加工应力（精选8篇）
加工应力 篇1
0 引言
应力抛光技术[1]的概念最早在1932年由Schmidt提出作为一种加工Schmidt校正板的独创方案[2,3],但是Schmidt并没有建立相关的应力抛光技术的理论。上世纪70年代美国加利福尼亚大学的Nelson教授第一次明确提出了Stressed Mirror Polishing即SMP方法,并用该方法加工了口径a=36 cm的离轴抛物面镜,最终加工得到的面形精度为rms=0.25λ。在Keck系统中,Nelson教授采用该技术加工了36块六角形的离轴抛物面,每块的对角线长度为1.8 m,面形为rms=0.395λ[4,5]。
在大规模加工大尺寸非球面时采用应力抛光技术作为前期基础加工,是一种有效的技术途径。
1 应力抛光技术原理
选取满足薄板要求的光学平板,即平板的厚度比它的其他尺寸小得多。首先,确定待加工非球面的面形及解析方程,由最小非球面度的原则计算出非球面最佳比较球面的解析方程,将光学平板上表面加工为非球面最佳比较球面的面形。基于弹性力学理论,得出在球面边缘施加何种力和力矩可以使球面变形成为待加工的非球面面形,施加对应的力和力矩作用在球面边缘,此时球面变形为待加工非球面面形。球面受力状态下,将待加工非球面加工为最佳比较球面面形,去除量的大小即为非球面与最佳比较球面的差值。释放掉球面边缘力和力矩,根据弹性力学的完全弹性假设可知,面形还原成为预定的非球面面形。控制均布在玻璃薄板周边的施力结构可以施加不同的力和力矩作用在被加工件上,如图1所示。
对于高质量的非球面镜的加工,与其他非球面加工方法相比,应力抛光技术看起来迭代速度快,能快速收敛到期望的面形,理论上非球面面形精度仅限于球面的抛光精度。对加工完成的非球面进行检测,如果面形精度不满足要求的精度,即可重新计算现有非球面面形的最佳比较球面,以及第二次抛光施加的力和力矩的数值,重复上述过程[6,7]。
2 应力抛光技术算法
根据玻璃材料的性质,完全满足弹性材料的均匀性、线性和完全弹性、各向同性及几何方面的假设,所以玻璃材料近似为弹性材料。即可以将基本的弹性力学分析原则代入玻璃薄板受力分析中,考虑小扰度变形的近似条件,将薄板问题简化成薄板中面的平面问题,从而得到分析弹性薄板的对称弯曲极坐标的解析方程[8]:
式中:EI是薄板的弯曲刚度,它只和薄板的厚度及薄板弹性系数有关,q(r,θ)是横向载荷,ω是薄板的变形量。这就是基尔霍夫的薄板小挠度理论的平衡方程,在既定的边界条件下,已知玻璃薄板周边施加的载荷既可以求得ω的解。
为了导出挠度ω与作用力的表达式,从薄板内取出一个微小的部分,弯矩用Mr,Mθ表示。
对式(1)多次积分得到一个解析解:
其中ω0为特解,由于玻璃薄板不受横向载荷,只受到作用于边缘的弯矩M0就可以实现抛物面与最佳比较球面之间的变形量。此时,式(1)中的q(r,θ)等于零,因此特解0w等于零。假定薄板中心没有孔,则常数C1,C2等于零,于是由式(4)得:
由式(5)、(6)既可以得出如何将一个球面镜通过在球面镜的周边施加某种力或力矩转换成我们需要的某种非球面,即已知非球面与球面之间的变形量求出周边施加多大的力或力矩来实现这种变形,也可以得到在弹性薄板周边施加既定的力或力矩,能够使球面镜产生多大的变形。
3 应力抛光技术加工抛物面的实验
3.1 实验镜参数的确定
实验镜的具体尺寸:口径为Φ314 mm,其上表面为平面,下表面加工为待加工抛物面的最佳比较球面,其曲率半径为r=2 400.32 mm,中心厚度为11 mm,边缘厚度近似为16.14 mm,径厚比约为1:20,满足薄板的径厚比要求,材料为K9。为了在实验镜的周边粘接6组施力结构对其施加弯矩,需在实验镜周边每隔30°共加工出12个通孔,孔到薄板的中心距离为139 mm,每个孔的直径要求为φ12+0+0..1020mm。
3.2 周边弯矩状态下球面镜的检测
已知球面镜的方程(x-2400.32-0.00339)2+y2=2400.322,根据Makcytob推导出的确定最佳比较球面的原则,得出抛物面的方程为y2=2×2396.2887x2。根据实验镜的几何参数及式(5)、(6)得出在实验镜的周边施加M=6.176 N⋅m的弯矩能够实现球面镜到抛物面之间的变形,其理论变形量如图3所示。
由图3可知,抛物面与最佳比较球面之间的变形量在原点处最大,其值为-0.00339 mm,在边缘处变形量为零。由应力抛光技术原理可知,周边弯矩作用下光学元件此时的面形由球面变形为抛物面,将抛物面抛光成为球面。采用ZYGO GPI 4″干涉仪对该光学元件检测所得到的面形数据图,图4为MetroPro软件去除相位常数、倾斜和离焦后的球面面形图,PV=2.801λ,rms=0.379λ,λ=0.6328µm。
3.3 自由状态下抛物面镜的检测
释放光学元件周边所施加的弯矩,对光学元件的面形进行检测。由于玻璃薄板只是近似为弹性材料,所以不会立刻发生弹性变形由球面恢复到抛物面,将试验镜在自由状态下放置72 h后测量其面形,图5为加工完成后的抛物面镜。采用三坐标机测量其顶点曲率半径,已知理想抛物面顶点曲率半径为2 396.288 7mm,实测抛物面顶点曲率半径接近于2 395 mm,rms为0.002 4 mm,曲率半径差值为-1.288 7 mm,其曲率半径相对误差为0.054%,测量数据如图6所示。
同样采用ZYGO GPI 4″干涉仪对抛物面进行自准直检测。图7为MetroPro软件去除相位常数、倾斜、离焦和彗差后的抛物面面形图,PV=3.317λ,rms=0.489λ,λ=0.632 8µm。
4 结论
针对非球面的低加工效率,基于弹性力学理论,分析了应力抛光技术的原理及算法,以加工口径为Φ314mm,F/7的抛物面镜为例,采用自准直检测得到的去除相位常数、倾斜、离焦和彗差后的抛物面面形图,PV=3.317λ,rms=0.489λ。通过对应力抛光技术的实验研究,与现有的非球面加工技术比较,可确定应力抛光技术能够快速地形成旋转对称的抛物面。该加工技术将非球面加工技术转化为成熟的球面加工技术,提高了加工效率,为大口径非球面加工技术提供一种有效的加工手段。
参考文献
[1]杨力.先进光学制造技术[M].北京:科学出版社,2001:4-25.YANG Li.Advanced Optical Manufacture Technology[M].Beijing:Science Press,2001:4-25.
[2]杨力,姜文汉.计算机控制抛光大口径高陡度非球面技术研究[J].光电工程,1999,26(1):9-15.YANG Li,JIANG Wen-hang.Technology research of polishing large aspheric controlled by computer[J].Opto-Electronic Engineering,1999,26(1):9-15.
