TiN附着膜的应力-应变关系

利用等离子体辅助化学气相沉积法(PACVD)在60Mn钢基片上沉积2．5μm厚的TiN膜．借助X射线应力分析技术和微拉伸设备，测量该附着膜纵向(加载方向)应力和横向应力及外载应变，进而求其等效应力-等效单轴应变关系，并由此算得它的条件屈服点σ0．1和σ0．2分别为4．2和4．4GPa，加工硬化指数为0．36．用纳米压痕仪测得其硬度为25GPa，弹性模量为420GPa．TiN膜在拉伸过程中发生了塑性变形．     

双层卷焊管表面产生褶皱的原因

拉伸试验表明:高温钎焊的卷焊管的拉伸应力-应变图会出现不同程度的屈服点延伸,双层卷焊管表面褶皱的产生与其盘管时屈服点延伸密切相关。用罩式炉退火的钢带制造、盘管变形率为0. 5%～1. 0%的卷焊管屈服点延伸消失,表面质量良好;而用连续式炉退火的钢带制造的卷焊管盘管时的屈服点延伸从5. 3%减小到了1. 8%,但盘管时,仍由于钢管表面不连续屈服而产生褶皱。现场试验发现,钎焊温度对卷焊管表面褶皱的产生有显著的影响,适当提高钎焊温度有利于减小卷焊管盘绕时的屈服点延伸,从而减少其表面褶皱。     

半固态AZ91D镁合金的压缩变形研究

利用Gleeble 1500热模拟机对半固态AZ91D镁合金的变形规律进行了研究．结果表明：当应变速率相同时,变形温度越高,半固态AZ91D镁合金试样的变形应力就越低;当应变速率和变形温度相同时,半固态球状晶试样的压缩变形应力明显低于枝晶试样的压缩变形应力;变形量对半固态压缩试样的应力一应变关系的影响很小．当应变速率为0．1,10s^-1和变形温度为48m-556℃时,球状晶和枝晶试样的稳定压缩应力分别为3—17．13MPa和6—31．6MPa．当变形温度为508℃和应变速率为0．01—20s^-1时,球状晶和枝晶试样的稳定压缩应力分别为4．78-9．09MPa和7．87-26．21MPa。     

激光表面处理对工业级锆基块体非晶合金塑性变形能力的影响

目的 针对工业级Zr49.7Ti2Cu37.8Al10Er0.5块体非晶合金受到原材料中杂质元素和制备环境中氧元素的影响,其本征塑性变形能力较差的问题,研究激光表面处理对工业级Zr49.7Ti2Cu37.8Al10Er0.5块体非晶合金在压缩和拉伸条件下塑性变形能力的影响。方法 采用低纯原料制备工业级母合金锭子,利用铜模铸造法在低真空环境下制备工业级非晶合金试样,采用激光法对试样进行表面处理,利用万能试验机对激光处理试样的压缩和拉伸力学性能进行测试。通过X射线衍射仪和电子探针对试样的微观组织结构进行表征,采用扫描电镜对力学测试失效后试样的形貌进行微尺度观察。结果 经激光表面处理后影响区的深度约为150 μm,在影响区内铜元素的含量有所降低,但依然为非晶结构。在压缩条件下,未经激光表面处理的工业级Zr49.7Ti2Cu37.8Al10Er0.5块体非晶合金的塑性应变为0,断裂强度为1 534 MPa。经过激光表面处理后,试样具有1%的塑性应变,屈服强度为1 337 MPa,断裂强度为1 562 MPa。在拉伸条件下,激光表面处理前后工业级块体非晶合金的塑性应变均为0,断裂强度也无明显变化,其平均值为1 379 MPa。结论 通过激光表面处理在工业级Zr49.7Ti2Cu37.8Al10Er0.5块体非晶合金试样表面引起的成分变化和引入的残余应力状态,能够有效促使压缩载荷作用下剪切带的萌生,提高其压缩塑性变形能力。     

