一、强化板材拉深应力与应变分布的研究（论文文献综述）
曹苗[1]（2021）在《Ti/Al层状复合材料的微观组织、力学性能和成形行为研究》文中研究指明Ti/Al层状复合板兼有Ti、Al金属的优异性能,可实现Ti、Al异种金属优势互补,其冲压成形制件在汽车、船舶、航空航天、电子、医疗等领域具有广泛应用前景。然而复杂零部件的制备对复合板的力学性能和成形性能有极其严苛的要求。目前,对Ti/Al复合板冲压成形性能的研究非常有限。且不同于单一板材,复合板中层界面的存在及其结构和性质演变对其成形行为具有很大的影响,而这亟待深入研究。本文采用热压、轧制及退火法制备了Ti/Al复合板,通过优化加工工艺调控其层界面结构,以使其力学性能和成形性能满足实际生产和应用需求。随后进行了冲压成形试验,探讨了界面对裂纹萌生与扩展的影响,分析了其成形失效机制。研究结果表明,热压制备的Ti/Al/Ti复合板宏观界面结合良好,无明显孔洞或其它缺陷。随热压温度从450℃升高到600℃,界面形态变得愈发弯曲,界面处有微米级厚度的TiAl3相生成,界面结合强度和显微硬度值均增加,但复合板强度逐渐降低而延伸率先降低后略有增加。愈发弯曲的Ti/Al界面会引起复合板产生剪切断裂趋势,且较高温度下Ti、Al金属发生软化,均会弱化复合板强度。采用混合法则对热压复合板的理论强度进行了预测,发现复合板的实际强度均大于理论强度,这源于实际变形过程中界面TiAl3相层、界面约束效应、界面应力场以及界面与位错相互作用的综合影响。而复合板延伸率和杯突性能的变化与变形期间弱界面的局部脱粘及强界面约束效应相关。热压温度较低时（如在450℃和500℃热压）弱界面的局部脱粘导致Ti、Al层之间的约束作用减弱,首先断裂的Al并不会影响复合板继续变形,随载荷继续增加,具有较高延伸率的Ti层断裂,复合板整体失效,因此复合板呈现出与Ti接近的高伸长率和杯突值;当热压温度升高到550℃,界面约束作用增强,虽然跨界面的应力应变传递行为可协调Ti、Al层变形,但是界面硬脆TiAl3相却恶化了这种协调性,导致复合板呈现出较低的延伸率和杯突值;而当热压温度升高至600℃,变形过程中界面TiAl3相易诱导界面脱粘,导致Ti、Al层之间约束作用减弱,且部分熔融Al被挤出,因此具有较高延伸率和成形性能的Ti层对复合板整体变形行为影响更大。对热压Ti/Al/Ti复合板进行热轧,发现轧后复合板缺陷减少,界面结合得以改善,强度增加,但是其延伸率和成形能力较差,这限制了其工程应用。因此,随后对热轧复合板进行了退火,通过退火调控了复合板层界面结构,探索了其力学性能及成形行为。发现随退火温度从200℃升高到600℃,复合板强度逐渐降低,而延伸率和杯突性能与界面结合密切相关。当退火温度从200℃升高到400℃,界面结合强度逐渐增加,这利于延迟Al层的过早颈缩和断裂,提高复合板整体延伸率。当退火温度进一步从400℃升高到600℃,界面TiAl3相层逐渐增厚,恶化了界面结合,界面处粗化的TiAl3相极易导致界面脱粘,而通过裂纹偏转和钝化机制有效抑制了裂纹扩展,反而改善了复合板的延伸率和成形能力。特别是在550℃退火时,界面生成了大量的TiAl3相,其与基体邻接处裂纹的萌生消耗了能量,因此复合板展现出极高的延伸率和杯突值。通过热压+热轧两步热变形并在550℃退火2 h制备了具有不同层数的Ti/Al多层复合板。发现随复合板层数增加,Ti/Al界面愈发弯曲,界面TiAl3相层逐渐增厚,复合板强度降低而伸长率增加。复合板层数增加,层界面数量增多,一方面Ti、Al层发生跨界面的应变转移,可使应变分布更加均匀;另一方面界面处TiAl3相通过诱导微裂纹释放了内应力,降低了复合板能量,弱化其强度同时改善其延伸率。此外,复合板层数增多,界面结合强度逐渐改善,Ti、Al层间约束效应增强,一方面,高强度Ti的变形受到Al的制约,导致复合板整体强度降低;另一方面,强界面约束延迟了Al层的颈缩,因而改善了复合板延伸率。复合板杯突成形能力与基体金属织构强度、层厚和层界面密切相关。随层数增加,Ti层基面织构减弱,这引起复合板整体塑性应变比（r）减小、应变硬化指数（n）增大,增强了其均匀变形能力。随层数增加,Ti、Al层层厚减小,薄的组元金属层中增加的界面压力利于界面结合,促进了板间协调变形,改善了LMCs的成形能力。LMCs层数增多,层界面数量增加,裂纹扩展受到更多阻碍,扩展路径曲折,且扩展的部分能量也在界面处释放,增加了裂纹扩展难度,因此改善了成形性能。对Ti/Al多层复合板进行室温拉深成形,发现复合板层数越多,其极限拉深比（LDR）越高,所承受的极限拉深力也越大。各复合板拉深筒形件的壁部与圆角相切处材料承受弯曲和剧烈摩擦,减薄程度最大,加工硬化程度最高,是拉深危险区,极易颈缩并破裂。随复合板层数增加,层界面数量增多,跨界面的载荷传递作用使得层间应变分布更均匀,因此在筒形件圆角区域Ti、Al金属层变薄程度逐渐减小。复合板层数越多,Ti、Al金属层越薄,较薄的金属层中增加的界面压力引发了界面形态的变化。随复合板层数从3层、5层增加到7层,Ti/Al界面由相对平直、小波浪状结构变为锯齿状结构,这有力的协调了多层复合板的变形。拉深过程中当裂纹扩展至界面时发生偏转和撕裂,阻碍并延缓了裂纹的贯穿,因而较多层数的复合板具有较高的深拉性能。
王鹏跃[2]（2021）在《考虑温成形历史的AA5754铝合金构件静力学性能研究》文中研究指明在汽车轻量化的背景下,铝合金由于具有密度小、比强度高、耐腐蚀等的特点在汽车领域中的应用越来越广泛。而铝合金板材室温成形性较差,温成形技术可以提高金属材料的成形性且成形回弹小、精度高,可用于生产复杂车身零部件。铝合金板材在生产中由于轧制工艺等原因普遍存在各向异性。各向异性的存在使板材在复杂应力状态下变形路径明显区别于各向同性材料,导致各向同性的本构模型仿真预测的失效极限不可靠。同时,温成形过程会导致成形件几何和材料力学响应的改变,为构件使用性能的准确预测提出了新的挑战。因此,本文开展了各向异性铝合金的温变形和温成形极限的试验和建模研究;通过多种路径的温预应变-室温服役两段加载试验,系统的研究了温成形因素对于铝合金后续服役的影响,并通过建模将温热成形历史因素引入到复杂温热成形构件的性能预测中。对AA5754铝合金的温成形工艺应用和温成形构件性能设计具有重要的意义。本文利用单轴温拉伸试验、0°、45°和90°单轴拉伸试验和温成形极限试验研究了AA5754铝合金在温成形条件下的各向异性温变行行为和温成形极限。结果表明AA5754铝合金板材的成形极限随着温度的升高和应变率的降低而增加;AA5754铝合金表现出厚向异性面内同性,其各向异性特征不会受温度和变形过程影响。基于铝合金温成形过程中的损伤断裂机理,建立了统一的各向异性多轴损伤本构模型。该模型考虑了铝合金的各向异性,将应变、应变速率和成形温度等因素耦合,较好的反映了AA5754铝合金的温变行和失效规律。利用遗传算法确定了本构方程组中的材料常数。通过统计分析和有限元模型验证了所建立的本构模型能够有效地预测AA5754铝合金的各向异性变形流动与温成形极限,指导工业温成形。通过多种路径的温预应变-室温服役两段加载试验研究了AA5754铝合金温预成形时效后,再次加载时的硬化行为和失效行为的演化规律,发现温变形对AA5754铝合金静力学性能的影响显着。预变形后板材出现了时效软化和包申格效应。屈服应力随着预应变的增大而增大,失效应变随着预应变的增加线性降低。成形温度越高,相同预应变条件下板材的屈服强度越低,硬化指数和失效应变越大。AA5754铝合金第二段加载的静力学性能对成形应变率和应力状态不敏感。建立了考虑温成形历史的损伤本构模型,描述温预变形后AA5754铝合金的后继硬化行为和失效行为。该模型能够表征AA5754铝合金在不同温度预变形后出现的时效软化和包申格效应,可以预测复杂应力状态下AA5754铝合金失效断裂,同时还能描述不同温度预成形历史引起的材料延性损失;利用遗传算法和试验结果确定了方程的材料常数。有限元仿真结果表明该本构模型能够有效的考虑温预成形对AA5754铝合金硬化和失效行为的影响,准确的预测AA5754铝合金在复杂应力状态下的变形和失效。基于本文建立的各向异性多轴损伤本构和考虑温成形历史的损伤本构模型进行了成形服役顺序耦合仿真,发现成形因素会引起帽形梁三点弯曲失效形式的改变。厚度减薄会导致失效提早发生,预应变因素会使帽形梁侧壁延性损失,导致失效提早发生的同时,还会引起裂纹沿冲头轴向扩展。成形因素虽然增加了帽形梁59.5%极限抗弯载荷,但是失效位移大幅降低了62.5%,导致帽形梁失效前的吸能降低了42.9%。为温成形构件的性能设计和预测提供了理论指导。
