柳涵虛，劉方圓，王寧，梁龍，張建，唐偉，齊增星，陳明和

輕合金成形

7075鋁合金冷搓成形本構(gòu)關(guān)系及有限元分析應(yīng)用研究

柳涵虛1，劉方圓2,3，王寧4*，梁龍2,3，張建5，唐偉2,3，齊增星2,3，陳明和1

（1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，南京 210016；2.天津市緊固連接技術(shù)企業(yè)重點實驗室，天津 300300；3.航天精工股份有限公司，天津 300300；4.南京工業(yè)職業(yè)技術(shù)大學(xué) 工程技術(shù)實訓(xùn)中心，南京 210023；5.中國直升機(jī)設(shè)計研究所，江西 景德鎮(zhèn) 333001）

研究7075鋁合金在高應(yīng)變速率下的本構(gòu)關(guān)系，并將其應(yīng)用于有限元仿真分析中，以實現(xiàn)對7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程的精確預(yù)測。利用霍普金森壓桿（SHPB）實驗獲得7075鋁合金在1 000～4 500 s?1應(yīng)變速率下的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線。結(jié)合靜態(tài)壓縮實驗在0.001 s?1應(yīng)變速率下的結(jié)果構(gòu)建了優(yōu)化的Johnson-Cook（J-C）本構(gòu)模型，并應(yīng)用有限元仿真對7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程進(jìn)行模擬預(yù)測。當(dāng)應(yīng)變速率由0.001 s?1上升至3 000 s?1時，7075鋁合金的屈服強(qiáng)度增長較少，但當(dāng)應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時，屈服強(qiáng)度提高了45 MPa。利用優(yōu)化的J-C本構(gòu)模型對真實應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測，其平均相對誤差與相關(guān)系數(shù)分別為0.35%和0.999 2。有限元分析結(jié)果顯示，在成形過程中，鉚釘零件任意部位的最大應(yīng)變速率基本低于4 500 s?1。外形預(yù)測結(jié)果與實際測量值的最大絕對誤差為0.08 mm，最大相對誤差為3.45%。當(dāng)應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時，7075鋁合金展現(xiàn)出了明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，優(yōu)化的J-C本構(gòu)模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測7075鋁合金在0.001 ～4 500 s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)的真實應(yīng)力。將其應(yīng)用于有限元分析能夠準(zhǔn)確預(yù)測7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程。

7075鋁合金；霍普金森桿實驗（SHPB）；Johnson-Cook（J-C）本構(gòu)模型；冷搓成形；有限元分析

高強(qiáng)鋁合金7075是一種Al-Zn-Mg-Cu系強(qiáng)化型鋁合金，具有密度低、比強(qiáng)度高、易擠壓、加工性好、耐腐蝕等特點[1]，廣泛應(yīng)用于航天、航空等領(lǐng)域[2-3]。采用高強(qiáng)鋁合金鉚釘能夠在保證連接強(qiáng)度的前提下達(dá)到減重效果，同時還可以避免鋁合金結(jié)構(gòu)與異種金屬鉚釘間的電化學(xué)腐蝕缺陷。高強(qiáng)鋁合金7075環(huán)槽鉚釘在航空、航天等領(lǐng)域的緊固連接應(yīng)用中具有巨大優(yōu)勢[4]。

冷搓工藝能夠?qū)崿F(xiàn)環(huán)槽鉚釘?shù)母咝Ь_成形，其成形過程可通過有限元軟件進(jìn)行精確預(yù)測，從而實現(xiàn)工藝參數(shù)的優(yōu)化[5]。在塑性成形有限元分析過程中，材料本構(gòu)關(guān)系是決定其預(yù)測準(zhǔn)確性的關(guān)鍵因素之一。環(huán)槽鉚釘冷搓成形有限元初步分析結(jié)果顯示，當(dāng)搓制速度為50～400 mm/s時，成形過程中瞬時局部等效應(yīng)變速率可達(dá)3 000 s?1以上。因此，有必要展開7075鋁合金冷搓成形工藝條件下的動態(tài)壓縮性能研究，為有限元分析提供可準(zhǔn)確預(yù)測高應(yīng)變速率變形行為的本構(gòu)模型。

