Ti6A14V线性摩擦焊数值模拟

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硬质合金刀具车削Ti6A14V钛合金试验研究

ｕｍａｌｌｏｙｗａｓｃａ￣ｉｅｄｏｕｔｗｉｔｈｕｎｃｏａｔｅｄｃｅｍｅｎｔｅｄｃａｒｂｉｄｅｔｏｏｌｓａｎｄＴｉＡ１Ｎｃｏａｔｅｄｃａｒｂｉｄｅｔｏｏｌｓ．Ｔｈｒｏｕｇｈａｎａｌｙｚｉｎｇｔｏｏｌｌｉｆｅｓｐａｎ，ｃｕｔｔｉｎｇｆｏｒｃｅ，ｃｕｔｔｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｗｏｒｋｐｉｅｃｅｓｕｒｆａｃｅｒｏｕｇｈｎｅｓｓｄｕｒｉｎｇｍａｃｈｉ —
（ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｌｅｃｔｒｏｎｉｃａｎｄＶｅｈｉｃｌｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＷｅｉｆａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，ＷｅｉｆａｎｇＳｈａｎｄｏｎｇ
第５期
床与自动化加工技术
ＭｏｄｕｌａｒＭａｃｈｉｎｅＴｏｏｌ＆ＡｕｔｏｍａｔｉｃＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇＴｅｃｈｎｉｑｕｅ
Ｎｏ．５
Ｍａｙ２０１３
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃｅｍｅｎｔｅｄｃａｒｂｉｄｅｔｏｏｌ；Ｔｉ６Ａ１４Ｖｔｉｔａｎｉｕｍａｌｌｏｙ；ｃｕｔｔｉｎｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓ
０引言