何盼盼[3]（2021）在《金属板材弹塑性参数测定及板材拉深研究》文中研究说明通常宏观上把金属材料视为均匀材料,实际上金属板材是由大量微小晶粒集合而成的多晶体,这使得金属材料表现为各向异性。金属多晶体的各向异性程度取决于晶粒本身以及晶粒的取向分布。Hosford屈服函数能够很好地描述金属板材的屈服和塑性变形,但其对主应力方向的要求具有局限性,仅适用于三个主应力方向与金属板材正交对称轴方向一致的情况。为此本文在Hosford屈服函数中引入织构系数,建立了广义Hosford屈服函数。其不但能够真实地描述金属板材屈服和塑性变形,而且适用于任意应力状态。本文通过包含晶粒取向分布效应的金属板材弹性本构,给出金属板材的弹性常数与板材织构系数的关系。通过推导出的广义Hosford屈服函数,给出屈服函数中的塑性参数与板材织构系数的关系。依此找出了金属板材弹性参数和塑性参数的关联性,给出仅靠单轴拉伸实验数据就能确定金属板材所有弹性和塑性参数的计算表达式。在100k N电子万能材料试验机Zwick-Z100上对铝板和钢板进行单向拉伸实验,通过计算获得铝板和钢板的所有弹、塑性参数值。Hosford屈服函数指数参数η≥2取值不同,形成不同的Hosford屈服函数,对不同金属材料的屈服和变形拟合较好。但一直以来,对于不同的金属材料,Hosford屈服函数中指数参数的确定是一大重点和难点。通过铝板和钢板的单向拉伸实验计算得到的指数参数η值离散性较大。本文利用拉深冲杯成形实验,找到拉深冲杯杯高与指数参数η值的一一对应关系,得到了通过拉深冲杯实验计算指数参数η值的方法。对0.8mm厚5052铝合金进行拉深冲杯实验,通过冲杯杯高测量,计算得到了铝合金指数参数η值。采用Dynaform有限元软件对铝板拉深冲杯过程进行有限元模拟。在有限元模拟过程中保证有限元屈服函数和材料参数与实际铝板拉深实验一致,并将计算得到指数参数η值作为已知进行拉深冲杯有限元模拟。将有限元软件模拟杯高与实验杯高进行对比,来验证通过拉深冲杯实验计算指数参数η值的方法的可行性,其结果较好。通过Dynaform分析了不同屈服函数对拉深冲杯模拟结果的影响,并进行了金属板材q值的有限元计算。
陈旭升[4]（2021）在《AZ31镁合金筒形件拉深成形规律的研究》文中指出镁合金作为21世纪的绿色结构材料,因其优良的综合性能在轻量化为主的诸多领域有着广阔的发展前景。板材拉深成形工艺是制造业应用广泛的基础工艺,完善镁合金板材的拉深成形技术逐渐成为行业的研究重点,但镁合金常温下的塑性成形性能有限。基于此背景本文对AZ31镁合金铸轧板材进行不同工艺参数下的变形机理研究,总结成形规律,对现实生产有一定的指导意义。以0.1 mm/min、0.5 mm/min、1 mm/min、5 mm/min的拉伸速度和25℃、150℃、200℃、250℃、300℃、350℃的拉伸温度进行双因素影响的单向拉伸试验,从组织和力学性能的角度分析材料的变形机理;通过Nakajima实验制得了AZ31镁合金板材在150℃、200℃、250℃、300℃条件下的成形极限图;通过有限元模拟软件DYNAFORM模拟与实验对比验证的方法,探究不同工艺参数对筒形件拉深变形的影响,总结成形规律。主要研究结果如下:在200℃及以下镁合金的变形方式为孪生和基面滑移,在200℃以上非基面的滑移和动态再结晶成为塑性变形的主要方式,且温度继续升高,动态再结晶行为连续发生,温度的升高和拉伸速度的降低均对镁合金板料的塑性有显着的增强能力,但是双因素结合起来却并不是叠加的效果,过高的温度和过低的速度下,板材的屈服强度和抗拉强度下降,材料的应变硬化能力明显减弱,变形抗力下降,容易产生塑性失稳。镁合金的成形极限曲线随着温度的升高向次应变两个方向都延展,向主应变方向上升,即材料能承受更大的变形程度而不发生破裂。圆筒形件拉深成形的DYNAFORM模拟和实验结果均表明,高温和低速度有利于拉深成形的进行,但过高的温度结合过低的速度使得材料的强度下降,变形抗力极大降低,容易在变形剧烈的位置发生破裂;差温拉深方法可以显着改善这一现象,且在不产生激冷现象的前提下,温差越大,成形效果越好。最后通过网格应变测量系统验证模拟和实验的准确性,证明总结的变形规律有很大的可信度。
姚盼亮[5]（2021）在《中间屏蔽罩颗粒介质复合成形工艺研究》文中研究说明固体颗粒介质成形（Solid Granule Medium Forming,简称SGMF）,是在传统软模成形基础上提出的一种把固体颗粒作为传力介质来代替刚性模具的新型软模成形工艺。该工艺充分发挥了颗粒介质的特点,为具有复杂截面板材零件的冲压成形提供了新思路;中间屏蔽罩作为真空灭弧室中保证内部元器件不受污染的关键零件,针对该零件几何结构具有复杂截面形状特征成形困难的问题,本文提出一种颗粒介质复合拉深成形工艺。该工艺特点是采取对板材的一侧施加合适的背压来抑制工件的减薄,达到零件所需截面形状。本文基于电真空器件真空灭弧室重要零件中间屏蔽罩缩比件的复合拉深成形案例,利用ABAQUS有限元理论分析和现场试验等方法对背压力在SGMF工艺中的中间屏蔽罩缩比件成形规律进行了研究。首先,利用ABAQUS有限元理论分析,取中间屏蔽罩缩比件为研究对象,结合TU1无氧铜材料性能试验,建立ABAQUS有限元仿真模型,探究不同工艺路径对零件成形质量的影响,得到复合拉深在SGMF工艺中有效性和可行性。其次,研究成形过程中板材厚度、载荷力、接触应力、等效应力的变化情况,以及研究固体颗粒介质粒径大小、装料体积及背压大小等变化参数对零件最终形状和厚度的影响。研究表明,施加背压力对拉深成形作用比较明显,得到:背压过大,板料包裹得更加严紧,板料沿着下冲头直壁段贴模力相应增大,与此同时,下冲头圆角位置板材受到的径向拉应力也在增加,加剧了板材减薄,严重会造成破裂;背压过小,会出现板料中心部位产生快速减薄,在后续阶段下降过程中出现了侧壁起皱堆叠的现象;合理的背压能够有效抑制板料减薄。最后,通过对TU1无氧铜中间屏蔽罩缩比件进行成形试验,对成形过程中背压力的影响作用进行了验证,取初始直径D0=80mm的坯料成功试制出了中间屏蔽罩缩比零件。
曹洪营[6]（2021）在《基于热态胀形试验的铝合金差温充液拉深成形工艺研究》文中认为为了满足国家的轻量化节能减排发展要求,车用内外覆盖件以及车身构架零件轻量化替换已经成为汽车生产制造技术领域的一个主要研究方向。铝合金板材具有质量轻、强度高且耐腐蚀性好等诸多优点,现在已经被广泛应用于汽车结构件、覆盖件领域来替代原有的高强钢件。但目前,铝合金的普通拉深成形工艺存在诸多不足之处,严重制约了其高成形质量的发展需求。以流体黏、软性介质作为板材差温充液拉深成形的软模,采用同时控制液室和模具温度以达到板材优异差温充液拉深成形的工艺进行铝合金零件的成形研究,由于该工艺对拉深设备和工艺要求较高在铝合金板材成形领域相对鲜见。本文采用相对于单向热拉伸,最能符合差温充液成形工艺特点具有厚向加压效果的6061-T6铝合金双向拉伸热态胀形试验,通过拟合获取其温度区间的应力-应变曲线并构建基于加工硬化率新模型的本构关系方程应用于平底筒形件的成形研究。对复杂型面车门零件进行了有限元数值模拟分析,从而得到最优异的差温温度设置区间精确指导差温充液拉深成形实验。研究结果表明:对于采用该基于加工硬化率新模型的6061-T6铝合金本构方程进行的差温充液拉深成形数值模拟结果,在直径50mm平底筒形件差温温度设置为法兰区200℃-凸模10℃时成形极限高度达到最佳60mm,壁厚减薄率为15%,同参数成形实验中成形极限高度达到了67mm,壁厚减薄率为20%,在复杂车门覆盖件中差温温度设置为法兰区200℃-凸模10℃时应变更加均匀且壁厚减薄率最小为17%,相应的成形实验壁厚减薄率达到20%,两者都很好的模拟了差温充液拉深成形实验的成形效果;通过该差温充液拉深成形原理控制液室、模具温度与板料温度在合理的差温范围内,可使凸模圆角板料部分的强度提升,提升了成形极限高度、降低了应变值和板料壁厚减薄率。而且,对于保温在合理温度水平的法兰部分的板料,拉深过程中板料的塑性流动补料效果提高,进一步提高了工件壁厚不变线的位置质量和拉延筋位置板料应变的质量,使其成形质量得到了显着提升。
高智君[7]（2021）在《2507双相不锈钢成形机理及变形行为研究》文中研究表明2507双相不锈钢是一种含碳量低,含高铬、镍、钼、氮等元素的双相不锈钢。由于奥氏体和铁素体相晶体结构和性能方面的不同,双相不锈钢具有比单相组成的不锈钢更复杂的塑性变形行为。随着双相不锈钢应用的普及,对其成形性能的研究极为迫切,而对双相不锈钢成形机理及其变形行为研究的不足局限了双相不锈钢板材的二次加工。因此,本文以2507双相不锈钢板材为研究对象,基于双相不锈钢板材的力学性能,成形性能指标,采用OM、EBSD、TEM等分析方法,通过平面各向异性,宏观织构,微观组织以及微观晶粒取向等方面,对2507双相不锈钢板材的成形性能及两相变形行为进行了深入探讨;并通过冷轧过程中冷轧方向的改变,弱化了不利织构对板材成形性能的影响,提高了板材的r值,为改善板材的成形性能提供了新的可能性。通过对2507双相不锈钢实验板材各项成形试验研究以及不同方向的拉伸试验,研究了实验板材的基本成形性能。研究结果表明,不同方向力学性能差异明显,与轧制方向呈90°方向上的抗拉强度最大,比45°方向上的抗拉强度高出约6.3%。不同方向的Lankford系数（r值）呈倒“V”型分布,RD方向r值最小,只有0.45,45°方向的r值达到峰值,为1.05,约为RD方向r值的2.3倍,TD方向r值在两者之间,为0.88。福井锥杯试验表明实验板材锥杯值较大,为47.4 mm。凸耳试验表明实验板材冲压制品易产生45°型凸耳。不同试验条件下的埃里克森杯突试验表明实验板材的杯突值受变形速度,润滑条件的影响。通过对2507双相不锈钢实验板材Swift拉深试验及微观织构研究,揭示了双相不锈钢两相中不同的织构特点。研究发现,实验板材铁素体相中以轧制织构α纤维织构（<110>//RD）为主,集中在{001}<110>到{112}<110>取向之间,奥氏体相中晶粒取向主要集中在β取向线附近,以及一定的再结晶R织构。