目前7075鋁合金塑性變形行為研究主要集中于熱成形領(lǐng)域，有關(guān)高溫條件下不同應(yīng)變速率的本構(gòu)關(guān)系研究較為詳盡，但其應(yīng)變速率一般低于10 s?1?；诟邷乩鞂嶒灲Y(jié)果，多種模型被提出以進(jìn)行高溫流動應(yīng)力預(yù)測，其中經(jīng)驗?zāi)Ｐ腿鏏rrhenius模型[6-8]、約翰遜-庫克（Johnson-Cook，J-C）模型[9]以及菲爾茨-巴科芬（Fields-Backofen，F(xiàn)-B）模型[10]等的應(yīng)用最為廣泛。J-C模型采用了應(yīng)變強(qiáng)化項、應(yīng)變速率強(qiáng)化項及溫度軟化項，能夠較好預(yù)測包括7075鋁合金在內(nèi)的多種金屬在不同溫度及應(yīng)變速率下的變形行為[11]。Brar等[12]構(gòu)建了7075-T651、7075-T6 J-C模型及J-C損傷模型，準(zhǔn)確預(yù)測了7075-T651、7075-T6在250 ℃下的本構(gòu)關(guān)系。Lin等[13]結(jié)合Zener-Hollomon參數(shù)構(gòu)建了J-C本構(gòu)模型，該模型可以預(yù)測7075鋁合金在350～450 ℃、10?3～10?1s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)的流動應(yīng)力。Paturi等[14]修正了應(yīng)變強(qiáng)化項及溫度軟化項，他們構(gòu)建的J-C本構(gòu)模型能夠預(yù)測7075鋁合金在50～350 ℃、10?4～10?2s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)的流動應(yīng)力。Trimble等[15]基于修正的J-C模型[16]，提出了一種包含多個多項式表示方程參數(shù)的本構(gòu)模型，實現(xiàn)了7075鋁合金在高溫下穩(wěn)態(tài)流動應(yīng)力的精確預(yù)測。

目前對7075的動態(tài)變形行為已有相關(guān)研究。Kang等[17]和楊鐵江[18]通過霍普金森桿實驗（Split Hopkinson Pressure Bar Test，SHPB）對7075鋁合金進(jìn)行了動態(tài)沖擊，獲得了室溫下應(yīng)變速率為1 000～3 000 s?1的本構(gòu)關(guān)系。謝燦軍等[19]通過動態(tài)拉伸實驗研究了7075-T6鋁合金在1 200 s?1應(yīng)變速率下的本構(gòu)關(guān)系，并建立了基于物理概念的本構(gòu)方程。馮振宇等[20]研究了中低應(yīng)變速率下7075-T7351鋁合金的本構(gòu)模型，對100 s?1應(yīng)變速率下4種本構(gòu)模型的力學(xué)行為進(jìn)行了表征，其中J-C模型的預(yù)測結(jié)果與實驗結(jié)果最為吻合。Zhang等[21]對7075-T6鋁合金的動態(tài)拉伸性能進(jìn)行了研究，提出了改進(jìn)的J-C本構(gòu)模型，該模型提高了1 200 s?1應(yīng)變速率下材料拉伸力學(xué)性能的預(yù)測精度。Abotula等[22]對多種鋁合金靜態(tài)、動態(tài)本構(gòu)行為進(jìn)行了實驗研究，并通過SHPB實驗獲得了7075-T4靜態(tài)及應(yīng)變速率為800～10 000 s?1時的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線。Lee等[23]通過SHPB實驗構(gòu)建了低溫下7075-T6的本構(gòu)模型，該模型能夠表征?196～0 ℃、應(yīng)變速率為1 000～5 000 s?1時的本構(gòu)關(guān)系。龐秋等[24]對攪拌轉(zhuǎn)速為1 000～1 700 r/min時攪拌摩擦焊接過程中7075鋁合金的流動行為進(jìn)行了研究，并通過有限元仿真及實驗分析了焊接過程中材料的流動與缺陷形成。

