基于正交试验的筒形件旋压工艺优化设计

为了研究不同旋压工艺参数对筒形件成形精度和旋压力的影响,采用正交优化设计方法确定了试验方案,并利用Simufact有限元软件进行仿真。分析了进给比、轴向进给速度、旋轮工作角和工作圆弧半径对筒形件精度及旋压力的影响,并对影响旋压质量的工艺参数敏感度做了排序。确定了某Φ30mm不锈钢筒形件的最优化工艺参数组合,即进给比S为0.6mm.r-1,旋轮工作角αR为22°,工作圆弧半径ρ为6mm,旋轮直径DR50mm。     

基于Vague集的强力旋压工艺参数优化

在ABAQUS有限元软件中进行30Cr3钢的强力旋压仿真试验,将Vague集引入正交试验进行工艺参数优化,选择旋轮工作角、旋轮直径、旋轮工作圆弧半径、进给比、轴向错距、芯模转速作为优化工艺参数,设计6水平5因素的正交试验,以旋压件的回弹量与最大残余应力作为评价指标,得到最优的工艺参数组合以及各工艺参数对评价指标的影响顺序。结果表明:旋轮工作角为25°、旋轮直径为Φ185 mm、旋轮工作圆弧半径为9.5 mm、进给比为0.5 mm·r^-1、轴向错距为2 mm、芯模转速为60 r·min^-1时,旋压件的成形质量较高;各工艺因素对旋压件成形质量的影响顺序为:进给比>旋轮工作角>旋轮直径>旋轮工作圆弧半径>轴向错距>芯模转速。对仿真结果进行试验验证,相对误差小于7%,证明仿真结果具有良好的可靠性,可对实际生产提供理论指导。     

连杆铜衬套尺寸精度的强力旋压参数优化

强力旋压工艺参数的选择对于成形产品的尺寸精度具有直接影响。以强力旋压的连杆铜衬套为研究对象,选择减薄率、旋轮工作角、旋轮圆角半径和进给比作为优化性试验因素,以旋压后连杆衬套筒形件的壁厚差和扩径量作为评价指标,设计正交试验并对试验数据进行分析。通过田口算法对强力旋压参数进行优化,得到减薄率为30%、旋轮工作角为15°、旋轮圆角半径为10 mm、进给比为0.5 mm/r的优化参数组合。     

基于田口方法的筒形件强力旋压参数优化

强力旋压工艺参数的选取对筒形件的成型精度和质量有着很大的影响。选择进给率、主轴转速、旋轮成形角为试验因素,以旋轮所受的最大三向力和壁厚均值为评价指标,设计正交试验并对试验数据进行分析。采用田口方法对筒形件强力旋压工艺参数进行优化。结果表明,影响轴向力和切向力的主次顺序都为:主轴转速>旋轮成形角>进给率;影响径向力的主次顺序为:主轴转速>进给率>旋轮成形角;影响壁厚精度的主次顺序为:进给率>主轴转速>旋轮成形角。得到的优化参数组合是进给率为0.3 mm/res,主轴转速为300 rpm,旋轮成形角为20°。     

金属筒形件强力反旋变形过程的数值模拟分析

为了确定更为符合实际的筒形件强力旋压工艺参数的选用原则,利用有限元软件Abaqus/Explicit准静态模块,对一次减薄成形的工艺,不同工艺参数下筒形件两旋轮反旋旋压过程进行了动态模拟、变形以及应力应变的分析.分析表明:强力旋压毛坯件的变形流动主要是轴向变形,影响成形质量的因素主要是成形过程中的径向变形和切向变形.当旋轮圆角半径r=15mm,旋轮工作角α=30°时,金属旋压件的径向变形和切向变形比较合理,既容易顺利进行旋压成形又不易引起失稳现象,为实际加工旋轮的参数选择提供了依据.     

