一、金属塑性成形有限元模拟中材料体积变化（论文文献综述）
崔跃杰[1]（2021）在《7075铝合金损伤模型研究及应用》文中提出日益严格的汽车燃油经济性和温室气体排放标准迫使汽车制造商通过使用轻质材料来实现提高燃油效率和减少汽车污染物排放的目的。7000系铝合金因其优良的比强度、抗弯刚度、耐腐蚀性能和可回收性,作为一些高强度钢的替代品受到人们的关注。然而7000系列铝合金在室温成形过程中板料流动性差,容易产生破裂、回弹等缺陷,采用铝合金热成形工艺可以提高板料成形性能。7000系铝合金高温成形及室温损伤过程中,准确预测损伤和失效已成为汽车零部件研制过程中的关键问题。本文以7075铝合金为研究对象,将GISSMO损伤模型引入成形过程和服役过程的有限元模拟,对热冲压成形和汽车零部件服役中的损伤行为进行研究。为了表征7075铝合金在热冲压条件下的变形行为,采用Gleeble1500热模拟试验机在300℃～450℃,0.01 s-1～1 s-1应变速率条件下进行热拉伸实验。实验结果表明在应变速率相等条件下,随着温度升高,7075铝合金的屈服应力、抗拉应力和加工硬化指数n不断减小;温度相同条件下,流动应力随应变速率的增加而升高。并通过Hockett-Sherby模型对7075铝合金高温流动应力曲线进行拟合。根据不同轧制方向的拉伸实验获得7075铝合金各向异性系数,通过计算得到Barlet＿YLD＿2000各向异性模型参数。为探究7075铝合金在热冲压成形过程中的材料损伤行为,基于GISSMO损伤模型,通过设计不同应力三轴度的拉伸样件,采用实验与有限元模拟相结合的方法得到400℃条件下GISSMO模型参数,并进行网格依赖性分析。通过使用二硫化钼润滑剂和无润滑剂条件制备不同成形状态的U形件。将Barlet＿YLD＿2000本构模型与高温GISSMO损伤模型结合应用于7075铝合金热冲压成形有限元模拟中,实现高温成形过程中板材损伤行为的准确预测。为探究7075铝合金零件室温下的损伤行为,设计不同应力三轴度试样进行准静态的拉伸实验,根据光滑试样和0°剪切试样结果,采用“Ling流动应力模型”建立流动应力外推部分。结合DIC光学测量技术对试样应变进行测量,通过实验-有限元模拟混合方法,得到室温GISSMO模型参数。通过杯凸实验验证GISSMO模型在高应力三轴度下的准确性。对7075-T6铝合金板材制成的门内加强梁进行三点弯曲实验研究,结果表明采用“Von Mises+Gissmo”组合的材料模型能很好的预测门内加强梁三点弯曲实验力-位移曲线和零件折叠形貌。
张宇恒[2]（2021）在《搓捻成形晶体塑性有限元模拟与实验研究》文中提出材料在塑性变形过程中,织构会对材料的微观组织以及力学性能产生重要的影响。研究晶粒取向变化以及位错滑移等微观塑性变形行为对揭示材料宏观塑性变形的规律具有重要的意义。晶体塑性有限元模拟方法（CPFEM）作为一种研究材料微观形态变化的工具,近年来已经成为相关研究领域的热点。本文以铝1060为研究对象,使用Voronoi方法建立了多晶光滑模型与粗糙模型,在变形过程中对搓捻成形圆棒形工件材料的微观变化进行研究。并对搓捻成形工艺技术进行实验验证。首先,常温下进行拉伸实验,采用模拟拉伸应力应变曲线与实验相逼近的方式得到材料性能参数。使用晶体塑性有限元法研究了单轴拉伸、压缩、轧制简单的加载行为,分析材料塑性变形的不均匀性以及晶界处的应力集中现象。通过实验对模拟过程进行了验证,结果表明采用晶体塑性有限元方法能够预测材料在不同成形下织构的演化。其次,对搓捻成形过程进行研究,给出在实际搓捻成形过程中的运动学公式。对搓捻成形进行晶体塑性有限元模拟,分析位移场研究金属的流动性及端部轴心处形成凹心的原因。研究工件轴向与径向的受力状态,解释搓捻成形工艺预防材料发生颈缩甚至断裂的原因。分析单个晶粒在搓捻成形的应力应变状态变化,研究周期复杂受力行为。采用平均化的方式得到更能真实反映整个材料变形行为的代表性单元应变曲线。绘制剪切应变率曲线对滑移系统的启动与运动进行研究,分析晶粒初始取向与所处位置对滑移系统演化的影响。对单个晶粒取向变化进行研究,变形后取向极点发生离散。由于晶粒间的协调变形,扭转变形后的取向呈片状分布在初始取向附近。最后,通过EBSD测试分析实验数据,测得实验极图与晶体塑性模拟结果相吻合,再次验证晶体塑性有限元法预测织构的准确性。数据表明搓捻成形较普通周向轧制,变形更为均匀,材料性能更加稳定。
孙冬[3]（2021）在《Ti-37Nb合金高温塑性变形机理及热加工性能研究》文中提出TiNb合金因具有形状记忆效应、抗腐蚀性、低弹性模量、无毒性、超导电性和可加工性等优良性能而在工程领域得到了广泛应用。TiNb合金中Nb元素含量的高低对其性能具有显着影响,Ti-37%Nb（原子分数）合金以其优异的超导性能和良好的延展性在低温超导领域得到了重要应用。塑性成形作为重要的加工手段,在TiNb合金走向工程领域的过程中扮演着重要的角色。塑性成形不仅可以制造出一定形状的TiNb合金零部件,对TiNb合金的微观结构也具有重要影响,进而影响TiNb合金的相关性能。因此,本文以Ti-37%Nb合金为研究对象,将高温力学性能实验、X射线衍射实验、金相显微实验、电子背散射衍射实验、透射电子显微实验、元胞自动机模拟技术和有限元模拟技术相结合,对TiNb合金微观结构演化规律、高温塑性变形机理以及热加工性能进行研究,具有重要的科学意义。本文的主要研究成果如下。根据高温力学性能实验及材料表征实验结果,研究了TiNb合金在不同变形温度（700～1000℃）和不同应变速率(0.0005～0.5s-1)下的塑性变形机制。TiNb合金在高温塑性变形时,位错滑移是其主要塑性变形机制,在塑性变形过程中,加工硬化与动态软化同时存在。当TiNb合金试样在700℃发生塑性变形时,主要软化机制为动态回复。随着变形温度的升高,动态软化机制逐渐转变为动态再结晶,而且当变形温度升高到1000℃时,动态软化机制从非连续动态再结晶转化为连续动态再结晶。基于TiNb合金在不同变形温度（700～1000℃）和不同应变速率(0.0005～0.5s-1)下的单向压缩应力应变曲线,采用Arrhenius本构模型,建立了TiNb合金高温本构方程,并在此基础上建立了TiNb合金基于应变补偿的高温本构方程。结果表明,所构建的TiNb合金高温本构方程可以较为精确地预测TiNb合金的高温塑性流动行为,TiNb合金在高温变形条件下属于应变速率敏感型材料,流动应力随着变形温度的升高而减小,随着应变速率的增加而增大。TiNb合金高温本构方程为后续TiNb合金塑性变形的有限元模拟提供了精确的材料模型。根据TiNb合金在不同变形温度（700～1000℃）和不同应变速率(0.0005～0.5s-1)下对应于0.3、0.6和0.9真实应变的真实应力数据,基于动态材料模型建立了TiNb合金在不同应变下的热加工图,结合TiNb合金高温塑性变形时的显微组织,确定了TiNb合金的失稳区域和可加工区域,阐明了TiNb合金的热加工性能。研究结果表明,TiNb合金在低温高应变速率下变形时的主要失稳形式为塑性流动局域化。TiNb合金的良好的热加工区域为变形温度在765-910℃之间且应变速率小于0.0007s-1以及变形温度在960-1000℃之间且应变速率在0.002-0.1s-1之间。基于元胞自动机系统,建立了TiNb合金高温塑性变形非连续动态再结晶模型。将元胞自动机模拟、金相显微实验和EBSD实验相结合,进一步揭示了TiNb合金非连续动态再结晶的基本规律。研究结果表明,元胞自动机模拟可以直观地显示TiNb合金在高温塑性变形过程中的非连续动态再结晶行为的演化过程,TiNb合金变形试样中动态再结晶晶粒尺寸和体积分数随着变形温度的升高而增大,随着应变速率的加快而减小,而且非连续动态再结晶晶粒的随机取向效应有助于削弱TiNb合金试样中变形织构的强度。基于构建的TiNb合金Arrhenius本构模型,采用刚粘塑性有限元法,对Cu/TiNb异温包覆挤压进行了有限元模拟。异温包覆挤压能够显着降低Cu包覆层的变形温度,缩小Cu与TiNb合金屈服应力的差距,有利于Cu包覆层与TiNb芯部的协调变形。研究了不同变形温度（700、800和900℃）、不同摩擦系数（0.3、0.5和0.7）和不同凹模入口角（60、120和180°）对Cu/TiNb异温包覆挤压成形性的影响。模拟结果表明,不同变形温度对Cu包覆层与TiNb芯挤压变形的相对伸长量影响较小;增加Cu包覆层与模具的摩擦系数或增大凹模入口角会显着减小Cu包覆层与TiNb芯挤压变形的相对伸长量,从而有助于Cu包覆层与TiNb芯的界面结合。根据有限元模拟优化的工艺参数,设计了Cu/TiNb合金包覆挤压模具,采用凹模入口角为180°的模具结构,Cu/TiNb合金挤压坯料的尺寸与有限元模拟模型保持一致,并在800℃无润滑条件下进行了Cu/TiNb合金包覆挤压实验,结果表明,Cu/TiNb合金包覆挤压过程中金属流动稳定,包覆层Cu和TiNb合金芯部发生了很好的协调变形,二者之间几乎无明显伸长,实验结果与模拟结果保持了很好的一致性。
