脉冲成形（精选4篇）
脉冲成形 篇1
超宽带(Ultra-Wide Band,UWB)技术以其传输速率高(100～500 MB/s)、抗多径干扰能力强等优点,而成为无线短距离数据传输具有竞争力和发展前景的技术之一,引起了全球通信行业的普遍重视。
早期的UWB系统采用ns级或亚ns级无载波高斯单周脉冲,信号频谱集中于2 GHz以下。因此UWB通信系统与其他无线通信应用共享频带资源,所以对其他通信系统的可能干扰需限定在一定范围之内[1]。
FCC对UWB的重新定义和频谱资源分配对信号成形提出了新的要求(FCC 02-48,UWB Report & Order)[2]。目前常见的方法有高斯单周脉冲、基于载波调制的成形技术、Hermite正交脉冲成形技术、椭圆球面波(PSWF)[3]正交脉冲成形技术以及基于各种小波函数的脉冲成形技术等。以上方法设计的UWB成形脉冲在一定程度上能满足FCC标准辐射值,但是在整个频段上却不能全部满足FCC标准辐射值要求,或者在物理实现上存在一定困难。
文中提出一种UWB成形脉冲优化算法。该方法不仅可以使UWB信号的功率谱在高、低频段都能逼近FCC标准辐射值,还优化了组合系数,使得硬件实现更加方便和简单。
1 优化算法
M.D.Benedetto[4]提出了一种基于最小均方误差准则(LSE)的线性UWB成形脉冲方法,但此种方法在高频段和低频段不能同时逼近FCC的标准辐射值,且组合系数为复数形式。本文提出了一种基于线性组合和LSE方法的UWB成形脉冲优化算法。
因为基本成形脉冲函数(例如,Gaussian脉冲、Hermite脉冲及其各阶导函数)的成形因子α是影响波形的主要因素:当α较大时,成形脉冲功率谱在高频段能很好地逼近FCC标准辐射值;当α较小时,成形脉冲功率谱在低频段能较好地逼近FCC标准辐射值。所以,文中选取α1较大、α2较小的两组基本成形脉冲函数一起进行LSE线性组合。通过此种方法能够使最终的UWB成形脉冲功率谱密度在高、低频段互补,从而更好地逼近FCC辐射标准值。
最小均方误差准则是使下面的误差函数最小
式中,PM(f)表示FCC标准辐射掩蔽限值;R(f)表示基本成形脉冲函数线性组合的功率谱密度,可由下式表示
其中,aik是优化组合最佳系数;Fik(f)表示基本成形脉冲函数的功率谱密度。
利用这种方法可以生成功率谱密度符合FCC标准辐射掩蔽限值的UWB成形脉冲函数,而且方法简单易懂,结果更加方便硬件实现。特别对于基本成形脉冲函数的选取比较灵活,比如:可以对同种基本成形脉冲函数组合优化处理,亦可以对不同种的基本成形脉冲函数组合优化处理。
2 仿真实验
2.1 典型波形因子的Gaussian基函数线性组合的成形脉冲功率谱密度
Gaussian函数是一种普遍运用的UWB成形脉冲函数,它的定义为[4]
其中,σ2为方差;定义α2=4πσ2为脉冲成形因子。
仿真中选取高斯函数的前15阶导数为基函数集。分别取不同脉冲成形因子α进行仿真实验。
表1是实验得到的波形因子分别为α1=0.714 ns,α2=0.314 ns时的最佳线性组合系数。图1是不同波形因子α下,相应的成形脉冲功率谱密度(PSD)包络,图3是通过本文优化方法最终得到的成形脉冲功率谱密度(PSD)包络。优化方法组合最佳系数,如表3所示。
α1=0.714ns,α2=0.314ns
2.2 典型波形因子的Hermite基函数线性组合的成形脉冲功率谱密度
Hermite函数的定义为[5]
式中,α为脉冲成形因子。
仿真实验选取Hermite函数的前15阶导数为基函数集。分别取不同脉冲成形因子α进行仿真实验。表2是实验得到的波形因子分别为α1=0.1 ns,α2=0.08 ns时的最佳线性组合系数。图2是不同波形因子下,相应的成形脉冲功率谱密度(PSD)包络,图4是经过本文优化方法最终得到的成形脉冲功率谱密度(PSD)包络。优化方法组合最佳系数,如表3所示。
α1=0.1ns,α2=0.08ns
2.3 不同波形因子的基函数优化组合的成形脉冲功率谱密度
