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      裂套冷脹過程中殘余應力的有限元模擬

      裂套冷脹過程中殘余應力的有限元模擬

      V. Nigrelli, S. Pasta?

      Department of Mechanics, University of Palermo, Viale delle Scienze, 90128 Palermo, Italy

      摘要:為了確定擴孔周圍的殘余應力場,對分套共展開過程進行了三維有限元模擬。商業FEAsoftwa用設計用于金屬成形過程的拉格朗日隱式代碼ReDEFORM-3DTM對緊固件孔的冷膨脹過程進行了建模。結果表明,該材料具有透厚殘余應力與郭開發的解析解吻合較好。此外,模擬還突出了分裂套筒和板厚對殘余應力場的影響。

      1. 導言

      疲勞裂紋起源于應力集中,如在循環載荷作用下由緊固件孔產生的應力集中。因此,有幾家公司開發了各種技術來降低EF 緊固件孔周圍應力集中的影響。冷加工工藝被廣泛用于在孔周圍的環形區域產生有益的殘余應力。這種技術抑制疲勞裂紋的擴展;因此,如果要利用殘余應力來評估疲勞壽命,就需要對孔的冷膨脹過程進行精確的模擬。

      冷膨脹是由疲勞技術公司(FTI,1994)開發的,是通過使用增加的壓力來塑化孔周圍的環形區域(圖1。上的壓力周圍材料是通過鉆孔板與加壓元件之間產生的干擾來實現的,即芯棒。這種干擾導致應力狀態隨距離邊緣的洞增加而減小。 當芯棒被移除,孔上的表面壓力被擦除時,由于彈性變形材料在塑性條件下對其的作用,產生殘余應力場。引入分裂套筒,以減少孔周圍材料的剪切,并確保板上的徑向壓力;然而,套筒中分裂的開口分布箍渣不對稱的UAL應力。

      過去,已經發展了分析模型、實驗技術和數值模擬來預測孔的冷膨脹過程引起的殘余應力場。 分析 圖迪確定了考慮材料在卸載步驟上屈服極限的殘余應力的封閉形式解(郭,1993年;Nadai,1943年;許和福曼,1975年;Rich和Impellizzeri,1977)。 然而,許多解是基于二維近似的,理論無法預測透厚殘余應力場。 因此,這些解將預測疲勞壽命不保守。殘余應力可以用無損或破壞性的方法來測量。

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      圖1 冷膨脹過程的草圖,顯示箍殘余應力在4%的名義干擾

      破壞性X射線(Dietrich和Potter,1977年;Priest等人,1995年;Stefanescu等人,2002年)和中子衍射技術(Stacey等人,1985年)被廣泛使用,但其結果必須是關于低深度分辨率。此外,非破壞性方法不能精確地預測反向收益行為。

      本文采用DEFORM-3DTM(Fluhrer,2003)代碼,對考慮所有步驟和工藝參數的孔的整個分裂套筒冷膨脹過程進行了仿真 形成過程。 這種真實的過程模擬揭示了5083-H321鋁板在4%標稱干涉下膨脹孔周圍的殘余應力場,從而得到了比較的結果用郭(1993)開發的分析模型進行ED)。殘余應力場通過厚度變化。此外,板厚對箍殘余應力的影響是通過參數化分析進行研究。最后,還考察了套筒中裂開位置的影響。

      2. 有限元模擬

      對5083-H321鋁板在4%標稱干涉下的冷脹性能進行了三維數值模擬。 Rich and Impellizzeri(1977)and Pavier等人。(1998)ha 結果表明,對于這個標稱干涉值,獲得了最佳的力學性能。本研究對冷膨脹過程的所有對象進行了模擬,如圖所示。2.分裂套筒、支架和芯棒比板具有更好的力學性能,分裂套筒被認為是彈性的,而芯棒和支架被認為是剛體。用彈塑性模型考慮了板的材料行為。彈性的通過在DEFORM-3D TM界面中加入5083-H321鋁合金的楊氏模量(E=68,900MPa)和泊松比(=0.3),介紹了數據。 在塑性區,塑性流動行為 服從非線性應力-應變曲線。

      其中σ是流動應力,ε應變,C是強度系數,n是應變硬化指數。

      采用ASTME646-00標準測試方法(ASTM,2000)計算功率曲線參數。用一組拉伸試樣測定C和n參數。因此,參數WER直接引入DEFORM-3DTM軟件來描述板材的材料行為。

      本研究假設了一個運動硬化模型,該模型使用了Bauschinger的參數(Bauschinger,1881),β=1。

      介紹了分套的彈性數據來描述材料的行為。特別是楊氏模量為210000MPa,泊松比為0.3。

      板的形狀假定為圓形圓盤,半徑為2.9mm的孔,ra;外部半徑,rf為25mm。以前的研究表明,外半徑的精確尺寸沒有 如果外半徑足夠大,則不影響孔邊附近的結果(郭,1993)。 板厚s為5mm,是實際結構中使用的典型值。

