航空发动机用Haynes242高温合金热变形行为北大核心

采用Gleeble热模拟实验机,在变形温度为950~1100℃、应变速率为0.001~1 s^(-1)条件下进行了热压缩实验,通过对流变应力曲线的分析,建立了Arrhenius本构方程,并对该方程进行了修订,获得了包含变形温度、应变速率及应变量相关的Arrhenius应变补偿本构方程。采用对比及平均误差分析检验本构方程的有效性和精确性发现:修正后的本构方程计算得到的应力值和实验数据吻合较好,方程的相关系数r值为0.967、平均相对误差AARE值仅为7.35%,具有较高的准确性。此外,基于Zener-Hollomon参数建立了Haynes 242合金动态再结晶的临界应变模型,并通过对能耗图和失稳图的绘制获得Haynes 242合金的热加工图,定量揭示了变形工艺参数在变形过程中对组织演化的影响,获得了最优的热加工工艺参数。     

SiCp/AM60B 镁基复合材料的高温压缩变形行为

利用Gleeble-1500热模拟试验机,在温度为360~450℃、应变速率为0.001~1 s-1变形条件下,对 SiCp/AM60B镁基复合材料的热压缩变形行为进行了研究.结果表明,SiCp/AM60B镁基复合材料流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的升高而升高,且随着应变的增加,流变应力很快达到峰值,然后逐渐降低并趋于稳定.为评价 SiCp/AM60B镁基复合材料在热加工变形过程中的流变应力,结合Arrhenius方程且引入Zener-Hollomon参数,对流变应力做出相应的修正,根据修正后的流变应力再做出相应的修正,根据修正后的应力值创建SiCp/AM60B镁基复合材料流变应力高温变形本构方程模型.     

AZ31镁合金高温热压缩流变应力行为的研究

在Gleeble 1500D型热模拟试验机上,在应变速率为0.01～1s-1、变形温度为573～723K条件下,对AZ31合金的流变应力行为进行了研究.结果表明:AZ31镁合金在热压缩变形时,当应变速率一定时,流变应力随着变形温度的升高而减小;而当变形温度一定时,流变应力随着应变速率的增大而增大;该合金的热压缩流变应力行为可用双曲正弦形式的本构方程来描述,在本实验条件下AZ31镁合金热变形应力指数n=8.34,其热变形激活能Q=196kJ/mol.     

生物医用新型Ti-Nb-Ta-Mo-Zr合金的热变形行为

采用多功能相变仪对一种新型医用β型Ti-Nb-Ta-Mo-Zr合金在变形温度900~1 000℃、应变速率10~(-2)~1 s~(-1)、变形量60%的高温塑性变形行为进行研究,得出合金在高温下流变应力随变形温度、变形速率变化的变化规律。基于Zener-Hollomon参数建立了Ti-Nb-Ta-Mo-Zr合金的流变应力双曲线正弦本构方程,得出合金的真应力-真应变曲线图,并建立以动态材料为基础的热加工图。结果表明,应变温度的升高和应变速率的降低都会使合金的流动应力降低,合金流变应力曲线还具有应力峰值和流变软化特征。同时,试验得出合金在高温变形时的加工硬化指数和热变形激活能等常数。     

等轴态TC4钛合金热加工性能及本构关系显微组织研究

本文探索了通过对TC4钛合金等轴组织形貌与力学性能的关系,并通过进行热模拟压缩试验,研究了变形速率、变形温度、变形量等参数对TC4钛合金盘条组织和性能的影响规律。通过热加工图的绘制,为对TC4钛合金在中低温区(500℃～~800℃),以不同应变速率进行了热变形实验研究。通过对真应力-真应变分曲线的分析,探索了相应的软化机制,确定了低温区的热变形激活能,建立了流变应力本构关系,探索了峰值应力与温度和变形速率之间的函数关系,为TC4钛合金棒丝材的加工控制了提供理论基础,对金相组织的观察表面,显微组织特征和热加工图规律基本相符。     