陈俊甫[4]（2020）在《延性金属拉伸大应变范围硬化曲线测量研究》文中研究指明随着现代数值模拟技术的发展,有限元分析被越来越多地应用于求解各类塑性成形问题,借助有限元分析可以全面深入地了解金属塑性成形过程中的材料流动行为,并方便地判断失稳和断裂状态,实现成形质量的快速、精确和低成本预测,用于指导现代塑性精密成形工艺。材料本构模型的精确性直接决定有限元预测结果的可靠性,其中硬化曲线起着非常重要的作用,不仅其精确性决定塑性成形的模拟精度,而且硬化曲线所覆盖的应变范围对应有限元预测所能达到的变形程度。在实际的锻造和冲压工艺中,制件往往经历很大程度的塑性变形,其应变甚至超过1.0。与此相对应,有限元分析输入的硬化曲线需要具有相应足够大的应变范围。单向拉伸试验是目前测量材料硬化曲线应用最为广泛的方法。然而,由于颈缩的产生,传统单向拉伸试验中试样的均匀应变范围一般不超过0.3,无法满足实际大塑性变形工艺的成形预测。而延性金属材料在单向拉伸颈缩后至断裂前一般经历比较显着的塑性变形,但是由于材料不均匀变形,应力状态不再保持单轴,其应力和应变的计算异常困难。为此,国内外学者针对拉伸大应变范围硬化曲线提出了一些测量方法,这些方法各不相同,本文绪论将其主要归为三类:1)正向计算法;2)有限元反求法;3)预应变多试样法。在实际应用中,现有的这些方法均存在着不同程度的局限性。目前,对于拉伸大应变范围硬化曲线的测量,尚存在许多问题亟需解答,比如现有方法是否具有通用性,其测量误差的根源在哪里,测量精度的主要影响因素是什么,如何提高现有方法的测量精度,等等。基于此,本文围绕拉伸大应变范围硬化曲线的测量,分别从正向计算法,有限元反求法和预应变多试样法开展研究,针对各自的局限性,基于影响因素的理论分析,提出相应的创新解决方案,实现拉伸硬化曲线测量精确性的提高,并兼顾其应变范围。通过对各种方法的测量精度及其应变范围进行对比分析,尝试建立拉伸大应变范围硬化曲线的理论规范和测量体系。本文以延性金属Q460钢棒和H300LAD+Z钢板为研究材料,具体的研究工作和主要结论如下:（1）基于具有不同硬化行为的预设材料模型开展了棒材拉伸有限元模拟,明确了现有的基于轮廓测量的拉伸颈缩后硬化曲线正向计算法（Bridgman法、Siebel法和Chen法）的误差来源,即颈缩最小横截面上的应变均匀分布以及径向应变和周向应变始终相等这两个理论推导的假设在大应变范围不成立。发现了上述三种方法在大应变范围的等效应力计算误差随着归一化的颈缩最小横截面半径(（6/（6′）的增加而增加,且增加趋势与材料应变硬化指数9）值存在关联。在同时考虑(6/（6′和9）值的基础上,分别提出了改进方法。改进方法测量的Q460钢棒的硬化曲线应变范围约为0～0.98,为传统拉伸实验测量的有效应变范围（0～0.033）的29倍,极大地扩展了拉伸实验所能测量的硬化曲线应变范围。通过和反求法得到的拉伸大应变范围硬化曲线进行比较,改进后的Bridgman法、Siebel法和Chen法测量的硬化曲线,在应变范围0～0.98内的的最大误差分别为1.5%、1.2%和2.5%,明显小于现有方法的测量误差（9.5%、8.5%和10.4%）,表明本文所提出的改进方法针对棒材单向拉伸大应变范围硬化曲线的测量精度具有明显提升。（2）由于金属板材具有明显的各向异性和拉伸颈缩的几何复杂性,目前针对板材单向拉伸颈缩后硬化曲线的正向计算难度很大。为此,本文提出了基于应变测量的板材单向拉伸颈缩后硬化曲线正向计算法。该方法借助DIC测量技术获取拉伸颈缩区域的应变场,计算平均真应力-平均真应变曲线。考虑板材拉伸分散性颈缩阶段处于二维平面应力状态,基于各向异性屈服准则（Hill48和Yld2000-2d）,分别采用关联和非关联流动法则,推导了分散性颈缩阶段的等效应力和等效应变的修正模型。基于该方法测量的H300LAD+Z钢板的硬化曲线应变范围约为0～0.85,为传统单向拉伸实验测量的有效应变范围（0～0.15）的5.7倍,表明该方法可以有效地测量板材拉伸颈缩后硬化曲线。将测量得到的硬化曲线用于模拟板材单向拉伸,模拟和试验得到的载荷-位移曲线基本重合,表明该方法测量的拉伸颈缩后硬化曲线同时具备很高的精度。本文所提出的正向计算法可作为板材单向拉伸大应变范围硬化曲线的标准测量方法。（3）针对现有的单向拉伸大应变范围硬化曲线反求法计算繁琐、效率不高的问题,本文提出了一种综合考虑初始值设置、优化区间设计和近似模型优化的反求策略。对于棒材拉伸,通过测量试样的断面直径,采用Bridgman-Leroy公式计算断裂时刻的应力和应变,为硬化模型初始参数拟合、试验设计和参数优化等环节提供相对准确的初始值,再考虑该方法的理论误差,确定待反求硬化模型参数的优化区间;对于板材拉伸,考虑颈缩后的应力状态变化,将DIC技术测量的平均真应力-平均真应变曲线作为硬化曲线的优化上限,再考虑材料的加工硬化行为将前一应变水平的流动应力作为优化下限。结果表明,所提出的综合反求策略可以有效地确定优化区间的上下限并给出合理的初始值。基于该反求策略,对于Q460钢棒拉伸,仅需20次有限元模拟,对于H300LAD+Z钢板材拉伸,仅需要9次迭代,即可实现大应变范围硬化曲线反求测量,具备很高的反求效率;反求得到的硬化曲线应变范围分别为0～1.0和0～0.9,远大于传统单向拉伸实验测量的有效应变范围（0～0.033和0～0.15）。将反求得到的硬化曲线分别应用于模拟Q460钢棒材和H300LAD+Z钢板单向拉伸实验,输出的模拟载荷-位移曲线和试验结果基本重合,说明反求得到的硬化曲线同时具备较高的精度。（4）分析了现有的预应变多试样法在测量拉伸大应变范围硬化曲线时的局限性并提出了相应的解决方法。针对金属棒材,提出了预扭转多试样法,解决了现有的基于挤压、拉拔和镦粗等预变形方式的多试样法需要重新制备拉伸试样的难题,降低了实验成本,提高了测量效率;针对金属板材,基于有限元模拟对预轧制多试样法开展研究,证实了板材的各向异性对于预轧制所累积的等效应变具有一定的影响。在考虑板材各向异性的基础上,对现有的仅基于各向同性的预轧制等效应变计算模型进行改进。将上述方法分别应用于Q460钢棒和H300LAD+Z钢板,测量的最大有效应变（～0.6和～1.4）明显大于传统拉伸实验测量的最大有效应变（～0.033和～0.15）,测量的硬化曲线分别和基于单个试样反求得到的拉伸大应变范围硬化曲线基本重合,表明本文所提出的预扭转多试样法和改进的预轧制多试样法均具有很高的拉伸大应变范围硬化曲线测量精度。（5）通过对正向计算法、有限元反求法和预应变多试样法进行比较分析,进一步给出了拉伸大应变范围硬化曲线测量规范。首先,在测量精度方面,正向计算法主要依赖于颈缩处轮廓信息（棒材）或应变场信息（板材）的测量精确度,而有限元反求法则依赖于有限元的模拟精度和反求策略的合理性,预应变多试样法更多地取决于预应变的准确测量与计算。其次,在应变范围方面,正向计算法和有限元反求法受限于拉伸颈缩断裂前极限应变值,而预应变多试样法的应变范围主要决定于预变形所能达到的最大应变值。最后,鉴于塑性本构的复杂性,只有在获得材料其他本构关系真实表征的前提下,比如各向异性屈服和运动硬化等,才能通过拉伸试验获得足够准确的大应变范围硬化曲线。综上,本文围绕延性金属拉伸大应变范围硬化曲线测量,针对现有方法的局限性,从正向计算法、有限元反求法和预应变多试样法三个方面提出了多项创新改进思路,提高了测量精度,扩展了应变范围,澄清了其中的理论问题,建立了较为系统完整的理论规范和测量体系,丰富了金属材料大应变范围硬化曲线的测量手段,有利于提高有限元模拟精度,促进现代精密塑性成形工艺的发展。
李春洋[5]（2020）在《双金属直齿圆柱齿轮冷精锻成形关键技术研究》文中研究说明据汽车市场分析报告指出,目前我国汽车保有量接近4亿辆,汽车尾气对环境造成了严重污染,被称为移动的污染源。减少排放,降低污染已成为当下汽车工业发展的重中之重。汽车轻量化可有效提高燃油效率,减少污染物的排放,齿轮作为汽车重要零部件,在汽车质量中占有很大比重,齿轮轻量化可以有效降低整车质量。铝合金密度仅为钢的三分之一,对于承受载荷较小的齿轮,可以选择铝合金代替钢材作为齿轮材料。但是铝合金齿轮齿面接触疲劳强度较低,为提高铝合金齿轮的可靠性,需进一步提高其齿面疲劳强度。对此,本文提出使用双金属来制造直齿圆柱齿轮,即容易失效的轮齿部位使用钢材,轮齿以里部位使用铝合金,在齿轮达到一定强度的同时,实现其轻量化。如果使用以往切齿加工的方法成形双金属齿轮,不仅材料浪费严重,而且加工效率低下。采用冷精锻工艺来成形双金属齿轮,可以节约材料,提高生产效率,同时使双金属通过塑性变形紧密咬合,提高齿轮机械性能。本文通过将数值模拟和工艺试验相结合,对双金属齿轮冷精锻工艺进行成形性的研究,主要工作如下:（1）选择45钢材和6061铝合金作为双金属材料。提出钢环套铝合金棒料的配合方式,以及5种不同厚度钢环与对应尺寸的铝合金棒料,相互配合为5种坯料方案,便于对不同坯料方案下双金属的变形情况进行对比分析。根据目标齿轮外形,设计双金属齿轮单向挤压成形工艺方案。（2）使用Deform-3D对工艺方案进行模拟,并对模拟结果中双金属变形情况以及变形过程的金属速度场、应变场、成形载荷等内容进行分析。（3）结合模拟结果,加工制造模具,同时准备双金属坯料。对5种方案分别进行试验。最终成形齿轮充填饱满,上下端面处双金属以“波浪线”的形式相互咬合,无缝隙或孔洞存在。（4）分别对双金属在各个位置的具体变形尺寸、在齿顶和齿根位置的结合状态、钢环纵切面和横切面金相组织变形情况进行观察分析。通过观察得知,钢环坯料厚度越薄,双金属咬合越深。当钢环厚度太薄时,双金属在齿顶位置不能完全贴合。综合双金属咬合及结合情况,钢环厚度为4.5mm、铝合金棒料直径为30.5mm的坯料方案4可以保证双金属零件高强度自然咬合。通过计算,该方案可使齿轮减重约30%。通过数值模拟和工艺试验等手段对双金属直齿圆柱齿轮冷精锻工艺进行成形性研究,结果表明采用冷精锻工艺成形双金属齿轮是可行的。这一研究成果对齿轮轻量化研究和双金属锻造成形工艺的发展有一定的现实意义。
