预变形设计

预变形设计（精选4篇）

预变形设计 篇1

目前, 铝型材挤压模具设计基本上还停留在依靠传统的工程类比和设计经验的积累上, 所设计制作的模具需经反复试模和调整才能保证其成功地投入使用, 从而造成企业不时停工待模, 影响正常生产。同时也导致挤压产品质量不高, 挤压出的型材, 容易出现缺陷, 如图1示。随着铝型材产品不断向大型化、扁宽化、薄壁化、高精化、复杂化和多用途、多功能、多品种、长寿命方向发展, 改进传统的模具设计方法已成为当前铝型材工业发展的迫切需求。笔者根据几年来的工作实践经验, 简要介绍一种铝型材挤压模具预变形设计方法。

1 铝型材挤压模具的预变形设计

1.1 XC321-17

铝型材断面图如图2所示。

铝合金型材挤压生产中, 模具是决定产品质量及生产效率的重要因素之一。该型材选用LY12合金, 根据1250t油压机Φ130mm筒上生产的制造工艺, 模具外形为Φ150mm×50mm。原设计方案如图3、图4所示。

由于硬铝合金对工作带宽度不太敏感, 修模时, 在综合采用减薄顶部工作带加快金属流速、靠近两个支脚的侧翼部分锉阻碍角减缓流速等措施后, 成型均不太理想;导致模具上机挤压后, 头尾端开口尺寸比名义尺寸大4mm～8mm。

总结前两次试模经验分析, 如果只采取增大两个支脚及侧翼靠近支脚部分的工作带厚度, 将增大挤压阻力, 对制品表面和模具寿命均带来不利影响, 且型材的扩口现象未必能得到进一步遏制。

综上, 在研究并判断首次试模的料头形状后, 采取了从模孔上进行预变形设计的方案, 即"并口"设计方案如图5示。

从源头抑制制品变形, 并对两个支脚及侧翼靠近支脚的部分加厚了工作带 (挤压该类小壁厚1mm～3mm的硬合金型材不宜采用较厚工作带, 工作带视具体实际通常采用2.5mm～8mm即可) , 如图6。并在模具背后配置了专用挤压垫环 (图7) , 以减少模具的弹性变形。

金属被挤出相对于常规设计"并口"的模具模孔后产生一定"扩口"变形, 此消彼长正好满足图纸要求, 试模取得成功。

1.2 EL4090

该型材是铝型材的另一个典型。型材断面图如图8所示。

该型材为2A12合金, 采用的是在西南铝2500t油压机Φ260mm筒生产的挤压工艺。

由于该型材是典型的"高帽子"形状, 外形尺寸大, 挤压制品变形空间大, 根据经验, 开口扩张的趋势在金属流出模孔的瞬间必然发生, 在牵引机的牵引下制品形状逐渐趋于稳定。因此, 采用常规设计和预变形设计相结合的方法不可或缺。

首先, 采用常规设计方法设计出模孔尺寸如图9示。

其次, 对模孔进行变形。以图示虚拟交点为旋转中心, 使右侧侧翼及支脚整体顺时针旋转4.5°, 左侧侧翼及支脚整体参照此方法旋转, 缩小常规设计出的开口尺寸, 达到变形目的, 如图10所示。

最后调整好模孔各部分的工作带, 对工作带尺寸设置的出发点, 仍是加快"帽子"顶端的金属流速, 减缓支脚及靠近支脚部分的金属流速, 使顶端受到底端的牵制, 减缓型材开口扩张的趋势。型材被挤出模具的瞬间, 利用型材开口扩张的特点, 达到其变形基本满足型材图纸要求。

采用这一思路后, 还需在模具背后配备专用垫环。这样在挤压过程中, 金属流出模具后, 其变形亦相应受到模垫及专用环通道的限制, 挤压试制该型材获得成功。

结语

通过模具的预变形设计, 铝型材与过去相比, 成型好、尺寸精度都容易保证, 缺陷问题得到了很好的解决, 提高了模具的上机合格率。随着市场经济的发展, 人们对铝型材产品质量要求也在不断的提高, 因此, 要挤出各种优质型材, 模具设计就要不断积累在生产、工作中的经验, 不断创新和改进模具设计, 以适应生产的需要。

参考文献

[1]王秀凤.如何在模具设计中克服挤压型材缺陷的产生[J].轻合金加工技术, 2006 (01) .

[2]于立敏.几种铝型材挤压模具的优化设计[J].轻合金加工技术, 2002 (05) .