以上两种方法都是对同一种脉冲波形取大小两个波形因子进行优化组合,那么是否对两种甚至两种以上不同脉冲波形同样适用此种优化方法呢?在这里,采用α1=0.714 ns的Gaussian函数和α2=0.08 ns的Hermite函数进行优化组合尝试。它们的PSD图在文章前面已做过描述。因为优化组合的数学特点,在这里特别采纳的两个不同函数都是分别在高频段和低频段可以较好地逼近FCC标准辐射掩蔽值,而在低频段和高频段则不能很好地逼近FCC标准辐射掩蔽值。这样是为了使两种函数能在整个优化过程中相互补充对方优秀部分。于是,通过计算机仿真可以得到如图5所示的两种不同函数经过优化方法所得的功率谱图。且图中优化方法亦同样适用于不同函数的拟合。优化方法的最佳系数,如表3所示。
α1=0.714ns,α2=0.314ns
由图1,图2可看出在一般情况下:当α1取值较大时,基本成形脉冲函数通过LSE算法能够明显在低频带逼近FCC标准值,但在高频带却不能很好逼近FCC标准值;当α2取值较小时,基本成形脉冲函数通过LSE算法能够明显在高频带逼近FCC标准值,但在低频带却不能很好逼近FCC标准值;而由图3～图5可看出在采用了优化方法后,成形脉冲功率谱在高频带和低频带都可以在0～5 dBm范围内较好地逼近FCC标准值。
α1=0.1ns,α2=0.08ns
α1=0.714ns,α2=0.08ns
此外,经过LSE线性组合时(前15阶基本成形脉冲函数导数)的最佳组合系数为X+jY型复数;但在优化方法后得到的最佳组合系数为X+j0型实数,其虚部都为0。这在今后的实际应用中将带来益处,如节省了逻辑电路中进行复数实部和虚部之间加法运算,提高硬件运算速度等。
3 结束语
文中采用基于线性组合和最小均方误差方法得到的超宽带成形脉冲,其功率谱在高、低频段都能很好 地满足FCC的标准辐射限值。此外,得到的最佳函 数组合系数只有实部,没有虚部(这与普通LSE算法有较大区别),这对实际电路设计意义重大,比如能够减少数据存储的硬件数目、加倍提高硬件运算速度。
摘要：超宽带(UWB)通信系统利用优化成形脉冲方法,可以产生符合美国联邦通信委员会(FCC)制订的辐射限值的发射信号。此方法在数学表达上简单、清晰。仿真结果表明,该方法可以使UWB成形脉冲的功率谱在高、低频带都能逼近FCC的标准辐射值,得到的组合系数表达简单。在硬件实现时能够减少寄存器数量和提高运算速度。
关键词：超宽带,成形脉冲,脉冲组合,最小均方误差
参考文献
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脉冲成形 篇2
高频微波波段电磁波的传输过程不能够忽略沿线分布电阻、电导、电感、电容,可以采用传输线等效电路理论分析信号的传播过程,传输线的研究主要分为两个方向,一是传输线的衰减与畸变,另一个是传输线脉冲成形。国内的国防科学技术大学、中国工程物理研究院、西北核技术研究所对获得脉宽更长的电压脉冲所需的脉冲成形线有更深的研究[1]。电压和电流脉冲在电磁脉冲辐射领域有很高的应用价值,中科院电子学研究所正在研究超短脉冲电压、超短脉冲电流在脉冲功率技术方向的应用[2]。
获取传输线终端的瞬态过程对研究脉冲成形非常重要[3],分析传输线方程导出负载端电压解有很多种方法,如NILT技术[4]、FDTD法[5]。本文重点研究了在开关控制下传输线脉冲成形过程,在时域下直接求解偏微分方程非常困难,寻求拉普拉斯变换,将时域转变为复频域进行求解,传输线简化为无损均匀传输线。以往的研究者均是在理想开关下研究传输线成形理论,本文的创新之处则从实际出发,将理想开关由快速MOS管代替,从理论上不但分析了传输线效应,而且也分析了MOS管对负载端脉冲波形的影响,通过计算机对传输线成形电路进行仿真,发现传输线与MOS管结合还具有脉冲展宽的作用,并通过实验验证电路的可行性。
1 终端负载电压求解
均匀传输线等效电路可用分布参数单位长度电阻R、电感L、电容C、电导G表示,传输线作为一系列的电路模块如图1所示,时域下的传输线方程可以表示[6]为:
将式(1),式(2)中Δz→0,得到传输线偏微分方程:
如图2所示,将开关视为理想开关,对传输线偏微分方程进行拉普拉斯变换:
