对钢板力学性能影响的数学模型及应用
数学模型资料
4数学模型轧制过程设定是根据中厚板轧线设备布置、检测仪表布置和过程控制系统的组成,针对不同规格的坯料和成品要求,合理地安排轧制道次,实时地计算轧机的辊缝、咬钢速度、稳定轧制速度、抛钢速度、待温时间和轧制节奏,确保最终产品的尺寸精度和力学性能。
一般的轧制过程设定包括:预设定、阶段修正设定、道次修正设定和自学习计算等几部分。
为了准确地进行过程设定,需要结合轧制理论和大量实践,建立合理的数学模型。
中厚板轧制过程非常复杂,涉及工艺控制、厚度控制、板形控制、温度控制等方面,是一个多目标优化系统。
为了保证数学模型的计算精度,首先必须在结构上保证模型的完备性,其次需要结合自学习算法和细化层别等手段再弥补模型精度上的不足。
实际建模过程中,应以理论为指导,结合现场实际和操作经验,因地制宜、因厂而异地建立具有自己特色的数学模型。
下面以工艺控制、厚度控制、板形控制、温度控制过程为对象,介绍钢板轧制过程中的轧制力模型、弹跳模型、温度模型和板凸度模型等主要数学模型。
4.1轧制力模型中厚板轧制过程中,精轧道次产生的宽展较小,近似于平面变形轧制,其宽展量可以忽略不计。
因此轧制力计算可采用Sims 公式:1.15P F σ= (4-1)式中F ——轧制力;W 一轧件宽度;R ′——考虑弹性压扁的轧辊半径;△h ——压下量;Q p ——应力状态影响函数;σ——平均变形抗力。
4.1.1轧辊压扁半径的影响轧辊表面受到轧制力的作用而产生压扁,使得接触弧长度增大,导致轧制力的增加。
其变化量一般在2%~3%左右,所以在计算轧制力时必须考虑轧辊压扁的影响。
计算弹性压扁时,采用Hitchcock 公式的简化形式:'01CF R R hW ⎛⎫=+ ⎪∆⎝⎭(4-2) ()222161 2.210/C mm kN E υπ--==⨯式中R 0——轧辊初始半径;υ——轧件?白松比,近似等于0.3;E ——轧辊弹性模量。
在计算轧辊压扁半径时,需要预先知道轧制力的大小,而轧制力在得到最终计算结果之前是未知的。
应用ABAQUS软件进行钢板弹簧精益设计
应用ABAQUS软件进行钢板弹簧精益设计万海桥【摘要】汽车钢板弹簧是重要的高负荷安全部件.实际工作中,钢板弹簧同时存在大变形、预应力和各叶片间的接触等多种非线性响应.传统的设计计算方法,是基于材料力学线性梁理论,设计计算中进行了过多的简化,不能确切地反映其力学本质.在实践上,汽车钢板弹簧也确实常常发生一些传统的设计计算方法不能解释的问题.因此汽车界迫切需求对钢板弹簧精益设计.文章提出应用ABAQUS技术对汽车钢板弹簧进行精益设计方法,在分析过程中精确模拟板簧的夹紧,承载过程及大变形工作时各片的应力响应,各片间的接触压力等,从而可以实现钢板弹簧的精益设计.【期刊名称】《汽车实用技术》【年(卷),期】2018(000)018【总页数】3页(P209-211)【关键词】汽车;钢板弹簧;ABAQUS;接触【作者】万海桥【作者单位】安徽江淮汽车集团股份有限公司轻型商用车研究院,安徽合肥230022【正文语种】中文【中图分类】U462有限单元法(Finite Element method,FEM)实质上是把具有无限自由度的连续系统,近似等效为只有有限自由度的离散系统,使问题转化为适合于数值求解的数学问题,由于有限元法计算精度高,适应性强,计算格式规范统一,有限元计算结果已经成为各类工业产品设计和性能评估的可靠依据。
钢板弹簧几何形状简单,传统的计算方法应用材料力学线性理论,简单的看来是合理的。
但是,实际上远不如此,下面介绍运用ABAQUS技术进行钢板弹簧的有限元分析。
在有限元分析中,模型的建立是非常重要的,对于非常复杂的零件特征,在不影响计算结果或影响很小的前提下,我们可以将结构进行简化,一方面可以精确边界条件的约束,另一方面可以大大提高计算速度。
在ABAQUS中,建模模块并不是十分强大,我们将在UG中建立CAD模型,并在卷耳处划分1/4内圆柱面,为我们后面的第二步加载作下铺垫。
下图为UG中CAD模型示图中,建立了1/2板簧模型,将板簧上盖板简化为零件1,将车桥板簧托简化为零件2,模型中没有考虑弹簧卡,川钉等连接件,因此叶片在自由状态下是离散的。
热轧钢板质量控制技术的研究
热轧钢板质量控制技术的研究随着工业化的普及,钢材的需求量不断增加,其产量也呈逐年上升的趋势。
钢材在应用中经常作为结构材料,承担着重要的力学性能,要求其稳定性、高精度和高强度等方面都能得到满足。
在制造过程的过程中,热轧钢板是钢材的重要组成部分,其质量对钢的整体质量有着重要的影响。
为了确保热轧钢板的质量,在生产制造时就需要采用一系列的质量控制技术与措施。
热轧钢板质量控制技术主要包括两方面的内容,即控制生产制造条件和应用热力学计算模型。
在生产制造条件方面,需要对各项参数进行控制和调整,如调整轧制温度、轧辊压力、轧制速度等等。
这些参数的细致调整与正确设置,对于提高热轧钢板质量有着至关重要的作用。
当然,这也需要在生产实践中不断摸索和积累经验,才能取得稳步的进步。
在应用热力学计算模型方面,主要以建立数学模型为主要手段,对热轧钢板的制造过程进行计算模拟。
这种方法已经在现代制造业得到广泛运用,并且取得了不错的效果。
通过模型计算分析,可以更加准确地预测热轧钢板的性能表现,进一步掌握制造生产的规律性和内在机理。
在这两种方法中,应用热力学计算模型的方法可能取得了更加显著的成果。
而且,随着现代计算模拟技术的不断完善,预测精度也在逐步提高。
此外,这种方法对于生产实践的指导也具有实质性的意义,能够更加准确地揭示热轧钢板质量不佳的根源并寻找到对立于之的方法。
不难看出,热力学计算模型的应用对质量控制的改进与提升有着重要的作用。
需要指出的是,热轧钢板质量控制技术要想发挥出最好的效益,离不开必要的设备与机械改进,如轧机设备的升级和改进、轧辊的设计与制造改进等等。
只有这些设备得到不断优化和升级,才能配合使用热力学计算模型和人工控制措施来实现对热轧钢板质量的优化与提升。
因此,在研究热轧钢板质量控制技术时,需要将制造过程、设备与机械改进和理论分析结合起来,形成一个有机的整体。
总而言之,针对热轧钢板的质量控制技术研究需要在各个方面进行着手,比如从实际生产操作中理论模拟、机械设备改进和人工控制措施等方面出发,积极摸索、提高和完善。
IF热轧钢板拉伸试验结果的测量不确定度评定
IF热轧钢板拉伸试验结果的测量不确定度评定吴伟【摘要】根据GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》,利用WEW-600型万能材料试验机对某钢厂生产的IF热轧钢板进行了拉伸试验,分析了拉伸试验的不确定度来源,并对每个不确定度分量逐一进行了评定,最终给出了扩展不确定度及测量结果的不确定度报告.结果表明:该拉伸试验的不确定度来源主要包括试验机、量具和试验结果数据修约3个部分;当包含因子k-2时,该IF热轧钢板的下屈服强度ReL=(264±11)MPa,抗拉强度Rm=(318±13) MPa,断后伸长率A=47.5%±0.3%.该方法对金属材料拉伸试验的不确定度评定有一定的参考价值.【期刊名称】《理化检验-物理分册》【年(卷),期】2016(052)006【总页数】5页(P392-396)【关键词】IF热轧钢板;测量不确定度;下屈服强度;抗拉强度;断后伸长率【作者】吴伟【作者单位】攀钢集团研究院有限公司,攀枝花617000;钒钛资源综合利用国家重点实验室,攀枝花617000【正文语种】中文【中图分类】TG113.25众所周知,对材料的任何特征参量(如力学性能、化学成分等)进行测试时,不管试验方案如何完善,试验设备如何先进,其试验结果依然会存有不确定性。
JJF1059.1-2012《测量不确定度评定与表示》[1]对测量不确定度的定义是:“根据所用到信息,表征赋予被测量值分散性的非负参数”。
