模具设计:应力集中

模具设计:应力集中（精选八篇）

模具设计:应力集中 篇1

1 应力腐蚀与应力集中

应力腐蚀在压力容器中存在, 造成其出现裂痕的原理如下:压力容器在应用过程中, 因为受机械或化学物品的作用, 氧化膜将会被损坏, 在压力容器上将会有腐蚀点出现, 受腐蚀介质的长期作用, 加上拉应力的作用, 腐蚀点在一段时间后将会出现裂痕, 并且其会随着时间的延长而逐渐扩大, 最终压力容器将会被破坏, 无法继续使用。在应力容器中, 引起应力腐蚀的主要原因就是应力集中, 所谓应力集中, 就是构件因为外部尺寸或受力构件在应用过程中, 因为突发原因, 导致局部应力增大。这种应力增大的情况, 将会导致压力容器表面出现裂纹等缺陷。结构形状会断开, 在进行焊接过程中出现焊瘤、温度梯度偏大等情况, 都会使压力容器表面产生裂纹, 在制造压力容器过程中, 因为加工与制造存在不科学的情况, 机械有可能会出现损伤。而通过分析, 不难看出, 应力集中是引起以上种种问题的主要原因, 因此在压力容器制造过程中, 需要采取合理的措施, 降低应力集中, 从而有效地阻止应力腐蚀的发生。

2 改善应力集中的合理措施

2.1 倒圆、倒角设计

通过有元计算和应力实测可以发现, 如果在物体有小空洞、缺口等情况, 在受到外力的作用后, 其附近的应力将会远大于其它部位的数值。人们将这种应力集中增大的情况称作应力集中。在压力容器中, 要想使应力集中能够得到降低, 在进行压力容器结构的设计时, 应当采取有效措施, 使不同类型的圆弧圆角半径得到合理的扩大, 在尖锐的拐角处, 可以进行倒圆或倒角设计, 这一系列措施可以避免压力容器在应用过程中, 因为多次承受外力作用而发生应力集中。例如, 在压力容器接管处采取倒圆的方式进行设计, 依据统计显示, 这种设计方案可以降低应力集中30%。如果压力容器介质为易燃易爆物品, 或者为承受交变荷载以及低温容器, 在设计过程中, 都应当采取合理的措施, 尽量降低局部结构因为断裂, 而导致的峰值应力, 避免压力容器在应用过程中出现疲劳损坏或脆性损坏, 针对以上类型的压力容器在焊缝余高方面的限制要比普通的容器更加严格, 依据相关的设计规定, 应当对接管端部进行打磨, 使其成为圆角。在制造过程中, 不应当使点焊或断开的连接呈裂缝, 同时应当在支座处设置垫板, 焊接过程中禁止直接焊接壳体, 禁止敲打或刻画受力元件, 避免有缺口效应的划痕出现。此外, 在焊接之后, 进行热处理过程中, 可以软化淬硬区、降低氢含量、使组织形态发生改变, 从而使压力容器的力学性能得到改善。

在设计压力容器过程中, 多数情况都需要在硬度理论的基础上进行, 对稳定性属小和弹性失效准确进行合理应用, 在计算上则应对平板和薄膜理论进行合理应用。在分析上, 从应力角度入手, 通常应当对成型封头和回转壳体进行应用, 应减少平盖封头和矩形容器使用, 只有在低压、常压或者有工艺存在特殊要求时, 才能对平封头的方式加以应用。如果从应力分布入手, 对压力容器进行分析, 封头预应力由差到好的排列顺序如下:平封头和紧缩口封头、蝶形封头、椭圆形封头、半球型封头。如果在封头的设计主要考虑材料等因素, 则最佳的封头方式为椭圆形封头。

2.2 通过边缘应力降低应力集中

在压力容器设计制造过程中, 如果从边缘应力入手, 应当尽量便相连接的构件的刚度差降到最低, 尽量降低因为内压作用而引发的变形问题, 从而导致不协调情况的出现。边缘应力通常都是因为几何形状发生突变引起的, 结构之间相互约束会导致边缘弯矩和边缘力出现, 引起边缘应力。均匀荷载下, 通过降低连续构件之间的刚度差, 可以降低应力。边缘应力具有较强的局部性, 因此, 在压力容器的设计和制造过程中, 处理局部, 对边缘结构进行改善, 从而增强边缘区的局部内容, 提高边缘焊缝质量, 有效避免了附件局部荷载应力集中的出现, 确保了压力容器质量能够达到使用标准。例如, 制造材料和直径大小都相连的两圆筒, 如果两者的壁厚之间存在较大差异, 因为在同一内压作用下, 变形将会出现不协调的情况, 将会引起较大边缘应力。为了使边缘应力能够得到有效控制, 应当较厚圆筒进行削簿过渡。在制造过程中, 对厚件进行削簿过渡, 在提高焊接质量的同时, 可以同时改善焊接条件。

3 结束语

目前压力容器在工业生产过程中有着广泛的应用, 其质量对工业的安全生产有着重要影响, 因此需要对其设计和制造进行探讨。通过分析可以发现, 应力集中式压力容器在质量方面面临挑战, 因此需要对应力集中进行消除, 杜绝腐蚀情况的发生, 确保压力容器在工业生产过程中的安全运行。

参考文献

[1]冯强, 尹红.试论压力容器制造过程中存在的问题与解决措施[J].科技创新与应用, 2015, (21) .

多索预应力桁架结构优化设计 篇2

【关键词】多索预应力桁架结构；数学模型；优化设计

随着社会的不断发展，我国的建筑施工项目也在逐渐的增多，而且人们为了有效的提高建筑结构的稳定性和可靠性，也将许多先进的科学技术应用到其中，从而使其建筑结构可以达到工程设计的相关要求。其中多索预应力桁架结构就是在这样的情况下产生的，它主要是由传统非预应力桁架结构发展而来的，通过对建筑结构局部或者整体所施加的预应力进行改善，使其大部分的杆件在实际应用的过程中都呈现出一个受力的状态，这样不仅节约了工程的施工成本，还提高了整体结构的稳定性。不过，由于多索预应力桁架结构优化的影响因素有很多，其中主要包括了索力值和截面尺寸优化这两个方面。下面我们就对多索预应力桁架结构优化设计的相关内容进行简要的介绍。

一、预应力桁架结构的概述

1、预应力桁架结构概念

所谓的预应力桁架结构也就是指在对建筑结构进行施加荷载之前，人们通过对建筑整体结构所施加的预应力调节的方法，来充分的发挥出钢结构材料或者施工材料强度或者刚度的一种桁架结构。这不仅可以有效的提高建筑结构的稳定性和可靠性，使其在施加荷载时，可以保证工程结构的正常使用，还节约了工程施工的成本，使得工程的经济效益得到大幅度的提高。

2、预应力桁架结构的特点

目前，在工程施工中，预应力桁架结构的特点主要表现在以下几个方面：

①在实际应用的过程中，预应力桁架结构可以充分的、反复的发挥出结构材料的强度，使其工程结构的承载能力得到大幅度的提升。

②人们可以通过对工程结构受力状态的适当调节，使得钢结构材料的利用最大化，进而大大的减少了钢材的消耗量，使得工程施工的经济效益得到有效的提高。

③有利于结构刚度和稳定性的增强，使其工程结构各方面的属性都符合工程设计的相关要求。

④大幅度的延长了工程结构的使用寿命。

二、优化的数学模型

目前，人们在对多索预应力桁架结构进行优化设计时，通常都是对工程结构的最小重量值为主要的目标函数，从而使其多索预应力桁架结构在约束条件中，工程结构的荷载和预应力作用可以满足工程设计的相关要求，使其工程结构的稳定性和可靠性得到明显的增强，以确保多索预应力桁架结构在施加预应力的过程中不会出现破坏。因此，我们在对多索预应力桁架结构进行优化设计就需要通过数字模型来对其进行相关的分析，从而保证多索预应力桁架结构的强度和刚度。

