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2A14擠壓變形等溫壓縮變形顯微組織[ 02-04 09:05 ]

圖3.3和圖3.4分別為擠壓變形態(tài)坯料在不同變形條件下的等溫壓縮變形組織。等溫壓縮變形溫度范圍為370℃-490℃，圖3.3等溫壓縮應變速率為0.005/s圖3.4等溫壓縮應變速率為0.0005/s。通過圖3.3和圖3.4的對比，在變形溫度范圍為370℃-490℃時，應變速率的變化對微觀組織的影響不敏感。在應變速率范圍為0.0005/s-0.005/s內，變形溫度在460℃以下時，沒有觀察到明顯的再結晶組織;變形溫度超過460℃，觀察到白色條帶，熱變形過程發(fā)生了少量動態(tài)再結晶。這是由于擠壓坯料本身位錯密度較高，位錯

高強鋁合金本構方程的研究現狀[ 02-04 08:05 ]

進行計算機模擬仿真，必須測試鋁合金材料在等溫鍛造工藝條件周圍不同溫度和不同應變速率下的力學性能，評估其流變應力行為。一般來說，加工過程中的力學行為通過本構方程進行描述。本構方程描述材料變形的基本信息，它用數學方法整合在熱加工變形條件下材料變形熱力參數之間的數量關系，即流動應力與應變、應變速率以及溫度之間的相互關系。材料的本構模型的獲得，通過等溫壓縮、扭轉和拉伸等實驗方法獲得材料的應力一應變曲線，并根據材料的流動應力變化特點和工藝條件的不同，計算得到本構方程。表1-1是在不同條件下典型的本構方程模型。在實際的研究過程

金屬流動規(guī)律[ 02-03 10:05 ]

圖4.7為鍛造成形時的金屬流動，鍛造成型過程可以分為兩個階段:第一個階段:擠壓成型階段。在成型初始階段，坯料開始充填了坯料與套模的徑向間隙。在下模的作用下，金屬逐步擠入模腔，此時，坯料可以分為上模沖下的直接受力區(qū)和與下模接觸的環(huán)形間接受力區(qū)兩部分。直接受力區(qū)內，由于坯料橫向流動被限制，金屬向下流動，直至遇到下模限制后充填模腔。所以直接受力區(qū)內，有一定高度的區(qū)域受應力低，處于彈性狀態(tài)，這個區(qū)域隨著變形過程的進行而縮小直至消失。間接受力區(qū)可以看為擠壓成型。隨著成型過程的進行，金屬流動受到下模具的阻礙，分別向著下模內外圈

2A14 擠壓坯料初始顯微組織與性能[ 02-03 09:05 ]

圖3.1為2A14鋁合金棒材擠壓變形態(tài)((H112態(tài))的初始顯微組織組織。此時再結晶程度較低，由于擠壓變形過程中粗大析出相被破碎，基體中析出相細小且彌散分布。圖3-2是2A14鋁合金棒材擠壓后經過退火后(460℃ ,  12h )的顯微組織。退火后發(fā)生了局部再結晶，沿著擠壓方向拉長，呈白色條帶狀，沿著擠壓軸向分布。同時，金屬基體中存在尺寸較大的析出相，以骨骼狀和顆粒狀分布，主要是 (CuA12)相和S(CuMgA12)相以及富Fe, Mn的雜質相。在2A 14鋁合金擠壓坯料的退火過程中，由于粗大析出相的形

2A14鋁合金輪轂鍛造工藝發(fā)展現狀[ 02-03 08:05 ]

北京北方車輛集團有限公司工藝技術中心的陳利華等采用2A 14鋁合金等溫模鍛成型輪毅，東北輕合金有限責任公司的張宏偉等對2A14鋁合金輪毅模鍛件的鍛造工藝進行了研究。研究工藝參數對合金力學性能及組織的影響，與普通輪毅鍛件進行對比。2A14鋁合金等溫鍛造態(tài)下的組織比普通鍛造的組織明顯細化，力學性能得到了顯著提高;此外，采用該工藝鍛造出的輪毅，具有尺寸精度高、工藝穩(wěn)定、成型快速、材料利用率高和生產效率高等優(yōu)點，具有極高的工程價值和發(fā)展前景。一般來說，汽車輪毅一般使用鑄造坯料進行鍛造成形，而由于航空工業(yè)對機輪輪毅性能的高要