現(xiàn)有文獻(xiàn)表明，采用J-C本構(gòu)模型可以在不同溫度、不同應(yīng)變速率條件下對7075鋁合金的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行預(yù)測，但有關(guān)冷搓工藝變形條件下的動態(tài)變形行為研究尚未開展，在鉚釘冷搓成形有限元分析中也未采用與應(yīng)變率相關(guān)的本構(gòu)關(guān)系。因此，基于7075鋁合金冷搓成形應(yīng)變速率，構(gòu)建相關(guān)本構(gòu)關(guān)系并將其應(yīng)用于有限元分析中具有重要意義。本文通過靜態(tài)壓縮及SHPB實驗，對7075鋁合金靜態(tài)及應(yīng)變速率為1 000～4 000 s?1時的變形行為進(jìn)行了測試研究。基于獲得的真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線構(gòu)建了能夠表征7075鋁合金變形行為的J-C本構(gòu)模型，并將其應(yīng)用于有限元模型材料本構(gòu)關(guān)系的定義中，對7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程進(jìn)行了模擬預(yù)測。

1 壓縮實驗

實驗材料為9 mm×500 mm的7075-T6鋁合金棒材，其主要化學(xué)成分如表1所示。利用車削將棒材加工成9 mm×13.5 mm及4 mm×4 mm的試樣，分別應(yīng)用于靜態(tài)壓縮及SHPB實驗。實驗前依次利用400#、800#、1500#和2000#砂紙打磨試樣端面。

表1 7075鋁合金化學(xué)成分

使用電子萬能實驗機(jī)進(jìn)行恒應(yīng)變速率（0.001 s?1）下的單向壓縮實驗，重復(fù)3次實驗。使用分離式霍普金森壓桿裝置測試7075鋁合金的動態(tài)力學(xué)性能，如圖1所示。在應(yīng)變速率為1 000、2 000、2 500、3 000和4 500 s?1條件下進(jìn)行霍普金森桿實驗，在每種條件下重復(fù)3次實驗。

圖1 SHPB實驗裝置

不同應(yīng)變速率下SHPB試樣的變形情況如圖2所示，發(fā)現(xiàn)在實驗選取的應(yīng)變速率下試樣均未斷裂。隨實驗應(yīng)變速率的提高，試樣最終變形量逐漸增大。當(dāng)應(yīng)變速率達(dá)到4 500 s?1時，變形后試樣高度約為2 mm。

圖2 SHPB實驗原始試樣及變形后試樣

基于靜態(tài)壓縮實驗采集壓縮量-載荷數(shù)據(jù)，真實應(yīng)變的計算如式（1）所示，真實應(yīng)力的計算如式（2）所示，根據(jù)式（1）和（2）可計算得到7075鋁合金室溫準(zhǔn)靜態(tài)壓縮真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線。

式中：t為真實應(yīng)變；t為真實應(yīng)力；0為試樣標(biāo)距；Δ為試樣壓縮量；為瞬時標(biāo)距長度，=0+Δ；為試樣所受載荷；0為試樣初始橫截面積；為試樣瞬時橫截面積。使用DHDAS動態(tài)信號采集分析系統(tǒng)對SHPB實驗進(jìn)行信號處理，獲得的材料動態(tài)壓縮真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線如圖3所示?？芍S著應(yīng)變速率的增大，材料更快屈服并進(jìn)入塑性變形階段。這是因為隨著變形速率的增大，試樣內(nèi)部在短時間內(nèi)的塑性變形累積能量增大，材料熱軟化效應(yīng)加劇，材料進(jìn)入塑性變形更快。而7075鋁合金的動態(tài)流動曲線在高應(yīng)變速率下呈現(xiàn)波浪形，這也是材料應(yīng)變硬化與熱軟化效應(yīng)共同作用的結(jié)果。

