关键词： 顶板
参数应力（精选八篇）
参数应力 篇1
合理的爆破参数是取得较好效果的关键, 较好的深孔爆破效果既能有效弱化坚硬顶板, 产生一定裂隙, 使顶板在超前支承压力的影响下, 随着工作面的回采进行, 在采空区后方一定距离有规律的冒落, 而又不能使顶板太破碎, 影响工作面的正常回采[1]。根据现有工作条件, 对超前深孔爆破工艺进行深入研究, 确定合理的钻孔、探孔、装药、封孔方式等, 使爆破工艺简单可行, 便于推广应用。
1 高应力条件深孔松动爆破参数
1.1 高应力条件下的压碎圈和裂隙圈计算
在掘进爆破中, 认为应当充分考虑岩石中的σz的影响, 并不能认为是0, 将岩石爆破中压碎圈和裂隙圈范围的确定问题简化为平面应变问题较好一些。戴俊在《柱状装药爆破的岩石压碎圈与裂隙圈计算》中没有考虑初始应力的影响[2], 在此基础上, 本文对此做了进一步的探讨, 并通过与现场实验的比较, 以期求得深部岩石爆破中压碎圈和破裂圈半径的正确计算。
在耦合装药条件下, 岩石中的柱状药包爆炸后, 向岩石施加冲击荷载, 按声学近似原理[3], 有
式中, P为透射入岩石中的冲击波初始压力;P0为炸药的爆轰压;ρ、ρ0为岩石和炸药的密度;Cp分别为岩石中的声速和D炸药爆速。
1.2 高应力条件下深孔松动爆破参数设计
1) 炮孔直径。炮孔直径大小直接影响钻孔效率、全断面炮孔数目、炸药单耗、爆破岩石块度。炮孔直径增大可以减少全断面的炮孔数目, 药包能量相对集中, 爆轰稳定性相应提高。在炮孔直径选择时应结合矿井现场情况, 综合考虑断面大小、炸药性能、钻孔速度等因素。使用接杆凿岩时经常使用的直径为50~60 mm, 使用潜孔钻机钻孔时常用73~120 mm。
2) 炮孔深度。炮孔深度是井下采掘中比较重要的爆破参数, 能影响到爆破放顶效果。合理的炮孔深度选择应以煤层砂岩顶板厚度、砂岩顶板岩性、煤层倾角等煤层赋存条件因素综合确定。
3) 最小抵抗线。最小抵抗线W是指装药中心到自由面的垂直距离。在高应力条件下深孔松动爆破最小抵抗线可以根据裂隙圈的长度确定。
2 高应力条件深孔松动爆破参数数值计算
2.1 数值计算模型
在数值计算模型中, 钻孔直径取为75 mm, 计算范围取钻孔直径的60倍左右, 即4.5 m。划分网格时岩体采用三角形平面应变单元, 炸药采用四节点平面应变单元, 无限边界采用四节点平面应变无限单元, 最终网格及炮孔周围局部放大图如图1所示。
2.2 单孔爆破数值计算结果及分析
图2~3分别为不同应力条件下, 不同时刻岩体爆破破坏云图。从图中可以看出, 初始应力对破碎范围和破碎形态均有较大影响。
2.3 初始地应力对裂隙扩展的影响
图4~5分别是初始地应力为0和26.5 MPa时的压力云图。裂隙区半径随初始地应力的大小变化曲线如图6所示。从图中可以看出, 当水平地应力与垂直地应力相等, 即k=1时, 裂纹在粉碎区外以装药中心为圆心呈放射状分布, 裂纹长度大小基本相等, 主裂纹不明显[4]。随着初始地应力的增大, 裂隙区半径减小, 当初始地应力为26.5MPa时, 裂隙区半径从初始地应力为0时的74.72 cm减小至47.47 cm, 减小36.5%, 但裂纹分布规律与图7不同时刻岩体破坏云图 (考虑初始应力) 基本相同。
根据数值计算结果, 得出如下结论:
1) 随着初始地应力的增大, 裂隙区半径减小, 岩石相对难爆, 因此, 在深部岩体爆破设计时, 宜适当减小炮孔间距。
2) 数值计算结果表明较小初始应力方向上的裂纹长度相对较短, 因此, 爆破设计时宜在该方向上相对减小炮孔间距。
2.4 双孔爆破数值计算结果及分析
2.4.1 不考虑初始应力影响
图7为不考虑初始应力影响时不同时刻岩体破坏云图。两炮孔间距为2 m, 从图中可以看出, 由于两个炮孔爆破后应力波的叠加效应, 两个炮孔可以完全贯通。
2.4.2 考虑初始应力影响
图8为考虑初始应力条件下间隔2.0 m的两个炮孔爆破后不同时刻岩体破坏云图。从图中可以看出, 在12.5MPa初始条件下, 虽然在两个炮孔的中间位置一定范围内也产生了裂隙, 但是, 两个炮孔并没有完全贯通, 说明初始地应力削弱了两个炮孔的作用范围。
3 结论
本项目针对恒源煤电股份有限公司祁东煤矿3 245工作面顶板难以自然垮落, 煤层开采后在采空区形成大面积悬顶, 根据祁东矿3 245工作面现有工作条件和地质条件, 确定了超前深孔预裂爆破方案及合理参数, 采取超前深孔爆破预裂方法处理坚硬顶板, 取得了较好的社会经济效益, 具有广阔的推广应用前景。
参考文献
[1]牛锡倬.煤矿坚硬难冒顶板控制[J].岩石力学与工程学报, 1988, 7 (2) :43-52.
[2]戴俊.柱状装药爆破的岩石压碎圈与裂隙圈计算[J].辽宁工程技术大学学报:自然科学版, 2001, 20 (2) :144-146.
[3]王文龙.钻眼爆破[M].北京:煤炭工业出版社, 1984:242-245.
参数应力 篇2
利用汶川M_S8.0地震前后的GPS观测资料,借助Okada矩形位错模型反演汶川地震参数,进而应用反演所得地震参数,计算地震在其周围GPS资料负位错反演所得震前应变积累断层段上可能造成的`库仑破裂静应力变化,分析地震对其周围构造断裂应变积累的影响.结果表明,汶川震区呈显著逆冲兼右旋走滑同震变化,对甘川交界东段-甘川陕交界区、鲜水河断裂南段与安宁河断裂北端应变积累有一定程度影响,可能以增强作用为主.
