ADIABATIC SHEARING PHENOMENON OF β-Ti ALLOY AT HIGH STRAIN RATE

对高应变率下变形的β-钛合金,用光学显微镜和扫描电镜观察研究了其绝热剪切带的显微组织。表明随变形的增加,依次有三种类型的绝热剪切带,即:形变带,具有细条状微晶结构和具有等轴微晶结构的转变带。在大形变量时,均沿绝热剪切带出现裂纹。在讨论绝热剪切判据时区分绝热剪切变形,绝热剪切断裂和热塑失稳是重要的。     

中温变形下TC4合金绝热剪切带研究（英文）

研究了TC4合金在中温变形过程中形成的绝热剪切带,应变速率为50 s-1,变形温度为560~660 oC。结果表明变形温度对绝热剪切带的形成有很大影响。剪切带宽度随着变形温度的升高从85μm增加至140μm。因为发生了加工硬化和绝热剪切带中产生的细晶强化作用,绝热剪切带对应的维氏显微硬度比基体高。讨论了绝热剪切带中微观组织演变规律,大应变以及高温使得绝热剪切带中发生了动态再结晶,形成了等轴的再结晶晶粒,再结晶晶粒尺寸为200 nm左右。本研究中形成的绝热剪切带具有形变剪切带和相变剪切的特点。     

Adiabatic Shear Band of TC4 Alloy during Warm Comp- ression

研究了TC4合金在中温变形过程中形成的绝热剪切带,应变速率为50 s-1,变形温度为560~660 oC。结果表明变形温度对绝热剪切带的形成有很大影响。剪切带宽度随着变形温度的升高从85μm增加至140μm。因为发生了加工硬化和绝热剪切带中产生的细晶强化作用,绝热剪切带对应的维氏显微硬度比基体高。讨论了绝热剪切带中微观组织演变规律,大应变以及高温使得绝热剪切带中发生了动态再结晶,形成了等轴的再结晶晶粒,再结晶晶粒尺寸为200 nm左右。本研究中形成的绝热剪切带具有形变剪切带和相变剪切的特点。     

高应变速率下45钢绝热剪切变形特征

基于退火、正火、调质三种不同热处理状态的45钢的帽型试样强迫剪切实验,在Hopkinson压杆的不同速率加载条件下,利用金相显微镜和扫描电镜测试方法研究了材料绝热剪切的变形特征和敏感性,分析了组织因素对绝热剪切的影响规律。结果表明,材料的组织不同,其绝热剪切变形的特征也不同。45钢正火态、调质态中均出现转变带,其余为形变带。随着加载速率和材料强度的提高,绝热剪切带由形变带变为转变带,剪切带宽度越窄,绝热剪切越敏感。     

基于实测剪切应力及局部应变的Ti-6Al-4V绝热剪切带的峰值温度估算

认为试样表面的变形场出现不连续性不是绝热剪切带出现的标志,而是形变绝热剪切带进一步发展的结果;在计算绝热剪切带内部的峰值温度时应从局部剪切应变中扣除弹性应变,因为弹性应变不会对塑性功有所贡献。以动态扭转的Ti-6Al-4V试样（TA-50）为例,计算了绝热剪切带内部的峰值温度,其被划分为3部分：环境温度、均匀和非均匀变形引起的温度。在两种条件下（从局部剪切应变中扣除弹性应变与否）,计算出的峰值温度分别为669和665 ℃,其在热回复和再结晶的温度范围之内,未达到相变的温度,比Liao及Duffy的理论计算值（630 ℃）要高。如果剪切应力-局部塑性剪切应变的关系不能完全确定,适当的近似是必要的。     