預先鐓粗對鍛件變形規(guī)律的影響[ 02-02 10:05 ]

圖4-6為預先墩粗對鍛件變形規(guī)律的影響。使用棒坯進行輪毅模鍛，一般需要施加一預先墩粗過程使鍛件的應變分布更均勻，避免變形死區(qū)的出現。圖4-6(c)為中Φ270mm棒坯(與套筒內徑相同)直接模鍛后鍛件的等效應變分布;圖4-6(b)為中Φ200x200m棒坯墩粗至120mm后(直徑約268mm)的應變分布，圖4-6(d)為其等溫模鍛后鍛件的等效應變分布。計算機仿真實驗有效地展示了預先墩粗對鍛件應變分布均勻化的效果，直接進行鍛造時，變形難以傳遞到坯料頂部，在坯料頂部形成部分變形死區(qū)，從而無法使鍛件獲得沿著幾何方向合理分布

2A14 鋁合金熱壓縮變形行為和組織演變[ 02-02 09:05 ]

模擬仿真研究金屬模鍛成形是實現成形模具和工藝過程優(yōu)化設計的有效手段。借助模擬仿真研究揭示2A14鋁合金坯料低速等溫鍛造成形輪毅的規(guī)律，優(yōu)化設計模具和工藝參數，首先需要獲得2A14鋁合金熱變形本構方程。目前，對2A14鋁合金本構方程的研究主要是用鑄造坯料在較高的熱壓縮應變速率條件下進行的，缺少擠壓坯料在低速熱壓縮變形條件的實驗數據，無法建立適用于低速等溫模鍛的本構方程。本章研究不同應變速率(包括低速條件)下2A14合金的熱壓縮變形行為，建立適合于2A14低速等溫鍛造的本構方程，同時，研究揭示低速熱變形條件下的組織演變

等溫鍛造技術研究現狀[ 02-02 08:05 ]

等溫鍛造技術是制造高性能鋁合金機輪輪毅的有效手段。等溫鍛造，顧名思義就是在鍛造過程中模具與坯料溫度保持一致并始終在一定范圍內的鍛造工藝。與傳統(tǒng)鍛造技術相比，這種工藝避免了模具對材料的激冷導致的材料應變硬化，也簡化成形過程。在大型鋁合金模鍛件“成形”與“成性”的雙重要求下，提出使用等溫鍛造技術進行大規(guī)格鋁合金鍛件的制造。等溫鍛造技術是基于金屬超塑性原理發(fā)展的一種鍛造技術。其特點一是控制鍛造過程中溫度場的范圍，二是把應變速率控制在一個很低的范圍內，獲得超塑性條件。針對鋁合

鍛造模具設計和輪轂幾何模型的建立[ 02-01 10:05 ]

圖4-3為基于圖4-2 (d )設計的模具裝配圖。模具分為3個主要部分，即模沖、套筒和下模。即為帶套筒的閉式模鍛，這樣就避免了飛邊的產生，而且在實驗過程中易于調整工藝參數，保證鍛件成形。2A14鋁合金輪毅幾何模型Pro/E軟件中建立。剖面圖如圖4-4(a)所示，鍛件最小直徑為270mm，最大直徑為306mm，鍛件高163rnm。鍛件的幾何造型如圖4-4（b）。實際計算過程中，為了減少計算時間，選取模鍛件幾何模型的六分之一作為模擬對象。模具的初步設計確定后，需要在計算機仿真平臺上對模具的可行性和可靠性進行驗證。圖為模

金相分析[ 02-01 09:05 ]

金相樣品的制備及觀察過程為:取樣一鑲樣一粗磨一精磨一拋光一腐蝕過程。試樣采用Graff Sargent試劑，其成分為，然后用熱風吹干。在金相顯微組織觀察采用德國產PME3-313uN型倒置式大型金相顯微鏡，主要觀察合金組織的再結晶情況，晶粒及第二相的形貌、大小及分布等。鳳谷工業(yè)爐集設計研發(fā),生產銷售,培訓指導,售后服務一體化,專利節(jié)能技術應用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設備，歡迎致電咨詢:0510-88818999