作 者：张希 崔笃信 蒋锋云 ZHANG Xi CUI Du-xin JIANG Feng-yun 作者单位：张希,ZHANG Xi(中国地震局地震预测研究所,北京,100036;中国地震局第二监测中心,西安,710054)
崔笃信,蒋锋云,CUI Du-xin,JIANG Feng-yun(中国地震局第二监测中心,西安,710054)
参数应力 篇3
1室内实验研究
1. 1泥岩组分分析
实验样品取自川西蓬莱镇组地面泥岩天然露头, 利用室内衍射实验对泥岩进行了全岩矿物分析和黏土矿物分析, 其分析结果见表1和表2。从表2的分析结果中可以看出蒙脱石主要以伊蒙混成的形式出现, 并且含量较高, 混层比较大, 水化膨胀能力较强［13］。
1. 2水化膨胀应力实验
在地层中的泥岩与水基钻井液接触时发生水化膨胀, 但是由于受到周围围岩的约束作用, 不能产生体积变形, 从而产生抵抗该约束的作用力, 即为水化膨胀应力。因此在实验的过程中采用了固定体积方法［14］测量泥岩水化膨胀应力。实验之前, 将岩心在60 ℃ 的恒温箱中烘干直至其质量不发生明显变化。 实验过程中测量了泥岩在质量浓度为5%、10%、 20% 和饱和情况下的NaCl、KCl以及清水中的膨胀应力的变化情况。其结果见图1和图2。
从图1和图2中可以看出, 泥岩与水基钻井液接触后产生的水化膨胀应力随着时间的延长而逐渐增大, 一段时间后达到最大值并保持不变, 并且总体上泥岩在清水中产生的膨胀应力较大, NaCl溶液中次之, KCl溶液中最小。此外, 对于NaCl和KCl溶液, 随着浓度的增加, 产生的水化膨胀应力呈现逐渐减小的趋势, 但是由于泥岩中微裂缝的存在影响了泥岩水化能力, 从而导致了某些岩样在较大浓度溶液中产生的水化应力大于较低浓度溶液中的情况。
此外, 在井底的泥岩受到液柱压力的影响, 因此模拟了在不同液柱压力条件下泥岩膨胀应力变化情况, 其实验结果如图3所示。从图3中可以知道, 随着压力逐渐增加, 泥岩水化后产生的水化膨胀应力逐渐增加, 这种现象是因为在实验的条件下, 压力对黏土矿物水化的影响包括两个方面: 一是压力使泥岩孔隙和微裂缝闭合, 从而增大了毛细管的自吸作用, 促使水分子更快地进入黏土晶层间产生较大的膨胀应力, 另一方面是压力使泥岩表面水化和渗透水化作用加强。此外, 从图3也可以看到泥岩在NaCl溶液中产生的膨胀应力大于在KCl中产生的膨胀应力, 即说明钾盐对泥岩的水化具有抑制作用。
1. 3单轴抗压实验
每块岩心的水化膨胀应力测试实验结束后, 测量了岩石质量, 然后利用三轴实验仪测量了岩石的单轴抗压强度和弹性模量等力学参数。在实验的过程中, 载荷加载的速率为- 0. 5 mm/min, 负号表示岩石受压, 没有施加围压。实验结果如图4和图5所示。
从图4和图5可以看出, 泥岩吸水后进行单轴抗压实验时以脆性破坏为主, 这与现场中泥岩地层坍塌掉块失稳相吻合。此外, 在进行单轴抗压实验的过程中, 一些岩样在恒定加载速率的情况下受到的应力在一段时间内随着时间的延长而保持不变, 但是应变在逐渐变大, 该现象产生的原因是泥岩经过长时间的吸水后端面软化了, 如图6所示。
2结果分析
泥岩吸水后产生的水化膨胀应力以及其弹性模量和抗压强度均随含水量的变化而变化, 因此有必要研究它们之间的关系, 其分析结果如图7和图8所示。
在数据处理的过程中为了考虑长度对水化产生的膨胀应力的影响, 引入了线膨胀应力的概念, 即表示单位长度的泥岩水化膨胀产生的应力大小, 其值越大水化能力越强。由图7可知泥岩的含水量与线膨胀应力之间存在较好的线性关系, 由图8可知含水量与泥岩水化后的力学参数之间存在较好的指数递减关系, 但是由于岩心数量和岩心大小的限制, 不能很好地拟合出含水量与线膨胀应力和泥岩水化后力学参数之间的关系。
此外, 为了直观地表达出线膨胀应力与泥岩水化后力学参数之间的关系, 绘制了如图9所示的曲线关系图, 从该图中可以知道泥岩水化产生的线膨胀应力与泥岩水化后的力学参数之间存在较好的指数递减关系, 即随着线膨胀应力的增加, 泥岩的弹性模量和抗压强度逐渐减小。
3结论
( 1) 泥岩水化作用产生的膨胀应力的大小与水基钻井液中的离子类型和浓度有关, 其中在Na+溶液中产生的膨胀应力大于在K+溶液中产生的膨胀应力, 并且随着浓度的增加, 所产生的膨胀应力呈现减小的趋势。
( 2) 泥岩水化后产生的最大膨胀应力出现在泥岩与水基钻井液接触一段时间后。
( 3) 泥岩的含水量越大, 所产生的线膨胀应力越大, 并且水化后泥岩的力学参数越小。
( 4) 泥岩的线膨胀应力与水化后的力学参数之间存在指数递减的关系。
参数应力 篇4
关键词：井巷工程,预应力锚索,支护参数,确定方法
预应力锚索支护参数包括预应力大小、长度、直径、载荷、密度, 是预应力施加的关键所在, 也是本文论述的重点。
1 预应力锚索支护参数的确定方法
1.1 锚索预应力的确定方法