预变形设计 篇2

在地下工程问题分析中, 常用的数值方法有有限元、边界元、离散元等。然而, 这些理论方法本身以及采用的算法, 都有各自的局限性。例如, 有限元和边界元都有介质连续和小变形的限制, 且有限元要解大型矩阵, 需要大量的内存。国内现有的离散元程序, 一般都假定离散的块体为刚性体, 这仅适合于处理低应力的情况;同时, 这种离散元求解时所花的时间也相当可观。近年来发展起来的快速拉格朗日分析 (Fast Lagrangian Analysis of Continua, 简称FLAC) , 则是在较好地吸取了上述方法的优点和克服其缺点的基础上形成的一种新型的数值分析方法。

2 FLAC软件的主要特点

FLAC程序是一种显函数有限差分程序, 由美国ITASCA咨询集团公司开发, 首先由Cundall在80年代提出并将其程序化、实用化。FLAC基本原理类同于离散元法, 但它却能像有限元那样适用于多种材料模式与边界条件的非规则区域的连续问题求解。在求解过程中, FLAC又采用了离散元的动态松驰法, 不需求解大型联立方程组 (刚度矩阵) , 便于微机上实现。另一方面, 同以往的差分分析相比, FLAC在以下几方面作了较大改进和发展:它不但能处理一般的大变形问题, 而且能模拟岩体沿某一软弱结构面产生的滑动变形。FLAC还能针对不同材料特性, 使用相应的本构方程来比较真实地反映实际材料的动态行为。此外, 该数值分析方法还可考虑锚杆、挡土墙等支护结构与围岩的相互作用。

3 计算模型的建立

3.1 几何模型

模型总宽度为102m, 高度为72.4m, 岩层倾角为7°, 两条石门之间的距离为46m, 石门底板岩层厚度为30m, 顶板岩层厚度为38.4m;为了消除模型边界对模拟结果的影响, 模型边界距离巷道为23m, 见图1所示。对于上覆岩层没有在模型中显示的部分, 采用载荷来代替。

根据石门所处的底层条件建立数值模型, 首先计算循环至稳定, 模型上边界施加的载荷和模拟地层应力达到平衡, 即实现了石门开挖前的原始地应力条件。其次开挖石门安装支护结构, 计算循环至稳定。最后对西一石门四联至五联扩刷架棚支护和注浆加固。

3.2 边界及初始条件

初始条件与知道的压力和饱和度相关。这两个值必须与FLAC3D公式一致:当饱和度小于1时孔隙水压力必须为零, 反之亦然。 (在FLAC3D中, 默认初始孔隙水压力为零饱和度为1)

四种形式的边界条件被考虑了, 分别对应于:1给出孔隙水压力;2给出边界法向的比流量矢量;3透水边界;4隔水边界。对石门的边界设定为隔水边界。

在FLAC3D中, 默认边界为隔水, 饱和度不能作为边界条件施加。 (注意为了保持模型的满饱和, 流体弹性模量可能需要设置成一个较大的负数。)

渗透边界有如下形式:

这里qn是垂直于边界的比流量矢量的外垂直线方向的部分, h是渗透系数, 单位[m3/N-sec], p是在边界表面的孔隙压力, 而pe是在渗透层的孔压。

3.3 力学参数

在建立的分析模型基础上, 通过改变注浆加固圈的围岩参数来模拟注浆加固的效果, 注浆加固圈的参数设置见表3.1所示。

3.4 数值模拟结果分析

图2-图3为注浆条件下的围岩垂直方向应力以及位移等的分布及特征。

4 模拟结果分析

下面就图2、图3做出相应的分析以及讨论。

从巷道围岩应力看, 采用U型棚和注浆加固巷道围岩的应力相对其他方案要大, 这说明在巷道采用加固措施前巷道围岩屈服深度已趋于相对稳定, 采用注浆加固了巷道松动圈范围内的破碎岩体, 防止破碎岩体的松动。

从石门围岩位移量看, 采用扩刷架U29型棚支护+壁后深浅孔注浆联合支护能有效降低塑性屈服范围, 注浆加固了巷道2.5m范围内的破碎围岩, 在巷道使用期间深部围岩对加固体的作用力相对其他方案大, 这说明采用U型棚和注浆加固体承受深部围岩的载荷, 同时支护结构受力大。两帮和顶板注浆加固作用明显, 而底板塑性区增加。注浆加固有效的控制了围岩的变形, 顶底板的位移量明显降低。注浆后的变形量主要是在石门底板, 而顶板和两帮的变形量远小于没有注浆石门, 这也说明加固两帮和顶板能有效的控制石门底鼓。以上为进行选择和设计注浆预加固参数提供了依据。

