【摘 要】
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为了准确测定玻璃润滑涂层的摩擦因数,通过分析圆环镦粗变形理论,修改传统DEFORM-3D有限元模型并完成TC4钛合金圆环镦粗正交数值模拟,得到3种摩擦因数标定曲线.对比分析了理论解析、传统有限元模型和改进有限元模型数值模拟所得3种摩擦因数标定曲线的差异性和分散度.研究了坯料温度、模具温度、镦粗速度和热传导系数工艺参数对摩擦因数标定曲线的影响.采用圆环镦粗实验,结合改进模型摩擦因数标定曲线测定了TC4钛合金在不同摩擦条件下的摩擦因数.结果 表明:3种摩擦因数标定曲线存在明显差异,改进模型数值模拟所得标定曲线
【机 构】
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湘潭大学机械工程学院,湖南湘潭411105;湘潭大学复杂轨迹加工工艺及装备教育部工程研究中心,湖南湘潭411105;湘潭大学焊接机器人与应用技术湖南省重点实验室,湖南湘潭411105;湘潭大学机械工程
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为了准确测定玻璃润滑涂层的摩擦因数,通过分析圆环镦粗变形理论,修改传统DEFORM-3D有限元模型并完成TC4钛合金圆环镦粗正交数值模拟,得到3种摩擦因数标定曲线.对比分析了理论解析、传统有限元模型和改进有限元模型数值模拟所得3种摩擦因数标定曲线的差异性和分散度.研究了坯料温度、模具温度、镦粗速度和热传导系数工艺参数对摩擦因数标定曲线的影响.采用圆环镦粗实验,结合改进模型摩擦因数标定曲线测定了TC4钛合金在不同摩擦条件下的摩擦因数.结果 表明:3种摩擦因数标定曲线存在明显差异,改进模型数值模拟所得标定曲线有较好的分散度;镦粗速度对摩擦因数标定曲线的影响最大,其他依次是坯料温度、热传导系数和模具温度.TC4钛合金圆环在坯料温度950℃、模具温度400℃和镦粗速度5mm·s-1条件下镦粗时,干摩擦、自制玻璃涂层和Ti-1玻璃涂层润滑的摩擦因数分别为0.64、0.23和0.20.改进模型摩擦因数标定曲线充分考虑了成形工艺参数的影响,更接近TC4钛合金热成形实际过程,通过圆环镦粗实验验证了改进模型模拟结果的准确性和可靠性.
其他文献
通过OM、XRD、SEM和TEM等手段对3种不同成分和不同微观组织的Fe-Mn-Al-C系低密度钢拉伸变形行为进行了研究.结果 表明,实验条件下,热轧态γ+k+α、γ+α[和单相奥氏体γ低密度钢均呈现出韧性断裂特征,单相奥氏体低密度钢塑性最优,其伸长率为25％.由于双相γ+α[低密度钢变形时应变分布的不均匀性,导致其综合性能稍弱于三相γ+k+α和单相奥氏体γ低密度钢,其中γ+k+α低密度钢综合性能最优,强塑积为23.3 GPa·％.γ+k+α[低密度钢在拉伸变形后的组织中形变孪晶数量增多,孪晶作为一种亚晶
针对TC4钛合金超塑成形过程中的流变行为、表征及其应用进行了研究.首先,通过恒应变率高温拉伸试验获得TC4钛合金在高温下的流变行为,发现动态回复主要作用于低应变率的变形,动态再结晶主要作用于高应变率下的应力软化机制.此外,建立一套修正的本构模型用以表征材料的高温流变行为,预测值与试验值之间的平均相对误差为13.09％,证实该本构模型适应于表征钛合金超塑成形的应力-应变关系.最后,基于本构模型,结合ABAQUS有限元软件的CREEP蠕变子程序,考虑应变补偿的影响,开发了一种针对TC4钛合金高温超塑行为数值模
针对热轧过程中温度波动生产的带钢在冷轧过程变形抗力变化的问题,将变形抗力分为初始变形抗力和加工硬化量两个部分,建立变形抗力初始模型.将终轧温差、卷取温差、由温差引起的加工硬化量的变化量、标准热轧终轧温度、实际热轧终轧温度、标准热轧卷取温度以及实际热轧卷取温度等因素考虑在内,以多项式函数建立起热轧温度特性波动对冷轧变形抗力影响模型.结合压扁半径的轧制压力模型,建立优化目标函数,利用Powell优化算法通过大量现场生产数据反算出相关特征系数,最终得到冷轧来料的变形抗力.以此为理论依据,开发出轧制压力预报模型,