热压缩2519 铝合金流变应力特征

采用Gleeble-1500 热模拟机进行高温等温压缩试验, 研究了2519 铝合金在高温塑性变形时的流变应力特征。试验温度为300～500 ℃、应变速率为0.05～25 s^-1 。实验结果表明:2519 铝合金真应力-应变曲线在低应变速率(﹒ε≤25 s^-1)条件下, 流变应力开始随应变增加而增大, 达到峰值后趋于平稳, 表现出动态回复特征;而在高应变速率(﹒ε≥25 s^-1)条件下, 应力出现锯齿波动达到峰值后逐渐下降, 表现出不连续再结晶特征;应变速率和流变应力之间满足双曲正弦关系, 温度和流变应力之间满足Arrhenius 关系;可用包含Arrhenius 项的Zener-Hollomon 参数来描述2519 铝合金高温压缩变形时的流变应力行为。     

超轻镁锂合金LZ91热变形行为探究：本构方程及热加工图

本文以挤压态Mg-9Li-1Zn镁锂合金为材料在Gleeble3500热模拟实验机上做热压缩变形实验，变形温度范围为150℃-350℃，应变速率范围为0.001s-1-10s-1。基于所采集实验数据绘制流变应力应变曲线，建立了双曲线正弦函数的本构方程及真应变为0.916时热加工图，结合变形后微观组织观测分析了动态再结晶的产生情况，表明了适宜加工的安全区域和在加工中应该避免的失稳区域，预测温度范围为250-300℃，应变速率0.01s-1时为较理想的变形参数，峰值耗散系数值大于38.55%，热变形激活能Q=112.066kJ/mol，应力指数n=3.60273。     

无铅易切削黄铜合金高温热压缩流变应力行为

在变形温度为823~973K,应变速率为0.01~1s-1的条件下,采用热压缩实验研究了无铅易切削黄铜合金的高温流变应力行为,结果表明:在所有变形条件下该合金的流变曲线均出现软化现象,这种流变软化主要是由于发生了动态再结晶和β→α相变造成的.基于热压缩试验所得实测数据,建立了材料常数为应变的6次多项式函数的双曲正弦形式的本构模型,与实验数据对比表明,该模型能够较好地预测无铅易切削黄铜合金的流变应力.     

H62黄铜合金热变形行为

结合连续挤压工艺制定Gleeble-1500热压缩试验方案,测定H62黄铜合金流变应力,采用Arrhenius方程的指数形式描述H62黄铜的本构关系,绘制H62黄铜合金的热加工图,预测H62黄铜合金在连续挤压过程中的功率耗散因子η和组织的分布,以及塑性失稳区的位置,确定H62黄铜合金的最佳热变形参数为应变速率为0.01s-1,温度为400～500℃.     

TC18钛合金双圆锥台试样热变形有限元模拟研究

以新型高强韧TC18钛合金为例, 研究了双圆锥台试样热变形规律。基于热模拟试验, 获得TC18钛合金的高温流变行为, 采用Arrhenius双曲正弦函数建立TC18钛合金的本构方程。对双圆锥台试样热变形进行有限元模拟, 获得了压缩后变形试样纵向截面的应变梯度分布。对比双圆锥台试样不同应变区域与相同变形条件下GLEEBLE热模拟试样的α相平均晶粒尺寸, 结果表明一个双圆锥台试样上可以快速获取多个不同应变条件的热变形组织。     

6061铝合金高应变速率本构参数研究

通过冲击拉伸试验, 研究了6061铝合金在自然时效态和人工时效态, 在应变速率为0.001～1 500 s^-1条件下的动态拉伸力学行为。采用Johnson-Cook本构模型可以更真实地描述冲击载荷条件下6061铝合金的动态力学行为。结合试验数据, 获得了自然时效态和人工时效态6061铝合金的本构关系参数。研究表明, Johnson-Cook本构模型适用于描述金属材料从低应变率到高应变率下的动态行为, 同样也可用于准静态变形的分析。     