不同方向的冲压筒形件壁厚分布不均匀,底部圆角处是易破裂区域,发现筒口处的折叠裂纹是由于压边力的不足以及两相变形不均匀性共同导致的。通过对实验板材不同厚度层的织构分析发现,板材厚度方向存在明显的织构梯度。2507双相不锈钢实验板材在拉伸变形过程中,45°的方向上的{001}<110>取向晶粒发生偏转,成为{115}<110>取向晶粒,从而导致45°的方向较RD和TD方向有着最大的{111}/{001}体积比,使45°的方向上的r值最大。通过对实验板材不同应变速率的拉伸试验研究发现,实验板材对拉伸速率不敏感,并揭示了不同变形量下两相的塑性变形机制。通过不同应变下的两相微观硬度值的变化发现铁素体相的显微硬度小于奥氏体相的显微硬度。较软的铁素体在变形的初始阶段承载了更大的变形,随着变形量的增加,变形开始传递到较硬的奥氏体相,两相协调变形。同时,通过对两相微观变形形貌的观察,研究发现应变在铁素体和奥氏体相中分布不均匀,位错在相界处塞积,位错的运动受到相界面的阻碍,降低了奥氏体和铁素体相之间的协调变形能力。通过对比不同冷轧轧制方向对实验板材成形性能影响的研究,揭示了不同轧制工艺对实验板材成形性能的影响规律。在控制总压下率相同的情况下,改变冷轧轧制方向对实验板材的强度影响不大,但是对板材的r值有明显的影响,横向轧制后板材r值提高到0.98,比常规轧制后的r值提高了 8.9%。同时发现横向轧制下,可以有效弱化板材铁素体相中的轧制织构,尤其是冲压不利织构{001}<110>的织构强度。横向轧制退火后,实验板材中{001}<110>织构的强度下降了约41.7%,大大降低不利织构对板材成形性能的影响,从而提高了板材的r值,改善了成形性能。
陈大勇[8]（2020）在《2B06铝合金板材高应变速率增塑机制及冲击液压成形性研究》文中认为近年来随着我国航空工业的快速发展,复杂结构铝合金钣金零件的需求量不断增加,并且零件的结构复杂程度、表面质量、尺寸精度要求不断提高。传统的成形工艺主要有冲压、落锤、液压成形,成形道次多且容易发生起皱、开裂等缺陷。冲击液压成形作为典型的高应变速率成形技术,兼具液体柔性自适应和动态冲击波动加载的特点。课题组前期研究结果表明,冲击液压成形可以提高低塑性金属材料的成形能力。但是材料的高应变速率增塑机制和冲击液压成形特性有待进一步研究。本文的研究以在航空制造领域普遍应用的Al-Cu-Mg系铝合金2B06为例,分别进行2B06板材的高应变速率拉伸力学性能、微观组织和位错组态演化、冲击液压成形性能表征等相关研究。研究结果对低塑性材料复杂结构钣金零件冲击液压成形工艺的定量化设计提供理论依据。定义准静态和动态拉伸应变速率范围分别为10-3～1 s-1和1000 s-1～10000 s-1,对2B06铝合金准静态和动态单向拉伸力学行为进行研究并对断口进行扫描。结果表明,2B06铝合金在动态加载条件下呈现”S型”硬化的特征,也即应变硬化率呈先下降、后上升、再下降的变化趋势。应变速率超过3000 s-1时,材料的延伸率明显提高,并且由韧-脆复合断裂转变为韧性断裂。颈缩后的应变占总应变比重随应变速率不断增加,材料抵抗破坏的能力提高。采用TEM、HRTEM等检测方法对微观组织、位错组态进行研究,并对析出相进行剪切变形动力学计算。结果表明,应变速率在3000 s-1～5000 s-1范围时,2B06铝合金的增塑机制为高应变速率下大的位错塞积应力促使Al2CuMg相剪切变形及其诱导的动态回复提高了位错增殖空间。也即当应变速率超过3000 s-1,随着应变的迅速增加,造成位错塞积前端的局部应力瞬时升高,达到Al2CuMg相（S相）的临界剪切条件而发生变形,S相作为位错胞形核源,促进位错胞组织的形成。随着应变的继续增加,位错胞不断发生转动,取向差不断增加,形成动态回复组织,有助于协调变形,使得材料塑性提高。耦合位错胞动力学、流动应力叠加法则及微孔洞诱发软化行为,建立起反映材料”S型”硬化特征的材料本构模型。能够很好地预测应变速率3000 s-1～5000 s-1范围内2B06铝合金的动态拉伸力学行为。提出拉深深度比作为板材冲击液压成形性能的评价指标,以表征材料的可变形程度。开展板材不同拉深比和不同冲击能量下的冲击液压成形实验,绘制拉深深度比三维曲面。将成形性表征曲面向两个坐标平面投影,分别获得冲击能量随拉深比变化曲线和拉深深度比随拉深比变化曲线,统称为板材冲击液压成形性能评价曲线。该曲线将板材变形区分为不完全拉深、完全拉深和开裂三种不同状态,实现板材冲击液压成形性能的表征。对于某一材料,可以给出板材冲击液压成形下的极限拉深比;在某一钣金零件拉深比已知的前提下,可以提供拉深深度比以及相对应的冲击能量;超过材料极限拉深比下变形,给出拉深深度比和冲击能量随拉深比变化曲线,确定材料开裂的极限,实现钣金零件的冲击液压成形工艺定量化设计。建立固-液耦合有限元模型,并对筒形试样的普通液压和冲击液压成形过程进行分析。结果表明,冲击液压成形初期,液体压力峰值出现在靠近凹模圆角处的环形区域,板材呈现明显的“平底成形”特征,有利于法兰区材料快速进给补料,有效缓解零件中部区域的过度减薄。冲击成形后期,在液体的瞬时高压作用下,板材向模具局部小特征结构迅速填充,有效保证零件尺寸精度。采用2B06铝合金冲击液压成形性能曲线和有限元模拟相结合的方式,对航空用复杂结构盘形零件进行工艺设计和实验。模拟和实验结果表明,当冲击能量控制在309.5kJ·m-2～464.4kJ·m-2范围内,可以实现拉深比为2.46,拉深深度比为0.31的盘形零件的冲击液压和冲击冲孔的一体化成形。零件最大壁厚减薄量为17.2%,壁厚均匀性较好。冲击冲孔与普通刚性冲头冲孔相比,冲孔截面质量相对更高。
刘钊扬[9]（2020）在《汽车车身板用6A16铝合金拉深成形性能的研究》文中认为随着全球变暖的影响日益严重,低能耗、低污染和高燃油经济性的汽车越来越受到广大消费者的关注,轻量化已成为世界汽车工业的发展主题。铝合金具有密度小、比强度高和比刚度高等优势,在汽车轻量化方面受到广泛关注。6xxx系铝合金具有良好的耐蚀性能、中等强度和较为优良的成形性能,本文以6A16铝合金为研究对象,采用ABAQUS软件进行板料拉深成形的模拟,通过对板材拉深过程各个部位的金属流动行为和微观组织演变的研究,分析其板材在成形过程中产生成形质量和微观组织差异的原因,确定不同时间室温停放后板材合理的拉深成形工艺,以指导汽车车身板典型覆盖件的冲压成形。论文的主要研究内容及结果如下:研究了 6A16-T4P态铝合金板材筒形件拉深成形工艺参数对拉深成形的影响。采用ABAQUS软件对6A16-T4P态铝合金板材拉深成形进行模拟,结果显示:筒形件的Mises应力和等效应变在筒壁顶部最大,筒壁顶部产生增厚,圆角处产生减薄;筒形件在与轧制方向呈0°、90°、180°和270°四个位置上形成制耳;拉深成形合适的成形速度为5mm/min～45mm/min,合适的摩擦系数为0.02～0.16;随着摩擦系数增大,合理的压边力区间变窄;当摩擦系数为0.05时,合适的压边力区间为8～26KN;当摩擦系数为0.1时,合适的压边力区间为10～22KN;当摩擦系数为0.15时,合适的压边力区间为6～12KN;随摩擦系数、压边力增大,筒形件的应力与应变增大,最大成形力增大。通过实验对模拟结果进行验证,6A16-T4P态铝合金板材拉深成形过程中,随着压边力、摩擦系数的增大,顶部晶粒尺寸变大,壁部和圆角部分晶粒尺寸变小;拉深成形后筒形件的硬度呈升高趋势。随成形速度增大,变形过程中变形区的应力和应变、成形质量和微观组织变化趋势不明显。研究了 6A16-T4P态铝合金拉深成形过程中横截面微观组织和金属流动的演变。研究表明,随着拉深成形的进行,筒形件顶部横截面晶粒先沿着变形方向拉长再由于“堆砌”作用尺寸变大（凸缘区作用）,最后呈近似等轴状分布,最终晶粒尺寸大约为36.4μm;壁部晶粒先沿着变形方向拉长再变大（凸缘区作用）,最后沿着变形方向持续拉长（筒壁变形区作用）,最终平均晶粒尺寸为26.3μm;圆角区晶粒沿着拉深方向逐渐拉长,晶粒尺寸逐渐减小,最终平均晶粒尺寸为23.1μm。顶部产生最大增厚,圆角区产生最大减薄,顶部最终变形量最大。随着拉深成形的进行,顶部区域Mg2Si相由于大而复杂的变形逐渐破碎变小,且分布均匀;壁部第二相破碎程度较顶部小;圆角区第二相尺寸和数量变化不显着。研究了室温停放对6A16铝合金的拉深成形影响。结果表明随着室温停放时间的延长,6A16铝合金板材在拉深成形过程中的拉深成形力增加,压边力、摩擦系数和成形速度对板材成形的影响变得更为显着;筒形件的变形程度增加,表现为制耳率升高,最大增厚率和最大减薄率升高;顶部横截面上晶粒尺寸增大,圆角处晶粒尺寸减小。T4P态最佳成形参数:压边力为10KN,润滑剂为干膜润滑剂（摩擦系数为0.05）,成形速度为25mm/min;室温停放45天后,其最佳成形参数:压边力为10KN,润滑剂为干膜润滑剂（摩擦系数为0.05）,成形速度为25mm/min;室温停放90天后,其最佳成形参数:压边力为14KN,润滑剂为黄油（摩擦系数为0.10）,成形速度为15mm/min。研究了 6A16铝合金汽车覆盖件冲压成形工艺。结合前文的小尺寸拉深成形结果,推导出冲压成形工艺,并成形成功。其室温停放45天后6A16铝合金车身覆盖件冲压成形适宜成形参数为压边压强5MPa,摩擦系数0.05,成形速度25mm/min。通过模拟,结合对覆盖件表面质量和微观组织的分析,判断了覆盖件易产生表面损伤的位置。