Ti6A14V合金整体零件的两步热等静压近净成形工艺探究

T i 6A l 4V 合金整体零件的两步热等静压近净成形工艺探究黄俊薛鹏举魏青松史玉升华中科技大学材料成形与模具技术国家重点实验室,武汉,430074摘要:针对热等静压整体成形高温合金零件容易产生部分区域致密度较低㊁整体性能不均一的问题,提出了热等静压两步成形方法,在较低的温度和压力作用下成形为不带连通孔隙的原始零件,去除控形模具后用合适的温度压力作用使不致密区域致密,提高零件均一性㊂以T i 6A l 4V 粉末材料为例,使用有限元模拟和实验测试相结合的方法,确定了两步成形法的工艺参数,并成形了叶盘零件㊂S E M 结果显示:热等静压两步法成形的零件组织由板条状α+β相组成,原始颗粒边界消失,不连通孔隙闭合㊂断口形貌显示:在合适的两步成形工艺参数加载下,粉末颗粒冶金结合牢固,不再成为裂纹起始处,拉伸强度提高㊂两步法拉伸性能略优于常规热等静压拉伸性能,性能达到同规模锻件水平㊂关键词:热等静压两步成形;T i 6A l 4V ;有限元模拟;力学性能中图分类号:T F 124 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.18.023R e s e a r c ho nN e a r ‐N e t ‐S h a p i n g T i 6A l 4VA l l o y P a r t s u n d e rT w o ‐S t e p H o t I s o s t a t i cP r e s s i n gH u a n g J u n X u eP e n g j u W e iQ i n g s o n S h iY u s h e n gS t a t eK e y L a b o r a t o r y o fM a t e r i a l P r o c e s s a n dD i e a n d M o u l dT e c h n o l o g y,H u a z h o n g U n i v e r s i t y o f S c i e n c e a n dT e c h n o l o g y,W u h a n ,430074A b s t r a c t :M o n o l i t h i c s u p e r a l l o yp a r t s s h a p e db y h o t i s o s t a t i c p r e s s i n g m a y e x i s t l o wd e n s i t y r e -g i o nw h i c hw i l l c a u s eu n e v e no v e r a l l p e r f o r m a n c e .T h i s p a p e r p r o p o s e d a t w o ‐s t e p h o t i s o s t a t i c p r e s s -i n g m e t h o d :a t l o wt e m p e r a t u r e a n d p r e s s u r e o r i g i n a l p a r t sw e r e s h a p e dw i t h o u t c o n n e c t e d p o r e s f r o m a l l o yp o w d e r ,t h e n t h e l o wd e n s i t y r e g i o n sw e r e d e n s e d a t a n a p p r o p r i a t e t e m p e r a t u r e a n d p r e s s u r e a f -t e r r e m o v i n g c a p s u l ea n ds h a p e ‐c o n t r o lm o l d ,w h i c hc o u l d g u a r a n t e eu n i f o r m p e r f o r m a n c e .T a k i n g T i 6A l 4V p o w d e rm a t e r i a l a s a ne x a m p l e ,t w o ‐s t e p H I P p a r a m e t e r sw e r e d e t e r m i n e db y c o m b i n i n g f i -n i t e e l e m e n t s i m u l a t i o n a n d e x p e r i m e n t a l t e s t s ,w i t hw h i c hb l a d e d d i s k p a r t sw e r em a d e .T h e S E Mr e -s u l t s s h o wt h a t :i t i s f i n e a n dh o m o g e n e o u s s t r i p α+βph a s e i n t h e p a r t s a n d t h e r e i sn o p r i o r p a r t i c l e b o u n d a r y o r c o n n e c t e d p o r e s ,w h i c hc o n t r i b u t e t o t h e g o o d p e r f o r m a n c eo f p a r t s .T h e f r a c t u r em o r -p h o l o g y a n a l y s i s s h o w s t h a t :t h e p o w d e r p a r t i c l e s a r em e t a l l u r g i c a l l y b o n d e d f i r m l y a n dn o l o n ge r t h e c r a c ks o u r c e g i v e n a p p r o p r i a t e p r o c e s s i n g p a r a m e t e r s .T e n s i l e s t r e n g t h of t w o ‐s t e p H I P p a r t s i s s l igh t -l y b e t t e r t h a n t h a t o f c o n v e n t i o n a lH I Pa n d a s s a m e a s t h e f o r g i n g’s .K e y wo r d s :t w o ‐s t e p h o t i s o s a t i c p r e s s i n g (H I P );T i 6A l 4V ;f i n i t ee l e m e n ts i m u l a t i o n ;m e c h a n i c s p r o p e r t y收稿日期:20141217基金项目:国家自然科学基金资助项目(51375188);国家科技重大专项(2009Z X 04005‐041‐03)0 引言热等静压(h o t i s o s t a t i c p r e s s i n g ,H I P )近净成形技术结合粉末冶金与模具工艺,利用高温高压耦合加载,在模具控形作用下,短流程将粉末致密化为复杂结构的高性能零件,其制件组织晶粒细小均匀,具有良好的力学特性[1‐2]㊂该技术材料利用率高于90%,特别适用于钛基㊁镍基高温合金等难加工贵重金属材料,受到国内外航空领域的广泛关注[3‐5]㊂但是热等静压成形过程中,粉末初始密度低,压坯体积收缩超过30%,并伴有不规则变形,受控形模具限制,部分结构处粉末流动不充分以及压力传导损失,难以达到较高致密度[6],甚至残留孔隙,影响制件的整体力学性能㊂优化模具结构能够缓解部分问题,但边角效应影响区和特殊狭长结构区域仍难以致密㊂从工艺参数上考虑,提高保温温度和增大保压压力能够提高整体致密度[7]㊂然而提高温度会使晶粒长大,性能降低[8],同时造成模具变软发生较大形变使得控形效果变差;增大压力除增加对成形设备的要求外还会造成包套变形增大,容易发生开裂造成工艺失败,同时型芯模具变形较大,影响控形效果,制件性能均一性难以保证㊂两步热等静压工艺是在较低温度和压力作用下初次成形零件坯体,使得整体致密度达到无连通孔隙程度,酸洗或机械加工方法去除包套和型芯后,将压坯二次热等静压㊂失去包套和型芯屏蔽效应的约束,压力能够均匀传到制件各处,提高区域致密度,使孔隙㊃9352㊃T i 6A l 4V 合金整体零件的两步热等静压近净成形工艺探究黄俊薛鹏举魏青松等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.闭合消除缺陷,整体组织均匀,性能均一㊂本文主要从两步热等静压成形工艺的可行性和两步热等静压工艺参数的选择以及制件的力学性能等方面展开探讨㊂1 材料与方法1.1 成形材料成形材料选择等离子旋转电极法(pl a s m a r o t a t i n g el e c t r o d e p r o c e s s ,P R E P )制得的T i 6A l 4V 粉末,粉末呈球形,粒径大致分布在60~300μm 区间,平均粒径为200μm ,S E M 粉末形貌如图1所示,粉末化学成分如表1所示㊂图1 T i 6A l 4V 粉末S E M 形貌表1 T i 6A l 4V 粉末化学成分%w (A l )w (V )w (F e )w (C )w (O )w (N )w (H )w (T i )6.14.20.120.010.080.010.002其余1.2 常规热等静压工艺金属粉末热等静压工艺常规使用45钢或不锈钢作为包套和控形型芯,参考模具及T i 6A l 4V 材料的熔点㊁相变点和屈服强度特性,选定热等静压温度为910℃,压力为110M P a,保压时间为3h ㊂制定加载方式如图2所示,温度和压力同时协调加载,试验在Q I H 15热等静压试验机(A B B ,美国)上完成㊂图2 常规热等静压加载曲线1.3 两步热等静压成形工艺两步热等静压成形法加载曲线如图3所示,工艺流程如图4所示㊂图3 两步热等静压成形工艺曲线图4 两步热等静压工艺流程图初次热等静压是在较低的温度和压力作用下,通过包套和控形模具挤压驱动粉末流动成形成没有连通孔隙的压坯,为去除包套和型芯后的二次热等静压提供条件㊂在满足成形为没有连通孔隙压坯的前提下,初次热等静压的温度和压力应当越低越好,较低的温度能够保证获得更细小的晶粒,有利于提高力学性能;较低的压力使得包套和模具产生更小的变形,有利于提高控形精度㊂采用有限元数值模拟的方法选择多组温度和压力参数进行模拟,将其中使得制件最低致密度达到92%[9]的参数组合(没有连通孔隙)选为初次热等静压温度和压力参数㊂试验设计的包套和控形模具结构如图5所示㊂使用M S C .MA R C 有限元软件进行模拟,根据零件的对称性选择二维14模型模拟变形过程㊂变形过程是复杂的机械与热耦合作用过程,粉末特征参数是温度和相对致密度的复杂函数[10],这里采用基于T i 6A l 4V 粉末特征参数修正的S h i -m a 模型[11‐13],屈服方程如下:F =1γ(32S i j S i j +p 2β2)1/2-σy(1)β=(q 1+q 2ρq 3)q 4(2)γ=(b 1+b 2ρb 3)b 4(3)式中,σy 为致密体的等效屈服应力;p 为热等静压压力;S i j 为偏应力张量;γ㊁β为与材料有关的参数;q 1㊁q 2㊁q 3㊁q 4㊁b 1㊁b 2㊁b 3㊁b 4为常数;ρ为相对致密度㊂当粉末逐渐致密化达到1之后该屈服模型回归到经典的v o n M i s e s 屈服模型,β㊁γ可由单轴压㊃0452㊃中国机械工程第26卷第18期2015年9月下半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.