基于实测剪切应力及局部应变的Ti-6Al-4V绝热剪切带的峰值温度估算

认为试样表面的变形场出现不连续性不是绝热剪切带出现的标志,而是形变绝热剪切带进一步发展的结果;在计算绝热剪切带内部的峰值温度时应从局部剪切应变中扣除弹性应变,因为弹性应变不会对塑性功有所贡献。以动态扭转的Ti-6Al-4V试样(TA-50)为例,计算了绝热剪切带内部的峰值温度,其被划分为3部分:环境温度、均匀和非均匀变形引起的温度。在两种条件下(从局部剪切应变中扣除弹性应变与否),计算出的峰值温度分别为669和665℃,其在热回复和再结晶的温度范围之内,未达到相变的温度,比Liao及Duffy的理论计算值(630℃)要高。如果剪切应力-局部塑性剪切应变的关系不能完全确定,适当的近似是必要的。     

U-5.7Nb合金动载下绝热剪切带的形成及其演化机制

研究了U-5.7Nb合金在应变速率为8000s~(-1)下绝热剪切带的形成及其演化机制。通过控制应变速率,采用应变限位环的方法实现了U-5.7Nb合金在不同应变下的动态变形。结果表明:随着应变的增加,U-5.7Nb合金动载下会形成两种类型的绝热剪切带:形变带和转变带。形变带形成所需的临界应变值接近于0.33,而转变带形成所需的临界应变值接近于0.39。显微组织观察表明形变带内部由严重拉长的畸变组织组成,而转变带内部主要由细小等轴的晶粒组成。基于不同应变下绝热剪切带的表征,预测了U-5.7Nb合金动载下塑性变形及其断裂过程。     

高速切削Inconel718绝热剪切带微观特征研究

镍基高温合金Inconel718是多组元复杂合金,在高速切削过程中,切削变形复杂,切削温度高,使得刀具磨损十分严重。因此,通过切削实验获取切屑根进行观察分析,同时结合切削仿真深入研究锯齿形切屑的形成过程中绝热剪切带的微观特征。结果表明:绝热剪切带以两种形式存在,形变带(应变高度集中)和转变带(有高温转变痕迹)。形变带是材料热塑性剪切失稳后形成的一条窄带(其中也有少量动态再结晶),转变带则是发生了组织转变以及动态再结晶形成的。在切削过程中,绝热剪切带上受到大应力、应变的作用,剪切带上的空洞聚合最终导致微裂纹的产生。     

T2/QBe2爆炸复合界面结合层内的形变特征

采用平板爆炸复合方法制备T2/QBe2复合板材,并利用金相和扫描电镜电子背散射衍射技术对复合界面附近处QBe2和T2侧产生的绝热剪切变形及形变孪生的微观特征进行了观测.结果表明:由于T2和QBe2在物理性能、力学性能和热学性能上的差异,在爆炸载荷条件下只在QBe2中产生绝热剪切带,并且绝热剪切带内分布有十分细小的等轴晶;带内晶粒取向基本相同,带与带之间基体中的晶粒取向也基本相同,且两者还存在较大的取向差;爆炸冲击加载后,QBe2和T2两侧均产生了形变孪晶.     

钛合金绝热剪切带出现时临界塑性剪切应变的估算方法

基于曲线的最小二乘拟合方法,计算了Ti-6Al-4V绝热剪切带出现时的临界塑性剪切应变。根据梯度塑性理论,获得了绝热剪切带内部的局部塑性剪切变形分布曲线的理论表达式,用于拟合Liao及Duffy的实验数据。在不同的绝热剪切带宽度取值条件下,估算了绝热剪切带出现时的临界塑性剪切应变。当绝热剪切带的宽度取值在1~2mm时,计算出的临界塑性剪切应变在0.1~0.47之间。绝热剪切带内部的局部变形分布曲线的理论表达式可以很好地描述流线的非线性特征。当绝热剪切带的宽度取值较大时,绝热剪切带内部的流线的理论结果在两端较弯曲;而当其取值较小时,这些流线比较平直,仅稍微弯曲。     