锚索支护分为锚杆与锚索联合支护、全锚索支护, 所以锚索预应力分为锚索与锚杆预应力、锚索之间的预应力。预应力是锚索的关键参数, 是形成相互重叠、相互连接的压应力结构的核心要素。锚索预应力大小与锚索的强度、直径、长度等锚索参数密切相关, 且锚索预应力分别与这些参数的大小正相关。在我国的井巷工程中, 锚索预应力是其拉断载荷的40~70%, 这与张拉设备、巷道围岩条件以及锚索材料有着密切的关联性。如果锚索的拉断载荷是260KN (直径15.2mm, 结构1×7) , 那么锚索预应力是104~182KN;如果锚索的拉断载荷是582KN (直径21.8mm, 结构1×19) , 那么锚索预应力是233~407KN。
1.2 锚索长度的确定方法
为了确保锚索锚固力达到设计要求, 锚索应锚固在较稳定岩层中, 这是确定锚索长度时首先应满足的前提条件。同时, 应尽量减少锚索长度, 这是因为锚索长度越长, 锚索预应力的主动支护性就越差, 甚至丧失其应有的作用。也就是说, 在预应力一样的情况下, 长锚索主动支护性能就明显低于短锚索。要想发挥长锚索的作用, 只有不断加大锚索预应力, 这也是通过加大预应力减少锚索长度的理论基础[1]。在一般的井巷工程中, 锚索不宜过长, 应控制在4~6m的范围内。
1.3 锚索直径的确定方法
锚索直径可根据锚索钻孔直径来进行确定, 两者相差6~10mm, 只有这样才能确保锚索索体直径应与钻孔直径匹配。比如, 锚索钻孔直径是30mm, 那么锚索直径应在20~24mm的范围内。
1.4 锚索载荷的确定方法
锚索载荷与其直径、材料、结构相关, 任何一个关联要素的变化都会导致锚索载荷发生较大的变化。比如, 直径15.2mm、拉断强度1860MP、结构1×7的锚索, 其载荷仅为直径21.8mm、拉断强度1860MP、结构1×19锚索载荷的44.7%。在复杂困难或锚索预应力要求较高的井巷工程中, 应尽量采用拉断强度高、直径大、非传统结构的锚索。
1.5 锚索密度的确定方法
锚索密度与锚索的拉断载荷、长度、预应力以及锚杆支护作用的大小有关。锚索密度应首先满足安全、支护效果的需要, 在满足上述要求的情况下, 可通过提高锚索的拉断载荷、长度、预应力来降低锚索密度。如果联合使用锚杆进行支护, 应充分发挥锚杆的支护作用, 降低锚索的支护压力, 继而通过增大锚索间排距来降低锚索密度[2]。总的来说, 应根据锚索的拉断载荷、长度、预应力以及锚杆支护作用来确定锚索密度。
2 存在的问题及改进建议
随着井巷工程施工技术的发展, 许多问题迎刃而解, 但就预应力锚索支护参数的确定而言, 还存在大量的问题, 本文指正了这些问题, 并提出相应的改进建议。
1) 还没有形成一套完整的理论来阐述锚索与围岩相互作用关系、与锚杆的协调支护作用, 对支护机理的诠释还不够系统, 相关的理论和说明亟待进一步研究和考证。2) 部分井巷工程过度强调锚索的支护作用, 导致锚杆的支护作用得到有效发挥, 造成支护材料的浪费。对锚索支护参数缺乏系统的研究, 不能有效降低锚索的密度和长度, 严重影响锚索的支护性能。3) 锚索支护材料较少、结构较为单一, 不能有效应对不同的围岩条件, 应不断开发新的锚索结构, 寻找新的锚索支护材料, 确保锚索的标准化、系列化发展。4) 缺乏高性能的施加设备, 影响高吨位、大直径锚索的施工, 应完善施加设备的结构与性能, 支撑锚索载荷的提升[3]。5) 锚索安装质量、速度有待进一步提高, 预应力损失严重, 应优化锚索施工工艺, 从技术的角度来降低预应力的损失, 在预应力满足设计要求的基础上, 提升锚索安装的质量、速度。6) 还没有形成科学的锚索工况、受力监测, 不能对支护效果和安全进行实时的监督和控制, 应逐步完善信息反馈机制, 提升监测的信息化水平。7) 应进一步完善相关的法律法规, 从法律或政策层面来约束预应力锚索各项支护参数的确定, 确保井巷工程的支护效果和安全性。
3 结论
1) 预应力锚索对围岩施加压应力, 利用深部围岩和外部围岩的承载能力来构建巷道围岩中的支护应力场。支护类型的不同, 预应力承载结构不同, 或是锚索之间形成的承载结构, 或是锚杆与锚索之间的承载结构, 其目的是保持围岩的完整性, 防止围岩的扩容变形影响井巷工程的施工安全。
2) 预应力是锚索的关键参数, 是形成相互重叠、相互连接的压应力结构的核心要素。预应力的大小一般是锚索拉断载荷的40~70%, 与锚索的密度、结构、长度密切关联。锚索并不是越长越好, 通常是4~6m, 可通过提高预应力来降低锚索的长度。
3) 不同的巷道围岩条件, 对锚索的材料、结构、密度、直径、长度的要求不同, 应根据巷道具体的围岩条件, 按照相应的方法来确定各项参数。
4) 在井巷工程中, 锚索预应力损失几乎无可避免, 但仍可采用相应的措施来降低损失, 这是锚索预应力施加的关键。
5) 在井巷工程中, 可采用新的锚索来解决巷道支护难题, 例如小孔径树脂锚固预应力锚索, 其大规模的推广与应用, 对锚杆支护应用范围的扩大也大有帮助。
6) 预应力锚索支护参数的确定事关锚索与锚杆协调作用的发挥、锚索支护参数的优化、锚索材料的选择、施工机具的性能、锚索支护规范、锚索与锚杆协调作用的发挥、锚索结构以及监测对象的选择等方面, 对井巷工程意义重大, 应在以后的工作中加大研究力度。
参考文献
[1]孙玉福.高强度锚索支护技术及在潞安矿区的应用[J].采矿与安全工程学报, 2010.
[2]张辉, 康红普, 徐佑林.深井巷道底板预应力锚索快速加固技术研究[J].煤炭科学技术, 2013.