图5 模型结构图缩试验得到[14]㊂包套和模具材料分别使用45钢和304不锈钢,两种材料在H I P过程中用弹塑性材料模型和v o n M i s e s屈服准则描述其变形行为,相关参数在MA R C有限元程序中设定㊂初次热等静压参数(850℃,100M P a,保压3 h)作用下,相对致密度模拟分布结果如图6所示㊂制件基本上达到致密,但在图6中A区由于模具结构限制,粉末流动较差没有达到与其他区域相当的致密度,力学性能均一性较差,可能影响疲劳寿命㊂但是该区域的致密度达到了93%以上,即已经没有了连通孔隙,压坯外表面可以承受并传递气体介质压力,满足二次热等静压的条件㊂从该区域的S E M照片上可以看到基本上达到致密但残存孔隙,孔隙之间已互不连通,如图7所示㊂图6 相对致密度模拟分布结果初次热等静压的参数借助有限元模拟的方法确定,通过设置不同的温度和压力工艺参数加载,查看致密度模拟结果,为减小温度压力过高对性能的不利影响,选择致密度最低区域达到92%前提下的最小温度和压力数值作为初次热等静压的工艺参数㊂通过酸洗和机加工的方法去除掉包套和控形型芯,对零件进行二次热等静压,由于此时图7 A区组织S E M图片的零件形状不规则,有限元模拟难度较大并且容易产生较大误差,故选择从试验的角度探索并确定二次热等静压的工艺参数㊂2 结果与讨论2.1 拉伸特性为探索二次热等静压的成形工艺参数以及两步法成形零件的力学性能,设计了3组试验,分别是传统热等静压工艺P0(910℃,120M P a,3h)㊁两种两步成形工艺P1(850℃,100M P a,3h/850℃,120M P a,3h)和P2(850℃,100M P a,3h/910℃,120M P a,3h),成形图5所示零件,并将获得的压坯A区制成截面为6mm×2mm的条状拉伸试样进行拉伸试验(图8),对比其拉伸特性,观察和分析组织断口形貌㊂图8 拉伸试验前后对比试验在德国Z w i c k/R o e l l公司Z010型拉伸试验机上进行,拉伸参数为预载100N,试验速度2mm/m i n,得到拉伸性能参数如表2所示㊂表2 不同工艺的拉伸强度工艺参数910℃,120M P a850℃,100M P a/850℃,120M P a850℃,100M P a/910℃,120M P a拉伸强度(M P a)954898985屈服极限(M P a)876828886弹性模量(G P a)121120125㊃1452㊃T i6A l4V合金整体零件的两步热等静压近净成形工艺探究黄俊薛鹏举魏青松等Copyright©博看网. All Rights Reserved.拉伸数据显示,除了850℃/850℃工艺下拉伸性能与同规模T i 6A l 4V 铸件(拉伸强度为890M P a ,屈服强度825M P a)相当外,其他工艺下H I P 试件性能都优于同规模T i 6A l 4V 铸件,略微优于同规模T i 6A l 4V 锻件(拉伸强度为930M P a ,屈服强度为860M P a ),且两步H I P 法成形试件拉伸性能稍优于传统H I P 工艺制件的拉伸性能,使得零件性能在更加均一的前提下并未降低力学性能㊂2.2 组织形貌分析在扫描电子显微镜下观察不同工艺下A 区部分的微观组织形貌㊂3种工艺都是常规的均匀板条状α+β相组织,同样放大倍数下,850℃/850℃两步法成形组织最为细小,850℃/910℃两步法成形较为粗大,而常规H I P 工艺晶粒尺寸规模居中㊂从图9a ㊁图9b 中可以观察到主要由细小等轴晶组成的原始颗粒边界(pr i o r p a r t i c l e b o u n d a r y ,P P B ),而图9c 中原始颗粒边界基本消失㊂850℃/850℃工艺成形温度较低,粉末屈服强度较高,在压力挤压粉末互相剪切作用下粉末颗粒中板条状组织破碎球化,在保温保压驱动下,发生再结晶为细小等轴晶[15‐16],形成明显颗粒边界㊂910℃常规工艺下随着温度的提升晶粒长大,但是颗粒边界依旧存在㊂850℃/910℃工艺由于保温时间较长,晶粒随时间的增长粗大化,细小等轴晶长大到与板条状晶粒同等规模尺寸,颗粒边界消失,因此拉伸性能较好㊂(a )910℃(b )850℃/850℃(c )850℃/910℃图9 微观组织形貌2.3 断口形貌分析在扫描电子显微镜下观察上述不同工艺参数成形的拉伸试样的断口形貌,如图10所示,均可以观察到大量韧窝,表现出韧性断裂的特征,说明粉末颗粒间发生了冶金结合㊂910℃常规热等静压和工艺P 1(850℃,100M P a /850℃,120M P a )两步成形法成形的拉伸试样断口区域能观察到近球形的凹坑,其大小与原始的T i 6A l 4V 粉末相当,说明热等静压时粉末颗粒接触处因受温度和压力作用发生冶金结合区域的强度较差,在拉力作用下,裂纹在此处萌生,扩展并断裂失效㊂工艺P 2(850℃,100M P a /910℃,120M P a )两步成形拉伸断口未见近球形的凹坑,更高的成形温度下颗粒之间元素扩散更快,蠕变更充分,冶金结合更加牢固,不再是潜在的裂纹萌生点,因此拉伸强度高于前面两种工艺拉伸强度㊂(a )910℃(b )850℃/850℃(c )850℃/910℃图10 微观断口形貌2.4 两步法成形叶盘零件根据以上模拟结果和试验测试确定的两步H I P 法工艺参数(850℃,100M P a ,3h /910℃,120M P a ,3h ),使用T i 6A l 4V 粉末作为材料成形了叶盘零件,叶盘的设计形状和模具示意如图11a 所示㊂叶盘的形状比较复杂,尤其是在叶片部分,存在尖角和扭曲部分,粉末在控形模具内流动困难会导致叶片部位达不到理想的致密度,如图11b 模拟得出的初次H I P 后的相对致密度所示,形成缺陷影响使用寿命,需要进行工艺优化㊂因此,使用两步H I P 成形法在初次H I P 之后酸洗去掉控形型芯和模具,二次H I P 温度和压力直接作用于叶片部分使其达到致密,在保持形状的同时,性能达到均一㊂试验后切出叶片,在电子显微镜下观察叶片处组织,未见残余孔隙,达到致密,如图11c 所示㊂经少量机加工后实体零件如图11d 所示,阿基米德排水法测得叶盘致密度达到99.5%㊂剩余0.05%的致密度可能对应着少许的孔隙残留,在个别叶片部位或叶片和叶冠及轮㊃2452㊃中国机械工程第26卷第18期2015年9月下半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.毂的连接处(试验切割叶片并观察的S E M 图没有发现明显孔隙)也可能对应着排水法的测量误差㊂(a)设计图(b )初次H I P 模拟相对致密度分布(c)叶片微观组织(d)成形叶盘零件图11 叶盘零件3 结论(1)两步热等静压成形法成形高温合金零件可以在保证控形效果的基础上,使零件难以致密处达到致密,保证零件性能均一,提高使用寿命㊂(2)两步热等静压成形法的首次工艺参数可以根据不同材料特性,使用有限元模拟的方法确定,选择零件组织无连通孔隙状态下的最低的温度和压力数值;二次H I P 工艺参数根据成形试件力学性能测试结果确定,本文设计的叶盘零件在选定的工艺参数(850℃,100M P a /910℃,120M P a )下,形状和力学性能控制均较优㊂(3)两步成形法制件组织颗粒边界消失,断口形貌未见近球状凹坑,粉末冶金结合牢固㊂拉伸性能达到同规模锻件水平,稍微优于传统H I P 制件㊂参考文献:[1] 张义文.热等静压技术新进展[J ].粉末冶金工业,2009(4):32‐40.Z h a n g Y i w e n .R e s e a r c ha n d D e v e l o p m e n ti n P /M S u p e r a l l o y [J ].P o w d e r M e t a l l u r g y I n d u s t r y ,2009(4):32‐40.[2] B o c a n e g r a ‐b e r n a l M H.H o tI s o s t a t i c P r e s s i n g(H I P )T e c h n o l o g y a n dI t sA p p l i c a t i o n s t o M e t a l s a n d C e r a m i c s [J ].J o u r n a lo f M a t e r i a l s S c i e n c e,2004,39(21):6399‐6420.[3] L e y e n sC ,P e t e r s M.T i t a n i u ma n dT i t a n i u m A l l o ys [M ].W e i n h e i m :W i l e y‐V C H ,2005.[4] 赵永庆.高温钛合金研究[J ].钛工业进展,2001,1(1):33‐39.Z h a oY o n g q i n g .R e s e a r c ho nH i g hT e m p e r a t u r eT i -t a n i u m A l l o y s [J ].T i t a n i u m I n d u s t r y P r o gr e s s ,2001,1(1):33‐39.[5] 张晓伟.T i 6A l 4V 合金表面激光熔覆功能复合涂层研究进展[J ].稀有金属材料与工程,2012,41(1):178‐183.Z h a n g X i a o w e i .R e s e a r c h P r o g r e s s o f F u n c t i o n a l C o m p o s i t eC o a t i n g s o nT i 6A l 4V A l l o y S u r f a c eP r e -p a r e db y L a s e rC l a d d i n g T e c h n i qu e [J ].R a r e M e t a l M a t e r i a l s a n dE n g i n e e r i n g,2012,41(1):178‐183.[6] 刘国承,史玉升,魏青松,等.316L 粉末热等静压致密化过程数值模拟[J ].华中科技大学学报(自然科学版),2011,39(10):23‐27.L i uG u o c h e n g ,S h iY u s h e n g ,W e iQ i n g s o n g ,e ta l .N u m e r i c a lS i m u l a t i o no ft h eD e n s i f i c a t i o no f316LP o w d e r d u r i n g H o t I s o s t a t i cP r e s s i n g[J ].J o u r n a l o f H u a z h o n g U n i v e r s i t y o f S c i e n c e a n d T e c h n o l o g y (N a t u r a l S c i e n c eE d i t i o n ),2011,39(10):23‐27.[7] Z h a n g K ,M e i J ,W a i nN ,e t a l .E f f e c t o fH o t ‐i s o s t a t -i c ‐p r e s s i n g P a r a m e t e r so nt h e M i c r o s t r u c t u r ea n d P r o p e r t i e s o fP o w d e rT i ‐6A l ‐4V H o t ‐i s o s t a t i c a l l y‐p r e s s e dS a m p l e s [J ].M e t a l l u r gi c a la n d M a t e r i a l s T r a n s a c t i o n sA ,2010(4):1033‐1045.[8] 崔忠圻,覃耀春.金属与热处理[M ].2版.北京:机械工业出版社,2007.[9] D a sS ,W o h l e r t M ,B e a m a nJJ ,e t a l .P r o c e s s i n g of T i t a n i u m N e tS h a p e sb y SL S /H I P [J ].M a t e r i a l s a n dD e s i gn ,1999,20:115‐121.[10] Y u a n W X ,M e iJ ,S a m a r o v V ,e ta l .C o m pu t e r M o d e l l i n g a n d T o o l i n g D e s i gn f o r N e a r N e t S h a p e dC o m p o n e n t sU s i n g H o t I s o s t a t i cP r e s s i n g [J ].J o u r n a l o fM a t e r i a l sP r o c e s s i n g T e c h n o l o g y,2007,182(1/3):39‐49.