宽板的塑性纯弯曲理论和回弹量计算

弯曲变形程度很大时,板料处于立体应力状态,这时厚度变薄,应力中性层与应变中性层分离。苏联学者E. H. 曾假定应力与应变之间无强化及线性强化关系建立了塑性纯弯曲理论,但由拉伸试验表明,材料在冷状态下的实际应力曲线与该假设相差较大,应当用应力与应变之间幂函数关系o_1=K_81~n来表示。本文作者就是采用该关系式求得三个主应力,应变中性层,应力中性层,弯曲后的厚度及弯曲力矩,弯曲功的计算公式。根据理论计算数据,为便于应用,将塑性纯弯曲分成三个阶段,①r_B≥5 ②1≤r_B≤5 ③r_B≤1。 文章最后得到卸载后回弹量计算公式,与试验结果符合。 初稿错误较多,后在张阿舟教授指导下改正,特表谢忱。     

退火温度对Ti6Al4V薄板退火变形影响的有限元分析及实验验证

为了研究钛合金退火变形规律,对Ti6Al4V薄板初始残余应力作一定假设和简化,采用MSC.marc软件建立Ti6Al4V薄板退火热粘塑性模型,分析不同退火温度(550, 580, 600, 620, 650 ℃)对钛合金退火变形的影响及其原因,并结合退火实验验证模拟结果。结果表明,初始残余应力在蠕变作用下产生蠕变应变和弹性应变,使薄板退火后应变分布符合板材弯曲时典型应变分布规律,最终导致薄板退火变形。随着退火温度升高,蠕变作用加强,退火变形增大,而应力应变随时间变化趋势基本一致。实验结果验证了数值模拟的可靠性。     

TC4-DT钛合金不同热变形条件下流变应力

利用Gleeble-3500型热模拟实验机,研究TC4-DT钛合金在温度850～1 000°C,应变速率0.01～10s-1,变形程度为70%条件下的热变形行为,分析流变应力行为及微观组织演变规律,建立并验证高温应力本构关系模型。结果表明,TC4-DT合金在950°C以下的较低温度变形时应力软化现象非常明显,在950°C以上高温度变形时,低应变速率(如.ε=0.01s-1)促进了动态再结晶行为的发生,而在较高的应变速率(如.ε=10s-1)时,一般只发生动态回复现象;并验证试验合金高温变形时的流变应力规律服从Z参数的双曲对数函数形式,模型预测应力值与实测值之间的平均相对误差为2.23%。     

塑性拉弯过程回弹现象的研究

本文介绍飞行器结构中各种大型弯曲另件塑性成形过程的主要方法——拉伸与弯曲组合的方法(简称为拉弯方法)。文中从理论上全面地分析目前采用的三种拉弯方法(先弯曲后拉伸,先拉伸后弯曲,先拉伸后弯曲再拉伸)的回弹现象。实验证明,按照文中所建立的公式求得的理论值仅与实验值相差0.32％。同时,按照文中所讨论的方法可以使回弹半径控制在0.87％以内。此外,作者在文中提出一种回弹既小又不受磨擦影响的拉弯方法(附加垫块的先拉后弯方法)及其理论根据,并建立加热拉弯方法的理论公式。     

7075Al/SiCp复合材料热压缩变形的研究

采用圆柱试样在Gleeble-1500热模拟机上对7075Al／SiCp复合材料进行高温压缩变形实验，变形温度为300-500℃，应变速率为0．001-1s^-1。结果表明：7075Al／SiCp复合材料的流变应力大小受变形温度和应变速率的强烈影响，流变应力随应变的增加而逐渐增加，出现一峰值后逐渐下降；流变应力随变形温度的升高，应变速率的降低而降低。可用Zener—Hollomon参数的双曲正弦形式来描述7075Al／SiCp复合材料高温压缩变形流变应力，其变形激活能Q为279．659KJ/mol。     

Ti-0.2Pd钛合金高温拉伸本构关系

采用高温拉伸试验,研究了Ti-0.2Pd在600～800°C,应变速率10-4～10-1s-1的高温流变行为。获得了流变应力与应变速率和变形温度的依存关系以及变形激活能Q为100.9kJ.mol-1,应力指数n为4.8。建立了Ti-0.2Pd合金热变形的理论基础。     

固溶时效对热等静压制备的TC4钛合金性能的影响

采用热等静压工艺对Ti一6A1—4V(简称TC4)雾化预合金粉的粉末冶金技术进行了研究,采用不同的固溶温度、时效温度以及时效时间,研究了热处理工艺对TC4钛合金组织和性能的影响。结果表明,采用预合金粉工艺制备的Ti一6A1—4V粉末钛合金材料力学性能良好,于965℃固溶并采用水冷,然后在470℃时效,试样具有优良的力学性能,适宜冷加工生产。     