大型鋁鍛件制造面臨的問題[ 02-01 08:05 ]

航空工業(yè)的發(fā)展中，如何降低飛行器重量，如何增強結構的可靠性、耐久性，是飛機結構設計和制造的重要理念。結構整體化，是國內外航空工業(yè)的發(fā)展趨勢之一。而大型航空鍛件的制造能力，直接關乎飛行器的減重率和結構可靠性的航空工業(yè)核心技術。大型鋁合金航空鍛件是航空工業(yè)中重要的基礎件。一般來說，盤形件直徑超過200~可以稱為大型鍛件。大型鍛件具有單件、小批的特點鍛件的大型化對現有的設備能力、制造技術提出了更高的要求，如何在有限的設備條件下實現大規(guī)格鍛件的“成形”，避免鋁合金大型模鍛件成形載荷超出現有壓機能力，

2A14鍛件成型方案設計[ 01-31 10:05 ]

圖4-2(a)和}-2(b)分別為i F.向擠壓成形與反f}J擠壓成JIB。通過仿真軟件對兩種不同的成形方案進行分析。反向擠壓成少衫時，山于余屬流動的方向與模具運動的方向相反，金屬流動規(guī)律復雜，在成形過程中鍛件各個部位出現的渦流、穿流等破壞鍛件流線連續(xù)性的缺陷;正向擠壓成形時，金屬流動方向與模具運動方向相同，金屬流動規(guī)律簡單，但在鍛件心部仍然存在渦流。圖4-2 ( c )為在正向擠壓成形中加入芯桿，芯桿起調整鍛造過程中金屬分流的作用。通過芯桿尺寸的合理設計，消除了鍛件心部的渦流，保證獲得流線分布合理的鍛件。圖4-2

室溫拉伸性能測試[ 01-31 09:05 ]

拉伸實驗在美國Instron3369力學試驗機上進行。按照GB6397-86《金屬拉伸實驗試樣》的規(guī)定加工而成，試樣過程按照GB228-87《金屬拉伸實驗方法》的有關規(guī)定進行，拉伸速度為2 mm/min，每個測定值取三個試樣的平均值。試樣外形和尺寸如圖2-1所示。鳳谷工業(yè)爐集設計研發(fā),生產銷售,培訓指導,售后服務一體化,專利節(jié)能技術應用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設備，歡迎致電咨詢:0510-88818999

鋁輪轂的應用和簡介[ 01-31 08:05 ]

機輪輪毅是飛機滑行、起飛和降落過程中的主要承力部件，對飛行安全起重要作用。飛機在起降過程中，在幾十公里/小時的滑行速度和幾百公里/小時的飛行速度之間快速轉化，造成服役過程中承受強大的沖擊力，在其降過程中保持高壓狀態(tài)。其惡劣的工作條件導致機輪輪毅承力部位極容易產生疲勞裂紋。疲勞裂紋的產生對于飛機的安全危害巨大。為了提高機輪輪毅的性能，需要通過塑性加工以獲得沿著鍛件幾何方向合理分布的流線，即使金屬中的化合物、第二相和雜質等沿著變形方向呈纖維狀分布。如能利用合理的工藝及模具結構使得流線沿著輪毅鍛件合理分布，避免產生如穿流

真應力-真應變曲線[ 01-30 10:05 ]

本構方程描述材料變形的基本信息，它用數學方法整合在熱加工變形條件下材料變形熱力參數之間的數量關系，即流動應力與應變、應變速率以及溫度之間的相互關系。材料的本構模型的獲得，通過等溫壓縮、扭轉和拉伸等實驗方法獲得材料的應力一應變曲線，并根據材料的流動應力變化特點和工藝條件的不同，計算得到本構方程。圖3-11所示為擠壓一退火態(tài)2A14合金棒材等溫熱壓縮變形時的真應力一真應變曲線。由圖3-11可見，在溫度為370-490℃，應變速率為0.0005-0.01/s下的變形條件下，合金表現出明顯的穩(wěn)態(tài)流變特征，即流變應力先隨應變

2A14鋁合金輪轂等溫鍛造研究[ 01-30 08:05 ]

