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        鍍錫板平整后L形翹曲增大的原因研究

        2019-04-08 05:44:12鄧亞琪汪宏斌唐嘉希
        上海金屬 2019年2期
        關(guān)鍵詞:鍍錫板形薄板

        鄧亞琪 金 霞 汪宏斌 唐嘉希

        (上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,上海 2000072)

        鍍錫板常用于制罐、包裝材料、沖壓件等,其厚度一般為0.2~0.4 mm。鍍錫板的生產(chǎn)工序包括連鑄、熱軋、酸洗、冷軋、退火、平整、鍍錫、切板。在切板加工前,原料一直處于板卷狀態(tài)。切板后,鍍錫板的板形是衡量其質(zhì)量的重要指標(biāo)。鍍錫板的板形缺陷(平直度缺陷)主要為瓢曲和彎曲(也稱翹曲)。研究表明,鍍錫板的翹曲主要與鍍錫板表面殘余應(yīng)力分布不均勻有關(guān),故研究鍍錫板表面殘余應(yīng)力分布對(duì)于分析鍍錫板翹曲的原因很重要。

        本文在某廠鍍錫板生產(chǎn)線各生產(chǎn)工序的板卷上取樣,測(cè)定其翹曲量、殘余應(yīng)力、微觀組織及力學(xué)性能,研究了平整后的放置時(shí)間對(duì)板卷翹曲的影響以及板卷發(fā)生翹曲的原因。

        1 試驗(yàn)材料與方法

        以某廠鍍錫生產(chǎn)線從連續(xù)退火到切板各工序出入口的板卷試樣為研究用材料,試樣厚度為0.18~0.35 mm,長(zhǎng)度為0.8~1.0 m,詳見(jiàn)表1。隨機(jī)取鍍錫工序入口處的試樣,其典型成分如表2所示。

        表1 板卷的取樣部位及試樣的厚度分布Table 1 Positions of cutting samples from the coiled sheet and thickness distribution of the samples

        注:表中數(shù)字單位均為張數(shù)

        表2 板卷的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 2 Chemical composition of the coiled sheet (mass fraction) %

        測(cè)量L形翹曲的示意圖如圖1所示[1]。將樣板垂直置于測(cè)量臺(tái)上,確定樣板寬度的中點(diǎn)E,固定于測(cè)量架上,再用直尺分別量取AD和CF的距離,則該方向的翹曲值BE=(AD+CF)/2,然后將試樣翻面測(cè)出翹曲值BE2,將兩次測(cè)定值中較大的數(shù)值作為該樣板的翹曲值。若AEC為板卷工作側(cè)或傳動(dòng)側(cè),則將翹曲記為工作側(cè)L形翹曲(wsL)或傳動(dòng)側(cè)L形翹曲(dsL)。

        圖1 測(cè)定板卷L形翹曲的示意圖Fig.1 Schematic of measuring L- shaped warping of the coiled sheet

        殘余應(yīng)力測(cè)量?jī)x器為X- 350A型X射線應(yīng)力測(cè)試儀,工作電壓20 mV,工作電流5 mA,選用4φ角測(cè)量。

        從板卷上截取尺寸為10 mm×10 mm×0.3 mm的試樣,用金相砂紙預(yù)磨至厚90~100 μm,并沖制成直徑3 mm圓片,再采用電解雙噴儀減薄。用5%KClO4和95%酒精的混合液作為電解雙噴的電解液;電解電壓為12 V,電解溫度為-30 ℃,冷卻介質(zhì)為液氮。采用2100f場(chǎng)發(fā)射透射電鏡觀察板卷的微觀形貌。

        2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

        2.1 板卷在各加工階段的板形

        為了研究各道工序?qū)τ诎寰硇螤畹挠绊?,找到影響出廠板形的關(guān)鍵因素,對(duì)各道工序加工后的板卷取樣測(cè)量。由于生產(chǎn)的連續(xù)性限制,該項(xiàng)試驗(yàn)的對(duì)象主要為冷軋態(tài)板卷試樣,平整機(jī)組出口處帶鋼樣品,鍍錫機(jī)組出入口處鍍錫卷樣品,且局限在帶鋼整卷的卷頭和卷尾處,板形測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖2。圖2中,連退表示連續(xù)退火機(jī)組入口;平整表示平整機(jī)組出口;鍍?nèi)氡硎惧冨a機(jī)組入口;鍍出表示鍍錫機(jī)組出口。正負(fù)號(hào)分別表示試樣的L形翹曲為上翹和下翹。