实验室的检测能力和检验质量通常用“测量不确定度”来评定,测量不确定度越低,对试验结果的怀疑程度就越低,其可靠度就越高,使用价值也越高。
金属材料拉伸试验由于其破坏特性和不可重复特性,以及材料自身组织的不均匀性,所以试验获得的检测数据存在一定的离散性。
为了系统地评价试验结果,从而对金属材料进行恰当的评判,因而有必要对拉伸试验结果开展测量不确定度的评定。
笔者依照GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》[2],对IF热轧钢板的力学性能进行了检测,并通过数学模型推导计算对拉伸试验结果的测量不确定度进行了评定,考查了影响测试结果的主要因素,以利于更好地指导检验工作,使测试结果更具可信性[3-6]。
Q345B钢材GTN模型损伤参数标定及应用
Q345B钢材GTN模型损伤参数标定及应用隋伟宁;陈茂明;陈彦文;张哲【摘要】目的标定Q345B钢材GTN模型损伤参数及评价损伤参数,并对钢管相贯节点的损伤起始位置进行预测.方法对取自Q345B钢材的光滑圆棒和带缺口的圆棒试样进行单轴拉伸试验,采用逆推法标定GTN细观损伤力学模型参数,并应用有限元分析方法预测相贯节点的损伤起始位置以及开裂破坏过程.结果引入的GTN 细观损伤力学模型参数的支管端部荷载-相对凸凹变形曲线与试验结果吻合较好,有限元分析计算得到的损伤起始点荷载和位移与试验结果接近,并且有限元模拟的损伤起始位置与试验中观测到的裂纹开展起始位置相近.结论 Q345B钢材GTN损伤本构模型,能够模拟结构断裂过程,预测结构的断裂荷载、断裂位移、破坏位置.%In order to calibrate the parameters of Q345B type steel GTN micromechanics damage model and evaluate prediction effect of damage parameters on the damage start position of the tubular joints,uniaxial tension tests of round bar specimens and notched specimens coming from Q345B type steel plate are given,then the inverse method is used to calibrated the GTN micromechanics damage parameters;next,the position of a crack initiation and its growth in tubular joint were predicted by means of finite element numerical simulation.The simulation results by using GTN micromechanics damage model are in good agreement with experiment results on the brace end load-relatively intensive deformation relationship.The initial fracture load and displacement value by finite element analysis is closed to the test results.The initial damage location by finite element simulation is close to the test phenomenon.The Q345B typesteel GTN micromechanics damage parameter suggested in this paper can be used to simulate the development of structural damage,and predict the fracture load,fracture displacement and damage position of the structure.【期刊名称】《沈阳建筑大学学报(自然科学版)》【年(卷),期】2018(034)001【总页数】9页(P82-90)【关键词】GTN;损伤断裂;有限元模型;参数标定;T型相贯节点【作者】隋伟宁;陈茂明;陈彦文;张哲【作者单位】沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁沈阳110168;沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁沈阳110168;沈阳建筑大学材料科学与工程学院,辽宁沈阳110168;中建七局第一建筑有限公司,辽宁沈阳110000【正文语种】中文【中图分类】TU511.3近年来,由于钢结构的大量应用,其损伤破坏研究也一直备受关注[1-6],其中具有良好适用性的方法是从细微观的角度研究韧性材料微孔洞的长大、聚合,并分析微孔洞变化对材料力学性能的影响.F.A.Mcclintock [7]率先开展了微孔洞的研究,得到了含圆柱形微孔洞的刚塑性基体精确解.J.R.Rice和D.Tracey[8]基于理想的塑性基体材料,求出了三维应力下一个柱面和球面孔隙之间增长的塑性应变值.A.M.Kanvinde等[9]与 W.M.Chi等[10]提出并发展了微孔扩张模型VGM和应力修正临界应变模型A.L.SMCS[11] 给出了一套相对全面的本构方程,Gurson把无限大基体的假设改为存在微孔洞的有限大基体,这使得设想的体胞模型和韧性材料的细观情况相当贴近.就Gurson模型中局部极限应变值考虑不完善的情况,ergaard和 A.Needleman [12]用3个校正参数进行修正,修正后的模型用3人的名字进行命名,即Gurson-Tvergaard-Needleman细观损伤本构模型,简称GTN细观损伤模型,其被广泛用于预测延性金属的损伤断裂行为.在工程应用方面,M.Kikuchi [13]编写了GTN模型子程序用于ABAQUS有限元模拟中,对比了拉伸试验和双裂纹试验的荷载-位移曲线,证明GTN模型能够准确的预测损伤断裂.范峰[14]做了空间钢管结构滞回试验,编写ABAQUS子程序,利用试验曲线与数值模拟预测考虑损伤的本构模型中的损伤参数.张沛[15]、黄学伟[16]等也研究了GTN模型,证明了GTN模型能够预测金属损伤断裂.笔者基于GTN损伤模型理论,自Q345B钢板中取材,加工了光滑和缺口圆棒试件,采用ABAQUS有限元软件Explicit模块中内置的模型对两种缺口圆棒的单向拉伸试件进行数值模拟和参数分析,得出荷载-位移曲线并和试验数据进行对比,最终确定Q345钢材的GTN损伤参数,并用于垫板加强T型钢结构相贯节点(简称节点)单向拉伸试验试件的有限元分析模型中,得到节点的断裂起始位置、承载力和变形性能.1 GTN模型ergaard[17]给出几种方法考虑了微孔洞的汇合,其中最常见GTN模型屈服函数Φ表达式为(1+q3f*2)=0.(1)式中:σeq为孔洞所受的Mises等效应力;σm为基体材料的等效应力;σh为宏观静水压应力;q1、q2和q3描述相邻微孔洞间相互作用的损伤修正系数;f*为损伤变量.ergaard和 A.Needleman[18]指出损伤变量f*是孔洞体积分数f的函数,当f*=0时,表示材料损伤尚未发生.