袁需要[10]（2020）在《高强钢DP780温热成形变形热研究》文中认为近些年来,汽车行业的发展日新月异,在汽车生产上,也越来越注重节能环保,汽车轻量化的理念也越来越重要。从汽车的生产和制造来看,要实现汽车整车车身的轻量化,保证汽车有良好的碰撞安全性能,在整车制造中采用高强度钢板已经成为了主要的实现方法之一。由于高强钢板强度较高,冷成形过程中存在许多问题,如冲压压力大、工件易断裂或过度变形等;而在热成形的时候,对一个工件的表面来说,很容易被氧化,表面质量差,能耗较大等缺点。温成形技术是近些年来发展起来的一种新型的技术,此技术可以弥补在高强度钢板冷热成型中的一些不足,并且还能继承他们的长处。本文采用实验和数值模拟相结合的方法研究了DP780高强度钢板的温成形性能,通过本文的研究,达到更加深入细致地了解DP780高强钢板的相关性能,以及该钢板温成形的相关工艺。利用江苏大学MT5105微机控制电子万能试验机,在20℃～500℃范围内对DP780高强钢板进行热拉伸实验,通过改变温度和应变速率,得到该钢板与上述两个变量的关系曲线,即真应力-应变曲线。研究表明,当温度升高的时候,DP780的流变应力会相应地降低。但是温度达到300℃的时候,流变应力会出现反常状态,同时还发现其流变应力随应变率的增加而升高。进一步研究分析实验温度对材料的伸长率、弹性模量和泊松比的影响,结果表明当温度逐渐上升的时候,钢板的弹性模量反而逐渐下降,而延伸率和泊松比逐渐增大,表明较高温度和较低的应变率有利于高强钢板的塑性变形。通过建立关于DP780板料的杯突试验,得出DP780在20℃～500℃范围内的FLD,即成形极限图。研究发现,成形的温度对DP780高强度钢FLD有很大影响。总体上来看,当温度上升的时候,FLD曲线也会随之上移。但是当温度达到达300℃时,该高强度钢板会出现“蓝脆”现象,FLC出现异常,显示塑性变形能力低于室温。杯突值IE受成形温度和凸模速度影响很大,IE随温度的升高而增大,随凸模速度的增加而减小。同时增大试样宽度可使材料的成形力减小。表明温热状态下变形有利于提高高强度钢板的塑性。在ABAQUS/CAE仿真软件中通过建立油箱温冲压仿真的模型,研究压边力、模具初始温度以及板料的初始成形温度对高强钢DP780板料冲压成形结果的影响。研究发现,以板料最终温度和厚度分布作为衡量标准,综合考虑成形件的质量,150k N是油箱冲压成形时最合适的压边力。冲压开始之前适当提高模具初始温度,可以使成形件温度分布得更均匀,有利于改善成形件的组织性能,成形件的最小厚度值越小。随着板料初始温度的提高,最终成形后板料的温差也会逐渐增大,最小厚度值越小。
二、强化板材拉深应力与应变分布的研究（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、强化板材拉深应力与应变分布的研究（论文提纲范文）
（1）Ti/Al层状复合材料的微观组织、力学性能和成形行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 金属层状复合材料的发展历史 |
| 1.3 Ti/Al层状复合材料的研究现状 |
| 1.4 金属层状复合材料的制备 |
| 1.4.1 轧制复合法 |
| 1.4.2 热压复合法 |
| 1.4.3 爆炸焊接法 |
| 1.4.4 挤压复合法 |
| 1.4.5 两种及以上的复合法 |
| 1.5 复合效应对Ti/Al层状复合材料性能的影响 |
| 1.6 金属层状复合材料的冲压成形 |
| 1.6.1 常见金属层状复合材料的冲压成形 |
| 1.6.2 Ti、Al板材的冲压成形 |
| 1.7 研究内容 |
| 第2章 Ti/Al层状复合材料的制备及研究方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 Ti/Al层状复合材料的制备 |
| 2.2.1 热压 |
| 2.2.2 热轧 |
| 2.2.3 热处理 |
| 2.3 实验方法 |
| 2.3.1 光学显微组织观察 |
| 2.3.2 SEM和 EDS观察 |
| 2.3.3 XRD分析 |
| 2.3.4 EBSD取向分析 |
| 2.3.5 界面结合强度测试 |
| 2.3.6 维氏显微硬度测试 |
| 2.3.7 室温单向拉伸试验 |
| 2.3.8 室温杯突成形试验 |
| 2.3.9 室温拉深成形试验 |
| 第3章 热压Ti/Al/Ti复合板的制备、组织与性能 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 热压Ti/Al/Ti复合板的制备 |
| 3.3 热压Ti/Al/Ti复合板的显微组织 |
| 3.3.1 层界面 |
| 3.3.2 显微组织 |
| 3.4 热压Ti/Al/Ti复合板的力学性能 |
| 3.4.1 界面结合强度 |
| 3.4.2 显微硬度 |
| 3.4.3 拉伸性能 |
| 3.5 热压Ti/Al/Ti复合板的室温冲压成形性能 |
| 3.6 讨论 |
| 3.6.1 热压Ti/Al/Ti复合板的强化行为 |
| 3.6.2 热压Ti/Al/Ti复合板的成形行为 |
| 3.7 本章小结 |
| 第4章 轧制Ti/Al/Ti复合板的制备、组织与性能 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 轧制Ti/Al/Ti复合板的制备 |
| 4.3 轧制对热压Ti/Al/Ti复合板显微组织、力学性能和成形性能的影响 |
| 4.4 退火对Ti/Al/Ti复合板显微组织的影响 |
| 4.4.1 层界面 |
| 4.4.2 显微组织 |
| 4.5 退火对Ti/Al/Ti复合板力学性能的影响 |
| 4.5.1 界面结合强度 |
| 4.5.2 显微硬度 |
| 4.5.3 拉伸性能 |
| 4.6 退火对Ti/Al/Ti复合板室温冲压成形性能的影响 |
| 4.7 讨论 |
| 4.7.1 轧制Ti/Al/Ti复合板的断裂行为 |
| 4.7.2 轧制Ti/Al/Ti复合板的成形行为 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 Ti/Al多层复合板的制备、组织与性能 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 Ti/Al多层复合板设计与制备 |
| 5.3 Ti/Al多层复合板的显微组织 |
| 5.3.1 层界面 |
| 5.3.2 显微组织 |
| 5.4 Ti/Al多层复合板的力学性能 |
| 5.4.1 显微硬度 |
| 5.4.2 拉伸性能 |
| 5.5 Ti/Al多层复合板的成形性能 |
| 5.5.1 成形性能指标 |
| 5.5.2 成形性能 |
| 5.6 讨论 |
| 5.6.1 Ti层显微组织对Ti/Al多层复合板性能的影响 |
| 5.6.2 Ti/Al多层复合板的断裂行为 |
| 5.6.3 Ti/Al多层复合板的成形行为 |
| 5.7 本章小结 |
| 第6章 Ti/Al多层复合板的拉深成形行为 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 Ti/Al多层复合板的拉深成形性能 |
| 6.2.1 筒形件的极限拉深比 |
| 6.2.2 筒形件拉深力的变化 |
| 6.2.3 筒形件壁厚变化 |
| 6.2.4 筒形件显微硬度 |
| 6.2.5 拉深各阶段成形行为分析 |
| 6.3 Ti/Al多层复合板筒形件的显微组织 |
| 6.3.1 层界面 |
| 6.3.2 显微组织 |
| 6.4 Ti/Al多层复合板拉深行为探讨 |
| 6.5 本章小结 |
| 第7章 结论 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的科研成果 |
| 致谢 |
（2）考虑温成形历史的AA5754铝合金构件静力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 温热成形工艺研究 |
| 1.2.1 温热成形工艺简介 |
| 1.2.2 温热成形工艺研究 |
| 1.2.3 金属热塑性本构建模研究 |
| 1.3 考虑成形历史的构件服役研究 |
| 1.3.1 考虑成形历史构件服役仿真研究进展 |
| 1.3.2 考虑应变路径效应的硬化行为研究 |
| 1.3.3 考虑应变路径效应的失效行为研究 |
| 1.4 研究意义及内容 |
| 1.4.1 研究意义 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 第2章 AA5754铝合金温热力学行为试验研究 |
| 2.1 AA5754铝合金单轴温拉伸试验 |
| 2.1.1 材料和试样的制备 |
| 2.1.2 试验设备和试验方案 |
| 2.1.3 真实应力应变的计算 |
