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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(shù)密集型的產(chǎn)業(yè)，具有發(fā)展歷史悠久、涉及行業(yè)廣、產(chǎn)業(yè)鏈長、技術(shù)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(jīng)濟實力和工業(yè)化水平的重要標志，在我國經(jīng)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(chǎn)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(jīng)濟高速增長，汽車消費市場突破明顯，汽車產(chǎn)量大幅上升，截止2014年我國汽車產(chǎn)量連續(xù)六年居全球首位，是世界產(chǎn)量最大、增長最快的汽車市場。圖1-1為我國20002014年汽車總產(chǎn)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(jīng)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(shù)[ 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(gòu)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(nèi)，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(jié)晶孕育期延長，從而會引起再結(jié)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(jié)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(jié)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(jié)果如圖 4.3 所示。從圖 4.2 中可以看出，第二相內(nèi)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(zhuǎn)速條件[ 03-18 10:05 ]

現(xiàn)欲確定中試以及工業(yè)尺度生產(chǎn)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(shù)、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(shù)值關系，但由于槳葉形式的差異，小釜與大釜的功率準數(shù)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(nèi)所裝液體量V。的比值，求解得到大釜的轉(zhuǎn)速。由第4章可知，欲得到較好的攪拌效果與

40m3攪拌槽的結(jié)構(gòu)參數(shù)[ 03-18 09:05 ]

40m3工業(yè)攪拌釜的結(jié)構(gòu)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(nèi)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(shù)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(jié)構(gòu)參數(shù)[ 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(nèi)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(shù)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(nèi)流體可快速發(fā)生微觀混合。但隨轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(nèi)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(zhuǎn)速難以使流體強制流動，釜內(nèi)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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??；隨著轉(zhuǎn)速逐漸增加至200rpm左右，底部區(qū)域內(nèi)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(zhuǎn)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(jié)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(zhuǎn)速[ 03-16 09:05 ]

臨界懸浮轉(zhuǎn)速是指攪拌釜內(nèi)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(zhuǎn)速。(a)完全離底懸浮臨界轉(zhuǎn)速完全離底懸浮轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)速關聯(lián)式，即式(2-20 )：式中Nc-完全懸浮臨界轉(zhuǎn)速，s-1;  Ko-與攪拌器的型式、攪拌槽的結(jié)構(gòu)、所用單位有關的常數(shù);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(shù)對混合時間都會產(chǎn)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(zhì)、電解質(zhì)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(zhì)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(zhì)濃度隨時間的變化。

攪拌反應器的槳葉尺寸與位置[ 03-15 10:05 ]

各攪拌器的主要尺寸和攪拌容器的內(nèi)徑存在著一定的比例關系。為得到良好的攪拌效果，槳葉的尺寸必須按一定的比例進行確定，同時還需要考慮到槳葉在容器內(nèi)的位置和液面高度[f2}1。攪拌器在容器內(nèi)的具體尺寸見表2.3。

攪拌反應器的攪拌功率[ 03-15 09:05 ]

常見的攪拌功率計算方法有四種，分別是算圖法、公式法、實驗推薦值法和通過攪拌等級計算功率的方法[f2}1。經(jīng)驗公式算法也有很多，通常選用式(2-19 )來計算功率:式中:P-攪拌器功率，W; NP一功率準數(shù)，與流動狀態(tài)相關;P一物料密度，kg/m3 ; n-攪拌轉(zhuǎn)速，s-1 ; dj一攪拌器直徑，m。單位體積物料的平均攪拌功率推薦值見表2.2。

攪拌反應器槽體的高徑比[ 03-15 08:05 ]

槽體高徑比通常具有一定的比例范圍，如果減小高度而增大直徑，攪拌槳葉直徑也隨之增大，在固定轉(zhuǎn)速下，攪拌器功率與槳葉直徑的5次方成正比，所以罐體高徑比減小時，攪拌器功率增加。為了減小攪拌器功率，高徑比可以取得大一些。高徑比還會影響對夾套傳熱效果。當容積一定時，高徑比值大，則傳熱表面距離槽體中心較近，物料溫度梯度小，對提高傳熱效果十分有利。從傳熱角度考慮，高徑比應考慮取大一些。根據(jù)實際經(jīng)驗，幾種攪拌反應器槽體的高徑比如表2.1所示。

攪拌反應器的主要附件[ 03-14 10:05 ]

1)擋板擋板能夠?qū)h(huán)向流動轉(zhuǎn)變?yōu)檩S向和徑向流動，從而影響流體流型，增大被攪拌液體的湍動程度，增強攪拌。攪拌槽內(nèi)設置于任何位置的靜止部件都可構(gòu)成擋板。擋板主要分為兩類:最常見的擋板形式是壁擋板，通常垂直置于槽壁上;此外一些位置、形狀各異，有底擋板、表面擋板等，統(tǒng)稱為特殊擋板。擋板塊數(shù)常為2~6，視具體情況而定。2)導流筒導流筒是一個包圍著槳葉的圓筒，常用于推進式和螺桿式攪拌器。導流筒的存在限制了流體的流動路線，使槳葉排出的液體在導流筒內(nèi)、外形成上下的循環(huán)流動，得到更大的液流速度和循環(huán)量，從而提高攪拌效果。3)氣體分布

清洗釜之攪拌器[ 03-14 09:05 ]

攪拌器使不同介質(zhì)均勻混合，提高化學反應、傳質(zhì)、傳熱速率的目的。常見的攪拌器形式有槳式、渦輪式、推進式、螺桿式、螺帶式、錨式和框式等。將槳葉根據(jù)排液方向分為徑向流和軸向流兩大類，前者主要有平葉的槳式和渦輪式，后者包括螺旋面葉的推進式、螺桿式等。