参数应力 篇5
关键词：振动焊接,热输入,残余最大主应力,回归分析
0 引言
焊接时加热速度快、高温停留时间短, 而后自
然冷却, 这种不均匀加热和冷却过程必然导致焊接残余应力的产生[1,2]。焊接残余应力不但可能引起工艺缺陷, 而且在一定条件下将影响结构承载能力, 诸如强度、刚度和受压稳定性, 除此以外还影响到结构的加工精度和尺寸稳定性[3,4]。最大主应力是用来描述结构的实际受力情况的, 它的大小决定了结构是否出现断裂和受剪切破坏。
振动焊接 (vibratory weld conditioning, VWC) 是在焊接过程中对焊件施加周期性外力, 使熔池处于稳定的振动状态, 从而细化晶粒、降低焊接残余应力、优化接头性能的焊接工艺[5,6]。
本文以控制和降低焊接残余最大主应力为目标, 选取多种振动焊接工艺参数, 研究焊接热输入和振动加速度对残余最大主应力的影响, 并探讨其相关性, 确定了以降低残余最大主应力为主要目标的最佳工艺参数, 为实际工程中振动焊接参数的选择提供参考。
1 试验系统与工艺
1.1试验系统
被焊母材为Q345B钢, 试板尺寸为300mm×200mm×12mm, 共12块, 采用平板表面振动埋弧堆焊。焊材是直径为4mm的H10Mn2埋弧焊丝及熔炼焊剂HJ431。
为细化工艺参数, 选择3种焊接热输入量与4种振动加速度相匹配, 进行振动焊接, 焊接速度均为40cm/min。具体过程为:将12块试板分为3组, 对每组中的4块试板分别采用0、6、10、15m/s2的振动加速度;第1组焊接电流和电压分别为444A和34.2V (焊接热输入q=22.8kJ/cm) , 第2组为500A和35.5V (q=26.6kJ/cm) , 第3组为550A和38.3V (q=31.6kJ/cm) 。
图1所示为试验系统原理图。该系统主要由试验工作台、埋弧自动焊机、激振器及振动加速度跟踪系统、温度测量系统构成。
1.工作平台 2.被焊试板 3.焊枪 4.橡胶垫圈 5.加速度传感器 6.激振器7.热电偶 8.测温仪 9.PC机 10.放大、滤波电路 11.加速度显示12.调速机构 13.转速显示 14.打印机
1.2残余应力的测量
待焊缝冷却至室温后用盲孔法[7]测量残余应力。在每条焊缝中心共测3点, 测点位置分布如图2所示。
2 振动对残余最大主应力的影响
表1所示为每块试板3个测点的残余最大主应力 (σmax) 测量结果。图3所示为每块试板残余最大主应力测量结果平均值。
1.q=22.8kJ/cm 2.q=26.6kJ/cm 3.q=31.6kJ/cm
从图3可以看出:在较小焊接热输入 (q=22.8kJ/cm) 下, σmax随着振动加速度的增大而减小, 且趋势明显;在中等焊接热输入 (q=26.6kJ/cm) 下, σmax在10m/s2的振动加速度下有个陡降的过程, 下降了84.8%, 在此加速度下的σmax最小;增大焊接热输入至31.6kJ/cm, 在加速度由0、6m/s2到10m/s2的增加过程中, σmax的变化甚微, 只有当加速度足够大 (大到15m/s2) 时σmax才有明显降低, 降低了40%。以上结果说明, 对应于不同焊接热输入下的残余应力对振动加速度有一定的选择性, 采用较大焊接热输入时, 焊缝中的残余应力较大, 只有振动加速度达到一定程度时才足以消除其中的峰值残余应力。
3 相关性分析
为了全面分析振动参数对残余最大主应力的影响, 本文在实测数据基础上采用均值插入法增补中间估计值, 再对结果进行多元非线性回归分析。这样既充分利用了原始数据提供的大量信息, 又避免了数据离散的弊端, 还兼顾了试验结果的可靠性。
计算数据如表2所示, 表中的黑体数据即为插入的σmax数值, 其余为试验结果。
通过分析试验曲线特征及经过多次拟合后认为, 一元三次多项式回归方法更适用于本试验结果, 回归方程为:
σmax=A+B1a+B2a2+B3a3 (1)
即
式中, A、Bn (n=1, 2, 3) 分别为与焊接热输入有关的回归方程系数。
回归曲线如图4所示。通过回归计算得到的回归方程系数与热输入之间的关系曲线如图5所示。
1.q=22.8kJ/cm 2.q=26.6kJ/cm 3.q=31.6kJ/cm
在图5中的回归系数中插入中间值, 并对扩充数据后的系数A、Bn分别进行一元二次回归, 回归方程分别为
式中, a1、a2、a3为回归系数。
回归后得到的关于A、Bn的系数如表3所示。回归结果分别如图6、图7所示。
应用以上回归方程对原始实测数据进行验算, 图8所示为回归计算值与实测值的比较。从图8中可以看出, 回归值与实测值较一致。
利用回归结果得到不同热输入下的残余最大主应力—振动加速度关系, 如图9所示。从图9可以看出, 在低振动加速度 (a≤3m/s2) 时, σmax随着焊接热输入的增大而增大;对于中小焊接热输入 (23～30kJ/cm) 时, σmax随a的变化规律大致相同, 振动降低焊接残余应力的效果显著, σmax下降幅度达34%～40%;对于高热输入 (q>30kJ/cm) , 当a>10m/s2时, 才出现σmax下降的趋势, 且下降幅度较大, 为31%。
1.q=22.8kJ/cm 2.q=24.7kJ/cm3.q=26.6kJ/cm 4.q=29.1kJ/cm5.q=31.6kJ/cm 6.q=32.0kJ/cm
工程实践中, 若仅考虑残余应力水平的要求, 焊接热输入在22.8～32kJ/cm范围时, 振动加速度选取在10～15m/s2范围内, 可获得较低的残余最大主应力。
4 结论
(1) 对应于不同焊接热输入下的残余最大主应力对振动加速度有一定的选择性, 在较小焊接热输入下, σmax随着振动加速度的增大而减小, 且趋势明显;在中等焊接热输入下, σmax在10m/s2的振动加速度下残余应力最小;而对于较大焊接热输入, σmax也较大, 只有振动加速度大到一定程度时σmax才有明显下降。
(2) 建立了焊接热输入、振动加速度与残余最大主应力的相关性关系曲线, 确定了以降低残余应力为主要目标的最佳工艺参数, 认为焊接热输入在22.8～32kJ/cm范围时, 振动加速度选取在10～15m/s2范围内, 可获得较低的残余最大主应力。
参考文献
[1]Garland J G.Weld Pool Solidification Control[J].Metal Construction and British Welding Journal, 1974, 6 (4) :121-127.
[2]David S A, Liu C T.Modification of Weld FusionZone Grain Structure in Thorium-doped IridiumAlloys[C]//Grain Refinement in Castings andWelds.New York:The Metallurgical Society ofAIME, 1983:249-258.
[3]张德芬, 宋天民, 陈孝文.机械振动焊接对残余应力的影响及机理分析[J].抚顺石油学院学报, 2001, 21 (1) :53-56.
[4]张国福, 宋天民, 尹成江, 等.机械振动焊接对焊缝及热影响区金相组织的影响[J].焊接学报, 2001, 22 (3) :85-87.
[5]Kou S, Le Y.Improving Weld Quality by Low Fre-quency Arc Oscillation[J].Welding Journal, 1985, 64 (3) :51-55.
[6]Tewari S P, Shanker A.Effects of Longitudinal Vi-bration on Tensile Properties of Weldments[J].Welding Journal, 1994, 73 (11) :272-276.