开关闭合前,传输线已充电至满,在t=0时刻U(z,0)=V,I(z,0)=0。
为了能够求解出复频域下负载端电压解,将式(5)进一步转换为:
式(7)为二阶偏微分方程,得到电压表达式的通解为:
式中C1,C2为关于S的待定系数;
进一步求出电流表达式:
式中为传输线的特征阻抗,为了求出待定系数C1和C2,将始端和负载端的边界条件:
代入到式(8)和式(9)中,求出:
其中
对于无损均匀传输线,R=G=0,负载匹配情况下a2=0,复频域电压解可以简化为:
对式(12)进行拉氏逆变换,可以获得理想开关下时域电压解[7,8,9,10]:
取为传输线延迟时间,式(13)中V=15V,Rs=3.9kΩ,RL=75Ω,τ=30 ns,z=l处即负载端理论波形如图3所示,脉冲波形脉宽60 ns,波形在t=30 ns处有一个小台阶,是由于电源始端电阻比较小。
电路中(见图2)选取电压源V=15V,Rs=3.9 kΩ,RL=75Ω,τ=30 ns,传输线特征阻抗选取75Ω,传输延迟时间30 ns,通过仿真获得的脉冲波形如图4所示,图4中显示脉宽为60 ns,负载电压幅度为7.5V;当电路处于稳态,负载电压为0.28V,符合电路元件分压规律,脉冲与理论波形(见图3)基本相符。
2 负载端电压脉冲波形仿真与实验测试
考虑到搭建实际电路的开关不是理想开关,仿真电路与实验电路(见图5)选取快速MOS管2N7002代替图2中的理想开关,负载端脉冲信号受到栅源电压的限制,脉冲幅度最大能够达到栅极电压与阈值电压之差,之后MOS管进入饱和区,在饱和区漏极电流不发生变化,所以负载端输出信号脉冲幅度不再发生变化。MOS管进入饱和区对电路的影响就是限制了电流的增加,电源始端对传输线充电进行储能,通过负载放电,进行脉冲成形,如果传输线有剩余能量,那么会成形第二个甚至多个脉冲。
图5中V=15V,Rs=3.9kΩ,RL=75Ω,栅极电压为方波信号,幅度为10 V,传输延迟时间为30 ns,图6显示了负载端脉冲信号仿真波形,脉宽为60ns,脉冲幅度约为7.2V。为了探究理想开关由MOS管代替后电源电压对负载电压的影响,图7显示的是电路图5中的电源电压改为30V,其他条件不变时示波器探测负载端显示的脉冲信号,图7显示的脉冲信号的的脉宽是图6显示脉冲信号脉宽的2倍;图7和图6显示脉冲的幅度相等,证实了前边MOS管进入饱和区对负载电压的影响的分析。
从以上分析可以通过调节脉冲幅度达到相等幅值实现脉冲展宽的目的。为了能够实现达到相等幅值,可以通过调节电源电压。
实验测试电路(见图8)按照电路图5搭建,采用电压源V=15V,Rs=3.9kΩ,RL=75Ω,传输线延迟时间经过测试为30 ns,图9显示的是MOS管栅极的方波信号和传输线在负载端输出成形脉冲,栅极所加信号与成形脉冲之间有一个小脉冲,产生该小脉冲是因为开关进入亚阈值状态,一个小电流流过开关;开关达到一定的阈值电压后产生了脉冲波形,脉冲信号的幅值为8.4V,正频宽54 ns,接近60 ns,最后电路进入稳态。
图10显示的是实验电路电源电压改为30V,其他条件不变时负载端输出波形,能够看出有两个脉冲,这两个脉冲幅值相等为8.4V,正频宽118 ns,接近120 ns,之后电路进入稳态。对比图9与图10,显然在电源电压增加时,负载端输出的脉冲脉宽加倍。
3 结论
本文建立的传输线理论模型为普遍形式下的模型,适用于任何负载,最后负载端电压解是在匹配负载无损传输线模型的基础上提出的,电路仿真与实验测试均采用了匹配负载,最后得到的结论就是理想开关状态下不会产生脉冲展宽,而选用快速MOS管会产生脉冲成形,通过增加电源电压会实现脉冲展宽。
实验结果与仿真结果有差距,图10显示的两个脉冲分界点有一个小的低谷,幅值不是连续的,其中主要原因是由于在推导过程使用了无损均匀传输线理论,而实验电路不可能完全匹配负载,测试传输线的延迟时间有误差,同时传输线存在畸变,这是以后研究脉冲成形所要解决的问题。
摘要：提出了一种脉冲成形和脉冲展宽的方法,在基于理想开关的纳秒脉冲成形电路基础上,使用MOS管代替理想开关,保证MOS管工作在饱和区实现了脉冲成形,分析了MOS开关进入饱和区后在不改变传输线延迟时间的情况下,改变电源电压可以实现脉冲展宽,并通过实验验证了仿真获得的结果。