| 2.1.4 单轴温拉伸试验结果 |
| 2.2 AA5754铝合金各向异性研究 |
| 2.3 温成形极限试验 |
| 2.3.1 试验装置和模具的设计 |
| 2.3.2 试样的制备 |
| 2.3.3 试验方案与应变率的计算 |
| 2.3.4 温成形极限试验结果 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 各向异性多轴损伤本构建模与验证 |
| 3.1 模型的建立 |
| 3.1.1 模型的建立 |
| 3.1.2 模型损伤参数研究 |
| 3.2 模型参数的确定 |
| 3.2.1 模型各向异性参数的确定 |
| 3.2.2 模型单轴变形常数的确定 |
| 3.2.3 模型FLC失效参数的确定 |
| 3.3 本构模型的有限元验证 |
| 3.3.1 单轴温拉伸有限元模型与试验验证 |
| 3.3.2 Marciniak试验的有限元模型验证 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 温热成形对AA5754铝合金室温静态力学性能的影响 |
| 4.1 热处理温度的影响研究 |
| 4.1.1 试验方案 |
| 4.1.2 试验结果 |
| 4.2 包申格效应的影响研究 |
| 4.2.1 试验方案 |
| 4.2.2 试验结果 |
| 4.3 成形因素对AA5754铝合金静力学性能的影响 |
| 4.3.1 试验方案 |
| 4.3.2 试验结果 |
| 4.3.3 成形因素对硬化行为的影响 |
| 4.3.4 成形因素对失效行为的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 考虑成形历史的损伤本构模型的构建 |
| 5.1 本构模型的建立 |
| 5.1.1 屈服准则 |
| 5.1.2 混合硬化 |
| 5.1.3 流动准则 |
| 5.1.4 损伤演化 |
| 5.2 材料常数的确定 |
| 5.2.1 屈服常数的确定 |
| 5.2.2 硬化常数的确定 |
| 5.2.3 损伤常数的确定 |
| 5.3 模型的验证 |
| 5.3.1 模型硬化行为验证 |
| 5.3.2 模型失效行为验证 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 考虑成形历史的损伤本构模型有限元验证与应用 |
| 6.1 考虑成形历史的损伤本构模型有限元验证 |
| 6.1.1 复杂应力状态失效的有限元验证 |
| 6.1.2 包申格效应的有限元验证 |
| 6.1.3 温热预应变效应的有限元验证 |
| 6.2 帽形梁成形-服役耦合有限元分析 |
| 6.2.1 帽形梁成形有限元模型和分析 |
| 6.2.2 帽形梁三点弯曲有限元模型和分析 |
| 6.3 本章小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 7.1 全文总结 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 附图A 不同温成形条件下试样第二段加载载荷位移曲线 |
| 附表B 不同温成形条件下预成形的冲头位移 |
| 作者简介及在学期间所取得的科研成果 |
| 致谢 |
（3）金属板材弹塑性参数测定及板材拉深研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号说明 |
| 第1章 引言 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 弹性本构关系研究现状 |
| 1.2.2 塑性本构关系研究现状 |
| 1.2.3 弹塑性参数测量研究现状 |
| 1.2.4 金属板材拉深研究现状 |
| 1.2.5 板材成形数值模拟研究现状 |
| 1.3 本文研究的主要内容及拟解决的关键问题 |
| 1.3.1 本文主要研究内容 |
| 1.3.2 本文创新点 |
| 第2章 金属材料微结构理论基础 |
| 2.1 金属材料微结构表示 |
| 2.1.1 晶粒的构造 |
| 2.1.2 晶粒的取向分布 |
| 2.1.3 织构系数的测量 |
| 2.2 金属材料弹性本构关系 |
| 2.2.1 晶粒的弹性本构关系 |
| 2.2.3 晶粒的弹性常数 |
| 2.2.4 金属材料的弹性本构关系 |
| 2.3 金属材料塑性屈服准则 |
| 2.3.1 Hill-48 屈服准则 |
| 2.3.2 Hosford屈服准则 |
| 2.3.3 Barlat屈服准则 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 金属板材弹塑性的广义Hosford屈服函数描述及参数实验测量 |
| 3.1 广义Hosford屈服函数 |
| 3.2 金属板材弹塑性参数间的关系 |
| 3.3 单轴拉伸测量金属板材弹塑性参数实验方案 |
| 3.3.1 单轴拉伸确定材料弹塑性参数实验步骤 |
| 3.3.2 实验过程简述 |
| 3.4 铝板弹塑性参数的单轴拉伸实验测量 |
| 3.4.1 铝板单轴拉伸实验数据 |
| 3.4.2 铝板弹塑性参数计算 |
| 3.5 钢板弹塑性参数的单轴拉伸实验测量 |
| 3.5.1 钢板单轴拉伸实验数据 |
| 3.5.2 钢板弹塑性参数计算 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 Hosford屈服函数指数参数与拉深冲杯的关系及实验测量 |
| 4.1 拉深冲杯基本原理 |
| 4.2 拉深冲杯法兰区应力分析 |
| 4.3 拉深冲杯杯高与材料指数参数关系 |
| 4.3.1 平面应变下拉深冲杯杯高表达式 |
| 4.3.2 平面应力下拉深冲杯杯高表达式 |
| 4.3.3 材料指数参数计算表达关系 |
| 4.4 铝板指数参数的拉深实验确定 |
| 4.4.1 拉深实验确定铝板指数参数的步骤 |
| 4.4.2 铝板拉深冲杯实验径向延伸比测量 |
| 4.4.3 铝板r值及杨氏模量测量 |
| 4.4.4 铝板指数参数计算 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 拉深冲杯有限元模拟及指数参数验证 |
| 5.1 Dynaform软件介绍 |
| 5.2 铝板指数参数的拉深冲杯验证 |
| 5.2.1 拉深冲杯模型建立 |
| 5.2.2 Barlat屈服函数和Hosford屈服准则在特殊情况下的一致性 |
| 5.2.3 有限元模拟与实验材料参数一致性设置 |
| 5.2.4 网格划分及收敛性验证 |
| 5.2.5 拉深冲杯模拟及指数参数验证 |
| 5.3 拉深冲杯过程有限元分析 |
| 5.3.1 拉深冲杯过程杯厚变化 |
| 5.3.2 屈服函数对拉深模拟结果的影响 |
| 5.4 金属板材q值Dynaform软件计算方法 |
| 5.4.1 q值定义 |
| 5.4.2 q值单轴拉伸实验测量 |
| 5.4.3 q值Dynaform单轴拉伸模拟测量 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
（4）AZ31镁合金筒形件拉深成形规律的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的研究背景 |
| 1.2 镁合金概述 |
| 1.2.1 镁合金和变形镁合金 |
| 1.2.2 镁合金的应用 |
| 1.3 镁合金塑性变形机制 |
| 1.3.1 镁合金塑性变形的滑移机制 |
| 1.3.2 镁合金塑性变形的孪生机制 |
| 1.3.3 镁合金的再结晶 |
| 1.4 镁合金板材成形研究现状 |
| 1.5 成形极限图的获取方法 |
| 1.6 本文的主要研究内容 |
| 第2章 单向拉伸试验 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验过程 |
| 2.2.1 试验材料 |
| 2.2.2 拉伸试验设备及试验方案 |
| 2.2.3 试样制备及试验过程 |
| 2.3 试验结果分析 |
| 2.3.1 拉伸后试样 |
| 2.3.2 应力应变曲线 |
| 2.3.3 主要力学性能参数分析 |
| 2.4 微观组织分析 |
| 2.4.1 试样制备 |
| 2.4.2 金相组织分析 |
| 2.4.3 断口形貌分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 AZ31 镁合金成形极限图 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 各向异性屈服准则 |
| 3.2.1 Hill类屈服准则 |
| 3.2.2 Hershey类屈服准则 |
| 3.2.3 BBC屈服准则 |
| 3.3 M-K理论下成形极限图的预测 |
| 3.4 成形极限图的实验研究 |
| 3.4.1 材料与设备 |
| 3.4.2 试验过程 |
| 3.4.3 不同温度下的成形极限图 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 AZ31 镁合金拉深成形的数值模拟 |