[3]Lemaltre Gerard.New procedure for making schmidt corrector plates[J].Applied Optics(S0003-6935),1972,11(7):1630-1636.
[4]Lubliner J,Nelson J E.Stressed Mirror Polishing1:A Technique for Producing Non-axisymmetric Mirrors[J].Applied Optics(S0003-6935),1980,19(14):2332-2340.
[5]Nelson J E,Gabor G,Hunt L K,et al.Stressed Mirror Polishing2:Fabrication of an off-axis section of a paraboloid[J].Applied Optics(S0003-6935),1980,19(14):2341-2352.
[6]崔向群,高必烈,汪达兴,等.一种大口径大非球面度天文镜面磨制新技术[J].光学学报,2005,25(3):402-407.CUI Xiang-qun,GAO Bi-lie,WANG Da-xing,et al.A new polishing technology for large diameter and deep aspherical mirror[J].Acta Optica Sinica,2005,25(3):402-407.
[7]高必烈.对主动抛光盘在加工、测量状态下盘面的变形及提升的数学分析[J].光学学报,2005,25(4):525-532.GAO Bi-lie.The mathematical analysis for the active lap deformation on proceeding condition[J].Acta Optica Sinica,2005,25(4):525-532.
[8]杜庆华,余寿文,姚振汉.弹性理论[M].北京:科学出版社,1986:365-380.DU Qing-hua,YU Shou-wen,YAO Zhen-han.Theory Elasticity[M].Beijing:Science Press,1986:365-380.
加工应力 篇2
关键词煤矿;胶体;防灭火应用
中图分类号 TD3文献标识码A文章编号1673-9671-(2009)111-0078-01
1预应力螺纹锚杆简介
预应力无纵肋螺纹锚杆金属杆体及其附件由无纵肋螺纹钢、托盘、球头阻尼螺帽、金属垫圈及塑料垫圈几部分组成,一般与锚固剂配合使用,主要用于煤矿巷道掘进面顶、帮的锚固支护,对巷道顶板、围岩产生预紧力从而增加安全性,该产品抗弯、抗剪力强,体积小,重量轻,效率高,结构合理,操作方便快捷,投入使用后与金属工字钢材料相比,大大减轻了工人的劳动强度,提高了煤矿井下施工效率和巷道支护质量,增强了井巷支护的安全系数,改善了劳动条件,降低了巷道支护材料费用。该产品也可用于矿山、冶金、建筑物防灾抗灾等领域的井巷锚喷支护、建筑物抗震加固、设备基础锚固、控制山体滑坡、水利大坝加固、隧道支护以及地铁工程等建筑工程宜采用钢锚杆支护的地方。锚杆很早就用于矿山的生产实践中,当时人们的做法只是在洞室边壁钻孔,然后在岩孔中灌注水泥撒沙浆并插入一根钢筋或钢丝绳,砂浆凝固后,钢筋则被锚固于围岩中,因而增强了围岩的整体性,从而提高了围岩的承载力,现在锚杆的结构形式和施工工艺上都有很大改进,并广泛用于各种不同的地下工程中。
2进行精确加工的必要性
目前锚杆支护已成为地下工程的主要支护形式,应用范围在不断增大。从硬岩发展到松软、破碎围岩;从小断面发展到大断面;从一般条件发展到大冒顶、大淋水、低鼓和地质构造等复杂条件。锚杆是存在于“锚杆—围岩”相互作用系统中的一种“内支护”,其作用时改善围岩的力学性质和受力状况,从而使被动的岩体转变为主动的承载结构。预应力高强无纵肋螺纹锚杆金属杆体及其附件现在主要应用于井下巷道支护,且支护施工为隐蔽性工程,深部锚点常布置于顶板以上6～8m深的稳定岩层中,浅部锚点布置于与锚杆前端部深度相当的岩层中。巷遭顶板锚固范围内的岩层将组合成一组合梁,当顶板锚固岩层不出现断裂时,其离层将是安全的。此时锚固层可看作两端由煤壁支承的固定梁,顶板锚杆没有发生断裂,锚杆仍能提供较高的锚固力而发挥作用。回采巷道顶板锚固区内的离层临界值由锚固深度和锚杆的延伸率确定,一旦施工完成后,对施工区域的锚点部分将无法进行更换,只有进行修复,这无疑将增加施工量和增加成本投入,所以对杆体及附件的要求极其严格,杆体材料要求为20Mnsi钢材,长度公差为±5mm,尾部螺纹屈服强度必须在335Mpa以上,锚杆抗拉强度必须不小于449Mpa,尾部螺纹承载力不小于105KN,杆体配套螺母扭矩必须不小于110KN,锚杆尾部锚固力必须大于110KN,这就要求杆体有必要进行精确加工,确保井下施工安全,杜绝不必要的各类投资及各类安全隐患的出现。
3精确加工过程
3.1材料选取
在加工前,严格原材料入厂检验过程,严格对原材料(螺纹钢、锚杆托盘、球头螺母)进行筛选,要求螺纹钢进厂必须有材质化验单,对螺纹钢直径、肋高、肋间距等进行严格抽检,锚杆托盘厚度不得低于10mm(公差±2mm),球头螺母严格检验程序,按批次进行试验,扭矩必须在110-130KN,对不在误差范围内的原材料坚决不予入厂,对入场进入生产现场的杆体及其附件(锚杆托盘、球头螺母),每月到集团公司专门化验单位进行一次材质化验,确保原材料质量能满足生产工艺要求。
3.2 工艺要求
严格工艺加工要求,加强过程及重点工序(轧园、滚丝)控制,在加工过程中严格控制螺纹长度及公差要求、杆体直线度(2mm/m)、杆体长度,对轧园、滚丝工序严格抽检,对不符合要求的产品严格控制,杜绝进入下一道工序,并定期对轧圆、滚丝模进行检验,并要求谁施工谁负责,加大管理考核力度,对工艺过程出现的不合格品按工艺的先、后及过程给予相应的处罚,并按损失程度给予加倍处罚,在确保加工工艺的前提下,确保产品质量,杜绝不合格品的出现,从根本上保证了井下支护的严格要求。
3.3 等强加工过程
螺纹钢在不损坏原有杆体结构的情况下,经过轧园、滚丝工艺加工,螺纹钢原有结构不受破坏,锚杆杆体强度不受影响。
4贮存、运输要求
由于预应力高强无纵肋螺纹锚杆金属杆体及其附件为钢产品结构,在存放及运输过程中要确保:(1)避免阳光直射或露天存放。(2)避免杆体丝头及螺母受潮,不得在日光下暴晒或雨淋。(3)避免锚固段沾油污。(4)杆体安装运输过程中要轻搬轻放,防止摔碰。(5)尾部螺纹段家防护套保护,以防碰坏或腐蚀。(6)包装十件为一捆,并摆放整齐。