5 问题与讨论

综上所述, 在巷道采用加固措施前巷道围岩屈服深度已趋于相对稳定, 采用注浆加固了巷道松动圈范围内的破碎岩体, 防止破碎岩体的松动。采用U型棚和注浆加固体承受深部围岩的载荷, 同时支护结构受力大。两帮和顶板注浆加固作用明显, 而底板塑性区增加。以上为进行选择和设计注浆预加固参数提供了依据。

摘要：随着社会的不断进步, 经济水平的不断提高, 煤矿企业也在不停的提高自身的经济效益和社会效益, 但是在煤矿生产过程中, 煤矿事故在井下经常会出现, 主要有突水、瓦斯、顶板、粉尘等事故, 然而, 这些事故中最为经常发生的是顶板事故, 占到整个煤矿事故的百分之六七十左右, 这类事故已经引起了煤矿企业的领导的高度重视和关注。所以控制顶板破坏与变形, 可以通过预注浆加固围岩的方式来有效控制围岩变形。本文主要借助于flac数值模拟软件对注浆郁加固控制围岩变形进行了仿真模拟, 并且得出了相关的结果, 为进行选择和设计注浆预加固参数提供了依据。

预变形设计 篇3

渗碳淬火作为主流的硬齿面齿轮制造工艺得到广泛应用, 但其突出问题在于如何将齿轮经渗碳淬火处理后的热处理变形控制在理想范围之内。渗碳淬火齿轮常规的制造工艺流程为:锻造—正火—粗车—调质—半精车—滚齿—倒角—渗碳 (非齿部涂防渗剂) —淬火—喷砂—精车—磨齿—插键槽。为避免过早出现点蚀、断齿等质量问题, 先对齿面进行深层渗碳。根据以往经验, 薄片齿轮和薄壁齿圈在淬火后会发生较大变形, 如果控制不好, 将严重影响齿轮产品质量。因此, 掌握渗碳淬火变形原因及其规律并采取针对性的措施加以控制, 对于大型薄片齿轮和薄壁齿圈显得尤为重要。本文提出了一种“预变形”的解决方案, 可达到减小薄片齿轮和薄壁齿圈渗碳淬火变形的目的。

1 齿轮渗碳淬火变形原因及其影响因素

热处理变形是指工件经热处理后, 其形状和尺寸发生变化的一种物理现象, 主要是指工件的淬火变形[1,2]。引起热处理变形需3个条件, 即应力、塑性和作用时间。其中应力主要是指热处理过程中产生的热应力和组织应力等内应力, 应力之间相互叠加、影响, 形成最终导致工件变形的残余应力, 当残余应力超过材料屈服强度时工件就会发生变形。

1.1 齿轮渗碳淬火变形原因

随着淬火快速冷却过程的进行, 当温度在Ms点以上, 工件发生的变形是热应力单独作用引起的, 这是由于工件表面和心部冷却速度不一致造成的;当温度在Ms点以下, 工件发生的变形主要是由组织应力作用引起的, 这是由于马氏体比容比奥氏体大, 齿轮渗碳后齿面含碳量高, Ms点低, 而心部含碳量低, Ms点高, 因此淬火时一般先从心部开始相变, 然后, 相变逐渐向外扩散, 当齿面发生马氏体相变时, 体积膨胀, 此时心部组织已成为马氏体, 较难发生塑性变形, 最终在齿面形成残余压应力[3]。

齿轮经渗碳淬火处理后发生变形主要是由零件在机加工过程中产生的加工应力、热处理过程中产生的热应力和组织应力以及在自身重力等共同作用下引起的。对于大型薄片齿轮和薄壁齿圈等易变形结构齿轮, 渗碳淬火变形则表现得更加明显。

1.2 影响齿轮渗碳淬火变形的因素

影响齿轮渗碳淬火变形的因素众多, 主要包括齿轮的结构设计、原材料及冶金质量、锻造过程、预备热处理、机加工过程、渗碳淬火工艺及设备等。当某一个或几个方面具体环节出现如图1所示的问题时, 就很可能导致渗碳淬火变形的失控。其中结构设计、原材料等属于固定的特征性因素, 而冷、热工艺则属于变化的过程性因素。一般而言, 对于特征性因素引起的渗碳淬火变形, 通过对变形规律的总结, 较易进行有效的控制;而过程性因素存在诸多的不确定性, 引起的渗碳淬火变形往往难以控制[4]。

2 薄片齿轮和薄壁齿圈渗碳淬火变形

矿用挖掘机传动齿轮箱中有为数不少的薄片齿轮 (齿顶圆/齿宽≥8, 如提升、推压齿轮箱中二档齿轮 (如图2所示) 及薄壁齿圈 (如提升大齿圈, 如图3所示) , 材料为17CrNiMo6和20CrNi2Mo, 精度等级为6级, 形状基本对称, 传递较大功率, 工作过程中齿面冲击现象严重。