疲劳态铜单晶高速形变下绝热剪切带的形成

采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)实验装置和SEM研究了原始态和疲劳态铜单晶在高应变率下形变的组织演变．实验结果表明：原始态铜单晶在高应变率下很难产生绝热剪切带(ASB),而疲劳态铜单晶容易产生绝热剪切带．驻留滑移带(PSBs)和冲击波引起的应力集中是疲劳态铜单晶高应变率形变下绝热剪切带形成的重要原因,绝热剪切带的间距和宽度随应变率的增大而减小．     

不同结构金属高速压缩力学行为及微观剪切结构差异

针对高锰TRIP钢、纯Cu、IF钢及装甲钢,利用Hopkinson杆在应变率为103~104s-1进行动态压缩实验,考察其抗冲击性能及剪切带形成时微观组织的差异.结果表明:动态剪切变形下,纯Cu和IF钢不易形成绝热剪切带,缺乏加工硬化能力,从而抗冲击性差;具有马氏体组织的装甲钢快速形成绝热剪切带,但剩余强度高,抗高速冲击性强;以奥氏体为主的TRIP钢有最高的加工硬化性,形变中产生的bcc马氏体(α′-M)可有效推迟绝热剪切带的产生且裂纹不易扩展,适于作为抗冲击材料.纯Cu及IF钢扩展的剪切组织为拉长的亚晶和小角晶界,剪切微织构弱,而TRIP钢及装甲钢绝热剪切带为细小的等轴晶和大角晶界,TRIP钢形成较强的{111}-{112}110fcc剪切微织构,装甲钢则形成弱的{110}111bcc剪切微织构.     

高速冲击下钢板的微观组织及绝热剪切带

用烧结的钨合金弹丸垂直冲击45钢与30CrMnMc钢两种钢板，45钢钢板穿孔周围的微观组织沿径向可分为熔化快凝层、再结晶细晶层、变形细晶层，形变层及正常基体组织，该材料中没有发现绝热剪切带．30CrMnMo钢板穿孔周围的微观组织表面是熔化快凝层，其下是扩散层、形变层和基体组织，钢中形成了几类绝热剪切带，由于冲击波和反射波的作用、复杂的塑性变形及侵彻过程本身的原因，它们具有不同的方向和宽度冲击45钢钢板和30CrMnMo钢钢板的弹丸的变形形式相差很大，冲击45钢钢板的弹丸被墩粗且损耗较慢，冲击30CrMnMo钢钢板的弹丸为剪切变形，损耗速度快．分析表明，绝热剪切带的发生与材料的强度、冲击下材料的应变量有关．     

基于梯度依赖的JOHNSON-COOK模型的韧性绝热剪切敏感性

以基于梯度塑性理论提出的绝热剪切带内部的局部塑性剪切变形分布的理论表达式为基础,研究10个参数对绝热剪切敏感性的影响。对LIAO及DUFFY给出的Ti-6Al-4V绝热剪切带内部的1条流线的实验结果进行最小二乘曲线拟合。估算绝热剪切带宽度取值不同时的临界塑性剪切应变。理论曲线很好地反映了绝热剪切带内部流线的非线性变形特征。利用不同的临界塑性剪切应变值反算了JOHNSON-COOK模型中的一些参数。研究发现,绝热剪切敏感性随着初始静态屈服应力、功热转化因子和应变率参数的降低而降低,这与密度、热容、环境温度及应变硬化指数的影响刚好相反。所提出的模型可以预测绝热剪切带的宽度由高至低的演变过程,直到达到一个稳定值,这一点DODD和BAI模型做不到。     

钛合金TC16中绝热剪切带的微观结构演化

利用分离式Hopkinson压杆（SHPB）技术对钛合金TC16的帽形试样进行动态加载,采用光学显微镜和透射电镜技术观测TC16中绝热剪切带内的微观结构和相变情况。结果表明,剪切带的边缘由具有高位错密度的沿着剪切方向排列的宽度为0.2-0.5μm的伸长组织构成,其与基体组织的形貌显著不同;剪切带中部由大量低位错密度的直径约为0.2μm的再结晶等轴晶组成。衍射花样的标定表明α-Ti和α″相共存于剪切带中部,剪切带内发生了相变。绝热剪切变形过程中剪切带内的温度约为796℃。讨论了TC16中绝热剪切带内的相变规律和微观结构演化过程。     