5结论
预应力高强无纵肋螺纹锚杆金属杆体及其附件,经过在大屯煤电集团公司姚桥煤矿、徐庄煤矿、龙东煤矿、孔庄煤矿等单位井下的使用是成功的,满足了井下安全生产的需要,取得了显著的效果,达到了良好的支护作用。
参考文献
加工应力 篇3
工件在焊接后产生的残余应力在机械加工过程中会释放和重新分布,这对车架的变形产生直接影响。由于残余应力的复杂性,以及对其预测和消除技术的可控性难以把握,所以一直以来没有受到更多的关注和研究。综合国内外相关资料可以看出,影响铣削加工变形的主要因素有三种:工件初始残余应力的存在,铣削力和铣削热载荷的影响以及加工过程中装夹力的作用[1,2]。铣削加工变形方面虽已有了初步的成果,但是由于工件焊接结束之后残余应力的重新分布规律难以把握,所以工件焊接残余应力对铣削加工的影响有待进一步研究之中[3]。本文在前人研究的基础上,以重型运输车车架试验件为研究对象,采用单因素研究方法,仅仅考虑焊接残余应力对铣削加工的影响,应用ANSYS有限元分析方法初步尝试研究焊接残余应力对铣削加工残余应力重新分布和变形规律,有利于对铣削加工变形进行预测和相应的控制,为实际工程应用提供有效的理论指导作用。
1 铣削加工有限元分析
1.1 有限元模型的分析
在对试验件铣削加工变形的有限元分析过程中,需建立正确有效的有限元模型,建立模型的原则应能反应出结构的几何形状、材料特性、边界条件和加载方式[4,5]。试验件由三块厚度为6 mm的钢板搭接焊成,研究中焊接试验件的结构和材料参考重型运输车车架来选择,如图1(a),(b),(c)所示,焊接试验件材料和板厚与重型运输车车架一致,焊接长度为400 mm。依据以上原则,在ANSYS中建立的有限元模型如图1(d)所示,从中可以看出,中间体的划分部分为铣削框槽,焊道编号为1、2、3、4。
1.2 焊接残余应力的获取与施加
焊接残余应力的影响因素很多,本文主要考虑了焊接功率、焊接速度和焊接顺序三个不同的因素,并且取不同水平进行焊接模拟,其中焊接功率P取4 kW,4.5 kW,焊接速度v选择28 cm/min,32 cm/min,焊接顺序分别选取1-2-3-4、2-3-1-4、3-4-1-2,通过多因素组合的方式进行有限元数值模拟,获得焊接残余应力分布均匀且最小的一组作为初始残余应力施加到铣削加工有限元模型进行数值模拟。
图2和图3分别显示了在不同焊接顺序和不同工艺参数下的焊接残余应力分布曲线,比较图2(a)各图可以看出,在焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min的工艺参数下,焊接顺序为2-3-1-4时所获得的焊接残余应力最小,最大值为175 MPa左右;比较图2(b)各条分布曲线可以看出,在焊接功率为4.5 kW,焊接速度为32 cm/min的工艺参数下,焊接顺序为2-3-1-4时焊接残余应力值最小,其最大值为200 MPa左右;由此可知,在焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下焊接可得到较小的焊接残余应力。比较图3(a)中各条残余应力曲线可以看出,在焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4,焊接功率为4.5 kW时可获得的焊接残余应力最大值大约为260 MPa,远大于焊接功率为4 kW时焊接残余应力;比较图3(b)中各条残余应力曲线可知,焊接速度为32 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4,焊接功率为4.5 kW时的焊接残余应力较小,最大值为240 MPa左右;比较图3(a)和(b)可得,选择焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下焊接获得的焊接残余应力值最小,与图2总结的结果具有一致性,且在该焊接残余应力下产生的焊接变形较小。因此,在研究焊接残余应力引起铣削加工变形时,将焊接功率为4 kW,焊接速度为28 cm/min,焊接顺序为2-3-1-4的条件下产生的焊接残余应力作为初始应力作用到铣削加工模型进行有限元数值模拟。
2 结果分析
2.1 焊接残余应力释放和重新分布
本文取上翼板距离焊缝边缘10 mm平行于焊缝方向(A-B路径),上翼板垂直于焊缝方向距离铣削框槽左侧10 mm(C-D路径)的几条路径对该车架试验件的纵向和横向残余应力进行分析。
从图4(a)、图5(a)和图6(a)中可以看出,在铣削加工的过程中平行于焊缝方向的纵向残余应力基本呈现拉应力,并且两端的拉应力值较小中间较大。如果没有对车架进行铣削加工而仅仅研究焊接残余应力的变化规律,纵向残余应力在中间位置应呈现出很大的残余拉应力,且由于焊接热源在中间位置基本处于稳定状态,所以该处的残余应力应是平滑的过渡。但是在铣削框槽附近拉应力表现出减小的趋势,主要原因可能是在铣削的过程中产生了一定压应力和残余应力对称释放造成的。横向残余应力在两端处呈现出一定的压应力,这是焊接热源作用的结果,铣削加工对其基本没有影响,中间位置处表现出较小的拉应力,且在框槽的左侧横向残余应力有增大的趋势,右侧则呈现减小的趋势,可见铣削加工对横向残余应力的影响变的相对复杂,这主要是因为在铣削加工过程中焊接残余应力的释放和重新分布的规律不确定性造成的。铣削加工后纵向和横向残余应力虽都有减小,但是纵向残余应力仍然远远大于横向残余应力。
从图4(b)、图5(b)和图6(b)中可以得知,垂直于焊缝方向上纵向和横向残余应力变化趋势基本相同,都是迅速减小然后再缓慢变化的过程。纵向残余应力在起始端表现出很大的残余拉应力值,迅速减小后呈现出很小的稳定的残余拉应力,而横向残余拉应力值则较小,且逐渐过渡到残余压应力。还可以看出纵向残余应力明显大于横向残余应力,这主要原因是焊接热源的移动对纵向残余应力的影响较大,铣削加工虽然使残余应力释放和重新分布,但对纵向和横向残余应力都有所改变,因此铣削加工后的变化趋势与焊接残余应力的变化趋势基本相似,但是拉应力值明显减小,压应力值有所增大。从图4～图6中还可以看出,随着铣削框槽尺寸的增大,平行于焊缝方向的纵向残余拉应力值逐渐减小,横向残余拉应力值也逐渐减小,但是压应力值呈现出先增大后减小的趋势;垂直于焊缝方向的纵向残余拉应力值逐渐减小,而残余压应力值逐渐增大,横向残余拉应力逐渐增大,残余压应力先增加后减小。由此可见,焊接重型运输车车架试验件铣削加工后残余应力的规律是非常复杂的,不是一个简单的增大减小的过程。
a) 优化电化絮凝器在煤水处理中的应用(b)路径C-D
