察就可以了。在这一条件下, 套管的最大应力的变化趋势是具有很大的差异的。硬地层中, 当井斜角不断增大时, 相应的套管应力也随之进行增大, 此时, 相应的水平井的套管应力是最大的。软地层中, 其相应的变化规律与硬地层中的变化规律相反。当井斜角不断增大时, 相应的套管应力随之进行减小。因此来说, 对于套管的受力, 地层性质以及经验轨迹对其造成了较大的影响。 (图1)
3.2 其上覆的岩层压力是相应的最大主应力但其水平地应力是不均匀的条件
在这一条件下, 相应的软硬地层对于套管的应力随着井眼轨迹的变化而变化的规律的影响也是不一样的。根据我们的计算与分析结果, 当地层的弹性模量为40GPa的时候, 当井斜角不断增大时, 套管应力也随之进行一定程度上的增大;而当相应的方位角发生一定程度上的变化时, 套管应力逐步减小, 但是, 不同方位下的变化规律也是不尽相同的。而当地层的弹性模量为5GPa时, 方位角的不断变化会使得套管最大应力逐渐增大, 井斜角变化时却是与之相反的。
4 结论
我们的研究的课题是:定向井套管应力随地应力条件的变化规律研究分析。我们首先以坐标的变化方法作为基础, 然后基于这一基础建立了一套相应的定向井套管应力的三维有限元模型, 具有一定程度上的系统性与适用性, 这一模型可以适用于各种的井眼轨迹。除此以外, 我们还基于相应的室内岩心的试验结果以及相应的经常应用于实际中的套管尺寸, 对于不同条件下的相应模块环节进行了一定程度上的研究与探讨, 主要研究对象是对于不同条件的软硬地层之中的套管的最大有效力随井的斜角以及方位角的相应变化规律。我们进行了一系列相应的计算, 通过计算, 我们得出结论:对于相应的定向井套管的受力状态产生一定程度上影响的因素主要是相对复杂的原地应力场、井眼的轨迹以及相应的地层的性质。在不同的组合条件中, 存在着对于相关轨迹的优选值。对于着一系列的特点, 我们都需要进行充分的考虑, 以较为有效而合理的进行对于井眼轨迹的确定。
参考文献
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应力变化 篇4
近年来, 车用汽油发动机广泛采用涡轮增压器, 以达到减少燃油消耗、降低排放、提高发动机效率的目的。其工作原理为利用发动机排放废气驱动涡轮, 并带动同轴的压气机叶轮转动, 以增加进气量, 实现发动机增压[1]。车用涡轮增压器是工作在高温环境下的高速旋转机械, 由于车辆的排气温度高达700℃以上, 致使增压器转子的涡轮端温度远高于压气机叶轮温度, 在转盘和转轴上产生热传导。有关温度分布对转子振动特性的影响研究较少, 何鹏等[2]考虑转子材料弹性模量随轴向温度变化, 建立了考虑转子轴向温度分布的有限元模型, 体现轴向温度分布对转子刚度矩阵的影响。陆山等[3]采用传递矩阵法计算某型航空发动机多转子系统的热弯曲稳态响应。白晓林等[4]通过ABAQUS软件分析了热弹耦合对汽轮机转子系统固有频率及稳定性的影响。张婷婷等[5]通过ANSYS构造了航空发动机双转子温度场, 分析了温度场作用下双转子系统的临界转速和不平衡响应。
考虑温度场作用下转轴的材料参数将发生改变, 并且产生了热应力, 进而带来转轴的热弯矩, 影响转子的刚度, 对涡轮增压器转子的振动特性具有较大的影响。本文采用有限元法对涡轮增压器转子在温度场作用下的应力变化规律进行分析, 为进一步研究转子系统的动态特性提供理论基础。
1 建立涡轮增压器转子有限元模型
车用涡轮增压器转子系统主要由涡轮、压气机叶轮、转轴等组成。本文选择从制图软件UG中进行三维建模, 并通过UG三维软件与有限元软件ANSYS接口, 将模型导入到ANSYS的分析模块中来。涡轮增压器转子建模中考虑到部分圆角、倒角对网格质量有较大影响, 在不影响分析的基础上本文忽略了部分圆角、倒角的几何建模。其中转子几何模型的各参数如下:
转轴的密度为7820 kg/m3, 材料的弹性模量为200 GPa, 泊松比为0.3, 热膨胀系数a=0.0000 125/℃, 导热系数k=5W/ (m·℃) ;压气机叶轮材料密度为2680 kg/m3, 材料的弹性模量为72GPa, 泊松比为0.33, 热膨胀系数a=0.00 001 25/℃, 导热系数k=50W/ (m·℃) ;涡轮材料密度为8000 kg/m3, 材料的弹性模量为176GPa, 泊松比为0.3, 热膨胀系数a=0.000 012 5/℃, 导热系数k=50 W/ (m·℃) 。
转子结构采用四面体单元、自由网格划分方式, 其有限元模型如图1所示。
2 稳态温度场下涡轮增压器转子的应力分布规律
考虑涡轮增压器转子的实际工作温度条件, 构造转子工作的稳态温度场。涡轮端温度为1000℃, 压气机叶轮温度为20℃。在ANSYS软件中分别输入涡轮和压气机叶轮温度后, 进行稳态热分析, 获得转子系统的稳态温度分布如图2所示。
在计算转子的稳态温度分布后, 将温度场计算结果作为体载荷施加到结构分析中, 进行热结构耦合分析。后处理阶段, 通过ANSYS内置的后处理选项能够较为方便地读取应力分析结果。由于涡轮增压器转子转速较高, 本文考虑转子转速分别为1000、5000、10000、20000 r/min时, 其应力计算云图结果如图3~图6所示。