关键词：传输线,特征阻抗,拉普拉斯变换,时域,复频域
参考文献
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脉冲成形 篇3
关键词：板材成形,电磁脉冲成形,顺序耦合模拟,电磁成形效率
0前言
电磁成形是一种利用脉冲磁场力对工件进行高速加工的方法[1]。研究表明[2,3]:材料在高速变形条件下会出现晶体孪生、组织相变、绝热剪切等动力学行为。这些动力学行为使电磁成形获得高于传统冲压加工下的成形性能。并且电磁成形非常适合于难变形、高电导率的轻合金材料,比如铝合金、镁合金。因此,电磁成形成为未来轻量化制造业的关键技术之一。但有研究表明,电磁脉冲成形技术很难直接制造大尺寸、复杂零件[4]。其中一个重要原因是电容器存储的电能大部分以磁场泄露和热能方式损耗,最终只有很小一部分被转化成工件的塑性变形能,使能量利用率很低。例如,板材电磁成形的能量利用率小于5%、管件的则小于25%[5]。因此,如何提高电磁成形的能量利用效率成为学者们的研究热点。
电磁成形能量利用效率方面,国内外学者们的研究成果主要集中在两个方面:(1)电流频率。比如Yu等[6]采用顺序耦合法研究了电流频率对管件电磁缩径成形的影响,发现存在一个特殊的频率范围时管件的变形量接近于最佳频率对应的最大值。在这个特殊频率范围内管件塑性变形最大,相应的趋肤深度在0.61~0.7之间。初红艳等[7]得出一种普遍认识,即当趋肤深度小于或等于板材厚度时,设备能力利用率最高。Zhang等[8]通过模拟和实验研究了不同工作条件对电磁胀形管件轮廓和成形效率的影响,发现当趋肤深度为0.9mm时(管件壁厚为1mm),电磁成形的能量利用率最大,当趋肤深度大于1mm时,成形效率急剧下降。这是因为,当趋肤深度大于管件厚度时,电磁线从管件渗出加剧,放电能量不能有效地用来成形管件。肖师杰等[9]运用有限元分析对多组频率下成形高度与塑性应变能进行对比,得到实验中最佳频率3487Hz(电容为700μF),塑性应变能达到最大值45J,能量利用率为6.25%,得到最佳放电频率能提高电磁成形能量利用率的结论。(2)线圈结构和尺寸。于海平[10]等研究了不同线圈长度对管件变形量和能量利用率的影响,发现在相同放电能量下,线圈尺寸越长,管件成形能量利用率越低。日本电器通信大学的Suzuki[11]通过调整放电电压和集磁器的结构保护线圈并提高其成形效率。陈忠[12]等通过改变线圈的结构,控制磁压力分布,进而控制毛坯的变形分布。
从上面的研究可知,线圈结构对电磁成形的影响主要集中在管件成形方面。与管件成形相比,线圈结构形状和与线圈相对应的凹模结构均会对板材的电磁成形有很大影响。但这些文献都没有提及模具尺寸和线圈尺寸变化,如何提高板材电磁成形利用率。
本文在前人研究基础上,详细对比了不同尺寸的凹模和线圈对铝合金板材成形的影响,得出有利于提高能量利用率的凹模和线圈的结构尺寸。
1 有限元模拟方法与实验验证
1.1 顺序耦合法有限元模拟
本文在有限元分析ANSYS平台,采用电磁场和结构场的顺序耦合法[13],对板材电磁脉冲成形进行2D模拟,其过程如图1所示。首先建立磁场、结构场模型,将线圈中的放电电流分为多个时间段,先读入磁场模型,计算得到板材各节点的电磁力大小,然后读入结构场模型,将节点电磁力作为边界条件计算板材的变形,变形结束后,对空气网格进行网格随移。再次读入磁场模型进行下一轮的电磁力计算,如此在磁场与结构场间进行耦合循环迭代分析直到加载时间结束。
图1 顺序耦合法模拟过程
1.2 模拟参数与实验条件
如图2所示,线圈、板料、模具和模架都是轴对称结构。线圈为螺旋线圈,其匝数为6匝,每匝导线的截面积为3×10mm,线圈内径为22.4mm、外径Rc为64mm,每匝间距为7.7mm,凹模半径Rd为50mm,圆角半径r为10mm,整个线路总电阻为4.41mΩ,总电感为13.3μH。实验和模拟采用的放电条件为:放电电压4500V,电容量400μF。
图2 模拟与实验用结构模型
1.3 有限元模型