三、求解方法

结构只有在荷载已知的情况下才能进行优化设计，而预应力荷载是结构自平衡的特殊荷載，预应力大小在满足全部约束的条件下并不是确定值，只有在确定预应力大小的情况下，才能对结构进行优化设计由于结构的最终荷载是预应力和荷载的共同作用，应以最终荷载作用下进行优化设计。

1.应力约束

对于预应力钢结构来说，首先在结构上施加预应力，以提高结构的承载能力，然后再施加荷载。因此，在结构为线弹性假设的前提下，在结构上施加的预应力要满足性态约束条件。

2 局部稳定条件

通过对多索预应力桁架结构在张拉阶段、荷载阶段以及具备结构的问题性等方面进行综合的考虑，来对多索预应力桁架结构的索力值和截面尺寸的相关数据进行计算，从而对多索预应力桁架结构进行相应的优化处理，以确保多索预应力桁架局部结构的稳定性。

四、算例

对于跨度为10m两端简支的预应力钢桁架，可布置三根可滑移的光滑折线索，索端点与上弦端节点铰接，索的转折点分别取为距下弦端节点1，2，3m的节点处。结构在上弦各节点作用有垂直向下的集中荷载P=20kN，杆为Q235钢，索取1860MPa级钢绞线，杆及索弹性模量均取为2.06×105MPa，杆的控制应力[σ]=170MPa，索的张拉控制应力[σ] =600MPa，取结构各杆及索的初始截面积均为8cm2最小截面积取为0. 5cm2。

优化后最优截面尺寸、相对应的最优索力值、初始结构重量、最优的结构重量、无预应力时最优的结构重量及比较，从而给出了优化迭代过程中结构重量变化曲线。

通过相关的数据分析，我们可以了解到对于光滑折线型布索，无论是哪一种布索方案，结构上弦杆件的截面尺寸差别不大，通过计算表明，折线布索对上弦杆件卸载效果不很理想；2）对于下弦杆件，不同的布索方案组合，卸载效果不同，三根同时布索的结构对下弦杆的卸载效果最好，因此结构重量也最轻；3）对于中间腹杆，每一种布索方案情况下截面尺寸差别不大；4）同是优化设计，施加预应力的结构比不施加预应力的结构节省钢材最少为Ⅱ，Ⅲ布索方式，为13.24%，最多为Ⅰ～Ⅲ布索方式，为17.26%，这与预应力平面体系采用预应力后节省钢材10%～20%是相吻合的，同时也说明所采用的方法是有效的。从优化过程中结构重量变化曲线可以看出，该优化方法具有迭代次数少、收敛性好的优点，但相对于无预应力的同样结构来说收敛次数有所增加，这是由于索力值在优化过程中改变的缘故，但并不影响收敛。

五、结果分析

（1）在预应力钢结构的优化设计中，将索力值作为设计变量的优化设计虽然增加了求解的难度，但可使结构的重量进一步减轻，能收到更好的经济效益，节省钢材10%～20%，文中的方法应用于预应力钢结构优化设计是可行的。

（2）提出的多索预应力钢桁架优化方法是通过有限元方法计算结构内力以后，采用线性规划法确定索力值和截面尺寸，并在一次迭代中同时得到优化。计算表明该方法收敛速度快，计算结果良好。

（3）由于线性规划的最优解总是在约束的顶点，如果不给出构件尺寸下限值，总有构件的截面面积为零，所以该方法还可用于预应力钢桁架的拓扑优化设计。

六、结束语

由此可见，在多索预应力桁架结构优化设计的过程中，对其造成影响的因素有很多，其中主要是从多索预应力桁架结构的索力值和截面尺寸这两个方面体现出来的，因此我们就要通过数学模型，来对相关的数据信息进行计算分析，从而找到适当的优化方案，来对其进行处理，以确保工程结构的稳定性和可靠性，使其结构可以安全、正常的使用。

参考文献

[1]邓华，董石麟.拉索预应力空间网格结构的优化设计[J].计算力学学报，2000（02）

模具设计:应力集中 篇3

尽管金属磁记忆技术发展至今已经历十余年的时间, 但由于金属磁记忆信号微弱, 而影响因素众多, 造成在不同的工程领域磁记忆信号呈现复杂的分布特征;并且由于缺乏系统的基础实验研究, 使得实现金属磁记忆信号的定量化、建立细化的检测标准非常困难。目前在工程实际应用中, 金属磁记忆技术只能作为一种先期的检测手段, 排查出铁磁材料表面应力集中的位置, 为了提高检测的准确度, 还需要增加辅助的无损检测手段甚至破坏性检验方法来验证。

应力集中是一个相对宽泛的概念, 许多种因素如缺陷、截面突变、残余应力等都会引起应力集中现象, 区分金属磁记忆技术发现的铁磁构件的应力集中区域是由何种因素引起, 危险程度怎样, 成为限制金属磁记忆技术工程应用的一个瓶颈。因此, 进一步明确金属磁记忆技术适合的表征对象就成为实现磁记忆信号定量化首先需要解决的问题。

本研究探讨了应力集中、残余应力及缺陷三者之间的关系, 分析了缺陷、应力集中、残余应力引起的磁记忆信号特征, 以期为金属磁记忆技术的工程应用提供理论指导。

1 应力集中、残余应力及缺陷之间的关系

1.1 应力集中

应力集中指在材料内部应力分布不均匀, 通常说的应力集中是指狭义的概念, 即局部应力集中, 有局部的高应力区。

应力集中现象一般是由于结构部件的形状变化或材质不均匀引起[7]。材料在冶炼、制造过程中会产生各种缺陷, 如气孔、裂纹、夹杂等, 使得材料在该部位产生微观或宏观不连续;同时, 现代结构和机器中, 大量重要结构件具有各种各样的孔、环槽、切口、凸缘等, 也使得零部件的形状在这些部位发生改变或间断, 施加的载荷在这些部位就会出现缓变或急变现象, 破坏应力状态的均匀性, 造成零件的局部区域应力增大, 形成应力集中。

应力集中程度可用应力集中系数Kt来度量。系数Kt是零件上任一点有应力集中时的最大应力与同一点无应力集中时名义应力的比值。Kt值主要取决于外载荷性质和零件的物理几何特性, 应力集中系数可用数学方法或实验方法求得[8]。

在应力集中部位, 由于局部所承受的应力常高达名义应力的几倍甚至几十倍, 在这些部位缺陷最容易萌生并扩展[9], 是构件中最危险的部位, 由于它与结构强度设计紧密相关, 一直受到工程界的密切关注。

1.2 残余应力

残余应力是无外力作用时, 以平衡状态存在于零部件内部的应力[10]。残余应力的产生, 从本质上讲, 是由于材料受到外加应力的作用或温度的影响, 产生不均匀的塑性变形, 或者相变、沉淀析出等引起的体积变化导致。

残余应力又被称为内应力, 按照德国学者马赫劳赫提出的分类方法, 残余应力分为三类[11]:第Ⅰ类内应力是存在于材料的较大区域 (很多晶粒) 内, 并在整个物体各个截面保持平衡的内应力。当一个物体的第Ⅰ类内应力平衡和内力矩平衡被破坏时, 物体会产生宏观的尺寸变化;第Ⅱ类内应力是存在于较小范围 (一个晶粒或晶粒内部的区域) 的内应力;第Ⅲ类内应力是存在于极小范围 (几个原子间距) 的内应力。工程领域通常所说的残余应力是第Ⅰ类内应力。