损伤变量的表达式为(2)式中:fc为微孔洞聚合状态下的临界孔洞体积分数;fF为材料断裂状态下的失效孔洞体积分数.2 GTN模型参数的标定2.1 模型参数确定方法GTN细观损伤模型应该确定的损伤参数为8个,笔者把8个待确定参数分为两个部分:第一部分,初始孔洞体积分数f0、临界孔洞体积分数fc、失效孔洞体积分数fF、形核体积分数fN(该参数与孔洞形核变化量、采用塑性应变控制形核机制计算[19])、平均等效塑性应变εn、形核应变标准差Sn,前4个体积分数根据数值模拟预测结果数据同试验数据对比吻合,如果能拟合得较好,即可确定4个体积分数;对于后两个参数,C.C.Chu等[19]发现对大多数材料来说εn=0.3和Sn=0.1具有普适性.第二部分,q1、q2和q3,其中,指出q1=1.5,q2=1.0情况下GTN模型的损伤预测效果很好.2.2 材料成分及试件尺寸试验材料为国产Q345B低合金钢,技术规范符合《低合金高强度结构钢》(GB/T1591—2008)要求,化学成分如表1所示.表1 Q345B钢材化学成分Table 1 Chemical components of Q345Bsteel %w(C)w(Si)w(Mn)w(P)w(S)w(V)w(Nb)≤0.20≤0.50≤1.70≤0.035≤0.035≤0.15≤0.07试件制作符合《金属材料拉伸试验》(GB/T228.1—2010)的要求,试验试件如图1所示.光滑试件结构如图2所示,缺口试件结构如图3所示.图1 试验试件Fig.1 Monotonic tensile specimens图2 光滑试件结构Fig.2 Size of smooth specimens图3 缺口试件尺寸Fig.3 Size of notched specimens夹持段直径为14 mm,长度为40 mm,有效区长度为60 mm;光滑试件有效区直径为10 mm;为了考察应力三轴度的影响,设计了3种缺口试件,缺口半径的大小分别为1 mm、2 mm、4 mm,最小截面处直径5 mm;为了使结果更为准确,去除误差,每种试件分别加工3个,光滑试件记为S,缺口试件记为R1、R2、R4.单轴拉伸光滑试件编号及实测尺寸如表2所示.单轴拉伸缺口试件编号及实测尺寸如表3所示.表2 光滑试件编号及实际测量尺寸Table 2 Notation and measured size of smooth specimens mm光滑试件编号夹持段直径标距段直径上部中部下部平均值S-114.069.9710.0110.0210.00S-214.089.9810.009.999.99S-314.0310.039.9910.0210.01表3 缺口试件编号及实际测量尺寸Table 3 Notation and measured size of notched specimens mm编号标距段直径最小截面直径缺口宽度R1-19.985.942.06R1-29.945.912.04R1-39.935.922.03R2-19.925.974.05R2-29.955.934.07R2-39.985.924.03R4-19.935.987.44R4-29.955.957.47R4-39.935.987.452.3 试验方法和现象室温条件下,试验在沈阳建筑大学新型建筑材料制备与检测技术试验室内进行,机器使用WDW-200KN微机控制电子万能试验机.加载过程采用夹头位移控制,按照ASTM标准,试验过程中光滑圆棒试件加载速率为0.3 mm/min,缺口试件的加载速率为0.15 mm/min.试验过程中试件纵向变形采用标距为50 mm的引伸计记录. 光滑试件进行单轴拉伸试验时采用位移控制加载,随着时间变长,试件所受荷载逐渐增加,光滑圆棒试件的轴向变形也逐渐增大,当纵向变形达到一定程度时,材料中部偏下部分发生颈缩现象,所受荷载达到峰值,随后荷载逐步减小,试件发生断裂现象,断口呈杯口状,光滑试件破坏后如图4所示.图4 光滑试件破坏图Fig.4 Failure status of smooth specimen缺口试件进行单轴拉伸试验时随着所受荷载逐渐增加,缺口圆棒试件的轴向变形也逐渐增大,当纵向变形达到一定程度时,材料承载能力下降,最后在试件缺口部分发生断裂现象,缺口试件破坏后如图5所示.图5 缺口试件破坏图Fig.5 Failure status of notched specimens2.4 试验结果及有限元模拟2.4.1 光滑试件获得的材料本构关系试验结果处理包括两部分:第一部分是光滑试件加载达到极限抗拉强度时候的结果;第二部分是光滑试件产生颈缩现象直至断裂后的结果.第一部分:在试验过程中机器自动记录荷载,引伸计记录纵向变形,基于这两个数据同工程应力σeng、工程应变εeng的关系可得出工程应力-工程应变曲线,计算式为(3)式中:Δl为引伸计测量的纵向变形;l0为引伸计标距长度;F为机器记录的荷载;A0为试件标距段初始横截面面积.根据式(4)将材料的工程应力σeng、工程应变εeng转化为如图6所示的真实应力σtrue、真实应变εtrue.(4)图6 光滑试件真实应力-真实应变曲线Fig.6 True stress-strain curves of smooth coupons由单轴拉伸试验所得到的弹性模量E、屈服强度σy、极限强度σu、初始屈服应变ε0,材料的基本参数如表4所示.表4 材料的基本参数Table 4 Notation Measured size of smooth specimens 编号E/GPaσy/MPaσu/MPaε0S-12093795370.001813S-22043715340.001819S-32053735380.001820平均值2063745360.001817 第二部分:试件达到极限抗拉强度后中部发生颈缩,试件颈缩处横截面发生变化,应力随之发生变化,因此一般取断裂点真实应力、真实应变,将之前未达到极限抗拉强度后的真实应力-真实应变曲线直接延长到断裂点处得到的曲线即为全过程真实应力-真实应变曲线,光滑试件断裂时真实应力和应变如表5所示.断裂点的真实应力、真实应变求法为(5)式中:d0为标距段原始直径;df为断裂后直径;Ffracture为试件断裂时的拉伸力. ABAQUS本构里输入的是真实应力-塑性应变曲线,故需求出塑性应变,求出的曲线如图7所示.塑性应变εp和弹性应变εe组成了真实应变,塑性应变求法满足如下换算关系:(6)表5 光滑试件断裂时真实应力和应变Table 5 Notation measured size of smooth specimens编号d0/mmdf/mmFfracture/kNσfractureture/MPaεfracturetureS-110.006.2331.461032.560.95S-29.996.2231.321031.260.95S-310.016.2531.801037.050.94平均值10.006.2331.531033.620.95图7 材料的真实应力-塑性应变曲线Fig.7 True stress-plastic strain curves of material2.4.2 缺口圆棒试件结果及有限元分析对钢材3种缺口尺寸试件进行了单轴拉伸试验,得到了荷载-位移曲线,其中曲线下降段斜率突变点即是缺口试件韧性断裂的开始.试验所得到的荷载-位移曲线是获得GTN模型损伤参数的关键,曲线可以作为参考对象同有限元模拟结果进行对比,当二者无限贴合时,模拟所用的损伤参数即可认为是材料的损伤参数.使用ABAQUS软件Explicit模块中内置的GTN模型,模拟引伸计50 mm标距段内试件,轴对称建模,点取非线性和几何大变形,4节点轴对称减缩积分单元(CAX4R),缺口处网格尺寸为 0.1 mm.约束模型底端的位移,并在顶端(x轴)施加位移荷载,模型关于y轴对称(见图8).图8 R4试件有限元模型和网格划分Fig.8 FEA model and mesh size of R4有限元分析和试验获得的荷载-位移曲线对比如图9所示,根据其对比拟合确定的GTN模型损伤参数如表6所示.荷载-位移对比曲线结果表明,任意单轴拉伸缺口试件的有限元分析曲线均与试验曲线吻合良好,说明表6中损伤模型的参数能够准确描述材料断裂过程中的宏观力学行为.