CRITERIA OF FORMABILITY OF COMPONENTS BY SUPERPLASTIC AIR BULGE

本文对超塑气胀成形构件提出四个判据:即宽深比判据W/H、底角转角判据r/r_0、成形料分配判据F/S、角度差判据θ-φ.并提出一个无量纲的综合判据经验式:Q=(WS)/(HF)+π/(180)(θ-φ)-r/(r_0)+0.55 通过左右交叉双螺旋形构件的超塑气胀成形,证明该判据用来判定或评价构件的可成形性及水平是有实用价值的.     

超塑气胀构件可成形性判据的数学模型

本文在研究金属薄壳构件超塑气胀成形时,提出两种贴模方式(内填模型和外包模型)与四个判据的关系。同时建立一超塑气胀可成形性判据数学模型: Q_w=1.56(WS)/(HF)+2.37(θ-φ)π/(180)-r/r_0+0.19 Q_W≥1者可成形性好,Q_W<1者可成形性差。试验证明,上式判定构件可成形性有较高的准确性。     

铝合金开闭机构舱门超塑气胀工艺

为了响应轨道交通领域新时代发展需求,利用有限元分析软件MSC.Marc模拟了开闭机构舱门主体件在温度为480℃、应变速率为0.001 s^-1条件下的整体超塑气胀、快速超塑气胀、均匀快速超塑气胀的3种成形工艺,预测了材料的变形流动规律及成形缺陷,厚度均方差由整体超塑气胀时的0.129 mm依次降低至快速超塑气胀时的0.088 mm和均匀快速超塑气胀时的0.072 mm,极限减薄率由32.6%依次降低至25.1%和22.3%。结果表明,集热冲压与超塑正反胀工艺优势于一体的刚柔介质协调成形的均匀快速超塑气胀工艺最佳,并将其作为实际成形工艺路径。     

Ti-55钛合金双层板的超塑成形/扩散连接数值模拟及工艺试验北大核心CSCD

超塑成形/扩散连接技术是利用钛合金在低应变速率、合适的温度环境下伸长率高和变形阻力小的特点,在一次加热条件下同时完成气胀成形和扩散焊接,制造空心带夹层零件。选择典型的钛合金双层板中空构件为研究对象并制定成形工艺方案,采用有限元分析方法,模拟板件在超塑性状态下的成形过程,观测其在模腔内的气胀成形过程。其次通过分析成形构件的壁厚分布情况,调整并确定气压力-时间曲线用于指导工艺试验。最后对构件进行工艺试验和质量分析,取得不同压力模式下的扩散连接金相组织,以及与数值模拟相同取样点处的气胀成形壁厚数据,验证数值模拟结果与实际成形结果的偏差。     

钛合金高尔夫球杆头超塑气胀成形技术研究

针对传统钛合金高尔夫球杆头生产工艺复杂、效率低、成本高的不足,利用钛合金在一定条件下具有良好超塑性这一莫大的优势,开发了钛合金高尔夫球杆头的超塑气胀成形工艺。运用ABAQUS有限元分析软件,对高尔夫球杆头本体部分在钛合金最佳超塑状态下超塑气胀成形的过程进行了数值模拟分析,揭示了成形过程中应力、应变及厚度分布规律,进一步得到该超塑状态下的压力一时间成形曲线,为后续试验提供了有效参考,同时预测了超塑气胀成形高尔夫球杆头工艺的可行性,模拟结果为钛合金高尔夫球杆头超塑气胀成形工艺与模具优化设计提供了理论依据。     

Ti6Al4V钛合金自由曲面钣金件超塑成形数值仿真与实验验证

针对Ti6Al4V钛合金自由曲面薄壁钣金件的制造需求,采用超塑成形工艺保证成形件的几何精度。利用数值仿真确定合适的工艺参数和模具工艺补充面,基于Power law模型描述了Ti6Al4V钛合金稳态阶段的流动应力。设计加工超塑成形模具完成了Ti6Al4V钛合金薄板的超塑气胀成形工艺实验,由于成形温度高,成形件表面氧化严重,线切割后得到所需的自由曲面钣金件。采用GOM ATOS光学扫描仪测量了成形件和自由曲面钣金件的几何形状,与CAD模型进行对比以验证成形工艺与模具设计的合理性,实验结果表明,超塑成形后的残余应力小,切边后没有明显的回弹。合适的超塑成形工艺参数为成形温度900℃、气胀压力2. 2 MPa、保压47. 5 min,自由曲面钣金件的几何精度可以达到±0. 2 mm。     

热冲压和超塑气胀复合成形的模具设计

分析了热冲压和超塑气胀复合成形工艺的特点,并为实现该快速超塑性工艺方案,设计了一种特殊的既有压边又有密封结构的成形模具,实现了热冲压和超塑气胀复合成形工艺在同一套模具上相继完成.通过对模拟试验模具、某型号汽车引擎盖的模具设计与实验分析,得出的成形件未出现破裂、成形厚度变薄量均匀度高,成形时间短,可满足大批量生产的要求.     

