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鍛造鋁合金車輪的特點[ 03-23 09:05 ]

采用鍛造工藝成形鋁合金車輪，能打碎金屬內部柱狀晶、改善材料宏觀偏析，同時把鑄態(tài)組織轉變?yōu)殄憫B(tài)組織，從而極大改善鋁合金材料的組織和性能，并在合適的條件下閉合內部空隙，提高材料致密度。經鍛造后形成的金屬流線具有一定的方向性，可大大提高零件的幾何尺寸質量。與其他生產工藝相比，鍛造鋁合金車輪具有更為突出的優(yōu)點，主要表現(xiàn)為:（1）鍛造鋁合金車輪質量輕，能顯著降低油耗。鍛造鋁合金車輪的重量相對傳統(tǒng)鑄造鋁合金車輪與鋼制車輪分別可減重23%和50%，安裝鍛造鋁合金車輪以后，能夠顯著降低汽車重量。例如一輛拖掛重型載貨汽車或半掛車共有

鋁合金車輪成形之鍛造法[ 03-23 08:05 ]

鍛造成形工藝是將鑄造的盤狀或棒狀坯料進行塑性變形的過程，與低壓鑄造相比，鍛造工藝能極大地改善鋁合金材料的組織和性能，把鑄態(tài)組織轉變?yōu)殄憫B(tài)組織，閉合材料內部孔隙，提高材料致密度，鍛件的縱向和橫向力學性能均得到了明顯提高。鍛造鋁合金車輪的生產工藝流程如圖1-4所示，其中預鍛和終鍛是鍛造鋁合金車輪的制坯工序。目前阻礙我國鍛造鋁合金車輪發(fā)展的主要原因是鍛造鋁合金車輪生產工藝復雜、設備投資大、生產成本高，因此鍛造鋁合金車輪生產技術在我國還未得到廣泛應用，是我國鍛造鋁合金車輪生產中急需解決的問題。目前鋁合金車輪在乘用車上已得到

鋁合金車輪成形之液態(tài)模鍛法[ 03-22 10:50 ]

液態(tài)模鍛是一種兼具鑄造和模鍛工藝特點的新興金屬成形工藝，利用金屬鑄造凝固成形時易流動的特點與模鍛技術相結合，強制性消除金屬液凝固收縮過程中形成的縮孔等缺陷，以獲得無任何鑄造缺陷的工件。與鑄件相比，液態(tài)模鍛件補縮徹底，成型精度高，而與熱模鍛件相比，金屬液體的流動性遠遠大于固體金屬，成形容易，成形過程中所需成形力較小。與鍛造工藝相比，液態(tài)模鍛仍存在金屬液凝固過程中，由于工件形狀、合金成分、應力狀態(tài)等影響因素，產生的不均勻應變場，在金屬液凝固末期，晶間的延伸性不足導致承受即時應力產生的應變量時，容易發(fā)生沿晶斷裂等缺陷。液

鋁合金車輪成形之低壓鑄造法[ 03-22 10:44 ]

壓力鑄造是液態(tài)金屬在壓力作用下以極高的速度充滿型腔，讓液態(tài)金屬在壓力作用下凝固而獲得符合型腔形狀的鑄件。低壓鑄造生產的鑄件組織致密，力學性能好，機械性能好，鑄件的尺寸精確，表面光潔，由于型腔中氣體很難完全排除，氣體會在后期熱處理過程中發(fā)生膨脹，影響鑄件綜合性能。低壓鑄造，是介于高壓鑄造和重力鑄造之間的一種澆注工藝，其工藝參數可人為控制，由于金屬液在壓力作用下完成充型，可以提高金屬液的流動性，在結晶與凝固中可以得到充分的補縮，從而可以獲得組織致密的鑄件，也有利于獲得輪廓清晰的鑄件，適用于生產壁厚不同、大小不同、高度不

鋁合金6061的概述[ 03-22 10:36 ]