卧式振动离心机主振弹簧的特性试验

在橡胶弹簧本构模型的基础上,采用试验研究与有限元分析的方法,对橡胶弹簧的性能进行研究。通过试验,得出橡胶弹簧剪切刚度和动刚度的载荷-位移变化曲线。在不同的本构模型下拟合试验结果曲线,将拟合出的曲线与原试验曲线的对比分析,由曲线间的误差确定最适合的本构模型是五参数的Mooney-Rivlin本构模型。在选择的本构模型下,应用有限元分析软件对橡胶弹簧进行应力应变的分析验证有限元分析的准确性。通过研究发现橡胶弹簧线性和非线性的区分点,非线性刚度变化特性以及试验得出的橡胶弹簧本构模型,为未来的分析计算提供了有利的理论基础和试验验证。     

HAl64-5-4-2 合金的高温本构方程

采用压缩实验法在Gleeble-1500 热模拟实验机上测定了HAl64-5-4-2 复杂黄铜合金在恒定温度和恒定速度下的变形抗力。研究结果表明:HAl64-5-4-2 合金热变形的流变应力随温度的升高和应变速率的降低而减小;在较低的变形速率下, 应力-应变曲线较平滑未显示出明显的屈服点, 而在较高的变形速率下应力-应变曲线不仅显示出明显的屈服应力, 而且在屈服应力点处有突然的下降。以经典的双曲正弦形式的模型为基础建立了HAl64-5-4-2 合金热变形的本构方程, 同时也通过对数据回归处理确定了合金不同温度下的应力指数n 、变形激活能Q 、材料常数lnA 以及α、β 值。     

多喷嘴对置式气化炉耐火衬里温度及应力场的有限元分析

热应力过大是造成气化炉耐火衬里损坏的重要原因之一,分析耐火衬里的温度分布和应力分布能有效避免应力集中并优化耐火衬里结构。建立了三维多喷嘴对置式(OMB)水煤浆(CWS)气化炉炉壁K砖部位的计算模型,采用有限元法研究了稳态过程中热负荷对耐火衬里和钢壳的温度、等效应力、等效应变和总变形分布的影响。结果表明:热面砖热端面温度为1300℃时,计算的钢壳温度为206.4℃,该模拟结果与工业数据基本一致;热面砖应力>背衬砖应力>钢壳应力>隔热砖应力,且热面砖热端面应力最大易出现裂纹,陶瓷纤维处应变最大,隔热砖绝对变形量远小于热面砖和背衬砖;随着热面砖热端面温度从1100℃升高到1400℃时,耐火衬里和钢壳的整体温度升高,钢壳外表面温度从177.2℃逐渐增加到220.9℃,温度变化不超过50℃,耐火衬里及钢壳整体应力增大,尤其是热面砖应力增加最为明显,热端面应力从0.68 GPa升高到1.10 GPa,等效应变也逐渐增加,且热面砖和背衬砖应变增加幅度较大,热面砖、背衬砖和隔热砖的绝对变形量也随之增加;随着热面砖厚度由60 mm增加到230 mm,耐火衬里和钢壳的整体温度降低,钢壳外表面温度从225.9℃缓慢降低到206.4℃,即热面砖厚度对钢壳外表面温度影响较小,热面砖和背衬砖应力迅速减小而隔热砖和钢壳应力变化较小,当热面砖厚度为180 mm时,热面砖整体应力大小适中,而且分布均匀没有明显突变,耐火衬里的应变逐渐减小尤其是背衬砖区域应变减小趋势最快,而且应变结果与应力结果的变化规律基本一致,背衬砖绝对变形量最大,热面砖绝对变形量次之,隔热砖绝对变形量最小。结合温度场、应力、应变分布规律,当热面砖厚度为180 mm时,最有利于提高耐火衬里尤其是热面砖的使用寿命。     