通过在实际生产过程中对齿轮渗碳淬火变形数据进行测量和分析, 结果表明:齿轮渗碳淬火变形影响产品质量和使用寿命, 主要表现在齿顶圆、公法线和齿形、齿向等的变形, 这些变形之间又是相互关联的[5]。

2.1 渗碳淬火变形对齿顶圆的影响

齿轮渗碳淬火后不但齿顶圆尺寸涨大, 涨量不均匀, 而且还会发生锥度、椭圆等变形。

齿顶圆形状发生“锥度”变形, 是由于自重、高温渗碳引起的蠕变和淬火时加热、冷却温度不均引起的, 主要与渗碳淬火时装卡方式有关。如果是单件齿轮淬火, 变形呈“朝鲜鼓”形 (两端变形量大、中间变形量小) ;如果是多件齿轮在吊具上重叠挂装淬火, 则两端 (上、下) 的齿轮呈锥度变形, 如图4所示。每个齿轮的外径形状变化相当于一个“锥度”变化和“朝鲜鼓”形变化的迭加。

齿顶圆形状发生“椭圆”变形, 是由于材质不均匀、装炉方式不当等原因使得齿轮产生不均匀涨缩和不对称变形。大型薄壁齿圈在渗碳淬火后常发生此种变形[6]。

2.2 渗碳淬火变形对公法线的影响

齿轮经渗碳淬火处理后, 公法线尺寸会涨大, 且沿齿宽方向涨大量不同, 一般说来, 齿宽两端公法线涨大量比中间大。

影响公法线涨量的因素主要有:①淬透性, 如果选用的材料淬透性相对较好, 渗碳淬火后公法线尺寸涨量就较大, 反之则较小;②正火, 如果正火不充分, 组织就不均匀, 也会影响公法线涨量;③切齿工艺, 插齿齿面加工应力小且均匀, 沿齿宽方向应力差值也小, 而滚齿齿面加工应力波动较大, 因此渗碳淬火后滚齿齿面比插齿齿面公法线涨量大, 此外, 齿面粗糙度越低, 渗碳淬火后公法线涨量就越小;④淬火介质, 室温油冷却比热油冷却公法线涨量大[7]。

2.3 渗碳淬火变形对齿形和齿向的影响

通常情况下, 齿轮渗碳淬火后齿形变形规律为压力角增大, 这是由于材料组成成分及锻造、机加工造成的预应力, 又加之在高温下进行渗碳, 易产生金属流动变形而表现为“塌顶”, 总的趋势是轮齿齿顶减薄、齿根膨胀, 如图5所示[8];斜齿轮齿向变形规律为螺旋角减小 (左旋向左、右旋偏右) , 如图6所示。值得注意的是, 齿轮的齿形、齿向误差, 并不单纯由压力角、螺旋角变化引起, 上述变形规律仅仅是一种主要的变形趋势。

渗碳淬火后斜齿轮齿向变形比直齿轮大, 因为螺旋角越大对齿向的影响就越大。齿向变形除与螺旋角大小有关外, 还与齿轮模数、齿宽、齿数和渗碳层深度密切相关, 齿数越少、齿宽越宽、渗碳层越深均会增大齿向变形。

斜齿轮在滚齿时受到很大的侧挤压力, 会产生很大的加工应力, 渗碳淬火后不可避免地会发生端面翘曲。齿轮以中心向上浮起, 形似荷叶, 大型薄片齿轮表现得尤其明显。螺旋角变形量与齿顶圆锥度和端面翘曲方向等因素密切相关。

3 薄片齿轮和薄壁齿圈渗碳淬火预变形处理

所谓“预变形”处理, 即按照齿轮渗碳淬火变形规律, 在渗碳淬火前用机加工方法对齿轮某些参数 (例如齿顶圆尺寸、螺旋角等) 进行修正以施加反变形, 预先施加的反变形便会与热处理变形相抵消, 从而达到减小齿轮渗碳淬火变形的目的。如设工件名义尺寸为L, 预变形量为±ΔL, 则渗碳淬火前应按照工艺尺寸L′=L±ΔL进行预变形加工。

预变形处理的关键是正确确定预变形量, 而预变形量的确定依据是在对薄片齿轮和薄壁齿圈渗碳淬火后的变形数据进行测量、分析、总结和积累的基础上得出的, 其前提条件是严格控制各环节, 尤其是渗碳淬火过程, 使变形最终趋于稳定。