蠕动式进给在旋压成形加工中的应用研究

针对数控旋压成形加工过程中的常见旋压缺陷及旋轮的常见失效形式,提出了一种蠕动式进给旋压加工的新工艺方法。在此基础上,对筒形旋压件进行了常规数控旋压成形加工和蠕动进给旋压成形加工对比试验。实验结果表明:新工艺显著提高了旋轮的使用寿命,减小了工艺系统的变形,提高了旋压件的加工质量;新工艺更适合硬度及变形抗力较低的材料的高精度旋压成形加工。     

工艺参数对镍基合金薄壁筒旋压稳定性的影响

为实现径厚比达1 400的镍基合金薄壁筒减薄旋压,研究工艺参数对旋压稳定性的影响,建立超薄壁大径厚比筒形件旋压的数值仿真模型,分析主轴转速和旋轮进给速度等工艺参数对旋压变形稳定性的影响规律和不同工艺参数下金属材料的流变规律,结合数值模拟的结论旋压出径厚比达1 400的筒形件。结果表明:当主轴转速为160 r/min、旋轮进给速度为40 mm/min、旋轮圆角半径为6 mm,减薄率为30%、工模间隙率为5%时,旋压过程中工件内壁将出现一个均匀的锁模环,加载区局部材料在锁模环的约束下发生定向流变,使超薄壁筒形件在旋压过程中保持足够的稳定性。     

对轮旋压的正交试验数值模拟

为研究对轮旋压工艺参数对壁厚差及扩径量的影响,根据对轮旋压的工艺特点并结合有限元平台ANSYS软件,对筒形件旋压过程进行数值模拟,建立了三维有限元模型。采用正交试验法对对轮旋压成形工艺参数进行分析,获得了影响壁厚差和扩径量的因素主次顺序。研究结果表明,对轮旋压成形过程中,影响旋压件壁厚差因素的主次顺序为:减薄率进给比旋轮圆角半径;影响旋压件扩径量因素的主次顺序为:减薄率旋轮圆角半径进给比。     

304不锈钢锥形件旋压成形工艺参数对损伤的影响

采用有限元模拟法研究了304不锈钢锥形件在旋压成形中损伤的分布规律。选取旋轮和芯模之间的间隙、进给速率、主轴转速和摩擦因子4个工艺参数进行正交试验设计。对设计方案的成形过程进行模拟并寻找最优加工参数。结果表明,旋轮和芯模间隙、进给速率和摩擦因子对损伤的影响大,而主轴转速对损伤的影响较小。以损伤值最小为目标得出优化的工艺参数为:旋轮和芯模之间的距离1.54 mm,进给速率0.5 mm/min,摩擦因子0.05,主轴转速250 r/min。     

薄壁大尺寸铌铪合金零件强力旋压的数值模拟研究北大核心CSCD

探究了工艺参数对薄壁大尺寸铌铪合金零件强力旋压工艺的影响规律,以指导实际的生产过程。在实际工艺的基础上,利用Abaqus/Explicit软件建立其强力旋压的有限元模型,并通过正交试验极差分析法对旋轮与芯模间隙、旋轮进给比以及旋轮与旋压件之间的摩擦因数等工艺参数对旋压件贴模性的影响规律进行研究。结果表明,强力旋压过程中旋轮进给比对旋压件贴模性的影响程度最大,而旋轮与芯模间隙的影响程度最小。对于薄壁大尺寸铌铪合金零件,当旋轮进给比为0.24 mm·r^(-1)、旋轮与旋压件间的摩擦因数为0.05、旋轮与芯模间隙为3 mm时,强力旋压的贴模性最好,平均贴模间隙均值仅为1.003 mm。采用得到的工艺参数进行试验,进一步验证了有限元仿真分析的准确性。     

不锈钢管冷旋压成形试验

介绍了3种奥氏体不锈钢材料的特性,主要旋压工艺参数对旋压成形的影响。在不同工艺参数下,采用三旋轮错距、无中间退火、直接强力冷旋压工艺,对3种奥氏体不锈钢管材料进行反旋压成形,分析了不同参数下奥氏体不锈钢管旋压成形的特点,提出了针对3种奥氏体不锈钢管冷旋压的合理工艺参数。     