2.2 焊接残余应力引起铣削变形
图7,图8是焊接重型运输车车架试验件不同尺寸铣削框槽变形云图。从图中可以看出,焊接残余应力的释放和重新分布导致x向和y向的变形量均呈现对称分布,且y方向的变形量比较大,x向变形量相对较小。而铣削加工对x方向变形影响较大,对于x方向,变形量在焊接区域全为负值,框槽附近区域负值表现的更加明显,其他区域过渡为正值,体现为两端翘起,中间内凹。随着铣削框槽尺寸的增加,x向变形量最大值逐渐减小,并且铣削框槽附近以及焊接区域的变形量也逐渐减小。
对于y方向的变形量,上翼板整个出现正值,但是比较小,呈现出上拱的现象,而下翼板的变形量呈现负值,表现为向下拱的现象,由于距离铣削框槽较远而影响较小,变形的结果主要是焊接残余应力分布不均匀导致的;且随着铣削框槽尺寸的增大,上拱的变形量逐渐减小,下拱的变形量逐渐增大,这主要是由于残余应力的分布不均匀造成变形量分布的复杂性。
图9是不同尺寸铣削加工x向(厚度方向)的变形模拟曲线图,在模拟过程中取上翼板距离焊缝边缘5 mm(路径A-B)和下翼板距离焊缝边缘5 mm(路径C-D)且间隔为20 mm的各个节点作为模拟点,研究铣削加工后x向的变形规律。
从图9中可以看出,铣削变形呈现出相似的变化趋势,两端变形量为正值,中间变形量为负值,即表现为两端翘起中间内凹的现象。随着铣削框槽尺寸的增大,两端的变形量的正值有所减小,中间铣削框槽附近变形量的值也逐渐减小;还可以看出,后焊接区域变形量大于起始焊接区域,上翼板变形量大于下翼板变形量,与前面变形云图分析基本相同,变形量变化规律与应力变化规律相吻合。可能原因是焊接残余应力在铣削加工过程中释放和重新分布随着铣削框槽尺寸的增大而表现出规律的变化趋势,最终导致变形量逐渐减小。
3 小结
1) 建立了焊接试验件铣削加工的有限元模型,模拟了不同焊接工艺参数下的焊接残余应力分布情况,获得了最小焊接残余应力,提取该最小焊接残余应力作为初始应力施加到模型中,进行铣削加工数值模拟。
2) 运用ANSYS模拟了铣削加工残余应力重新分布的变化规律。结果表明:铣削加工后的车架两端纵向和横向残余应力主要表现为残余压应力,而焊缝区域则表现为残余拉应力;随着铣削框槽尺寸的增加,纵向残余应力变化幅度很大,横向残余应力变化小,纵向残余拉应力降低,残余压应力升高,横向残余拉应力升高,残余压应力降低。可见,铣削加工对纵向残余应力影响较大,对横向残余应力影响较小。
3) 运用ANSYS模拟了残余应力的变化引起焊接试验件变形规律。结果表明:铣削加工后整个车架在x方向呈现两端翘起,中间内凹的现象;随着铣削框槽尺寸的增加,x方向上变形量的最大值逐渐减小,并且框槽附近变形量亦减小。y方向呈现出上翼板上拱,下翼板下拱的现象,且随着铣削框槽尺寸的增大,上拱量减小,下拱量增大。
摘要：焊接过程会产生残余应力,铣削加工后焊接残余应力释放和重新分布对铣削变形产生很大影响。为了研究残余应力释放和重新分布规律,采用有限元方法以最小焊接残余应力作为初始应力对铣削加工进行了数值模拟,获得了焊接试验件铣削加工残余应力和变形,并对焊接残余应力释放和重新分布以及加工变形进行了分析。
关键词：重型运输车车车架,铣削,残余应力,加工变形
参考文献
[1]王立涛.关于航空框类结构件铣削加工残余应力和变形机理研究[D].杭州:浙江大学,2003.
[2]郭魂.航空多框整体结构件铣削变形机理与预测分析研究[D].南京:南京航空航天大学,2005.
[3]王运巧,梅中义,范玉青.航空薄壁结构件加工变形控制研究[J].现代制造工程,2005,(1):31-33.
[4]武凯,何宁,姜澄宇,等.有限元技术在航空薄壁件立铣变形中的应用[J].应用科学学报,2003,21(1):68-72.
加工应力 篇4
残余应力是指外部载荷去除后,仍残存在工件内部的应力。零件中的残余应力往往处于一种很不稳定的相对平衡状态,在常温下特别是在外界某种因素的影响下很容易失去原有状态,使残余应力重新分布,导致零件产生相应的变形,从而破坏原有的加工精度。因此,必须采取适当的措施以消除残余应力对零件加工精度的影响。
2 残余应力产生的原因与分类
2.1 残余应力产生的原因
(1)毛坯制造中产生的残余应力
在铸、锻、焊及热处理等热加工过程中,由于工件各部分热胀冷缩不均匀以及金相组织转变时的体积变化,使毛坯内部产生了相当大的残余应力。毛坯的结构越复杂、壁厚越不均,散热的条件差别越大,毛坯内部产生的残余应力也越大。具有残余应力的毛坯,残余应力暂时处于相对平衡状态,变形是缓慢的,但是当工件一经切削加工,就打破了这种平衡,残余应力重新分布,工件就明显地产生变形。
A、C—薄壁位置B—厚壁位置
图1a所示为一个内外截面厚薄不同的铸件,在浇铸后的冷却过程中产生残余应力的情况。当铸件冷却时,由于壁A和C比较薄,散热较容易,所以冷却较快;壁B较厚,冷却较慢。当A、C从塑性状态冷却到弹性状态时(约620℃左右),B尚处于塑性状态,所以A、C继续收缩时,B不起阻止变形的作用,故不会产生残余应力。当B亦冷却到弹性状态时,A、C的温度已经降低很多,收缩速度变得很慢,但这时B收缩较快,因而受到了A、C的阻碍。这样,B内就产生了拉应力,而A、C内就产生了压应力,形成了相互平衡的状态。如果在铸件C上切开一个缺口,如图1b所示,则C的压应力消失。铸件在B、A的残余应力作用下,B收缩,A伸长,铸件产生了弯曲变形,直至残余应力重新分布,达到新的平衡为止。推广到一般情况,各种铸件都难免产生冷却不均匀而形成残余应力。
(2)冷校直带来的残余应力
对丝杆一类的精度要求较高的细长轴进行切削加工时,因加工应力易产生弯曲现象,一般严禁冷校直之类的操作。棒料在轧制中产生的残余应力会重新分布,使其在轴向产生弯曲变形。为了消除这种变形,经常采用冷校直的方法在弯曲工件的反方向上施加外力,让工件产生一定的弹性和塑性变形,致使其内部残余应力重新分布。冷校直虽然减少了弯曲变形,但工件仍处于不稳定状态,如再次加工,又将产生新的弯曲变形,如图2所示。因此,高精度的丝杆零件加工,不允许进行冷校直,而是用多次人工时效来消除残余应力。
(3)切削加工引起的残余应力
在切削过程中的残余应力是由机械应力和热应力两种因素共同作用产生的。机械应力塑性变形是切削力使零件表层金属产生塑性变形,切削完成后又受到里层未变形金属牵制而残留拉应力(里层金属产生残余压应力)。第三变形区内后刀面与已加工表面的挤压与摩擦作用下,又使表面金属产生残余压应力(里层金属产生残余拉应力),如图3所示。如果第一变形区内应力造成的残余应力大于第三变形区内产生的残余应力,则机械应力所造成的残余应力表现为残余压应力。反之,由于机械应力引起的残余应力为残余拉应力。
