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石化能源用鈦鋼復(fù)合板的拉伸力學(xué)性能研究
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石化能源用鈦鋼復(fù)合板的拉伸力學(xué)性能研究

發(fā)布時(shí)間 :2022-05-18 06:22:47 瀏覽次數(shù) :

引言

鈦鋼復(fù)合板作為一種耐腐蝕,可焊性、導(dǎo)熱性及成形性良好的金屬材料,被廣泛應(yīng)用在水下、石化、能源等領(lǐng)域。

鈦金屬因其良好的耐腐蝕性被用于化學(xué)容器、熱交換容器等,但成本較高,尤其作為結(jié)構(gòu)部件時(shí),這個(gè)問題更為突出。鋼材有較高的強(qiáng)度和韌性,將金屬鈦和鋼壓制成鈦鋼復(fù)合材料,不僅降低了成本,還利用了鈦的耐腐蝕性和鋼的高強(qiáng)度,更重要的是鈦鋼復(fù)合材料在后期的熱處理、切割、卷筒等生產(chǎn)中不會(huì)產(chǎn)生分裂或分層。

鈦鋼復(fù)合板是通過熱軋、爆炸等復(fù)合工藝[1]將鈦合金和低碳鋼壓合在一起得到的新型復(fù)合鋼板[2]。1954年,日本通過爆炸復(fù)合法,憑借炸藥的爆發(fā)力,將鈦和鋼兩種金屬結(jié)合在一起,形成鈦鋼復(fù)合板。用鈦鋼復(fù)合板制備的設(shè)備,利用鈦合金的耐腐蝕性與容器內(nèi)的溶液接觸,低碳鋼則作為容器的外壁,這樣既具備耐腐蝕性能,又保證了強(qiáng)度和剛度[3]。然而,由于鈦和鋼材在結(jié)合時(shí),會(huì)出現(xiàn)結(jié)合率不夠好而造成鈦層和鋼層表面局部有裂紋、氣孔夾渣、未焊透等問題,因此,研究鈦鋼復(fù)合板基層和復(fù)層共同作用機(jī)理十分重要。

目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)鈦鋼復(fù)合板的基本力學(xué)性能已有研究。

其中,段文森等[4]研究了通過爆炸復(fù)合工藝制造的鈦鋼復(fù)合板的剪切疲勞行為、斷裂韌性和斷裂機(jī)理。楊揚(yáng)分析了鈦鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)界面結(jié)構(gòu),建立了模型,進(jìn)行了力學(xué)研究[5]。Qiu Zheng等[6-7]對(duì)純鈦薄板考慮溫度效應(yīng)和應(yīng)變速率的單調(diào)力學(xué)試驗(yàn)進(jìn)行了研究。

本文對(duì)TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn),在拉伸荷載下,通過分析彈性模量、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率,并將試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬對(duì)比,研究鈦鋼復(fù)合板的力學(xué)性能。試驗(yàn)中,低碳鋼在屈服前,加載速率先快后慢。

1、試驗(yàn)材料

拉伸試件從本材上取樣,尺寸參考GB/T 228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[8]確定,見圖1。試件長(zhǎng)度300mm。共設(shè)計(jì)三個(gè)相同的復(fù)合比,編號(hào)分別為TB-1、TB-2、TB-3。鋼材基層厚度10mm,鈦層厚度2mm。試件尺寸設(shè)計(jì)見圖2。切割成型后的試件見圖3。

由圖4板件橫斷面材料組織圖,可以明顯看出鈦層和低碳鋼層的分布情況。

2、試驗(yàn)與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)方案

TA2+Q235b爆炸型鈦鋼復(fù)合板,覆板采用工業(yè)用純鈦TA2,厚度為2mm,基層采用235鋼,厚度為11mm。表1是TA2和Q235的力學(xué)性能指標(biāo)。

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根據(jù)GB/T 228.1-2010[8],線切割TA2+Q235b復(fù)合板拉伸試樣。拉伸試驗(yàn)在微機(jī)伺服液壓萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行,單點(diǎn)法測(cè)疲勞在MTS810型疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行,依次選出五個(gè)應(yīng)力,0.5rm, 0.45rm, 0.4rm, 0.35rm, 0.3rm,試驗(yàn)中逐級(jí)降低應(yīng)力級(jí)別,正玄波頻率30Hz,應(yīng)力比為-1,加載次數(shù)2×105次。鈦鋼復(fù)合板界面微觀組織采用蔡司Axiovert200MAT金相顯微鏡分析觀察。

2.2 試驗(yàn)過程

加載初期,隨著荷載增大,試件被輕微拉長(zhǎng),橫截面出現(xiàn)縮小跡象。隨著荷載進(jìn)一步增大,試件變形量增大。加載到最大值時(shí),試件出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象,最終斷裂。試驗(yàn)過程中,試件從開始加載到破壞,伴隨有兩次響聲,第一次是鈦-鋼界面分離,第二次是試件斷裂。可見,鈦鋼復(fù)合板材的基層和復(fù)層在拉伸過程中能協(xié)同工作。試件各實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見表2。

值得注意的是,所有試件的斷口形狀接近[6],且伴隨著拉伸,有彎曲變形,這是由于板件的殘余應(yīng)力釋放所致。同時(shí),對(duì)TA2+Q235b鋼材進(jìn)行微觀分析可知,層兩側(cè)微觀相貌相近,表明兩種金屬材料在結(jié)合度方面有較好的連接性。