图9 缺口试件荷载位移曲线Fig.9 Load-displacement curves of notched specimens表6 Q345B钢材GTN模型损伤参数Table 6 GTN damage parameters ofQ345B steelq1q2εnSnf0fNfCfF1.51.00.30.10.00250.030.150.253 T形相贯节点有限元分析3.1 T形相贯节点试验为了验证笔者标定的GTN损伤模型参数准确性,引用文献[21]的试验结果进行对比分析.为了考察垫板对圆主管和支管相贯节点处加强效果的影响,试验研究包含3个试验试件,SJ 1为不加垫板节点试件,SJ2加垫板试件且α为45°,SJ3加垫板试件且α为90°(见图10).主要参数尺寸详见文献[21].试验加载方案为主管两端固定,支管端部施加单轴拉力作用,直至主支管相对凸凹变形过大,或出现由于焊缝或母材的开裂而导致不能继续承担荷载.图10 T型相贯节点尺寸Fig.10 Sizes of specimens试件加载前100 kN分十级采用力加载,然后是持续采用位移加载,加载速率为0.01 mm/s,为了了解试件的受力性能,在试件上布置了应变片和位移计.3.2 T形相贯节点有限元分析笔者使用GTN细观损伤模型对垫板加强T型钢结构相贯节点进行分析研究.对于普通型相贯节点,依靠焊缝连接支管与主管,对于垫板加强型相贯节点,依靠焊缝将垫板与主支管连接起来,在Interaction中均采用Tie连接.对垫板加强型相贯节点在垫板与主管接触面设置法向硬接触.节点模型是由多个实体单元与壳单元组成的,约束主管两端,在支管端部施加轴向拉力,使用GTN细观损伤本构模型(见图7、表6),考虑几何非线性,节点有限元模型如图11所示.由于断裂损伤分析对网格划分要求较高,所以为了在不影响精度的前提下降低计算量,建模时设置加密区,对焊缝、加密区进行风格细化如图12所示.图11 有限元模型图Fig.11 Finite element model图12 网格划分Fig.12 Mesh size3.3 T形相贯节点结果对比结合相贯节点SJ1,给出有限元分析结果同试验结果的对比(见图13),随着支管加载位移增大,在主支管焊接处支管热影响区产生应力集中现象;随着荷载的增加,当达到极限承载力时主支管焊接处支管热影响区观察到颈缩现象,并伴随了初始裂纹的产生;持续增加位移,荷载慢慢下降,当裂纹即将穿透热影响区时,施加的位移达到断裂位移;继续增大位移,荷载迅速下降,裂纹沿着焊缝方向快速扩展,最终支管鞍点处热影响区发生断裂,与文献[20]试验现象相符合.图13 SJ1有限元分析结果同试验结果对比Fig.13 Finite element analysis results compared with the test results of SJ1 对比试验研究和有限元分析中获得的荷载-位移曲线,其中试验的荷载为MTS施加的支管顶端荷载,有限元分析的荷载为支管端部反力RF;位移δ为主支管的相对凸凹变形,计算式为δ =(D3 + D4 + D5 + D6)/4 -(D1 + D2)/2,其中,D1、D2为测试主管轴线中点处管壁的竖向位移,D3 ~ D6 为测试节点相贯面鞍点的竖向位移,试件SJ1-SJ3的荷载-位移对比关系曲线如图14所示,断裂位移和断裂荷载的对比情况如表7所示.图14 荷载-相对位移曲线对比Fig.14 The load-relative displacement curves表7 试验数值同有限元对比Table 7 Finite element analysis results compared with the test results试件断裂位移/mm断裂荷载/kN试验值有限元试验值有限元SJ19.412.4236227SJ244.535.6610607SJ338.436.1580522对比分析结果表明,SJ1位移误差稍大,为32.4%,荷载误差为3.8%;SJ2位移误差稍大,为25.8%,荷载误差为1.8%;SJ3荷载误差为10%,位移误差为6.4%,造成误差的原因除了加载和量测装置引起的误差外,有限元模型中焊缝和焊接热影响区处GTN损伤模型参数由于缺少相关试验数据支撑,采用了与母材相同损伤本构模型也是误差产生的主要原因.今后的研究中,在这方面将进行进一步考虑.总之,有限元分析结果很好的预测了损伤起始位置,且较好的评价了损伤荷载和损伤位移.4 结论(1)依据试验标定了Q345B钢材的GTN细观损伤模型参数,所标定参数模拟结果和试验结果拟合得很好,可以相对准确的预测试件的损伤断裂情况.(2)使用标定的GTN细观损伤模型参数可模拟预测出单调加载下T型相贯节点裂纹萌生和发展机理:在结构薄弱处首先产生应力集中现象;当达到极限承载力时结构薄弱处可观察到颈缩现象,并伴随了初始裂纹的产生;当裂纹即将穿透结构时,施加的位移达到断裂位移;再继续增大位移,荷载迅速下降,裂纹快速扩展,最终结构发生断裂.(3)通过试验和有限元的对比,可以看出通过加入损伤本构模型,能够模拟结构断裂过程,预测结构的断裂荷载、断裂位移、破坏位置.参考文献[1] JIN H K,KIM S J,KIM W D.Numerical simulation of ductile fracture bases on local approach concept[J].Journal of engineeringmechanics,1999,125(8):975-978.[2] KANVINDE A M,DEIERLEIN G G.Finite-element simulation of ductile fracture in reduced section pull-plates using micromechanics-based fracture models[J].Journal of structural engineering,2007,133(5):656-664.[3] FARHAD H A,MAHMOUD F,MEHRDAD P.Numerical simulation and experimental validation of a ductile damage model for DIN 1623 St14 steel[J].International journal of advanced manufacturingtechnology,2011,53:157-165.[4] JIA L J,HITOSHI K.Ductile fracture simulation of structural steels under monotonic tension[J].Journal of structural engineering,2014,140(5):1-12.[5] 廖芳芳.钢材微观断裂判据研究及在节点延性断裂预测中的应用[D].上海:同济大学,2012.(LIAO Fangfang.Study on micromechanical fracture criteria of structural steels and its application inductile fracture prediction of connections[D].Shanghai:Tongji University,2012.)[6] 邢佶慧,郭长岚,张沛,等.Q235B钢材的微观损伤模型韧性参数校正[J].建筑材料学报,2015,18(2):228-236.(XING Jihui,GUO Changlan,ZHANG Pei,et al.Calibrations of toughness parameters of microscopic damage model for steel Q235B[J].Journal of building material,2015,18(2):228-236.)