在机械应力引起工件的残余应力的同时,切削热也会引起残余应力。切削中表面层金属受热膨胀产生的塑性变形受里层低温金属阻碍而产生应力,在切削后的冷却过程中,表层金属体积收缩受里层金属阻碍而产生残余拉应力。当切削温度高于材料相变温度产生相变时,热变形引起的残余应力会更大。综合切削过程中的机械应力与热应力的作用结果,决定了已加工表面残余应力的大小。
磨削加工中磨削热造成零件相变而体积膨胀、冷却液作用及磨粒挤压金属都能够引起零件表层的残余应力。磨削残余应力不仅引起零件变形,严重的磨削残余应力还可能导致零件的磨削裂纹。减小残余应力及其所引起变形的措施,原则上是在加工中增加去应力工序。使精加工之前消除零件的残余应力,尤其一些仪器用的精加工零件,去应力人工时效往往是必不可少的工序。
塑性变形中外力所作的功除大部分转化成热之外,还有一小部分以畸变能的形式储存在形变材料内部。这部分能量叫做储存能。储存能的具体表现方式为:宏观残余应力、微观残余应力及点阵畸变。
2.2 残余应力的分类
按照残余应力平衡范围的不同,通常可将其分为三种:
(1)第一类内应力,又称宏观残余应力,它是由工件不同部分的宏观变形不均匀性引起的,故其应力平衡范围包括整个工件。例如,将金属棒施以弯曲载荷,则上边受拉而伸长,下边受到压缩;变形超过弹性极限产生了塑性变形时,则外力去除后被伸长的一边就存在压应力,短边为张应力。这类残余应力所对应的畸变能不大,仅占总储存能的0.1%左右。
(2)第二类内应力,又称微观残余应力,它是由晶粒或亚晶粒之间的变形不均匀性产生的。其作用范围与晶粒尺寸相当,即在晶粒或亚晶粒之间保持平衡。这种内应力有时可达到很大的数值,甚至可能造成显微裂纹并导致工件破坏。
(3)第三类内应力,又称点阵畸变。其作用范围是几十至几百纳米,它是由于工件在塑性变形中形成的大量点阵缺陷(如空位、间隙原子、位错等)引起的。变形金属中储存能的绝大部分(80%~90%)用于形成点阵畸变。这部分能量提高了变形晶体的能量,使之处于热力学不稳定状态,故它有一种使变形金属重新恢复到自由焓最低的稳定结构状态的自发趋势,并导致塑性变形金属在加热时的回复及再结晶过程。
3 减少或消除残余应力的措施
根据产生残余应力的原因,可采取以下措施来减少或消除残余应力,以保证加工精度:
(1)合理设计零件结构在机器零件的结构设计中,应尽量简化结构,增大零件的刚度,使壁厚均匀可减少残余应力而导致工件的变形量。
(2)对工件进行热处理和时效处理合理安排消除工件残余应力的工序,例如,对铸、锻、焊接件进行退火或回火,零件淬火后进行回火,对精度要求高的零件,如床身、丝杠、箱体、精密主轴等,在粗加工后进行时效处理。
(3)合理安排工艺过程尽量减少零件精加工前的残余应力,例如,粗、精加工分开在不同工序中进行,使粗加工后有一定时间让残余应力重新分布,以减少对精加工的影响。在加工大型工件时,粗、精加工往往在一个工序中来完成,这时应在粗加工后松开工件,让工件有自由变形的可能,然后再用较小的夹紧力夹紧工件后进行精加工。对精度要求高的零件,在精加工前安排一道半精加工工序。
参考文献
[1]郑修本.《机械制造工艺学》.北京:机械工业出版社,2005年7月第1版:99～100.
[2]刘慎玖.《机械制造工艺案例教程》.北京:化学工业出版社,2007年6月第1版:97～100.
浅谈无粘结预应力管加工工艺 篇5
关键词：无粘结预应力钢筋,混凝土管,施工方法
预应力混凝土结构构件一般是通过张拉预应力筋的回弹挤压,使混凝土截面受到一定量值与分布的内压力,以局部或全部抵消使用荷载应力,在被张拉的预应力筋中存在预拉应力。因此,预应力是为改善结构构件的裂缝和变形性能,在使用前预先施加的永久性内应力,且钢材中的拉应力与混凝土中的压应力组成一个自平衡系统。开发和推广预应力混凝土技术是改善结构使用功能,节约钢材和能源,提高综合经济效益的重要措施。
1 工程简介
河曲电厂一期干贮灰场,排洪管采用高覆土无粘结预应力钢筋混凝土管,管径1 600 mm,壁厚300 mm,单根长度2 500 mm,覆土80 m,管线长585 m;管体混凝土C40,预应力筋采用钢绞线,内外环筋采用Ⅱ级ϕ14;单根重量5 780 kg。
2 施工准备
2.1 模板选择
根据预制管截面形式定制专用模具,分为内模、外模(分为两块)、底盘。外模根据张拉位置留出张拉孔。
2.2 场地布置
布置63 t/42 m龙门吊作为场地运输吊装工具,并在该区域布置养护池两个、小搅拌机一台、1 t蒸汽锅炉一台、钢筋加工场地一个,并将水源、电源引至施工区域。
2.3 确定混凝土配比
预制管混凝土强度为C40,该工艺采用塑性混凝土,改善混凝土和易性,容易保证混凝土的质量,因此混凝土坍落度控制为50 mm～70 mm,配比由试验室经过试配确定,如表1所示。
其中水泥采用42.5普通硅酸盐水泥、外加剂采用黄河外加剂厂NUF-3A早强剂。
3 主要施工方法
3.1 钢筋骨架制作
将非预应力钢筋、环向钢筋(焊接为环形)、纵向钢筋绑扎(或焊接)成为骨架,然后将预应力钢筋缠绕在骨架上,并用绑丝将预应力钢筋与骨架固定。
3.2 模板支设
按底模、内模、钢筋骨架、外模的顺序吊装就位,并将钢绞线(无粘结预应力筋)从预留的锥形孔中留出。紧固模板前将保护层垫好。
3.3 垫板及埋件安装
外模固定后,用定位垫板和锥形板将钢绞线(无粘结预应力筋)端部固定。为便于运输和吊装在结构2/3高度上对称安装4M24(L=180,材质20号钢)暗榫,并将暗榫与周围钢筋焊接锚固。
3.4 混凝土浇筑
根据配合比进行搅拌,入模采用吊运料斗和圆行分料器进行浇筑,振捣采用插入式振捣棒振捣。浇筑中应注意在浇筑混凝土中不准碰撞踩踏无粘结预应力筋、支撑架及端部预埋件,确保无粘结筋的束形和锚具位置的准确。
3.5 养护
混凝土浇筑振捣结束后,将养护罩罩好,在1 h后打开蒸汽管道,逐渐升温,升温速度控制在35 ℃/h～40 ℃/h,将养护池内温度控制在70 ℃±5 ℃。养护时注意定时将集水坑内的集水抽出。
3.6 张拉
张拉工具采用液压千斤顶,所用张拉设备包括油泵和千斤顶应半年校验一次,并按使用应力值分点校正。
3.6.1 张拉制度