      用四個節點的Tetra元件對板和分裂套筒進行網格劃分(圖2)。通過與孔邊對應的更細的網格密度來改善單元尺寸預測那里出現的陡峭應力梯度。該板塊包含33000個元素和分裂套筒包含20000個;這些數字足以確保收斂。在芯棒運動過程中,為了方便地處理,自動計算重匹配經歷大塑性變形的物體的變形。支架的形狀是一個鉆孔盤,避免了由于芯棒在過程中的運動而引起的板的軸向位移。

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      圖2 用于模擬孔冷脹過程的有限元模型:(A)完整模型和(B)接近孔邊的詳細視圖

       

      增量交互模擬的邊界條件指定對象的邊界如何與其他對象和環境交互。對象之間的邊界接觸條件 用接觸元件表示TS(芯棒、分裂套筒、板和支撐。過程中,自動繪制接觸元件。芯棒速度v為4mm/min??埔聊Σ料禂?,,假定等于0.3,這是代表鋁與鋼接觸的典型值。通過共315步的加載和卸載模擬芯棒增量等于0.2mm。

      表1顯示了本研究中用于模擬冷膨脹孔的板和芯棒的主要參數。

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      3. 結果和討論

      3.1. 負荷預測

      數值模擬中考慮的AME工藝條件;物體的尺寸和幾何形狀與第2節中提到的相似。數次記錄負荷和行程數據冷膨脹過程中的步驟。因此,將數值載荷與行程曲線進行了比較,并在相同的5083-H321鋁合金上進行了實驗試驗。

      圖3顯示了當干擾增加到高值時,負載大小如何逐漸上升到最大值。負載的最大值對應于芯棒和芯棒之間的最大干擾盤子。因此,由于錐度芯棒回到初始位置,載荷減小到零。雖然分析曲線并不完全正確低實驗曲線的形狀;結果表明,載荷的最大值是以合理的精度計算的。最大載荷的數值確定可用于設計孔的拉拔機。

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      圖3實驗試驗(Pasta,2007年;Nigrelli等人,2004年)與芯棒負荷與行程(位移)的有限元預測比較。

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      圖4 不同貫通厚度位置環余應力的FE測定:入口面、中厚和出口面。板為5mm厚。

      3.2. 殘余應力分布

      冷膨脹模擬顯示了在裝卸過程中孔周圍的箍應力演化。在加載步驟中,壓縮殘余應力的大小為achi 采用幾個步驟,芯棒的逐漸壓力使塑性半徑提高到在最大標稱干擾下得到的最大值。在卸載步驟中,彈性平面板的TiC釋放產生反向屈服區。

      僅給出了環余應力的結果,因為應力的這一成分是疲勞裂紋擴展中最有影響的成分(Pasta,2007年;Lacarac等人,2000年;Wang和Zh安,2003年)。結果最初是以90?的方向呈現在套筒中的分裂。

      圖4 通過板的厚度,從入口面到出口面,給出了殘余應力的有限元預測。

      壓箍殘余應力在入口和出口面的大小低于中厚應力。這種低殘余應力區可能會引起早期疲勞與普通孔中裂紋擴展相當的ue裂紋(Lacarac等人,2000年)。入口和出口面的低箍殘余應力可能是由m的軸向運動引起的剪應力引起的安德烈??字車h形區域的壓縮殘余應力減少了裂紋的起源。在疲勞試驗中,這種殘余應力作用于改變有效應力強度裂紋尖端的Ty因子,即裂紋擴展速率低于無殘余應力的裂紋擴展速率。殘余應力分布與以前升中提出的其他研究一致ature(Pavier等人,1985年、1998年;de Matos等人,2005年)。

      3.3. 與分析理論的比較

      在殘余應力分布方面,郭(1993)給出了考慮Ball模型(Ball,1995)的冷加工孔卸載步驟非線性響應的精確解。這個肛門解,如所有其他分析模型(Nadai,1943;許和福爾曼,1975;Rich和Impellizzeri,1977),不提供通過厚度的應力差異。 郭的模型,哪一個 是相當復雜的(郭,1993),表示在不考慮套筒分裂的情況下,中厚的實際殘余應力分布很好。因此,FEA的中厚殘余應力 分析與郭氏溶液進行了比較(圖5)。

      圖5數值模擬與分析模型吻合較好。特別是,有限元預測稍微高估了箍殘留st的最大和最小幅度RESS。然而,塑性半徑和彈塑性邊界與郭氏解的值吻合較好。這樣的結果表明DEFORM-3DTM能夠進行PR 對分套冷脹過程的殘余應力進行了分析。