        從圖2中發(fā)現(xiàn),連退階段板卷的L形翹曲非常嚴(yán)重,上下翹曲的均值都超過(guò)60 mm。在平整階段,受到平整機(jī)組下工作輥即主動(dòng)輥的作用,L形翹曲全部變?yōu)樯下N且平均值為40 mm。之后鋼卷入庫(kù)一定時(shí)間后進(jìn)入鍍錫機(jī)組,進(jìn)入鍍錫機(jī)組后L形翹曲變?yōu)橐韵侣N為主,尤其是卷芯部位的試樣全為下翹,且均值達(dá)30 mm。在鍍錫過(guò)程中,鋼卷受到拉矯機(jī)的作用,L形翹曲均值減小到了20 mm。

        鋼卷的各道生產(chǎn)工序都對(duì)其平直度有一定影響,但發(fā)現(xiàn),從平整出口到鍍錫入口這個(gè)階段鋼卷的板形發(fā)生了顯著惡化。

        圖2 從板卷不同部位切取的試樣工作側(cè)和傳動(dòng)側(cè)L形翹曲統(tǒng)計(jì)圖Fig.2 Statistical illustrations of L- shaped warping on working- side and driving- side of the samples cut from different positions of the coiled sheet

        2.2 薄板卷取對(duì)板形的影響

        為了揭示薄板卷取工序?qū)Π逍蔚挠绊?,研究了卷取前、后板形的變化。取一塊尺寸為0.3 mm×380 mm×300 mm的平整樣板,將其固定在工業(yè)生產(chǎn)中使用的φ500 mm圓筒上,使其沿軋制方向發(fā)生彎曲,測(cè)量其L形翹曲值,將下翹記錄為正數(shù)值。在1、2、5、10、15和20天后再次測(cè)量樣板的L形翹曲值,結(jié)果如圖3所示。

        圖3 樣板的L形翹曲值與平整后的放置時(shí)間之間的關(guān)系Fig.3 L- shaped warping value of the sheet sample as a function of shelving time after temper rolling

        圖3表明,卷取工序?qū)Ρ“錖形翹曲的影響與平整后的放置時(shí)間有關(guān),因此可以推斷,卷取工序?qū)形翹曲的影響機(jī)制是蠕變。

        為了驗(yàn)證薄板在卷取過(guò)程中產(chǎn)生的塑性變形是否與時(shí)間有關(guān),測(cè)定了上述試驗(yàn)樣板的殘余應(yīng)力,結(jié)果列于表3。該對(duì)比試驗(yàn)進(jìn)一步證明,卷取時(shí)薄板所產(chǎn)生的塑性變形與時(shí)間有關(guān)。

        通過(guò)拉伸試驗(yàn)進(jìn)一步了解平整對(duì)板卷形狀的影響。由于生產(chǎn)條件的限制,不能獲得經(jīng)連續(xù)退火的試樣,故在冷軋、平整、鍍錫3道工序后分別切取樣板,參照GB/T 228.1—2010進(jìn)行拉伸試驗(yàn),結(jié)果列于表4。

        表3 卷取和放置不同時(shí)間后樣板的邊浪、L形翹曲值和殘余應(yīng)力Table 3 Magnitudes of edge buckling, L- shaped warping and residual stress of the sample sheet after being coiled and then shelved for different times

        表4 經(jīng)不同工序加工后樣板的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度Table 4 Yield strength and tensile strength of the sheet samples worked to different stages

        平整后板卷的拉伸曲線如圖4所示。普遍認(rèn)為,低碳鋼產(chǎn)生屈服平臺(tái)是由碳、氮等元素的間隙原子與位錯(cuò)交互作用形成的Cottrell氣團(tuán)引起的[2]。退火后的板卷位錯(cuò)密度很小,少量的間隙原子就能形成Cottrell氣團(tuán)對(duì)位錯(cuò)釘扎,產(chǎn)生屈服平臺(tái)[3]。若平整過(guò)程的延伸率超過(guò)屈服平臺(tái),位錯(cuò)則能夠擺脫Cottrell氣團(tuán)的釘扎,屈服平臺(tái)得以消除。但經(jīng)過(guò)一段時(shí)間的時(shí)效后,C、N等溶質(zhì)原子將通過(guò)擴(kuò)散重新聚集到位錯(cuò)周圍形成新的穩(wěn)定狀態(tài),使板卷再次屈服,因此圖4(a)中有明顯的屈服平臺(tái)。