[7] MCCLINTOCK F A.Challenges in fracture mechanics[J].Developments in mechanics,1969(5):905-919.[8] RICE J R,TRACEY D.On the ductile fracture by the growth ofholes[J].Journal of the mechanics and physics of solids,1969,17:201-217.[9] KANVINDE A M,DEIERLEIN G G.The void growth model and the stress modified critical strain model to predict ductile fracture in structural steels[J].Journal of structural engineering,2006,132(12):1907-1918. 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宝钢5m厚板轧机宽展数学模型及其应用
mO s.A esm m , h o e’ hrc r t s n s p l ao r oa eet ae betey h e Bue th a et e tem dlScaat s c adi pi t nf c ea sm tdojc vl t i e i i ta c i o l l r i i .T
Ab t a t I h r c s f e v lt o l g s r c :n t e p o e s o a y pae r l n ,ma t r g t e r l fmae a ’ i t ln a in a d i r v n h i sei h u e o tr l S w d h eo g t n mp i g n i o o t e f r c si g p e iin o d h eo g t n a et e k y p i t o e s r h t h n lp ae w dh c n me t u t me s h o e a t r cso f n i w t ln a i r e o n n u et a e t t i c
回 归方 法 , 宽展 模 型 的 协 调 因子 。 。 行 优 化 , 而提 高 了模 型 的预 测 宽展 精 度 , 小 了 宽度 预 测 偏 差 。 对 ,进 Y 从 减
关键词 : 厚板 轧制 ; 宽展 ; 学模 型 数 中图分类号 : G 3 . 5 文献标识码 : 文章编号 :0 8 7 6 2o )5— 0 8 0 T 3 55 B 10 —0 1 【0 7 0 0 3 — 4 A i h o a i n M a he a i a o lf r Ba s e l S5m W dt El ng to t m tc lM de o o t e ’
钢板弯弧系数计算公式
钢板弯弧系数计算公式钢板弯曲是在工程设计和制造中常见的一种加工工艺,通过对钢板进行弯曲加工,可以制作出各种形状和尺寸的零部件,用于各种机械设备和结构工程中。
在进行钢板弯曲加工时,需要考虑到钢板的材料性质、厚度、弯曲半径等因素,以确保弯曲后的零部件具有所需的强度和形状。
钢板弯曲系数是用来描述钢板在弯曲过程中的变形程度的一个重要参数,它可以帮助工程师和制造商在设计和制造过程中准确地预测和控制钢板的弯曲变形。
钢板弯曲系数的计算公式是一个复杂的数学模型,它涉及到材料力学、弹性理论和工程力学等多个学科的知识,下面将介绍钢板弯曲系数的计算公式及其相关知识。
1. 钢板弯曲系数的定义。
钢板弯曲系数是指在进行钢板弯曲加工时,钢板在弯曲过程中所发生的变形程度与弯曲前的初始状态之间的比值。
通常情况下,钢板在进行弯曲加工时会发生弯曲变形,这种变形可以用一个系数来描述,这个系数就是钢板的弯曲系数。
2. 钢板弯曲系数的计算公式。
钢板弯曲系数的计算公式通常采用弯曲变形理论和材料力学的知识来推导和建立,它与钢板的材料性质、弯曲半径、厚度等因素有关。
一般来说,钢板弯曲系数的计算公式可以表示为:K = (t^3/6) (1/ρ)。
其中,K表示钢板的弯曲系数,t表示钢板的厚度,ρ表示钢板的弯曲半径。
这个公式是比较常见的钢板弯曲系数的计算公式,它可以用来计算钢板在进行弯曲加工时的弯曲变形程度。
3. 钢板弯曲系数的影响因素。
钢板弯曲系数的大小受到多种因素的影响,主要包括钢板的材料性质、厚度、弯曲半径等因素。
首先,钢板的材料性质对其弯曲系数有很大的影响。
通常情况下,材料的弹性模量越大,其弯曲系数就越小;而材料的屈服强度越大,其弯曲系数也越小。
因此,在进行钢板弯曲加工时,需要根据钢板的材料性质来选择合适的弯曲工艺和参数,以确保弯曲后的零部件具有所需的强度和形状。
其次,钢板的厚度也对其弯曲系数有影响。
一般来说,钢板的厚度越大,其弯曲系数就越小;而钢板的厚度越小,其弯曲系数就越大。
基于PLS的钢板性能预测与优化的应用研究
基于PLS的钢板性能预测与优化的应用研究针对传统的基于物质机理的钢板性能研究方法存在计算繁琐、工艺参数存在严重的耦合性、产品性能参数波动大等缺点,提出了基于PLS模型的钢板性能预测与优化模型。
首先利用历史钢板的化学成分参数、工艺设备参数和产品性能参数,通过PLS模型算法建立起钢板性能的数学模型,然后挖掘出影响钢材性能异常波动的主要参数,最后通过单纯形优化法对该数学模型的主要参数进行优化设计,使被优化的参数能够在满足多种限制条件下自动调整,使产品性能参数尽可能地逼近设定值,从而使钢板性能更加稳定。
标签:耦合性;钢板性能;PLS模型在工业化生产中,低合金高强度结构钢板的产量所占比例最大、品种规格最多,如何经济快捷地设计产品的化学成分和生产工艺,以满足产品的性能要求,最大限度地降低生产成本,已成为国内中厚板企业共同关心的技术问题。
一、慨况钢铁行业市场竞争的激烈程度将在市场化改革的过程中不断加剧,能活下来的钢铁企业必须具备在市场中生存发展的能力,而这样的能力必须建立在低成本生产、高品质钢材的基础之上。
要实现高品质钢材和低成本的生产目标,离不开钢板性能控制技术,即性能预报及工艺优化技术,工艺优化不仅能提高钢板性能、稳定产品质量,还可以带来生产成本的降低。
而传统的基于物质机理的钢板性能研究方法则需要将钢坯的化学成分和工艺轧制参数等大量数据按照物理模型进行繁杂的数学计算,再将计算出的理论工艺控制参数应用到实际生产当中进行试轧验证,再返回修改理论工艺控制参数,再不断地验证,如此反复;或者采用神经网络算法,构建某一钢种的数学模型对产品性能进行预测,然后再人工不断地测试改变某一个输入变量对输出变量的影响有多少,最后再选定一个相对合理的工艺参数和化学成分进行试轧验证,如此反复。
二、基于PLS算法的钢板性能模型的建立PLS算法是一种多因变量对多自变量的回归建模算法。
它与普通多元回归方法的主要区别是采用了信息综合与筛选技术,不再是直接考虑因变量与自变量的回归建模,而是从自变量系统中提取出对因变量具有最佳解释能力的主成分,然后对它们进行回归建模,因此,PLS算法能够有效解决自变量之间的多重相关性问题,从而有效减少回归参数的估计误差,提高模型预测精度,保持模型的稳定性,同时能够辨识系统中的信息与噪音,所以能够更好地克服自变量多重相关性系统中的不良影响。
从力学性能预测成型极限曲线
塑性成形力学报告学院:材料学院班号:学号:姓名:日期:哈尔滨工业大学从力学性能预测成型极限曲线摘要成形极限曲线(FLC)被用来测量在金属板上局部化的颈缩开始之前的变形量。
大多数的成形极限曲线在应变空间中体现,以应力为基础的成形极限曲线具有一定的优势因为它们具有独立的应变路径。