3.1 薄片齿轮和薄壁齿圈齿顶圆预变形处理

在实际生产过程中, 齿轮在渗碳淬火前齿顶圆已加工至尺寸, 渗碳淬火后发生的诸如齿顶圆尺寸涨大、形状锥变或椭圆等变形若超出特定范围, 会严重影响齿轮箱运行声音。

对于齿顶圆尺寸涨大问题, 薄片齿轮和薄壁齿圈可分别按表1确定预变形量, 渗碳淬火前按工艺尺寸 (名义尺寸-预变形量) 加工齿顶圆, 渗碳淬火后齿顶圆涨大量与预变形量相互抵消, 从而达到减小齿顶圆变形的目的。

对于齿顶圆形状发生锥变、椭圆等问题, 可在磨齿时增加齿顶倒圆代替手工齿顶倒角, 从而保证了齿顶圆尺寸沿齿宽方向的一致性。

mm

3.2 薄片齿轮和薄壁齿圈齿向预变形处理

为保持齿根的残余压应力, 渗碳淬火齿轮在磨齿时只磨有效齿面而不磨齿根, 同时要求齿面两侧磨削量均匀, 渗碳淬火后若齿向变形过大, 超出滚齿时齿部预留的公法线余量, 则磨齿时齿面无法正常完全磨起;若继续磨齿直至齿面完全磨起, 则公法线减小而磨削量增加, 不仅会导致齿面渗碳层和有效硬化层深浅不均、齿面残余压应力分布不均, 还会导致有效齿面与齿根过渡曲线之间出现“台阶”现象, 加剧齿轮箱运行过程中的振动及噪声问题。

对于齿向变形问题, 薄片齿轮和薄壁齿圈滚齿时按工艺螺旋角 (名义螺旋角+预变形量) 进行加工, 渗碳淬火后螺旋角减小量与预变形量相互抵消, 从而达到减小齿向变形的目的。

薄片齿轮和薄壁齿圈可按式 (1) 计算螺旋角预变形量fβ:

其中:fHβ为螺旋线倾斜偏差, μm, 可通过齿轮检查仪测量得出;β为螺旋角;Lβ为螺旋线计值范围, mm。

3.3 其他

除上述提到用机加工方法对齿顶圆、螺旋角进行预变形处理以减小齿轮渗碳淬火变形外, 还应注意加工应力和表面粗糙度对其的影响。例如插齿与滚齿相比, 加工应力小且均匀, 沿齿宽、齿高方向的应力差值也小, 渗碳淬火后对齿形、齿向影响就小;齿面粗糙度越低, 渗碳淬火后公法线涨量就小。因此, 控制齿面加工应力和提高齿面粗糙度均有助于减小齿轮渗碳淬火变形。

4 结语

本研究并未从根本上减小渗碳淬火变形, 仅仅从机加工方面进行研究, 治标而不治本, 具有一定的局限性。影响齿轮渗碳淬火变形的因素众多且彼此之间又相互影响, 如何进行有效地控制仍然是一个亟待解决的棘手问题, 有待于国内外专家、学者做进一步的研究。

摘要：矿用挖掘机传动齿轮箱中的薄片齿轮和薄壁齿圈在经渗碳淬火处理后易发生较大的热处理变形, 针对此, 提出了“预变形”的解决方案, 即在渗碳淬火前对齿轮的齿顶圆和齿向施加反变形, 可有效地达到减小渗碳淬火变形的目的。

关键词：矿用挖掘机,薄片齿轮,薄壁齿圈,渗碳淬火,预变形

参考文献

[1]李宝奎, 王爱香, 顾敏.渗碳淬火齿轮畸变控制技术的研究现状[J].金属热处理, 2006, 31 (12) :6-11.

[2]李慧云, 高仲达.薄壁齿轮及薄大齿轮渗碳淬火变形问题的研究[J].宁夏工学院学报, 1997 (4) :30-33.

[3]刘建明, 朱小清.汽车渗碳淬火齿轮的表面残余应力研究[J].机械工人:热加工, 2006 (2) :50-51.

[4]顾敏.材料和热处理工艺因素对渗碳淬火齿轮畸变的影响[J].机械工人, 2007 (10) :17-18.

[5]仲复欣, 朱建海.大型重载齿轮渗碳淬火的变形[J].机械传动, 1994, 17 (3) :44-50.

[6]吴长浩.大型齿轮、齿轮轴渗碳淬火的变形及控制[J].热处理技术与装备, 2008, 29 (6) :59-60.

[7]吕永顺.怎样减小渗碳淬火齿轮公法线长度超差[J].机械工人, 1997 (11) :23-23.