[11] S h i m aS ,O y a n e M.P l a s t i c i t y T h e o r y fo rP o r o u s M e t a l s [J ].I n t e r n a t i o n a lJ o u r n a lo f M e c h a n i c a lS c i e n c e s ,1976,18(6):285‐291.[12] S a n c h e zL ,O u e d r a o goE ,F e d e r z o n iL ,e ta l .N e w V i s c o pl a s t i c M o d e l t o S i m u l a t e H o t I s o s t a t i c P r e s s i n g [J ].P o w d e r M e t a l l u r g y,2002,45(4):329‐334.[13] H u aL ,Q i nX ,M a o H ,e ta l .P l a s t i cD e f o r m a t i o na n d Y i e l d C r i t e r i o n f o r C o m p r e s s ib l e S i n t e r e d P o w d e r M a t e r i a l s [J ].J o u r n a lo f M a t e r i a l sP r o -c e s s i n g T e c h n o l o g y ,2006,180(1):174‐178.[14] 陆恒,魏青松,薛鹏举,等.I n c o n e l 625粉末盘热等静压近净成形过程模拟与验证[J ].中国机械工程,2013,24(19):2675‐2680.L u H e n g ,W e iQ i n g s o n g ,X u eP e n g j u n ,e ta l .N u -m e r i c a l S i m u l a t i o na n dV e r i f i c a t i o no fN e a r ‐n e t ‐㊃3452㊃T i 6A l 4V 合金整体零件的两步热等静压近净成形工艺探究黄俊薛鹏举魏青松等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.s h a p i n g I n c o n e l 625P o w d e r D i s k u n d e r H o tI s o -s t a t i cP r e s s i n g [J ].C h i n a M e c h a n i c a lE n g i n e e r i n g,2013,24(19):2675‐2680.[15] 王学滨.基于实测剪切应力及局部应变的T i ‐6A l ‐4V 绝热剪切带的峰值温度估算[J ].材料与工程,2013,42(2):320‐324.W a n g X u e b i n g .A n A s s e s s m e n to f t h eP e a kT e m -pe r a t u r e i n t h eA d i a b a t i cS h e a rB a n do fT i ‐6A l ‐4V B a s e d o nt h e M e a s u r e d S h e a r S t r e s sa n d L o c a lS t r a i n [J ].R a r e M e t a lM a t e r i a l sa n dE n g i n e e r i n g,2013,42(2):320‐324.[16] S t e f a n s s o nN ,S e m i a t i nSL .M e c h a n i s m s o fG l o b u -l a r i z a t i o no fT i ‐6A l ‐4V d u r i n g St a t i c H e a tT r e a t m e n t .M a t e r .T r a n s .A ,2002,34:691‐698.(编辑袁兴玲)作者简介:黄俊,男,1990年生㊂华中科技大学材料成形与模具技术国家重点实验室硕士研究生㊂研究方向为热等静压近净成形㊂薛鹏举,男,1973年生㊂华中科技大学材料科学与工程学院博士㊂魏青松,男,1975年生㊂华中科技大学材料科学与工程学院副教授㊁博士研究生导师㊂史玉升,男,1962年生㊂华中科技大学材料科学与工程学院教授㊁博士研究生导师㊂考虑焊点不确定性的车身点焊结构疲劳寿命优化刘志成1 姜潮1 李源2 白影春11.湖南大学汽车车身先进设计制造国家重点实验室,长沙,4100822.国防科学技术大学,长沙,410082摘要:基于区间优化的方法,构建了考虑焊点不确定性的T S ㊁MT S 两种点焊结构的疲劳寿命不确定性优化模型㊂采用修正的M a n s o n ‐C o f f i n 公式作为点焊结构的疲劳寿命计算公式,同时考虑工艺中焊枪落点的不确定性,将焊点的位置坐标作为区间变量,通过对焊点坐标进行区间优化,获得结构疲劳寿命最大时的焊点坐标㊂给出了相应标准焊接结构试样疲劳寿命的上下界,为工程实际中点焊结构的疲劳寿命极限的分析及最优设计提供了计算工具㊂关键词:点焊结构;焊点不确定性;结构疲劳寿命;区间优化中图分类号:U 463.82 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.18.024F a t i g u e L i f eO p t i m i z a t i o n f o r S p o t ‐W e l d e d S t r u c t u r e s o f V e h i c l e B o d y C o n s i d e r i n g U n c e r t a i n t y o fW e l d i n g S po t s L i uZ h i c h e n g 1 J i a n g C h a o 1 L iY u a n 2 B a iY i n gc h u n 11.S t a t eK e y L a b o r a t o r y o fA d v a n c e dD e s i g na n d M a n u f a c t u r i n g f o rV e h i c l eB o d y,H u n a nU n i v e r s i t y ,C h a n gs h a ,4100822.N a t i o n a lU n i v e r s i t y o fD e f e n s eT e c h n o l o g y ,C h a n gs h a ,410082A b s t r a c t :F a t i g u e l i f e i n t e r v a l o p t i m i z a t i o na n a l y s i sm o d e lw i t ht w ot y p e so fw e l d e ds t r u c t u r e s :t e n s i l e ‐s h e a r (T S )a n dm o d i f i e d t e n s i l e s h e a r (MT S )s p o tw e l d e d jo i n t sw o u l db e c o n s t r u c t e db a s e do n i n t e r v a l o p t i m i z a t i o nm e t h o d ,c o n s i d e r i n g u n c e r t a i n t y o f t h ew e l d i n g s p o t s .U s i n gt h em o d i f i e dM a n s o n ‐C o f f i n f o r m u l a a s f a t i g u e l i f e c a l c u l a t i o nm e t h o d o f s p o tw e l d e d s t r u c t u r e s ,t a k i n g co n s i d e r a t i o n o f t h e c h a r a c t e r i s t i c s t h a t t h e u n c e r t a i n t y o fw e l d i n g t o r c h p l a c e m e n t d u r i n g th e p r o c e s s ,t h e p o s i t i o n s o f t h e w e l d i n g s p o t sw e r e t r e a t e d a s i n t e r v a l v a r i a b l e s .B y i n t e r v a l o p t i m i z a t i o n o f w e l d i n g s p o t c o o r d i n a t e s ,m a x -i m u mf a t i g u e l i f e a n db e s tw e l d i n g s p o t c o o r d i n a t e s o f t h e t w o t y pe s o fw e l d e d s t r u c t u r e s c o u l db e o b t a i n e d .F u r t h e rm o r e ,c o r r e s p o n d i n g u p p e r a n d l o w e rf a t ig u e l i f eb o u n d so f th es t a n d a r ds a m pl ew e l d e ds t r u c t u r e s w e r e a l s o d e m o n s t r a t e d .Ac o m p u t i n g t o o l w i t h f u n c t i o n o f a n a l y s i s a n d o p t i m a l d e s i g n o f t h e f a t i gu e l i f ew a s p r o v i d e d ,w h i c h c o u l db e a p p l i e d o n s p o tw e l d e d s t r u c t u r e s i n e n g i n e e r i n g pr a c t i c e s .K e y wo r d s :s p o tw e l d e d s t r u c t u r e ;u n c e r t a i n t y o fw e l d i n g s p o t ;s t r u c t u r e f a t i g u e l i f e ;i n t e r v a l o p t i m i z a t i o n 0 引言点焊工艺被广泛应用于白车身㊁工程机械㊁发收稿日期:20140630基金项目:国家自然科学基金资助项目(11172096);国家自然科学优秀青年基金资助项目(51222502);全国优秀博士论文专项基金资助项目(201235);湖南省杰出青年基金资助项目(14J J 1016)动机外壳㊁电子元件等结构的连接中[1‐2],焊点位置的分布方式对点焊结构的强度以及疲劳寿命有着重要影响㊂随着车身轻量化设计要求的不断提高,车身材料逐渐被厚度薄㊁强度高的高强钢所替代㊂目前,关于点焊结构的疲劳强度的分析主要针对点焊工艺参数如点焊接头的强度㊁点焊接头的电流大小等方面进行考虑,而对点焊结构疲劳㊃4452㊃中国机械工程第26卷第18期2015年9月下半月Copyright ©博看网. 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钛合金Ti6Al4V铣削加工中切削力的三维数值模拟_杨勇