目前的研究已经发展出一种方法来计算一条以应力为基础的成形极限曲线。
这项计算的基础数据可以通过一个单向拉伸实验获得。
计算取决于参数Z,该参数被认为是在拉伸试验中失稳的转折点。
在基勒-布拉切公式的帮助下,成形极限平面应变中的有效应力是参数Z和厚度的函数。
从4项实验中得到数据被证实与该功能保持一致。
一个被广泛接受的认识是成形极限曲线的左半部是斜度为-1的直线及一个描述材料应力应变行为合适的本构模型。
与应变极限曲线左半部相对应的应力极限曲线可以通过计算得到。
通过对计算得到的应力极限曲线与直接从应变极限曲线得到的应力极限曲线的比较,我们可以发现这二者达到良好的一致性。
通过计算得到的应力极限曲线比通过直接获得的应力极限曲线低15-20MPA。
介绍以应变为基础的成形极限图表以应变为基础的成形极限描述了在一个临界局部颈缩形成时平面内主应变的核心,一个临界局部颈缩是衡量一个成形极限图表的失效准则。
一个典型的成形极限图表展示了垂直轴线的主要平面应变与水平轴线上的极小应变。
在冲压车间中应用的成形极限图表使用工程应变,尽管在绝大多数的研究中采用的是真实应变。
成形极限曲线是临界颈缩发生时的那一点,也就是在金属板料变形时施加最小应变产生塑性断口。
在拉伸试验中,成形极限曲线中的极限应变可以比标准延伸率更高一些,是因为在双轴金属板发生变形期间,几何约束防止了颈缩现象的发生。
对于一个成形极限曲线来说,失效形式是局部颈缩。
破坏过程在局部颈缩开始时持续到塑性断口产生时为止。
Keeler and Backofen将局部颈缩描述为一个狭窄条带的变形,在那里主应变分量沿着局部颈缩的轴线等于0而且一个在局部颈缩方位与最大主应力分量之间形成的角度是可以计算的。
机器学习在MA岛和退化珠光体识别中的应用
机器学习在M/A岛和退化珠光体识别中的应用郝英敏,梁晓军,邢钊(宝山钢铁股份有限公司中央研究院,上海221999)摘要:利用机器学习随机森林算法,以高等级厚板钢典型低碳贝氏体组织中M/A岛和退化珠光体为研究对象,探讨随机森林算法在M/A岛识别、进行量化分析的可行性。
结果显示,机器学习识别数据基本符合目前对M/A岛和退化珠光体形成规律的认识,随机森林算法可以快速学习并对M/A岛不同特征进行识别,具有较好的效果,为PIDAS中集成组织数据提供了可能性。
关键词:高等级低碳贝氏体钢;M/A岛;随机森林;图像分割;数据分析中图分类号:TG142.1T文献标志码:B文章编号:1028-2716(2222)26-0234-25 doi:12.3969/j.issd.1028-2716.2222.06.026Applichtion of machine learning in M/A constituent anddeaenerotee peaditr ineytificationHAO Yingmin,LIANG Xiaojuu anU XING Zhao(Research Institutr,Baoshan Iron&Steel Co^Lti.,Shanghai221099,China)Abstroch:Machidv NaBlina alyorithm random forest is used tc swcy M/A constitaeaW and deaeaerated pearlice in high yrane and Nw careon baimtN heave pNte steels, did furthee te explore the feasidilite of random Orest alyorithm in ideatification in M/A constiWeats;as wed as the data qaantitative analysis.The resulcs show thaS the皿^。
超高强度硼钢板的本构模型
超高强度硼钢板的本构模型材料的本构模型即材料流动应力与应变之间的关系,是模具设计、工艺分析及金属塑性成形数值模拟等不可缺少的依据。
建立合理的应力应变本构关系式对于研究金属材料的力学行为、揭示变形的微观机理有至关重要的作用。
建立本构关系的方法可以分为两类:一类是基于高温变形试验结果,通过宏观应力-应变曲线,结合内部参数,对试验数据进行回归分析,建立合适的流变应力数学模型;另一类是基于变形机理方面的描述,从位错密度、晶粒尺寸等微观结构入手,建立耦合的本构方程[18]。
本节分别采用两类方法对硼钢板的本构模型进行构建。
1.基于井上胜郎模型的本构模型由图3-7和图3-8可知,超高强度硼钢板的真实应力-应变曲线属于动态回复型,曲线进入峰值区后其峰值应力随应变的增加而增大,直至进入相对稳定阶段,此阶段动态回复的软化作用与热加工的硬化作用处于动态平衡状态。
井上胜郎模型可清楚地反映应力与应变、应变速率及温度之间的变化关系,故以此为模型参考建立硼钢板的本构模型。
1)井上胜郎本构模型。
井上胜郎的加工硬化与动态恢复型流变应力数学模型见式(3-1)[19]:对上式左右两边取对数,可得式(3-2):将超高强度硼钢板USIBOR 1500应力应变试验数据代入式(3-2),并用麦夸特法和通用全局优化法进行多元线性回归分析,获得的热冲压流变应力数学模型见式(3-3):式中,σ为真实应力;ε为真实应变;ε·为应变速率;K为强度系数,也为变形温度的函数;n为硬化指数,也为变形温度及应变速率的函数;m为材料应变速率敏感系数,也为变形温度的函数;T为绝对温度,单位为K;β是与材料有关的常数。
试验结果与拟合曲线对比如图3-9所示。
由图3-9可知,该模型在应变速率不大于0.1/s时与试验结果数据拟合较好,当应变速率超过0.1/s时则产生一定误差。
为更好地描述热冲压成形工艺过程中超高强度硼钢板流变应力的变化,将基于井上胜郎模型的流变应力数学模型进行修正。
脉冲荷载作用下地下结构动力特性及钢板抗层裂性能数值模拟_钱岳红
2007年10月 Rock and Soil Mechanics Oct. 2007收稿日期:2007-05-27作者简介:钱岳红,男,1982年生,硕士研究生,从事防护结构爆炸与冲击方面研究。
E-mail: qyh821023@文章编号:1000-7598-(2007) 增刊-0778-05脉冲荷载作用下地下结构动力特性及钢板抗层裂性能数值模拟钱岳红1,唐德高1,宋志文2,姜鹏飞1,曲 霞1(1. 解放军理工大学 工程兵学院,南京 210007; 2. 同济大学 土木工程学院,上海 200092)摘 要:利用ANSYS/LS-DYNA 软件,对脉冲荷载作用下结构底面有无固定钢板时混凝土结构的动力特性及钢板的抗层裂性能进行了数值分析,对比分析了两种情况下混凝土结构的应力-时程特征,研究了边界效应对混凝土-钢板结构抗层裂性能的影响。
分析表明,底面固定钢板能够有效地减小相邻混凝土的最大拉应力,提高其抗层裂性能;边界效应对混凝土层裂现象并无影响。
此研究成果可为相关工程的设计、施工提供参考。