预变形设计 篇4

随着经济的飞速发展,石油天然气工业日新月异,而石油天然气的输送要求管线钢具有更高的强度、更低的屈强比、更高的均匀延伸率以及高的韧性,同时也应具备较好的塑性及耐酸性腐蚀、应力腐蚀等性能。为适应油气输送对管道的要求,我国输油管道用钢从20世纪八九十年代的铁素体-珠光体微合金管线钢发展到目前的准多边形铁素体、粒状贝氏体、板条状贝氏体和马氏体/奥氏体(M/A)构成的多相组织管线钢,完成了第一代产品到第三代产品的转变[1]。

过去国内外普遍采用以粒状贝氏体和/或板条贝氏体等中低温相变组织管线钢,低碳贝氏体钢性能优良且成本低廉[2],然而,其服役安全可靠性,特别是延性裂纹止裂等关键问题还未能得到解决。X90管线钢未大量应用于管道铺设,基本处于实验阶段,但相对于X70、X80管线钢具有更高的抗拉强度、均匀延伸率以及韧性,具有更低的屈强比,在复杂地质环境具有很好的使用优势。由于在管道铺设过程中的复杂地质变动,管线钢需要承受不同的应力,而国内外很少有对管线钢预变形方面的研究[3,4,5,6,7],因此,本实验通过对X90管线钢预拉伸,分析预拉伸对X90管线钢力学性能以及组织的影响,从而控制管线钢预应变,确定合理的变形范围,在应对复杂地质环境方面具有十分重要的意义。

1 实验

1.1 实验材料

试验材料为某管道厂提供的X90大变形管线钢管,为直缝埋弧焊管,无防腐层,管道规格Φ1219 mm×16.9 mm×12000mm。采用CS-444型碳硫分析仪、氢氮氧测定仪以及Spectrovac-2000型直读光谱仪进行化学成分分析,其化学成分如表1所示。

1.2 试样制备及实验设备、方法

利用线切割将管线钢切割成板状预变形拉伸试样,外围尺寸210mm×42mm。试样标距范围内的尺寸为100mm×32mm×12mm。

由于管线钢在服役过程中经过复杂地质段会发生毫米级微量变形,故对试样进行模拟拉伸。在WDW-100D型电子万能试验机上对预拉伸试样进行拉伸,采用位移控+力控,依据GB/T 228.1-2010拉伸速率定为2mm/min,在屈服阶段对试样预应变分别为0.5%、1%、2%、4%、6%。

在母材及不同预拉伸试样标距段取样,包括拉伸试样和冲击试样。依据国标GB/T 228.1-2010和GB/T 229-2007制样,拉伸标距段尺寸为70mm×5mm×20mm,冲击试样为10mm×10mm×55mm的标准夏比冲击试样。

拉伸采用WDW-100D型电子万能试验机,拉伸速率1mm/min,通过微机系统得出位移-力的图像数据,利用origin8.0绘图转化为应力-应变做后续分析;V型缺口冲击试验在室温下利用JB-300摆锤式冲击试验机进行,重复3次取平均值作为最终结果;金相试验采用01#-07#进行粗磨,2000#和5000#进行精磨,然后在预磨机和抛光机上抛光,腐蚀液采用4%的硝酸酒精溶液,采用DMIE 200M金相显微镜及Zeiss EVO MA15型扫描电子显微镜进行金相组织观察;断口形貌采用Zeiss EVO MA15型扫描电子显微镜观察,并采用Oxford Instrument型能谱仪进行微区成分分析。

显微硬度测试采用HV-1000(Z)显微硬度计,加载载荷1000g,对经预变形后的拉伸试样进行显微硬度测试,测试点分布如图1所示。分别对预拉伸试样中间层、近边缘以及边缘层进行显微硬度测试,研究预变形对X90管线钢服役管道各部位硬度的影响。

2 结果与讨论

2.1 预变形对显微组织的影响

图2为母材及预拉变形后X90管线钢的组织形貌。由图2可以看出,X90管线钢为超细晶粒钢,显微组织下可见原始奥氏体周围分布大量的多边形铁素体,原奥氏体尺寸大约为40μm,而多边形铁素体尺寸则在10μm以下。试样母材组织为准多边形铁素体、板条贝氏体和马氏体/奥氏体(M/A)为主的多相组织[8,9]。X90管线钢碳含量很低,决定了其组织主要由铁素体等组成,而且富含各种有助于强度和韧性提高的元素Nb、Cr、Ni、Mo、Ti等,使得X90管线钢具有很高的拉伸强度及塑性,均匀变形率较高,微合金元素可细化晶粒、强化析出,从而提高韧性等,在预拉伸过程中具有良好的力学性能。