装甲钢板中绝热剪切带的特征

测量了碳含量（质量分数,％）分别为０．２４,０．２８,０．３０,０．３９和０．４４的Ｃｒ－Ｎｉ－Ｍｏ装甲钢板基体、变形区及绝热剪切带的显微硬度,观察绝热剪切带形貌的微观组织结构,结果表明：随硬度升高,绝热剪发带的数量增多,绝热剪切带的硬度远高于基体及淬火态试样的硬度,其硬度随碳含量变化的规律与淬火态试样随碳含量变化的规律一致,绝热剪切带微观组织是非常细小的马氏体板条构成的,未观察到绝热剪切带内部析     

挤压态钨合金绝热剪切局域化及微裂纹萌生现象研究

研究变形量对挤压态钨合金动态力学行为的影响及钨合金绝热剪切带内的微观开裂行为。结果表明,加载方向垂直于纤维取向时,随变形量由0增加至40.8%,挤压态钨合金绝热剪切敏感性显著增大;由对钨合金绝热剪切带内微观组织的SEM观察可知,靠近绝热剪切带中心处出现在微裂纹且微裂纹萌生于W-M界面及W颗粒内部;进一步的TEM观察可知,剪切带内W-M界面处存在大量的位错塞积,W颗粒中则出现亚晶内部及沿亚晶界扩展的微裂纹     

高应变速率下共析珠光体钢的微观组织演变

利用分离式霍普金森压杆(SHPB)对原始组织为层片状珠光体的高碳钢进行了高应变速率变形实验,借助SEM、TEM对变形后珠光体的微观组织演变规律进行了分析研究。结果表明:在高应变速率变形条件下,共析珠光体钢发生绝热剪切现象,原始珠光体组织中存在着绝热剪切带,绝热剪切带的宽度约为1.5μm,绝热剪切带外部区域存在着高密度位错、位错胞以及亚晶,而绝热剪切带内部区域则在动态回复和动态再结晶的作用下演变成晶粒尺度均在亚微米量级的超微细复相组织(铁素体+渗碳体)。     

高碳硅锰钢的动态力学性能

通过扫描电镜、霍普金森压杆和拉伸试验机等仪器研究了不同温度淬火高碳硅锰钢的组织、变形程度和动态力学性能。研究表明,随淬火温度提高,试验钢中残留碳化物数量减少,在880 ℃时,试验钢的残留碳化物全部溶解。动态力学试验后,880 ℃淬火试样因残留碳化物固溶,动态强度增幅较小,对应变速率不敏感,由均匀变形转为破碎。绝热剪切带内和远离绝热剪切带的区域均存在孔洞,远离剪切带区域的孔洞无序分布,且伴随有均匀分布的碳化物。靠近绝热剪切带区域的碳化物存在分布不均匀的情况,且绝热剪切带内部的孔洞沿着热量传播方向扩展,形成沿剪切带分布的裂纹。     

高应变速率对纯钛塑性变形的影响

利用动态塑性变形(DPD)和准静态压缩变形(QSC)技术对纯钛圆柱样品进行对比压缩试验,研究了不同应变速率下纯钛形变孪晶和微结构演变。结果发现:2种变形方式的变形机制相似,低应变时以形变孪生为主,孪生饱和后转变为位错滑移主导;高应变速率促进了形变孪晶的产生,激发{4211}压缩孪晶的形成,同时使变形机制转变临界应变提前至0.2;纯钛在高应变速率和高应变(ε≥0.6)下出现绝热剪切带(ASB)。