杨洪锡[6]（2020）在《板材等温局部加载单点渐进成形宏微观变形机理研究》文中研究说明生产高度复杂、高精度、高质量以及经济实惠的产品是当前产业集群的需要。板材等温局部加载条件下成形技术与传统的成形技术相比而言,等温局部加载单点渐进成形技术更加适用于小批量、多变形、常温下金属板材塑性相对较差、中高温下的板材成形能力不强等生产加工。由于等温局部加载单点渐进成形技术研究较少,还处在研发当中,其宏观变形机理以及微观变形行为仍未得到综合全面的解释。为了能够更加科学有效的研究分析等温局部加载单点渐进成形技术,需要充分研究金属板材宏观变形机理,并且从晶粒尺寸变化等微观角度对宏观变形机理进行更加全面、具体的分析。本文将等温局部加载条件下的成形方式与塑性成形理论联立,使用ANSYS/LS.DYNA模拟等温局部加载条件下的单点渐进成形过程,分析等温局部加载条件下不同工艺参数对6061铝合金和AZ31B镁合金单点渐进成形过程中应力应变、减薄率等宏观方面的影响规律。同时,使用Marc软件进行微观模拟,分析各工艺参数对等温局部加载条件下晶粒尺寸等微观机理变化。最后,再结合微观金相观察进行塑性成形实验验证,通过研究金属板材宏微观机理的变化,能够更加科学的解决板材塑性变形以及成形质量等问题。研究结果表明:成形温度、工具头半径、进给量以及初始板厚等工艺参数对6061铝合金和AZ31B镁合金的塑性成形影响较为显着。等温局部加载条件下成形温度在200℃～300℃范围时,6061铝合金和AZ31B镁合金平均晶粒尺寸随着温度上升而逐渐变大,当温度设置为250℃时,合金具有最佳性能。当等温局部加载条件下工具头半径为4mm～6mm范围内,合金加工区域平均晶粒尺寸有增大趋势,当尺寸选择为5mm时,晶粒大小相对较为均匀,成形件厚度变化均匀,减薄率较小。进给量对等温局部加载条件下成形极限、减薄率以及晶粒尺寸都有一定影响,随着进刀深度的增加,成形质量和成形精度越差,光滑度越来越低,成形件平均晶粒尺寸会随进给量的增大而增加,进给量为1.0mm时成形性能最优。当合金板材的初始板厚为0.8mm～1.5mm范围内时,成形极限会随着初板材厚度的增加而变大,对应成形件加工区域的平均晶粒尺寸呈现逐渐增大趋势,金属板材展现出良好的成形精度和成形性能。
彭新成[7]（2020）在《TC16钛合金棒材组织性能与冷镦成形及其有限元模拟》文中研究说明TC16钛合金具有良好的冷镦塑性、高强度和良好淬透性等优点,退火态下可冷镦成形,有效降低生产成本并提高了生产效率,是用于制造航空紧固件的理想材料之一。但国产的TC16钛合金还存在着冷镦成品率不太理想等问题,因此开展TC16钛合金组织性能及冷镦工艺参数方面的研究具有重要的现实意义。本文以TC16钛合金为研究对象,研究了棒材在制备过程中的组织演变以及退火后的组织和冷镦性能,并通过有限元模拟软件研究了不同冷镦工艺参数对其成形性能的影响。主要研究内容与结论如下:对TC16钛合金棒材在制备过程中的组织演变进行了研究。结果表明,TC16钛合金铸锭组织为由片状α相与β基体组成的网篮组织;热锻坯料显微组织存在局部的不均匀性,锻坯局部细小无序的等轴状和片状α相并存;热锻棒材显微组织由粗大的α+β近等轴晶粒组成;热轧棒材显微组织特征为细小致密的球状α相均匀分布在β基体上。TC16钛合金棒材经退火处理（退火温度760780℃;保温时间2h;随炉冷却至550℃后空冷）后,显微组织由均匀分布的等轴α相和晶间β相构成。拉伸断口呈韧性断裂特征,抗拉强度为880895MPa,屈服强度为840850MPa,伸长率为2425%,断面收缩率为61.664.5%。冷镦试样变形量为75%时,表面无裂纹等缺陷,能够满足紧固件的冷镦加工要求。利用DEFORM-3D软件研究了不同冷镦工艺参数对TC16钛合金成形性能的影响。结果表明,最大等效应变随着摩擦系数的增加而增大,随着变形速度的增大先增大后减小;最大等效应力随着摩擦系数的增加而增大,随着变形速度的增大先减小后增大;坯料温度随着摩擦系数的增加或变形速度的增大均升高;冷镦载荷随着摩擦系数的增加或变形速度的增大均增大,其中摩擦系数对冷镦载荷影响程度最大。通过分析优化了TC16钛合金棒材冷镦工艺参数。冷镦变形后的试样组织和性能呈现一定程度的不均匀性。低倍组织中出现了一字双叉形变剪切带,硬度测试结果表明剪切带区域的硬度值高于其他部位。通过有限元模拟发现,试样出现剪切带的区域变形量最大,温升最高,模拟结果与自由镦粗试样的塑性变形情况具有较好的一致性。
田晨晟[8]（2020）在《大型盲孔及半盲孔件自由锻方法分析及成形工艺研究》文中指出大锻件作为重型装备的重要组成部分,在化工、电力、冶金、船舶建造、航空航天等领域应用广泛。而大型空心锻件作为大锻件的重要组成部分,具有节省材料、重量轻等优势,被广泛用于运输管道、传动轴类、压力容器等。盲孔及半盲孔件作为大型空心锻件常见结构,具有良好的应用前景以及特有的结构优势,但目前对其自由锻工艺的研究并不系统和完善,仍存在经验导向、理论支持不足、研究不够系统、研究数据化可视化不足等问题,随着计算机软硬件的迅速发展和金属塑性成形理论的成熟,基于数值模拟的计算机辅助工程技术在金属体积成形领域得到了广泛的应用,并逐渐成为行业内的主流。本文以常见的大型空心锻件为研究对象,根据内孔结构特征将其分为通孔类锻件、盲孔类锻件、半盲孔锻件,并在此基础上进行大型盲孔及半盲孔件自由锻方法分析及成形工艺研究。首先根据内孔深度与内径的比值H/D,将盲孔件分为深盲孔锻件与浅盲孔锻件,将半盲孔件分为深半盲孔锻件与浅半盲孔锻件。在分析目前常用的盲孔及半盲孔件成形方法的成形特点、工装结构及优缺点基础上,针对每类盲孔及半盲孔锻件分别给出了合理的自由锻成形方法,为后续大型盲孔及半盲孔件锻造工艺的制定与实施提供基础。对于大型深盲孔类锻件,选用自由锻冲拔的成形方法。选取直壁筒形件和变（内）外径风电主轴两种典型锻件为研究对象,采用数值模拟结合部分缩比实验的方式,对盲孔冲拔成形过程中的重要工艺参数如旋转角度、下压量、叠砧区大小、砧型、砧角、制坯形状等不同方案进行了交叉对比研究。从成形表面质量、应变分布、成形力大小、金属流动、尺寸控制等方面对成形结果进行分析,得出了合理的成形参数范围,并设计对应的铅试样缩比实验加以验证。在直壁筒形件冲拔成形工艺的基础上,对更为复杂的变（内）外径风电主轴锻件,进行锻件结构特征分析,研究了不同成形镦粗胎模、不同拔长砧型及不同拔长次序等对成形质量的影响,提出了 446W6181型盲孔风电主轴冲拔成形工艺流程,并进行了模拟验证。上述两种深盲孔类锻件均成形良好,证明了自由锻冲拔成形工艺参数的准确性和工艺方法及工艺流程的可行性。对于半盲孔类锻件,采用变径马杠扩孔成形方法及芯轴收孔成形方法。对传统马杠扩孔方法进行改进,提出适用于浅半盲孔锻件的对称变径马杠扩孔成形方法,采用对称成形后再气割的工艺流程,可实现“一坯两件”的成形方式,同时,该方法也可用于直接成形内孔中部有内凸缘结构的半盲孔件。对深半盲孔锻件,采用变径芯轴收孔的成形方法,既可显着减少机加工余量,又保留了锻造流线。在进行单步下压变形区域分析的基础上,分别选取典型锻件结构,对变径马杠扩孔及芯轴收孔两种方法成形过程中的下压量、旋转角度、制坯方案、凸缘宽度、芯棒过渡结构等重要成形工艺参数进行对比模拟研究,分析了各个参数对最终成形质量的影响,并给出了合理的参数范围。设计了芯棒收孔缩比实验方案,对部分重要工艺参数及整个收孔工艺流程进行实验研究,并与模拟结果进行对比,验证了模拟结果的准确性。对于尺寸相对较小的大型盲孔类锻件,考虑采用胎模锻成形方法。分别制定了适用于大型浅盲孔锻件和大型深盲孔锻件的胎模反挤和胎模冲孔工艺。以GP425993R1型浅盲孔件为研究对象,在分析材料流动、模具结构等因素后,对胎模锻反挤过程中易出现的填充不足、成形力过大等问题,提出了上凸下平缴粗制坯、组合冲头反挤和大小冲头顺次反挤等解决方案,有效提高了工艺可行性。对深盲孔锻件的胎模锻冲孔成形工艺进行了探索,设计了 446W6181型主轴的胎模锻制坯方案、模具结构及工艺流程,明确了胎模锻冲孔工艺成形中大型深盲孔件的可行性。