        本文試驗(yàn)樣板經(jīng)過(guò)了長(zhǎng)時(shí)間的時(shí)效,平整階段消除的屈服平臺(tái)已重新出現(xiàn)。對(duì)平整后的板卷進(jìn)行2%的拉伸變形,已經(jīng)超過(guò)了臨界變形量(屈服平臺(tái)消失時(shí)的變形量),應(yīng)力- 應(yīng)變曲線如圖4(b)所示,屈服平臺(tái)完全消除。卸載后立即重新加載得到圖4(c)所示的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線,由于位錯(cuò)已經(jīng)掙脫出氣團(tuán)的釘扎,故不再出現(xiàn)屈服平臺(tái)。這意味著板卷平整后,在放置過(guò)程中其內(nèi)部存在大量的可動(dòng)位錯(cuò),有利于室溫蠕變的發(fā)生。

        圖4 平整后板卷的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線Fig.4 Stress- strain curves of the coiled sheet after temper rolling

        2.3 板卷的室溫蠕變

        一般當(dāng)約比溫度高于0.3(T>0.3Tm)時(shí)蠕變效應(yīng)比較明顯,設(shè)計(jì)與計(jì)算中都需要考慮蠕變的影響。而約比溫度低于0.3時(shí),蠕變效應(yīng)不明顯。約比溫度低于0.2時(shí)稱為常溫蠕變[4]即室溫蠕變。迄今,已有不少關(guān)于低碳鋼、高強(qiáng)鋼和不銹鋼等材料的室溫蠕變現(xiàn)象的研究報(bào)道。如陳吉生等[5]研究了1Cr18Ni9Ti鋼管的室溫蠕變現(xiàn)象,并試驗(yàn)驗(yàn)證了應(yīng)力大小、應(yīng)變速率、加載過(guò)程對(duì)室溫蠕變的影響,在60%屈服強(qiáng)度的應(yīng)力作用下,室溫蠕變量達(dá)到了0.000 8。劉云旭等[6]研究了熱處理工藝及顯微組織對(duì)40CrNiMoA鋼蠕變抗力的影響。聶德福等[7- 8]對(duì)X70管線鋼和SUS304不銹鋼的室溫蠕變進(jìn)行了較多的研究,深入探討了結(jié)構(gòu)鋼室溫蠕變的機(jī)制,提出了局部可動(dòng)位錯(cuò)理論,并得出室溫蠕變的量化規(guī)律及其對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展的影響,還在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,結(jié)合蠕變本構(gòu)方程和Ramberg- Osgood公式,提出了基于外加應(yīng)力估算結(jié)構(gòu)鋼室溫蠕變量的方法[9]。

        鍍錫板用MR鋼的熔點(diǎn)為1 491.25 ℃,薄板平整后的卷取在室溫下進(jìn)行,只可能發(fā)生室溫蠕變。室溫蠕變是在低于屈服強(qiáng)度的應(yīng)力下隨時(shí)間的延長(zhǎng)而逐漸產(chǎn)生的塑性變形,與高溫蠕變的第一階段相似,但卻有本質(zhì)上的區(qū)別。如圖5所示,在低溫、低應(yīng)力條件下,回復(fù)不能發(fā)生,位錯(cuò)只能沿滑移面滑移,一般金屬材料的室溫蠕變只表現(xiàn)為速率遞減的瞬態(tài)蠕變。室溫蠕變開(kāi)始時(shí),應(yīng)變迅速增大,隨著時(shí)間的延長(zhǎng)應(yīng)變逐漸積累;開(kāi)始時(shí)蠕變速率具有最大值,隨著時(shí)間的延長(zhǎng),蠕變速率近似線性地降低。室溫蠕變的變形量很小,并且經(jīng)一定時(shí)間后變形停止,因此不會(huì)對(duì)材料造成較大的影響。

        (1)

        式中:ρm為可動(dòng)位錯(cuò)密度,b為位錯(cuò)的柏氏矢量,ν為位錯(cuò)平均運(yùn)動(dòng)速率。

        由Orowan方程可知,室溫蠕變速率主要受兩個(gè)因素即位錯(cuò)平均運(yùn)動(dòng)速率和可動(dòng)位錯(cuò)密度的影響,位錯(cuò)平均運(yùn)動(dòng)速率可用式(2)計(jì)算。位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)主要受應(yīng)力的影響,應(yīng)力越大,位錯(cuò)越容易越過(guò)障礙運(yùn)動(dòng),隨著時(shí)間的增加,應(yīng)變?cè)黾?,有效?yīng)力逐漸減小,直至室溫蠕變停止。