利用OM、SEM、TEM、拉伸试验和低温冲击试验对应变时效处理前后X90高强管线钢的微观组织特征、冲击断口形貌、拉伸性能、低温冲击性能以及应变时效行为进行了分析研究.结果 表明,X90高强管线钢对于应变时效作用较敏感,当时效温度≥200℃时,在保证防腐质量的前提下应缩短防腐时效时间(＜15 min)或采用其他更先进防腐方法可减弱时效作用的影响.随时效温度升高和时效时间延长,X90高强管线钢屈服强度、抗拉强度、屈强比、均匀伸长率总体呈现增大趋势,而断裂应变、低温冲击吸收总功、裂纹形成功和裂纹扩展功总体呈现减
为了研究膨胀工具锥角对套管膨胀后环向残余应力分布的影响,采用有限元分析方法对常见的5°～11°锥角下Φ139.7 mm×8.5 mm的套管膨胀过程进行了非线性数值分析,得到不同锥角下整个套管膨胀后环向残余应力在套管轴向、周向和壁厚方向的分布规律.结果 表明,套管膨胀后环向残余应力在套管轴向和圆周方向上分布不均匀,其数值呈波动趋势,波动幅度可达100 MPa左右,且波动幅度随工具锥角的增大而减小.无论膨胀工具锥角如何变化,套管内壁至套管厚度中间的单元层始终受到残余拉应力,套管外壁及靠近外壁的单元层始终受到残
以AZ31镁合金为研究对象,基于扩展有限元方法,对板件上0°、80°和90°这3种不同角度裂纹在9种不同应力状态交替载荷作用下的扩展形态进行数值模拟分析.结果 表明,不同应力状态交替载荷作用下,相同角度的疲劳裂纹扩展形态不同;相同应力状态交替载荷作用下,不同角度的疲劳裂纹扩展形态也不同;疲劳裂纹在受到交替拉应力作用时更容易发生扩展,裂纹扩展的方向与垂直于初始裂纹的拉伸分应力有关,裂纹一般为张开型/Ⅰ型;在受到交替压应力和剪应力作用时,裂纹一般为滑移型/Ⅱ型;裂纹完全开裂时,疲劳裂纹的长度与循环次数成正比.
针对钛合金粉末压制成形,建立了Drucker-Prager-Cap本构模型参数的逆向识别流程.该流程结合模压实验,采用单纯算法,以数值模拟和模压实验的载荷-位移曲线差值最小化为目标函数.通过对传统实验和逆向识别两种方法进行比较验证,结果表明,经过逆向识别计算,目标函数值为0.0448.逆向识别有限元分析得到的最大压制力为36.18 kN,与模压实验值35.31 kN对比,误差为2.46％.且粉末的相对密度分布与实验结果基本一致,说明通过Drucker-Prager-Cap本构模型参数的逆向识别可以建立较为
针对高铁道岔垫板因焊接应力产生弯曲变形的矫正工艺,采用弹塑性力学理论分析方法,研究了矫正过程中弹性变形、弹塑性变形以及卸载等3个阶段载荷与弯曲挠度关系,提出一种高铁道岔垫板矫正量计算方法.通过有限元软件模拟了垫板在不同载荷条件下弯曲挠度的变化,并进行了矫正实验.结果 表明,模拟结果与理论计算结果的误差小于6.54％;根据矫正量计算方法、有限元模拟和矫正实验所得的载荷-挠度曲线一致性良好,表明该计算方法的正确性和可靠性.
由于PVD态钛合金难于获得常规压缩试样所需的尺寸,因而无法直接采用传统压缩实验方法来获得PVD态钛合金流动应力-应变曲线.为解决此难题,设计了一种针对PVD态TC17钛合金的特殊压缩试样.利用该特殊压缩试样,提出了PVD态TC17钛合金流动应力-应变曲线的测定方法,并利用该方法在热模拟试验机上对特殊压缩试样进行等温恒应变速率压缩实验,测出PVD态TC17钛合金在应变速率为0.001s-1,变形温度为650、750和850℃时的流动应力-应变曲线.该特殊压缩实验方法和流动应力-应变曲线测定方法可推广到其它薄
使用搅拌摩擦加工(FSP)技术对选区激光熔化制备的AlSi10Mg合金进行表面改性,采用循环纳米压痕技术研究了循环载荷下FSP对材料的纳米力学行为的影响.结果 表明,FSP可以显著改善SLM-AlSi10Mg合金的组织均匀性,使得晶粒转变为更为细小的等轴晶晶粒,降低其弹性模量和接触硬度.随着循环次数的增加,材料的接触硬度不断降低,但弹性模量基本不变,主要是由于尺度效应引起的.与BM试样相比,FSP试样的塑性抗力HT显著降低,在循环过程中塑性应变能普遍偏高.FSP试样的滞后回线面积和塑性变形区远大于BM试样