| 4.1 DYNAFORM软件简介 |
| 4.2 基于DYNAFORM数值模拟的基本过程 |
| 4.2.1 模拟的一般流程 |
| 4.2.2 前处理 |
| 4.2.3 求解器求解 |
| 4.2.4 后处理 |
| 4.3 板材拉深有限元模型的建立 |
| 4.3.1 模型的建立 |
| 4.3.2 材料模型的选取 |
| 4.3.3 模型参数设置 |
| 4.4 不同工艺参数对拉深成形结果的影响 |
| 4.4.1 压边间隙 |
| 4.4.2 摩擦系数 |
| 4.4.3 拉深速度 |
| 4.4.4 拉深温度 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 AZ31 镁合金拉深成形试验研究 |
| 5.1 拉深过程力学分析 |
| 5.2 拉深试验模具设计 |
| 5.2.1 板坯的处理 |
| 5.2.2 模具设计 |
| 5.2.3 加热控温系统设计 |
| 5.3 拉深试验设备及试验过程 |
| 5.4 不同工艺参数对拉深成形结果的影响 |
| 5.4.1 润滑条件对成形结果的影响 |
| 5.4.2 拉深温度对成形结果的影响 |
| 5.4.3 拉深速度对成形结果的影响 |
| 5.4.4 差温温度对成形结果的影响 |
| 5.5 筒形件成形效果分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间承担的科研任务与主要成果 |
| 致谢 |
（5）中间屏蔽罩颗粒介质复合成形工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题研究背景 |
| 1.2 冲压工艺国内外研究现状 |
| 1.2.1 旋压工艺国内外研究现状 |
| 1.2.2 拉深工艺国内外研究现状 |
| 1.3 固体颗粒介质成形工艺简介及研究现状 |
| 1.4 无氧铜的特点及应用 |
| 1.5 本文研究的目的和意义 |
| 1.6 本文的主要研究内容 |
| 第2章 TU1无氧铜板材料性能试验研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验材料的制备 |
| 2.3 试验设备及过程 |
| 2.4 试验结果及分析 |
| 2.4.1 材料性能参数确定 |
| 2.4.2 各向异性系数r的测量 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 TU1无氧铜中间屏蔽罩成形数值模拟仿真 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 中间屏蔽罩缩比件的结构特点及成形工艺原理 |
| 3.2.1 中间屏蔽罩缩比件的尺寸结构特点 |
| 3.2.2 中间屏蔽罩颗粒介质复合成形原理及坯料尺寸确定 |
| 3.3 有限元仿真模型的建立 |
| 3.3.1 几何模型及装配体构建 |
| 3.3.2 定义材料属性及网格划分 |
| 3.3.3 定义接触及边界条件 |
| 3.4 模拟仿真结果分析 |
| 3.4.1 不同工艺路径对成形结果的影响 |
| 3.4.2 不同背压对成形结果的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 TU1无氧铜中间屏蔽罩缩比件成形试验研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验设备及方案的制定 |
| 4.2.1 试验设备 |
| 4.2.2 中间屏蔽罩缩比件拉深模具设计 |
| 4.3 试验材料及操作过程 |
| 4.4 复合拉深工艺过程力学分析 |
| 4.5 试验结果及分析 |
| 4.5.1 不同坯料直径对成形结果的影响 |
| 4.5.2 常规方法软模拉深成形锥筒 |
| 4.5.3 不同背压力对板材成形的影响 |
| 4.5.4 背压控制不合理引起破裂和起皱 |
| 4.5.5 下冲头不同上升行程对板材成形的影响 |
| 4.5.6 复合成形工艺过程成形力变化分析 |
| 4.5.7 不同直径大小颗粒对工件表面质量的影响 |
| 4.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间承担的科研任务与主要成果 |
| 致谢 |
（6）基于热态胀形试验的铝合金差温充液拉深成形工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 板材充液拉深成形技术概述 |
| 1.2.1 板材液压成形技术原理 |
| 1.2.2 板材液压成形技术特点 |
| 1.2.3 板材液压成形的分类 |
| 1.3 板材充液拉深成形的国内外研究现状 |
| 1.3.1 国内研究现状 |
| 1.3.2 国外研究现状 |
| 1.4 板材充液拉深成形工艺优化的原理 |
| 1.5 课题研究的意义及研究方案、主要内容 |
| 第2章 基于热态胀形试验的流动应力分析及其应力-应变关系 |
| 2.1 热态胀形试验 |
| 2.2 胀形曲率数据拟合及确定高径比 |
| 2.3 胀形应力应变分析 |
| 2.4 热态胀形流动应力计算模型的确定 |
| 2.4.1 不同条件下胀形高度-压力数据的拟合 |
| 2.4.2 不同条件下应变速率和应力-应变关系 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 基于加工硬化率新模型的6061-T6 铝合金本构模型建立 |
| 3.1 加工硬化率新模型的建立 |
| 3.1.1 加工硬化率理论概述 |
| 3.1.2 建立加工硬化率新模型本构关系式 |
| 3.2 加工硬化率新模型本构关系方程的推导 |
| 3.2.1 屈服应力与应变速率关系式的推导 |
| 3.2.2 加工硬化与动态回复阶段关系式推导 |
| 3.3 6061-T6 本构关系方程式精度验证 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 筒形件的差温充液拉深成形数值模拟分析及实验验证 |
| 4.1 有限元模型的建立及参数设定 |
| 4.2 工艺温度参数优化设定 |
| 4.3 有限元模拟结果成形质量分析 |
| 4.3.1 不同温度设定下的成形极限值及壁厚分析 |
| 4.3.2 壁厚不变线评优分析 |
| 4.4 工艺实验验证 |
| 4.4.1 成形设备及模具 |
| 4.4.2 筒形件的差温充液拉深成形极限质量 |
| 4.4.3 拉深件壁厚分布及讨论 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 复杂型面车门板的差温充液拉深成形数值模拟分析及应用实验 |
| 5.1 模面工程 |
| 5.1.1 填充孔洞 |
| 5.1.2 工艺补充面的建立 |
| 5.1.3 坯料尺寸估算及修正、网格划分 |
| 5.2 有限元模型的建立及参数设定 |
| 5.2.1 有限元模型的建立 |
| 5.2.2 工艺参数及温度设定 |
| 5.3 有限元模拟结果及成形质量分析 |
| 5.3.1 不同差温温度设定下的成形应变值 |
| 5.3.2 不同差温温度设定下的壁厚分布 |
| 5.4 成形实验 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的学术论文 |
| 致谢 |
（7）2507双相不锈钢成形机理及变形行为研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景 |
| 1.2 双相不锈钢的分类和应用 |
| 1.2.1 双相不锈钢的分类 |
| 1.2.2 双相不锈钢的特点及其应用 |
| 1.2.3 双相不锈钢的发展及研究趋势 |
| 1.3 2507双相不锈钢概述 |
| 1.3.1 2507双相不锈钢的特性 |
| 1.3.2 主要合金元素及其作用 |
| 1.3.3 双相不锈钢的加工特点 |
| 1.4 双相不锈钢的织构研究 |
| 1.4.1 织构以及取向分布函数的定义 |
| 1.4.2 织构的检测方法 |
| 1.4.3 双相不锈钢织构的研究现状 |
| 1.5 双相不锈钢成形性能的研究 |
| 1.5.1 成形性能的评价方法 |
| 1.5.2 板材的塑性应变比对冲压成形性能的影响 |
| 1.5.3 板材的加工硬化指数对冲压成形性能的影响 |
| 1.5.4 织构对成形性能的影响 |
| 2 研究内容、路线及创新性 |
| 2.1 研究内容 |
| 2.2 技术路线 |
| 2.3 研究创新点 |
| 3 2507双相不锈钢基本成形性能测试 |
| 3.1 实验材料及方法 |
| 3.1.1 实验材料 |
| 3.1.2 实验方法 |
| 3.2 板材室温力学性能 |
| 3.2.1 拉伸试验 |
| 3.2.2 Lankford系数(r值) |
| 3.3 板材拉胀性能研究 |
| 3.4 板材凸耳类型研究 |