鋁合金具有較高的比強度、適合多種成形方式，是汽車輕量化的首選材料，在汽車工業(yè)上已得到廣泛應用。近年來，隨著鋁合金零件向著復雜化、精密化、多規(guī)格、多用途方面的發(fā)展，鋁合金零部件在汽車上的用量及其所占比重都明顯增加，已經遍及汽車的發(fā)動機、空間框架、底盤、車輪等多個部分。目前汽車工業(yè)用鋁合金材料主要分為鑄造鋁合金和變形鋁合金。其中鑄造鋁合金主要用于生產各類鑄件，如汽車發(fā)動機、制動系統(tǒng)等。在汽車工業(yè)發(fā)達的國家一半以上鋁鑄件用于汽車零部件，如日本鋁鍛件、鋁鑄件及其合金件占汽車全部鋁用量的90%以上。變形鋁合金由于具有高的比強

從汽車工業(yè)來看鋁合金的發(fā)展[ 03-20 15:53 ]

汽車工業(yè)作為一個技術密集型的產業(yè)，具有發(fā)展歷史悠久、涉及行業(yè)廣、產業(yè)鏈長、技術要求高、就業(yè)面廣、消費拉動大等特點，是衡量一個國家科技創(chuàng)新能力、經濟實力和工業(yè)化水平的重要標志，在我國經濟發(fā)展中占有著重要的位置。與世界汽車工業(yè)發(fā)展相比，我國汽車產業(yè)起步較晚，其中汽車零部件工業(yè)是我國汽車工業(yè)中相對薄弱的環(huán)節(jié)。近十年來，隨著我國經濟高速增長，汽車消費市場突破明顯，汽車產量大幅上升，截止2014年我國汽車產量連續(xù)六年居全球首位，是世界產量最大、增長最快的汽車市場。圖1-1為我國20002014年汽車總產量變化趨勢圖。隨著中國

鋁合金鍛造工藝方案優(yōu)化與設計[ 03-20 15:08 ]

由上一節(jié)的模擬分析可知，增加一次墩粗和拔長對增大坯料金屬變形量的效果是顯著的，特制定方案二為最終鍛造方案，具體鍛造步驟見表5.1。式中H0是墩粗前高度，H1為墩粗后高度，D為拔長前直徑，L為拔長后長度。

鋁合金鍛造工藝方案模擬與分析[ 03-20 14:41 ]

圖5.4給出了在第一次墩粗后截面的等效應變應力分布圖，墩粗后的高度為250mm,從圖中可以看出，鍛件截面有效應變大部分區(qū)域能達到0.7左右，特別是截面中心區(qū)域有效應變明顯比周圍要大，同時大部分區(qū)域的應力達到50MPa左右，說明墩粗達到了使鍛件充分變形的目的。圖5.5給出了在第一次拔長以后的等效應變應力分布圖，從圖中可看出，在經過一輪拔長之后，坯料的有效應變有了大幅度的增加，尤其是中心區(qū)域幾乎達到3.0左右，而表面區(qū)域也達到2.15左右，大部分的應力也都能達到42.0MPa左右，可以說明拔長工藝能增大坯料變形，使其變

鋁合金鍛造工藝的方案與模擬參數[ 03-19 10:05 ]

要模擬的是一個復雜的多向鍛造過程，整個過程運用 Deform-3D 有限元模擬軟件模擬，建立如圖 5.1 所示的有限元模型。原始坯料尺寸為 Φ250×500，最終鍛件大厚板尺寸為 580（LT）×410（L）×100（ST）。鍛造方案的工藝流程見圖 5.2，對設計的鍛造方案進行模擬，鍛造模擬過程中包括鐓粗、拔長、滾圓、壓扁打方、平整等步驟，這些步驟的目的就是為了讓坯料充分變形，以此來達到消除鑄造組織缺陷、改善坯料心部死區(qū)變形等情況。在模擬過程中，模擬導入第三章求出的流變應力本構方

變形溫度對組織的影響[ 03-19 09:05 ]

圖4.4所示為在應變量0.7、應變速率0.01s-1及不同變形溫度條件下該A1-Zn-Mg-Cu合金的組織形貌。從圖4.4中可以看出，組織在不同的變形溫度條件下均沿垂直于壓縮方向被拉長，第二相顆粒也沿著該方向呈流線型分布于晶界和晶內，整體呈現(xiàn)出典型的鍛態(tài)變形組織。當變形溫度達到300℃~400℃時，由于相對較低的變形溫度是不利于晶界之間的移動，導致再結晶孕育期延長，從而會引起再結晶晶核形成和生長速度的放慢，所以顯微組織中一般沒有明顯的再結晶晶粒，合金僅發(fā)生了動態(tài)回復，如圖4.4 (a)-(c);當變形溫度達到450