通过不同转速条件下的涡轮和压气机叶轮应力云图, 分别得到最大等效应力结果参见表1。
由表1, 分析不同转速条件下涡轮和压气机叶轮的最大等效应力, 可知涡轮增压器转子在稳态温度场作用下, 随着转子转速的增加, 转子涡轮的最大等效应力逐渐增长, 最大应力的位置发生在叶片顶端。与之相反, 压气机叶轮的等效应力呈现较弱的下降趋势, 最大应力位置在叶轮与转轴连接处。
3 瞬态温度场下涡轮增压器转子的应力变化规律
与稳态温度场不同, 瞬态温度是指转子系统的加热或冷却过程。考虑涡轮增压器不同的运行条件, 施加压气机叶轮端恒定温度载荷为20℃, 假定施加在涡轮的温度在30 s内由700℃上升为1000℃。在ANSYS中施加温度载荷, 设定温度及时间参数, 获得涡轮增压器转子的瞬态温度分布云图如图7所示。
计算转子的瞬态温度分布后, 进行热结构耦合分析。为了便于比较, 同样分别考虑转子转速为1000、5000、10 000、20 000 r/min时, 计算涡轮与压气机叶轮的应力云图结果如图8~图11所示。
考虑瞬态温度场条件, 不同转速时的涡轮及压气机叶轮的最大等效应力计算结果, 见表2。
图8~11表明, 在不同的转速范围内, 涡轮和压气机叶轮的应力分布特点较为一致。由表2, 在瞬态温度场条件下, 分析不同转速时涡轮和压气机叶轮的最大等效应力结果, 得知随着转子转速的增加, 转子涡轮的最大等效应力逐渐增长, 这与稳态温度场作用结果规律相似, 但涡轮的最大应力的位置发生在叶片底端。不同的是, 随着转速的不断增加, 压气机叶轮的等效应力呈现增长趋势, 应力在叶轮的叶片根部存在较明显的应力集中。
图9考虑瞬态温度场的转子应力云图 (转速=5000 r/min)
图10考虑瞬态温度场的转子应力云图 (转速=10000 r/min)
图11考虑瞬态温度场的转子应力云图 (转速=20 000 r/min)
4结论
本文采用有限元软件ANSYS计算温度场作用下涡轮增压器转子的应力变化规律, 依据涡轮增压器转子的不同工作条件, 分别考虑稳态和瞬态热传递过程中的温度分布, 采用热结构耦合分析, 计算不同转速条件下涡轮增压器转子的涡轮与压气机叶轮的应力云图, 并得到最大等效应力。结果表明:1) 稳态温度载荷作用下, 转子的温度分布呈现线性关系, 这与瞬态温度分布有着明显的不同;2) 无论是稳态与瞬态温度场, 转子涡轮的最大等效应力随着转速的增加不断增大, 但压气机叶轮的应力变化规律有所区别, 稳态温度场时最大等效应力逐渐降低, 而瞬态温度场作用时, 最大等效应力随着转速增加却不断增大。
参考文献
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应力变化 篇5
地面沉降是一种累进性地质灾害,会给滨海平原防洪排涝、土地利用、城市规划建设、航运交通等造成严重危害,其破坏和影响是多方面的。基于对地面沉降情况的统计,从成因上看,国内外绝大多数地面沉降主要由不合理开采地下水资源所致[1]。
针对抽水引起的含水层的压缩沉降问题,以往普遍采用总应力不变的理论,认为抽水前后土层中的总应力不变,孔隙水压力的减少等于有效应力的增加。实际上,抽取地下水导致的孔隙水压力的下降值和有效应力的增量并非简单的相等关系。已有研究显示,在抽取地下水过程中,总应力是不断发生变化的,并非是常量[2]。并且有研究证明抽水引起的土体中有效应力的增量小于地下水水位下降的水头压力减小量,传统上计算认为两者相等是目前根据规范计算场地降水沉降量偏大的原因之一[3,4]。
本文是以抽水过程中总应力变化为出发点,首先,从理论上推导了多层含水层系统抽取不同层位的地下水,不同层位的总应力的变化特征,以及各层位的孔隙水压力及有效应力的变化规律;其次,根据总应力与地面沉降量的关系表达式,定量分析抽取不同层位的含水层中的地下水总应力变化规律对地面沉降量计算的影响;最后,通过数值试验的方法,计算出在一定的模拟期内,总应力变化与假定总应力不变两种情况下,地面累积沉降量数值的大小,通过对比得出总应力变化对地面沉降量计算的影响。
1 多层含水层系统抽取地下水总应力变化规律
在地下水开采过程中,总应力是否变化需要根据地下水所处的层位分别分析。抽取不同层位的含水层中的地下水,总应力的变化各不相同。下面将根据土体的自重应力表达式以及有效应力原理,计算出应力表达式,得出总应力以及各层有效应力和孔隙水压力的变化规律。
以典型多层含水层为例,分析抽取潜水含水层和承压含水层中的地下水(承压层一直处于有压状态)[5],潜水含水层、承压含水层以及弱透水层中的各应力的变化情况。典型含水层的结构从上到下依次为非饱和带、潜水含水层、弱透水层、承压含水层。各层厚度以及容重如图1所示。
在上述含水层模型中计算总应力(在此均为该点的自重应力)时,首先要假定(1)计算土体为均质的线性变形半无限空间[6];(2)应用弹性力学来求解其中的自重应力[7];(3)孔隙水压力在弱透水层中线性变化,弱透水层不发生释水作用;(4)潜水含水层和承压含水层的初始水头相等,且抽水后,承压含水层地下水仍处于有压状态,且不发生越流补给。