由图2(c)及(e)明显可见,X90预拉伸后,相对于母材组织,晶粒出现粗化,并且位错大量塞积,部分晶粒出现破碎,其位错密度大幅度提高,且位错间相互缠结聚集甚至生成亚晶界。根据位错理论,位错密度的增加可以显著地提高材料的强度,高密度位错堆积引起的粗大晶粒破碎以及产生的亚晶粒,可以进一步提高材料的强度,并且细化的晶粒还可以提高材料的塑性。预拉伸量越大,塑性变形越大,晶粒越大,呈现出晶粒之间的不均匀分布,并且伴随着新相的析出,新相主要沿晶界、亚晶界析出,密度较小。晶粒沿拉伸方向被拉长,从而消除了沿轧制方向的晶粒扁状特点。

2.2 预变形对室温拉伸性能的影响

对X90管线钢进行0%、0.5%、1%、2%、4%的预拉伸,对不同预拉伸试样标距段取标准拉伸试样,试样室温拉伸性能与预变形量的关系如图3所示。

从图3可以看出,经过预变形后试样的抗拉强度(Rm)和屈服强度(Rp0.2)均升高,抗拉强度升幅低于屈服强度,屈强比较母材未变形试样逐渐增加至0.96,延伸率降低,表现出明显的形变强化特点。当预变形量小于4%时,X90管线钢的强度随着预变形量的增加迅速提高,延伸率迅速降低,当预变形量为4%时,强度增加和延伸率减低幅度呈减缓趋势,并且强度稍微低于预变形2%,而断面收缩率也有一定的下降,但降速较小。未预变形试样的Rm、Rp0.2和At分别为760MPa、685MPa和28%,预变形量为2%时试样的Rm、Rp0.2和At分别为795 MPa、785 MPa和24.3%,预变形量增加到4%和6%时,试样的抗拉强度比变形2%时分别减少16MPa和41MPa,延伸率降低2.5%和4%。综合考虑强度和塑性,试样的预变形量应小于4%。由于本试验的预变形量采用塑性变形量,之后再拉伸加载,所以结果表现出明显的应变时效现象[10]。

预拉伸以后材料的Rm、Rp0.2、Fm与没有经过预拉伸的试样相比都有所增加,但最大力Fm的变化量很小,随着预应变量的增大,屈服强度也不断增加,但拉伸强度并没有改变,所以试样的屈强比将逐渐增大。随着预应变量的增加,材料的残余应力增加,形变强化得到加强,从而导致材料的屈服强度增加;而拉伸强度增加是由于经过预拉伸以后,材料的形变硬化指数增加造成的;屈强比反映管线钢塑性变形和强度容量能力,是管线钢性能和钢管安全性的重要表征,随着预拉应变量增大,管材的屈强比逐渐增大,而过高的屈强比会降低管线钢的均匀塑性变形能力和形变容量,使得管材缓和应力集中、松弛裂纹尖端局部应力和限制裂纹扩展的能力降低,损害管材的缺陷容量,对管线的服役安全性造成影响,所以应把屈强比控制在一定的范围之内[11,12]。

2.3 预拉伸变形对冲击韧性及断口形貌的影响

2.3.1 冲击韧性

在预拉伸试样(0%、0.5%、1%、2%、4%、6%)标距段取标准冲击试样,每根预拉伸试样取3组试样,每组3根,对每一种预拉伸变形的X90管线钢分别进行20℃(室温)、0℃、-20℃、-40℃的冲击试验及SEM冲击断口形貌观察。冲击试验结果如图4所示。

在试验温度范围内,剪切面积均为100%,说明材料保持韧性断裂,其韧脆转变温度低于-40℃;在同样条件下,纵向冲击吸收功要略高于横向,但差别不明显。相同的预应变下,冲击吸收功随温度升高而升高。在相同温度下,预应变量由0%逐渐增大至6%时,冲击吸收功先降低后增大。室温下,无预变形冲击试样冲击吸收功为291J,在2%预变形时,冲击功一直降低至235J,随后随着预变形量的增加,冲击吸收功又有较大的升高,在6%时升高至288J,这种现象可以由拉伸变形导致位错运动,组织变化以及形变强化来解释。

2.3.2 冲击断口形貌

图5为冲击断口的SEM图。由图5可知X90管线钢母材在常温下韧性很高,呈现出韧性断裂。在低温时,断裂冲击功明显降低。随着温度从20℃降低到-40℃,断口呈现平整态,表现出一种脆性断裂趋势,试样的冲击吸收功也随着温度的降低而降低。