原始材料均熱態(tài)組織及分析[ 03-19 08:05 ]

鋁合金均勻化處理后的組織如圖 4.1 所示。圖 4.1（a）為合金均勻化后的 OM 形貌，從圖中可見，合金均勻化后晶粒粗大，平均尺寸約為 65μm。圖 4.1（b）為合金均勻化后的 SEM 微觀形貌，從圖中可見，均勻化處理后第二相發(fā)生溶解，但在晶界區(qū)域還殘留有部分未溶解的第二相，如圖 4.1（b）所示，隨后對這些殘余相進行能譜分析，結果如圖 4.2 所示。新型鋁合金均勻化處理后的 X-ray 物象分析結果如圖 4.3 所示。從圖 4.2 中可以看出，第二相內含有 Al、Zn、Mg 和 Cu 這四種元素，Cu 的含量

混合攪拌器的方法操作的轉速條件[ 03-18 10:05 ]

現(xiàn)欲確定中試以及工業(yè)尺度生產工藝條件，對于不同的攪拌過程和攪拌目的，分別有固定雷諾數、單位體積功率、葉片端部切向速度等準則，本文因放大過程中流體物性未發(fā)生改變，過程主要依賴于流動的湍動強度，故可采用保持單位體積功率Pv相等的放大方法。通常，可由攪拌功率的計算公式推導出充分湍流區(qū)域小型和大型攪拌器之間應滿足式(5-1)的數值關系，但由于槳葉形式的差異，小釜與大釜的功率準數不同，故不能直接采用式(5-1)進行計算。仍需通過計算攪拌功率P與釜內所裝液體量V。的比值，求解得到大釜的轉速。由第4章可知，欲得到較好的攪拌效果與

40m3攪拌槽的結構參數[ 03-18 09:05 ]

40m3工業(yè)攪拌釜的結構形式與小試及中試裝置基本一致，主體為圓柱體，底部為附有圓錐的改進碟形底。攪拌槽內部均勻分布著四塊擋板。攪拌反應器直徑T=3500mm最終靜液位HL=3500mm，擋板寬度W=350mm。兩層攪拌槳葉由下至上分別為DT 6和PBTD45，葉片直徑dj為1400mm。槳葉詳細設計參數參考《攪拌與混合設備設計選用手冊》，其中DT-6葉片的寬度、高度和厚度分別為350mm, 280mm和14mm，圓盤直徑930mm; PBTD45槳葉的高度和厚度為150mm, 16mm。底層槳葉離底距離C=860m

1m3攪拌槽的結構參數[ 03-18 08:05 ]

1m3中試攪拌反應器主體為圓柱體，底部為改進的碟形底，在標準碟形底的基礎上增加了一小圓錐，其軸截面為正三角形。攪拌槽內部均勻分布著四塊擋板。攪拌反應器直徑T=1000mm，最終靜液位高度HL=1 000mm，擋板寬度W為100mm。兩層攪拌槳葉由下至上分別為DT 6和PBTD45，葉片直徑嗚為400mm。槳葉詳細設計參數參考《攪拌與混合設備設計選用手冊》，其中DT-6葉片的寬度、高度和厚度分別為100mm} 80mm和6mm，圓盤直徑27Qmm; PBTD4S槳葉的高度和厚度為40mm. 1 0mm。底層槳葉離底距

混合攪拌器的微觀混合時間分布[ 03-17 10:05 ]

由圖4.6可知，轉速在50~150rpm下，存在大面積的微觀混合較慢區(qū)域，混合時間在0.8s以上。其他各體系最快微觀混合均出現(xiàn)在DT 6槳葉附近，最短微觀混合時間不到0.03 s。隨著轉速的增加，顆粒逐漸懸浮，DT-6附近的微觀混合良好的區(qū)域越來越大;當顆粒均勻懸浮時，增加趨勢更加明顯，同時兩層槳葉間的微觀混合時間也逐漸縮短，說明在這些區(qū)域內流體可快速發(fā)生微觀混合。但隨轉速增加，PBTD45與攪拌軸間的微觀混合時間逐漸減小，而PBTD45與壁面之間的微觀混合時間卻有上升趨勢。由于t微觀與ε之間成反比關系，該現(xiàn)象可由