抽水前初始状态下含水层中任意点各应力表达式为:
其中:σ为总应力;σ'为有效应力;u为孔隙水压力;d为非饱和带的厚度(m);γd为非饱和带的容重(k N/m3);h为某一点处饱和土体的厚度(m);γsat为饱和土体的容重(k N/m3);γw为水的容重,(k N/m3)。
当分别抽取潜水含水层和承压含水层中的地下水,水头分别降低Δh时,各层应力表达式如表1(u1、u2分别为抽取潜水含水层和承压含水层地下水弱透水层某点的孔隙水压力,服从线性变化)。
根据表1各应力表达式,可分别得出分别抽取潜水及承压含水层地下水,水头下降Δh情况下潜水含水层和承压含水层总应力的变化。
潜水含水层降水情况:
承压含水层降水情况:
式中:σ0为水位下降前总应力;Δσ为水位下降后总应力的变化值;σ承和σ潜分别为承压含水层和潜水含水层水位下降后实际总应力。
以上表达式可以得出多层含水层系统抽取地下水,总应力的变化特征。即抽取不同层位的地下水,总应力的变化是不同的,抽取潜水含水层中的地下水,各层的总应力都会减小;而抽取承压含水层中的地下水,承压层的地下水仍处于承压状态下,则各层的总应力均不变。
注:u1、u2分别为抽取潜水含水层和承压含水层地下水弱透水层某点的孔隙水压力、服从线性变化
2 总应力变化对地面沉降量计算的影响分析
总应力变化对地面沉降量的影响分析,主要是对比以往认为总应力不随时间变化的情况。通过总应力或者有效应力与沉降量的关系表达式,分析总应力变化对地面沉降量计算的影响。
对于降水引起土层的沉降一般采用分层总和法计算固结沉降量。分层总和法的原理是将压缩层厚度以内的土层分为许多薄的水平土层,假定无侧胀,求出基础中心轴线上的沉降,最后累加起来,作为基础的最终沉降。其基本思路是采用一维固结理论总应力法将各抽水作用所产生的变形叠加起来即为地面沉降[6]。
用该方法计算出的地下水位差值下的地面最终沉降量的表达式为:
式中:S为最终固结沉降量;a为土层的压缩系数;e0为土的初始空隙比;Δσ'z为土层因降水产生的附加应力(有效应力的增量);H为土层的厚度。
相对于总应力不随时间发生变化的情况,由于孔隙水压力的计算相同,所以总应力变化时计算出的有效应力的增量与总应力的变化量是一致的,理论上不等于孔隙水压力的变化量。又由于抽取不同层位的地下水总应力的变化规律是不同的,所以分析总应力变化对抽水引起的地面沉降量的影响时,应该分情况讨论。抽取承压含水层中的水总应力不变,不会对沉降量的计算造成影响;而抽取潜水含水层中的水,总应力随抽水逐渐减小,有效应力的增量是负值,即随着抽水的进行,较以往总应力不变假定条件下,相同时段内的沉降量会减小,累积沉降量便也随之减小。
3 计算实例
本计算实例是运用美国Stanley等针对地下水开采引发的地面沉降问题,在早先假定土压力和土体单位储水量为定值的MODFLOW含水层系统压缩和沉降模块的基础上开发的新的沉降和含水层系统压缩程序包(SUB-WT),该模块可将土压力及总应力设为变量,采用基于总应力变化的土体储水系数进行数值模拟来评价地面沉降[8~10]。
(1)含水层模型设计
将研究区域分为图2所示的三层,第一层非饱和带,第二层是潜水含水层,第三层是弱透水的粘土层。在此假定弱透水层的土体变形为一维垂向变形。
通过以上分析,得出抽取潜水层地下水会引起总应力发生变化,所以本模型设计抽取潜水含水层地下水,模拟时期为600天,计算在这段时间内总应力的变化特征以及对比总应力变化和总应力不变这两种条件下地面沉降量的变化趋势。
(2)参数设置
注:表中参数均为软件模拟中所需
压缩指数Cc,回弹指数Cr,沉积层的初始厚度bo,初始孔隙度eo,以及各层的容重和抽水速率等参数均在图2中标示。
(3)试验结果分析
通过模拟,分别得出了在总应力变化和总应力不变条两种情况下,抽取潜水含水层地下水,潜水含水层、承压含水层和弱透水层中水头的对比曲线、弱透水层总应力的变化曲线,以及沉降量的变化对比曲线(图3~图5)。从而可以得出总应力变化对地面沉降量的影响。图中H、S的下标标有0表示不考虑总应力变化,下标标有1表示考虑总应力变化,H承、H弱、H浅分别代表抽水引起的承压含水层、弱透水层和潜水含水层中水头值,S代表累计沉降量。
模拟结果如下:
图3各水头的变化趋势说明,抽取潜水含水层中的地下水,无论总应力是否变化,对各层的水头值都没有影响,因为孔隙水压力在此条件下并没有发生变化;图4显示了主要发生沉降层的弱透水层中总应力随抽水时间的变化趋势,即总应力随抽水时间呈线性下降的趋势,但是根据式(4)从理论上讲总应力的变化应该与水头的下降呈正比关系,图3和图4结果出现略微差异的原因可能是模拟过程中考虑了含水层之间通过弱透水层发生了越流补给、弱透水层的释水作用以及参数随时间变化等因素的影响;图5沉降量变化曲线显示,总应力变化条件下计算的沉降量数值比不考虑总应力变化这一因素的数值要偏小。在600天的模拟时间里,不考虑总应力变化模拟出的累积沉降量为1.181m,而在考虑水位的下降引起总应力的变化模拟出的累积沉降量为0.8359m,总应力变化这一条件的介入使得模拟出的数值降低了近30%。