根据图2的几何模型建立2D的电磁场和结构场有限元模型如图3所示。电磁场几何模型包括板材、线圈、空气和远场空气,板材和线圈采用映射网格技术划分为4节点单元,单元类型为Plane13,远场采用映射网格技术划分为4节点单元,单元类型为Inf110,空气采用自由网格技术划分为3节点单元,单位类型为Plane13。
采用1mm厚度的AA3003(LF21M)铝合金板,半径为100mm。泊松比为0.3,弹性模量为68.4GPa,板材密度为2.75×103kg/m3。图4为采用单向拉伸试验所得在室温和准静态条件下的真实应力应变曲线。
图3 有限元模型
图4 铝合金3003在准静态下的真实应力应变曲线
对于电磁脉冲成形过程,板材在极短时间内发生大的塑性变形,所以应变率会引起材料本构关系发生变化。在ANSYS/MECHANICAL软件中,只有粘塑性本构模型(Cowper-Symonds模型)能够考虑材料的应变率效应。该本构方程如下式:
式中:δ———动态流动应力;
σy———准静态条件下的流动应力;
———应变率。对铝合金,m=0.25,P=6500s-1。
1.4 模拟结果与实验结果的对比
图5a为实验得到板材胀形后的形状,提取出经过板材中心曲线Path上的结果数据,通过三维反求得到其轮廓变化曲线;图5b为模拟得到的板材最终变形轮廓。图5c为板材胀形模拟和实验变形轮廓的对比,变形趋势一致,但实验值均稍大于模拟值。这是因为实验中凹模圆角处的摩擦略大于模拟中的设置条件,板材径向流动量与成形高度都小于模拟值,但偏差不大。最大误差出现在靠近中心点处(大约离中心点7mm处),最大误差值为6.3%。因此可以证明有限元分析预测板材胀形的可行性。
图5 模拟与实验结果对比
2 凹模半径对板材电磁成形的影响
2.1 凹模和线圈尺寸的设定
图6所示为三种不同尺寸的放电线圈覆盖板材和凹模的状况,因为模型为轴对称的,所以选取1/2模型进行对比。当Rc>Rd+r时,线圈覆盖区域已超过板材可自由胀形区域(图6a);当Rc=Rd+r时,线圈刚好覆盖板材可自由胀形区域(图6b);当Rc<Rd+r时,线圈只能覆盖板材部分可自由胀形区域(图6c)。
图6 三种不同尺寸的放电线圈覆盖板材和凹模状况
根据图2的线圈结构可知,线圈的外径Rc为64mm,凹模圆角半径r为10mm。凹模内径分别取Rd=42mm、46mm、50mm、54mm、58mm、62mm、66mm、70mm、74mm。当Rd=54mm时,线圈刚好覆盖凹模洞口。
2.2 凹模尺寸对板材各变形量的影响
如图7a所示为不同凹模内径下铝合金板材的最终变形轮廓,可以看出,板材变形均呈锥形。随着凹模内径的增大,板材轮廓随之增大;板材中心最高点成形高度增加。由图7b可知,当Rc>Rd+r时,板材中心节点的变形量随着凹模半径Rd值的增大而近似线性关系增加。当Rc<Rd+r时,板材中心节点的变形量随着凹模半径Rd值的增大而增加,但增加幅度逐渐趋向平缓。这是因为,凹模半径增大,受到电磁力作用的板材区域也随之增大,随着凹模半径的增大,更多的磁场力使板材发生变形,并且板材的变形区域增加,造成板材中心节点的变形量对凹模半径的增加较快;当凹模半径增大到线圈覆盖区域已超过板材可自由胀形区域后,磁场力全部作用于板材上,但是凹模半径的增加,因此中心点的位移量依然会增加,但是流动性趋于饱和,造成变形量增加的幅度逐渐减弱。
图7 不同凹模直径下板材变形量
如图8所示,当Rc>Rd+r时,随着凹模半径Rd增大,板材上各处节点的塑性应变都增加,分布规律大体一致:从板材中心到凹模圆角处呈下降趋势,在凹模圆角处又达到一个波峰;当Rc<Rd+r时,除了中心节点和靠近中心节点的区域塑性应变随着Rd的增大而减小外,其余变化规律不统一。在凹模圆角处都达到一个波峰,且凹模半径越大,波峰点越远离中心点;中心点处塑性应变随着凹模半径的增大而减小。
系统初始总放电量:
图8 凹模直径不同时的塑性应变分布
式中:C———电容量;
U———放电电压。
电磁板材自由胀形能量利用率为:
式中:Ea———板材塑性变形能。
式中:N———单元数;
Ea′———每个单元的塑性应变能。