应力对20号冷轧钢试件磁性特征的影响

测量了20号冷轧钢在不同拉应力作用后,试件端点表面磁感应强度随拉应力的变化关系曲线,并对端点表面剩余磁感应强度和矫顽力随拉应力的关系进行了分析。当外作用拉应力小于试件的拉伸屈服点应力时,残余应力对端点表面剩余磁感应强度和矫顽力的影响很小;当外拉应力大于试件的屈服点应力时,端点表面剩余磁感应强度和矫顽力将急剧增加发生跃变。以此可以利用端点表面剩余磁感应强度和矫顽力在屈服点发生突变的性质对材料所受的应力状况进行探测,能够对试件负载是否已超出屈服点作出有效判断,为磁性检测方法的研究提供了新的思路。     

消音管内高压成形焊缝残余应力数值分析

为了探究消音管内高压成形过程中的开裂原因，利用MARC有限元分析软件，模拟了无缝管和焊接管在焊接及内高压成形过程中焊缝附近的温度、应力及壁厚分布情况. 结果表明,无缝管在胀形区会产生560 MPa的周向拉伸残余应力且该区域壁厚减薄率为4%，焊接管在过渡区产生了271 MPa的轴向拉伸残余应力. 轴向拉伸焊接残余应力是内高压成形过程中的不利因素，使焊接管在内高压成形后的轴向压缩残余应力变成轴向拉伸残余应力，导致焊接管容易胀裂. 对焊接热循环曲线和焊接残余应力进行了测量，模拟结果与试验结果吻合良好，验证了模拟结果的正确性．     

INFLUENCE OF AGING BETWEEN TENSION AND COMPRESSION UPON BAUSCHINGER EFFECT AND COERCIVITY OF DUAL PHASE STEEL

研究了拉伸与压缩之间的175℃时效对双相钢中的Bauschinger效应和矫顽力的影响。结果表明:拉伸后时效可以使随后压缩时双相钢的屈服强度提高到拉伸预流变应力的水平,并出现上、下屈服点,使原来的Bauschinger效应消除。但175℃时效并不改变矫顽力随拉伸和压缩的变化,亦即不改变预应变引人的背应力。文中提出了背应力的测定方法,并对实验结果在双相钢实际应用中的意义进行了讨论。     

拉压间时效对双相钢中的Bauschinger效应和矫顽力的影响

研究了拉伸与压缩之间的175℃时效对双相钢中的Bauschinger效应和矫顽力的影响。结果表明:拉伸后时效可以使随后压缩时双相钢的屈服强度提高到拉伸预流变应力的水平,并出现上、下屈服点,使原来的Bauschinger效应消除。但175℃时效并不改变矫顽力随拉伸和压缩的变化,亦即不改变预应变引人的背应力。文中提出了背应力的测定方法,并对实验结果在双相钢实际应用中的意义进行了讨论。     

挤压态AZ31合金小应变变形时的孪生行为

在室温下对挤压态AZ31合金沿棒材径向进行拉伸变形（RDT试样）和沿挤压方向进行压缩变形（EDC试样）,2种变形应变速率均为10^-4 s^-1。采用金相显微镜（OM）和背散射电子衍射（EBSD）研究了变形过程中合金的孪生行为。结果表明：拉伸孪晶影响了合金的屈服点,EDC试样的屈服点为139 MPa,高于RDT试样的屈服点88 MPa。2种变形应力状态下,随应变增加,合金的应变硬化速率都是先快速下降,但EDC试样的硬化速率随后明显上升,并一直持续到断裂,而RDT试样则几乎保持稳定的硬化速率。EDC试样硬化速率的升高与合金中产生大量的拉伸孪晶以及孪晶织构诱导的滑移行为有关。基于EBSD测试结果,给出了一种计算晶粒内孪晶体积分数的方法,得出RDT试样在应变为0.04时,（0002）晶粒中拉伸孪晶体积分数约为45%。     

Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的压缩拉伸连续加载变形行为

采用压缩拉伸连续加载变形实验方法,即第一阶段压缩变形量0%~40%,第二阶段拉伸至断裂,研究了Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的室温压缩拉伸变形行为.结果表明,随着压缩量的增大,后续拉伸阶段的屈服应力和均匀塑性变形最大拉伸应力、断面收缩率和延伸率均呈先增大后减小的变化规律.临界压缩量25%处,拉伸屈服应力和最大拉伸应力达到最大值,分别约为1039.97和1439.20 MPa;试样的断面收缩率和延伸率也达到最大值,分别为68.99%和73.80%.微观组织和断口形貌的OM和SEM观察结果表明,当压缩量小于临界值时,拉伸试样断口宏观形貌呈典型的杯锥状,微观形貌呈韧窝状的韧性断裂,微观组织为变形拉长的晶粒组织;当压缩量超过临界值时,拉伸试样断口宏观形貌比较平齐,微观形貌为无韧窝状的结晶状特征,微观组织为包含大量孪晶的等轴晶粒.TEM分析表明,压缩量较小时,位错通过滑移形成不同密度的位错组态;反向加载拉断后,仍能观察到位错的堆积.压缩量较大时,形成2个方向交割的孪晶;反向加载拉断后,孪晶呈平行排列,且伴有高密度位错缠结.     

激光冲击强化TC17钛合金室温和高温拉伸性能研究

目的分析激光冲击强化对钛合金室温和高温拉伸性能的影响。方法用YAG纳秒脉冲激光器对TC17钛合金板状拉伸试样表面进行双面激光冲击强化,脉冲能量为25 J,脉冲宽度为15 ns,光斑尺寸为4.2 mm×4.2 mm,搭接率为10%,强化1次。通过室温及400℃下拉伸试验,获得强化前后试样的抗拉强度、屈服强度和断裂伸长率,利用X射线衍射法测试拉伸前后试样表面的残余应力,并在扫描电镜下观察拉伸试样断口微观形貌。结果室温拉伸试验时,激光冲击强化对TC17钛合金的室温抗拉强度和伸长率几乎无影响,但强化后的室温屈服强度下降约6.1%,有/无强化试样均没有明显的屈服点,距离强化试样断裂位置10 mm的表面残余压应力较拉伸前下降约12%。400℃拉伸试验时,激光冲击对TC17钛合金的高温抗拉强度和屈服强度均影响较小,有/无强化试样均出现明显的屈服点,距离强化试样断裂位置10 mm的表面残余压应力较拉伸前下降约44%。结论激光冲击强化在TC17钛合金表面引入显著的残余压应力分布,对屈服强度具有一定程度的影响。强化后试样的屈服强度与拉伸过程中残余压应力松弛速率有关,室温拉伸过程的残余应力松弛较高温拉伸过程慢,试样内部的平衡拉应力区更容易先发生屈服。这是造成室温拉伸屈服强度小幅降低的主要原因。     

工业纯钛TA1退火过程中的应力诱导晶粒长大行为

探究了应力对纯钛再结晶行为的影响。在纯钛板的退火过程中施加弯曲应力,并观察一个截面在拉伸和压缩应力下的再结晶过程。制备了变形量分别为20%、40%和60%的工业纯钛TA1轧制板,然后将这些样品置于600 ℃和30 MPa下保温10 min。结果表明,在变形20%和40%的样品中,只观察到少数再结晶晶粒。此外,受应力区域的平均晶粒尺寸大于无应力区域。进一步将变形40%的轧制薄板在600 ℃和30 MPa下保温60和120 min,拉伸应力区域中晶粒的异常生长一直持续到达到临界尺寸,之后晶粒停止生长。再结晶过程中晶粒生长的持续增加可归因于应力促进的位错调节。具有有利条件的晶粒倾向于沿着所施加的应力方向异常生长。然而,钛板内的高密度残余位错导致晶粒生长的驱动力降低,导致临界尺寸的存在。这些发现解释了钛在拉伸和压缩应力下观察到的不同再结晶行为。     