4 结论及建议
结合理论研究以及数值试验结果可得,在抽水引起地面沉降的计算中,总应力是一个可变的因子,该因子的变化规律随着抽取不同层位的地下水有着不同的变化趋势。抽取潜水含水层中的地下水,总应力减小;抽取承压含水层中的地下水(仍为承压状态),总应力则不变。
以往抽水引起地面沉降计算的研究中,如果不考虑总应力变化,将会使得抽取潜水层地下水时,沉降量的计算值偏大,不符合实际情况,同时也会对有关部门制定地面沉降的防治措施造成影响。所以,更加精确的预测地面沉降量是很有必要的。
摘要：地下水开采引起总应力的变化特征取决于所采地下水所处的层位。本文以抽取典型多层含水层系统不同层位的地下水为例,分别计算出了潜水含水层、弱透水层和承压含水层中总应力的表达式,得出了抽取不同层位地下水总应力的变化规律,并且根据有效应力原理,分析不同层位的有效应力变化特征,最后结合有效应力与地面沉降量计算之间的关系式,归纳出抽取不同层位地下水时总应力的变化对地面沉降的影响。通过分析得出,抽取承压含水层地下水(仍处于承压状态下),总应力不随抽水发生变化;而抽取潜水层的地下水,总应力是变化的。本文最后通过数值试验的方法验证了抽取潜水含水层中的地下水,总应力随着抽水时间逐渐减小,地面沉降量也会随着总应力的下降而减小。并且计算得出在600天的模拟时期内,总应力变化较总应力不变的情况下,累积沉降量要小将近30%。
关键词：地面沉降,总应力变化,多层含水层系统,抽取地下水,数值试验
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应力变化 篇6
1 材料和方法
1.1 材料
MG- 63细胞(人成骨肉瘤细胞,第四军医大学唐都医院骨科),MEM培养基(Hyclone,美国),Flexcell- 4000TM加力系统(Flexcell,美国),细胞裂解液(RIPA lysis buffer,Pierce,USA),兔抗Cofilin多克隆抗体(Cell Signaling, USA),含Molecular probes的二抗(CA11012S,USA),逆转录试剂盒(Thermo,#k1622),抗兔偶联辣根过氧化物酶的二抗(Santa Cruz,sc- 2314),ECL发光(GE Healthcare RPN2232),GE扫描(ImageQuant 350)。
1.2 方法
1.2.1 细胞培养
MG- 63 细胞用MEM培养基(含10% FBS),在37 ℃、5% CO2 孵箱中培养,当细胞长满至80%后,用0.25%胰酶消化传代。
1.2.2 细胞牵张应力加载
待细胞生长状况良好时,以2×105 个/ml的密度接种于包被Ⅰ型胶原的BioFlex®6 孔板弹性基底膜内,为使细胞同步化,在细胞继续生长密度达到80%时,更换FBS为2%的MEM培养液,继续培养24 h。然后,将细胞随机分为5 个实验组和1 个空白组,5 个实验组采用FX- 4000TM细胞加载系统分别加载1、4、8、12、24 h,空白组不加力,在相同条件下静态培养。力学刺激满足形变率为12%,频率为0.1 Hz,波形为正弦波。
1.2.3 细胞免疫荧光染色
牵张加载完成后,磷酸盐缓冲液(PBS)冲洗,4%多聚甲醛固定,37 ℃血清封闭后,去除封闭血清,滴加Cofilin一抗(1∶200稀释),保湿,4 ℃过夜,加含Molecular probes的二抗(1∶200稀释)对Cofilin进行荧光染色,荧光显微镜观察,拍照,观察各组细胞内Cofilin的表达情况及荧光强度变化。
1.2.4 半定量逆转录聚合酶反应(RT- PCR)
细胞加力完毕后用Trizol法分别抽提细胞总RNA,取总RNA 2.0 μg,使用逆转录试剂盒按操作说明书合成cDNA,在Biometra PCR扩增仪上进行RT- PCR,用0.5、1、2 μl cDNA进行扩增,证明cDNA模板量与PCR产数为线性关系。行25、30、32、35 个PCR循环,确定线性范围内扩增的循环数。取cDNA行PCR扩增Cofilin,同时以GAPDH为内对照,实验重复5 次,引物通过PCR Designer软件设计,引物序列及反应条件见表 1。PCR反应结束后,在1.2%的琼脂糖凝胶中电泳,电压为100 V,电流约30 mA,所得结果拍照并扫描,用Bandscan 5.0对结果进行灰度值分析。以样品Cofilin的灰度值与同一样品GAPDH的灰度值之比作为评价Cofilin mRNA表达量的指标。
1.2.5 蛋白质印迹法测定Cofilin含量
加载后选择0(空白对照组)、1、4、8、12、24 h,加载组细胞用0.25%的胰酶消化后,离心收集细胞,细胞裂解液提取细胞总蛋白,反复吹打,充分混匀,冰上裂解20 min,高速离心(25 000 g,5 min),备用。蛋白经聚丙烯酰胺凝胶电泳,转膜,5%脱脂奶粉封闭,加入抗体孵育(Cofilin,1∶700稀释),常规洗涤,加入抗兔偶联辣根过氧化物酶的二抗(1∶4 000稀释),ECL发光、使用GE扫描并记录图像,应用Bandscan 5.0分析各条带灰度值,重复测量3 次,取其平均值。