| 3.5 润滑及成形速度对胀形性能的影响 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 2507双相不锈钢深冲变形行为研究 |
| 4.1 实验方法 |
| 4.2 2507双相不锈钢晶粒取向研究 |
| 4.2.1 微观织构的研究 |
| 4.2.2 不同类型织构对板材凸耳的影响 |
| 4.3 实验板材不同拉深比筒形件分析 |
| 4.3.1 拉深位移载荷曲线 |
| 4.3.2 不同方向壁厚变化 |
| 4.4 筒形件不同位置微观组织观察 |
| 4.5 拉深比为2.18时筒形件不同部位变形机理探究 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 2507双相不锈钢各向异性行为及织构梯度的研究 |
| 5.1 实验方法 |
| 5.2 实验板材显微组织及物相分析 |
| 5.3 2507双相不锈钢实验板材的各向异性 |
| 5.4 2507双相不锈钢实验板材织构梯度分析 |
| 5.4.1 实验板材不同厚度层织构 |
| 5.4.2 实验板材织构梯度 |
| 5.5 2507双相不锈钢板材微观晶粒取向 |
| 5.5.1 实验板材不同方向的反极图分析 |
| 5.5.2 不同取向晶粒对各向异性的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 2507双相不锈钢应变分配及塑性变形行为研究 |
| 6.1 实验方法 |
| 6.2 不同应变速率下的拉伸试验 |
| 6.3 2507双相不锈钢板材微观组织演变 |
| 6.3.1 三维金相组织表征 |
| 6.3.2 显微硬度测量 |
| 6.4 拉伸变形中两相应变分配分析 |
| 6.4.1 不同拉伸变形下EBSD显微组织 |
| 6.4.2 两相中局部取向差分布 |
| 6.5 2507双相不锈钢拉伸变形机制分析 |
| 6.5.1 不同拉伸变形TEM微观组织 |
| 6.5.2 拉伸变形机制探究 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 冷轧方向改变对2507双相不锈钢成形性能的影响 |
| 7.1 实验方法 |
| 7.2 不同轧制工艺对板材力学性能的影响 |
| 7.2.1 拉伸试验 |
| 7.2.2 Lankford系数分析 |
| 7.3 不同轧制工艺对板材微观组织的影响 |
| 7.3.1 金相组织 |
| 7.3.2 EBSD微观组织 |
| 7.4 不同轧制工艺板材的宏观织构研究 |
| 7.4.1 冷轧织构 |
| 7.4.2 退火织构 |
| 7.4.3 不同工艺下两相织构对比 |
| 7.5 不同轧制工艺的微观晶粒取向的研究 |
| 7.6 本章小结 |
| 8 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（8）2B06铝合金板材高应变速率增塑机制及冲击液压成形性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 Al-Cu-Mg系铝合金在航空航天的应用现状 |
| 1.2 Al_2CuMg相晶体结构与性能 |
| 1.2.1 Al_2CuMg相的晶体结构 |
| 1.2.2 Al_2CuMg相的性能 |
| 1.3 板材先进塑性成形技术 |
| 1.3.1 液压成形技术 |
| 1.3.2 高应变速率成形技术 |
| 1.3.3 冲击液压成形技术 |
| 1.4 材料加工硬化及高应变速率变形机理 |
| 1.4.1 多晶体材料加工硬化及表征 |
| 1.4.2 高应变速率下材料变形机理 |
| 1.5 板材成形性能评价 |
| 1.5.1 准静态条件下材料成形性能评价 |
| 1.5.2 高速变形条件下板材成形性能评价的特点 |
| 1.5.3 固-液耦合有限元模拟 |
| 1.6 本文主要研究内容 |
| 第2章 实验及研究方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 拉伸力学性能和微观组织实验 |
| 2.2.1 实验材料介绍 |
| 2.2.2 拉伸力学性能实验 |
| 2.2.3 微观组织观测实验 |
| 2.3 筒形试样成形实验 |
| 2.3.1 冲击液压成形实验 |
| 2.3.2 普通液压拉深 |
| 2.3.3 刚性冲头拉深成形 |
| 2.3.4 液压成形过程应力-应变状态分析 |
| 2.4 固-液耦合有限元模拟研究基础 |
| 2.4.1 任意的拉格朗日-欧拉方法 |
| 2.4.2 流体-结构互动算法 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 2B06铝合金不同应变速率下单向拉伸力学行为 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 2B06铝合金单向拉伸力学行为 |
| 3.2.1 准静态和动态下拉伸力学行为 |
| 3.2.2 高应变速率下应变局域化 |
| 3.2.3 高应变速率下应变硬化 |
| 3.3 2B06铝合金拉伸断口形貌与微孔洞演变 |
| 3.3.1 2B06铝合金断口形貌及分析 |
| 3.3.2 2B06铝合金微孔洞演变 |
| 3.4 本章小节 |
| 第4章 2B06铝合金动态增塑机制研究及本构模型建立 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 2B06铝合金微观组织演变 |
| 4.2.1 初始坯料物相及形貌 |
| 4.2.2 准静态变形下物相及形貌 |
| 4.2.3 动态变形下物相及形貌 |
| 4.3 2B06铝合金高应变速率增塑机制 |
| 4.3.1 S相剪切动力学计算 |
| 4.3.2 S相剪切变形机制 |
| 4.3.3 S相剪切变形诱导动态回复机制 |
| 4.3.4 S相剪切变形诱导动态回复动力学 |
| 4.4 2 B06铝合金本构模型的建立 |
| 4.4.1 加工硬化演变模型 |
| 4.4.2 基于微孔洞的软化模型 |
| 4.4.3 综合本构模型及参数确定 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 冲击液压成形性表征方法 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 传统成形和冲击液压成形对比 |
| 5.2.1 性能评价参数的定义和意义 |
| 5.2.2 传统方式成形 |
| 5.2.3 冲击液压成形 |
| 5.3 板材冲击液压成形性评价 |
| 5.3.1 冲击液压成形性评价方法 |
| 5.3.2 实验试样和模具设计 |
| 5.3.3 冲击液压成形性表征实验 |
| 5.3.4 冲击液压成形性曲线的建立及分析 |
| 5.4 冲击液压成形性评价的有限元实现 |
| 5.4.1 有限元模型的建立 |
| 5.4.2 有限元模拟与实验结果对比 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 冲击液压成形性的工艺验证 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 冲击液压成形工艺特点分析 |
| 6.2.1 液体压力非均匀作用效应 |
| 6.2.2 冲击液压成形过程分析 |
| 6.2.3 壁厚分布规律及变化 |
| 6.3 冲击液压成形在盘形零件成形中的应用 |
| 6.3.1 盘形零件结构特征分析及工艺设计 |
| 6.3.2 模具设计及有限元模型的建立 |
| 6.3.3 液压成形工艺分析 |
| 6.4 盘形零件冲击液压成形实验 |
| 6.4.1 冲击液压成形 |
| 6.4.2 冲击液压冲孔 |
| 6.5 本章小结 |
| 第7章 结论 |
| 创新点 |
| 未来展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在读期间发表的学术论文与取得的其他研究成果 |
| 作者简介 |
（9）汽车车身板用6A16铝合金拉深成形性能的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景 |
| 1.2 汽车车身板用铝合金的发展情况 |
| 1.2.1 国外汽车车身板用铝合金的发展 |
| 1.2.2 国内汽车车身板用铝合金的发展 |
| 1.3 板料成形过程有限元模拟的发展 |
| 1.4 汽车车身用6xxx系铝合金的室温停放和冲压成形 |
| 1.4.1 6xxx系铝合金的室温停放 |
| 1.4.2 6xxx系铝合金的烤漆处理 |
| 1.4.3 铝合金板材冲压成形 |
| 1.5 铝合金板材成形性能 |
| 1.5.1 铝合金板材力学性能 |
| 1.5.2 铝合金板材成形极限 |
| 1.6 影响铝合金板材冲压成形性能的主要因素 |
| 1.6.1 材料属性 |
| 1.6.2 板料表面润滑 |
| 1.6.3 压边力 |
| 1.6.4 成形速度 |
| 1.6.5 室温停放 |
| 1.7 本文研究的目的与内容 |
| 2 实验材料与研究方法 |