圖3 不同應(yīng)變速率下7075鋁合金真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線

基于圖3的數(shù)據(jù)，提取不同應(yīng)變速率下的屈服強(qiáng)度與應(yīng)變?yōu)?.05時的應(yīng)力值，結(jié)果如圖4所示。當(dāng)應(yīng)變速率小于3 000 s?1時，7075鋁合金的屈服強(qiáng)度無明顯增大；當(dāng)應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時，屈服強(qiáng)度提高了45 MPa。而當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.05、應(yīng)變速率由0.001 s?1上升至1 000 s?1時，應(yīng)力提高了34 MPa；當(dāng)應(yīng)變速率由1 000 s?1上升至3 000 s?1時，應(yīng)力基本不變；當(dāng)應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時，應(yīng)力提高了46 MPa。

綜合上述分析可知，7075鋁合金動態(tài)本構(gòu)響應(yīng)特征如下：當(dāng)應(yīng)變速率為1 000～3 000 s?1時，7075鋁合金應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)不明顯，當(dāng)應(yīng)變速率升至4 500 s?1時，7075鋁合金展現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率敏感性。

圖4 7075鋁合金在不同應(yīng)變速率下的性能參數(shù)

2 本構(gòu)模型

去除圖3中真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線的彈性階段，保留其塑性階段數(shù)據(jù)，進(jìn)行J-C本構(gòu)模型擬合。J-C模型如式（3）所示。

根據(jù)參考應(yīng)變速率為0.001 s?1時的真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線擬合得到參數(shù)、、。當(dāng)材料等效塑性應(yīng)變=0時，材料動態(tài)屈服應(yīng)力與應(yīng)變速率的關(guān)系如式（6）所示。

將J-C本構(gòu)模型方程的擬合值與實驗結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖5所示。在應(yīng)變速率較低時，擬合結(jié)果與實驗結(jié)果較為吻合，但在3 000 s?1及以上的應(yīng)變速率下，擬合結(jié)果與實驗結(jié)果偏差較大，不能反映高應(yīng)變速率下7075鋁合金的力學(xué)性能，因此需要對原始模型進(jìn)行修正。

圖5 J-C本構(gòu)模型擬合值與實驗結(jié)果

Fig.5 Fitting values and experimental results of J-C constitutive model

Lin等[16]基于原始J-C模型提出了一種改進(jìn)模型，分別計算了不同參考溫度及參考應(yīng)變速率下的應(yīng)變相關(guān)項系數(shù)，然后對應(yīng)變相關(guān)系數(shù)進(jìn)行了多項式擬合，構(gòu)建了改進(jìn)的J-C模型，實現(xiàn)了對流動應(yīng)力的準(zhǔn)確預(yù)測。本文基于Lin等[16]提出的改進(jìn)J-C模型進(jìn)行本構(gòu)模型構(gòu)建。在室溫實驗條件下溫度影響項為常數(shù)1，因此每種應(yīng)變速率條件下的真實應(yīng)力-真實應(yīng)變關(guān)系如式（8）所示[25]。

優(yōu)化后的J-C本構(gòu)模型對7075鋁合金真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線的預(yù)測結(jié)果如圖6所示。對比原J-C本構(gòu)模型可知，優(yōu)化后的J-C本構(gòu)模型可以準(zhǔn)確預(yù)測3 000 s?1以上應(yīng)變速率的真實應(yīng)力-真實應(yīng)變關(guān)系。

表2 優(yōu)化J-C本構(gòu)方程參數(shù)

圖6 優(yōu)化的J-C本構(gòu)模型擬合值與實驗結(jié)果

將原始J-C本構(gòu)模型和優(yōu)化J-C本構(gòu)模型進(jìn)行對比，用平均相對誤差（AARE）與相關(guān)系數(shù)來衡量模型的擬合精度，如式（11）～（12）所示。

根據(jù)原始J-C本構(gòu)模型和優(yōu)化J-C本構(gòu)模型的預(yù)測結(jié)果，計算2種模型的平均相對誤差別為2.70%和0.35%，相關(guān)系數(shù)分別為0.982 9和0.999 2，如圖7所示。結(jié)果表明，J-C本構(gòu)模型對高應(yīng)變速率下力學(xué)性能的預(yù)測較差，而優(yōu)化后的J-C本構(gòu)模型可以準(zhǔn)確預(yù)測不同應(yīng)變速率下7075鋁合金的真實應(yīng)力-真實應(yīng)變曲線。