1.2.6 统计学方法
所有数据均来自3次以上的独立重复实验结果,重复性好,取其平均值,undefined表示,统计分析采用SPSS 12.0软件,对各组MG- 63 RT- PCR,Western Blot Cofilin含量分别进行ANOVA方差分析。使用Student's t- Tests检验对各组MG- 63 Cofilin平均Western,PCR灰度值进行两两比较。
2 结果
2.1 各组MG- 63细胞Cofilin染色情况
结果显示:牵张应力刺激1 h时,荧光强度即开始明显高于对照组;4 h时荧光强度最亮,在8、12、24 h时,荧光强度逐渐变暗,但仍明显高于对照组(图 1)。
2.2 各组细胞中Cofilin mRNA表达情况
RT- PCR结果显示,随牵张应力作用时间的延长, Cofilin mRNA水平无明显变化(P>0.05)。各实验组与对照组之间Cofilin mRNA水平差异也没有显著性(P>0.05),说明在转录水平,Cofilin含量并无明显变化(图 2～3)。
2.3 各组MG- 63细胞中Cofilin含量变化
WesternBlot结果显示,力学刺激后,Cofilin表达明显上调;与对照组(0 h组)相比,Cofilin表达在加载1 h后已增加(P<0.01),4 h时增加最明显(P<0.01),加载8、12、24 h有所下降(图 4～5),但仍明显高于对照组(P<0.01)。ANOVA方差分析显示,各组 差异 有统计学意义(P<0.05)。两两比较显示,各组间差异均有统计学意义(P<0.05)。
A: 0 h; B: 1 h; C: 4 h; D: 8 h; E: 12 h; F: 24 h
3 讨论
正常骨骼处于一个吸收与生长重建的动态平衡状态,力学刺激是维持平衡必不可少的条件之一。越来越多的实验证实,牵张应力是有效促进成骨活性和功能的力学刺激[8]。成骨细胞可以通过多种途径感受体内外力学刺激,并将其转化为生物化学信号,介导力相关敏感基因的表达,合成各种酶类等活性物质,从而激活信号网络级联反应,促成一系列复杂的生理病理活动[9]。多种信号转导途径中,细胞骨架作为首先感受力学刺激的结构,发挥着重要作用。成骨细胞对外源性机械力信号的反应主要是由F- actin来响应的。F- actin通过与跨膜分子相互作用而成为跨膜力信号传递的主要环节。传导至细胞骨架的机械力信号能够沿微丝骨架扩散,并引发微丝、微管重排,进而导致基因转录、细胞周期和细胞形态发生改变[10]。体外和在体实验均证实,流体剪切力作用后细胞形态学的关键变化是细胞骨架发生重建。细胞骨架重建调整了细胞内张力分布,使得细胞能够适应新的力学环境。此外,向细胞表面整合素受体上施加应力可使细胞骨架硬度增加,而骨架硬度的增加是细胞内力-化学信号转化的主要方式之一[11,12]。而成骨细胞细胞骨架的改建依赖于一些对力学敏感的关键蛋白的调控作用。ADF/Cofilin家族蛋白是actin结合蛋白中独一无二的解聚微丝的蛋白群,其对肌动蛋白发挥着重要调控作用:当肌动蛋白丝活动时,ADF/Cofilin家族蛋白能够切断肌动蛋白丝,增加肌动蛋白单体在肌丝末端的解聚合发挥作用。Cofilin受细胞内外信号分子以及自身磷酸化的调节。磷酸化可使Cofilin丧失G- actin结合能力和微丝解聚能力,从而使得细胞骨架改建变缓,这提示我们Cofilin在细胞骨架力学转导信号中发挥着重要作用。而以往的研究主要集中在内皮、神经、肌肉细胞中,对于成骨细胞的研究未见报道。因此本研究通过免疫荧光、RT- PCR、Western Blot技术,定位、定性和定量的探讨了MG- 63细胞受牵张力刺激后Cofilin的表达情况。
在本研究中,成骨细胞受牵张力刺激后,Cofilin水平明显上调,与Lin等[13]、Zhao等[14]发现成骨细胞受到流体剪切力作用后,细胞内Cofilin水平升高的研究结果类似。 本研究还发现,牵张应力作用1h时,Cofilin含量即有明显变化,4h时,Cofilin表达含量最高,而随加载时间的继续延长,8、12、24h时Cofilin含量较4h有下降,但明显高于对照组。分析原因,在牵张应力作用初期,大量的Cofilin在应力刺激下开始活化,参与细胞骨架的改建,而随加载时间的延长,应力刺激下大量的LIMK激酶活化[15],从而大量的Cofilin被磷酸化,使得Cofilin出现明显的下降。
本实验中Cofilin 各实验组与对照组RT- PCR结果无明显差异,说明在mRNA水平Cofilin恒量表达。分析原因,可能是Cofilin发生了蛋白翻译后修饰。虽然所有的蛋白的肽链在翻译后就已合成,但是大多数蛋白的肽链在翻译的同时或/和翻译后还会发生多种多样的生化事件,最终促使蛋白的成熟。蛋白翻译后修饰是一个复杂的过程,目前在真核生物中有20 种以上的修饰类型,比较常见的包括甲基化、乙酰化、磷酸化等等[16],这些修饰有助于其它蛋白质与DNA的结合,从而产生协同或拮抗作用来调控基因转录。有文献报道,在细胞质中的蛋白约有50%在N-末端是被乙酰化的。乙酰化使组蛋白与DNA间的作用减弱,导致染色质构象松散,这种构象有利于转录调节因子的接近,从而可以和转录因子结合,促进基因的转录;去乙酰化则抑制基因转录[17,18]。而Cofilin作为细胞质中的一种主要蛋白,很可能发生了翻译后修饰的问题,但其具体的修饰过程及机制还值得进一步深入探讨。