铝合金覆盖件快速超塑成形技术的研究

快速超塑成形技术是将热冲压与超塑气胀相结合的一种技术,它利用热冲压的快速性和超塑性的良好成形性来解决铝合金冲压难成形和超塑成形慢的难题.在5083铝合金性能研究的基础上,采用该工艺对某车型引擎罩的成形进行了实验.结果表明,该工艺切实可行,并且生产效率较高.     

TB5钛合金构件的超塑成形和点焊

介绍了采用超塑成形工艺研制TB5钛合金飞机构件的基本状况,分析了TB5钛合金超塑成形特点,提出了超塑成形+时效+点焊研制飞机构件的工艺方法.     

AZ31B镁合金薄板超塑性气胀成形

利用热拉伸试验、气胀成形、金相显微镜和扫描电镜,研究AZ31B镁合金薄板热拉伸性能、气胀成形性能及其组织结构.结果表明:在变形温度为425℃,应变速率为1.0×10-3～6.6×10-5s-1时,其流动应力4～12MPa,延伸率则为200%～327%,挤压+热轧,冷轧的镁合金薄板表现出良好的超塑性;在变形温度为425℃,应变速率为1.0×10-3s-1条件下AZ31B镁合金板材的超塑气胀成形性能较好,胀形件的高度可达24 mm以上,其高径比大于0.80.     

摆动式YB叶片泵定子曲线磨凸轮靠模精确计算问题

在用摆动式磨床加工YB叶片泵定子曲线时,以往总认为靠模凸轮的dρ_2/dφ_2难以用微分法进行精确计算。其实,和平动式凸轮的dρ_2/dφ_2一样,摆动式凸轮的dρ_2/dφ_2也是可以用微分法推导出其精确计算公式的。下面就介绍其推导过程。1.已知条件如图1所示,已知定子过渡曲线的极座标方程为:等加速部分ρ=r_0+((2(R_0-r_0))/α~2)φ~2(0≤φ≤(α/2))(1)等减速部分ρ=R_0-((2(R_0-r_0))/α~2)(α-φ)~2((α/2)≤φ≤α)(2)r_0——定子短半径,R_0——定子长半径,r——凸轮短半径,R——凸轮长半径,r_1——砂轮半径,r_2——滚子半径。     

MATHEMATIC MODEL FOR FORMABILITY CRITERIA OF SUPERPLASTIC AIR BULGING COMPONENTS

A proposal for two types of press close to die,including blank coming in die and Blank cov-ering die,and four criteria for formability is put forward in the study of the superplastic airbulge forming of the metallic thin wall components.A dimensionless weigh mathematic modelfor the criteria of superplastic air bulge forming is developed to be:Q_w=1.56(WS)/(HF)+2.37(0-π/(180)-r/(r_0)+0.19The superior formability of components is approaching,if Q_W≥1,and the worse,if Q_W<1.Itwas confirmed by practice that the above mentioned model is accurate sufficiently.     

5083铝合金气胀成形恒应变速率压力加载方式研究

采用国产工业态5083铝合金,通过气胀成形方式试制高铁车窗零件。对5083铝合金原始金相组织进行分析,发现其平均晶粒尺寸为24μm,远大于国外细晶材料的晶粒尺寸,很难进行超塑成形,因此选择合适的成形参数(成形温度、应变速率、压力加载曲线)来弥补材料在超塑性能上的不足。在不同温度和应变速率条件下对试样进行高温拉伸试验,结果表明:当温度小于475℃,伸长率普遍小于100%;当温度为550℃时,伸长率受应变速率影响变化剧烈,不适合作为成形温度。因此选择气胀成形的温度为525℃,应变速率为6. 56×10~(-4)s~(-1)。通过对成形过程中圆角的应力应变状态进行分析,得到了圆角成形的恒应变速率压力加载方式,并研究了当圆角两边夹角角度变化时恒应变速率压力加载曲线的差别。     

退火态Ti2AlNb合金板材的超塑性变形行为

研究退火态Ti2AlNb合金热轧板材在温度为940～980 ℃和初始应变速率为8.33×10-4～1×10-2 s-1时的超塑变形行为.结果表明:该合金具有良好的超塑性;在本实验范围内,其最高伸长率可达400%,最佳超塑条件为960 ℃和1.67×10-3 s-1,可用作超塑性成形工艺制作复杂构件.     