高强铝合金超厚板淬火残余应力及其冷压缩消除过程分析

采用SIMUFACT有限元分析软件,在验证了模拟精度和模拟参数的基础上,对4 000 mm×720 mm×285 mm尺寸的新型Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金超厚板淬火残余应力进行预测,并对采用双面对称冷压缩法消除厚板残余应力的过程进行了模拟分析。结果表明,该厚板淬火后内部残余应力呈内拉外压的分布状态,厚板心部最大平均残余拉应力值为120 MPa,表面最大平均残余压应力值为108 MPa。压缩过程中模具的压下率和送进率对淬火残余应力消除效果的分析表明,在1%~3%压下率和75%送进率条件下进行压缩,淬火残余应力消除率达到90%以上,残余应力值范围控制在-40 MPa~30 MPa范围内。X射线衍射测试值与模拟值的平均残余应力误差约为15.75 MPa。     

钛合金环形气瓶耐压强度的计算机模拟

对Ti-3Al-2．5V和β—Ti2种钛合金环形气瓶进行了耐压计算机模拟。计算了环形气瓶各个部位的应力应变分布和改变气瓶形状时应力应变的变化情况以及环形气瓶失效时的应力。结果表明，选用Ti-3Al-2．5V合金，在施加60MPa内表面压强的情况下。材料的米塞斯应力为692MPa。大于其屈服强度，气瓶发生失效；同样条件下选用β—Ti合金时，其米塞斯应力为851MPa。小于其屈服强度，材料可以安全使用。当在气瓶内表面施加40MPa的压强。2种材料的最大应力均小于其屈服强度，可以安全使用。对气瓶3个方向的应力计算机模拟表明．气瓶内侧表面处所受拉应力最大．该处最容易首先发生失效。在其它条件不变的情况下。减小气瓶外径。气瓶的内侧表面处应力依然最大，其数值为1320MPa。远大于直径较大的气瓶。对于Ti-3Al-2．5V环形气瓶．其失效时内表面压强为45MPa；对于β—Ti合金的环形气瓶，其失效时内表面压强为86MPa。     

低温相变焊接材料对CLAM钢接头焊缝组织和残余应力的影响

利用自制低温相变(LTT)焊丝和ER90S-G普通耐热钢焊丝对未来热核聚变堆用CLAM钢进行了MAG对接焊试验,焊后分别对接头焊缝金属的马氏体转变温度、显微组织和接头表面横向残余应力进行了研究。结果表明,低温相变焊缝金属的Ms点为237℃,Mf点在室温以下,相变过程的线性膨胀量为0.43%;ER90S-G焊缝金属的Ms点为519℃,Mf点为400℃;低温相变焊缝由板条马氏体和少量残余奥氏体组成,ER90S-G焊缝由粗大的针状马氏体组成;低温相变接头焊缝区表面主要为残余压缩应力,最大为-158.6 MPa,焊趾处为-90.3 MPa,ER90S-G接头表面焊缝区主要为残余拉伸应力,最大为283.2 MPa,焊趾处为106.9 MPa。低温相变材料能有效降低CLAM钢接头残余拉伸应力,改善接头性能。     