综上所述,机械牵张应力刺激可明显上调Cofilin表达,且Cofilin表达具有时间依赖性,提示其在成骨细胞力学信号转导过程中发挥着重要作用,但其发挥功能的具体过程与机制还需进一步研究。
摘要：目的:观察机械牵张应力作用下人成骨肉瘤细胞MG-63中丝切蛋白(Cofilin)的表达。方法:将MG-63细胞分为加力组与对照组(不加力),加力组采用Flexcell牵张应力加载系统,用12%变形率的应力值进行力学刺激1、4、8、12、24 h,用免疫荧光染色观察Cofilin的变化,RT-PCR检测Cofilin mRNA水平含量的变化,Western-Blot测定细胞内Cofilin蛋白含量。结果:MG-63细胞受应力刺激后1、4 h细胞内Cofilin染色逐渐增强,8、12、24 h细胞染色逐渐减弱,但仍高于对照组。应力作用下Cofilin mRNA水平无明显变化(P>0.05)。Western Blot显示,加载后1 h细胞内Cofilin含量增高(P<0.05),4 h时达到高峰(P<0.05),8、12、24 h后Cofilin含量逐渐减少,但仍高于对照组(P<0.05)。结论:机械牵张应力刺激可明显上调Cofi-lin在MG-63细胞中表达,且具有时间依赖性,提示其可能在成骨细胞力学信号转导过程中发挥重要作用。
应力变化 篇7
本文根据绍兴某工程现场施工资料, 并采用非线性有限元基本原理, 对影响预应力混凝土管桩承载性能的桩测土进行了详细的分析、计算和研究, 为以后的建筑工程中采用此类管桩的可行性提供参考依据。
一、现场地质概况及试验数据
绍兴地区—白鹭金滩小区高层建筑, 地上18层、地下1层, 主体采用框架—剪力墙结构, 基础采用筏型桩基础, 该小区位于绍兴市城北区, 勘察判定场地为软弱土层场地, 地基岩性以淤泥质亚粘土为主, 试验段地质情况及土性指标如表1所示。
本实验主要针对小区内B区的2栋建筑主体的预应力混凝土管桩承载力, 进行现场测试分析。预应力管桩采用YZY-750型静压桩机施工, 单桩静荷载试验时采用外推荷载, 油压千斤顶电动泵加压, 1.5级精度压力表控制压力进行试验, 来确定单桩竖向抗压极限承载力及桩侧阻力值。
通过JGJ94-94《建筑桩基技术规范》中钢筋混凝土摩擦桩单桩竖向极限承载力公式:
式中:
Rk——单桩的竖向承载力标准值;
qp——桩端土的承载力标准值;
up——桩身周长;
Ap——桩身的横截面面积;
qst——桩周土的摩擦力标准值;
lt——按土层划分的各段桩长。
对现场实测单桩的竖向极限承载力进行计算, 计算成果如表2, 现场单桩承载力测试值与理论计算值有一定的偏差, 通过公式计算理论值比实测值偏小, 而预应力管桩的侧阻力理论计算值比实测值大, 经过研究主要原因是, 由于桩侧土体的不同性质变化产生的摩擦力对预应力管桩侧阻力影响, 同样对摩擦桩的承载力也产生一定的影响。
二、桩侧土体变化对预应力管桩性能的影响
1. 管桩侧土对承载力的影响
预应力混凝土管桩侧土的性能变化影响桩侧阻力的发挥性大小, 从而影响单桩承载力的性能与大小。管桩侧土的固结性, 在一定条件下可引起桩侧阻力增大, 从而使摩擦桩的承载力有所增大。在桩体条件相同的时候, 桩侧土体的不同性质对桩体将产生不同的侧阻力值, 预应力混凝土管桩在沉桩过程中会对桩体周围土体造成挤密, 管桩侧阻力就会产生较高的数值, 从而影响单桩竖向极限承载力。
2. 管桩侧土对沉降量的影响
对于预应力管桩而言, 管桩的沉降量取决于桩表面的粗糙程度、桩侧土体及土体接触面特性有关, 一般比较光滑的管桩, 主要分析管桩侧土体变形模量的改变对桩体沉降量的影响。下面通过有限元计算, 建立计算模型取管桩直径D=500 mm与桩身长度L=13 m保持不变, 为了便于研究简化计算, 假定桩侧和桩端为同一土体, 改变桩侧土体采用不同土体进行对管桩的承载力计算。混凝土强度等级C50, fC=23.1 N/mm2, 弹性模量E=3.8×104 MPa, 泊松比υ=0.20。根据李围在《ANSYS土木工程应用实例》中指出计算域水平方向取5倍桩径, 竖向取桩长的2倍, 纵向高度为28 m。计算模型如图。
三、结语
结论得出:桩身侧面土体变化量会影响桩体承载力的大小, 预应力混凝土管桩在沉桩过程中会对桩体周围土体造成挤密, 管桩侧阻力就会产生较高的数值, 对于摩擦桩来说, 单桩极限承载力与侧阻力成正比关系, 随趋势增大而有所增大。桩侧土体变形模量越小, 沉降在相同荷载下的值越高。并且在同一荷载下, 随着土体模量的增大, 沉降值减小的幅度越来越小, 在桩侧土体模量较小的情况下, 改变桩侧土体, 导致沉降变化量较大。
参考文献
[1]张茂柱, 蒋元海.预应力管桩在软土地基中的应用[J].建筑技术开发, 2001 (28) .