参数应力 篇6
利用墩的柔度去适应由于混凝土收缩、预应力、温度变化和徐变所引起结构的位移, 预应力混凝土连续刚构桥能够更好发挥其力学特性, 所以大跨度预应力混凝土连续刚构桥在桥梁选型中颇受欢迎。但在实际应用中, 由于结构分析量大, 细节繁琐, 设计参数的选取往往没有根据实际情况进行分析比较从而得出其最合理的取值, 而是根据工程经验以及规范要求, 因此, 对于连续刚构桥设计参数的合理性研究是很有必要的。近10年来, 国内外学者在该方面研究中取得了一定成果[1,2]。2000年, 长安大学徐岳等建立了墩顶荷载与双薄壁墩单墩内力之间的关系, 给出了连续刚构桥双薄壁墩参数设计方法[3]。2003年, 李杰采用回归的方法拟合出刚构桥双薄壁墩的壁厚、墩高、双肢间距与跨径之间的计算公式[4]。2007年, 合肥工业大学杨爱武分析了影响箱梁受力的一些主要结构设计参数[5]。2008年, 湖南大学李明燕运用正交设计法、遗传算法、神经网络以及两种方法的组合对连续刚构桥进行多目标优化计算[6]。综上所述, 国内学者对连续刚构桥的合理参数研究取得了一些成果[7,8], 但是可以借鉴的资料还不是很充分。
本文以某大跨度预应力混凝土连续刚构桥为工程实例, 通过建立不同的数值模型, 对刚构桥梁底曲线形式、主梁支点高跨比、跨中高跨比及主墩合理刚度等几个方面进行研究。
2 计算模型及结构设计参数分析
以某大跨度预应力混凝土连续刚构桥为原型, 该桥上部结构跨径布置为61 m+115 m+61 m, 主梁为分离式单箱单室箱梁, 桥梁全宽10 m, 其中两侧人行道各宽1 m, 行车道宽8 m;桥面横坡为双向2%, 单箱顶宽为9.5 m, 底宽为5.5 m, 翼缘悬臂宽2 m;箱梁在墩支点处的截面高度为6.5 m, 在跨中及端支点处的高度为2.6 m, 箱梁底板上缘及底板下缘均按二次抛物线变化。
运用MIDAS/CIVIL软件建立不同设计参数的结构模型, 原桥模型有107个节点、100个单元, 如图1所示。主梁、主墩及横隔板的材料都为C50混凝土, 预应力筋为钢绞线 (1 860 MPa) 。模型设计时考虑的荷载有很多, 如结构自重、车道荷载、预应力等, 但具体分析时只对结构自重、车道荷载及组合荷载作用下的应力及位移进行计算比较。
2.1 梁底曲线线形因素影响分析
在大跨PC刚构桥设计中, 主梁常用的截面形式是变截面箱梁, 梁底设计为曲线状。有关梁底曲线设计参数的研究在整个桥梁设计中占有举足轻重的地位, 因为这会影响到桥梁的结构受力、外形以及工程造价等。为了更好的研究不同梁底曲线线形与主梁结构自重、受力及位移间的关系, 采用MIDAS/CIVIL软件对梁底抛物线幂次值取1.5次、2.0次、2.5次这3个具有代表性的模型进行分析计算, 分析比较了在自重、车道荷载及组合荷载作用下主梁9个关键截面处的应力、位移。限于篇幅, 本文只给出在自重作用下, 不同梁底曲线条件下主梁关键截面应力大小, 具体情况见表1。
由表1可以看出, 梁底曲线幂次变化趋势与主梁支点上、下缘应力变化趋势负相关, 说明随着梁底曲线幂次增加, 主梁支点截面应力得到改善;主梁支点中间所有检测截面的上、下缘应力均增大;1/4L及3/4L截面处上缘拉应力增量最大, 为1.69 MPa;3/4L截面处下缘压应力增量最大, 为3.1 MPa。
随梁底曲线幂次的增大, 主梁压应力减小, 因此连续刚构桥梁底曲线幂次的选取不应仅局限于1.5次~2.0次, 2.5次也可尝试。考虑到要充分发挥混凝土的受压性能, 在设计连续刚构桥梁时应尽量避免拉应力出现。因此, 从拉应力及材料数量、压应力方面综合考虑, 大跨度连续刚构桥主梁下缘曲线幂次不宜太大也不宜太小, 宜取1.5~2.5。
2.2 主梁高跨比因素影响分析
主梁高跨比是连续刚构桥的重要设计参数之一, 其取值关系到桥梁的总工程量、预应力布置、主梁受力性能、桥下净空及美观等。据有关统计资料:国内已存连续刚构桥支点高跨比取值, 通常在0.050~0.059内, 更多的是在0.056 2~0.056 5之间;国外支点高跨比分布在0.070~0.040内, 更多的是在0.060~0.050之间。国内跨中高跨比分布在1/40~1/73内, 且主要集中在1/55~1/66.7内;国外跨中高跨比在1/27.8~1/91内, 且主要分布在1/40~1/67之间。根据以上取值范围, 本文分别选择1/16.4, 1/17.7, 1/25共3个支点高跨比来建立模型;跨中高跨比相应地分别取1/32.9, 1/44.2, 1/50。高跨比分析时计算荷载与梁底曲线分析时荷载相同。限于篇幅, 支点高跨比分析时仅给出自重作用下主梁关键截面应力计算结果, 见表2;跨中高跨比分析时仅给出车道荷载作用下主梁关键截面应力计算结果, 见表3。
由表2可见, 在自重作用下, 主梁所有关键截面上、下缘应力与支点高跨比都呈现明显的负相关, 尤其在根部、1/8L及7/8L截面处应力增量更为明显, 说明根部截面抗弯刚度减小的速度比自重减小的要快。取较大支点高跨比时, 主梁各处压应力值变化范围较小, 受力较为均匀。同时, 随着主梁支点高跨比取值的递增, 所用材料数量明显递增, 施工阶段主梁上缘拉应力也跟着递增。将结构受力因素与经济的因素统筹起来分析, 支点高跨比宜取1/16~1/25之间数值, 跨径大时取1/20~1/25之间数值;跨径小时取1/16~1/20之间数值。
MPa
由表3可知:车辆荷载作用下主梁靠近桥墩那部分截面的上缘主要承受拉力, 下缘主要承担压力, 应力值则与其关联性并不明显, 除此之外的各关键截面上、下缘应力与高跨比的变化均呈现出明显的负相关, 在靠近跨中部位最为明显。
选择较大的跨中高跨比时, 主梁上缘受力较优;选取较小的跨中高跨比时, 主梁下缘受力较优。随着跨中高跨比取值的递减, 在主梁自重以及车辆荷载的作用下, 靠近主梁根部截面应力变化不明显。当靠近跨中截面时, 应力和挠度将朝不利的方向发展, 但由于高跨比减小后, 主梁自重也减小, 这些不利因素易被预应力的影响所平衡。据本文的分析, 可以采用较小的跨中高跨比, 从结构受力方面考虑, 跨中高跨比可以在0.014~0.033中间选取, 为减轻主梁自身重力, 则大跨径宜取0.014~0.017, 小跨径宜取0.017~0.022。