文章编号:1005 0930(2010)03 0493 10 中图分类号:TG501;V261 文献标识码:Ado:i 10.3969/.j iss n .1005 0930.2010.03.014收稿日期:2008 09 08;修订日期:2009 02 24基金项目: 高档数控机床与基础制造装备科技重大专项(2009ZX04014 043);国家重点基础研究发展计划项目(2009CB724401)作者简介:杨勇(1976!)男,博士.E m ai:l yangyong913@g m ai.l com;Te:l 151********通讯作者:孙杰(1967!)男,博士,教授.钛合金Ti 6A l 4V 铣削加工中切削力的三维数值模拟杨勇1, 李长河1, 孙杰2(1.青岛理工大学机械工程学院,山东青岛266033; 2.山东大学机械工程学院,山东济南250061)摘要:结合航空钛合金立铣加工的实际情况,提出了主、副切削刃同时进行切削的螺旋齿双刃切削有限元模型,进而利用该模型对航空钛合金T i 6A l 4V 进行了铣削加工切削力的三维数值模拟研究,得到了铣削过程中切削力的变化曲线和数值,揭示了铣削过程一个周期内切削力的变化规律.通过铣削力实验测得了相同切削条件下的切削力,实验结果与有限元模拟结果较为一致,证明所建立的有限元模型是正确的,可用于预报铣削力值.切削力三维数值模拟的研究为钛合金这种难加工材料切削加工工艺参数优化、刀具的合理选择及其优化设计奠定了基础,同时也为进一步有效控制钛合金航空薄壁零件因切削力作用引起的加工变形提供了新的研究手段.关键词:钛合金;铣削加工;双刃切削;切削力;数值模拟钛合金以其优异的综合机械性能已成为航空航天工业以及民用工业中应用前景极其广泛的材料.然而由于钛合金自身的材料特性,导致其切削加工性很差,其中大的切削力是切削过程突出的加工特点之一[1],切削力直接决定切削热的产生,进而影响着刀具使用寿命、加工效率和加工表面质量,并使航空薄壁零件产生严重的加工变形.因此研究切削力数值及其变化规律并进行快速准确的预报对钛合金航空零件切削加工具有很重要的意义.传统方法中对切削力的研究多采用解析法和实验[2].解析法求解虽然方便,但计算公式中很多的系数需要进行实验确定,而且解析过程进行了大量的简化,与实际情况相差较大.近年来,随着计算机技术的飞速发展,有限元数值模拟方法开始在切屑成形、切削残余应力分析、切削力建模、刀具磨损和刀具寿命等研究中得到广泛应用,并成为研究切削机理和工艺问题的有效方法[3].美国Oh i o 州立大学A ltan [4]在二维正交切削和三维斜角切削有限元模拟方面进行了最为系统的研究,Deng 等[5]利用AB AQUS 对正交切削时的切削力进行了较为完整的模拟研究,L i n 等[6]进行了斜角切削模型及切削力等方面的研究,成群林等[7]利用单刃切削有限元模型研究了铝合金立铣加工中的三维切削力.但是,第18卷3期2010年6月应用基础与工程科学学报JOURNAL OF B ASI C SC I ENCE AND E NGI N EER I N G Vo.l 18,No .3June 2010这些切削加工数值模拟的刀具建模时都采用直线或单个曲线刀刃,而航空钛合金铣削加工的刀具多为螺旋齿立铣刀,主、副切削刃同时参与作用,因此,结合立铣加工特征,进行螺旋齿刀具双刃切削加工的三维数值模拟研究能够更好的反映铣削加工的实际情况.1 螺旋齿双刃切削有限元模型1 1 双刃斜角切削理论模型实际中的切削加工几乎全部是三维切削的场合,纯粹的二维切削(严格的平面塑性流动状态)几乎不存在.在一般的三维切削中,切削刃与切削方向不垂直,主、副切削刃同时参加切削.在更复杂的场合中切削刃不是直线、沿切削刃其切削厚度不同(螺旋圆柱铣刀)或前角是变化的等.在这种场合下对切削过程分析的基础是双刃斜角切削理论模型,如图1所示.图1 双刃斜角切削理论模型F ig.1 D ouble edge obli que cu tti ng theo ry m ode l图1中副切削刃BC和主切削刃CD同时参加切削,形成了由副切削刃产生的剪切面( BCE)和由主切削刃产生的剪切面( CEFD)两者同时存在的情况.从H I右侧部分的端面进入的质点的运动情况与单刃斜角切削情况相同,在左侧,例如从KL进入的质点受到由图中虚线表示的二维切削的变形,副切削刃与该剪切变形相对应的受压面位于刀具的前刀面上.作为外观上的差别,在图1中,侧面BC I M在达到副切削刃之前一直未受到变形,例如考虑L点的运动,在图1中L点向切屑的里侧转人,其结果使切屑断面形成如图所示的梯形.1 2 螺旋齿双刃切削有限元模型基于双刃斜角切削理论模型建立钛合金T i6A l4V立铣加工的螺旋齿双刃切削有限元模型,如图2所示.图2中,刀具为螺旋立铣刀,其几何模型由通用三维造型软件UG建立,螺旋形主切削刃和副切削刃同时参与切削,二者共同作用完成材料的去除.切削加工中,由于刀具同时作旋转和进给运动,因此其运动轨迹是一条摆线,得到的是近似扇形的变厚度切屑,如图3工件切削层所示.为了减少网格单元数量,提高计算速度,对工件和刀具的几何尺寸做了简化处理,只对参与切削作用的部分进行建模.图中v f为刀具进给速度,f z为每齿进给量,a e为铣削宽度,a p为铣削深度.假定刀具为刚体,且刀尖锋利.该双刃切削有限元模型能够实现对变厚度切屑层切削过程进行数值模拟,并且采用主、副切削刃同时进行模拟分析,和实际情况较为一致.2 三维有限元模拟的关键技术2 1 材料本构模型实际切削中材料常常处在高温、大应变和高应变率的情况下发生弹塑性变形.因此综494应用基础与工程科学学报 V o.l18图2 螺旋齿双刃切削有限元模型F ig .2 H e li x doub l e edg e cutti ng fi n itee l ement model 图3 螺旋立铣加工中的切削层F i g .3 Cutti ng l ayer i n he lix end i ng m illi ng合考虑各因素对工件材料流动应力的影响,建立合理的材料本构模型是模拟分析的关键.描述材料高应变率下热黏塑性变形行为的本构模型有较多种,但是以Johnson Cook 模型的应用最为理想,该本构模型既可反映加工过程中的温度软化效应、加工硬化效应,也可以反映应变率强化效应[8].本文即采用该模型,数学形式如式(1)=[A +B ( )n ]1+C l n 01-T -T roo m T m elt -T roomm (1)式中, 为流动应力; 为应变; 为应变率;T 为温度;A 为准静态条件下的屈服强度;B 、n 为应变硬化参数;C 为应变率强化参数;m 为热软化参数; 0为准静态应变率取1/s ;T melt 为材料熔点,取为1560∀;T r oom 为常温取20∀.Johnson Cook 模型系数通过高速冲击压缩实验(S H PB 实验)获得.该实验在西北工业大学进行,实验系统如图4所示.图4 S H PB 实验系统示意图F i g .4 Experi m ent system o f S HPB实验测量过程如图5所示,实验得到高应变率下的应力应变关系曲线如图6所示.根据不同温度和应变率下的实验结果拟合得到钛合金T i6A l4V 的Johnson C ook 模型495N o .3杨勇等:钛合金T i 6A l4V 铣削加工中切削力的三维数值模拟系数.由此建立具体的本构模型为=[980+7000 48](1+0 028ln )1-T-T roomT m elt-T roo m(2) 2 2 切屑分离金属切削数值模拟常用欧拉(Eulerian)方法和拉格朗日(Lag rang ian)方法实现切屑图5 S HPB实验测量过程F i g.5 S HPB expe ri m en tm easuring process 与工件的分离.Eu lerian方法适用于切削过程的稳态分析,但对铣削过程的变厚度切削分析比较困难.Lag r ang ian方法可以模拟从初始切削到稳态的过程,但是需要预定义切屑分离准则和切屑分离线,而这些切屑分离准则并不具备太多的物理含义且与实际切屑的形成相距甚远.本文采用有限元软件DEFORM提供的Arb itrar y Lag rang ian Eu ler i a n方法(ALE方法)实现切屑的自动分离.ALE方法综合了拉格朗日方法和欧拉方法的优点,能够根据网格畸变的情况和刀具工件接触条件,在求解时根据接触状态和畸变标准重新划分网格.ALE方法的理论基础是物体运动的ALE描述模型[9],不同于Lagrang ian或Eu l e rian 描述模型.ALE模型另外引进了一个独立于初始构形!X和现实构形!x的参考构形!∀,在这个模型里物质导数f和参考导数f*之间的关系式为:f=f*+fx i(v i-v^i)(3)式中,x i为空间构形的坐标;v i和v^i分别为物质点和网格节点的运动速度.图6 T i6A l4V在10000s-1应变率下的真实应力应变曲线F i g.6 T rue flow stress curv e at strain ra te10000s-1o f T i6A l4V 图7 材料在高应变率下的失效应力应变关系曲线F i g.7 Fa ilure fl ow stress stra i ncurve at h i gh stra i n rate2 3 绝热剪切模型绝热剪切是切削加工过程中的一个重要现象,由于切削过程所具有的高温、高应变率特性,对于大多数金属特别是热特性差的钛合金材料会产生绝热剪切.大量实验证明绝热496应用基础与工程科学学报 V o.l18剪切是材料在高应变率下失效的典型形式[10],材料发生失效时的实验曲线如图7所示.图7中绝热曲线上A 点是材料开始失效点,在切削过程中对应着绝热剪切现象的发生.研究者通过大量实验建立了各种条件下的材料失效曲线并提出临界等效塑性应变准则,实际模拟即采用该应变准则作为绝热剪切临界条件,实现对实际复杂切削过程绝热剪切的物理仿真,该应变准则具体形式如下f p =d 1+d 2exp d 3 pM ises #1+d 4ln p01+d 5T -T r oom T melt -T r oom (4)式中, f p 为临界等效塑性应变; p 为压应力; M ises 为M ises 应力; p 为塑性应变率; 0为准静态应变率;T melt 材料熔点;T room 为室温;d 1、d 2、d 3、d 4、d 5为材料失效参数,分别取-0 09、0 25、-0 5、0 014、3 87[11].3 切削力的有限元模拟与分析利用螺旋齿双刃切削有限元模型在商业有限元软件DEFORM 3D 中对钛合金铣削加工过程进行了有限元模拟.模拟中工件底边X 、Y 、Z 方向的平动自由度被约束,工件和刀具的初始边界温度为室温.模拟条件为:采用2齿超细晶粒整体硬质合金立铣刀,刀具直径16mm,前角22∃,后角8∃,螺旋角30∃,工件材料为钛合金T i6A l4V,退火状态,顺铣加工,干切削,工件和刀具材料的力、热等物理数据取自材料手册[12].根据相关理论研究和仿真软件特点[13],模拟中刀屑摩擦系数为0 3.模拟采用的切削参数为2组,如表1所示.表1 有限元模拟和实验切削参数及切削力比较T ab l e 1 F inite e le m ent si m u lati on and experi m ent pa rame ters and cu tti ng fo rce co m parison 序号转速/r/m i n 进给速度/mm /m in 铣深/mm 铣宽/mm X 向切削力/NY 向切削力/N Z 向切削力/N 模拟值实验值误差模拟值实验值误差模拟值实验值误差11873633493 6432 714 1%786 1704 911 5%268 1228 317 4%2270532 53321 2278 915 2%635 2560 213 4%181 6163 611%铣削加工过程模拟充分利用了DEFORM 3D 四面体网格动态自适应的功能,在切削加工的局部区域网格加密,其他区域则网格逐渐变稀.图8是主轴转速为187r /m i n 时由模拟得到的铣削过程一个周期内3个方向的切削力变化曲线,对应切削力曲线的切屑形成过程如图9所示.从图8和图9中可以看出一个周期内的3向切削力都经过以下3个阶段:(1)第一阶段如图9(a)所示,刀具和切屑逐渐接触,此时切削力逐渐增大,对应图8中各向切削力曲线的上升阶段A;(2)第二阶段如图9(b )所示,刀具和切屑间达到最大接触状态,因为接触长度(面积)的增大而导致了前刀面的摩擦力和法向应力增大,从而使得切削力增至最大,对应图8中各向切削力曲线的峰值B ;(3)第三阶段如图9(c)所示,刀具和切屑虽然达到最大接触状态,但是切削厚度逐渐减小,同时由于工件材料温度升高发生软化,使得其力学性能下降,因此导致切削力逐渐降低,对应图8中各向切削力曲线的下降阶段C .497N o .3杨勇等:钛合金T i 6A l4V 铣削加工中切削力的三维数值模拟图8 模拟3向切削力变化曲线F ig .8 S i m ulati on cu tti ng foce curves o f t hree direction图9 与切削力曲线对应的切屑形成过程F i g.9 Chip for m ati on process i n agree m ent w it h cutting force curve为验证有限元模型对切削力预测的正确性,采用如图10所示的实验系统在刚性较好的铣床上进行切削力测量实验.工件长、宽、高分别为150mm #80mm #50mm,测试仪器采498应用基础与工程科学学报 V o.l 18用K istler 9257B 压电测力仪,切削条件与模拟条件相同,切削参数如表1所示.现场加工如图11所示.图10 切削力测试系统F ig .10 T esti ng syste m of cutti ngforce 图11 切削力实验现场照片F ig .11 Exper i m ent photograph of cutti ng force 测量所得的切削力和其模拟值比较如表1所示,表中切削力值为其最大值.从表1可见,切削力模拟值与实验值有一定误差,存在误差的原因主要有:一是有限元模拟中的刀具为绝对锋利的刚体,而实际铣削加工时,随着切削的进行,刀具会有不同程度的磨损;二是实际加工时机床会振动,刀具由于动平衡效应也会产生振动,而有限元模拟完全是在理想的情况下进行的;三是测量系统存在一定的固有误差.考虑到有限元模拟是在一定假设条件下进行的,因此切削力的模拟结果基本可以接受.图12和图13分别为第1组、第2组切削参数对应的切削力模拟曲线与实验曲线的比较,图12中曲线对应刀具切削工件时的一个切削周期,刀具连续切削则是此切削周期的不断重复.从两者的比较情况可以得出,两者的切削力随时间变化趋势基本是一致的,刀具从切入到切出的过程,切削力先增大后减小,其中Y 向切削力最大,Z 向切削力最小.但模拟得到的切削力曲线的锯齿状较多,这主要是因为有限元模拟时网格不断破裂重划以及切屑与刀具前刀面脱离造成的.综合切削力数值及其曲线的比较,可以看出有限元模拟结果和实验结果是比较一致的,表明所建立的有限元模型是正确的,使用有限元方法预报切削力是可行的.4 结论(1)建立了适合立铣加工的螺旋齿双刃切削有限元模型,利用此模型进行了切削力模拟,得到了切削力变化曲线及数值,揭示了铣削过程一个周期内切削力的变化规律.切削力实验结果与模拟结果较为一致,证明了对钛合金切削力的有限元模拟分析是正确的;(2)本文所建立的螺旋齿双刃切削有限元模型,比以前建立的直齿切削模型、单刃切削模型有较大的改进,使其更符合实际加工情况;(3)为进一步优化钛合金铣削加工工艺和控制航空薄壁零件的加工变形奠定了基础.通过组合不同的切削参数分别进行模拟,将模拟结果进行比较、分析,以切削力最小为目标进行参数优化研究,获得优化的切削参数;通过组合不同的刀具材料和刀具几何尺寸分别进行模拟,可辅助进行切削加工刀具优选和优化设计;499N o .3杨勇等:钛合金T i 6A l4V 铣削加工中切削力的三维数值模拟图12 第一组参数下切削力模拟曲线与实验曲线的比较F i g .12 Co m parison of pred i cted and exper i m enta l cutti ng force curves a t the first cutting para m eter(4)本文重点研究了局部切削力数值及其变化规律,实际中随着不同的装夹方案及工艺路线切削力也将不同,有关考虑装夹和工艺路线进行切削力的数值模拟技术需要作进一步的研究.500应用基础与工程科学学报 V o.l 18图13 第二组参数下切削力模拟曲线与实验曲线的比较F i g .13 Co m pa rison o f predicted and experi m enta l cutting force curves at the second cutting para m eter参考文献[1] E z ug w u E O.Key i m prove m en ts i n t he m ach i n i ng of diffi cu lt to cu t aeros pace s uperall oys[J].Internati onal J ournalofM ach i ne Tools&M anufacture ,2005,45:1353 1367[2] Y ces an G,A l ti n t as Y.I m proved m odeli ng of cutti ng force coeffici en ts i n periph eral m illi ng [J ].I n t .J .M ach .ToolsM anu.f ,1994,34:473 487[3] 杨勇,柯映林,董辉跃.高速切削有限元模拟技术研究[J].航空学报,2006,27(3):531 535501N o .3杨勇等:钛合金T i 6A l4V 铣削加工中切削力的三维数值模拟502应用基础与工程科学学报 V o.l18Yang Yong,K e Y ingli n,Dong H u i yue.Th e finite el e m en t s i m u lati on of h i gh speed cu tting[J].Acta A eronau tica etA stron auti ca S i n ica,2006,27(3):531 535[4] Y en Y C,A l tan T.E sti m ation of tool w ear i n ort hogonal cu tti ng us i ng t h e fi n ite ele m 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ngdao Technolog i cal Un ivers i ty,Q i ngdao266033,C h i na; 2.S chool ofM echanical Engi n eeri ng,Shandong Un ivers i ty,Ji nan250061,Ch i na)Abst ractA finite e le m entm odel of he li x doub le edge cutti n g process is developed according to the ob li q ue cutting t h eo r y,i n w hich t h e m a j o r and m i n or cutti n g edge a ll ac.t End i n g m illing process o f titan i u m alloy T i6A l4V is si m u lated w ith this m ode.l Cutting force is i n vestigated caref u ll y and the var i a ti o n l a w o f cutti n g force i n a cutting cycle is obta i n ed.A m illing force experi m ent is carried ou,t and a good agree m ent bet w een si m u lation and experi m enta l data is achieved,wh ich proves t h at the finite ele m ent m odel presented i n this paper is co rrec.t This w ork w ill be a base for pr ocess para m eter opti m ization,too l∋s opti m izati o n se lecti o n and design duri n g m illing o f d ifficu lt to cut titan i u m alloy,and also prov ide a ne w w ay to contro l m ach i n i n g distortion caused by cutti n g force for titan i u m alloy av iation th i n w alled co mponen.t K eywords:titaniu m a ll o y;m illi n g process;doub le edge cutting;cutting force; nu m erical si m ulati o n。