温玥[9]（2020）在《基于韧性损伤力学的金属塑性成形研究及其数值模拟》文中研究说明从力学的观点来看,金属塑性成形是一个包含材料非线性、接触非线性以及不断变化的边界条件等诸多因素的动态摩擦接触问题。由于在成形过程中材料受到复杂因素的影响,出现损伤、断裂、疲劳、磨损和腐蚀等力学行为所引起的材料破坏现象,严重的影响了产品的承载能力。而如何能够准确的鉴定和评估材料的性能和质量,预测其失效和破坏的过程,并合理的对所设计对象进行修改和优化则成为了目前首要解决的问题。本文旨在以理论分析、试验研究以及有限元模拟相结合的方法探讨金属材料在塑性成形过程中的力学行为和损伤失效机制。另外,通过本文介绍的方法应用于实际生产实践中,可为企业改进优化生产工艺参数提供理论依据。本文的主要研究工作如下:（1）基于Lemaitre各向同性损伤模型理论,编写用户材料子程序UMAT,并嵌入ABAQUS/Standard的接口中,可以有效的针对金属板材（SS400）的反挤压成形过程进行有限元隐式求解。在数值模拟的过程中,采用mesh-to-mesh网格重划分技术对应力应变集中区域的网格进行重划分,使得在大变形过程中畸变的网格通过数值转换得到规律的网格,以实现计算的收敛性并加强对局部计算精度的控制。计算结果表明,损伤的集中区域为材料与凹模刃口接触的流出方向的狭长区域,并随着凸模压加量的增加以及凹模刃口半径的减小而急剧上升。（2）考虑到AZ31B镁合金材料的各向异性特性和对成形温度的高度敏感性,将各向异性损伤模型引入到有限元程序框架中,对AZ31B镁合金管材在不同温度下热态内压成形过程进行模拟,并对其材料损伤演化规律及破坏形式进行预测。在对其数值模拟过程中,将Barlat各向异性屈服准则与Lemaitre各向异性损伤理论编入商业有限元软件ABAQUS的用户材料子程序VUMAT中,计算得到管材环向和轴向的损伤量。结果表明环向损伤量通常大于轴向损伤量,是影响其失效判据的主要因素,且通过提高成形温度和优化加载路径方式,可以有效的减缓材料的损伤演化进程并提高试件的成形质量。设计并完成相关管材热态内压试验,验证了数值模拟结果的有效性。（3）为了全面了解镁合金在塑性成形过程中材料的损伤演化及破坏机制,以宏观损伤力学和细观损伤力学理论为基础,分别依据M-K损伤模型理论,连续介质各向异性损伤模型理论和GTN细观损伤模型理论,对AZ31镁合金板材的温热冲压成形过程进行有限元数值模拟。在数值模拟过程中,分别将Hill48和Yld2000-2d各向异性屈服准则引入到材料的本构方程中,以体现AZ31镁合金板材在成形过程中所表现出的各向异性特性。通过编写用户材料子程序VUMAT将损伤模型嵌入到商业有限元ABAQUS/Explict的接口中,应用显式求解器求解并得到AZ31镁合金板材在温热冲压过程中的成形极限图和轧向、横向的损伤演化情况以及成形过程中的孔洞百分比等数据,验证金属材料塑性成形过程中的由于微孔洞形核、增长和微孔洞的聚合、串联所引起的材料失效的韧性损伤机制。
孙宇翔[10]（2020）在《AZ31镁合金薄板轧制工艺的数值模拟及优化》文中研究表明轧制成型的AZ31镁合金薄板是目前应用较为广泛的变形镁合金产品之一,镁合金具有密度小、强度高、易散热、消震性好等特点,已被广泛应用于交通运输、航空航天、3C电子等领域。尽管如此,镁合金薄板制造方面仍存在一些局限性。镁合金薄板室温下塑性较差,塑性成型加工比较困难,镁合金薄板轧制成型需要在一定温度下进行,导致镁合金薄板温轧工艺比较复杂,温轧工艺还不够成熟,产品质量及生产规模难以满足要求。因此,研究镁合金薄板轧制工艺对推动镁合金薄板生产质量的提高和生产规模的扩大有着重要作用,对提高我国经济发展质量和加快经济转型都有着重要的意义和价值。本文的主要研究内容如下:（1）通过ABAQUS有限元模拟软件,建立了镁合金薄板单道次轧制模型。将模型应用到AZ31镁合金薄板轧制过程中,对不同工艺参数下轧制过程进行模拟,将本文模拟结果与文献研究结果进行对比,验证了模型的准确性。通过Design-expert响应面分析软件对AZ31镁合金单道次薄板轧制过程进行分析,研究工艺参数对AZ31镁合金薄板轧制过程的多重影响。（2）建立AZ31镁合金薄板双道次轧制模型,采用Design-expert响应面分析软件,设计了AZ31镁合金薄板双道次轧制模拟方案,根据轧制模拟方案对AZ31镁合金薄板双道次轧制过程进行了模拟。分析了双道次轧制过程中第一道次工艺参数的选取对第二道次轧制过程的影响。结果表明:第一道次工艺参数的变化对第二道次轧制过程板材的峰值应力、板材温度和平均轧制力均有较显着的影响。使用最优化方法对镁合金薄板双道次轧制工艺进行优化,得出了最优轧制工艺参数。（3）根据优化后的工艺参数进行AZ31镁合金薄板轧制实验,制备AZ31镁合金薄板。通过单向拉伸实验、金相实验和SEM扫描电镜对轧板进行了观察和分析。结果表明:采用优化轧制工艺制备的AZ31镁合金薄板的屈服强度为326Mpa,抗拉强度为368Mpa,延伸率为10.2%,平均晶粒尺寸为7.6μm,拉伸试样断口形貌为明显的韧窝断裂,轧制得到的AZ31镁合金薄板综合力学性能较好。充分验证有限元模拟对实际轧制工艺优化具有一定的指导意义。
二、金属塑性成形有限元模拟中材料体积变化（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、金属塑性成形有限元模拟中材料体积变化（论文提纲范文）
（1）7075铝合金损伤模型研究及应用（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 铝合金成形研究及应用现状 |
| 1.2.1 汽车车身用铝合金应用研究现状 |
| 1.2.2 铝合金板材成形研究现状 |
| 1.3 金属成形中损伤模型的应用研究现状 |
| 1.4 本文研究意义及内容 |
| 第2章 材料流变模型与GISSMO损伤模型 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 流动应力模型 |
| 2.3 屈服函数 |
| 2.3.1 各向同性屈服模型 |
| 2.3.2 各向异性屈服模型 |
| 2.4 GISSMO损伤模型 |
| 2.5 GISSMO模型参数识别 |
| 2.6 GISSMO模型参数优化 |
| 2.7 本章小结 |
| 第3章 7075 铝合金热冲压成形失效模型研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 7075 铝合金高温流变行为及模型 |
| 3.2.1 高温拉伸实验 |
| 3.2.2 热拉伸实验结果分析 |
| 3.3 Barlet_YLD_2000模型建立 |
| 3.4 高温GISSMO失效模型建立 |
| 3.4.1 不同应变路径单向拉伸实验 |
| 3.4.2 断裂曲线与临界曲线确定 |
| 3.4.3 损伤累计指数n和应力衰减指数m优化识别 |
| 3.4.4 网格依赖性分析 |
| 3.5 U形件热冲压成形实验及有限元模拟 |
| 3.5.1 U形件热冲压实验 |
| 3.5.2 U形件成形有限元模型 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 7075 铝合金室温失效模型研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 不同应力三轴度试样拉伸实验 |
| 4.3 室温GISSMO失效模型建立 |
| 4.3.1 7075 铝合金本构方程构建 |
| 4.3.2 断裂曲线与临界曲线确定 |
| 4.3.3 损伤累积参数识别 |
| 4.3.4 网格依赖性分析 |
| 4.3.5 杯凸胀形实验 |
| 4.4 门内防撞梁三点弯曲实验 |
| 4.5 本章小节 |
| 第5章 结论 |
| 5.1 本文结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间取得的科研成果 |
| 致谢 |
（2）搓捻成形晶体塑性有限元模拟与实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 晶体塑性有限元的发展 |
| 1.2.1 有限元思想 |
| 1.2.2 晶体塑性理论的起源与发展 |
| 1.2.3 晶体塑性有限元发展现状 |
| 1.2.4 晶体塑性研究空间尺度 |
| 1.3 晶体塑性有限元模拟的实现 |
| 1.4 选题的目的与意义 |
| 1.5 论文的主要研究内容 |
| 第2章 晶体学理论及多晶模型建立 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 晶体学理论 |
| 2.2.1 纯铝材料基本信息 |
| 2.2.2 晶体取向与晶体学织构 |
| 2.2.3 有限变形运动学 |
| 2.2.4 晶体塑性运动学 |
| 2.2.5 晶体塑性本构模型 |
| 2.3 基于Voronoi图建立晶体模型 |
| 2.3.1 Voronoi图基本原理 |
| 2.3.2 粗糙模型的建立 |
| 2.3.3 光滑模型的建立 |
| 2.4 晶粒初始取向的设置 |
| 2.5 织构分析 |
| 2.6章末小结 |