3 有限元分析應(yīng)用

基于靜態(tài)壓縮及SHPB動態(tài)壓縮實驗獲得的優(yōu)化J-C本構(gòu)模型，通過DEFORM用戶子程序進(jìn)行塑流應(yīng)力定義，將優(yōu)化J-C本構(gòu)模型應(yīng)用于7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程的有限元仿真分析中，對其成形過程進(jìn)行模擬分析。環(huán)槽鉚釘坯料及目標(biāo)外形如圖8所示。

圖7 應(yīng)力預(yù)測結(jié)果與實驗相關(guān)性

圖8 7075鋁合金環(huán)槽鉚釘坯料及目標(biāo)外形

冷搓成形模具為兩對稱模具，結(jié)構(gòu)如圖9所示，其中咬入角為0.75°，退出角為2.5°，退出端長度1為30 mm，精整段長度2為 80mm，咬入段長度3為45 mm。

圖9 冷搓模具結(jié)構(gòu)示意圖

在DEFORM仿真軟件中，7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形坯料網(wǎng)格劃分及有限元裝配模型如圖10所示，坯料網(wǎng)格數(shù)量為312 412。在冷搓成形過程中靜模固定，動模沿圖9所示方向以200 mm/s速度直線運動。參考吳艷云等[5]的研究結(jié)果與不同摩擦因數(shù)下的冷搓成形有限元模擬結(jié)果，設(shè)置模具與坯料間庫倫摩擦為定值0.4。有限元模型模擬成形后，模擬結(jié)果中應(yīng)變分布如圖11a所示，采用模擬工藝參數(shù)獲得的鉚釘零件如圖11b所示。

圖10 7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形有限元分析模型

對圖8所示關(guān)鍵部位的有限元分析結(jié)果及實際成形零件進(jìn)行外形測量對比，結(jié)果如表3所示。其中最大預(yù)測誤差出現(xiàn)在變形最大的斷頸槽區(qū)域，目標(biāo)槽底直徑為2.32 mm，實際成形零件直徑為2.24 mm，相對誤差為3.45%。未變形區(qū)預(yù)測值及實測值的誤差不超過0.01 mm，相對誤差不超過0.31%，而其他變形部位實測值與模擬預(yù)測結(jié)果誤差不超過0.05 mm，絕對誤差超過1.61%。成形過程中任意時刻的最大應(yīng)變速率如圖12所示，最大變形速率基本小于4 500 s?1，這表明實驗獲得的本構(gòu)關(guān)系能夠基本涵蓋成形過程的應(yīng)變速率區(qū)間。有限元分析結(jié)果表明，應(yīng)用實驗獲得的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行有限元分析，能夠準(zhǔn)確預(yù)測7075鋁合金環(huán)槽鉚釘?shù)睦浯瓿尚芜^程

表3 冷搓成形環(huán)槽鉚釘外形測量結(jié)果

圖12 成形過程最大應(yīng)變速率有限元預(yù)測結(jié)果

4 結(jié)論

采用靜態(tài)壓縮及SHPB動態(tài)壓縮實驗，獲得了7075鋁合金靜態(tài)壓縮曲線及應(yīng)變速率為1 000～4 500 s?1時的動態(tài)力學(xué)響應(yīng)，分析了應(yīng)變速率對材料力學(xué)性能的影響，構(gòu)建了J-C本構(gòu)模型并進(jìn)行了優(yōu)化，預(yù)測了材料的流動應(yīng)力，并應(yīng)用于7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形有限元分析中，得到了如下結(jié)論：

1）在0.001～3 000 s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)，7075鋁合金的屈服強(qiáng)度無明顯提高，當(dāng)應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時，屈服強(qiáng)度提高了45 MPa。因此在0.001～3 000 s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)，應(yīng)變速率強(qiáng)化效應(yīng)不明顯，在應(yīng)變速率由3 000 s?1上升至4 500 s?1時表現(xiàn)出明顯應(yīng)變速率敏感性。