图9所示为板材塑性应变与塑性应变利用率随凹模半径变化的关系。可以看出,塑性应变和能量利用率都是随着凹模内径的增大而增大,当达到最大值后开始下降。这是因为随着凹模半径的增大,线圈覆盖板材自由胀形的区域增多,板材的塑性应变增大;当凹模半径增大至线圈覆盖区域已超过板材可自由胀形区域后,应变单元数N不再增多,而每个单元的塑性应变能开始下降,所以能量利用率出现下降趋势。当Rd=Rc-r=54mm时,塑性应变最大,达到0.4。当Rd=(1.1~1.2)×Rc时,板材能量利用率最高,达到4.5%。
图9 塑性应变和能量利用率随凹模半径变化
图1 0 不同匝数线圈放电示意图
3 线圈结构的影响
根据电磁深拉伸渐进成形[14],线圈沿轴向方向按次序移动。选取1mm厚度的AA3003铝合金,放电电压4500V,电容量为400μF。采用截面积3×10mm线圈,外径为48.5mm,线圈匝间距7.7mm,凹模半径为50mm,凹模圆角半径为10mm。采用四个方案:(a)板材螺旋线圈匝数为4,内径22.4mm;(b)板材螺旋线圈匝数为3,内径33.1mm;(c)板材螺旋线圈匝数为2,内径43.8mm;(d)板材螺旋线圈匝数为1,内径54.5mm。
图11a、b、c、d分别为线圈匝数为4、3、2、1时电磁力分布。从结果来看,板料上磁场力最大值差不多,但是板料受到磁场力的作用范围随着线圈匝数的增多而增大。这就会导致板料的变形高度随着匝数的增多而增大。
图1 1 不同匝数线圈下的电磁力分布
电磁脉冲成形过程中,能量存储于脉冲电容器中。放电开关瞬间闭合,线圈中有脉冲电流通过。根据等效电路法,流过线圈的脉冲电流可描述为:
式中:I0———放电电流幅值;
C———总电容量;
L———总电感;
R———总电阻,电流衰减因子β=165.79s-1。
表1 四种不同线圈时的参数
如图12所示为电压为4500V时,a、b、c、d四种情况下铝合金板材的变形轮廓和塑性应变分布。可知,线圈匝数越多,板材胀形量越高,能量利用率越高。当线圈过少时,最大塑性应变发生在凹模圆角处,容易发生破裂;线圈匝数多时,最大塑性应变发生在板材中心区域。
当线圈匝数不同时,电流峰值、电流频率几乎没有变化,线圈电感也相差不大。但线圈匝数多时,电磁力覆盖区域变大,能量利用率高。
图13a为铝合金板材成形一定的高度时,a、b、c、d四种线圈下板材最终变形轮廓,放电电压依次为1350V、1700V、2250V、4500V。由图13a所示,当线圈匝数为1匝时,板材从中心到端部变形更平缓,变形更加均匀,但区别不大。图13b为此项板材各处的塑性应变分布,当成形较小的相同高度时,匝数对应变分布影响不大。此时1、2、3、4匝线圈的能量利用率分别为0.045%、0.026%、0.022%、0.018%,也相差不大。
图1 2 U=4500V时板材变形轮廓和塑性应变分布
图1 3 相同高度下板材变形轮廓和塑性应变分布
4 结论
(1)对铝合金板材电磁胀形建立了2D有限元模型,与实验结果对比相吻合,验证了有限元分析对研究凹模和线圈尺寸对板材胀形影响的可行性。
(2)Rc>Rd+r时,随着凹模半径的增大,板材的最大变形量急剧增大;当Rc<Rd+r时,板材的最大变形量随着凹模半径的增大,递增平缓。当Rc=Rd+r时,塑性应变最大,达到0.4。当Rd=(1.1~1.2)×Rc时,板材能量利用率最高,达到4.5%。
脉冲成形 篇4
Inconel 625合金的零件一般具有较复杂的形状,使得加工成本很高。因此Inconel 625合金的快速成形技术已经逐渐成为该合金加工领域的研究热点,许多学者对激光快速成形Inconel 625合金的工艺组织性能进行了研究。密歇根大学G.P. Dinda[11]等研究了Inconel 625 激光快速成形组织及性能,结果发现,成形组织为柱状枝晶,主要由基体向沉积方向生长,同时研究了成形组织的热稳定性,发现在1200℃时,柱状枝晶转化为等轴晶。硬度测试结果显示由于快速成形强化相过饱和,使得其硬度值较高。法国L. Thivillon[12]利用激光金属直接成形和钨极氩弧焊成形两种方法对Inconel 625进行了快速成形,研究了两种方法得到的组织差别,结果显示由于钨极氩弧焊成形的冷却速率要慢于激光金属直接成形,所以所获得组织晶粒明显大于后者从而影响成形试件的力学性能。从上述报道来看,激光快速成形的组织及性能要优于传统焊接方法,但该方法的高成本、低效率显然会大大限制了其应用,同时组织中相析出的规律及其对力学性能的影响研究较少。