关 键 词:数值模拟;动力特性;层裂现象;边界效应 中图分类号:O383.2 文献标识码:ANumerical simulation of the dynamical trait and the effects of spall-resistantsteel panel for underground structure under impulsive loadsQIAN Yue-hong 1, TANG De-gao 1, SONG Zhi-wen 2, JIANG Peng-fei 1, QU Xia 1(1. Engineering Institute of Corps of Engineers, PLA Univ. of Sci.&Tech., Nanjing 210007, China;2. College of Civil Engineering ,Tongji University ,Shanghai 200092, China)Abstract: The dynamical traits and performance of spall-resistant steel panel in the structure with or without steel panel under impulsive load are simulated by the software ANSYS/LS-DYNA. On the analysis of the results of two cases, the rule of structure’s stress and the boundary effects on capability of steel panel are presented. Results reveal that the steel panel can effectively reduce the element’s maximal stress adjacent to the steel panel, improve the performance; boundary effects don’t affect the spalling. The work will provide reference for the design and construction of projects concerned. Key words: numerical simulation ;dynamical traits ;spalling ;boundary effects1 引 言现代高技术战争条件下,随着精确制导炸弹的大量使用,一些重要的国防工程受到越来越大的威胁[1]。
工程机械用厚钢板的挠曲性能分析与优化
工程机械用厚钢板的挠曲性能分析与优化工程机械在现代建筑和工业生产中起着重要的作用。
为了确保工程机械的性能和安全性,挠曲性能是一个关键的参数。
本文将对工程机械用厚钢板的挠曲性能进行分析与优化。
首先,我们需要了解什么是挠曲性能。
挠曲性能是指材料在受力时的变形能力和抗弯能力。
对于工程机械用的厚钢板而言,挠曲性能的好坏直接关系到其承载能力和使用寿命。
工程机械用厚钢板的挠曲性能受到多个因素的影响。
首先是材料本身的性质,包括强度、刚度和韧性等。
强度决定了材料的承载能力,刚度决定了材料的刚度和稳定性,而韧性则决定了材料在受力时能否抵抗裂纹和断裂的扩展。
其次是厚钢板的几何形状和尺寸。
不同的形状和尺寸会对挠曲性能产生不同的影响。
一般来说,厚钢板的挠曲性能随着厚度的增加而增加,但当厚度过大时,可能会出现局部变形和应力集中的问题。
另外,工程机械用厚钢板的挠曲性能还受到加载方式和加载位置的影响。
加载方式可以是集中加载或均匀加载,加载位置可以是中间或边缘。
这些因素会改变厚钢板的受力分布,从而影响其挠曲性能。
为了分析和优化工程机械用厚钢板的挠曲性能,可以采取以下步骤:第一步是材料测试和性能分析。
通过实验测试,获取厚钢板的力学性能数据,包括强度、刚度和韧性等参数。
对这些数据进行分析,了解材料的性能特点和潜在问题。
第二步是数值模拟和仿真。
利用有限元分析方法,建立厚钢板的几何形状和加载条件的数学模型。
通过数值模拟和仿真,可以预测厚钢板在受力情况下的应力和变形分布,并评估其挠曲性能。
第三步是设计优化。
根据数值模拟和仿真结果,对厚钢板的几何形状和加载条件进行优化设计。
可以通过改变厚度、形状和加载位置等参数,来改善厚钢板的挠曲性能。
最后,进行实验验证和性能评估。
利用实验测试验证优化设计的效果,并进行性能评估。
如果实验结果与数值仿真结果相符,说明优化设计是有效的。
在分析和优化工程机械用厚钢板的挠曲性能过程中,还需要考虑工程成本和制造可行性。
钢板承重载荷计算
钢板承重载荷计算钢板作为一种常见的建筑材料,被广泛应用于各种工程领域。
在设计和使用钢板时,承重能力是一个重要的考虑因素。
本文将针对钢板的承重载荷进行计算和分析。
钢板的承重能力与其材料的强度密切相关。
钢板通常由碳素钢或合金钢制成,具有较高的强度和刚性。
根据材料的强度等级,可以确定钢板的承重能力。
一般来说,承重能力较高的钢板可以承受更大的载荷。
钢板的承重能力还与其几何形状和尺寸有关。
常见的钢板形状包括矩形、方形、圆形等。
在实际应用中,钢板的尺寸和厚度将直接影响其承重能力。
较大尺寸和较厚的钢板通常能够承受更大的载荷。
除了材料和几何形状外,钢板的承重能力还受到支撑方式和加载方式的影响。
钢板可以通过支撑点或边界条件进行支撑。
不同的支撑方式将导致不同的应力分布和变形情况。
类似地,不同的加载方式,如均匀加载、集中加载或分布加载,也会对钢板的承重能力产生影响。
因此,在进行承重计算时,需要考虑支撑方式和加载方式。
在计算钢板的承重能力时,可以采用多种方法。
一种常见的方法是根据经验公式进行估算。
例如,可以使用Euler-Bernoulli梁理论来估算钢板的弯曲承载能力。
该理论假设钢板是一个理想的弯曲梁,在受到垂直载荷时会发生弯曲。
通过解析方法或数值模拟,可以计算出钢板的最大弯曲应力和最大弯曲变形,从而得到其承载能力。
另一种常用的方法是有限元分析。
有限元分析是一种数值计算方法,通过将钢板划分成有限数量的小元素,然后建立数学模型来模拟钢板的力学行为。
通过求解模型方程,可以得到钢板在不同载荷条件下的应力和变形分布。
有限元分析具有较高的精度和灵活性,可以更准确地预测钢板的承重能力。
除了计算承重能力,还需要考虑钢板的安全系数。
安全系数是指实际承载能力与设计承载能力之间的比值。
在设计过程中,通常会根据工程要求和标准规范确定安全系数的取值。
安全系数的选择应综合考虑材料的强度、结构的可靠性和使用环境的要求。
钢板的承重能力是通过考虑材料的强度、几何形状、支撑方式、加载方式等多个因素来计算和分析的。
压型钢板承载计算
压型钢板承载计算压型钢板的承载计算是用于确定压型钢板的承载能力。
压型钢板常用于工业建筑、桥梁、船舶和机械工程等领域,具有较高的强度和刚度,能够承受较大的荷载。
在进行压型钢板的承载计算时,需要考虑钢板的几何形状、材料特性和加载条件等因素。
压型钢板的几何形状是影响其承载能力的重要因素之一、常见的压型钢板包括U型钢、C型钢、Z型钢等。
这些压型钢板的截面形状和尺寸会直接影响其承载能力。
因此,在进行承载计算时,需要准确确定钢板的截面形状和尺寸。
压型钢板的材料特性也是承载计算的关键因素之一、通常会使用材料力学性能参数,如屈服强度、断裂强度和弹性模量等,来描述钢板材料的性能。
这些参数可以用于计算钢板的承载能力,并进行强度校核。
加载条件是进行承载计算的另一个重要因素。
压型钢板通常会受到静载或动载的作用,包括重力荷载、风荷载、地震荷载等。
在进行承载计算时,需要准确确定加载条件的大小和方向,以及加载方式(如集中载荷、均布载荷等)。
这些参数可以用于计算钢板的应力和挠度,进而确定钢板的承载能力。
进行压型钢板的承载计算时,一般采用弹性分析方法。
弹性分析的基本原理是基于材料的线弹性性质,即假定钢板在加载作用下会发生线弹性变形,且恢复力和变形之间的关系是线性的。
根据这一原理,可以建立相应的数学模型,通过求解方程组得到钢板的应力和挠度分布。
在进行承载计算时,一般需要满足以下几个基本原则:1.边界条件的选择:要正确选择边界条件,即确定结构的支承方式和约束情况。
这些边界条件对于计算结果具有重要影响,应根据实际情况合理选择。
2.材料参数的确定:材料参数的准确性直接影响承载计算结果的可靠性。
因此,在进行计算前需要充分了解钢板材料的性能参数,并根据实验数据或规范提供的数值进行确定。
3.荷载的正确选择:要根据实际工程需要确定承载计算所需的荷载类型、大小和方向。