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2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

通過三組試件的拉伸試驗(yàn)測(cè)得應(yīng)力應(yīng)變曲線。試驗(yàn)中可以看出,低碳鋼有明顯的屈服應(yīng)變,而鈦鋼則呈現(xiàn)出非線性的無(wú)屈服應(yīng)變的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。因此,采用名義屈服值作為其屈服強(qiáng)度。應(yīng)力應(yīng)變曲線見圖5。

at5.jpg

從圖5看出,當(dāng)應(yīng)變?cè)?%以下時(shí),曲線的斜率趨于平緩,屈服變形表現(xiàn)明顯。同時(shí),隨著鋼材應(yīng)變負(fù)荷比的提高,變形能力逐漸下降,這是由于在拉伸中鈦比例減少所致。

通過測(cè)量,發(fā)現(xiàn)試件長(zhǎng)度變大,首先是中部變長(zhǎng),然后逐級(jí)向兩端擴(kuò)散,基層和復(fù)層的應(yīng)變相同,表明二者發(fā)生協(xié)同變形。由測(cè)量結(jié)果還可以看出,試件的變形中部變形最大,切橫截面處變形均勻,同樣表明基層和復(fù)層的協(xié)同變形。

由圖6可以看出,材料拉伸斷裂時(shí)沿著位錯(cuò)滑移面運(yùn)動(dòng),析出物晶體出現(xiàn)不連續(xù)錯(cuò)位塞機(jī)。試驗(yàn)中出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,這是由于在微弱部位出現(xiàn)孔洞,且隨著切應(yīng)力的增大,孔洞聚集,最后出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象,繼而斷裂。通過基材和復(fù)材的微觀拉伸圖可以看出,斷口有明顯的韌性特征,表面有一定數(shù)量大小不等的橢圓或圓形小窩,大小分布不均,這證明材料在斷裂前發(fā)生了較明顯的塑性變形。

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3、有限元模擬

利用ABAQUS軟件,采用三維8點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元建立三維有限元模型,采用鈦鋼雙金屬材料試件,忽略幾何缺陷和殘余應(yīng)力[9]。網(wǎng)格尺寸為1mm,標(biāo)距在截面的兩端,基層和復(fù)層泊松比分別為0.3和0.36。

采用TA2+Q235b的本構(gòu)模型,對(duì)鈦鋼復(fù)合板的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行有限元分析,見圖7。可以看出,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度良好。試驗(yàn)包括彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化階段和破壞階段,當(dāng)達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限后,試件出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象。

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4、鈦鋼復(fù)合板疲勞性能分析

通過鈦鋼復(fù)合板材料疲勞強(qiáng)度測(cè)試,可以發(fā)現(xiàn)復(fù)合板的疲勞強(qiáng)度介于基層和鈦板之間,見圖8,這是由于鈦鋼復(fù)合板結(jié)合面組織不均勻,以及成分差異和應(yīng)力差異。由于基層和面層組織成分不同,以及鈦層在塑性變形中產(chǎn)生孿晶組織,因而在高疲勞應(yīng)變作用下更容易產(chǎn)生裂紋,造成金屬的疲勞損傷,降低其疲勞強(qiáng)度。

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5、結(jié)論

本文通過對(duì)TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板的拉伸試驗(yàn),研究其力學(xué)性質(zhì),并將試驗(yàn)結(jié)果與有限元數(shù)據(jù)模型對(duì)比,結(jié)果顯示,TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板材各參數(shù)隨負(fù)荷比增大,彈性模量隨之降低。因此,各參數(shù)與復(fù)合比有關(guān)。隨著強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率的增加,抗拉強(qiáng)度增大,塑性減小。

參考文獻(xiàn)

[1]閆力. 鈦鋼復(fù)合板的特點(diǎn)及應(yīng)用領(lǐng)域[J]. 中國(guó)鈦業(yè),2011(3):12-14.

[2]BAN H Y, SHI Y J, TAO X Y. Use of clad steelin engineering structures[C]//Proceedings of the fifteenthEast Asia-Pacific conference on structural engineering &construction, Xi’an, 2017:1167-1173.

[3]孟憲斌,易彩虹,吳小玲,等. 鈦及鈦合金復(fù)合材料發(fā)展及工業(yè)應(yīng)用[J]. 中國(guó)化工裝備,2013,15(6):3-7.

[4]段文森,魯漢民,劉建新. 金屬爆炸復(fù)合界面的疲勞裂紋擴(kuò)展特性及斷裂機(jī)制的研究[J]. 稀有金屬材料與工程,1989,3(8):6-10.

[5]楊揚(yáng). 鈦/鋼爆炸復(fù)合界面的微觀組織結(jié)構(gòu)和力學(xué)行為[J]. 材料導(dǎo)報(bào),1994,8(5):26.

[6]QIU Z, SHIMIZU T, MING Y. Grain size effect onmechanical behavior of thin pure titanium foils at elevatedtemperatures[J]. International journal of mechanical sciences,2017,133.

[7]QIU Z, et al. Tensile properties and constitutivemodel of ultrathin pure titanium foils at elevated temperaturesin microforming assisted by resistance heating method[J].Materials & design, 2014,63(Nov. ):389-397.

[8]GB/T 228. 1-2010,金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法[S].

[9]LIU X, BAI R, et al. Material properties and stressstrain curves for titanium-clad bimetallic steels[J]. Journal of

constructional steel research, 2019,162:105756.

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