本工作采用的脉冲等离子弧快速成形技术,具有能量密度集中,热输入可控等特点,结合脉冲电流对熔池的搅拌作用,有利于优化组织及性能,同时提高成形的效率,降低加工成本,是一种成形Inconel 625合金零件性价比较高的的工艺方法。利用所建立的机器人等离子焊接快速成形系统,成功制备了Inconel 625合金零件,利用金相显微镜,扫描电镜,能谱分析,透射电镜等多种手段研究了成形的Inconel 625零件组织特征及力学性能,重点分析了组织中相析出规律及其对力学性能的影响。
1 实验
实验材料选择为Inconel 625焊丝(ERNiCrMo-3),焊丝直径为1.2mm,焊丝的成分如表1所示,基体选择为A3钢,尺寸为200mm×140mm×15mm。等离子快速成形工艺参数如表2所示,图1所示为等离子快速成形方块体宏观照片,成形试样表面平整度较好。利用线切割切取沉积试样的横、纵截面,通过研磨,抛光和腐蚀制备金相试样,试样的腐蚀溶液选用10% CrO3水溶液,在不锈钢片作阴极,电流为0.5A的条件下,腐蚀20s。利用GX51光学显微镜,Quant 200扫描电镜,H-800型透射电镜对微观组织及断口形貌进行观察,利用能谱仪进行相成分分析,显微硬度测试在HX-1000TM显微硬度计上进行,所用载荷为200g,加载时间为20s,室温拉伸强度测试在SANS5504拉伸试验机上进行。
2 结果与讨论
2.1 微观组织
图2为等离子快速成形Inconel 625合金低倍光学显微组织及高倍SEM组织照片,图2(a)所示为沉积态组织宏观形貌,可以明显的观察到焊道轨迹间,层与层间存在明显的过渡区,沉积态的组织以胞状树枝晶为主,具有较强生长取向性的外延枝晶组织特征。为了研究不同沉积部位(包括成形件底部、中部、顶部以及过渡区)的组织特征,对这些区域的微观组织进行了观察。如图2(b)所示为试样底部的组织形貌,为明显的柱状枝晶,由于距离冷却铜基板较近,热量可以很快沿着沉积高度方向散掉,熔池的冷却速率以及组织的凝固速率较快,二次横枝仍然来不及生长或者较短(仅有几个微米),就已经结晶完成,因此底部的组织主要为沿着与热流方向平行的外延生长的细小主干枝晶。
图2(c)所示为层间过渡区微观组织特征,在层间结合处呈现细小的胞状树枝状晶形貌。图2(d)所示为零件顶部的微观组织,同样为胞状树枝晶形态,但是二次横枝明显比底部的组织长,大约为20μm。分析原因,主要是在成形顶部试样时,熔池的冷却速率以及凝固速率与成形底部时相比,明显会慢很多,这主要是因为热量的不断积累,以及缓慢的散热条件,导致传热方向从沿沉积高度转变为平行于焊接方向,因此二次横枝生长更加充分。
为了进一步分析快速成形Inconel 625零件的组织特征,对界面组织中合金元素的分布进行了测试,图3所示为沿图2(c)中虚线进行的元素线扫描,结果表明层间结合处附近,各种元素分布较为均匀,并没有发生较为严重的偏析和聚集,这对于成形件的力学性能是有利的,但同时也发现在枝晶边界及枝晶间Mo和Nb等溶质元素含量明显多于枝晶内部。这主要是由于柱状枝晶中心区域先结晶,含有的溶质元素浓度很低,溶质元素被排挤到枝晶边界以及枝晶间,这些区域后结晶,所以含有的溶质元素和杂质较多。
除了组织的枝晶形貌以及元素的分布以外,析出相的种类,形态及分布同样对快速成形Inconel 625零件的性能有重要影响。通过提取沉淀相,首先进行了金相组织分析,图4所示为沉积态Inconel 625零件底部及顶部的析出相分布的光学照片,可以看到在枝晶间主要分布着三种形态的沉淀相,一种为细小的针状相,另一种为光亮的形状不规则的相,含量较多,在成形零件的底部呈现弥散的分布,而在试样的顶部几乎是沿着枝晶连续的分布,分析可能为Laves(Ni, Fe, Cr)2 (Nb, Ti, Mo, Si)相,第三种为黑色的颗粒状相可能为MC(NbC, TiC)。由于等离子快速成形过程中快的冷却速率,大大限制了溶质元素的扩散,特别是在成形零件的底部,阻止了明显的偏析和大量共晶的形成,但在凝固过程中仍有部分Nb,Ti,Mo元素在固液界面富集,最终在枝晶间偏析,进而促进了碳化物和Laves相等析出相的形成。