1)张拉时混凝土的强度值应符合设计要求即达到100%(当设计无规定时,混凝土立方体压强度不宜低于混凝土强度设计标准值的75%)。2)张拉端的设置。本工程为每根钢绞线环绕三周曲线受力,采用两侧张拉。预应力筋采用两端同时张拉时,为减少预应力损失,张拉完毕,宜先在一端锚固,再在另一端补足张拉后进行锚固。3)张拉程序。本工程设计张拉控制应力值σcon为预应力筋标准抗拉强度的75%。张拉方法采用一次超张拉,即0→10%σcon,或二次张拉,0→100%σcon现放松到0,将垫板紧压后再第二次张拉0→100%σcon(σcon为设计张拉控制应力)。4)张拉时千斤顶的张拉作用线应与预应力筋的轴线重合一致,对曲线预应力筋,应使张拉力作用线与孔道中心线末端的切线重合。5)张拉中,要严防钢丝发生滑脱或拉断,滑脱或断裂的根数,不应超过结构同一截面钢丝总根数的2%,最多只允许1根,对于多跨双向连续板,其同一截面应按每跨计算。6)张拉的顺序应符合设计要求,如设计无规定时,可采用分批、分阶段对称张拉。根据铺放顺序,先铺放的先张拉,后铺放的后张拉。
3.6.2 张拉
1)当用夹片锚具时将工作锚的锚环穿入钢绞线束,钢绞线自然状态插入夹片,用小锤轻轻将夹片打入锚环内。
2)设备安装:将张拉杆拧入锚杯内,安装千斤顶,锁紧张拉杆螺母(必须满扣)。千斤顶安装位置应与无粘结筋在同一轴线上,并与承压板保持垂直。如达不到要求,可用垫板垫在支承架的端面上进行调整。
3)张拉:接通油泵、加压。当油压表达到5 MPa时,停止加压,调整油缸位置后,继续加压,直至达到所需张拉值,关掉油泵电源,停止给油加压。然后将锚杯外扣清刷干净,拧上螺母,再次接通油泵,补拉到张拉力值,拧紧螺母。采用电动油泵加压时,要控制给油速度,一般达到控制油压的给油时间不能低于0.5 min。
4)张拉过程中,当个别钢丝发生断裂时,可相应降低张拉值。但断裂数量不应超过同一截面预应力筋总数的2%。
3.6.3 测量记录
为了校核预应力值,在张拉过程中,应分级随机记录无粘结筋的伸长值。通常每级取油压表读数以10 MPa的倍数为宜。
开始张拉时,无粘结筋在塑料套管内是自由放置的,要用一定张拉力使之收紧,这样就难以测出张拉的开始点,即无粘结筋拉应力的零点,这一点在理论上是测量筋的伸长值的标记。
零点的确定方法是:将千斤顶加压到10 MPa,在千斤顶上记下标记,作为测量无粘结筋伸长值的起始点,然后逐步增加压力至20 MPa,直至达到要求的最后压力值,并分组记录每级加压后筋的伸长值。
当实测伸长值与设计伸长值相差10%以上时,应进行分析研究。
实测伸长值大于设计伸长值10%以上时,应停止张拉,检查计量仪表是否有误,必要时,应重新校核及标定。
实测伸长值小于设计伸长值10%以上时,找出原因后可以继续加压或将无粘结筋放松,进行第二次张拉,但张拉应力均不能超过无粘结筋标准抗拉强度的75%。
3.6.4 锚固及拆除设备
拧紧螺母后,可逐渐回油,放松无粘结筋,拆除千斤顶。锚杯埋放位置误差致使张拉力达到设计要求后,杯露出板端面过长(大于50 mm)或过短(小于20 mm)时,应采取增设螺母或连接锚杯进行锚固。
3.7 对锚固区的保护
无粘结预应力筋张拉完毕后,应及时对锚固区进行保护,应用后浇膨胀混凝土和低收缩防水砂浆或环氧砂浆密封。对不能使用混凝土或砂浆包裹的部位,应对无粘结预应力筋的锚具全部涂以与无粘结预应力筋涂料层相同的防腐油脂,并用具有防腐蚀和防火性能的保护套将锚具完全密封。
4 安装
预制管张拉并经验收后即可进行安装。安装前首先对基槽的标高、轴线、基底等进行验收,验收合格后,将预制管运至安装位置,首先将“O”形圈安装在凹槽内,利用专用门架和倒链配合将管道连在一起,然后将底部空隙用细石混凝土或二次灌浆料浇筑密实。
5 结语
无粘结后张预应力法钢筋混凝土管越来越多地用在管道、圆形建筑上,为节约钢材,保证了结构的使用安全。
参考文献
加工应力 篇6
关键词：调质,变形,X射线,残余应力
引言
采用传统箱式电炉加热、淬火池淬火的方式生产调质棒材时, 会因为加热时的重力作用及淬火时冷却速度不同造成棒材弯曲, 因此在回火结束后, 棒材必须进行冷矫直或热矫直以达到所需平直度。冷矫直后会因塑性变形造成残余应力, 需进行去应力退火, 如不去应力或去应力不充分, 棒材很可能会在机加工时产生变形。
江阴兴澄特种钢铁有限公司 (以下简称“兴澄特钢”) 利用国内领先的辊底式连续调质炉, 生产供国内外油田、风电、汽车等行业使用的各类调质棒材。 该连续炉采用天然气加热, 管道式炉膛, 斜辊传动, 棒料在炉膛中逐支旋转前进, 出炉后直接进入高压水冷环进行在线喷淋淬火, 随后进入同样的辊底式炉回火。与传统箱式电炉相比, 棒材的调质过程具有加热、冷却均匀, 处理后组织、性能稳定, 综合性能优异的优点, 因此棒材在加热及冷却时不易产生变形, 平直度高, 可省去后续矫直工序, 进而避免产生矫直造成的残余应力。
但在前期市场开发过程中, 有个别客户在使用兴澄特钢的未经冷矫直的调质材进行机加工, 做成零件后, 仍然出现了弯曲变形, 导致零件报废。这些零件均是轴向不对称的复杂形状零件, 而在加工轴类、螺栓类零件时没有出现类似状况, 因此棒材中可能存在冷却速度过快导致的残余热应力。
1 X射线试验原理
X射线法检验应力利用的是X射线在晶体表面的衍射原理。由于晶体中的粒子直径与X射线的波长相当, 满足光学中衍射所需的条件 (光的波长和光栅的尺度同数量级) , 并且晶体中的原子是规则排列的, 当某一波长的X射线照射到多晶体样品上并满足布拉格方程式时便会产生衍射。如果钢材内存在宏观残余应力, 则晶粒晶面间距会发生变化, X射线衍射的位置也将发生位移, 依照此变化即可求得晶面间距的变化, 从而求得应变, 通过弹性力学理论即可求得残余应力[1]。但由于X射线仅能穿透30μm级别厚度, 因此只能测表面应力。
具体检测方法为:采用10% NaCl水溶液在棒材表面约1cm2范围内进行电解腐蚀, 将表层氧化层腐蚀掉后, 用X射线仪检测其表面应力状态, 检验数据如为正值, 则为拉应力, 如为负值, 则为压应力, 每个点取3次检验的平均值。随后再电解掉一定深度的表皮金属, 再次检测残余应力, 这样采用逐层剥离、逐层检测的方法, 得出距表面一定深度范围内的残余应力分布。
2试验过程及分析
2.1回火试验
2.1.1试验原料及方法
兴澄特钢采用连续调质炉生产调质钢时, 为了提高生产效率并避免回火脆性, 棒材回火结束出炉后一般用喷淋水冷却, 对于平直度要求较高的棒材, 回火后也会采用压力矫直机进行矫直, 随后去应力, 去应力后仍然采用喷淋水冷却。
为了验证回火及去应力后的冷却工艺对调质棒材残余应力的影响, 在回火或去应力后, 将棒材采用不同冷却方式冷却到室温进行试验。在 Φ160 mm规格的42CrMo调质棒材上取200 mm长试样五件, 分别按表1的不同冷却方式进行处理后, 采用PSP/MSF X射线应力测试仪检验每件试样的残余应力。
2.1.2实验结果