在机械制造过程中, 多种工艺都会产生残余应力, 如铸造、热轧、锻造、焊接等热加工工艺以及机械切削和磨削等冷加工工艺。残余应力的存在使得铁磁构件受载后各部位应力不均匀, 产生应力集中现象。残余应力对铁磁构件的疲劳强度、抗应力腐蚀能力、尺寸稳定性和使用寿命等都有着十分重要的影响[12]。

1.3 缺陷

工程构件在制造及服役过程中, 不可避免的会生成各种缺陷。在制造过程, 材料经受不同的加工工艺, 由于工作原理不同, 产生不同类型、大小的缺陷, 分布在零部件的内部或表面。如铸造时产生缩孔、缩松、裂纹缺陷, 焊接时产生的气孔、夹渣、延迟裂纹等;而在服役过程, 疲劳、腐蚀、磨损等工况环境下, 亦会形成各种不同的缺陷, 如疲劳裂纹、微孔洞、腐蚀坑、磨痕等。

不同尺度缺陷的存在将引起零部件横截面积变化, 影响结构的强度, 受载后在缺陷部位产生应力集中现象, 超过材料的屈服极限后产生残余应力。

综上所述, 缺陷、残余应力和应力集中之间有着紧密的关联, 三者之间的关系如图1所示。

2 应力集中、残余应力及缺陷的信号特征

2.1 不同应力集中程度的磁记忆信号分析

通过在45CrNiMoVA钢试件表面预制尖锐程度不同的切口, 制备两种应力集中系数 (Kt=3和Kt=5) 的试件[13]。两种试件除预制切口的宽度及切口根部的圆弧半径有差异外, 其他尺寸完全相同 (两种应力集中系数试件的预制切口宽度分别为3mm和0.9mm, 根部圆弧半径r=1.5mm和r=0.45mm) 。穿过切口相同位置各布置一条检测线, 检测线长度为50mm (见图2a) 。对试件进行拉拉疲劳试验, 实验参数为R=0, f=10Hz, 最大应力σmax=500MPa。实验所用仪器设备见文献[14,15]详细介绍。疲劳过程中, 加载至预定的疲劳循环次数后, 在卸载离线方式下采集检测线表面的磁信号变化。由于预制切口对称排列, 两侧相对应的检测线呈现相同的变化规律, 图2b为试件疲劳循环10000次后其中一侧切口的检测线信号特征。

(a) 检测线布置; (b) 信号特征 (a) measured lines arrangement; (b) signal distribution

由图2可知, 加载条件及检测方式完全相同的两种应力集中系数的试件, 承受疲劳载荷后, 磁曲线均呈现出一定的磁有序状态, 下方信号为负, 上方信号为正。预制切口破坏了铁磁材料的连续性, 在该位置形成具有波峰波谷的磁异变峰, 指示出切口的存在。两种应力集中系数下, 磁异变峰均强烈过零, 正负峰之间的磁场梯度K值变化很大。预制切口的尖锐程度增加, 应力集中系数增大, 磁异变峰信号增强, 尤其磁场变化梯度明显加大, 异变峰变得更加陡峭。

如前所述, 应力集中和缺陷密切相关, 以上两种应力集中系数不同的试件, 是通过预制不同尖锐程度的切口缺陷获得量化的应力集中系数。实验结果表明, 金属磁记忆信号能够在卸载状态下指示出铁磁材料不连续而产生的应力集中部位, 并以磁异变峰的形貌反映应力集中程度。分析预制切口部位磁异变峰信号, 可以定量地评价铁磁材料应力集中程度的大小。

2.2 疲劳裂纹的磁记忆信号分析

疲劳裂纹的萌生和扩展是导致工程结构部件失效的最重要的原因, 研究疲劳裂纹的磁记忆信号特征对发展磁记忆技术具有重要意义。图3a是45CrNIMoVA钢CCT试件 (形状尺寸见文献[13]) , 在正弦波恒幅拉拉疲劳试验中生成疲劳裂纹, 实验参数应力比R=0.1, 频率f=7, σmax=266.67MPa。沿疲劳裂纹扩展途径, 等间隔垂直布置4条平行检测线 (line 1—line 4) , line 1设置在疲劳裂纹扩展的根部, line 4 在疲劳裂纹的尖端, 所有检测线长度均为50mm, 扫描方向如箭头所示。图3b为经53100次疲劳循环后4条检测线的磁记忆信号分布特征。

(a) 检测线布置; (b) 信号特征 (a) measured lines arrangement; (b) signal distribution

由图3可知, 检测线垂直穿过疲劳裂纹, Hp (y) 信号曲线中显示强烈的磁异变峰形貌, 下方为负半峰, 上方为正半峰。检测线line 1的异变峰峰值最大, 正负峰间的磁场变化梯度最为剧烈;随着疲劳裂纹扩展长度的增加, 沿裂纹扩展方向排列的检测线异变峰峰值降低, line 4具有最小的异变峰峰值, 正负峰之间的磁场变化梯度和缓。

疲劳裂纹产生后, 形成贯穿性的裂缝, 同样破坏了铁磁材料的连续性, 使得穿过疲劳裂纹的检测线的Hp (y) 信号呈现磁异变峰的分布特征。相比较预制切口, 尽管疲劳裂纹的宽度很小, 约10～30μm, 相同的检测线长度上, 显示出疲劳裂纹存在对Hp (y) 信号的影响范围大于预制切口的影响。沿疲劳裂纹扩展方向, 宽度逐渐降低, 相应的异变峰峰值减小。表明铁磁材料内部如有疲劳裂纹生成, 采用金属磁记忆技术检测时, 该部位将呈现磁异变峰的分布特征, 指示出疲劳裂纹存在, 检测疲劳裂纹的不同位置, 由于疲劳裂纹的尺寸差异, Hp (y) 信号的分布特征相同, 峰峰值及正负峰间的磁场变化梯度不同。

2.3 残余应力与磁记忆信号的相关性分析

能够导致铁磁材料内部产生残余应力的因素很多, 本研究针对经过一个大修期服役的某型装备发动机, 检测其连杆构件表面检测点的Hp (y) 信号及残余应力σr值, 该连杆材料为18CrNiWA钢。图4a为主连杆及其表面检测点布置, 图4b为1#和2#两个主连杆的检测结果。

(a) 试件及测点; (b) 信号特征 (a) specimen and measured points; (b) signal distribution

发动机连杆连接活塞和曲轴, 把活塞上的气体作用力传递给曲轴, 将活塞的往复直线运动转变成曲轴的旋转运动。其主连杆在工作中承受拉压疲劳载荷以及副连杆引入的附加弯矩, 受力状态复杂。各检测点残余应力值均为负值, 呈压应力状态。除个别离散点外, 绝大部分数据点集中在±100A/m范围内, 对其进行线性拟合, 得:Hp (y) =86.95+0.19σr, 随着残余应力σr值逐渐增大, 即压应力逐渐向拉应力转变, 磁记忆信号Hp (y) 值也逐渐由负向正变化, 两者呈线性递增趋势, 针对发动机连杆铁磁构件, 其表面的Hp (y) 信号和残余应力σr之间显示一定的相关性。