| 第3章 简单加载条件下晶体塑性有限元模拟 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 材料参数的确定 |
| 3.3 晶体塑性单轴拉伸模拟 |
| 3.3.1 拉伸模型的建立 |
| 3.3.2 应力应变分析 |
| 3.3.3 拉伸织构分析 |
| 3.4 晶体塑性单轴压缩模拟 |
| 3.4.1 压缩模型的建立 |
| 3.4.2 滑移系统当强度分析 |
| 3.4.3 滑移系统的剪切应变率 |
| 3.4.4 压缩织构分析 |
| 3.5 晶体塑性轧制模拟 |
| 3.5.1 轧制模型的建立 |
| 3.5.2 滑移系统的剪切应力 |
| 3.5.3 滑移系统的总累积剪切应变率分布 |
| 3.5.4 轧制织构分析 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 搓捻成形晶体塑性有限元模拟 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 搓捻成形过程 |
| 4.2.1 模具在水平方向的移动 |
| 4.2.2 模具在竖直方向上的运动 |
| 4.2.3 工件截面形状的改变 |
| 4.3 搓捻成形晶体塑性有限元分析 |
| 4.3.1 金属流动性分析 |
| 4.3.2 应力应变分布 |
| 4.3.3 滑移系统分析 |
| 4.3.4 极图分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 实验研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验材料 |
| 5.3 实验设备 |
| 5.3.1 实验轧机 |
| 5.3.2 电子万能试验机 |
| 5.3.3 搓捻装置 |
| 5.3.4 EBSD系统 |
| 5.4 实验方法 |
| 5.4.1 拉伸实验 |
| 5.4.2 搓捻实验 |
| 5.4.3 电子背散射实验 |
| 5.4.4 轧制试验 |
| 5.5 EBSD实验结果分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 作者简介及科研成果 |
| 致谢 |
（3）Ti-37Nb合金高温塑性变形机理及热加工性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 TiNb合金的基本结构及特性 |
| 1.2.1 TiNb合金的基本结构 |
| 1.2.2 TiNb合金的基本特性 |
| 1.3 TiNb合金塑性变形研究进展 |
| 1.3.1 低Nb含量TiNb合金的塑性变形 |
| 1.3.2 高Nb含量TiNb合金的塑性变形 |
| 1.4 金属高温塑性变形本构方程研究进展 |
| 1.5 金属塑性成形热加工图研究进展 |
| 1.6 金属高温塑性变形动态再结晶研究进展 |
| 1.7 金属材料元胞自动机模拟研究进展 |
| 1.8 金属塑性成形有限元模拟研究进展 |
| 1.9 本文研究意义及主要内容 |
| 1.9.1 研究意义 |
| 1.9.2 主要研究内容 |
| 第2章 实验材料及实验方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验材料及预处理 |
| 2.3 材料高温压缩实验 |
| 2.4 材料结构表征实验 |
| 2.4.1 金相表征(OM) |
| 2.4.2 X射线衍射(XRD) |
| 2.4.3 电子背散射衍射表征(EBSD) |
| 2.4.4 透射电子显微表征(TEM) |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 TiNb合金高温塑性变形机理 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 原始固溶处理TiNb合金微观结构 |
| 3.3 TiNb合金高温塑性变形力学行为 |
| 3.4 基于OM的TiNb合金高温塑性变形显微组织演化 |
| 3.4.1 变形温度对TiNb合金显微组织的影响 |
| 3.4.2 应变速率对TiNb合金显微组织的影响 |
| 3.5 基于EBSD的TiNb合金高温塑性变形显微组织演化 |
| 3.6 基于EBSD的TiNb合金高温塑性变形织构演化规律 |
| 3.7 基于TEM的 TiNb合金高温塑性变形机理 |
| 3.8 本章小结 |
| 第4章 TiNb合金高温塑性变形本构行为及热加工性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 TiNb合金高温本构方程的建立 |
| 4.2.1 TiNb合金高温本构方程参数的确定 |
| 4.2.2 TiNb合金基于应变补偿本构方程的建立 |
| 4.3 TiNb合金热加工图的建立 |
| 4.4 TiNb合金热加工性能分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 TiNb合金非连续动态再结晶元胞自动机组织模拟 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 元胞自动机理论基础 |
| 5.3 非连续动态再结晶元胞自动机模型的建立 |
| 5.4 基于元胞自动机模拟的非连续动态再结晶预测 |
| 5.5 非连续动态再结晶对TiNb合金显微组织的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 Cu包覆TiNb合金异温挤压成形研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 有限元理论基础 |
| 6.2.1 刚粘塑性有限元法基本方程 |
| 6.2.2 刚粘塑性有限元法变分原理 |
| 6.2.3 热传导有限元基本方程 |
| 6.3 有限元模拟条件 |
| 6.3.1 有限元模型的建立 |
| 6.3.2 模拟参数的设定 |
| 6.3.3 边界条件的设定 |
| 6.3.4 材料模型的建立 |
| 6.4 基于有限元模拟的工艺参数对Cu/TiNb合金包覆挤压的影响 |
| 6.4.1 不同挤压温度的影响 |
| 6.4.2 不同凹模入口角的影响 |
| 6.4.3 不同摩擦系数的影响 |
| 6.5 Cu/TiNb合金包覆挤压工艺实验 |
| 6.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文和取得的科研成果 |
| 致谢 |
（4）延性金属拉伸大应变范围硬化曲线测量研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 选题背景和意义 |
| 1.2 金属材料本构模型研究进展 |
| 1.2.1 各向异性屈服准则 |
| 1.2.2 非关联流动法则 |
| 1.2.3 各向同性硬化模型 |
| 1.3 金属材料力学性能试验概述 |
| 1.3.1 单轴应力状态试验 |
| 1.3.2 多轴应力状态试验 |
| 1.3.3 剪切应力状态试验 |
| 1.4 拉伸大应变范围硬化曲线测量研究现状 |
| 1.4.1 正向计算法 |
| 1.4.2 有限元反求法 |
| 1.4.3 预应变多试样法 |
| 1.5 当前研究中存在的主要问题 |
| 1.6 本文主要研究内容 |
| 第2章 材料力学性能试验 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 金属棒材力学性能试验 |
| 2.2.1 试验棒材 |
| 2.2.2 棒材单向拉伸试验 |
| 2.2.3 棒材扭转试验 |
| 2.3 金属板材力学性能试验 |
| 2.3.1 试验板材 |
| 2.3.2 板材单向拉伸试验 |
| 2.3.3 板材粘性介质胀形试验 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 基于轮廓测量的拉伸颈缩后硬化曲线正向计算研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 研究方案 |
| 3.3 棒材拉伸颈缩后硬化曲线正向计算法 |
| 3.3.1 棒材拉伸颈缩理论的推导假设 |
| 3.3.2 基于轮廓测量的颈缩后等效应力修正方法 |
| 3.4 棒材单向拉伸有限元模拟 |
| 3.4.1 棒材单向拉伸有限元建模 |
| 3.4.2 预设材料模型 |
| 3.4.3 有限元模拟可靠性验证 |
| 3.5 颈缩后硬化曲线正向计算法的验证 |
| 3.5.1 颈缩理论推导假设的验证 |
| 3.5.2 颈缩后等效应力修正方法的验证 |
| 3.6 颈缩后硬化曲线正向计算法的改进 |
| 3.6.1 等效应力的归一化 |
| 3.6.2 n值对颈缩后等效应力修正的影响 |
| 3.6.3 颈缩后等效应修正方法的改进 |
| 3.7 改进后的颈缩后硬化曲线正向计算法的验证 |
| 3.7.1 基于预设材料的验证 |