由图5可知,母材及不同预拉伸变形后的冲击试样断口形貌呈现出韧性断裂。经过预变形后晶体内部存在大量高密度位错,且位错之间相互缠结,这种位错缠结形成的高密度位错区成为位错滑移的新障碍,随着塑性变形的进行,位错缠结区逐渐发展成为亚晶的胞壁,部分位错在位错运动过程中遇到晶界或第二相的阻碍而产生位错塞积;当位错塞积达到一定程度时,就会引起邻近晶粒的位错源开动,进而发生塑性变形或萌生裂纹。在2000倍扫描电镜下可看到断口有韧窝和细小的微孔以及第二相粒子,第二相粒子经EDS进行显微成分分析,主要为Nb的析出物。且可看出断口呈微孔聚集韧断形式,断裂前期,位错运动在第二相粒子处塞积,由于应力集中导致界面分离,形成微孔,微孔连接并长大最终发展断裂,从而形成断口韧窝状。经过预拉伸变形处理的X90母材断口韧窝很小,且第二相粒子很多,因此导致裂纹源很多,韧性不高;并且从0.5%~6%预拉伸变形试样断口看,预拉伸量越大,形成的韧窝微坑更多,第二相粒子析出越多,形成裂纹源,从而导致预拉伸量越大,抗冲击性能越低[13]。而未经过变形母材断口形貌相对于预拉伸试样断口韧窝更大,由于韧窝是在裂纹形成和扩展过程中塑性变形而形成的,故变形越大,吸收的冲击功越多,冲击韧性越好。

2.4 不同预变形对显微硬度的影响

图6为通过预拉伸以后X90管线钢母材中间层、近边缘以及边缘区的硬度分布情况。图6(a)为母材及预拉伸2%试样(中间层、近边缘层和边缘区)显微硬度分布图。由图6可以看出,母材硬度趋于一条直线,大约在241HV;经过预拉伸以后,纵向比较,试样标距中间硬度上升最高,向两边硬度依次逐渐降低;横向比较,边缘层至中间层显微硬度依次减小,最大显微硬度升高至273HV,增幅13.5%。

由图6还可见,随着预变形量的增加,显微硬度逐渐增加,在6%预变形量时硬度达到287HV,其边缘区硬度达到325HV。由于预拉伸导致的加工硬化,组织发生变化,并且位错的运动及塞积使得显微硬度增加,且在边缘区硬度均有显著增大,由此可见,在预拉伸时边缘金属逐渐向中间缩聚,从而导致外层金属运动大于内层金属,并且中间层受力均匀,相较于边缘区变形量小,故显微硬度增量比边缘区少。现场管道安装时,由于地势原因,需要对管道进行局部弯曲及冷弯加工,此时管道弯曲的角度以及半径直接影响到管线钢硬度及韧性,当管线钢硬度过高时,韧性降低,均匀变形率在加工硬化以及位错的作用下降低,因此必须控制管线钢弯制角度和弯制半径。另一方面,在地质复杂区域,微量的管道线路变形时常发生,对管线钢的硬度亦会产生影响,使其升高,冰原地带管线钢硬度过高导致金属的脆性断裂,因此限制管线钢的变形量,降低硬度影响对油气输送具有重要的意义。

3 结论

(1)预变形会使X90管线钢母材晶粒长大、第二相偏析以及生成大量的高密度位错,提高强度,且屈服强度升幅较抗拉强度大,屈强比随着变形量的增加而增大,预拉伸6%时屈强比为0.96,不利于管线钢在复杂地质条件下的变形,在不损害材料塑性的情况下考虑形变强化容量,预变形量允许在4%以下,对管线钢的受力及均匀变形无太大影响。

(2)预变形使得X90管线钢均匀变形率降低至10%以下,在变形率大于4%以后抗冲击韧性降低,尤其是在低温冲击时,冲击功较室温下母材冲击功减少10%左右;而对硬度并无太大影响,最高升幅在100HV左右,试样中间硬度与母材相当,基本不变,在越靠近边界的位置,位错塞积程度越大,强度增加,硬度上升,从而均匀变形率降低。

(3)X90管线钢在服役过程中,地质变化导致其形变量在4%以下是钢管服役具有安全性保证范围。

摘要：采用拉伸试验、冲击试验、光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、显微硬度测试仪等研究了0.5%~6%预拉伸变形对X90管线钢显微组织及力学性能的影响。结果表明:随着预拉伸变形量的增加,X90管线钢晶粒增大,位错塞积导致强度增加,均匀延伸率下降,呈现典型的加工硬化特点,抗拉强度的增幅要小于屈服强度,屈强比增大;随着变形量的增加冲击吸收功逐渐由291J减小至235J,冲击试样断口的韧窝减小,伴随第二相粒子析出;显微硬度中间层较边缘区增加少,预拉伸在6%时边缘显微硬度为325HV。X90管线钢的预拉伸在4%以内能保证管线钢的正常服役。