3 结果讨论

金属磁记忆技术发展至今, 金属磁记忆现象产生的物理机制尚未澄清, 由此导致该技术适宜的表征对象不明确。基于前期大量的基础实验研究结果, 作者认为, 金属磁记忆信号实质是铁磁材料表面自发生成的杂散磁场信号, 信号的幅值和分布特征是材料受到载荷、高温及磁干扰等多种因素综合作用的结果。金属磁记忆的物理基础是磁机械效应, 在这些因素中, 载荷的影响更为重要, 而磁干扰因素应尽可能避免。无外界激励磁场存在的条件下, 铁磁材料仅受地磁场的磁化作用, 在缺陷部位, 地磁场的磁力线受到阻断, 磁导率变化, 出现磁荷积聚, 当缺陷尺寸足够大时, 磁荷聚集足够多, 则形成清晰的磁异变峰, 指示出缺陷的存在, 同时也意味着由缺陷引起的应力集中被发现。不管是应力集中或缺陷位置, 只要存在磁导率的急剧变化, 磁记忆信号就产生突变, 指示出这个异常位置。

金属磁记忆信号能否表征残余应力一直存在争议, 不同的实验条件下, 得到一些相左的结论。在本课题研究中, 静载拉伸件和连杆件的实验结果即相反[16], 表明残余应力和磁记忆信号之间关系的复杂性。残余应力也是应力的一种形式, 它和缺陷、应力集中有着紧密的联系, 分析残余应力和磁记忆信号的相关性, 需要针对具体的铁磁构件进行, 根据其加工制造历史和服役条件判断残余应力产生的原因。明确磁记忆信号能否表征残余应力还需要进一步的深入研究。

4 结论

(1) 应力集中、残余应力和缺陷三者密切相关。铁磁材料在制造和服役过程中不可避免的会产生各种缺陷, 同时引起残余应力, 在服役条件下, 使得铁磁材料出现局部应力集中部位。

(2) 卸载条件下, 检测应力集中系数不同的预制切口试件结果表明, 应力集中系数不同, 切口部位形成尖锐程度不同的磁异变峰, 反映应力集中程度;针对疲劳裂纹缺陷, 检测该位置显示磁异变峰, 沿裂纹扩展方向, 异变峰的峰峰值降低;发动机连杆的残余应力检测结果显示磁记忆信号Hp (y) 值与残余应力值显示一定的线性相关性。

逆K型管节点应力集中系数研究 篇4

海洋平台主要由钢管焊接而成, 圆管构件汇交的节点称为焊接管节点.管节点的主要作用就是传递支管的负载给主管, 在服役期间, 经常承受由风、波浪等疲劳载荷长期作用, 应力状态非常复杂, 管节点在这些载荷的作用下在焊缝处容易发生疲劳破坏, 致使其失效甚至导致整个结构发生破坏.应力集中系数 (stress concentration factor, SCF) 是评价管节点安全的重要参数, 只要确定了热点应力的位置和大小, 疲劳寿命就可以推算出来[1].因此, 国内外许多学者都对管节点的SCF进行了深入研究[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11].

1956年, 世界首座独立三桩腿桁架式自升式钻井平台“天蝎号”建成, 该平台采用逆K型管节点[12].此后, 桁架桩腿自升式平台大多采用K型桩腿, 直到1998年在Super Gorilla设计型号的“Rowan Gorilla V”平台 (如图1所示) 上再次采用了逆K型桩腿, 后续的该型平台也多采用逆K型桩腿.此外, BMC 375型, F&G公司的JU-2000E型平台以及海洋石油941/942也都采用逆K型桩腿.逆K型桩腿可以减小水的阻力和波浪载荷, 有利于平台在海况恶劣的深水区域作业, 因此目前深水自升式钻井平台中, 有不少采用逆K型桩腿.

目前, 对管节点SCF的研究主要涉及T型、Y型和K型节点, 而对于逆K型管节点的研究比较少.本文将利用ANSYS有限元软件, 通过对逆K型管节点的建模与数值解析, 考虑焊缝的影响, 研究在轴向载荷、平面内弯矩和平面外弯矩载荷作用下逆K型管节点的应力分布以及相关几何参数对SCF及其极值位置的影响规律.

1 逆K型管节点数值模拟

1.1 逆K型管节点有限元模型

管节点SCF的计算可以采用数值方法或者试验方法[7], 通过与试验结果对比分析发现, 数值方法具有较高的准确性并且成本较低, 因此被广泛使用[8,9,10].管节点有限元模型的建立没有统一标准, 其单元类型的选择取决于管节点的形式与研究内容.根据DNV (Det Norske Veritas) 规范[13], 可以选用实体三维单元或者带有厚度的壳体单元来分析.选用壳单元可以减小计算时的存储空间、缩短运算时间, 但建模是采用其中面轴线, 因此在结构不连续位置往往模拟效果不理想, 如弦、撑杆相交处的焊缝, 其影响会被忽略, 导致不能精确地对焊缝处不连续的几何特征进行模拟, 也不能对焊缝处原本复杂的三维应力状态进行描述.而采用三维实体单元则可以克服这些缺点, 本文采用三维实体单元solid185, 单元通过8个节点来定义, 每个节点有3个沿着xyz方向平移的自由度.为提高分析结果的准确性同时尽量减少分析计算时间, 在几何不连续、应力梯度大的主、支管交界处对网格细化加密, 而在远离交界处则对网格进行稀松处理.

图2所示为逆K型管节点的几何参数定义, 其中D, T, L分别为主管外径、壁厚和长度, d1, d2, d3, d4分别为4个支管外径, t1, t2, t3, t4分别为4个支管壁厚, θ1, θ2, θ3, θ4分别为4个支管轴线与主管轴线交角, g为支管之间的间隙.本文采用分区域网格划分法, 在高应力梯度区域采用高密度网格, 而在远离高应力梯度区域采用较粗糙的网格, 所建立的逆K型管节点有限元模型如图3 (a) 所示.

需要指出的是, 逆K型管节点是把4个支管焊接到主管外表面而形成, 主管与支管的交线在空间上是一条复杂的曲线, Cao等[14]提出了这条曲线的方程, 为焊缝模拟提供了可能性.以往对管节点的研究经常采用两种假设:一是假设管的壁厚与直径相比很小, 因此忽略壁厚方向应力变化而将其视为壳体;二是忽略焊缝对管节点SCF的影响.这两种假设低估了管节点的几何刚度, 从而高估应力集中程度, 故造成计算SCF的方法 (如CIDECT) 偏于保守[15].为了更精确计算管节点的SCF, 参照相关研究成果[1,7], 建立含焊缝管节点模型如图3 (b) 所示, 焊缝相关参数满足AWS (American Welding Society) 规范[16]要求.图3中所示整个模型的节点数为141 028, 单元数为149 792, 其中焊缝区5 280个单元.关于焊接残余应力对管节点SCF的影响, 相关研究表明[17,18], 在对焊接进行退火处理后, 这种影响一般不超过10%, 考虑到焊接过程数值模拟的复杂性[17], 本文忽略其影响.

1.2 SCF值的定义

管节点的SCF定义为热点应力和名义应力的比值, 对于承受轴向力、平面内弯矩和平面外弯矩等基本载荷作用的逆K型节点, 其名义应力可以通过下列公式得到[9]

其中σn, AX, σn, IPB和σn, OPB分别为节点在轴向力、平面内弯矩和平面外弯矩作用下的名义应力, F, Mi和Mo分别为轴向力、平面内弯矩和平面外弯矩, d和t分别为支管的直径和壁厚.

管节点的热点应力记为σHSS, 相应的节点的SCF定义为.