| 3.7.2 基于试验材料的验证 |
| 3.8 本章小结 |
| 第4章 基于应变测量的拉伸颈缩后硬化曲线正向计算研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 研究方案 |
| 4.3 基于应变测量的平均真应力-平均真应变曲线计算方法 |
| 4.3.1 基于DIC的应变测量 |
| 4.3.2 板材颈缩区域应变分布 |
| 4.3.3 平均真应力和平均真应变计算方法 |
| 4.4 板材拉伸颈缩后硬化曲线的正向计算方法 |
| 4.4.1 等效应力和等效应变的修正方法 |
| 4.4.2 基于Hill48屈服准则的硬化曲线计算 |
| 4.4.3 基于Yld2000-2d屈服准则的硬化曲线计算 |
| 4.5 屈服函数和塑性势函数的参数标定 |
| 4.5.1 屈服准则参数标定通式 |
| 4.5.2 Hill48屈服准则参数标定 |
| 4.5.3 Yld2000-2d屈服准则参数标定 |
| 4.6 分散性颈缩阶段硬化曲线以及验证 |
| 4.6.1 分散性颈缩阶段硬化曲线 |
| 4.6.2 基于板材单向拉伸模拟的验证 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 基于近似模型优化的拉伸大应变范围硬化曲线反求研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 研究方案 |
| 5.3 金属棒材拉伸大应变范围硬化参数反求 |
| 5.3.1 基于RSM近似模型的反求算法 |
| 5.3.2 硬化模型参数反求过程 |
| 5.3.3 硬化模型参数反求结果和试验验证 |
| 5.4 金属板材拉伸大应变范围硬化曲线反求 |
| 5.4.1 基于SRSM近似模型的反求算法 |
| 5.4.2 硬化曲线反求过程 |
| 5.4.3 硬化曲线反求结果和试验验证 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 基于预应变多试样法的拉伸大应变范围硬化曲线实验测量研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 研究方案 |
| 6.3 预扭转多试样法测量棒材拉伸大应变范围硬化曲线 |
| 6.3.1 棒材预扭转有限元模拟 |
| 6.3.2 预扭转试样截面应力应变分析 |
| 6.3.3 预扭转多试样拉伸试验流程 |
| 6.3.4 预扭转等效应变计算方法 |
| 6.3.5 预扭转多试样拉伸试验结果和分析 |
| 6.3.6 预扭转等效应变计算方法验证 |
| 6.3.7 大应变范围硬化曲线的拟合 |
| 6.4 预轧制多试样法测量板材拉伸大应变范围硬化曲线 |
| 6.4.1 板材预轧制有限元模拟 |
| 6.4.2 各向异性对于预轧制等效应变的影响 |
| 6.4.3 预轧制多试样拉伸试验流程 |
| 6.4.4 预轧制等效应变计算方法 |
| 6.4.5 预扭转多试样拉伸试验结果和分析 |
| 6.4.6 预轧制等效应变计算方法验证 |
| 6.5 本章小结 |
| 第7章 拉伸大应变范围硬化曲线对比及影响因素分析 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 硬化曲线测量精度和应变范围对比 |
| 7.3 硬化曲线测量精度影响因素分析 |
| 7.4 硬化曲线应变范围影响因素分析 |
| 7.5 展望 |
| 7.6 本章小结 |
| 第8章 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简介及科研成果 |
| 致谢 |
（5）双金属直齿圆柱齿轮冷精锻成形关键技术研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 直齿圆柱齿轮及其加工方法简介 |
| 1.2.1 直齿圆柱齿轮参数和传动特点 |
| 1.2.2 直齿圆柱齿轮的主要成形方法 |
| 1.2.3 直齿圆柱齿轮精密成形特点 |
| 1.3 国内外直齿圆柱齿轮精锻成形工艺研究现状 |
| 1.3.1 国外直齿圆柱齿轮精锻成形工艺的发展 |
| 1.3.2 国内直齿圆柱齿轮精锻成形工艺的发展 |
| 1.4 数值模拟技术简介 |
| 1.4.1 数值模拟技术在塑性成形领域的应用 |
| 1.4.2 有限元三维数值模拟软件Deform-3D简介 |
| 1.5 课题介绍 |
| 1.5.1 课题背景 |
| 1.5.2 双金属齿轮精密成形的研究意义 |
| 1.6 双金属齿轮净成形的研究内容和创新点 |
| 1.6.1 课题研究内容 |
| 1.6.2 双金属直齿圆柱齿轮净成形的创新点 |
| 第二章 刚塑性有限元基本理论及其关键技术 |
| 2.1 金属塑性变形基本理论 |
| 2.1.1 材料的塑性及描述 |
| 2.1.2 金属塑性变形的本质和屈服准则 |
| 2.2 刚塑性有限元法基本理论 |
| 2.2.1 刚塑性材料的基本假设 |
| 2.2.2 刚塑性材料的边值问题 |
| 2.3 刚塑性有限元变分原理 |
| 2.3.1 理想刚塑性材料Markov变分原理 |
| 2.3.2 刚塑性材料不完全广义变分原理 |
| 2.4 刚塑性有限元的求解方法 |
| 2.4.1 单元与形函数 |
| 2.4.2 单元应变速率矩阵 |
| 2.4.3 单元刚度矩阵 |
| 2.5 实现刚塑性有限元数值模拟的关键技术 |
| 2.5.1 工件与模具的接触问题分析 |
| 2.5.2 摩擦边界问题分析 |
| 2.5.3 模拟过程中体积损失问题的研究 |
| 2.5.4 模拟中网格畸变和网格重划分 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 双金属直齿圆柱齿轮净成形工艺数值模拟分析 |
| 3.1 双金属齿轮零件分析及成形方案 |
| 3.1.1 双金属齿轮零件分析和及坯料设计 |
| 3.1.2 确定成形工艺方案 |
| 3.2 有限元模拟前处理 |
| 3.2.1 设定模拟参数 |
| 3.2.2 网格划分 |
| 3.2.3 控制参数设定 |
| 3.3 数值模拟结果分析 |
| 3.3.1 双金属变形情况分析 |
| 3.3.2 等效应变分析 |
| 3.3.3 金属流动规律分析 |
| 3.3.4 成形载荷分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 双金属齿轮成形工艺试验 |
| 4.1 试验目的 |
| 4.2 坯料预处理 |
| 4.2.1 坯料热处理 |
| 4.2.2 坯料机加工与装配 |
| 4.2.3 坯料润滑 |
| 4.3 工艺试验与结果分析 |
| 4.3.1 试验用压机和模具 |
| 4.3.2 成形工艺试验与成形结果分析 |
| 4.3.3 成形力分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 双金属齿轮具体变形情况分析 |
| 5.1 双金属结合面变形情况观察分析 |
| 5.2 双金属结合情况观察分析 |
| 5.3 钢环显微组织观察分析 |
| 5.4 钢环硬度测量 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间发表的学术论文和参加科研情况 |
（6）板材等温局部加载单点渐进成形宏微观变形机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 变量注释表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题研究背景、提出及意义 |
| 1.2 单点渐进成形技术发展现状 |
| 1.3 课题研究目的和主要研究内容 |
| 2 板材等温局部加载条件下单点渐进成形机理研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 单点渐进成形原理 |
| 2.3 单点渐进成形应变分析 |
| 2.4 单点渐进成形应力分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 板材等温局部加载条件下单点渐进成形有限元模型建立 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 ANSYS/LS.DYNA软件简介 |
| 3.3 单点渐进成形有限元模型 |
| 3.4 单点渐进成形模拟分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 板材等温局部加载单点渐进成形有限元模拟与实验分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 单点渐进成形实验方法 |
| 4.3 不同工艺参数对单点渐进成形性能的影响 |