[2]DGJ08-11-1999, 地基基础设计规范[S].
[3]许立春.预应力管桩的作用机理及其在软土地基中的应用[J].施工技术, 2009 (3) .
应力变化 篇8
由于电子背散射衍射技术(Electron Backscattered Scattering Detection,EBSD)是对晶粒取向、晶界类型、晶粒之间的取向差进行统计测量和定量分析的最强有力的工具之一,通过获取这些参数,可以建立晶界特征、晶粒取向、材料织构与材料性能之间的关系,为材料的晶界设计与控制、材料的织构控制等方面的技术奠定基础[7,8,9]。因此,本工作采用EBSD技术来研究无取向硅钢晶粒长大过程中,拉应力对织构转变及晶界变化的影响。
1实验材料与过程
本工作所研究的两种实验硅钢的主要化学成分相同,见表1。WY试样和 Y试样是经50kg真空感应炉冶炼、锻造、1150℃热轧至约2.4mm厚的无取向硅钢,经酸洗、冷轧至0.5mm厚,然后在气氛为4∶1的氮气和氢气的高温电阻炉中,分别进行700℃/5min,750℃/5min,800℃/5min,850℃/5min退火处理使其晶粒长大,但在对Y试样进行退火处理时施加了5MPa的拉应力。
为了方便分析,本工作将晶粒取向分为以下6个主要组成部分:{111}〈112〉,{111}〈110〉,{100}〈001〉(立方织构),{110}〈001〉(高斯织构),{001}〈110〉和{112}〈110〉。其余的织构组分被认为是随机的取向,为便于分析晶粒特定取向的织构组分,一般定义:如果一个晶粒与一个理想晶粒的取向差在20°以内,那么该晶粒取向就属于这个理想晶粒取向。因此任意一个晶粒取向只能属于与它最近的那个理想晶粒取向,而不可能与其他晶粒取向重叠。本工作所测量的晶粒大小、不同取向差角度晶界频率及各种织构组分的面积分数是采用EBSD技术及相应的分析软件来完成的,所测试的试样面为轧面。
2实验结果
采用EBSD测量仪计算出了WY试样和Y试样中{111}〈112〉,{111}〈110〉,{100}〈001〉,{110}〈001〉,{112}〈110〉,{001}〈110〉取向晶粒的面积分数,结果如表2所示,并将表2中的结果即面积分数画成随温度变化的曲线,如图1和图2所示。从图1、图2可以看出,织构组分{111}〈112〉和{111}〈110〉的面积分数随温度的上升而增加,{100}〈001〉的面积分数随温度的上升而减小,而其他织构组分的面积分数随温度变化并不大。同时可以看出,加应力后的Y试样中,虽然{111}〈112〉和{111}〈110〉的面积分数随温度的上升而增加,但增加的速率下降,而{100}〈001〉的面积分数随温度的上升不但没下降,反而还稍有增加(或变化不明显)。因此有必要研究这三种织构组分的面积分数随温度变化的原因。本工作采用EBSD测量仪计算出了WY试样和Y试样经不同温度退火后各试样中这三种织构组分的平均晶粒尺寸及其低角度取向差晶界频率(小于15°的取向差晶界为低角度取向差晶界,反之,大于15°的取向差晶界为高角度取向差晶界)。
图3和图4分别显示了WY试样和Y试样中三种织构组分{111}〈112〉,{111}〈110〉和{100}〈001〉的平均晶粒尺寸随退火温度的变化情况。从图3和图4可以看出,这三种织构组分的晶粒直径各不相同,其中{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的平均晶粒直径较{100}〈001〉的大,且随着退火温度的增加,三种织构组分的晶粒直径均增大,但与WY试样相比,Y试样中{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的晶粒直径增大的速率稍有下降,而{100}〈001〉织构组分相反,即增大的速率略有上升(或变化不大)。
表3为采用EBSD计算出的、经不同温度退火后的各试样中这三种织构组分的低角度取向差晶界频率,并将两试样中三种织构组分的低角度取向差晶界频率画成随温度变化的曲线,如图5、图6所示。从图5和图6可以看出,{100}〈001〉织构组分的低角度取向差频率最高,也就是说其高角度取向差频率最低;随退火温度的上升,WY试样和Y试样中{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的低角度晶界取向差频率呈上升的趋势(则高角度晶界取向差频率呈下降的趋势),{100}〈001〉的低角度取向差频率呈下降的趋势(则高角度取向差频率呈上升趋势)。但是,与WY试样相比,Y试样中{111}〈112〉和{111}〈110〉的低角度取向差频率上升的速率下降(则高角度取向差频率下降的速率减少),而{100}〈001〉高角度取向差频率变化不大(或上升的速率稍微变小)。
从EBSD测量仪所测量的结果来看,应力的施加既影响了不同取向晶粒在长大过程中的长大速率,也影响了其高(或低)角度取向差频率的变化速率,因而进一步影响{111}〈112〉,{111}〈110〉和{100}〈001〉织构组分的面积分数随温度变化的速率。
3分析和讨论
从图1和图2可以看出,{111}〈112〉织构组分的面积分数增加了,因此{111}〈112〉织构组分在晶粒长大过程中得到强化,这与Park[10]在研究1%(质量分数,下同)Si硅钢后所得的结论以及与Hutchinson[11]报道的结果是一致的,但与Balke[12]报道的结果以及Park[10]在研究2%Si硅钢后所得的结论是相反的。显然在应力作用下的退火过程中,{111}〈112〉织构组分的面积分数增大的速率变缓。可以推断,应力作用减缓了主要织构组分{111}〈112〉取向晶粒的长大速率。