极端温度下月球高速着陆机构与泡沫金属断裂的碰撞分析（英文）

计算了以预制凹槽、弹头、泡沫钛、泡沫铝以及探测器组成的构件以130 m/s的速度，在1/6地球引力下，冲向月球表面岩石所发生的应力应变。构件中的泡沫金属能够承受探测器的力，并提供反冲力。预制凹槽和弹头的应力为1 200～2 000 MPa，而泡沫钛和泡沫铝的应力分别为10 MPa和1 MPa，降低量显著，泡沫钛降低至1%，泡沫铝降低至1‰。该构件还在低温（-182.85℃）以及高温（127.15℃）下进行了一系列不同的角度碰撞实验，探测器仍可以正常工作。     

小-变曲率型材拉弯参数的计算方法

本文对小一变曲率型材的拉弯工艺参数计算方法作了探村,研究了先拉伸后弯曲与先弯曲后拉伸加载过程的工艺参数(回弹量、轴向拉力、轴向应变、极限曲率半径等)的计算方法,并提出精确地确定模具外形的方法。最后,对杜拉铝16M挤压角材先弯曲后拉伸的拉弯方法进行了实验,修正了计算式,以便应用于生产。 协助本文实验研究的有叶庆德、黄振康等向志,特此表示感谢。     

温色对比法检测飞机火烧构件的可靠性分析

针对飞机火烧构件检测中应用温色对比法能否保证检测结果的准确性及可靠性这一问题,选用LC4CS、TC4、1Crl8Ni9Ti为试验材料进行烧伤模拟试验,对材料在不同温度下的颜色变化与机械性能的关系进行了分析。试验结果表明,材料的颜色变化与组织结构的变化之间并不存在一一对应的关系：在一定温度范围内,高温短时的热变色有时与低温长时间的热变色相近;依据构件的颜色变化来判断构件所受温度的高低容易产生大的误差。为确保检测结果的安全与可靠,必须与其它检测方法相结合。     

航空铝合金7050-T7451高速切削加工中流动应力模型

通过对分离式Hopkinson压杆进行高温动态压缩实验,得到在冲击压缩中材料航空铝合金7050-T7451在室温到高温550℃的应变、应变率与应力间的数据依赖关系.利用高速切削实验及有限元模拟相结合对该数据关系进行修正以适合高速切削加工的"高温"、"高应变率"及"大应变"状态.选择综合考虑温度软化效应,应变强化和应变率强化效应的经验Johnson-Cook模型,对其数据关系进行量化的描述,并确定铝合金7050-T7451流动应力本构模型中材料常数的值,最后建立了铝合金7050-T7451的本构模型.以实验和模拟中输出主切削力为比较指标,验证了所建模型的正确性.     

TC21钛合金筒形旋压有限元模拟和工艺优化

应用有限元分析软件ABAQUS对TC21钛合金筒形热旋压工艺进行有限元数值模拟,分析了钛合金在热旋压过程中的受力及变形特性,探讨了旋压温度、主轴转速、进给速度及减薄率对筒形热旋压成形性能的影响。结果表明,随旋压温度升高,最大等效应力减小,等效应变峰值增大,过高( 890℃)或过低(860℃)旋压温度均不利于筒形件的外径圆度精度。主轴转速对等效应力应变变化影响不显著,但会影响坯料起皱和外径圆度精度,主轴转速4 r/s时最为适宜。旋压进给速度或减薄率增加,最大应力区域面积和应变峰值增大,进给速度2.5 mm/s和减薄率35%时旋压件隆起缺陷最为严重。从旋压成形质量考虑,TC21钛合金筒形旋压应以旋压温度860℃、进给速度1 mm/s、主轴转速4 r/s及减薄率20%为宜。     