| 4.4 不同工艺参数对单点渐进成形极限的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 板材等温局部加载单点渐进成形微观组织有限元模拟 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 微观组织演变模拟方法 |
| 5.3 微观组织的演变方式以及演变模型的确定 |
| 5.4 微观组织演变模拟步骤的确定 |
| 5.5 微观组织有限元模拟分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 板材等温局部加载单点渐进成形微观组织实验分析 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 实验 |
| 6.3 微观组织实验结果与分析 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 总结与展望 |
| 7.1 总结 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历 |
| 致谢 |
| 学位论文数据集 |
（7）TC16钛合金棒材组织性能与冷镦成形及其有限元模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 钛合金及紧固件用钛合金概述 |
| 1.1.1 钛合金的特点及应用 |
| 1.1.2 紧固件用钛合金 |
| 1.2 TC16 钛合金 |
| 1.2.1 TC16 钛合金的特点 |
| 1.2.2 TC16 钛合金的研究现状 |
| 1.3 钛合金的熔炼与锻造 |
| 1.3.1 钛合金的熔炼 |
| 1.3.2 钛合金的锻造工艺 |
| 1.4 钛合金的热处理及组织性能 |
| 1.4.1 钛合金的热处理工艺 |
| 1.4.2 α+β相钛合金的组织性能 |
| 1.5 有限元数值模拟技术 |
| 1.5.1 刚塑性有限元基本理论 |
| 1.5.2 有限元数值模拟技术在钛合金塑性成形中的应用研究现状 |
| 1.6 本课题研究内容与意义 |
| 第二章 实验材料与试验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 研究方案 |
| 2.3 实验方法与仪器 |
| 2.3.1 退火处理 |
| 2.3.2 组织观察 |
| 2.3.3 拉伸试验 |
| 2.3.4 硬度测试 |
| 2.3.5 冷镦试验 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 棒材制备及组织性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 TC16 钛合金棒材的制备 |
| 3.2.1 海绵钛与合金添加剂的选择 |
| 3.2.2 自耗电极制备 |
| 3.2.3 真空自耗熔炼 |
| 3.2.4 开坯锻造 |
| 3.2.5 棒材轧制 |
| 3.3 TC16 合金化学成分与组织演变 |
| 3.3.1 TC16 合金化学成分 |
| 3.3.2 TC16 合金组织演变 |
| 3.4 力学性能及断口分析 |
| 3.4.1 力学性能 |
| 3.4.2 断口分析 |
| 3.5 组织分析 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 TC16 钛合金冷镦成形有限元分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 自由镦粗有限元模型的建立 |
| 4.2.1 几何模型建立 |
| 4.2.2 网格划分及模拟参数设置 |
| 4.2.3 材料模型建立 |
| 4.2.4 模拟变量的选取 |
| 4.3 工艺参数对成形性能的影响有限元分析 |
| 4.3.1 变形量对成形性能的影响 |
| 4.3.2 摩擦系数对成形性能的影响 |
| 4.3.3 变形速度对成形性能的影响 |
| 4.4 工艺参数对冷镦载荷的影响有限元分析 |
| 4.5 几种紧固件头部顶镦成形过程有限元分析 |
| 4.5.1 顶镦成形有限元模型的建立 |
| 4.5.2 平头铆钉室温顶镦有限元模拟结果 |
| 4.5.3 半圆头铆钉室温顶镦有限元模拟结果 |
| 4.5.4 沉头铆钉室温顶镦有限元模拟结果 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 TC16 钛合金棒材冷镦实验与分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 室温自由镦粗实验与分析 |
| 5.2.1室温自由镦粗实验 |
| 5.2.2 冷镦变形过程分析 |
| 5.2.3 冷镦试样微观组织与性能 |
| 5.3 平头铆钉试制 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文 |
（8）大型盲孔及半盲孔件自由锻方法分析及成形工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 大型空心锻件生产工艺的研究现状 |
| 1.2.1 大型空心锻件成形工艺研究 |
| 1.2.2 大锻件开坯及热处理工艺研究 |
| 1.3 课题意义及主要研究内容 |
| 1.3.1 选题意义 |
| 1.3.2 研究内容 |
| 第二章 大型盲孔及半盲孔件锻造方法分析 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 盲孔及半盲孔件分类及成形方法 |
| 2.2.1 盲孔及半盲孔件定义 |
| 2.2.2 盲孔及半盲孔件成形方法 |
| 2.3 各类成形方法适用范围及成形特点 |
| 2.3.1 冲拔成形法适用范围及特点 |
| 2.3.2 胎模锻成形法适用范围及特点 |
| 2.3.3 反挤成形法适用范围及特点 |
| 2.3.4 变径马杠扩孔成形法适用范围及特点 |
| 2.3.5 芯棒收孔成形法适用范围及特点 |
| 2.4 小结 |
| 第三章 大型深盲孔类锻件冲拔成形工艺研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 大型深盲孔件冲拔工艺有限元分析建模 |
| 3.2.1 FORGE有限元软件介绍 |
| 3.2.2 盲孔件冲拔成形有限元模拟模型的建立 |
| 3.3 等径深盲孔筒形件冲拔工艺研究 |
| 3.3.1 冲孔工序模拟及实验研究 |
| 3.3.2 工艺参数对盲孔芯轴拔长变形的影响 |
| 3.3.3 多道次冲拔成形过程模拟 |
| 3.3.4 多道次冲拔成形过程缩比实验 |
| 3.3.5 冲拔工艺成形质量分析 |
| 3.3.6 等径深盲孔筒形件生产工艺流程设计 |
| 3.4 变径深盲孔轴类件冲拔成形工艺研究 |
| 3.4.1 工艺参数对变径盲孔冲拔成形的影响 |
| 3.4.2 变径盲孔轴类件冲拔成形质量分析 |
| 3.4.3 变径深盲孔轴类件冲拔成形工艺流程设计 |
| 3.5 小结 |
| 第四章 大型半盲孔类锻件成形工艺研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 大型半盲孔类锻件成形方法 |
| 4.2.1 变径马杠扩孔成形工艺 |
| 4.2.2 变径芯轴收孔成形工艺 |
| 4.3 变径马杠扩孔成形有限元分析建模与模拟 |
| 4.3.1 变径马杠扩孔成形有限元分析建模 |
| 4.3.2 变径马杠扩孔成形工艺的改进 |
| 4.3.3 变径马杠扩孔单步下压变形模拟分析 |
| 4.4 工艺参数对变径马杠扩孔成形的影响 |
| 4.4.1 下压量对扩孔成形的影响 |
| 4.4.2 旋转角度对扩孔成形的影响 |
| 4.4.3 坯料壁厚对凸缘成形尺寸的影响 |
| 4.4.4 凸缘轴向宽度对凸缘成形尺寸的影响 |
| 4.5 变径马杠扩孔成形工艺流程的确定 |
| 4.6 变径芯轴收孔成形有限元分析建模与模拟 |
| 4.6.1 变径芯轴收孔成形有限元分析建模 |
| 4.6.2 变径芯轴收孔单步下压变形分析 |
| 4.7 工艺参数对变径芯轴收孔成形的影响 |
| 4.7.1 下压量对收孔成形质量影响 |
| 4.7.2 旋转角度对收孔工艺成形的影响 |
| 4.7.3 坯料外缘过渡结构对收孔成形的影响 |
| 4.7.4 芯棒过渡结构对收孔成形的影响 |
| 4.7.5 拔长制坯形状对收孔成形的影响 |
| 4.8 变径芯棒收孔拔长成形全过程缩比实验 |
| 4.9 变径芯棒收孔成形工艺流程的确定 |
| 4.10 本章小结 |
| 第五章 大型盲孔类锻件胎模锻成形工艺研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 浅盲孔锻件整体反挤成形工艺研究 |
| 5.2.1 工艺流程及存在问题 |