图1为回火后采用不同冷却方式的42CrMo棒材 (表1中试样1、2、3) 距表面不同深度下的残余应力分布。从曲线可以看出, 回火后空冷的棒材表面有-40~-147 MPa的残余压应力;而回火后水冷至100 ℃、300 ℃的棒材, 从表面至0.6 mm处, 残余压应力逐渐由-206 MPa增加到约-554 MPa, 随后不再明显增加, 可见回火后水冷会大大增加棒材表面残余应力。 而且水冷至300 ℃ 与水冷至100 ℃的棒材表面残余应力值区别不大, 说明大多数残余应力在300 ℃以上就已经形成, 先水冷后空冷的方式并不能有效减少棒材表面残余应力。
2.2去应力试验
对于对平直度要求较高的棒材, 回火后也需采用压力矫直机进行矫直, 随后进行去应力退火, 以消除冷矫直时塑性变形导致的残余应力。为了检验去应力退火后的冷却工艺对棒材残余应力的影响, 从以上调质后水冷的棒材上取两段棒料, 在箱式电炉中分别模拟了510℃去应力退火后空冷及水冷工艺 (表1中试样4、5) 。X射线衍射测试显示, 空冷后棒材表面下1 mm处残余压应力为-100 MPa, 而水冷后残余压应力达到-416.5 MPa, 如图2所示。 因棒材是回火后水冷的, 因此在去应力处理之前, 其表面有较大的残余压应力, 可见经过510℃下保温, 残余应力可得到有效释放, 但如采用水冷方式, 棒材表面会重新产生较大的残余压应力。
2.3破坏法试验
2.3.1应力分析
当淬火棒材加热到回火温度保温足够长的时间后, 原淬火马氏体中析出碳化物, 形成回火索氏体, 因马氏体膨胀导致的晶格畸变得以恢复;同时在高温下材料屈服强度降低, 也有利于淬火时形成的残余应力的释放。这时可以假设棒材处于没有残余应力的理想状态, 而且在随后的冷却过程中, 不会有组织转变, 因此也不会产生新的组织应力。当棒材出炉冷却时, 表面冷却速度大于心部冷却速度, 于是棒材内外温差增大, 表面层金属温度低, 收缩量大;心部金属温度高, 收缩量小, 棒材表面的冷缩受到尚处于高温的心部的抑制, 故表面层承受拉应力, 而心部则承受压应力。到了冷却后期, 表面层金属的冷却与收缩结束, 心部金属继续冷却并产生体积收缩, 但心部的收缩受到表面层的牵制作用而受拉应力, 冷硬状态的表面则由于心部收缩而受到压应力。当整支棒材冷至室温时, 内外温差消失, 冷却后期的应力状态便残余下来。因此, 棒材最终表面受压应力, 心部受拉应力。
此外, 因马氏体转变引起的残余应力正好与冷却时的应力相反, 为表面受拉, 心部受压, 如淬火时的组织应力未在回火时完全消除, 冷却应力与组织应力相叠加, 也有可能形成表面至心部先受压、再受拉、再受压的状态。但不论何种分布状态, 这些拉应力与压应力在棒材横截面上是处于平衡状态的[2]。 由于热应力是在工件快速冷却时其截面温差造成的, 因此冷却速度越大, 截面温差越大, 则热应力越大;反之, 如冷却速度越小, 截面温差越小, 则热应力越小。
2.3.2试验方法
为了进一步验证棒材的应力分布状态, 采用破坏法进行了对比试验。
取两支辊底式连续调质线生产的Φ60 mm×800mm的调质棒材, 将两支棒材一侧沿轴向铣去约15mm厚度, 1#棒材采用回火后空冷、2#棒材采用回火后水冷。
测试结果显示1#棒料基本没有变形, 而2#棒料明显向未加工一侧拱起, 采用直尺测量, 挠度达到了近3 mm。这说明棒材表面有较大的残余压应力。与X射线衍射残余应力分析仪所得出的结果一致。
2.3.3试验分析
在棒材表面进行的破坏, 使整个横截面应力平衡被破坏, 另一侧的表面应力会得到释放, 如果原来棒材表面受拉应力, 晶格处于拉长状态, 应力释放后原子间距减少, 导致棒材未加工一侧整体长度变短, 则该侧会向内弯曲。反之, 如棒材表面受压应力, 晶格处于压缩状态, 应力释放后原子间距增加, 会导致该侧整体长度变长, 从而呈拱起状态。
综上所述, 采用缓慢冷却方式 (如空冷) , 有助于减少热应力的生成。
3结论
(1) 回火出炉后采用水冷方式的棒材表面会产生较大的热应力导致的残余压应力, 而采用回火空冷方式的棒材表面残余应力相对小得多;
(2) 回火后的棒材在去应力结束后, 如采用水冷方式冷却, 仍然会在表面形成残余压应力;
(3) 因棒材表面的残余压应力与内部的残余拉应力相互抵消, 呈平衡状态, 棒材不会变形;但当一侧加工量较多而另一侧加工量较少时, 棒材会向加工量较少一侧拱起, 造成零件变形。
参考文献
[1]罗玉梅, 任凤章.X射线法测量多晶材料残余应力[J].材料导报, 2014.6, 28 (6) , 112—114.
加工应力 篇7
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。
参考文献
[1]李重河, 朱明, 王宁.钛合金在飞机上的应用[J].稀有金属, 2009 (1) :84-91.
[2]Navas V G, Gonzalo O, Bengoetxea I.Analysis of residual stress and work-hardened profiles on Inconel 718 when face turning with large-nose radius tools.International Journal of Machine Tools&Manufacture[J].2012 (61) :48-57.
[3]Sebastiani M, Eberl C, Bemporad E.Effects of Residual Stress on Nano-Mechanical Behavior of Thin Films.Materials Science and Engineering[J].2011, A (528) :7901-7908.
[4]Carrera E, Rodriguez A, Talamantes J.Journal of materials processing Technology[J], 2007 (189) :206-210.
[5]Wu, D.W., Matsumoto, Y.Effect of hardness on residual stresses in orthogonal machining of AISI 4340 steel[J].Journal of engineering for industry, 1990, 112 (3) :245-252.
[6]Jacobson, M..Surface integrity of hard-turned M50 steel[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B:Journal of Engineering Manufacture, 2002, 216 (1) :47-54.