        (2)

        式中:τ0為位錯(cuò)以單位速度運(yùn)動(dòng)所需的應(yīng)力,G為剪切模量,ρn為不可動(dòng)位錯(cuò)密度,n為與材料有關(guān)的應(yīng)力敏感指數(shù),α是與材料、載荷和溫度有關(guān)的常數(shù)。

        圖5 蠕變應(yīng)變與時(shí)間(a)和蠕變速率對(duì)數(shù)與時(shí)間對(duì)數(shù)(b)的關(guān)系Fig.5 Relations of creep strain (a) and logarithmic graph of creep strain rate (b) to time

        結(jié)合可動(dòng)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)理論或應(yīng)力作用下的熱激活模型,對(duì)平整后板卷的室溫蠕變進(jìn)行了定性分析。板卷中的位錯(cuò)由可動(dòng)位錯(cuò)和不動(dòng)位錯(cuò)組成,可動(dòng)位錯(cuò)在有效應(yīng)力的長(zhǎng)時(shí)間作用下會(huì)越過(guò)短程障礙發(fā)生滑動(dòng),微觀上一定數(shù)量的位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)在宏觀上表現(xiàn)為板卷的室溫蠕變。應(yīng)力水平較低時(shí),不動(dòng)位錯(cuò)不能運(yùn)動(dòng),而且能有效阻止可動(dòng)位錯(cuò)的滑動(dòng),可動(dòng)位錯(cuò)在滑移過(guò)一個(gè)統(tǒng)計(jì)平均自由程后與不動(dòng)位錯(cuò)反應(yīng),逐步形成局部的不動(dòng)位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)。隨著可動(dòng)位錯(cuò)不斷被捕獲而添加到局部位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)上,增加了局部位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)的穩(wěn)定性,也進(jìn)一步增大了殘余可動(dòng)位錯(cuò)滑移的阻力,導(dǎo)致可動(dòng)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的有效應(yīng)力顯著降低,產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象。外部施加的應(yīng)力是恒定的,由于加工硬化的作用,板卷的室溫蠕變?cè)诤暧^上是變形速率逐漸減小。在一定的應(yīng)力水平下,當(dāng)所有的可動(dòng)位錯(cuò)全部滑移完一個(gè)統(tǒng)計(jì)平均自由程后,位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)停止,室溫蠕變量達(dá)到飽和。

        薄板卷取后發(fā)生彈塑性彎曲,存在彎曲應(yīng)力,以中性面為分界,外層受拉,內(nèi)層受壓。板卷截面的彈塑性彎曲示意圖如圖6所示。對(duì)于彎曲的曲率半徑ρ與板厚t比值大于4或5(ρ/t>4~5)的薄板,可以近似地認(rèn)為中性面與薄板中心面重合;板寬B與板厚t的比值大于8(B/t>8)的薄板彎曲時(shí),由于寬度方向變形受限,可以認(rèn)為寬度方向上應(yīng)變?yōu)榱悖处舃=0,應(yīng)變狀態(tài)為平面應(yīng)變狀態(tài)。

        設(shè)中性面曲率半徑為ρ,彎曲角為α,則距離中性面y處的切向應(yīng)變?chǔ)纽葹閇12]:

        (3)

        圖6 板卷截面彈塑性彎曲的示意圖Fig.6 Schematic diagram of elastic- plastically bended coiled sheet section

        彈性彎曲時(shí),根據(jù)胡克定律得到切向應(yīng)力σθ:

        (4)

        式中E為材料彈性模量。

        式(4)表明,曲率半徑越小,彎曲應(yīng)力越大,板卷越有可能發(fā)生塑性變形。利用式(4)計(jì)算板卷心部的彎曲應(yīng)力,卷取內(nèi)徑r=210 mm,板卷彈性模量E=210 GPa,典型板厚t=0.3 mm,計(jì)算距中性面最遠(yuǎn)的板卷上下表面的切向應(yīng)力,即y=0.15 mm,得到σθ=±150 MPa。