| 2.1 研究路线 |
| 2.2 实验材料及热处理工艺 |
| 2.2.1 固溶处理 |
| 2.2.2 预时效处理 |
| 2.2.3 室温停放 |
| 2.2.4 模拟烤漆处理 |
| 2.3 微观组织分析方法 |
| 2.3.1 金相(OM)组织观察 |
| 2.3.2 扫描电子显微镜(SEM)观察 |
| 2.3.3 电子背散射衍射技术(EBSD)观察 |
| 2.3.4 透射电子显微镜(TEM)观察 |
| 2.4 性能检测 |
| 2.4.1 硬度测试 |
| 2.4.2 板材室温拉伸性能测试 |
| 2.4.3 成形极限图 |
| 2.4.4 拉深成形测试 |
| 3 6A16-T4P态铝合金拉深成形模拟与实验研究 |
| 3.1 6A16-T4P态铝合金拉深成形有限元建模 |
| 3.1.1 板材弹塑性模型 |
| 3.1.2 拉深模具的确定 |
| 3.1.3 网格划分 |
| 3.1.4 接触与摩擦 |
| 3.1.5 断裂准则 |
| 3.1.6 分析步骤 |
| 3.2 6A16-T4P态铝合金拉深成形模拟 |
| 3.2.1 摩擦系数对拉深成形的影响 |
| 3.2.2 压边力对拉深成形的影响 |
| 3.2.3 成形速度对拉深成形的影响 |
| 3.3 6A16-T4P态铝合金拉深成形实验 |
| 3.4 摩擦系数对6A16-T4P态铝合金拉深成形影响的研究 |
| 3.4.1 摩擦系数对拉深成形质量的影响 |
| 3.4.2 摩擦系数对筒形件微观组织的影响 |
| 3.4.3 不同摩擦系数下实验对模拟的修正 |
| 3.5 压边力对6A16-T4P态铝合金拉深成形影响的研究 |
| 3.5.1 压边力对拉深成形质量的影响 |
| 3.5.2 压边力对筒形件微观组织的影响 |
| 3.5.3 不同压边力下实验对模拟的修正 |
| 3.6 成形速度对6A16-T4P态铝合金拉深成形影响的研究 |
| 3.6.1 成形速度对拉深成形质量的影响 |
| 3.6.2 成形速度对筒形件微观组织的影响 |
| 3.7 分析与讨论 |
| 3.8 本章小结 |
| 4 6A16-T4P态铝合金拉深成形微观组织演变研究 |
| 4.1 6A16-T4P态铝合金微观组织研究 |
| 4.2 6A16-T4P态铝合金筒形件微观组织与性能研究 |
| 4.2.1 筒形件制耳和厚度变化研究 |
| 4.2.2 筒形件硬度研究 |
| 4.2.3 筒形件微观组织研究 |
| 4.3 6A16-T4P态铝合金拉深成形过程中金属流动和微观组织演变研究 |
| 4.4 分析与讨论 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 成形参数对6A16铝合金室温停放后拉深成形性能影响的研究 |
| 5.1 6A16铝合金室温停放后的拉深成形模拟 |
| 5.1.1 室温拉伸性能 |
| 5.1.2 FLD断裂准则 |
| 5.1.3 室温停放45天后拉深成形的模拟 |
| 5.1.4 室温停放90天后拉深成形的模拟 |
| 5.2 6A16铝合金室温停放后拉深成形性能与微观组织研究 |
| 5.2.1 摩擦系数对室温停放后拉深成形的影响 |
| 5.2.2 压边力对室温停放后拉深成形的影响 |
| 5.2.3 成形速度对室温停放后拉深成形的影响 |
| 5.3 分析与讨论 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 6A16铝合金典型车身覆盖件冲压成形研究 |
| 6.1 6A16铝合金典型覆盖件成形参数的确定 |
| 6.2 6A16铝合金典型覆盖件冲压成形的模拟 |
| 6.3 6A16铝合金典型覆盖件冲压成形研究 |
| 6.3.1 6A16铝合金覆盖件冲压成形质量研究 |
| 6.3.2 6A16铝合金覆盖件微观组织研究 |
| 6.4 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间取得的学术成果 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（10）高强钢DP780温热成形变形热研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的背景和意义 |
| 1.1.1 课题的背景 |
| 1.1.2 课题的意义 |
| 1.2 高强钢的分类和特点 |
| 1.2.1 高强钢的分类 |
| 1.2.2 双相钢(DP)的特点 |
| 1.3 高强钢温热成形工艺研究现状 |
| 1.3.1 国外研究现状 |
| 1.3.2 国内研究现状 |
| 1.4 本文研究的主要内容 |
| 第2章 高强钢板温热成形理论基础 |
| 2.1 金属的塑性变形和强化途径 |
| 2.1.1 金属的塑性变形机理 |
| 2.1.2 金属的强化途径 |
| 2.2 高强钢温拉胀成形理论 |
| 2.2.1 拉深成形 |
| 2.2.2 胀形成形 |
| 2.2.3 拉胀复合成形 |
| 2.3 温热成形理论基础 |
| 2.3.1 温热成形简介 |
| 2.3.2 温热成形的特点 |
| 2.3.3 温热成形温度区间的选取 |
| 2.4 传热学基本理论 |
| 2.4.1 热传导 |
| 2.4.2 对流传热 |
| 2.4.3 辐射传热 |
| 2.5 热应力分析的基本原理 |
| 2.5.1 热应力物理方程 |
| 2.5.2 虚功原理 |
| 2.5.3 有限元分列式 |
| 2.6 成形极限图(FLD) |
| 2.6.1 成形极限概念 |
| 2.6.2 成形极限图及其应用 |
| 2.6.3 成形极限图的获得方法 |
| 2.7 本章小结 |
| 第3章 高强钢板温拉伸实验 |
| 3.1 实验材料和流程 |
| 3.1.1 实验材料 |
| 3.1.2 实验流程 |
| 3.2 高强度钢单向热拉伸实验结果分析 |
| 3.2.1 不同温度下实验材料的真应力-应变曲线 |
| 3.2.2 不同应变速率下实验材料的真应力-应变曲线 |
| 3.3 温度对高强度钢性能的影响 |
| 3.3.1 温度对材料延伸率的影响 |
| 3.3.2 温度对材料弹性模量的影响 |
| 3.3.3 温度对材料泊松比的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 高强钢胀形成形试验 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 杯突试验准备 |
| 4.2.1 试样的选取 |
| 4.2.2 试验过程和方法 |
| 4.3 成形极限应变分析 |
| 4.4 杯突试验结果与分析 |
| 4.4.1 成形温度对材料杯突值的影响 |
| 4.4.2 凸模速度对材料杯突值的影响 |
| 4.4.3 试样宽度对材料成形力的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 高强度板料温冲压成形数值模拟结果 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 冲压模型及冲压过程分析 |
| 5.2.1 冲压模型的创建 |
| 5.2.2 冲压的过程 |
| 5.3 压边力对冲压成形结果的影响 |
| 5.3.1 板料应力变化对比 |
| 5.3.2 板料厚度变化对比 |
| 5.4 模具初始温度对冲压结果的影响 |
| 5.4.1 板料温度变化对比 |
| 5.4.2 板料厚度变化对比 |
| 5.5 板料初始温度对冲压结果的影响 |
| 5.5.1 板料温度变化对比 |
| 5.5.2 板料厚度变化对比 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 附录 A 攻读硕士学位期间所发表的学术论文目录 |
| 致谢 |
四、强化板材拉深应力与应变分布的研究（论文参考文献）
- [1]Ti/Al层状复合材料的微观组织、力学性能和成形行为研究[D]. 曹苗. 太原理工大学, 2021(01)
- [2]考虑温成形历史的AA5754铝合金构件静力学性能研究[D]. 王鹏跃. 吉林大学, 2021(01)
- [3]金属板材弹塑性参数测定及板材拉深研究[D]. 何盼盼. 南昌大学, 2021(02)
- [4]AZ31镁合金筒形件拉深成形规律的研究[D]. 陈旭升. 燕山大学, 2021(01)
- [5]中间屏蔽罩颗粒介质复合成形工艺研究[D]. 姚盼亮. 燕山大学, 2021(01)
- [6]基于热态胀形试验的铝合金差温充液拉深成形工艺研究[D]. 曹洪营. 哈尔滨理工大学, 2021(09)
- [7]2507双相不锈钢成形机理及变形行为研究[D]. 高智君. 北京科技大学, 2021(02)
- [8]2B06铝合金板材高应变速率增塑机制及冲击液压成形性研究[D]. 陈大勇. 中国科学技术大学, 2020(01)
- [9]汽车车身板用6A16铝合金拉深成形性能的研究[D]. 刘钊扬. 北京有色金属研究总院, 2020(08)
- [10]高强钢DP780温热成形变形热研究[D]. 袁需要. 湖南大学, 2020(12)