[7]赵威, 孟龙晖, 李亮.一种基于局部剥层和系数修正的残余应力测量方法:中国, 103411714A[P].2013-11-27.
[8]朱晓英.化学铣切在钛合金加工中的研究及应用.涂料涂装与电镀[J].2006, 4 (1) :40-41.
[9]赵永岗.涂装生产呼吸保护的现状和改善.表面技术[J].2009, 6 (38) :83-86.
[10]米古茂著[日].残余应力的产生和对策[M].朱荆璞, 邵会孟, 译.北京:机械工业出版社, 1983:181-190.
加工应力 篇8
慢走丝线切割加工是随着制造业向自动化、精密化方向发展而迅速发展起来的一种先进的放电加工技术。它因具有加工速度快、加工精度高、表面质量好、并且能加工形状复杂的工件外形和内孔等特点,已成为现代精密模具加工中不可替代的加工方法。然而,慢走丝线切割加工中产生的热应力会使加工表面出现裂纹[1],甚至还会和工件内部的热处理残余应力作用使工件变形或内部开裂,严重影响加工的质量,所以利用慢走丝线切割加工的零件对原材料的热处理要求较高,增加了生产的成本。本文从慢走丝线切割加工的实验研究着手,分析热应力对工件的影响,再对热应力进行有限元分析。
2 加工实验
2.1 加工材料
45号钢材两块,厚度分别为25mm和50mm,硬度为HRC52。电极材料为直径为0.20mm的铜线。
2.2 加工设备
型号为AQ360的沙迪克慢走丝线切割机。
2.3 实验过程
先在机器UTY系统编一个直径为15mm的圆的程序,先后在25mm和50mm厚的钢材上按尺寸粗加工两个直径为15mm的圆柱形零件。加工25mm厚零件的主要加工条件如表1。
在加工50mm厚的零件时,因上下导丝嘴的距离加大,为避免电极丝受到高压水的冲击而弯曲,将电极丝张力Wt加大5个单位,这样电极丝在加工时仍处于垂直状态。另外由于材料厚度增加,加工时电极丝损耗较多,电极丝送丝速度Ws增加10个单位。加工50mm厚的零件主要加工条件如表2。
3 实验结果及分析
3.1 实验结果
用螺旋测微器对厚度不同的两工件分别测量了其上中下三个部位的尺寸,测量结果见表3。
由测量结果,可以发现20mm厚的工件上中下三个部位的尺寸偏差较小,50mm厚的工件中部尺寸偏差较大,中部的尺寸大于上下两端的尺寸。
3.2 实验结果分析
慢走丝线切割加工的整个过程为:在电极丝和工件之间加上脉冲电源,每次脉冲放电时,通道内和正负电极放电点均瞬时获得大量热能,使得放电通道的中心温度在很短的时间内可高达10000°C以上,高温度产生的高能量大部分来不及传递而被电极丝表面和工件表面吸收,使工件金属熔化和少量气化。随着电极丝的移动,就实现了对工件外形或内孔的加工,与此同时由高压加工液实现对工件的快速冷却。
由于工件在接近电极丝处温度很高,根据热传递理论[2],未被吸收的热量不断的向离电极丝较远处传递,所以工件各部分的温度变化不均匀,则在其内各部分将产生膨胀变形,这样就会因热膨胀而产生了热应力。如果工件内部还残留有热处理时产生的应力[3],则与线切割热应力叠加超过材料的强度极限就会使工件开裂。
另外,加工后工件因加工液的作用而迅速冷却。加工液的温度为20℃左右,与放电通道的温度相差很大,因此工件的冷却速度很快。工件的热膨胀部位就会发生不同程度的收缩,同样由于收缩的不均匀,工件一部分的收缩会受到另一部分的阻止,所以工件的膨胀部分不可能收缩到原来状态,这就会产生残余热应力。对于厚度较大的工件,因上下表面与加工液的接触面积比中间部位的要大,所以接近上下表面的部位受到加工液的直接作用,温度变化速度要快,收缩要大,另外,中间部位少量的加工残渣来不及抛出而残留在放电通道,影响了这一部位的温度降低,所以中间部位的残余热应力就大些。25mm厚工件因厚度小,在加工中产生的残余热应力较小,在受冷收缩后上中下三部位基本保持一致,但用同样的放电条件加工50mm厚的工件,因为较大的残余热应力作用,两端冷却收缩较大,中间收缩较小,其中间部位的尺寸就要大些。
从以上对实验的分析中可以得出,慢走丝线切割在加工过程中有热应力产生,并且加工后工件中的残余热应力对工件的外形是有影响的,工件厚度越大,热应力对工件外形的影响就越明显。
4 热应力有限元分析
4.1 模型的建立
程国柱、刘志东等在文献[1]中基于ANSYS对线切割加工的温度场进行了有限元分析,将温度场分为气化区、熔化区和热影响区。由于加工后,加工液对已加工表面进行迅速冷却,热应力发生的部位主要是在热影响区,故只对工件的热影响区和接近热影响区的部位进行热应力有限元分析。假设连续放电作用下的温度场是呈圆柱形分布的,且热量由放电通道向其它部位的传递主要是通过热传导进行的。因而接近放电通道的部位的热应力也是圆柱形轴对称分布的。在放电加工瞬时,接近放电通道未被熔化的部位的温度应小于钢的熔点,45#钢的熔点为1495℃~1520℃,故此处的温度可以设为1495℃。假想从加工工件中取出一个以电极丝为轴线,放电通道为内孔的单元圆柱形筒体,建立的模型如图1。
工件材料为45钢,其热物理性能参数如表4。
4.2 有限元分析
应用ANSYS对以上模型温度场进行有限元分析[4],结果如图2。然后对整个模型附加一个20°C水的冷却条件,分析结果如图3。
从温度场模拟图可以看出,在越接近放电通道的部位温度越高,可以说明该模型的建立是合理的。由热应力云图可以看出,因冷却液的作用,该筒体的两端因受到大面积的冷却液作用冷却较快,所以温度较低,热应力较小,而内孔中心部位温度最高,热应力最大,为39.4MPa,而离放电通道越远,热应力越小。故对工件的热应力的有限元分析结果与以上对热应力的产生过程的分析是相吻合的。
5 结论
慢走丝线切割加工的工件厚度越大,加工后产生的残余热应力就越大。热应力对加工工件的影响是不可避免的,为保证工件的加工精度,应当采取适当的措施进行预防,尽量减小热应力对工件的不利影响,提高工件的使用寿命。
慢走丝线切割加工的成形机理是非常复杂的,工件接近放电通道处的温度在高压加工液的冷却作用下是很难推算和测量的,本论文只近似地对其产生的热应力进行有限元分析,为后续的研究工作提供参考。
参考文献
[1]程国柱,刘志东,田宗军,等.基于ANSYS线切割加工的温度场分析[J].电加工与模具,2008(06):24-26,30.
[2]吴家龙.弹性力学[M].北京:高等教育出版社,2001.
[3]王英杰.金属材料及热处理[M].北京:机械工业出版社,2007.
[4]周宁.ANSYS机械工程应用实例[M].北京:中国水利水电出版社,2007.