本文中, 为使后处理简单化, 设定施加在支管末端的载荷使得名义应力为单位1, 因此, 所施加载荷分别为

1.3 节点参数范围及其相关规定

本文对105组不同几何参数逆K型管节点分别在轴向载荷、平面内弯矩、平面外弯矩作用下的SCF进行了研究, 数值模拟中用5个几何参数 (θ, 支管轴线与主管轴线交角;β=d/D, 支管外径与主管外径之比;γ=D/2T, 主管直径与主管2倍壁厚之比;α=t/T, 支管壁厚与主管壁厚之比;ζ=g/D, 节点支管间隙与主管直径之比) 来限定节点的几何形状, 各参数的取值范围为:.

为了确定逆K型管节点SCF最大值的位置, 对管节点焊接路径上的位置作如下定义:由焊跟部位开始逆时针方向达到鞍点时为90◦, 冠点位置为180◦, 如图4所示.

2 几何参数对逆K型管节点SCF的影响

2.1 几何参数θ对SCF分布的影响

本文仅考虑图2中各支管具有相同的外径和壁厚 (即d1=d2=d3=d4=d, t1=t2=t3=t4=t) , 各支管与主管夹角也相同 (即θ1=θ2=θ3=θ4=θ) 的情况.在研究某个几何参数对主管和支管SCF分布的影响时, 其他4个参数固定.因此, 在分析支管和主管夹角θ的变化对SCF的影响时, 其余参数的取值为γ=14, α=0.6, β=0.5, ζ=0.15.

参数θ对逆K型管节点主管和支管SCF大小及位置的影响分别如图5、图6所示, 其中ϕ表示热点与跟点间的相互位置.从图5 (a) 、图6 (a) 可以看出, 无论是主管还是支管, 在管节点承受平面内弯矩 (in-plane bending, IPB) 和平面外弯矩 (out-of-plane bending, OPB) 时, SCF基本上都随着θ的增大逐渐增大, 在轴向载荷作用下, 主管上SCF随着θ的增大逐渐增大而支管上SCF先减小然后增大;同时, 从SCF数值来看, 通常平面外弯矩作用下最大, 轴向载荷作用下次之, 平面内弯矩作用下最小.从图5 (b) 、图6 (b) 可以看出, 在轴向载荷作用下, 主管和支管SCF最大值出现在跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点与冠点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

2.2 几何参数β对SCF分布的影响

在分析几何参数β对SCF分布的影响时, 其余参数的取值为γ=14, α=0.6, θ=45◦, ζ=0.15.

参数β对逆K型管节点主管和支管SCF大小及位置的影响分别如图7、图8所示.从图7 (a) 、图8 (a) 可以看出, 无论是主管还是支管, 在管节点承受轴向载荷和平面内弯矩时, 参数β对SCF值影响不大, 在平面外弯矩作用下, 随着β增加主管和支管上SCF先增大后减小;从SCF数值来看, 平面外弯矩和轴向载荷作用下较平面内弯矩作用下大.从图7 (b) 、图8 (b) 可以看出, 在轴向载荷作用下, 主管SCF最大值出现在跟点与鞍点之间, 随着β增加, 支管上SCF最大值从位于冠点附近移动到位于跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点与冠点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

2.3 几何参数γ对SCF分布的影响

在分析几何参数γ对SCF分布的影响时, 其余参数的取值为α=0.6, β=0.5, θ=45◦, ζ=0.15.

参数γ对逆K型管节点主管和支管SCF大小及位置的影响分别如图9、图10所示.从图9 (a) 、图10 (a) 可以看出, 无论是主管还是支管, 在承受轴向载荷和平面内弯矩时, SCF值随γ增大缓慢增大, 在承受平面外弯矩时, SCF值随γ增大显著增大;从SCF数值来看, 通常平面外弯矩作用下最大, 轴向载荷作用下次之, 平面内弯矩作用下最小.从图9 (b) 、图10 (b) 可以看出, 在轴向载荷作用下, 主管SCF最大值出现在跟点与鞍点之间, 随着γ增加, 支管上SCF最大值从位于冠点附近移动到位于跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点与冠点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

2.4 几何参数α对SCF分布的影响

在分析几何参数α对SCF分布的影响时, 其余参数的取值为β=0.5, γ=14, θ=45◦, ζ=0.15.

参数α对逆K型管节点主管和支管SCF大小及位置的影响分别如图11、图12所示.从图11 (a) 、图12 (a) 可以看出, 无论是主管还是支管, 无论管节点承受轴向载荷、平面内弯矩还是平面外弯矩, SCF基本上都随着α的增大逐渐增大;同时, 从SCF数值来看, 通常平面外弯矩作用下最大, 轴向载荷作用下次之, 平面内弯矩作用下最小.从图11 (b) 、图12 (b) 可以看出, 在轴向载荷作用下, 随着α增加, 主管SCF最大值从冠点附近移动到跟点与鞍点之间, 支管上SCF最大值位于跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点与冠点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

2.5 几何参数ζ对SCF分布的影响

在分析几何参数ζ对SCF分布的影响时, 其余参数的取值为γ=14, α=0.6, β=0.5, θ=45◦.

参数ζ对逆K型管节点主管和支管SCF大小及位置的影响分别如图13、图14所示.从图13 (a) 、图14 (a) 可以看出, 无论是主管还是支管, 管节点在承受轴向载荷和平面外弯矩时, 参数ζ对SCF基本没有影响, 在平面内弯矩作用下, 参数ζ对支管上SCF基本没有影响, 但主管上SCF随着参数ζ增大先减小后趋于常数;同时, 从SCF数值来看, 通常平面外弯矩作用下最大, 轴向载荷作用下次之, 平面内弯矩作用下最小.从图13 (b) 、图14 (b) 可以看出, 在轴向载荷作用下, 主管和支管SCF最大值位于跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 主管和支管上SCF最大值从冠点附近移动到冠点与鞍点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

3 结论

(1) 基于ANSYS, 根据焊接工艺参数建立逆K型管节点有限元模型, 通过充分模拟焊缝, 分析管节点分别在轴向载荷、平面内弯矩和平面外弯矩作用下主管和支管上沿焊缝SCF的极值及其位置, 计算结果较无焊缝模型更为准确.

(2) 对于逆K型管节点, 在承受轴向载荷时, 主管上SCF随着θ的增大而增大, 支管上SCF先减小然后增大, 参数β和ζ对主管和支管上SCF值影响不大, 主管和支管上SCF值都随γ和α增大而增大;在承受平面内弯矩时, 主管和支管上SCF值都随θ, γ和α增大而增大, 参数β对主管和支管上SCF值影响不大, 参数ζ对支管上SCF值基本没有影响, 但主管上SCF随着参数ζ增大逐渐先减小后趋于常数;在平面外弯矩作用下, 随着θ, γ和α的增大, 主管和支管上SCF值都逐渐增大, 随着β增大, 主管和支管上SCF先增大后减小, 参数ζ对SCF基本没有影响.在管节点几何参数相同时, 通常平面外弯矩作用下SCF值最大, 轴向载荷作用下次之, 平面内弯矩作用下最小.

(3) 对于逆K型管节点, 在轴向载荷作用下, 当β<0.5时或者γ<12时, 支管上SCF最大值位于冠点附近, 当α<0.5时, 主管上SCF最大值位于冠点附近, 其他情况下主管和支管SCF最大值通常出现在跟点与鞍点之间;在平面内弯矩作用下, 除当ζ<0.1时SCF最大值位于冠点附近, 其他都位于冠点与鞍点之间;在平面外弯矩作用下, 主管和支管SCF最大值出现在鞍点附近.