延性金属的断裂强度

由Griffith脆性断裂基础理论引伸,导出了延性断裂理论,求得含有穿透裂纹或表面裂纹非加劲平板结构断裂强度新的表达式。与常用的线弹性断裂力学使用一个材料参数不同,在表达式中使用两个材料参数。本理论独特之处在于两个参数可以由单向拉伸的应力一应变曲线求出;并且,对常用的结构金属,在很宽的裂纹尺寸范围内,应力超过或者低于金属屈服应力下,理论结果和试验数据相当符合。 A—半椭园表面裂纹临界面积,(πac)/2,in~2。(吋~2) Au—在σ=σ_U下半椭园表面裂纹临界面积,in~2。(吋~2) A—埃,0.394×10~(-8)in。(吋) a—半椭园表面裂纹的深度,in。(吋) a_U—在σ=σ_U下半椭园表面裂纹的深度,in。(吋) 2C—穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) 2C_U—在σ=σ_U下穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) 2C_L—在σ=σ_L下穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) E—拉伸时的杨氏模量,Psi(磅/吋~2) h—滑移带的有效高度,in。(吋) h_F—裂纹前缘变形区城的有效高度,in,(吋) h_U—裂纹前缘附近变形区域的有效高度,in。(吋) K_O—线弹性平面应力或混合型的断裂韧性,Psi in~(1/2)。(磅/吋~(3/2)) K_(1C)—线弹性平面应变断裂韧性,Psi in~(1/2)。(磅/吋~(3/2)) K_(TC)—具有中心穿透裂纹的薄板或平板的断裂靱性,Psi(in)~(1/(2 ω)(磅/吋~((3 2ω)/(2 ω)) K_(pC)—具有中心表面裂纹的薄板或平板的断裂靱性,Psi(in.)~(1/(2 ω)(磅/吋~((3 2ω)/(2 ω))) K—厚度参数 L_G—单向拉伸试验中所用的应变片长度,in。(吋) n—ε_(TP)之Ramberg—Osgood关系的指数 P—单位厚度塑性能吸收率,L bs/in。(磅/吋) T—产生单位面积新裂纹表面所消耗的能量,Lbs/in。(磅/吋) t—断裂试件厚度,in。(吋) t—单向拉伸试件厚度,in。(吋) t_o—平面应力断裂的最大厚度,in。(吋) U_E—可用于产生新裂纹表面的单位厚度弹性能,Lbs(磅) U_S—产生新裂纹表面时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_P—塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_F—裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(F1)—在σ=σ_U下,裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(F2)—在σ=σ_L下,裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_U—裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(U1)—在σ=σ_U下,裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(U2)—在σ=σ_L下,裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) W—试件宽度,in。(吋) W_F—在应力—应变曲线下面,从颈缩开始时的应变到σ_F的应变之间的塑性能密度, Psi(磅/吋~2) W_U—在应力—应变曲线下面,从σ_L的应变到颈缩开始时的应变之同的塑性能密度, Psi(磅/吋~2) β—厚度参数ε_L—在σ=σ_L下的单向拉伸应变ε_N—修正后的颈缩单向拉伸应变ε_U—颈缩开始(σ=0.995σ_U)时的单向拉伸应变ε_F—在σ=σ_F下的修正后的单向拉伸应变ε_F—在σ=σ_F下的平均单向拉伸应变(应变片长度内平均) ε_Y—在σ=σ_Y下的单向拉伸应变ε_(PL)—在σ=σ_L下的单向塑性应变ε_(PU)—在颈缩开始时的应力下的单向塑性应变ε_(PF)—断裂应力下的单向塑性应变ε_(TL)—在σ=σ_L下的单向真正拉伸应变ε_(TY)—在σ=σ_Y下的单向真正拉伸应变ε__(TU)—颈缩开始时的单向真正拉伸应变ε_(TF)—在σ=σ_F下的单向真正拉伸应变ε_(TP)—单向真正塑性拉伸应变ε_(TPU)—在σ=σ_L下的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPY)—在σ=σ_Y下的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPU)—颈缩开始时的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPF)—在σ=σ_F下的单向真正塑性拉伸应变λ—裂纹形状因子μ—厚度参数ν—波松比σ—垂直于裂纹平面的总(毛)面积应力(单向拉伸应力),Psi(磅/吋~2) σ_L—相当于0.0005单向塑性应变的弹性极限拉仲应力,Psi(磅/吋~2) σ_Y—单向屈服拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_U—单向极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(UF)—从σ_U至σ_F的平均单向拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_F—单向断裂拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_T—单向真正拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TY)—单向真正屈服拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TU)—单向真正极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TUF)—从σ_(T_U)至σ(TF)的平均真正单向拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TL)—单向真正极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TF)—单向真正断裂拉伸应力,Psi(磅/吋~2) φ—裂纹形状参数ω—断裂靱性参数     

TC11钛合金的热态变形行为研究

采用等温恒应变速率压缩试验法,研究了TC11合金在780℃-1080℃和应变速率为0.001s-1~70s-1范围内的高温压缩变形行为。考察了变形温度、应变速率及变形程度对流动应力的影响关系。结果表明,流动应力对变形温度和应变速率敏感,随变形温度升高和应变速率降低流动应力减小,特别是在α β两相区变形温度对流动应力的影响显著。     