2.3 双薄壁桥墩的参数优化设计方案
大跨度连续刚构桥中, 双薄壁墩使用得较多, 然而在双薄壁墩的设计中, 其设计难度较大且很关键的一个问题是如何合理地选择双薄壁墩的墩距和壁厚。传统的方法是凭借经验或类比试算来决定墩距与壁厚, 具有一定的盲目性。本文将主要从双薄壁桥墩的墩壁间距来研究墩的抗推刚度, 分别按两薄壁间距5 m, 6 m, 7 m共三个方案进行了比较计算。限于篇幅, 仅给出在车道荷载作用下关键截面的位移, 如表4所示。
由表4可以看出:在车道荷载作用下, 主梁关键截面的竖向位移和水平位移都随着双薄壁墩间距的增加而减小;在自重作用下, 除支点截面的水平位移和竖向位移随着双薄壁墩间距的增加而减小外, 其他截面的水平位移均随着双薄壁墩间距的增加而增加, 且变化幅度较大。在设计时, 为减少承台及基础工程量, 可选取较小的双薄壁墩间距, 但当双薄壁墩间距过小时, 将对结构受力产生不利影响, 因此应从经济及结构受力两方面来考虑, 据本文计算实例分析, 对于主跨为100 m左右的连续刚构桥, 双薄壁墩间距为5 m左右是合适的。
mm
3 结语
在分析经验取值的基础上, 以某大跨度预应力混凝土连续刚构桥为工程实例, 通过建立不同的数值模型, 研究连续刚构桥梁底曲线形式、主梁支点高跨比、跨中高跨比、纵向预应力形式及主墩刚度等设计参数对主梁受力的影响及其变化规律, 并研究刚构桥各主要设计参数合理的取值范围, 得出以下结论:
1) 考虑到要充分发挥混凝土的受压性能, 在设计连续刚构桥梁时应尽量避免拉应力出现。因此, 从拉应力及材料数量、压应力方面综合考虑, 大跨度连续刚构桥主梁下缘曲线幂次不宜太大也不宜太小, 合理取值范围为1.5~2.5。
2) 将结构受力因素和经济因素统筹起来分析, 支点高跨比取值在0.040~0.062 5之间时更加合理, 跨径大时宜取0.040~0.050, 跨径小时宜取0.050~0.062 5;根据结构受力因素分析, 跨中高跨比在0.014~0.033之间取值都可以, 建议跨径大时取0.014~0.017, 跨径小时取0.017~0.022。
3) 双薄壁墩间距过大, 将增加承台及基础工程量, 但当双薄壁墩间距过小时, 将对结构受力产生不利影响, 因此应从经济及结构受力两方面来考虑。对于主跨为100 m左右的连续刚构桥, 双薄壁墩间距为5 m左右是合适的。
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参数应力 篇7
预应力锚杆支护体系是用于基坑开挖和边坡稳定的一种新型支挡技术,目前在深基坑与高边坡工程中得到广泛的应用[1~3]。
预应力锚杆柔性支护作为一种基坑支护的结构体系,应满足稳定和变形的要求,特别是随着基坑深度的加大和周边环境的复杂化,对深基坑支护结构的变形控制也愈加严格。影响深基坑变形与稳定的主要因素有:①岩土体参数(容重γ、内摩擦角φ、粘聚力c);②锚杆参数(锚杆预应力T、锚杆锚固段长度lb、锚杆倾角α、第一排锚杆距地面的距离s0)等。
由于上述影响基坑变形与稳定的因素存在一定的不确定性,因此,本文通过数值分析计算来确定基坑变形及稳定安全系数与有关参数变化之间的关系,从中找出影响基坑变形与稳定的最敏感因素,将有助于基坑的合理设计和选择恰当的处理措施,为设计与施工提供合理指导并能节约工程造价。
1 计算模型与灵敏度分析方法
1.1 基坑变形与稳定系数数值计算方法
首先根据拉格朗日有限差分法(FLAC),得到基坑的变形状况与基坑开挖后岩土体的真实应力场,然后根据基于滑面上应力分析的有限差分法得到基坑稳定安全系数的数值解,既能反映基坑稳定和变形之间的密切关系,又能用工程界习惯采用的安全系数来评价基坑的整体稳定性。
具体计算步骤如下:
①采用FLAC拉格朗日有限差分法模拟基坑的逐步开挖过程,计算每一时段岩土体的应力分布,输出基坑各个网络节点的变形值与网络单元高斯点的应力值;
②根据FLAC计算得到的各个网络单元高斯点的应力值,推出单元节点应力,单元节点应力经平滑处理后插值求得单元内部点的应力,得到连续的基坑区域内岩土体的应力场;
③在给定的搜索范围内,假定多条初始滑动面,采用Hooke-Jeeves模式搜索法进行搜索,取其中最小的安全稳定系数及其对应的滑动面作为问题的解。
拉格朗日数值分析方法FLAC和基于滑面上应力分析的有限差分稳定系数的计算,既能反映土体的受力和变形情况,也可逐步模拟基坑的开挖过程,可用来客观评价基坑的安全稳定性。
1.2 灵敏度分析计算模型
工程上常将设计灵敏度[4~7]定义为设计计算所得的结构响应值相对于设计变量的导数,即在某个指定的设计点X0处,某个结构响应表示结构响应函数F(X)对设计变量xi的灵敏度,记作:
反映了结构响应函数F(X)对设计变量xi的单调性。对于任一可行点X0,若大于零,说明函数F(X)在点X0处随xi增大而增大,反之则随xi增加而减小;若等于零,说明在点X0处xi的微小改变对函数F(X)没有影响。而绝对值的大小则反映了结构响应函数F(X)对设计变量xi的敏感程度,越大表示越敏感。
在实际工程中,大多数结构响应函数(如位移、应力、安全稳定系数等)都是关于设计参数的隐函数,从而无法直接从式(1)求得关于某一参数显式灵敏度函数,故常用全局差分法作近似数值计算。如预求灵敏度,采用差分法计算灵敏度的数学模型可以近似表述为:
1.3 计算模型的选取
以大连海昌名城深基坑工程为算例,基坑深21.5 m。根据地质勘探资料,该场区地层主要由杂填土层与强风化板岩组成,其中上层杂填土层平均层厚2m,主要由碎石、碎砖、碎混凝土等以及少量粘性土等组成;下层强风化板岩平均层厚18.2~21 m,呈黄褐色,原岩结构构造尚可辨认,岩芯呈土状及碎块状,用手极易掰碎,遇水易软化崩解。从地质分层可以看出,整个基坑岩土层自上而下基本上为碎石土状及碎块状的强风化板岩,岩土体基本物理力学参数如表1所示。
表1