例如,对于桥梁结构,需要考虑车辆荷载和风荷载等。
4.安全性的考虑:为确保结构的安全性,计算所得的承载能力应满足相应的安全系数要求。
压型钢板承载计算
压型钢板承载计算压型钢板是一种广泛应用于建筑工程中的结构材料,其承载能力成为设计中的重要参数。
在进行压型钢板承载计算时,通常需要考虑以下几个因素:钢板的几何形状、材料特性、受力形式以及承载极限状态等。
首先,钢板的几何形状是计算中的重要参数之一、常见的压型钢板形状有矩形、圆形、槽形等,每种形状都有其独特的受力特点。
计算中需要确定钢板的截面面积、截面惯性矩等参数,以便后续计算中使用。
其次,钢板的材料特性也是影响承载能力的重要因素之一、常见的钢板材质有低碳钢、不锈钢、合金钢等。
根据材质的不同,钢板的强度、弹性模量等力学性能会有所差异,因此需要在计算中准确考虑。
另外,钢板承载计算还需要考虑受力形式。
一般情况下,钢板受力可以分为纯弯曲、剪切、弯曲与剪切共同作用等多种形式。
不同的受力形式会导致钢板的应力分布方式不同,进而影响其承载能力的计算方法。
最后,压型钢板的承载极限状态也需要进行准确的评估。
承载极限状态通常包括强度极限状态和稳定极限状态两个方面。
强度极限状态是指在设计工况下,钢板所承受的最大力的大小;稳定极限状态则是指钢板在承受最大力的情况下,其形状稳定性是否满足要求。
在进行压型钢板承载计算时,常用的计算方法有解析法和数值模拟法。
解析法是指基于一定的假设与公式,通过数学推导求解出钢板的应力状态和承载能力。
数值模拟法则是利用计算机建立钢板的有限元模型,通过数值分析求解出钢板的应力和变形情况。
这两种方法各有优缺点,可以根据具体情况选择合适的方法。
总之,压型钢板承载计算是建筑工程中的重要环节,其结果直接关系到结构的安全性和稳定性。
通过合理的几何形状、材料特性、受力形式和极限状态的分析,可以准确计算出钢板的承载能力,为工程设计提供可靠的依据。
中厚板轧制过程中的轧制力和轧制力矩数学模型
(2)
式中: P ——轧制力;
K ——轧件材料的变形抗力;
Q ——应力状态系数;
b0, b1—辊缝入口侧和出口侧轧件的宽
度;
第 11 卷
l——接触弧长, l= R ∃ h; R ——轧辊半径; ∃ h ——压下量, ∃ h= h0- h1 h0, h1—辊缝入口侧和出口侧轧件的厚 度; M ——轧制力矩; a ——力臂系数
5 结论 在 3 000 mm 中厚板轧机上利用实测数据所
作的回归分析表明, 与应力状态系数和力臂系数 模型相比, 采用轧制力功系数和轧制力矩功系数 模型预报轧制力和轧制力矩具有更高的精度。
参考文献 1 赵志业. 金属塑性变形与轧制理论. 北京: 冶金工业出版社,
1980 2 周纪华, 管克智. 金属塑性变形阻力. 北京: 机械工业出版社,
矩功系数散点图见图3, 从散点图可以看出轧制力
功系数和轧制力矩功系数不仅重现精度高, 而且
很好地反映了轧制力和轧制力矩随道次的变化规
律。
图 3 轧制力功系数和轧制力矩功系数散点图
4 回归分析
根据实测数据用多元线性回归分析方法建立 的轧制力功系数和轧制力矩功系数模型见表2。作 为对照, 表中也列入了应力状态系数模型的回归 结果。 力臂系数模型的回归尝试未能取得令人满
第 11 卷第 5 期 2005 年 10 月
宽厚板
W ID E AND H EAV Y PLA T E
V o l. O ctob
e1r1 . N2o0.055 ·7·
中厚板轧制过程中的轧制力和 轧制力矩数学模型
徐 申
(酒泉钢铁集团公司)
摘 要 本文提出了两个新的无量纲参数轧制力功系数和轧制力矩功系数, 并通过对这两个参数的回归 分析, 建立了高精度的轧制压力和轧制力矩数学模型。
毕业设计变形量对钢板异步冷轧过程影响的数值模拟分析
毕业设计---变形量对钢板异步冷轧过程影响的数值模拟分析第一章异步冷轧钢板在国内外的发展状况及应用前景1.1异步轧制生产技术异步轧制是两个工作辊圆周速度不等,使轧制变形区产生一种搓轧变形的新的轧制技术。
它有两种基本形式:一是辊径相同,速度不同(异径异步);二是转速相同,辊径不同(异速异步)。
其生产工艺过程基本上和同步轧制相同。
如冷轧带钢的工艺过程为表面准备、冷轧、热处理、冷轧、成品检验、上油包装。
异步轧制是为了降低轧制压力和设备重量,提高轧制加工效率和产品精度而发展起来的一种新的轧制压力加工技术。
相比与同步轧制,异步轧制的特点如下,第一,在轧件压下量相同的情况下,轧制压力更低。
所以异步轧制具有轧制压力低,变形量比较大的特点。
第二,在轧件刚度相同的情况下,产品的尺寸精度高,板型变形小。
第三,变形区的剪切变形能力较大,所以其冷加工性能比较好。
第四,在异速比不同的情况下,轧件的中性面偏离轧辊辊缝变形区,所以可以较好地控制轧材宽展方向的材料流动。
异步轧制有比同步轧制更多的优点,其主要区别于同步轧制的地方为,同步轧制时,变形区的材料在前滑区和后滑区上下表面摩擦力都是指向中性面的,以至于中性面附近的材料单位压力突然增大,从而平均单位轧制力也会增加。
异步轧制变形区的主要特点表现在横切变形区内,与上下辊接触的轧件材料表面所受摩擦力沿中性面呈相反方向,形成了剪切变形,从而导致轧材材料的中心具有比较大的剪切力,这样会使轧制变形抗力减小,单位轧制压力随之降低。
据以上分析,异步轧制具有其独特的优点,以此优点为研究方向,研制出了很多与之相应的异步轧机。
它们具有轧制压力比较低但是轧制效率却比较高,辊速与张力控制简单且适应性较强。
异步轧制所使用的设备主要有异步单机、PV轧机、LPV 轧机、NCM轧机、FFC轧机、连轧机。
1.2国内外异步轧制技术的研究进展以国内外的实际应用来看,异步轧制的主要适用范围如下。
一,既可以用于碳素结构钢、合金钢、不锈钢等黑色金属的冷轧板带生产,也可用于铜铝等有色金属的冷轧板带生产。
高强钢板随动强化行为及标定策略研究
高强钢板随动强化行为及标定策略研究高强钢板随动强化行为及标定策略研究引言:高强钢板是一种具有优异力学性能和材料特性的重要材料,在许多工业领域中有着广泛的应用。
然而,随着工程要求的不断提高,仅仅使用高强钢板可能无法满足复杂的力学需求。
因此,研究高强钢板的随动强化行为及相应的标定策略显得尤为重要。
随动强化行为:高强钢板的随动强化行为是指在应力作用下,钢板的硬度、强度等力学性能随之变化的现象。
随动强化行为源于高强钢板的微观组织结构,在外部力量作用下,晶界滑移、位错运动等微观过程会发生,从而影响材料性能。
通过研究随动强化行为,可以提供改善高强钢板力学性能的依据。
标定策略研究:为了更好地理解和预测高强钢板的随动强化行为,研究者们提出了一系列标定策略。
首先,通过力学试验可以获得高强钢板在不同应力下的力学性能数据。
这些实验数据可以用于建立材料本构模型,进一步模拟高强钢板在复杂应力状态下的变形行为。
其次,基于金相显微镜等显微观察手段,可以研究高强钢板的微观组织变化,从而理解随动强化行为的机理。
此外,数值模拟方法也被广泛应用于研究高强钢板的随动强化行为,通过建立数学模型和运算,可以定量分析材料在力学加载下的变形行为。
指导意义:研究高强钢板的随动强化行为及标定策略具有重要的指导意义。
首先,通过深入理解随动强化行为的机理,可以优化高强钢板的设计和制造过程,提高材料的力学性能和稳定性。
其次,研究成果可以为相关行业提供技术支持,促进高强钢板在汽车工业、航空航天领域等战略性行业的应用。
此外,针对高强钢板的随动强化行为标定策略的研究也有利于材料科学与工程领域的进一步发展。
结论:高强钢板的随动强化行为及标定策略的研究对于提高材料性能、推动相关行业发展具有重要意义。
通过力学试验、显微观察和数值模拟方法,可以更好地理解高强钢板在应力作用下的变形行为和力学性能变化机理。
这些研究成果将为高强钢板的设计和应用提供科学依据,促进材料科学与工程的进一步发展。