為了滿足2A14高強鋁合金形性一體化調控需要，本論文針對高強鋁合金機輪輪轂鍛件的等溫低速鍛造過程，采用熱等溫壓縮實驗、等溫鍛造成形有限元模擬、力學拉伸、顯微組織觀察等手段研究了擠壓坯料的熱加工行為和組織演變、2A14鋁合金機輪輪轂等溫鍛造成形規(guī)律以及相應的組織性能。主要工作與結論如下：（1）研究了2A14鋁合金擠壓變形態(tài)和擠壓退火態(tài)坯料熱變形和固溶顯微組織演變。在低應變速率下（0.0005/s-0.005/s）進行等溫壓縮實驗，研究結果表明：a.擠壓變形態(tài)坯料進行等溫壓縮實驗，當應變速率較高條件時其后續(xù)固溶時效過程

不同充液量的熱管熱阻對比[ 01-29 10:05 ]

圖7 為不同充液量熱管熱阻的對比。圖7( a)的實驗條件取冷卻水流量60 L /h，反應釜內溫度取75 ℃; 圖7( b) 的實驗條件取冷卻水流量60 L /h，反應釜內溫度為95 ℃。從圖7 中可以看出，不同充液量的熱管熱阻的變化趨勢保持一致。但在熱管靜止時，充液量較大的熱管的熱阻較低。原因是當熱管靜止時，由于蒸發(fā)段結構的相對復雜性，可能使得工質的回流并不能均勻的分布到每根分叉管中，即部分分叉管內會出現干涸，降低了傳熱效果。一般認為熱管最佳充液量為1 /5 － 1 /3，而實驗結果表明該結構旋轉熱管的最佳充液量應

反應溫度對熱管傳熱系數的影響[ 01-29 09:05 ]

圖6 為冷卻水流量為60 L /h 反應溫度對旋轉熱管總傳熱系數的影響曲線，從圖中可以看出隨著反應溫度的升高，熱管的傳熱系數呈上升的趨勢。主要原因如下: ( 1) 在熱管制造的過程中，熱管內腔可能會存在部分不凝性氣體。隨著反應溫度的增加，內腔的壓力提升，壓縮了不凝性氣體的體積，使得熱管傳熱系數提高; ( 2) 隨著反應溫度的升高，熱管管壁溫度也相應的提高，Gr 數提高，換熱系數得到提高，提升大約20%。從圖6 中還可以看出，不同轉速的條件下，熱管傳熱系數相差較大。在相同反應釜內溫度下( 例如75 ℃) 情況下，30

轉速對熱管傳輸功率的影響[ 01-29 08:05 ]

熱管傳輸功率和旋轉速度之間關系的實驗結果如圖5 所示。從圖中可以看到隨著轉速的提升，熱管的傳輸功率增加，反應溫度在85 ℃時，熱管傳輸功率從600 W，提升至1 000 W。在100 r /min 以下的時候，傳熱功率的增加較為明顯，在轉速提升到150 r /min 以上，傳熱功率呈上升狀態(tài)。隨著轉速的提升旋轉熱管冷熱側Ｒe 顯著提升，而Ｒe 數的提升直接使得熱管傳輸功率提高。隨著轉速和傳輸功率的提升，熱管產生更多的冷凝液，對于直立旋轉熱管由于旋轉壁面對液體的展平作用，熱管冷凝段壁面液膜隨著傳熱量的增加有所加厚，增

實驗值和理論值對比（下）[ 01-28 10:05 ]

1) 雷諾數修正在用近似模型理論計算時，忽略了夾套內冷卻水的軸向流動，以及電機的震動等因素，這樣會使得計算得到的雷諾數小于實際的雷諾數，特別是在轉速較低的情況下，這樣的影響更為顯著。考慮到這些因素對實際流形的影響，此處提出雷諾數修正，修正系數C如表2 所示。Ｒe’= CＲe式中: Ｒe'—修正以后的雷諾數。( 2) 增加凝結液膜傳遞熱阻的修正在轉速較高的情況下，實際雷諾數和計算出來的雷諾數較為接近，如表2 中所示，當n ＞ 210 r /min時，C = 1。此時，造成理論值偏離實際