超弹性N形杆纯弯曲力矩理论建模和试验验证

为了使N形杆在空间结构中顺利展开,对其缠绕过程中的力学特性进行了分析。基于协变基向量法建立了纯弯曲条件下各向同性单片带簧在缠绕时应变能理论模型,并采用最小势能原理推导了弯矩的理论模型,然后通过拟合曲率推导了N形杆缠绕时的理论模型。研制了4根N形杆样件,并搭建了试验平台,使用数显式推拉力计分别对杆件在缠绕过程的拉力进行了5次测试,然后求出峰值力矩,发现试验值与理论值的偏差不大于8.83%,偏差平均值为2.813%,从而验证了理论模型的准确性。该研究可用来分析超弹性杆在纯弯曲状态下的峰值力矩,对超弹性杆在宇航空间中的应用具有重大意义。     

LY12CZ铝合金的多轴非比例疲劳行为

针对非比例加载路径对金属材料的疲劳行为及疲劳寿命的影响进行了研究.对LY12CZ铝合金薄壁圆管试样进行了单轴、纯扭和90°非比例路径下的疲劳实验.结果表明单轴拉压与纯扭加载下的滞后环形状基本一致,应力与应变同时达到最大值及最小值.而90°非比例路径下,应力与应变的最大值并不同时到达,存在一定程度的滞后.材料在90°非比例路径下存在附加强化,但不明显.在相同幅值的加载应变下,90°非比例路径的Von Mises 等效应变的最大值比比例路径下的小,但是最大等效应变作用的时间却远远高于比例加载情况.在相同等效应变幅下,纯扭路径的疲劳寿命最高,单轴次之,90°非比例路径的疲劳寿命最低.     

纯Ti及Ti-6Al-4V双层辉光离子渗Mo

针对钛(T i)合金存在的耐磨性较差的问题,采用双层辉光离子渗金属技术,在工业纯T i和T i合金T i-6A l-4V合金表面渗钼(M o),制备出T i-M o合金层。渗层组织为-βT i(M o)固溶体,成分及硬度均呈梯度分布。利用划痕法研究了渗层与基体间的结合强度,结果表明:渗M o后,持续加载100 N未发生渗层剥落现象;球盘磨损实验表明,T i-6A l-4V渗M o后,比磨损率降低为基体材料的1/500。磨损性能的提高得益于表面合金层中M o元素固溶强化而产生的高硬度。     

添加Ni中间层的镁/钛激光熔钎焊工艺及接头性能研究

对添加Ni片作为中间层的AZ31B镁合金板和TC4钛合金板进行激光熔钎焊搭接试验,分析接头的力学性能、宏观形貌和微观组织。结果表明:Ni作为中间层的镁/钛激光熔钎焊接头焊缝成形良好,部分位置出现鱼鳞纹,接头焊缝区由镁侧焊缝、钛侧焊缝和界面化合物层(IMC)组成。其中,镁侧IMC层由Mg-Al-Ni相和Mg_2Ni相组成,钛侧IMC层由Ti_2Ni相组成。随着接头热输入量的增大,镁/钛两侧焊缝中元素得到充分扩散,并在两侧焊缝中生成金属间化合物,使得接头的力学性能大大增强。随着焊接线能量的增加,钛侧熔深一直增大,接头拉剪载荷呈现出先增大后减小的趋势。在焊接线能量Q=722.22 J·cm~(-1)时,接头拉剪载荷达到1 241.67 N。     

高温下IC10合金的动态再结晶特性研究(英文)

为了研究IC10合金的动态再结晶特性,利用MTS809材料测试系统对其在900°C、不同应变率(10-4～10-2s-1)下进行了拉伸试验。试验结果表明:(1)不同应变率下的应力-应变曲线具有类似的特征,并且IC10合金的流变应力对应变率敏感;(2)流变应力、临界应力和临界应变随着应变率的增加而增大。基于TEM和SEM试验IC10合金的力学特性机理。为了描述IC10合金的动态再结晶行为,本文提出了一个新的宏观唯象本构模型。该模型的预测与试验结果比较验证了其有效性。     

心脏起搏器钛壳的差温拉深研究

心脏起搏器钛壳(TA1或TA2),厚度为0.5毫米,拉深系数等于0.27(m==d/D_0)。由于变形程度较大和钛板的机械特性,用常规拉深法较难成形。经过工艺分析和论证,本零件采取一次差温拉深和一次整形,经过试验证明是成功的。 根据钛板随温度改变的机械特性和拉深变形性质,对拉深件毛料凸缘加热,对筒壁进行冷却,造成凸缘和简壁之间具有较大的温差,提高材料的拉深性。 本文讨论了毛料的两种近似展开方法,並且提出了近似计算的公式。 试验中发现了钛板的平面各向异性的影响,作者从理论和实践上说明了毛料在板料上的正确排样。