        同時(shí),在實(shí)際生產(chǎn)中,為了防止板卷跑偏造成塔形卷,卷取過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生卷取張力。由于存在板凸度,板卷的卷取張力的橫向分布是動(dòng)態(tài)變化的,這里取卷取張力的平均值為55 MPa[13]。卷取張力對(duì)板卷應(yīng)力的影響主要表現(xiàn)在最后一圈板卷,且從頭至尾逐漸增大[14],因此最后一圈板卷受到的應(yīng)力是由彎曲造成的切向應(yīng)力與卷取張力的疊加。若板卷半徑為1.5 m,由式(4)算得最后一圈板卷的上表面彎曲應(yīng)力為σθ=21 MPa,加上卷取張力,最終受到的拉應(yīng)力約為76 MPa。

        已有的對(duì)不同材料室溫蠕變現(xiàn)象的研究[5,7,15]都表明,當(dāng)應(yīng)力水平很低時(shí),只能發(fā)生很不明顯的室溫蠕變;當(dāng)應(yīng)力水平約為材料屈服強(qiáng)度的一半時(shí),室溫蠕變開(kāi)始變得明顯;當(dāng)應(yīng)力水平達(dá)到屈服強(qiáng)度的75%時(shí),可以觀察到顯著的室溫蠕變;隨著應(yīng)力水平的提高,室溫蠕變量迅速增大?,F(xiàn)場(chǎng)調(diào)研表明,板卷的屈服強(qiáng)度約為300 MPa,其心部的彎曲應(yīng)力為150 MPa,達(dá)到了屈服強(qiáng)度的50%,宏觀上可以觀察到明顯的室溫蠕變,板卷表現(xiàn)出翹曲。

        除應(yīng)力外,另一個(gè)影響室溫蠕變量的關(guān)鍵因素為可動(dòng)位錯(cuò)密度。平整后卷取狀態(tài)板卷中的可動(dòng)位錯(cuò)來(lái)源于兩個(gè)工序,即小變形量的平整和卷取。板卷在平整前經(jīng)過(guò)了連續(xù)退火,退火溫度在600 ℃以上,在該溫度下材料發(fā)生了再結(jié)晶,獲得大小均勻的再結(jié)晶等軸晶粒,位錯(cuò)密度很小[16]。某廠板卷的平整延伸率約為2%,目的是消除再結(jié)晶退火后帶鋼存在的屈服平臺(tái),改善板形。平整過(guò)程中薄板受到軋制力、摩擦力的共同作用,在較快的軋制速度下,薄板從表面至心部將產(chǎn)生大量的可動(dòng)位錯(cuò)。此外,在板卷經(jīng)受彎曲后,會(huì)在晶內(nèi)產(chǎn)生一定數(shù)量的刃位錯(cuò),以補(bǔ)償由于彎曲而造成的出現(xiàn)于矢徑不同的表面上的尺度差異。

        為進(jìn)一步了解室溫蠕變的機(jī)制,采用透射電鏡觀察了平整后板卷中位錯(cuò)的形貌,如圖7所示。圖7(a)為高位錯(cuò)密度區(qū)域的形貌,晶體中的位錯(cuò)通過(guò)運(yùn)動(dòng)與交互作用,呈現(xiàn)出紊亂的不均勻分布,并出現(xiàn)一些位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)。圖7(b)為低密度位錯(cuò)區(qū)域的形貌,基本上由白色的無(wú)位錯(cuò)區(qū)域組成,白色區(qū)域內(nèi)零星地分布著位錯(cuò)線??梢?jiàn),平整后的板卷內(nèi)位錯(cuò)分布并不均勻,不僅晶粒之間位錯(cuò)分布不均勻,晶粒內(nèi)部也有高密度與低密度位錯(cuò)區(qū)域之分。

        圖7 平整后板卷的TEM組織(晶內(nèi))Fig.7 TEM structures of the coiled sheet after temper rolling(grain interior)

        平整后板卷晶界處的位錯(cuò)形貌見(jiàn)圖8,發(fā)現(xiàn)晶界處僅局部區(qū)域位錯(cuò)線發(fā)生纏結(jié),未見(jiàn)明顯的高密度位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)??梢酝茰y(cè),晶粒內(nèi)部的局部位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)是一種準(zhǔn)穩(wěn)定結(jié)構(gòu),在一定的應(yīng)力范圍內(nèi)是穩(wěn)定的,超過(guò)某一應(yīng)力水平后,這種準(zhǔn)穩(wěn)定的位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)將重新釋放可動(dòng)位錯(cuò)。隨著這些可動(dòng)位錯(cuò)滑移完一個(gè)自由程后,會(huì)停滯在更加穩(wěn)定的位置如晶界,形成更為穩(wěn)定的位錯(cuò)纏結(jié)[7]。

