正交各向异性韧性材料的损伤力学

 以含内变量的不可逆热力学基本原理,最小强度原理、正交性流动法则,以及Hill所定义的有效应力等为基础,引入含内损伤变量的比自由能和塑性势,建立了正交各向异性韧性材料的损伤模型和损伤演化方程。并用正交各向异性板材破坏成形的实验数据对本文所建立的损伤演化方程作了验证,结果表明,该模型和损伤演化方程是合理的。     

BTi-62421S 高温钛合金超塑性能及应用

对BTi-62421S高温钛合金进行了高温超塑性拉伸实验,通过研究超塑条件下的力学性能、金相组织及拉伸断口形貌,确定了该合金高温拉伸条件下的断裂机制及超塑成形最佳变形工艺参数,在此基础上进行了BTi-62421S钛合金框架零件的超塑性成形实验。结果表明:BTi-62421S钛合金在920℃,应变速率10-3/s时具有最佳超塑性能,伸长率达到448.5%;该合金拉伸断裂机制以韧性断裂为主,但在不同变形参数下伴随着不同程度的脆性断裂;在超塑条件下可以成形出满足使用要求的航天用钛合金框架零件。     

钛合金热成形和超塑成形金属平台材料选型和制备

介绍了钛合金热成形和超塑成形用金属平台的材料选型和制备工艺研究情况,研究认为,选择高温合金替代目前国外采用的耐热钢材料优势非常明显;钢铁研究总院自主开发的热成形金属平台制备工艺比国外相关技术更加先进,制备的K403高温合金热成形平台服役表现良好,具备了生产钦合金热成形和超塑成形金属平台的能力.     

TC11电子束焊接接头组织分析

以20mm厚TC11电子束焊接试样为研究对象,进行金相分析和显微硬度测试。对20mm板厚TC11钛合金电子束焊接接头组织及显微硬度进行了分析研究。比较分析了接头的焊缝、热影响区及各过渡界面的组织状态,并对不同组织的形成机理进行了阐释。     

飞机框肋零件橡皮囊液压成形回弹研究综述

回弹是影响飞机框肋零件成形质量的主要因素之一,通过分析影响框肋零件回弹的主要因素,对框肋零件橡皮囊液压成形工艺的回弹预测及控制研究情况做了综述,并将预测方法归类为解析法、有限元法、人工神经网络法和试验法4种,最后总结分析了框肋零件橡皮囊成形零件回弹控制方法的发展方向.     

新型星载多波束相控阵天线分布式数字波束成形网络设计与实现

 针对16波束61阵元数字波束成形（DBF）星载相控阵天线的高速信号处理要求,提出以实信号处理为主体的分布式DBF网络架构,较复信号处理模式节省了一半的资源和数据传输量。通过时域Hilbert变换和分布式算法对波束成形网络各单元进行合理设计,降低了算法的运算量,也减少了硬件资源开销;同时通过单音闭环校正回路设计,改善了射频通道一致性。研制了DBF网络硬件平台和半实物仿真系统,验证了算法设计的正确性。本文提出的算法对资源有限的阵列信号处理有一定的借鉴意义。     

氢对TC4钛合金电子束焊接头疲劳裂纹扩展速率的影响

采用充氢CT试样对TC4钛合金电子束焊接头的室温疲劳裂纹扩展速率进行了测定,并对试样断口和接头各区显微组织进行了观察.试验结果表明:充氢母材试样在低速扩展区和失稳扩展区的da/dN相对于未充氢试样有明显的提高,但不同氢含量之间差别不大,在稳态扩展区(Paris区),氢对da/dN的影响很小.充氢焊缝试样在整个裂纹扩展过...     

铝合金薄蒙皮零件成形工艺

通过分析铝合金薄蒙皮零件的结构及其成形工艺特点,拟定针对性工艺措施,设计了合理的模具结构,实现了该类零件在橡皮囊液压成形机上的液压成形。     

非线性能量阱对飞轮振动抑制效果的实验研究

利用薄片金属梁作为非线性刚度元件,构建一种非线性能量阱。为了验证非线性能量阱对飞轮振动特性的抑制效果,搭建地面飞轮测试系统。分别采用力锤敲击和飞轮以恒定转速运行的方法施加不同载荷,对安装非线性能量阱前后测试系统各典型位置的振动响应进行对比研究。利用实测数据,采用傅里叶变换方法将动态响应信息分别在时间域和频率域内展开。研究表明：力锤敲击产生的冲击载荷和飞轮以恒定转速运行产生的稳态载荷均可以激发非线性能量阱定向能量传输;受非线性能量阱的影响,柔性支架设备安装面和飞轮安装面振动响应得到有效抑制。但是,由于非线性能量阱阻尼和吸振子质量较小,不同程度削弱了其振动抑制效果。     

航天铝合金深腔零件整体成形预制坯优化设计

提出航天铝合金深腔零件整体成形方法,开展预制坯优化设计。对比分析直筒和变径筒两种预制筒坯结构变形规律,数值模拟研究了底部圆角对开口球形件液压成形的影响规律。以直径D=450 mm的球形整体零件为验证对象,进行底部圆角r=60 mm的变径筒形件的液压成形试验验证。结果表明:直筒坯液压成形时,赤道位置发生破裂;变径筒坯液压成形时,当胀形压力为16 MPa即发生贴模;液压成形时,筒端口自适应补料,所以上半球的壁厚分布均匀;随着底部圆角越大,筒底部减薄越小,筒壁厚越均匀;当底部圆角为r=60 mm时,开口球壳赤道位置壁厚减薄最严重,减薄率为11.1%,球底部减薄率为9.8%,开口球壳上半球壁厚差为0.17 mm,下半球壁厚差为0.43 mm。