基于位错密度的Ti-6Al-4V合金表面机械碾磨晶粒细化模型及工艺优化

Received: Mar. 1st, 2021; accepted: Apr. 1st, 2021; published: Apr. 8th, 2021
Abstract
Abaqus commercial finite element analysis software is used to establish a two-dimensional finite element simulation model of Ti-6Al-4V titanium alloy surface mechanical grinding process based on the Johnson-Cook constitutive model. The model is coupled with dislocation density evolution model to simulate the dynamic evolution of the macroscopic force and the microscopic grain refinement during the surface mechanical grinding treatment. Based on the simulation results, the changes in the residual stress field, strain field, dislocation density and grain size during the mechanical grinding of the titanium alloy surface were studied. The influence of two process parameters, grinding speed and single-pass grinding depth, on the degree of grain refinement during mechanical grinding of the titanium alloy surface is obtained. It provides a favorable reference for the optimization of the process parameters of the mechanical grinding treatment of the titanium alloy surface.

钛合金Ti6A14V铣削有限元仿真分析

结果的准确性具有至关重要的影响作用，为此建
立了更接近实际的铣刀结构模型以及三维铣削模型。由于钛合金的铣削伴随着大的变形及应变，在加工过程中涉及高温、高应变速率耦合的大变形和断裂，为此在进行网格划分时，刀具和工件
２材料失效模型
在铣削加工过程中，切屑的形状发生较大的变形，应力与时间的并不是单值关系，为此切屑
的分离采用基于单元积分点的等效塑性应变准
收稿日期：２０１３－０７－２５基金项目：中航产学研创新基金项目（ＣＸＹ２０１０ＳＨ２９）作者简介：王明海（１９７１一），男，黑龙江人，教授，博士后，研究方向为精密高效数控加工技术。【４２】第３５卷第１１期２０１３ — １１（下）
ｌ
匐化
钛合金Ｔｉ６Ａ１４Ｖ铣削有限元仿真分析
ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍｉｌｌｉｎｇｔｉｔａｎｉｕｍａｌｌｏｙＴｉ６ＡＩ４Ｖ
王明海，王京刚，郑耀辉，李世永，高蕾
０引言
钛合金材料以比强度高、耐高温、耐腐蚀等优异特性，在航空和航天等领域得到了广泛应用，但由于化学活性大、导热系数小等特点致使钛合金的切削加工性较差、切削温度较高。在切削加工过程中，切屑的形成及切削温度的高低均对刀具的使用寿命和工件的表面加工质量有着重

钛合金Ti6Al4V铣削加工中切削力的三维数值模拟

钛合金Ti6Al4V铣削加工中切削力的三维数值模拟
杨勇;李长河;孙杰
【期刊名称】《应用基础与工程科学学报》
【年(卷),期】2010(18)3
【摘要】结合航空钛合金立铣加工的实际情况,提出了主、副切削刃同时进行切削的螺旋齿双刃切削有限元模型,进而利用该模型对航空钛合金Ti6A l4V进行了铣削加工切削力的三维数值模拟研究,得到了铣削过程中切削力的变化曲线和数值,揭示了铣削过程一个周期内切削力的变化规律.通过铣削力实验测得了相同切削条件下的切削力,实验结果与有限元模拟结果较为一致,证明所建立的有限元模型是正确的,可用于预报铣削力值.切削力三维数值模拟的研究为钛合金这种难加工材料切削加工工艺参数优化、刀具的合理选择及其优化设计奠定了基础,同时也为进一步有效控制钛合金航空薄壁零件因切削力作用引起的加工变形提供了新的研究手段.【总页数】10页(P493-502)
【关键词】钛合金;铣削加工;双刃切削;切削力;数值模拟
【作者】杨勇;李长河;孙杰
【作者单位】青岛理工大学机械工程学院;山东大学机械工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TG501;V261
【相关文献】
1.Ti6Al4V钛合金大进给铣削切削力与切削温度的试验研究 [J], 杨吟飞;赵威;李亮;何宁;梁鑫光;张伟;徐杰
2.航空铝合金铣削加工中切削力的数值模拟研究 [J], 成群林;柯映林;董辉跃
3.航空钛合金Ti6Al4V的三维铣削加工有限元仿真 [J], 王明海;李世永;王京刚;高蕾
4.航空钛合金Ti6Al4V微细铣削加工数值模拟与试验研究 [J], 单晓坤
5.Ti6Al4V钛合金切削加工的数值模拟 [J], 宋新华;高红旺;田正芳;宋斌
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线性摩擦焊接过程的温度场模拟

线性摩擦焊接过程的温度场模拟*武小宇，杜随更（西北工业大学现代设计与集成制造技术教育部重点实验室，西安710072）摘要：采用有限元分析软件ANSYS10.0对钛合金线性摩擦焊接过程温度场进行模拟仿真。

模拟结果表明，焊件温度场的空间分布具有内高外低的特点，摩擦阶段离摩擦界面中心处越近，温度升高速度越快，温度值越大。

温度峰值出现在摩擦结束时，低于钛合金熔点；顶锻阶段整个焊件同步降温。

关键词：ANSYS软件；仿真；线性摩擦焊接中图分类号：TG402文献标识码：A文章编号：1671—3133（2010）08—0019—04Temperature field simulation of the linear friction weldingWU Xiao-yu，DU Sui-geng（Key Laboratory of Ministry of Education for Contemporary Design and Integrated Manufacturing Technology，Northwestern Polytechnical University，Xi'an710072，China）Abstract：Temperature field in the process of linear friction welding of titanium alloy was simulated based on the finite element a-nalysis software ANSYS10.0．The results of the simulation show that the temperature field distribution of the weldment is higher inside and lower outside．The nearer the position of the friction interface，the faster the temperature rises and the higher maximum temperature available．The maximum welding temperature appeared at the end of friction phase，lower than the melting point of the titanium alloy．In the forging phase cooling of the entire weldment is synchronous．Key words：ANSYS；simulation；linear friction welding线性摩擦焊接作为一种优质、精密、高效和节能的固态焊接技术，在国外高推比航空发动机整体叶盘制造中得到日益广泛的应用［1-4］。

硬质合金刀具切削钛合金Ti6Al4V界面摩擦特性研究

硬质合金刀具切削钛合金Ti6Al4V界面摩擦特性研究∗范依航;郝兆朋【摘要】Titanium alloys Ti6Al4V have superior properties,such as excellent strength⁃to⁃weight ratio,high corrosion resistance and good mechanical properties. However, due to its high chemical reaction and low thermal conductivity, tool wears seriously during cutting.In order to choose resonable cutting parameters so as to reduce tool wear,the frictioncharac⁃teristic of tool⁃chip/workpiece interface in machining Ti6Al4V with carbide tools were studied under different cutting speeds.The results show that,at rather low cutting speed,there are lots of adhesion materials in the close contact area in tool wear surface.At quite high cutting speed,the adhesion materials become unstable and diffusion occurs in thetool⁃work⁃piece interface.The peeling off of unstable adhesion material leads to tool micro⁃chipping and accelerates tool wear.When employing optimum cutting speed,the oxidation reaction occurs in tool⁃workpiece interface.The oxides generated in the cut⁃ting process acts as a boundary lubrication layer,which makes the chemical wear and adhesive wear to reach equilibrium, therefore,the high⁃temperature adhesion is inhibited and tool wear is reduced.%钛合金Ti6Al4V具有高的比强度、良好的机械性能和抗蚀性，但因其化学活性大、导热系数低，切削时刀具磨损严重。

激光选区熔化ti-6al-4v合金的微纳压痕尺寸效应_概述说明

激光选区熔化ti-6al-4v合金的微纳压痕尺寸效应概述说明1. 引言1.1 概述激光选区熔化（Laser Powder Bed Fusion，LPBF）是一种先进的金属增材制造技术，已广泛应用于航空航天、汽车、医疗等领域。

钛合金Ti-6Al-4V作为一种重要的结构性材料，在航空航天工业中具有广泛的应用前景。

然而，钛合金Ti-6Al-4V在LPBF过程中存在很多问题，如残余应力积累、组织非均匀性及变形等。

压痕测试作为一种常见的表征材料力学性能和纳米组织特性的手段，可以提供关于材料表面硬度、弹性模量等信息。

本文旨在通过微纳压痕测试研究钛合金Ti-6Al-4V在LPBF过程中的尺寸效应现象，以揭示不同尺寸条件下材料力学性能和纳米组织特性之间的关系。

1.2 文章结构本文共分为五个部分：引言、激光选区熔化Ti-6Al-4V合金的微纳压痕尺寸效应、研究方法与实验设计、实验结果与分析以及结论和展望。

在引言部分，首先对本研究的背景和意义进行概述，介绍钛合金Ti-6Al-4V的LPBF技术及其存在的问题。

接着，阐述了微纳压痕测试在材料力学性能和纳米组织特性表征中的重要性。

1.3 目的本文以揭示激光选区熔化过程中钛合金Ti-6Al-4V材料尺寸效应为目标，通过微纳压痕测试探索不同尺寸条件下材料硬度、弹性模量等机械性能指标的变化规律，并对其进行深入分析和解释。

通过对尺寸效应现象的研究，可以为优化LPBF工艺参数提供指导，并拓宽该领域进一步研究的方向。

在接下来的部分中，我们将详细介绍激光选区熔化Ti-6Al-4V合金的微纳压痕尺寸效应研究对象、实验方法与设计、实验结果与分析以及最后得出结论并展望未来可能的研究方向。

2. 激光选区熔化ti-6al-4v合金的微纳压痕尺寸效应2.1 研究对象介绍这一部分将会对研究对象进行介绍，即ti-6al-4v合金和激光选区熔化（Selective Laser Melting，简称SLM）技术。