基于满意度函数的强力旋压壁厚偏差稳健设计优化

为提高强力旋压筒体成形质量的稳定性、得到整体尺寸精度更稳定的旋压筒体,在Simufact.forming有限元软件中进行强力旋压数值模拟,选择30Cr3高强度钢作为旋压材料,筛选优化工艺参数为减薄率、进给速率与轴向错距,并以旋压筒体壁厚偏差为优化目标。通过引入熵权理论对传统的双响应曲面进行改进,设计了一种更优的满意度函数对强力旋压筒体壁厚偏差进行稳健优化设计。应用GRG法对得到的满意度函数进行求解,得到壁厚稳定的强力旋压优化参数。结果表明:减薄率为57.8%、进给速率为1.232 mm·s^-1、轴向错距为3.57 mm时,得到的旋压筒体壁厚偏差均值为0.051 mm、标准差为0.0172 mm,得到的满意度函数值为0.8218,此时旋压筒体的壁厚更接近名义值,整体壁厚也更均匀。在对有限元仿真的试验验证中,其相对误差较小、可靠性表现良好,对旋压成形工艺有较大的指导意义。     

不锈钢增材制造件的激光超声表面波声速研究

利用激光超声技术对增材制造件进行无损检测具有重要的理论和应用价值。因此,针对不同激光功率下制备的316L不锈钢增材制造样品进行试验。利用激光超声在样品不同成型方向上测试,对表面波声速进行了表征。结果表明:不同激光功率下制备的316L不锈钢增材制造件的成型质量与表面波传播速度有着密切的关系,而且同一增材制造件在不同成型方向上的表面波声速也有明显的差异,具有各向异性。实验结果对研究316L不锈钢增材制造材料的表面声学特性以及金属增材制造材料的激光超声质量检测具有重要参考价值。     

不锈钢筒形件错距旋压过程的缺陷研究

应用Deform-3D有限元软件进行了不锈钢筒形件错距旋压成形过程模拟,揭示了错距旋压筒形件缺陷产生的原凶.分析了不同工艺参数下隆起、扩径缺陷的大小、分布及变化规律;结合实验研究,验证了模拟结果的准确性.当旋轮工作角为25°～30°、进给比为0.8 mm·r~(-1)、减薄率为30%时,等效应力较小且分布均匀,隆起高度和内径胀径量较小,旋压成形过程处于较好的稳定状态.研究结果能较好地优化工艺和指导实践生产.     

金属管材冷旋压成形过程的三维有限元数值模拟

依据有限元理论，对金属管材冷旋压成形过程进行了数值模拟，得出了在不同旋轮工作角下变形区的应力、应变分布规律。分析了影响成形质量的各种因素，计算了旋压力。为有效的进行旋压技术参数确定、工艺优化以及定量控制提供了可靠的方法和依据。     