Haynes230镍基合金拉伸DSA效应和循环硬化特性研究

基于Haynes230镍基合金760℃下的拉伸和疲劳实验结果，讨论了拉伸过程中的动态应变时效(DSA)效应以及不同应变幅值下的循环硬化特性，采用ABAQUS有限元软件对拉伸和疲劳特性进行了模拟。实验结果表明，Haynes230镍基合金在760℃拉伸过程中表现出明显的DSA效应，最大应力跌幅为3.8 MPa。在单轴疲劳过程中，材料表现出明显的循环硬化现象。采用ABAQUS有限元软件和基于热激活位错运动的指数流动准则对拉伸过程中的DSA效应进行了模拟。模拟结果与实验结果吻合很好，整个拉伸过程最大应力误差仅为3.9%,最大应力跌幅为9.3 MPa。选择Chaboche混合模型进行了应变范围0.6%和0.8%下的循环硬化模拟计算，模拟得到的前100周次内峰值应力的平均误差分别为4.3%和3.4%。     

高强度钢焊接区拘束应力的有限元分析

采用ANSYS有限元软件计算分析了HQ130高强钢焊接接头区拘束应力的分布。计算和分析结果表明，在气体保护焊线能量16kJ/cm条件下，HQ130钢焊缝表面的瞬时拉伸拘束应力最大达到800－1000MPa，焊缝底部的瞬时拉伸拘束应力达到500－600MPa。熔合区附近的应力梯度较大，这是高强度钢熔合区部位容易产生冷裂纹的重要原因之一。通过严格控制焊接线能量能减小焊接区的热应力，可防止焊接裂纹的产生。     

浸没方式对C形环试样深冷处理组织演变及残余应力的影响

建立C形环试样淬火和深冷处理的多物理场耦合数值模型,研究了不同的浸入角度(0°、45°、90°、135°和180°)对C形环深冷处理组织和残余应力的影响。结果表明:淬火和深冷处理后,试样残留奥氏体的含量分别为15.7%和2.1%左右,在90°角度下,试样的整体残留奥氏体含量达到最高。淬火后的残余应力达到240 MPa,经深冷处理后,C形环试样表面上各点的残余应力总体上均有所降低,尤其是在缺口位置,下降最为明显,通过XRD应力分析测得试验结果与模拟结果较为接近。而在180°角度下深冷处理,试样的整体应力改善最为明显,随着角度的变化,试样整体的应力分布也呈现出较大的差异性,却未出现明显的规律。     

预拉伸变形量对7055铝合金厚板表面残余应力的影响

为了系统性地研究预拉伸变形量对淬火残余应力的消减规律,采用基于cosα法的μ-X360s型X射线残余应力分析仪,表征7055铝合金厚板经不同预拉伸变形量(0%、0.5%、1.2%、1.5%、2.5%、3.3%、3.9%)的表面残余应力水平,并通过基于sin²Ψ法的X射线衍射法和钻孔法验证测试结果。结果表明:7055铝合金厚板经过固溶淬火处理后,残余应力水平较高,轧向分应力略小于横向分应力,在厚板边缘区域残余应力水平波动较大,波动区域大约在距边部27mm的位置。当预拉伸变形量为1.5%时,轧向分应力的明显减小,继续增大拉伸量,残余应力稳定在-60～-70 MPa;而当预拉伸变形量大约为1.5%时,横向分应力由压应力状态转变为拉应力状态;经超过2.5%的预拉伸变形后,残余应力稳定在20～30 MPa。     

液化石油气储罐焊疤表面裂纹的磁记忆信号研究

采用磁记忆检测发现液化石油气储罐焊疤部位存在较强的磁记忆信号。通过对储罐进行0～4．0MPa的加载试验，研究磁记忆信号的幅度和梯度随载荷的变化。最后采用磁粉探伤复验发现磁记忆信号部位存在大量3-5mm长的焊疤表面裂纹。试验结果表明，在0～2．0MPa的加压过程中，磁记忆信号的幅度和梯度均逐渐增大，到2．0MPa时达到峰值，在2．0～4．0MPa的加载过程中迅速下降，在此期间采用声发射监测，发现了七个声发射信号，证明该部位应力产生了迅速释放。由此证明磁记忆信号的幅度和梯度既与材料所处的整体应力有关，也与该部位的局部应力集中度有关。