Ti-6Al-4V钛合金表面疏水性复合膜的制备及其微摩擦磨损性能

１１１２ＦＡＮＧＧａｎｇ，ＬＩＵＱｉｎ，ＫＡＮＧＺｈｉ－ｘｉｎ，ＷＡＮＧＦａｎｇ
（１．ＮａｔｉｏｎａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒｏｆＮｅａｒ－Ｎｅｔ－ＳｈａｐｅＦｏｒｍｉｎｇｆｏｒＭｅｔａｌｌｉｃＭａｔｅｒｉａｌｓ，ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌ＆ＡｕｔｏｍｏｔｉｖｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＳｏｕｔｈＣｈｉｎａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｇｕａｎｇｚｈｏｕ５１０６４０，Ｃｈｉｎａ２．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＳｃｉｅｎｃｅ，ＮｏｒｔｈｗｅｓｔＡｇｒｉｃｕｌｔｕｒｅ＆ＦｏｒｅｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｙａｎｇｌｉｎｇ７１２１００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：６－（３－ｔｒｉｅｔｈｏｘｙｓｉｌｙｌｐｒｏｐｙｌａｍｉｎｏ）－１，３，５－ｔｒｉａｚｉｎｅ－２，４－ｄｉｔｈｉｏｌｍｏｎｏｓｏｄｉｕｍ（ＴＥＳ）ａｎｄ６－（Ｎ－ａｌｌｙｌ－，１，２，２－ｔｅｔｒａｈｙｄｒｏｐｅｒｆｌｕｏｒｏｄｅｃｙｌａｍｉｎｏ）－１，３，５－ｔｒｉａｚｉｎｅ－２，４－ｄｉｔｈｉｏｌｍｏｎｏｓｏｄｉｕｍ（ＡＴＰ）ｗｅｒｅｕｓｅｄｔｏｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆ１ＴＥＳ－ＳＡＭｓａｎｄＴＥＳ－ＡＴＰｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｉｌｍｓｏｎｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｏｆＴｉ－６Ａｌ－４Ｖｔｉｔａｎｉｕｍａｌｌｏｙｂｙｔｈｅｓｅｌｆ－ａｓｓｅｍｂｌｅｄ（ＳＡＭｓ）ｍｅｔｈｏｄａｎｄｐｏｌｙｍｅｒｐｌａｔｉｎｇｔｅｃｈｎｉｑｕｅ．ＴｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｆＴＥＳ－ＳＡＭｓａｎｄＴＥＳ－ＡＴＰｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｉｌｍｓｍｏｎｏｌａｙｅｒｓｗｅｒｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅｄｂｙＸ－ｒａｙｐｈｏｔｏｅｌｅｃｔｒｏｎｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｙ，ｃｏｎｔａｃｔａｎｇｌｅｍｅｔｅｒ，ｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｉｃｅｌｌｉｐｓｏｍｅｔｅｒ，ａｔｏｍｉｃｆｏｒｃｅｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ．ＴｈｅＵＭＴ－２ｔｒｉｂｏｍｅｔｅｒａｎｄｄｉｇｉｔａｌｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙｗｅｒｅｕｔｉｌｉｚｅｄｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｍｉｃｒｏ－ｔｒｉｂｏｌｏｇｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｆｉｌｍｓ．ＴｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓｏｆＴＥＳ－ＳＡＭｓａｎｄＴＥＳ－ＡＴＰｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｉｌｍｓｗｅｒｅ３．９ａｎｄ２２．２ｎｍａｎｄｔｈｅｉｒｃｏｎｔａｃｔａｎｇｌｅｓｏｆｄｉｓｔｉｌｌｅｄｗａｔｅｒｗｅｒｅ９４．５ ° ａｎｄ１３０．５ ° ，ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ，ｗｈｉｃｈｉｎｄｉｃａｔｅｓｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｓｏｆＴＥＳ－ＳＡＭｓａｎｄＴＥＳ－ＡＴＰｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｉｌｍｓｗｅｒｅｈｙｄｒｏｐｈｏｂｉｃ．Ｔｈｅｆｒｉｃｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗａｓｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｒｅｄｕｃｅｄｆｒｏｍ０．５０

球头铣刀微切削Ti6Al4V合金仿真与试验研究

量对加工表面存在不同程度的切屑粘连现象，每齿进给量越大，其切屑粘连现象越严重。
关键词：微铣削；球头铣刀；切削温度;Deform-3D
中图分类号:TH162；TG506
文献标识码:A
Simulation and Experimeetal Study on Micro-dutting of Ti6A14V by Ball End MXling ZHANG Xin-qi1%2 %DONG Zhi-guo1%2 ,LIU Pei-lin1%2 %ZHU Xu-hul2
[X (+(” < 滑动区域)
，=< ,
(4)
I T ( ++” (粘结区域)
其中，+为摩擦系数;(”为接触区域法向压应力；，'为剪切极限应力。
1.4材料失效准则
切削过程的有限元模拟的关键点与切屑的形成和分离有关。在仿真分析过程中采用默认准则，当刀-屑接触点应力大于0.1 MPa时切屑分离。在金属塑性变
较小，切屑层的温度在60'附近（图3a）。随着每齿进给量的增大，接触面积也在增大，由于切削温度逐渐
本文利用Deform-D软件建立球头刀微铳削三维有限元模型，通过考虑微观切削效应的应变梯度理论来研究不同每齿进给量下加工TC4钛合金的铳削力变化趋势以及不同时间下工件温度的变化规律，并通过搭建微铳削试验平台验证模型的可行性，最后利用超景深显微镜观察加工后工件表面的质量，进一步分析影响加工表面质量的因素&
0 引言
钛合金由于比强度高、耐腐蚀性好及耐高温等优良的性能,在航空发动机的曲面零件制造中应用十分广泛。高效、精密且高性能的钛合金加工技术成为了航空航天制造业的关键,而曲面常常作为零件关键的部分,对其尺寸精度和表面粗糙度有很高的要求［1-2］ & 而球头铳刀在加工复杂曲面时具有突出优势 ,可以抑制毛刺的产生从而达到很高的加工精度以及很小的表面粗糙度⑶&由于钛合金弹性模量低，已加工表面容易产生回弹，特别是曲面薄壁零件的加工回弹更为严重,易引起后刀面与已加工表面产生强烈摩擦,从而影响零件精度⑷&另一方面，钛合金导热系数小，球头微铳刀加工时切削深度和进给量都很小,单位切削面积上的切削力较大，会直接影响切削热的产生、刀具磨

《采用双层辉光离子渗金属技术提高Ti6Al4V合金摩擦学性能研究》

《采用双层辉光离子渗金属技术提高Ti6Al4V合金摩擦学性能研究》篇一一、引言摩擦学是研究表面相互作用以及相对运动所涉及的摩擦、磨损和润滑的基础学科。

Ti6Al4V合金因其具有优异的机械性能和生物相容性，在航空、医疗和汽车等领域得到了广泛应用。

然而，其摩擦学性能仍需进一步提高以满足日益增长的应用需求。

近年来，双层辉光离子渗金属技术作为一种先进的表面处理技术，在提高材料表面性能方面表现出显著优势。

本文旨在研究采用双层辉光离子渗金属技术对Ti6Al4V合金的摩擦学性能进行改善。

二、双层辉光离子渗金属技术双层辉光离子渗金属技术是一种物理气相沉积技术，通过在真空环境中对材料表面进行离子轰击，使金属离子渗入材料表面，从而改变材料表面的组织和性能。

该技术具有渗层均匀、结合力强、处理温度低等优点，可有效提高材料的硬度、耐磨性、耐腐蚀性等性能。

三、实验方法本实验选用Ti6Al4V合金作为研究对象，采用双层辉光离子渗金属技术对其表面进行处理。

首先，对Ti6Al4V合金进行预处理，包括清洗、抛光等步骤，以保证表面质量。

然后，在真空环境中进行双层辉光离子渗金属处理，分别在第一层和第二层渗入不同的金属元素。

最后，对处理前后的样品进行摩擦学性能测试，包括摩擦系数、磨损率等指标。

四、实验结果与分析1. 表面形貌分析通过扫描电子显微镜（SEM）观察处理前后Ti6Al4V合金的表面形貌，发现经过双层辉光离子渗金属技术处理后，表面形成了均匀、致密的渗层，有效改善了表面的粗糙度。

2. 硬度分析采用显微硬度计测试处理前后Ti6Al4V合金的硬度，发现经过双层辉光离子渗金属技术处理后，表面硬度得到了显著提高，且渗层深度随处理时间的延长而增加。

3. 摩擦学性能分析对处理前后的Ti6Al4V合金进行摩擦学性能测试，发现经过双层辉光离子渗金属技术处理后，摩擦系数和磨损率均得到了显著降低。

这表明该技术有效提高了Ti6Al4V合金的耐磨性能。

五、结论本研究采用双层辉光离子渗金属技术对Ti6Al4V合金的表面进行处理，显著提高了其摩擦学性能。

《钛合金Ti-6A1-4V修正本构模型在高速铣削中的应用研究》范文

《钛合金Ti-6A1-4V修正本构模型在高速铣削中的应用研究》篇一钛合金Ti-6Al-4V修正本构模型在高速铣削中的应用研究一、引言钛合金Ti-6Al-4V因其出色的机械性能和耐腐蚀性，在航空、医疗和汽车制造等领域得到了广泛应用。

然而，由于钛合金的加工特性复杂，其高速铣削过程中的材料去除机制和切削力控制一直是研究的热点。

本构模型作为描述材料性能和加工过程的重要工具，其修正与优化对于提高加工效率和精度具有重要意义。

本文旨在研究钛合金Ti-6Al-4V修正本构模型在高速铣削中的应用，以期为相关领域的研究和应用提供理论支持。

二、钛合金Ti-6Al-4V的修正本构模型本构模型是描述材料在应力、应变等条件下的响应特性的数学模型。

针对钛合金Ti-6Al-4V，传统的本构模型在某些方面可能存在不足，如对材料在高应变率、高温度条件下的响应特性描述不够准确。

因此，需要对其修正，以提高模型精度和适用性。

在本研究中，通过对钛合金Ti-6Al-4V的高速铣削实验数据进行深入研究，结合材料的热力学性质和力学性质，建立了修正的本构模型。

该模型能够更准确地描述钛合金在高应变率、高温度条件下的材料去除机制和切削力变化。

三、修正本构模型在高速铣削中的应用1. 材料去除机制分析：通过修正本构模型，可以更准确地分析钛合金Ti-6Al-4V在高速铣削过程中的材料去除机制。

这有助于理解切削过程中的应力、应变和温度对材料性能的影响，为优化切削参数提供依据。

2. 切削力控制：修正本构模型可以用于预测和控制高速铣削过程中的切削力。

通过调整切削参数，如切削速度、进给量和切削深度等，可以实现对切削力的有效控制，从而提高加工效率和精度。

3. 工艺优化：基于修正本构模型，可以对钛合金Ti-6Al-4V 的高速铣削工艺进行优化。

例如，通过调整切削参数，可以降低切削过程中的温度和应力，减少材料变形和裂纹的产生，从而提高加工质量和延长刀具寿命。

四、实验验证与分析为了验证修正本构模型的准确性和有效性，我们进行了高速铣削实验。

脉冲频率及占空比对3D打印Ti6A14V合金表面生物活性涂层的影响

脉冲频率及占空比对3D打印Ti6A14V合金表面生物活性涂层的影响摘要：采用微弧氧化法，在恒定电压下，使用不同的脉冲频率及脉冲占空比，在3D打印Ti6A14V合金表面制备生物活性涂层。