为了进一步确定析出相的种类,对Inconel 625的沉积态组织进行SEM分析,结果如图5所示,同样观察到了三种形态的相分布在枝晶间。表3是各种析出相的能谱分析结果,白色的形状不规则的沉淀相富含Nb,Mo,Ti等元素,为Laves相,而颗粒状的组织主要含有Nb,Ti元素,分析为MC (NbC,TiC)。少量的针状相分析为δ(Ni3Nb)相。图5(b)所示为典型的沉积态凝固组织结构为:γ基体+大量Laves+Nb(Ti)C+少量δ相。图6为沉积态组织的TEM照片,可以看到MC颗粒弥散分布在Laves相附近以及晶界。脉冲等离子弧快速成形Inconel 625零件凝固过程为L→L+γ→L+γ + MC→γ + MC+Laves,沉积金属凝固从L→L+γ反应开始,随着结晶凝固过程的进行,溶质元素Nb,Mo,Ti,Al,C等被排挤在枝晶间而富集,从而导致了L→(L+γ + NbC)反应的发生,消耗了大量的C原子,随着L→L+γ反应的继续进行,致使枝晶间溶质原子进一步富集,直到共晶反应L→γ + Laves的发生,最终凝固过程结束[13,14,15]。在Inconel 625合金成形凝固结晶过程中,枝晶间的Nb元素的原子分数可达到10%以上,而Laves相中Nb的原子分数将可能达到更高,如表3所示Laves相中Nb的含量达到了21%,Laves相形成占用了大量的Nb,导致了其附近区域贫Nb,因此使得δ相析出的难度较大,但Inconel 625是一种高Nb合金,在共晶反应L→γ + Laves外,在剩余液体中仍然会Ni,Ti,Nb元素富集,同时在等离子快速成形的过程中,热量不断积累,沉积后一层的过程是对前一层沉积材料进行热处理,会导致少量Laves相溶解,从而释放了一少部分Nb,最终促使少量针状δ相在Laves相附近析出。脉冲电流的搅拌作用使得脆性Laves相以块状弥散分布在γ基体上。脆性Laves相通常以连续的网状析出,相比块状的弥散分布,对零件的力学性能具有更严重的危害。
2.2 力学性能
2.2.1 硬度测试
图7给出了脉冲等离子快速成形Inconel 625零件的横纵截面显微硬度变化,结果表明沿着沉积高度方向两个截面的显微硬度值在260~285HV0.2之间,从靠近试样底部到顶部,整个成形件的硬度略有波动,沿着沉积高度方向的硬度呈缓慢减小趋势,这是因为快速成形时多次热循环的作用及散热方式的改变会使得成形件顶部的硬度和底部存在差异,底部的冷却速度也要快于顶部,有利于阻止显微偏析及相的长大聚集。同时组织相比顶部要细密。同时可以发现,在层与层结合处硬度值较高,这主要是由于层间结合处组织较为细密,而在其他位置的组织相对粗大,从而使得硬度值稍低。
2.2.2 拉伸性能测试
图8为沉积态试样的抗拉强度及伸长率的测试结果。结果表明,从试样的顶部到底部试样的抗拉强度呈现逐渐降低的趋势,主要是由于底部与顶部冷却速率的不同,导致试样的底部柱状晶的形态及析出相的分布与顶部存在差异,和试样顶部相比,试样底部柱状晶组织更细小,而Laves相呈现弥散的分布,因此抗拉强度更高。表4为国内外报道的各种工艺条件下获得的Inconel 625合金的拉伸性能,可以看到利用等离子快速成形的试件的抗拉强度略低于激光快速成形,而伸长率和屈服强度可以达到激光快速成形的试样。图9
为拉伸试样的断口形貌,断口形貌呈现出沿着列状枝晶排布方向明显的韧窝,以韧性沿晶断裂为主。
3 结论
(1)沉积态的组织以胞状树枝晶为主,具有较强生长取向性的外延枝晶组织特征,层与层结合处呈现更细小胞状枝晶特征。
(2)大量不规则形状的弥散Laves相颗粒分布在枝晶间,MC碳化物(包括NbC, TiC)分布在枝晶间及晶界,以及少量针状相δ (Ni3Nb)在Laves相附近析出。