深部砂岩力学特性试验与本构模型

为深入探究岩石强度劣化特性对深部开采工程稳定性的不利影响。以红庆梁深立井工程为背景,对现场砂岩岩样开展不同围压条件下三轴压缩试验,结合Mohr-Coulomb强度理论研究了砂岩应力-应变、强度与变形等特征;基于岩石损伤变量服从Weibull分布的特点,推导出砂岩损伤软化本构模型,探讨了模型参数F_0和m与围压的函数关系,结合模型参数对模型的影响及砂岩应力-应变曲线变化特点,采用非线性拟合方法对模型参数进行修正,最后得到修正的损伤软化本构模型;利用FLAC~(3D)对修正后的本构模型数值求解,将理论计算结果与砂岩全应力-应变曲线对比验证;通过构建马头门硐室围岩数值模型对修正后本构模型进行工程应用,并分析了数值计算结果的合理性。结果表明:①砂岩变形参数对围压敏感度较低,强度参数受围压影响较大,不同围压条件下,当应力达到峰值后,砂岩呈现出明显的应变软化特性;②通过FLAC~(3D)数值验证结果可知,损伤软化模型理论计算应力-应变曲线与试验曲线高度吻合,说明模型具有较高的真实性,能反映砂岩在复杂应力状态下的破坏全过程;③利用数值模拟方法对深部马头门硐室围岩与支护结构破坏规律分析表明,在拱顶及拱肩位置较易出现塑性剪切破坏,并且与实际工程中支护结构破坏位置及范围基本相同。     

煤岩冲击变形破坏特性及其本构模型

采用分离式霍普金森压杆(SHPB)实验系统对不同冲击速度下煤岩试样应变率变化规律、动态力学特性及其变形破坏特征进行了测试,探讨了煤岩动态力学本构模型。实验结果表明,煤岩试样的加载应变率与冲击速度整体上呈正相关关系,且不同冲击速度下煤岩试样的力学响应特征均具有分段性,可根据响应特征的差异将煤(岩)试样在低-中-高冲击速度下的变形依次划分为压密变形、塑性变形、塑性软化(硬化)变形3种类型;煤岩试样的破坏特征均具有明显的应变率相关性,在低冲击速度下,试样均呈脆性破坏形式,随着冲击速度的增加,试样的延性破坏特征逐渐显现。在分析煤岩试样应力-应变本构关系及动态破坏特征的基础上建立了包含低-中-高应变率响应的粘弹性损伤本构模型,应用结果表明,与实测曲线相比模型拟合曲线拟合精度高,验证了所建模型的有效性与合理性。     

不同围压下混凝土受压弹塑性损伤本构模型的研究

在ＭＴＳ公司８１５０２型电液伺服系统上，完成了围压由０～４０ＭＰａ范围内混凝土受压试验，发现随着围压的增大，应力应变全曲线的峰值应力与峰值应变均有所提高，但弹性模量基本不变在此基础上，根据等效应变假定和内变量理论，建立了考虑不可逆应变影响的弹塑性损伤本构模型只要计及峰值应力和峰值应变的变化，该模型可以统一地描述不同围压下混凝土的力学性能     

高强度锚杆冲击吸收功与失效应变关系的数值仿真研究

采用LS-DYNA数值模拟软件,以实验室金属夏比冲击试验的实际情况为依据,仿真模拟了金属夏比冲击试验,通过选择合理的网格尺寸、准确的材料模型和边界条件,使模拟结果真实、可靠。通过模拟屈服强度相同时不同失效应变对应的冲击吸收功值,得出了屈服强度为500MPa,600MPa的锚杆钢材失效应变与冲击吸收功的线性关系式,通过反推法得出屈服强度为500MPa,600MPa的锚杆钢材特定冲击吸收功下失效应变的值,为今后不同冲击吸收功的高强度锚杆在动载荷下受力与变形的仿真研究提供了依据。