摘要：逆K型管节点广泛应用于海洋平台, 其强度是平台结构安全评估的重要课题.基于ANSYS软件, 应用分区域网格划分法, 建立含焊缝的逆K型管节点有限元模型, 分别计算了在轴向载荷、平面内弯矩和平面外弯矩作用下焊缝周围热点应力的分布情况.通过对105组逆K型管节点模型进行分析, 获得了其在3种基本载荷作用下沿焊缝的应力集中系数 (stress concentration fctor, SCF) , 并对主管和支管的SCF分别进行研究, 得出了几何参数对主管和支管的SCF及极值位置的影响规律.

模具设计:应力集中 篇5

钢煤斗的横断面形式有正方形、长方形和圆形等, 有的还采用上方下圆的方圆节。有的单口落煤, 有的采用双口落煤方案。不论什么形式的煤斗, 荷载均通过离散支座传递给煤斗支承梁。煤斗和煤粉的自重很大, 支座柱内力自然也就会很大。这样, 在支座柱与煤斗本体交接处的内力就会很集中。合理设计这个部位的节点构造就成了这类工程设计的关键。

本文结合若干工程实例, 使用装备了强大求解器的通用有限元软件ANSYS对钢煤斗在这个部位的应力进行精细有限元分析。

1 工程实例简介

山东莱州某燃煤发电机组, 煤斗采用单口落煤方案, 主体形式为方接圆, 几何容积900.476 m3。采用12个离散支座, 30°角等分圆周布置。经计算, 此煤斗12个支座的竖向反力设计值均在1 000 kN左右。中部裙筒壁厚20 mm, 与之相交的下方漏斗斜壁厚10 mm, 与二者相贯线垂直相交的支座柱采用焊接H形钢300×400×12×20。H形钢在裙板范围内由裙板代替内侧翼缘并与腹板焊牢 (如图1所示) 。

山东淄博某燃煤发电机组, 采用圆形煤斗, 裤衩形双口落煤, 几何容积596 m3。采用8个离散支座, 45°角等分圆周布置。经计算, 此煤斗8个支座的竖向反力设计值均在1 000 kN左右。中部裙筒壁厚20 mm, 与之相交的下方漏斗斜壁厚10 mm, 与二者相贯线垂直相交的支座柱采用焊接H形钢320×400×12×20。H形钢在裙板范围内由裙板代替内侧翼缘并与腹板焊牢。

2 有限元模型的建立

1) 单元选择。总体上来说, 钢煤斗的设计包括三类构件:煤斗壁、加劲肋和支座柱。选用ANSYS壳单元Shell63模拟煤斗壁, 加劲肋和支座柱的翼缘和腹板也都分别采用壳单元Shell63模拟。2) 材料参数。钢材Q235B, 弹性模量2.06×105 MPa, 泊松比为0.3, 强度设计值215 MPa, 密度7 850 kg/m3。3) 边界条件。按照煤斗的实际支承情况, 在裙筒下方支座柱端部施加固定铰约束。4) 荷载添加。参照GB 50077-2003钢筋混凝土筒仓设计规范的有关规定进行荷载计算[1]。计算荷载中, 恒载来自钢煤斗自重, 活载为考虑满煤的重量。煤的重力密度γ=10 kN/m3, 内摩擦角ϕ=30°, 冲击影响系数C=1.0, 应力计算时考虑活荷载分项系数γq=1.3。

3 计算结果与结果分析

计算结果显示, 各煤斗在支座柱与煤斗本体相交处均产生了明显的应力集中 (如图2所示) 。有的煤斗在此处的米塞斯应力已经超出钢材强度设计值。虽然钢材的塑性变形可以引起应力重分布缓解应力集中, 但这些部位的应力远远大于其他部位是不争的事实。这使整体结构各部位结构可靠度分布极不均匀, 大大影响了工程设计经济指标。同时, 这些部位还可能存在安全隐患。为此, 工程设计人员不得不采取手段对这些部位进行加固。

常见的加固方法是在此处的煤斗内侧补焊若干钢板, 如图3所示。这种措施有若干弊病:1) 穿孔塞焊是分散连接, 加固板与被加固主材无法完全同步受力;2) 围焊的焊缝与应力集中点距离过大, 无法使加固板与被加固主材同步受力;3) 煤斗内壁本应保持光滑, 加设诸多钢板会影响落煤, 并且这些钢板久之会被煤料磨平;4) 耗材。

如前所述, 支座柱与煤斗处应力集中的产生原因主要是离散支座集中了太多荷载。究其原因, 支座柱沿轴向的刚度太大, “吸收”了更多应力流 (荷载) 。并且此处是点接触, 煤斗本体的刚度分布决定了没有足够的传力路径将这些荷载进行均匀的分配。事实上, 只要支座柱存在腹板, 腹板平面与裙筒和漏斗相贯线的交点处就不可避免的出现应力集中 (如图4a) 所示) 。

受此启发, 笔者决定在裙板内侧下方增设与支座柱腹板共面的腋板, 并与漏斗斜壁外侧焊牢, 并且在焊接H形柱翼缘两侧加焊柱腹板后再增设两块腋板 (如图4b) 所示) , 以此来增加荷载传递路径, 降低应力集中峰值。

计算结果显示, 这种方法对降低应力峰值效果十分明显 (如图5所示) 。

由于钢结构煤斗施工通常都是在现场进行:地面成型整体吊装, 或者分段地面成型分段吊装。此处应力比较集中和板件构造比较复杂的部位, 一定是在地面施工的, 所以, 增设腋板的方法不会对施工造成困难。事实上, 这种方法已经在印度某电站工程中得到了应用。

4 结语

1) 具有分散支座的钢结构煤斗, 支座柱与煤斗本体相交处会出现明显的应力集中, 有限元计算证实了这个现象。

2) 在支座柱内侧漏斗斜壁上缘增设腋板的方法对消除此处应力集中效果明显, 且方便施工, 经济实用, 是个可取可行的措施。

参考文献

[1]GB 50077-2003, 钢筋混凝土筒仓设计规范[S].

[2]GB 50017-2003, 钢结构设计规范[S].

圆孔孔边的应力集中分析及优化 篇6

在圆孔附近的局部区域内, 应力急剧增大, 而在离开这一区域稍远处, 应力迅速减小而趋于均匀, 这种由于几何形状改变而引起的应力局部增大的现象称为应力集中。应力集中与孔径大小无关, 而与孔的几何形状有关[1]。应力集中现象将一直保持到最大局部应力到达强度极限之前。因此, 在设计构件时, 应考虑应力集中的影响。为避免应力集中造成构件的疲劳破坏, 改进措施主要是改善构件外形以降低应力值[2]。本文通过优化方法, 对于不同的应力约束要求, 给出合理的几何形状。

1 理论分析

如图1所示, 一弹性矩形薄板受集度为q均匀拉伸作用, 板中心有一孔径为2a的圆孔, 板厚为1, 坐标原点取在圆孔中心, 坐标平行于边界。

由于讨论圆孔孔边的应力集中问题, 宜采用极坐标。首先将外部直边界变换为圆边界, 为此作如下等代变换:以圆点O为圆心, 以远大于a的长度b为半径作一大圆。根据应力集中的局部性, 在大圆的周边上任一点A处的应力与无孔时相同, 即σx=q, σy=τxy=0。应用坐标变换公式, 可得A点的极坐标分量:

于是矩形板转换成了内半径为a、外半径为b的厚壁圆筒的一个截面, 根据参考文献[1]可以得到圆孔孔边的应力计算公式:

根据上述公式可以得到如下结论:

(1) 沿孔边 (r=a) 的环向应力和径向应力:

(2) 沿y轴 (θ=±π/2) 的横截面面上的环向应力:

(3) 沿y轴 (θ=0, π) 的的横截面面上的环向应力:

(4) 孔边最大应力出现在θ=±π/2处, 最小应力出现在θ=0, π处, 即

2 有限元分析

试样为200×120mm2, 厚度1mm板, 中心孔直径12mm, 划分为76840个四边形网格, 施加集度q=1的载荷, 参见图1。

采用Hyper Works软件的Radioss求解器, 对圆孔孔边应力进行有限元分析, 具体步骤为: (1) 建立有限元模型, 在孔边采用局部细化技术, 加密网格以提高计算精度; (2) 设置材料参数; (3) 设置属性; (4) 加载, 为便于观察, 设置加载集度q=1; (5) 创建工况; (6) 提交求解。

计算结果如图2所示。从图中可以看出最大应力发生在θ=±π/2处, 最小应力出现在θ=0, π处, 计算结果与理论值吻合的很好, 其准确度见表1。所出现的误差与单元网格划分精细程度有关。由于精度比较高, 为下面的自由形状优化奠定了可信赖的基础。

3 自由形状优化

应力集中的程度越高, 集中的现象越是局部性的。由于最大应力值与孔径无关, 只与几何形状有关, 因此在构件中挖孔或留孔, 应充分重视挖何种形状的孔。不同的几何形状有不同的应力集中。

自由形状优化的目的为改变某一区域的几何形状, 并要求满足一定的约束, 以提高结构特性。为避免应力集中过高, 尤其是脆性材料承受交变应力载荷情况下[3], 通过实验及检测试样是不经济的, 既耗时又浪费, 而目前又没有基于力法的理论解, 为此使用基于矩阵位移法的有限元方法对圆孔孔边进行自由形状优化, 可以为疲劳分析提供理想的几何形状。

自由形状优化的基本思想与其他形状优化技术不同的是, 其边界节点的移动由软件自动确定, 不需要人工定义节点扰动。结构的形状改变被定义为扰动矢量的线性组合。扰动矢量用于定义与原始网格相关节点位置的改变, 设计变量为扰动矢量的系数, 即

式中:X———节点坐标矢量;

X0———节点设计初始时的坐标矢量;

PVi———与设计变量DVi相关的扰动矢量[4]。

比较目前各种通用的有限元软件, 针对自由形状优化Hyper Works软件的Optistruct模块最为突出。其步骤为: (1) 前述应力分析步骤第1步~第5步; (2) 使用free shape选择圆孔边上的所有节点将其作为自由形状优化变量DV; (3) 使用Responses, 创建应力响应Stress, 应力类型选择Von Mises, 同时考虑单元的两面; (4) 创建体积响应Vol作为优化目标, 类型设置为Volume; (5) 设置应力约束Dostress, 使用不同的约束产生不同的几何形状; (6) 以体积 (质量) Vol作为优化目标, 使之最小; (7) 创建工况Loadstep;工况可以是多种载荷或载荷叠加, 这里为了说明方法仅采用单一的均布拉伸载荷; (8) 提交求解。

考虑到前面应力分析所得到的σmax=3.043q, 在创建应力约束时, 设置应力约束σmax≤2.5q, 进行优化得到的应力分布图和位移图如图3、4所示。

由图3可以看出, 孔周围应力最大为2.5q;而图4给出了相对应的几何外形, 即只要将y轴方向直径减少2×0.83=1.66mm, 而x轴向直径不变即可, 也就是说构件上的孔, 挖成图4给出的几何形状, 在相同载荷作用下, 最大应力值不会超过2.5q。

图5、6、7分别为将最大应力降至2.0q、1.5q、1.2q以下时的位移图, 由于观察几何形状, 这里没有给出对应的应力分布云图。可以看出横向尺寸越小, 应力集中越小。中心区域即为对应不同应力大小要求孔的理想几何形状。也就是说, 只要按位移图给出的形状加工孔, 最大应力不会超过相应的最大应力值。孔边的几何坐标值可从结果文件中直接导出到Excel文件中, 这样可直接使用这些数据进行数控加工, 非常方便。

4 结论

(1) 基于Hyper Works平台, 对应力集中分析, 只要单元划分的足够细, 具有很高的精度。

(2) 所述方法虽然是对圆孔孔边进行的分析, 可将其推广到任意形状的应力分析过程中, 以获得相应的几何外形, 不受任何限制。

(3) 优化方法步骤简单明了, 可为今后的疲劳分析物理实验提供可靠的几何形状依据。

(4) 在单向受力情况下, 应尽量使受力方向几何尺寸大于横向尺寸, 即横向尺寸越小应力集中程度越低。

参考文献

[1]徐芝纶.弹性力学[M].北京:高等教育出版社, 2008.

[2]蒋玉川.弹性力学与有限元法[M].北京:科学出版社, 2010.

[3]徐镇宇, 等.机械零件[M].北京:人民教育出版社, 1981.

[4]洪清泉.Opti Struct&Hyper Study理论基础与工程应用[M].北京:机械工业出版社, 2013.

[5]闫思江, 李凡国.超声波疲劳试验谐响应分析[J].锻压装备与制造技术, 2011, 46 (6) :87-89.

农业机械零件的应力集中及消除措施 篇7

关键词：机械零件,内应力,应力集中,防治措施

内应力, 是机械原理中一个比较抽象的专业名词。内应力看不见、摸不着, 但是它确确实实存在。所谓“应力集中”, 是指受力零件由于受到外界因素或自身因素的作用, 使几何形状、外形尺寸发生变化, 从而引起局部范围内应力显著增大的物理现象。如果残余内应力非正常地集中在某一处, 往往引起零件破坏, 有时会造成重大经济损失。

对于由脆性材料 (例如黑色金属、有色金属) 制成的零件, 应力集中现象将一直保持到最大局部应力到达强度极限之前, 因此必须考虑应力集中的影响;对于由塑性材料制成的零件, 应力集中对其在静载荷作用下的强度几乎没有影响。因此, 在研究塑性材料零件的静强度问题时, 通常不考虑应力集中的问题。

应力集中不仅与零件的形状及外形结构有关 (见图1) , 而且与所选取的材料以及外界应用环境 (如温度因素) 也存在不可忽略的关系。另外, 在机械加工过程中也可能导致应力的改变, 例如回火不当引起二次淬火裂纹、电火花线切割加工显微裂纹、机械装配时造成某部位应力集中等。

为了避免应力集中造成零件损坏, 可以采取消除尖角、改变零件外形、局部加强孔边以及提高材料表面光洁度等措施。另外, 还可以对材料表面做喷丸、辊压、氧化等处理, 以提高材料表面的疲劳强度。

在农业机械中, 零件的内应力主要有以下几种类型:铸造应力、装配应力、焊接应力和冷作应力等。

1 铸造应力

发动机的气缸盖、变速器的壳体等许多零件采用铸造工艺制作而成。铸件在冷却过程中, 由于各部位散热的程度不相同, 所以各部位收缩不一致, 使铸件内部产生一定的内应力。这种内应力往往导致铸件变形、翘曲和尺寸改变, 即使经过机械加工, 这些缺陷也不容易完全消除。

在维修实践中, 有时遇到这样的情况:有的零件屡换屡坏, 让维修人员束手无策。经过反复检查垂直度、平行度、轴承座孔的同轴度, 发现零件的实际位置发生了一些变化, 这种变化是由于铸件变形引起的, 而造成铸件变形的“罪魁祸首”是零件的铸造内应力。

消除铸件内应力的有效方法是进行时效处理 (见图2) 。时效处理的实质, 是使铸件金相组织的分布更加均匀和细化。对铸件进行规范化时效处理的目的, 是严防零件在精加工之后出现变形。