其它焊接方法

20093167X80管线钢STT+药芯自保护焊接工艺研究/杨昕//电焊机.-2008,38(11):6~8介绍了STT气保护半自动根焊、自保护药芯焊丝半自动焊填充盖面工艺的特点,以及对X80管线钢焊接适应性的研究。在选定焊接方法、焊接材料和工艺参数条件后,进行了X80管线钢试件焊接和接头性能试验。结果表明,所选的焊接方法、焊接材料和工艺参数可用于这种材料管道的现场焊接。图4表6参220093168飞机钛合金整体结构的超塑成形/焊接组合工艺技术/郭和平…//焊接.-2008(11):41~45阐述了超塑成形整体结构特点及工艺过程,综述了近年来钛合金超塑成形整体结构制造技术在航空领域的发展应用现状,并介绍了中国超塑成形整体结构的研制和应用进展情况。最后指出,新材料、新结构的超塑成形/焊接组合工艺在未来新型飞机和航天飞行器上的应用前景广阔,激光焊与超塑成形的新型组合工艺将会成为重要的超塑整体结构制造技术。图9表1参520093169激光-MIG复合焊中激光与电弧前后位置对焊缝成形的影响/高志国…//焊接学报.-2008,29(12):69~73为了便于激光束焊接高反射率的铝合金,研究了激光-MIG复合焊方法中激光...     

其它焊接方法

20093167X80管线钢STT+药芯自保护焊接工艺研究/杨昕//电焊机.-2008,38(11):6~8介绍了STT气保护半自动根焊、自保护药芯焊丝半自动焊填充盖面工艺的特点,以及对X80管线钢焊接适应性的研究。在选定焊接方法、焊接材料和工艺参数条件后,进行了X80管线钢试件焊接和接头性能试验。结果表明,所选的焊接方法、焊接材料和工艺参数可用于这种材料管道的现场焊接。图4表6参220093168飞机钛合金整体结构的超塑成形/焊接组合工艺技术/郭和平…//焊接.-2008(11):41~45阐述了超塑成形整体结构特点及工艺过程,综述了近年来钛合金超塑成形整体结构制造技术在航空领域的发展应用现状,并介绍了中国超塑成形整体结构的研制和应用进展情况。最后指出,新材料、新结构的超塑成形/焊接组合工艺在未来新型飞机和航天飞行器上的应用前景广阔,激光焊与超塑成形的新型组合工艺将会成为重要的超塑整体结构制造技术。图9表1参520093169激光-MIG复合焊中激光与电弧前后位置对焊缝成形的影响/高志国…//焊接学报.-2008,29(12):69~73为了便于激光束焊接高反射率的铝合金,研究了激光-MIG复合焊方法中激光...     

飞机钛合金整体结构的超塑成形／焊接组合工艺技术

30多年的研究应用表明,超塑成形/焊接整体结构在降低飞机结构重量、提高结构完整性和承载效率方面具有独特的技术优势,对现代飞机结构设计和制造产生了深远的影响.文内详细阐述了超塑成形整体结构特点及工艺过程,综述了近年来钛合金超塑成形整体结构制造技术在航空领域的发展应用现状,并介绍了中国超塑成形整体结构的研制和应用进展情况.最后指出,新材料、新结构的超塑成形/焊接组合工艺在未来新型飞机和航天飞行器上的应用前景广阔,激光焊与超塑成形的新型组合工艺将会成为重要的超塑整体结构制造技术.     

TC4钛合金激光焊/超塑成形四层结构显微组织分析

成功采用激光焊/超塑成形组合工艺制作四层板结构件,分析了超塑性变形前后激光焊缝显微组织变化及其原因,并与扩散焊/超塑成形组合工艺制作的四层板结构件组织结构进行了对比.结果表明:激光焊缝组织发生α'→α+β转变,并在应力应变作用下细长针状组织转变成粗短的层状组织,使焊缝具有承受超塑性变形的能力,同时有利于降低接头的脆性和硬度,提高零件的使用寿命;与扩散焊/超塑成形组合工艺相比,激光焊/超塑成形组合工艺大大降低了零件加工过程的高温持续时间,减小了工件的晶粒尺寸.     

单通道气路加压的超塑成形/扩散连接新工艺

在激光预焊芯板的超塑成形/扩散连接工艺的研究基础上,提出了单通道气路加压的超塑成形/扩散连接新工艺,基于ABAQUS有限元软件对四层板进行数值模拟,并通过试验验证。结果表明:该工艺能够成形出一个表面无沟槽,焊缝未撕裂,且成形质量良好的结构件,通过试验验证了该工艺的可行性。     

钛合金空心风扇叶片成形三维有限元分析

随着高旁路涡扇发动机在军用、民用飞机上的应用,采用超塑成形/扩散连接(SPF/DB)技术制造大尺寸钛合金宽弦风扇叶片已经成为涡扇发动机的一项关键制造技术.钛合金空心风扇叶片的成形过程包括3个阶段:扭转成形、热成形、超塑成形.在本研究中,为了分析空心风扇叶片的成形过程,建立了一个三维有限元模型,钛合金的变形行为符合Backofen方程.通过三维有限元模型,分析扭转速率、热成形模具下落速度、超塑成形目标应变速率、板材与模具之间的摩擦系数、芯板和面板的厚度比等参数对成形力的影响规律.研究表明,随着扭转速度、热成形模具的下落速度、目标应变速率、板材厚度比的提高,成形力将提高,而摩擦系数对成形力的影响很小.