在21.5m深的基坑内共设置10排锚杆,锚杆长度5.0~20m,锚杆倾角15°,竖向间距与水平间距均为2m,锚杆孔径Φ130,注浆采用M30水泥砂浆,锚杆钢筋采用热轧螺纹钢筋,钢筋直径为25 mm。基坑面层采用挂钢筋网喷射混凝土,钢筋网为Φ6@200×200,喷射混凝土标号C20、厚度为150 mm,典型剖面布置如图1所示。
数值模拟分析中,基坑模拟宽度40m,模拟深度32.5m,其中基坑开挖宽度为10m、开挖深度为21.5 m,基坑模拟共分为80×64个平面单元,每个网络单元尺寸均为0.5m×0.5m。模型左右两侧限制水平位移,模型底面限制水平与垂直位移。本构模型选用Mohr-Coulomb理想弹塑性模型,锚杆参数如表2所示。
表2
2 灵敏度分析
针对深基坑预应力锚杆柔性支护体系,在参数敏感性分析过程中,基坑变形控制以基坑坑壁顶部的最大水平位移sx-max作为一个试验指标,同时以基坑的安全稳定系数Fs作为另一个试验指标,采用单因素分析方法,研究岩土体参数及锚杆参数对基坑安全系数与变形的影响。
2.1 岩土体参数对基坑的影响
2.1.1 容重的影响
如图2所示,基坑整体稳定安全系数Fs随着容重γ的增加在迅速减小,其灵敏度Sγ总小于零,灵敏度的绝对值|Sγ|随着容重γ的增加在逐渐减小,表明当基坑土体容重γ较小时,γ的变化对Fs的影响较为敏感;基坑坑壁的最大水平位移sx-max随着容重γ的增加而增加,其灵敏度S′γ总大于零,灵敏度的绝对值|S′γ|随着容重γ的增加在迅速增长,说明容重γ在较大值变化时对sx-max的影响较为敏感。
由图可见,无论对于基坑稳定还是基坑变形控制,容重γ值越小,基坑越稳定,变形量也越小。
2.1.2 内摩擦角的影响
如图3所示,基坑整体稳定安全系数Fs随着内摩擦角φ的增加逐渐增大,其灵敏度Sφ总大于零,灵敏度的绝对值|Sφ|大体上随着内摩擦角φ的增加在逐渐变大,表明当基坑土体的内摩擦角φ较大时,φ的微小变化对Fs的影响较为敏感;基坑坑壁的最大水平位移sx-max随着内摩擦角φ的增加在迅速减小,其灵敏度S′φ总小于零,灵敏度的绝对值|S′φ|随着内摩擦角φ的增加而减小并趋向于零,说明内摩擦角φ在较大值(大于30°)变化时对sx-max的影响已相当有限。
由图可见,无论对于基坑稳定还是基坑变形控制,内摩擦角φ值越大,基坑越稳定,变形量也越小。
2.1.3 粘聚力的影响
如图4所示,基坑整体稳定安全系数Fs随着粘聚力c的增加在也逐渐增大,而其灵敏度Sc则在零左右徘徊,说明相比于内摩擦角φ,粘聚力c对基坑稳定性的影响不太敏感,即粘聚力c的改变对基坑的稳定性影响不显著;基坑坑壁的最大水平位移sx-max随着粘聚力c的增加在迅速减小,其灵敏度|S′c|总小于零,灵敏度的绝对值S′c随着粘聚力c的增加而减小并趋向于零,说明粘聚力c在较大值(大于100kPa)时,基坑基本稳定,基坑的变形量相当有限,敏感性较弱。
由此说明,无论对于基坑稳定还是基坑变形控制,粘聚力c值越大,基坑越稳定,变形量也越小。
通过比较容重γ、内摩擦角φ及粘聚力c三者的变化则对基坑稳定与变形的影响曲线可知,容重γ与内摩擦角φ的变化则对基坑稳定性的影响相对显著,而内摩擦角φ与粘聚力c的变化则对基坑变形的影响相对显著。对于深基坑工程来讲,降雨一方面使得土体容重增加,另一方面使得内摩擦角φ与粘聚力c降低,将导致基坑的安全系数降低,基坑的变形量增大,因此基坑工程中的降雨排水措施非常重要。
2.2 锚杆参数对基坑的影响
2.2.1 锚杆预应力的影响
如图5所示,随着锚杆预应力T的增加,基坑的稳定安全系数Fs也随之提高,其灵敏度ST总大于零,灵敏度的绝对值|ST|变化幅度不大;当锚杆预应力T增加到一定程度时,基坑的稳定安全系数Fs提高得极为有限,这与传统的极限平衡理论结果不同,同时锚杆预应力T的增加意味着需要更长的锚固段来平衡从而导致造价的增加与施工难度的加大,因此,单纯通过提高锚杆预应力的方法来提高基坑的稳定性有一定的限度。
从基坑变形控制来讲,随着锚杆预应力T的增加,基坑坑壁的最大水平位移sx-max在明显减小。
可见,无论对于基坑稳定还是基坑变形控制,锚杆预应力T的增加对提高基坑的稳定安全系数与控制基坑变形均更为有利,但其对提高基坑的稳定性有一定的限度。
2.2.2 锚杆锚固段的影响
锚杆的锚固段平均长度lb是将各排锚杆锚固段长度平均后的结果,每次各排锚固段长度增加1m,研究其对基坑稳定与变形的影响。
如图6所示,随着锚杆锚固段长度lb的增加,基坑的稳定安全系数Fs也在逐渐提高,但提高的幅度逐渐减小;当锚固段长度lb增加到一定长度时,基坑的稳定安全系数Fs提高得极为有限;其灵敏度Slb总大于零,灵敏度的绝对值|Slb|在逐渐减小并趋于零,也说明通过增加锚固段长度lb来提高基坑稳定性是有一定限度的。
随着锚固段长度lb的增加,基坑坑壁的最大水平位移sx-max在逐渐减小,但整体降低的幅度也不大,尽管其灵敏度的绝对值|S′lb|的变化较大,仅仅说明锚固段长度变化时对基坑变形有所影响。
2.2.3 锚杆倾角的影响
如图7所示,随着锚杆倾角δ的增加,基坑的稳定安全系数Fs在逐渐降低,其灵敏度Sδ总小于零,灵敏度的绝对值Sδ近似等于零,说明锚杆倾角的变化对基坑的稳定安全系数影响不显著;基坑坑壁的最大水平位移sx-max随着锚杆倾角δ的增加也在迅速变大,其灵敏度S′δ总大于零,灵敏度的绝对值|S′δ|随着锚杆倾角δ的增加在迅速增长,说明锚杆倾角δ越大对基坑变形的影响越为敏感。
这是因为,对基坑稳定性来讲,随着锚杆倾角δ的增大,锚杆预应力T的水平方向分量在逐渐减小,对基坑的约束能力在减弱,从而导致基坑的稳定安全系数Fs逐渐降低。不能平衡基坑开挖后产生的水平方向主应力,对坑壁水平变形的约束程度减弱,基坑坑壁最大水平位移逐渐增加。
无论对于基坑稳定还是基坑变形控制,锚杆倾角δ的变化对基坑影响很大。但为了控制注浆质量,锚杆倾角要保证一定的最小角度,规范[7]规定至少要大于10°,因为若锚杆倾角过小时,注浆料泌水与硬化时产生的残余浆渣会影响锚杆的整体承载力。
2.2.4 第一排锚杆距地面的距离的影响