弹性应力下304L不锈钢点蚀行为的有限元模拟研究

目的 通过有限元理想化建模和模拟计算,采用四点弯曲的应力加载方式,获得了不同弹性拉应力条件下,304L不锈钢薄板上点蚀坑内最大等效应力的变化规律和点蚀坑几何形状的变化情况,以及采用轴向拉伸的应力加载方式,获得了不同弹性拉应力条件下,304L不锈钢管道上随着蚀坑形状和尺寸的变化,点蚀坑内最大等效应力的变化规律.方法 采用有限元法分别构建出具有半球体、圆锥体或圆柱体点蚀缺陷的304L不锈钢薄板和管道模型,并采用有限元仿真的方法系统研究了不同弹性拉应力对304L不锈钢薄板和管道模型上点蚀坑内的应力分布规律,以及通过模拟计算得出点蚀坑内最大等效应力的变化情况,用以分析点蚀在力学影响下的生长扩展机理.结果 随着弹性拉应力的增加,304L不锈钢薄板模型上半球体点蚀坑内的最大等效应力从68.508 MPa增至328 MPa,圆锥体点蚀坑内的最大等效应力从115.960 MPa增至554.610 MPa,圆柱体点蚀坑内的最大等效应力从97.244 MPa增至466.200 MPa.半球体、圆锥体和圆柱体点蚀坑的最大等效应力增长斜率分别为2.01、3.40、2.86.随着弹性拉应力的增加,304L不锈钢表面产生的点蚀坑逐渐从应力集中区域延伸扩展,从而发生形状改变.此外,在点蚀坑尺寸相似的情况下,304L不锈钢管道模型上半球体和圆锥体点蚀坑,在无轴向弹性拉应力作用下的最大等效应力分别为26.421、49.029 MPa,在轴向弹性拉应力作用下的最大等效应力分别为135.920、300.850 MPa.但当点蚀坑尺寸增大时,圆锥体点蚀坑的最大等效应力在无轴向弹性拉应力条件下从49.029 MPa下降到36.355 MPa,在轴向弹性拉应力作用下从135.920 MPa下降至212.140 MPa.结论 随着弹性拉应力的增加,304L不锈钢薄板模型上半球体、圆锥体和圆柱体点蚀坑内的最大等效应力逐渐增加,其中圆锥体点蚀坑内的最大等效应力最高.此外,随着弹性拉应力的增加,304L不锈钢表面产生的点蚀坑形状在应力集中的影响下逐渐从圆孔形状转变为长条形状.在不同的弹性拉应力条件下,304L不锈钢管道模型上圆锥体点蚀均比半球体点蚀的应力集中程度更大并且最大等效应力更高.但是,随着圆锥体点蚀坑尺寸的增加,点蚀坑内的最大等效应力逐渐减小.     

挤压法矫正薄壁焊接圆筒圆度的有限元模拟

提出通过挤压焊缝区金属来矫正薄壁焊接圆筒圆度的方法.借助有限元软件对该方法的矫圆效果进行了模拟,并对其矫正薄壁焊接圆筒圆度的机理进行了分析.模拟结果显示,具有纵缝的薄壁焊接圆筒径向呈“桃形”,尤其两个端部最为显著,经矫圆后,焊接圆筒的不圆度显著改善.利用自制的装置对挤压法矫圆的效果进行了验证.结果表明,对于外径为280 mm、长度为300 mm的2mm壁厚不锈钢焊接圆筒,通过挤压焊缝区金属能够将其端部圆度控制在0.5mm左右.     

铁素体/奥氏体双相钢在旋转单相流体中腐蚀的数值模拟

引入现代流体力学方法，建立流体力学、传质过程、腐蚀电化学反应的综合数学模型，对双相钢在流动3．5％NaCl水溶液的腐蚀过程进行了数值模拟．探讨了近壁处流体力学参数对双相钢腐蚀过程的作用，模拟结果表明：双相钢的腐蚀主要受阳极过程控制，其中钝化膜中的传质过程是腐蚀的主要控制步骤．计算的腐蚀速度与实测值基本一致,验证双相钢的流体腐蚀机构．     

不锈钢/普碳钢双面爆炸复合的数值模拟

为了提高能量的利用率，使用双面爆炸焊接装置可以一次性得到两块复合板. 借助LS-DYNA软件与光滑粒子流体动力学，采用SPH-FEM耦合算法，选取厚度为3 mm的304不锈钢、16 mm的Q235钢和乳化炸药，对不锈钢/普碳钢的双面爆炸焊接试验做了三维数值模拟，计算并建立了爆炸焊接窗口. 对模拟过程中的复板竖向位移、碰撞压力和碰撞速度进行了分析，并将模拟得到的结果与试验结果进行了比较. 模拟结果表明，7 mm药厚下复合质量较好，而10 mm药厚下可能会由于碰撞能量过大导致焊接失效，模拟与试验结果一致性较好. 引入了Gurney公式对试验结果进行预测，计算结果显示:Gurney公式的预测结果与试验结果吻合较好，表明了SPH-FEM耦合算法与Gurney公式用于不锈钢/普碳钢双面爆炸焊接的有效性.