混合攪拌器湍動能分布[ 03-17 09:05 ]

由圖4.5可知隨著轉速的增加，高湍動能區(qū)域面積逐漸增大，其中槳葉附近的湍動能增加最為明顯，由0.002m2/s2增大至0.020m2/s2。兩層槳葉間的湍動能也隨轉速增加而變大，由0.003m2/s“增大至0.006m2/s2。其中，上層槳葉上方在150一 345rpm下有一高湍動能區(qū)，但當轉速上升至400rpm和SOOrpm時卻消失不見，究其原因可能是速度矢量變化所致。如圖4.4所示，轉速為150}345rpm時PB TD45上方流體運動速度相比50100rpm雖有所增加，但其流動方向仍較為混亂，且P

混合攪拌器的內部速度分布[ 03-17 08:05 ]

由圖4.4可知，50~100rpm體系速度矢量極為混亂且流體運動速度較小，速度不足0.5m/s，這是由于低轉速難以使流體強制流動，釜內流型還未完全形成所致。而其他各體系均有趨勢明顯的速度分布，上層的PBTD45為軸向流槳，槳葉末端形成向下的速度漩渦，下層DT-6槳葉末端流體向壁面擴展，撞擊壁面后分成兩股，一部分沿壁面向上流動，一部分沿壁面向下流動，然后轉向流回槳葉區(qū)。這與PBTD45和DT-6槳葉的實際流動特征相符。隨攪拌速度的增加，流體速度也有明顯地增加，上層和下層槳葉的速度分別增至1.0m/s和3.0m/s。各

混合攪拌器在不同轉速中的濃度分布[ 03-16 10:05 ]

由圖4.1可發(fā)現(xiàn)50-150rpm體系存在明顯的顆粒堆積和清液層，這是由于50rpm時，反應器底部速度極低，約為0.05~0.09m/s，不足以使固體鉻黃顆粒懸浮；隨著轉速逐漸增加至200rpm左右，底部區(qū)域內液體運動速度隨之增大，約為0.68~0.90m/s，顆粒逐漸懸浮直至達到均布。圖4.2表明在200-500rpm轉速下，且σ<20%分散度穩(wěn)定在1左右說明固體顆粒已均勾懸浮。分析各體系的軸向濃度分布亦可直觀得到相同結論，如圖4.3所示，50~150rpm體系的顆粒分散度有明顯的梯度分布，而其它體系的分散

攪拌混合器的臨界懸浮轉速[ 03-16 09:05 ]

臨界懸浮轉速是指攪拌釜內懸浮操作達到某一指定的懸浮狀態(tài)時，攪拌器所需的最小轉速。(a)完全離底懸浮臨界轉速完全離底懸浮轉速常見的測定方法有電導法和直接觀察法。Zwietering通過大量實驗研究后發(fā)現(xiàn)，臨界攪拌轉速與固一液相的密度差、固相密度、粒徑、液相粘度、液相密度等物性條件有關，還和攪拌器、攪拌槽的幾何關系有關，最早提出完全離底懸浮臨界轉速關聯(lián)式，即式(2-20 )：式中Nc-完全懸浮臨界轉速，s-1;  Ko-與攪拌器的型式、攪拌槽的結構、所用單位有關的常數;ds-固相顆粒直徑，m;  X

攪拌混合器的宏觀混合時間[ 03-16 08:05 ]

混合時間可定義為攪拌體系達到一定均勻程度的耗時。流體攪拌混合效果和攪拌設備效率常常用混合時間來表征與評價，混合時間還常用于指導攪拌設備的設計和放大。槽徑、槳型、槳葉直徑還有槳葉的安裝高度等參數對混合時間都會產生影響。通常測量混合時間的方法有電導率法、光學法、溫差法等。測量時通常需在攪拌槽某處加入示蹤物，可以是化學物質、電解質或感溫材料。示蹤物隨時間的延續(xù)，分散在整個反應器的各處并與其他物質進行混合，最終得到均勻的濃度分布。期間，使用傳感器測量示蹤物質濃度隨時間的變化。