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      圖5 有限元中厚箍殘留應力與郭氏解的比較。

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      圖6 不同通厚位置的箍殘留應力分布:(A)板厚3mm,(B)厚10mm。

      3.4 板厚的影響

      在Ozdemir和Hermann(1999)中注意到,板厚的變化可以決定殘余應力的不同分布。因此,這種效應已被評價人調查冷加工孔周圍的殘余應力場為三個板厚值。因此,將結果進行比較,以闡明對THIC之間比值的殘余應力的影響厚度和孔直徑。

      對3mm、5mm和10mm板厚進行了有限元分析,考慮了恒定孔徑da=5.8mm。這些厚度與FTI規范中的可用值一致失敗。在設計階段可以修改孔直徑和厚度。芯棒的幾何形狀和板的力學性能被認為與數值分析Desr相同在第2節中。

      圖4分別顯示了5mm板厚和3mm和10mm厚度的箍余應力分布。圖7給出了板半截面的殘余應力圖厚度為3mm、5mm和10mm。

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      圖7鉆孔板的殘余應力圖為(A)3m m厚,(B)5m m厚,(C)10m m厚。

      可以注意到,隨著板厚從3mm增加到10mm,箍殘余應力增加,這種增強在厚度范圍3-5mm內更顯著。此外,板厚的增加決定了塑性半徑的較高值,圖6(A)和(B)。事實上,塑料半徑大約從5mm上升到6.5mm??梢姙?厚度為0mm,入口面的壓縮殘余應力接近出口面,中厚應力略高,圖6(b)。就這樣,一個同性戀得到了10mm板厚下殘余應力的均勻分布,如圖所示7(c)。

      因此,可以利用板厚s與孔直徑da之間的最佳比值。在本研究中,特別是發現了壓縮殘余應力的意義虛構的改進大約直到s/da=1%。然后,較高的比率有助于提供均勻的殘余應力分布通過厚度。

      3.5. 分套的效果

      FTI的工藝(FTI,1994)規定了使用分裂套筒來避免材料撕裂和保護孔不受高干擾引起的強烈摩擦。然而,這個對象會導致a不對稱應力分布是由于分裂套筒開口處板上缺乏壓力所致。因此,在開口區發生低箍殘余應力。這個低區應力稱為PIP位置。

      圖8表明位移的非對稱分布,影響殘余應力場。因此,應分析不同角度Dir的箍殘余應力分布 相對于PIP位置。本研究針對三個不同的角度方向進行,分別為0?、90?和180?相對于PIP位置。將給出箍殘余應力分布為了中等厚度。

      圖9在所研究的角方向上,分別顯示了9和10的等高線和的等高線和輪廓。

      圖9(A)顯示在90?配置的冷加工孔周圍的對稱殘余應力分布。殘余應力圖在PIP位置發生顯著變化(圖19(b))。實際上,是高 ST等高線顯示接近孔邊的低箍殘余應力。

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      圖8 (A)冷膨脹板的變形形狀和(B)徑向位移圖,顯示分裂套筒開口的影響

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      圖9 相對于PIP位置的0?、90?和180?的箍殘余應力的映射:(A)90?配置和(B)0?和180?配置

       

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      圖10 與PIP位置相比,在0?、90?和180?的中厚度的箍殘留應力剖面。

      如圖所示。10.PIP位置的環向殘余應力降低了約34%,這些低值可以確定與裂紋擴展相當的早期疲勞裂紋擴展在一個普通的洞里。180?角方向的應力略低于90?角方向的應力。事實上,可以看出,箍殘余應力的大小是低的反向屈服的塑性半徑。在90?角方向上實現了較高的環余應力值。

      4. 結論

      采用DEFORM-3D TM代碼設計,對5083-H321鋁合金的冷脹性能進行了三維有限元模擬 用于金屬成形的在4%的名義干擾下進行了實際過程模擬,結果表明 箍殘留應力是壓縮的,數值從出口到入口面都在下降。 將中厚的殘余應力結果與b的解析解進行了比較 郭毅,數值模型和分析模型之間的良好一致性表明,DEFORM-3D TM碼可以預測冷膨脹過程的殘余應力。 另外,magnitu 在最高干擾下,拉下芯棒的載荷與實驗結果接近,這一結果可用于設計孔冷膨脹過程的拉桿機。 上的影響 還研究了板厚變化的殘余應力。 分析表明,隨著板厚的增加,壓余應力逐漸增大。 此外,這一點已經得到證明 較高的板厚通過厚度提供分布的壓箍殘余應力。 最后,套筒中劈裂的開口影響箍的殘余應力在PIP位置H較低。 這種低殘余應力分布有望通過減少冷加工過程所產生的有益效應來啟動早期疲勞裂紋擴展。


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