2）優(yōu)化的J-C本構(gòu)模型對流動應(yīng)力預(yù)測結(jié)果的線性相關(guān)值達(dá)到0.999 2，能夠更準(zhǔn)確地預(yù)測7075鋁合金在0.001～4 500 s?1應(yīng)變速率范圍內(nèi)的流動應(yīng)力。

3）應(yīng)用實驗獲得的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程有限元仿真分析，結(jié)果表明，預(yù)測值與零件實際外形測量值最大絕對誤差為0.08 mm，相對誤差為3.45%。構(gòu)建的有限元模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測7075鋁合金環(huán)槽鉚釘冷搓成形過程。

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Constitutive Relationship and Finite Element Analysis of 7075 Aluminum Alloy Cold Rolling

LIU Han-xu1, LIU Fang-yuan2,3, WANG Ning4*, LIANG Long2,3, ZHANG Jian5, TANG Wei2,3, QI Zeng-xing2,3, CHEN Ming-he1

(1. College of Mechanical & Electrical Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astro-nautics, Nanjing 210016, China; 2. Tianjin Key Laboratory of Fastening Technology, Tianjin 300300, China; 3. Aerospace Precision Production Co., Ltd., Tianjin 300300, China; 4. Engineering Technology Training Center, Nanjing Vocational University of Industry Technology, Nanjing 210023, China; 5. Helicopter Research and Development Institute, Jiangxi Jingdezhen 333001, China)

The work aims to investigate the constitutive relationship of 7075 aluminum alloy at high strain rates, and utilize the constitutive model in finite element simulation analysis to forecast the cold rolling process of 7075 aluminum alloy ring slot rivets. The true stress-true strain curve of 7075 aluminum alloy in the 1 000-4 500 s?1strain rate range was obtained through Hopkinson pressure bar (SHPB) experiments. An optimized Johnson-Cook (J-C) constitutive model was constructed along with the results of static compression tests at a strain rate of 0.001 s?1. And it was applied in finite element model to predict the cold rolling process of 7075 aluminum alloy ring slot rivets. The yield strength showed little increase from strain rate of 0.001 s?1to 3 000 s?1. But it increased by 45 MPa when the strain rate rose to 4 500 s?1from 3 000 s?1. The optimized J-C constitutive model accurately predicted the true stress, with an average relative error of 0.35% and correlation coefficient of 0.999 2. The finite element analysis showed that the maximum strain rate during forming was below 4 500 s-1for any locus of the rivet. The maximum absolute error and relative error between predicted and measured values were 0.08 mm and 3.45% respectively. In conclusion, the alloy exhibits a strain rate strengthening effect when the strain rate increases from 3 000 s?1to 4 500 s?1. The optimized J-C constitutive model can accurately predict the true stress of 7075 aluminum alloy within the 0.001-4 500 s?1strain rate range. And the cold rolling process of 7075 aluminum alloy slot rivets through finite element analysis can be precisely predicted with the optimized J-C model.

7075 aluminum alloy; split Hopkinson pressure bar test (SHPB); Johnson-Cook (J-C) constitutive model; cold rolling; finite element analysis

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.011.013

TG376.3

A

1674-6457(2023)011-0115-08

2023-05-06

2023-05-06

天津市緊固連接技術(shù)企業(yè)重點實驗室開發(fā)課題（TKLF2021-01-B-02）

Development Project of Tianjin Key Laboratory of Fastening Technology (TKLF2021-01-B-02)

柳涵虛, 劉方圓, 王寧, 等. 7075鋁合金冷搓成形本構(gòu)關(guān)系及有限元分析應(yīng)用研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(11): 115-122.

LIU Han-xu, LIU Fang-yuan, WANG Ning, et al. Constitutive Relationship and Finite Element Analysis of 7075 Aluminum Alloy Cold Rolling[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(11): 115-122.

通信作者（Corresponding author）

責(zé)任編輯：蔣紅晨