        采用割線法算得平整后板卷的位錯(cuò)密度列于表5。

        普通低碳鋼中可動(dòng)位錯(cuò)由于受到溶質(zhì)原子的釘扎作用,其密度ρm很低,只有107m-2[16],平整后薄板的位錯(cuò)密度ρ為1014m-2。板卷在經(jīng)過(guò)快速、小變形量的平整加工后,位錯(cuò)迅速增殖,可動(dòng)位錯(cuò)密度ρm增大,平整后緊接著進(jìn)行卷取,板卷中殘存的大量平整過(guò)程中產(chǎn)生的可動(dòng)位錯(cuò)受到彎曲應(yīng)力的作用而滑動(dòng),有利于室溫蠕變的發(fā)生。

        圖8 平整后板卷的TEM組織(晶界)Fig.8 TEM structure of the coiled sheet after temper rolling(grain boundary)

        表5 板卷晶內(nèi)5個(gè)隨機(jī)視場(chǎng)中的位錯(cuò)密度Table 5 Dislocation densities in five random fields at grain interior in the coiled sheet

        3 結(jié)束語(yǔ)

        本文的試驗(yàn)結(jié)果并結(jié)合有關(guān)文獻(xiàn)的研究成果[17- 18]表明,待鍍錫的薄板的卷取工序會(huì)對(duì)板形產(chǎn)生不良影響,L形翹曲嚴(yán)重。同時(shí),板卷的殘余應(yīng)力絕對(duì)值增大。板卷的室溫蠕變受應(yīng)力大小和可動(dòng)位錯(cuò)密度等因素的影響。

        通常情況下,應(yīng)力越大,薄板的室溫蠕變量越大,而且變形速率越大。板卷心部的彎曲應(yīng)力最大,而最外圈由于同時(shí)也受到卷取張力的影響,這兩個(gè)部位的薄板更易發(fā)生室溫蠕變,因此板卷的卷頭、卷尾板形較差。薄板中可動(dòng)位錯(cuò)密度越大,室溫蠕變量越大??蓜?dòng)位錯(cuò)密度首先受到加工狀態(tài)的影響,小延伸率的平整加工后,板卷從表面至心部產(chǎn)生大量可動(dòng)位錯(cuò),同樣的應(yīng)力水平下室溫蠕變量較大;板卷在經(jīng)過(guò)200 ℃左右的鍍錫加工后,可動(dòng)位錯(cuò)密度降低到某一水平,在長(zhǎng)時(shí)間的卷取狀態(tài)下,即使發(fā)生室溫蠕變,小部分位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的貢獻(xiàn)不足以產(chǎn)生明顯的室溫蠕變。材料的屈服通??煞譃檫B續(xù)屈服和具有明顯屈服點(diǎn)的屈服,呈現(xiàn)連續(xù)屈服的材料,在相同應(yīng)力水平下,由于限制位錯(cuò)滑動(dòng)的因素較少,室溫蠕變更加明顯。平整的目的之一就是消除板卷的屈服平臺(tái),有利于隨后進(jìn)行的加工,但同時(shí)也會(huì)減小位錯(cuò)開(kāi)動(dòng)的阻力,使室溫蠕變更易發(fā)生。由以上分析可知,平整工序能明顯減小板卷的翹曲量,但增加了板卷的可動(dòng)位錯(cuò)密度。待鍍錫的薄板的L形翹曲主要發(fā)生于卷取過(guò)程,是由于薄板在彎曲應(yīng)力和卷取張力的綜合作用下,平整階段產(chǎn)生的大量可動(dòng)位錯(cuò)開(kāi)始滑動(dòng),宏觀表現(xiàn)為板卷的室溫蠕變。受力較大的板卷心部與外圈的室溫蠕變更明顯,板形較差。平整時(shí)消除板卷的屈服平臺(tái)可使室溫蠕變更容易發(fā)生。平整后卷取狀態(tài)的薄板室溫蠕變不可避免,平整與鍍錫間的卷取是影響切板后板形質(zhì)量的關(guān)鍵工序,因此必須盡量避免長(zhǎng)時(shí)間放置平整后的板卷,或在后續(xù)工序中消除由室溫蠕變產(chǎn)生的板形缺陷。

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