如图8所示,随着第一排锚杆逐渐远离基坑地表,即s0逐渐增大,基坑的稳定安全系数Fs在逐渐降低,而基坑坑壁的最大水平位移sx-max在逐渐增大,表明s0对基坑稳定与变形的影响也较为显著。
但在设计计算过程中,为了减缓地面交通荷载等反复荷载的影响,以及不致因采用较高的注浆压力而使上覆土层隆起,第一排锚杆的位置要保证锚固段上覆土层厚度不小于4.5m。
3 结论
(1)岩土体参数中对基坑稳定性影响显著性因素的顺序(由大到小)是:容重γ、内摩擦角φ、粘聚力c;而对基坑变形影响显著性因素的顺序(由大到小)是:内摩擦角φ、粘聚力c、容重γ。
因此,容重γ、内摩擦角φ、粘聚力c三个参数的选择对基坑稳定与变形的设计计算至关重要。
(2)对比各个锚杆参数对基坑稳定与变形的影响可知,锚杆参数对基坑稳定性影响显著性因素的顺序(由大到小)是:预应力T、锚杆倾角δ、第一排锚杆离地面的距离s0、锚固段长度lb;而对基坑变形影响显著性因素的顺序(由大到小)依次是:预应力T、锚杆倾角δ、第一排锚杆离地面的距离s0、锚固段长度lb。
因此,锚杆预应力T、锚杆倾角δ这二个设计参数的选择对基坑稳定与变形的设计计算至关重要。
摘要：基于滑面应力分析的有限差分法建立了计算模型,对深基坑预应力锚杆柔性支护技术的设计参数进行了灵敏度分析。通过改变岩土体参数与锚杆参数,以基坑安全稳定系数与坑壁顶部的水平位移为判定标准,分析这些参数对基坑稳定与变形的影响,为预应力锚杆柔性支护技术设计参数的取值提供了一定的参考。分析结果表明,容重、内摩擦角、粘聚力以及锚杆预应力、锚杆倾角等设计参数的选择对基坑稳定与变形的设计计算至关重要。
关键词：深基坑,预应力锚杆,设计参数,灵敏度,稳定与变形
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参数应力 篇8
1 实验材料和方法
实验所用材料是宝钛公司生产的ϕ170mm TC18钛合金棒材,炉号为548-20061318,化学成分(质量分数/%)如下:Al 5.1,Mo 5.0,V 5.0, Cr 0.93,Fe 0.93,C 0.02,N 0.01,H 0.001,O 0.1,其余为Ti,相变点Tβ=865℃。图1是原材料的显微组织,显微组织由等轴α相和β转变组织组成。热模拟实验在Gleeble-1500热模拟试验机上进行,采用等温恒应变速率压缩变形方式,试样尺寸为ϕ8mm×15mm。实验温度:700,750,800,850,880,900℃和950℃;应变速率:10-3,10-2,10-1,1,10s-1和50s-1。系统升温时间1min,保温2min后进行真应变约为70%的压缩变形,试样变形后空冷到室温。变形过程中系统自动控制和采集变形温度、变形速率和变形量。变形后的试样沿轴向中心线纵切,进行显微组织观察。
2 实验结果与分析
2.1 应力-应变曲线
TC18钛合金在不同温度和应变速率下的真应力-真应变曲线见图2。由图2可见,提高变形温度或降低应变速率,可显著降低TC18合金变形过程中的真应力。Tβ以下变形时,真应力随温度变化很大;Tβ以上变形时变化较小,说明α+β两相区变形抗力对温度的变化更为敏感。当应变速率低于1s-1且变形温度较高(>850℃)时,应力-应变曲线为动态回复型,即变形初期以加工硬化为主,而后出现动态回复,抵消部分加工硬化,最后变形过程的加工硬化几乎完全被动态回复所引起的软化所抵消,表现为流变应力不随应变增加而增加,进入稳态。当应变速率提高到10s-1时,变形温度低于850℃时,应力-应变曲线呈现单峰的动态再结晶型;变形温度高于850℃时,应力-应变曲
线呈现多峰的动态再结晶型。当应变速率提高到50s-1时,在所有实验温度下的应力-应变曲线均为单峰的动态再结晶型。这时变形初期是加工硬化阶段,此阶段仅出现较缓慢的动态回复,硬化作用大于软化,表现为应力不断提高;当应变达到约0.7的峰值应变时,开始形成再结晶晶粒;随着动态再结晶的逐渐加剧,软化作用大于硬化作用,于是曲线下降。
2.2 显微组织
图3为应变速率1s-1时不同温度变形后的显微组织。由图3可见,在α+β区变形时,α相和β相都参与变形,球状初生α沿形变方向略有拉长,β相沿金属流动方向形成纤维组织。β相变点以上温度变形时,金属沿流动方向呈纤维状分布。TC18合金中β相稳定性很高,在变形后的空冷过程中未发生分解。另外由图3(c)可见,由于升温和保温时间很短,在880℃仍有极少量α相存在,由于数量很少,不会对金属流动
产生明显的阻碍作用。
2.3 与中等强度钛合金变形抗力的比较
TC18钛合金变形抗力与最常用的中等强度钛合金TC4,TA15变形抗力的比较是锻造技术人员十分关心的,图4给出了两种典型应变速率下三个合金最大变形抗力-温度曲线。可以看出,在相同加热温度下,应变速率低时变形抗力由高到低的顺序是TA15→TC4→TC18(图4(a));应变速率高时变形抗力由高到低的顺序是TA15→TC18→TC4(图4(b))。由于TC18钛合金的相变点比TC4,TA15低120℃左右,实际模锻温度相应也低,因此更有意义的比较应该在三个合金各自典型的模锻温度下进行,结果见图5。由图5可见,在水压机上热模锻通常采用的低应变速率(0.01s-1)下,TC18钛合金变形抗力与TA15相当,高于TC4;在接近锤上模锻的高应变速率(50s-1)下,TC18钛合金变形抗力明显高于TA15和TC4。这意味着TC18钛合金锤上变形时过热倾向更加明显,因此锻造工艺参数和工艺过程的控制也应更加严格。
3 结论
(1)提高变形温度或降低应变速率,可显著降低TC18钛合金变形过程中的真应力;与β区相比,α+β两相区变形抗力对温度的变化更为敏感。
(2)在α+β区变形时,α相和β相都参与变形,球状初生α沿形变方向略有拉长,β相沿金属流动方向形成纤维组织;β相变点以上温度变形时,β相沿金属流动方向呈纤维状分布,在950℃可以观察到再结晶的等轴β晶粒。
(3)当锤上模锻(应变速率接近50s-1)时,在各自的锻造温度下,TC18钛合金变形抗力明显高于TA15和TC4。
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