对铸件进行时效可以采取以下两种方法。

(1) 人工时效:将铸件置于加热炉中, 加热到500~600℃, 保温一段时间, 并且随炉温冷却到150~200℃时出炉, 最后在空气中冷却。这种方法又称为“热时效”。

(2) 自然时效:在机加工之前, 将铸件放置在空气中, 历时1年左右。实施自然时效可以消除铸件内应力10%左右。

2 装配应力

农机维修中的装配内应力, 是由于零部件变形、中心线偏移或者零件错位后, 操作者未能发现或者虽然发现了但是予以忽略, 并且盲目地、强行地进行装配引起的。

为了消除装配内应力, 应当采取消除应力退火措施。所谓“退火”, 就是将金属零件加热到适当的温度, 并且保持一定的时间, 然后缓慢冷却的热处理工艺。

3 焊接应力

在电弧焊接中, 由于焊缝的形状和焊缝的疏密程度不同, 焊接部位与非焊接部位的温度相差非常大, 导致焊接接头的工作应力分布不均匀, 局部地区的最大应力值比平均应力值高, 这种情况称为焊接应力集中。如果遇到载荷的作用, 焊缝附近形成的应力集中可能造成零件再次损坏。

消除焊接残余应力的常用方法有以下几种:

(1) 整体高温回火。一般在炉内进行, 此法效果最好, 可以消除焊接残余应力80%~90%。

(2) 局部高温回火。就是对焊缝及其附近应力较大的区域加热到高温回火温度, 然后保温一段时间, 再缓慢冷却。

(3) 机械拉伸法。即对焊接构件加载, 使具有较高拉伸残余应力的区域产生塑性变形, 卸载后可以抵消一部分焊接残余应力。

(4) 温差拉伸法。在焊缝两侧使用可移动的火焰加热, 并用与火焰同步移动的喷水急冷, 当两侧的金属膨胀时, 对温度较低的焊缝区域进行拉伸, 使之产生拉伸塑性变形, 可以抵消部分焊接残余应力。

(5) 振动法。就是利用振动产生的交变应力来消除部分焊接残余应力。例如在焊接时, 除了采用塑性较好的焊条 (如镍基焊条、铜基焊条等) 外, 在一次焊程结束后, 趁焊缝处在红热状态, 用锤子的圆头敲击焊缝, 帮助焊缝收缩, 有利于松弛焊接应力, 减小应力集中, 防止产生焊接裂纹。

参考文献

[1]胡宝良, 常偃波.焊工问答300例[M].上海:上海科学技术出版社, 2011.

汽轮机转子应力集中区的持久强度 篇8

对汽轮机转子而言, 应该指出, 对三个危险区 (中心键槽、叶轮根径圆角和叶轮上的平衡孔) 进行汽轮机可靠性的评估表明, 在寿命达到2×105h之前都具有足够的强度安全系数, 而危险出现在第四个危险区, 即叶轮轮缘的圆角处。通常, 在初始承载后, 整个转子就处于弹性状态;但是估算表明, 在某些情况下材料在压力集中区发生明显的弹性塑性变形, 而在压力集中点的实际压力低于假设初始为弹性变形时获得的压力值。

2 按自然现象计算法进行轮缘试验模型持久强度计算

这里的任务是, 在试验条件下, 按照对模型进行计算, 并与所列试验值相比较, 也就是将自然现象计算法结果与试验结果进行直接比较。试验值与计算值的比较证明, 两者间有差别, 尤其在破坏期较短时差别更大。但是, 必须强调, 这种外推缺少足够的依据。

3 利用模型试验计算叶轮轮缘持久强度的方法

在考虑危险点的“峰值”应力时, 以引用灵敏度系数q的自然现象计算法为计算蠕变下当量应力的依据。

根据q= (kk B-1) / (kpk B-1) , kk B=1+q (kpk B-1)

故实际当量应力可以用式σk B=kk Bσ进行计算。式中kpk B可以利用式kpk B=σk B/σr H求得, 而q值可以根据所选的决定性参数是tp还是σ0/σ0.2用曲线来确定。

将σk B与σn (tp) 值进行对比。如果σk B=tp, 则意味着到了一定时间tp (如105h) 而且按照一定的几率 (如50%) , 轮缘就会破坏。标定的持久强度安全系数可以利用公式确定:nn=σn/σk B如果在式中取σn=σn (0.99) , 则nn≥1可以接受。

4 计算汽轮机中压转子第1级叶轮轮缘的示例

通过对比数据可知, 当时间为105h, 而破坏几率略低于50%时, 轮缘持久强度的安全系数为nn=σn/σk B=181/173=1.05, 也就是说, 安全系数稍大于1, 这意味着轮缘破坏几率略低于50%。如果σn的均方偏差为±10%, 则当nn=1.05时, 轮缘的破坏几率P≈30%。也就是说, 每10台在额定条件下累计运行105h的汽轮机中, 有3台的轮缘会发生破坏。

5 温度对灵敏度系数的影响

灵敏度系数q的引用和计算是针对轮缘模型试验温度540℃而言, 原因是lgσH-lgtp的关系曲线中存在着折点。为了把特征曲线换算到其它温度, 必须附加假设条件, 而所研究的轮缘持久强度的换算结果将在很大程度上取决于这些假设条件。如果假设不连贯lgσH-lgtp特性曲线允许利用换算法换算到工作温度525℃, 则折点将移到tp较大的区域, 从而导致外推到tp=105和tp=2×105h时破坏应力的提高。轮缘的设计强度在很大程度上取决于所取的决定性参数。如果取q为决定性参数, 则轮缘的破坏几率与上述计算示例一样, 为30%;而如果取tp为决定性参数, 则灵敏度系数q将下降, 从而提高了轮缘的持久强度, 应该强调指出, 对取用最佳假设的可能性缺乏试验论证。所以只能按照所推荐的方法, 利用灵敏度系数q进行保守的评估。利用所推荐方法进行计算的示例表明, 累计运行了105h的800MW汽轮机的轮缘强度已经不够, 在这种情况下最好的做法就是:定期检查运行中汽轮机的各叶轮轮缘, 以便及时发现可能出现在其圆角部位的裂纹。

应该指出, 某些在役的汽轮机, 在中压转子的头几级区域采用了开发的冷却系统, 按照计算可以把该处叶轮轮缘温度降低到480℃。显然, 采用了这种冷却系统, 就解决了在2×105h内确保汽轮机叶轮轮缘持久强度的问题。

6 结论

(1) 汽轮机叶轮轮缘的持久强度实际上比利用保守方法计算预估的值要高。

(2) 为了精确化计算方法, 利用了轮缘模型持久强度的试验数据和运行结果。

(3) 利用所推荐的论证方法计算了汽轮机中压转子的持久强度, 得知轮缘在运行了104h后的破坏几率为30%。这就意味着每10台已经累计运行了104h的汽轮机中, 就有3台在525℃下工作的轮缘会发生破坏。

(4) 在某些优化假设的情况下, 破坏几率会下降, 但是对这些假设缺乏试验论证。

(5) 为了确保轮缘的可靠性, 应该定期检查, 及时发现圆角处的裂纹, 或对中压转子采取蒸汽冷却系统。

(6) 在设计阶段应用所推荐的方法, 可以获得具有足够安全系数的最佳结果。 (编辑黄荻)

摘要：“自然现象计算法”是一种基于公认概念的一种计算方法, 可归纳如下:对转子变形过程的研究从转子转速、蒸汽温度和压力达到稳定额定值的初始稳定状态着手。然后在寿命耗尽之前的整个时间内, 各参数都始终保持不变。