利用扫描电子显微镜、能谱仪、电化学工作站、涡流膜厚仪、Image J软件和划痕仪等对涂层进行结构、性能以及微观形貌表征，研究脉冲频率和脉冲占空比对涂层的影响。

结果表明：随着脉冲频率的增加，涂层的平均孔径、Ca/P比、表面粗糙度和厚度均逐渐减小，孔隙率变化不明显;耐腐蚀性先得到改善后变差;涂层与基体的结合力逐渐变大。

随着脉冲占空比增大，涂层的平均孔径、孔隙率、Ca/P比、厚度逐渐变大;耐腐蚀性能呈现先好后差的趋势;涂层与基体的结合力逐渐变弱。

关键词：3D打印Ti6A14V合金;微弧氧化;脉冲频率;脉冲占空比;生物活性涂层中图分类号：TG 176文献标志码：ATi6A14V合金具有优异的力学性能，较好的耐腐蚀性和较好的生物相容性，被当作医疗行业中较为理想的种植体材料。

但是，人体对植入假体关节的适应过程比较复杂。

Ti6A14V合金作为假体在人体内诱导骨细胞成长的能力较差，从生物活性方面来说，其有时也被归为生物惰性材料，而且，当假体植入人体后，由于假体与周围组织之间的生物力学特性不匹配，从而导致种植体的寿命缩短。

为解决上述问题，一方面可以采用现阶段常用于医疗行业的3D打印技术，设计生产具有特定孔隙率的多孔钛合金，与传统工艺加工出的钛合金相比，3D打印Ti6A14V合金表面具备一定的表面粗糙度，植入后有助于骨细胞的粘附。

另一方面可以对医用钛合金进行表面改性，临床试验表明，气载颗粒的喷涂、酸蚀刻、使用黏结剂结合陶瓷层和基体以及微弧氧化对基体都有很好的表面改性作用。

微弧氧化是近年来用于种植体表面的新兴表面改性技术，是一种可使金属表面生成粗糙多孔氧化膜的等离子体辅助的电化学方法。

研究表明，表面通过微弧氧化改性的植入体，其表面粗糙且多孔，有利于成骨细胞的粘附和增殖。

高熔点金属的搅拌摩擦焊接计算机仿真模型及验证

高熔点金属的搅拌摩擦焊接计算机仿真模型及验证张艳;葛玮;徐卫红【摘要】结合Comsol Multiphysics多物理场耦合软件,利用JmatPro软件计算得到TC4钛合金焊材与温度相关的材料本构模型,应用数值模拟理论、傅立叶定律、有限元法、热力学基本理论,并借鉴了M.Song和R.Kovacevic关于移动坐标系的控制方程的思想,对高熔点钛合金搅拌摩擦焊接模型的建模方法进行系统研究.在相同焊接工艺参数下,通过与Gianluca Buffa Ti6Al4V钛合金FSW温度场结果对比,验证了FSW模型的正确性和可靠性.【期刊名称】《电焊机》【年(卷),期】2015(045)010【总页数】6页(P171-176)【关键词】高熔点金属;搅拌摩擦焊接;移动坐标系;仿真模型【作者】张艳;葛玮;徐卫红【作者单位】江西制造职业技术学院,江西南昌330000;江西广播电视大学,江西南昌330046;江西广播电视大学,江西南昌330046【正文语种】中文【中图分类】TG409搅拌摩擦焊接（FSW）是一种新型的先进固相连接技术，近年来，搅拌摩擦焊接逐渐成为研究热点[1]。

与传统的熔焊相比，搅拌摩擦焊接技术具有优质、高效、低耗、连接变形小、无污染等特点；而在工程实际应用中，由于其众多的优点，搅拌摩擦被广泛用于低熔点金属的连接，尤其是铝合金、镁合金等轻合金材料平板对接固相连接的技术优势，是其他连接方法所无法比拟的[2-3]。

物理模拟、数值模拟在热机械加工中已发展成为重要的研究方向和前沿课题，传统搅拌摩擦焊接的数值模型在近年来已经被各国学者广泛使用和研究，这些成熟的数值模型可以准确的指导工程实际应用[4-5]。

Chao等人建立的热源模型考虑轴肩产热，并总结出搅拌头轴肩与工件间摩擦产热的计算方法[6]。

Khandkar基于FSW搭接的3D焊接仿真模型，分析搅拌头转矩对搅拌摩擦焊接温度场的影响规律[7]。

值得关注的是，Song等人利用坐标变换原理将3D搅拌摩擦焊接瞬态焊接行为转化为稳态焊接传热行为，这大大降低了模型建立的难度[8]。

GH4169线性摩擦焊接头的焊合率与弯曲强度

上夹具上焊件焊合面
近熔化温度时，停止往ｆ，Ａｍ复运动，并施加锻压力
下焊件振动体
Ｐｕ。这样上、下焊件即图１线性摩擦焊原理示意图
可焊接在一起。
由于线性摩擦焊焊接界面加热的不均匀性，
因此，要使接头达到１００％的焊合率（焊合面积与
焊接断面面积之比）是困难的。本文就ＧＨ４１６９线性摩擦焊接头的焊合率与弯曲强度之间的关系进行了试验研究。
［２］ＶａｉｒｉｓＡ，ＦｒｏｓｔＭ．ＯｎｔｈｅｅｘｔｒｕｓｉｏｎｓｔａｇｅｏｆｌｉｎｅａｒｆｒｉｃｔｉｏｎｗｅｌｄｉｎｇｏｆＴｉ６Ａ１４Ｖ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＡ，１９９９，２７１（１１）：４７７－４８４．
试件的尺寸为４５ｍｍ ×１７ｍｍ ×１０ｍｍ。试验所用焊机为自制的线性摩擦焊机，其主要技术参数为：振动频率０～６０Ｈｚ；最大摩擦压力２４．５ｋＮ；最大顶锻压力２４．５ｋＮ；驱动电机功率５．５ｋＷ；时间调节范围０～３ｍｉｎ；振幅２ｍｍ。
《热加工工艺》２００７年第３６卷第３期
及接头的金相组织。结果表明，ＧＨ４１６９线性摩擦焊接头的弯曲强度与焊合率成正比线性关系，断口为韧性断口；
断裂强度受摩擦时间的影响较大。
关键词：ＧＨ４１６９高温合金；线性摩擦焊；焊合率；弯曲强度
中图分类号：ＴＧ４５３＋．９
文献标识码：Ａ
文章编号：１００１－３８１４（２００７）０１－００２５－０２
均为以韧窝为主的韧性断口，但近缝区的韧窝比
焊接面的韧窝粗大。
（ａ）
（ｂ）

Ti-6Al-4V在搅拌摩擦增材中晶粒生长的数值模拟

Ti-6Al-4V在搅拌摩擦增材中晶粒生长的数值模拟张昭;谭治军【摘要】搅拌摩擦增材制造(FSAM)是近几年新兴的一种制造方法,优点在于工件生产后的较好的力学性能.搅拌摩擦增材制造按照增材方向和焊缝位置不同分为纵向增材和横向增材.本文基于Abaqus生死单元法和移动热源法建立两种搅拌摩擦增材制造有限元模型,研究两种不同方式增材的温度分布.利用蒙特卡洛法研究钛合金在搅拌摩擦增材制造中微观结构演变.研究表明,搅拌区晶粒在降温及后续增材层累加的时候进行粗化,并在一定温度区间内进行由β相到α相的转变.α相由β相边界析出并以针状晶的形式向β相晶粒内部生长,研究结果与文献中晶粒分布规律相符,验证了模型用于Ti-6Al-4V搅拌摩擦增材制造中微观结构演变的可行性.【期刊名称】《世界有色金属》【年(卷),期】2018(000)006【总页数】4页(P15-18)【关键词】搅拌摩擦增材制造;钛合金;晶粒生长;相变【作者】张昭;谭治军【作者单位】大连理工大学工程力学系工业装备结构分析国家重点实验室,大连116024;大连理工大学国际计算力学研究中心,大连 116024;大连理工大学工程力学系工业装备结构分析国家重点实验室,大连 116024【正文语种】中文【中图分类】TG402引言搅拌摩擦焊最早于1991年起源于英国，目前应用于航天、船舶制造等领域[1]。

搅拌摩擦焊最早应用于铝合金的焊接后被推广到镁合金、钛合金等金属的焊接[2，3]。

由于钛合金有着高强度低质量的性能被广泛应用到航天、化工等领域[4]。

焊接后构件焊接接头的微观结构会影响到力学性能，是研究的重点。

张昭等[5]采用Zener—Holloman参数计算了搅拌摩擦焊接中的铝合金的晶粒尺寸变化，并进一步讨论了焊接参数对晶粒的影响[6]。

目前国内使用大部分增材制造的技术是使用激光照射预先铺展好的金属粉末，包括使用激光照射喷嘴输送粉末流，激光与输送粉末同时工作的激光工程化净成形(Laser Engineered Net Shaping，LENS)技术 [7，8]。