| 5.2.2 整体胎模反挤分析建模 |
| 5.2.3 整体胎模反挤成形模拟 |
| 5.2.4 浅盲孔碗类锻件制坯工艺 |
| 5.3 组合冲头反挤成形方法 |
| 5.3.1 组合冲头反挤成形方法 |
| 5.3.2 工作带冲头反挤成形方法 |
| 5.4 大小冲头顺次反挤成形方法 |
| 5.5 深盲孔轴类锻件胎模锻工艺研究 |
| 5.5.1 锻件结构分析及成形工序流程 |
| 5.5.2 制坯方案及其成形质量对比 |
| 5.6 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读硕士学位期间发表的学术论文 |
| 攻读硕士学位期间参与的科研项目 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
（9）基于韧性损伤力学的金属塑性成形研究及其数值模拟（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 1.1 课题的研究背景 |
| 1.2 损伤力学的发展及其在金属成形中的应用 |
| 1.3 金属塑性成形过程中的数值模拟算法及技术 |
| 1.4 本文开展的主要工作 |
| 2 材料本构、损伤基本理论及其数值算法 |
| 2.1 材料屈服准则及其参数的确定 |
| 2.2 塑性强化模型 |
| 2.3 加载、卸载准则 |
| 2.4 宏观损伤力学理论 |
| 2.5 细观损伤力学模型 |
| 2.6 应力应变更新计算 |
| 2.7 本章小结 |
| 3 SS400板材反挤压成形研究 |
| 3.1 SS400板材反挤压试验过程 |
| 3.2 大应变测量试验技术 |
| 3.3 SS400板材反挤压成形材料微观结构分析 |
| 3.4 反挤压成形的数值模拟和有限元分析 |
| 3.4.1 Lemaitre各向同性损伤模型的数值算法 |
| 3.4.2 有限元建模 |
| 3.4.3 网格重划分技术在数值模拟中的应用 |
| 3.4.4 反挤压板材成形过程中材料损伤演化及破坏机理分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 AZ31B镁合金管材热态内压成形研究 |
| 4.1 AZ31B镁合金管材热态内压成形试验 |
| 4.1.1 试验设备 |
| 4.1.2 试验过程 |
| 4.1.3 工艺参数的选取及优化 |
| 4.1.4 试验结果 |
| 4.2 试验材料参数的获取 |
| 4.3 AZ31B镁合金管材热态内压成形材料微观结构分析 |
| 4.4 材料裂纹处工业CT成像 |
| 4.5 热态内压成形的数值模拟和有限元分析 |
| 4.5.1 服从Y1d2000-2d屈服准则各向异性损伤模型的数值算法 |
| 4.5.2 有限元建模 |
| 4.5.3 管材热态内压过程的材料损伤演化及破坏机理分析 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 AZ31镁合金板材温热冲压成形研究 |
| 5.1 AZ31镁合金板材的温热冲压成形试验 |
| 5.2 AZ31镁合金板材的材料参数的获取 |
| 5.3 AZ31镁合金温热冲压试样微观结构分析 |
| 5.4 基于M-K理论的成形极限图预测 |
| 5.5 温热冲压的数值模拟和有限元分析 |
| 5.5.1 GTN各向异性损伤模型的数值算法 |
| 5.5.2 单向拉伸试验数值模拟 |
| 5.5.3 AZ31镁合金板材温热冲压数值模拟 |
| 5.5.4 温热冲压成形的材料损伤演化及破坏机理分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 结论 |
| 6.1 研究工作总结 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 工作展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（10）AZ31镁合金薄板轧制工艺的数值模拟及优化（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 镁及镁合金的特性及应用 |
| 1.2.1 镁及镁合金的特性 |
| 1.2.2 镁合金的应用 |
| 1.3 镁合金塑性变形机制 |
| 1.3.1 镁合金的滑移 |
| 1.3.2 镁合金的孪生 |
| 1.3.3 镁合金的晶间塑性变形 |
| 1.4 镁合金轧制研究现状 |
| 1.4.1 镁合金轧制成形理论 |
| 1.4.2 镁合金轧制工艺研究现状 |
| 1.4.3 镁合金轧制工艺数值模拟研究现状 |
| 1.5 本课题研究目的、意义及研究内容 |
| 1.5.1 本课题研究目的及意义 |
| 1.5.2 本课题主要研究内容 |
| 第2章 有限元理论及优化方法 |
| 2.1 有限元方法简介 |
| 2.1.1 金属塑性成形有限元法 |
| 2.1.2 弹塑性力学基本准则 |
| 2.1.3 镁合金材料的本构关系 |
| 2.1.4 镁合金轧制过程热传导基本理论 |
| 2.2 ABAQUS有限元软件简介 |
| 2.3 响应面方法及原理 |
| 第3章 AZ31 镁合金薄板单道次轧制有限元模拟及结果分析 |
| 3.1 单道次轧制模型的建立 |
| 3.1.1 轧制模型简化 |
| 3.1.2 建立几何模型 |
| 3.1.3 定义AZ31 镁合金材料属性 |
| 3.1.4 边界条件属性定义 |
| 3.1.5 分析步与网格划分 |
| 3.2 AZ31 镁合金薄板单道次轧制模型验证 |
| 3.3 基于响应面方法的单道次板材轧制模拟方案设计 |
| 3.3.1 AZ31 镁合金轧制模拟方案设计 |
| 3.3.2 响应面模型方差分析 |
| 3.4 AZ31 镁合金薄板单道次轧制模拟结果分析 |
| 3.4.1 轧制工艺参数对峰值应力的影响 |
| 3.4.2 轧制工艺参数对板材温度的影响 |
| 3.4.3 轧制工艺参数对平均轧制力的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 AZ31 镁合金双道次轧制有限元模拟结果及工艺优化 |
| 4.1 双道次轧制模型建立 |
| 4.1.1 双道次轧制几何模型建立 |
| 4.1.2 双道次轧制工艺参数选择 |
| 4.1.3 双道次轧制模拟实验设计 |
| 4.2 镁合金双道次轧制模拟结果及工艺优化 |
| 4.2.1 第一道次工艺参数对第二道次板材峰值应力的影响 |
| 4.2.2 第一道次工艺参数对第二道次板材温度的影响 |
| 4.2.3 第一道次工艺参数对第二道次平均轧制力的影响 |
| 4.3 镁合金薄板双道次轧制工艺参数优化 |
| 4.3.1 镁合金薄板双道次轧制工艺参数优化 |
| 4.3.2 镁合金薄板双道次轧制优化工艺分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 AZ31 镁合金双道次轧制薄板力学性能分析 |
| 5.1 实验设备及过程 |
| 5.1.1 实验材料 |
| 5.1.2 实验设备 |
| 5.2 实验结果 |
| 5.2.1 AZ31 镁合金薄板单向拉伸试验性能 |
| 5.2.2 AZ31 镁合金薄板金相实验结果分析 |
| 5.2.3 AZ31 镁合金薄板SEM端口容貌分析 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 结论及展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 申请学位论文的研究成果及发表的论文 |
| 致谢 |
四、金属塑性成形有限元模拟中材料体积变化（论文参考文献）
- [1]7075铝合金损伤模型研究及应用[D]. 崔跃杰. 吉林大学, 2021(01)
- [2]搓捻成形晶体塑性有限元模拟与实验研究[D]. 张宇恒. 吉林大学, 2021(01)
- [3]Ti-37Nb合金高温塑性变形机理及热加工性能研究[D]. 孙冬. 哈尔滨工程大学, 2021(02)
- [4]延性金属拉伸大应变范围硬化曲线测量研究[D]. 陈俊甫. 吉林大学, 2020(03)
- [5]双金属直齿圆柱齿轮冷精锻成形关键技术研究[D]. 李春洋. 机械科学研究总院, 2020(01)
- [6]板材等温局部加载单点渐进成形宏微观变形机理研究[D]. 杨洪锡. 山东科技大学, 2020(06)
- [7]TC16钛合金棒材组织性能与冷镦成形及其有限元模拟[D]. 彭新成. 江苏大学, 2020(02)
- [8]大型盲孔及半盲孔件自由锻方法分析及成形工艺研究[D]. 田晨晟. 山东大学, 2020(11)
- [9]基于韧性损伤力学的金属塑性成形研究及其数值模拟[D]. 温玥. 北京科技大学, 2020(01)
- [10]AZ31镁合金薄板轧制工艺的数值模拟及优化[D]. 孙宇翔. 天津职业技术师范大学, 2020(07)