从图3和图4可以看出,不同取向晶粒的尺寸不同,其中{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的平均晶粒直径均比{100}〈001〉的高,且随着退火温度的增加,不同织构组分的平均晶粒直径均增大。因此可以推断,三种取向晶粒的长大速率不同,且{111}〈112〉和{111}〈110〉取向的晶粒在晶粒生长期间比{100}〈001〉取向的晶粒生长得更快。
在本工作所研究的硅钢中,添加了一定量的合金元素,它们固溶于硅钢中,其中某些原子(如Si,Mn)的一部分以置换的形式置换α-Fe体心立方点阵中的部分Fe原子,还有某些原子(如C,N)的一部分作为间隙原子固溶于基体α-Fe中的间隙位置。
在多晶体金属材料中,晶界是一种二维缺陷,晶体的连续性在此处遭到破坏,导致原子排列较松散。无取向硅钢中的溶质原子半径可能较大或较小(与基体Fe原子相比),即使其数量极微,由于它们在溶剂点阵中产生较大的错配度,因此向晶界强烈地偏聚,且在不同晶界上的偏聚程度及其所产生的效果可能存在较明显的差异,从而引起极重要的实际后果[13]。
一部分合金原子(或杂质原子)倾向于向晶界偏聚后,造成这些原子在晶界(或部分晶界)的浓度较高,而且晶界处的浓度与晶界的结构和类型(如大、小取向差晶界)之间有密切的关系,从而对材料的某些性能,如力学性能、物理性能(包括晶界移动、晶界扩散等)产生显著影响[14]。
由于硅钢中置换式的溶质原子半径与基体Fe原子半径不相同,又由于间隙式溶质原子半径一般大于基体α-Fe的间隙位置尺寸,因此溶质原子嵌在基体点阵上产生弹性畸变能。为了降低弹性畸变能,溶质原子向晶界偏聚。由于不同晶界两侧溶剂原子排列的情形会有所不同,导致不同晶界处的晶界能存在差异,从而溶质原子在不同晶界上的偏聚程度及其所产生的效应可能存在明显差别[15]。
在本工作所研究的硅钢试样中,既存在高角度取向差晶界,也存在低角度取向差晶界,从实验结果来看,无论是不施加应力的WY硅钢,还是施加应力的Y硅钢,其{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的高角度取向差晶界频率明显高于{100}〈001〉的高角度取向差晶界频率,又由于高角度取向差晶界的能量要高于低角度取向差晶界的能量,溶质原子更容易在高角度取向差晶界上偏聚。因此当试样处于一定温度下退火时,为了降低整个试样总的自由能,固溶在基体中的溶质原子向晶界偏聚的过程中,有更多的溶质原子向能量更高的高角度取向差晶界偏聚。这样的结果为不同数量的高角度取向差晶界晶粒的生长速率的改变奠定了基础。
晶界的生长速率一般用晶界的迁移率和晶界驱动压力的乘积来表示。然而,由于晶粒生长的驱动压力很低,晶界的迁移率往往是控制晶界速率的主要因素,另外,高角度取向差晶界的迁移率要高于低角度取向差晶界的迁移率,高角度取向差晶界的晶界能要高于低角度取向差晶界的晶界能[10],许多学者[16,17,18]认为,材料中高能晶界的迁移率要高于低能晶界的迁移率。所以那些具有高角度取向差、高晶界能的晶粒有望在晶粒生长期间长大。由于在低应力(一般在50MPa以下)作用时,拉应力使得溶质原子在晶界偏聚的程度加剧,因此,在不施加拉应力的硅钢中,具有较多高角度取向差晶界的{111}〈112〉和{111}〈110〉晶粒比具有较少高角度取向差晶界的{100}〈001〉晶粒生长得更快,使{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的面积分数随温度的上升而增加,而{100}〈001〉的面积分数随温度的上升而减小。同时,当试样中施加拉应力后,为降低试样总的自由能,与低角度取向差晶界相比,高角度取向差晶界接收了更多的偏聚原子,使得高角度取向差晶界下降的晶界能比低角度取向差晶界下降得更多,从而降低了高角度取向差晶界的迁移率,促使这些具有高角度取向差、高晶界能的晶粒长大速率减慢。因此,试样中施加拉应力后,具有较多高角度取向差晶界的{111}〈112〉,{111}〈110〉取向晶粒的长大速率比不施加拉应力的试样中这两种取向晶粒的长大速率下降,从而{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的面积分数随温度的上升而增加的速率下降,这样使{100}〈001〉织构组分的面积分数在晶粒生长过程中几乎没有下降(或稍微增加)。
4结论
(1)在晶粒生长期间,无应力作用下的硅钢中,{111}〈112〉,{111}〈110〉织构组分强化,而{100}〈001〉织构组分弱化;与无拉应力作用下的情况相比,施加5MPa的拉应力时,{111}〈112〉,{111}〈110〉织构组分增加的速率下降,{100}〈001〉织构组分变化不明显,甚至稍有增加。
(2)对于在晶粒生长期间持续变化的{111}〈112〉,{111}〈110〉和{100}〈001〉织构组分而言,无论有、无拉应力作用,硅钢的{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的高取向差角度晶界频率均下降,而{100}〈001〉织构组分的高取向差角度晶界频率均上升,但当有拉应力作用后,{111}〈112〉和{111}〈110〉织构组分的高取向差角度晶界频率下降的速率变小,{100}〈001〉织构组分的高取向差角度晶界频率上升的速率稍微变小。