平头压痕试验结合有限元法确定材料蠕变参数

对LY12CZ材料进行了压痕蠕变和单轴拉伸蠕变试验.通过有限元方法,对压痕蠕变试验进行了模拟.通过压痕蠕变试验结合有限元的方法,确定了材料的蠕变参数,其中应力指数nmI=nI=4.894,蠕变常数c'mI=5.780×10-19s-1MPan.从以上的研究中发现,由单轴蠕变试验(nm和cm)和压痕蠕变试验结合有限元(n'mI和c'mI)分别得出的蠕变参数是一致的,而且最重要的是压痕蠕变指数与材料的蠕变指数是相等的,nm=nI.     

ZL107合金的高温静态蠕变和循环蠕变

研究了不同热处理状态的ZL107合金在107℃的高温静态蠕变和循环蠕变的行为。结果发现：峰时效下，合金的蠕变抗力强于过时效状态下材料的蠕变抗力。 循环蠕变时材料表现出蠕变减速现象。经峰时效处理的ZL107合金在循环蠕变中表现出较静态蠕变低的激活能，用非热空位机制进行了解释，而经过时效处理的ZL107合金表现出高的激活能，滞弹性机制起了重要作用。     

TiAl基铸造合金的蠕变行为研究

研究了名义成分为Ti-46Al-2Cr-2Nb-0.15B合金在700～850℃,140～300MPa的蠕变条件下的蠕变性能和蠕变机制。研究表明,在蠕变过程中随着温度和载荷的增加,合金的最小蠕变速率随之增大;TiAl基合金在700～850℃,140～300MPa下的最小蠕变速率可用蠕变方程εmin=A(σ)4.7exp(-280/RT)来描述;在该蠕变条件下的蠕变行为主要受位错攀移控制。     

热处理对P9钢蠕变行为的影响

对退火态和正火+回火态P9钢的高温蠕变性能及组织演变过程进行研究。通过对650℃不同应力下P9钢的蠕变曲线分析发现,其稳态蠕变速率与蠕变断裂时间满足Monkman-Grant关系。同时介绍蠕变安全性评估方法和连续蠕变损伤机制,讨论了P9钢的蠕变损伤机制。     

超细晶工业纯锆的室温蠕变特性及断口分析

研究了超细晶工业纯锆在0.875R_(p0.2)、0.9R_(p0.2)、0.9125R_(p0.2)、0.925R_(p0.2)、0.9375R_(p0.2)、0.95R_(p0.2)蠕变应力下的室温蠕变性能,计算了超细晶工业纯锆的稳态蠕变速率,并分析了其蠕变断裂机理。结果表明:超细晶工业纯锆在蠕变应力为0.875R_(p0.2)时,出现了蠕变饱和现象,稳态蠕变速率随着蠕变应力的增加而增大,稳态蠕变阶段缩短;室温下,工业纯锆经复合细化后蠕变抗性显著提高;当蠕变应力为0.95R_(p0.2)时,稳态蠕变速率达到最大值3.140×10~(-6) s~(-1)。通过计算蠕变应力指数,得到超细晶工业纯锆的室温蠕变机理为位错运动。超细晶工业纯锆室温蠕变断裂为韧性断裂。     

粉末冶金铍-铝合金高温蠕变行为试验研究

通过高温拉伸蠕变试验,研究温度和应力对粉末冶金铍-铝合金[w(Be)=62%、w(Al)=38%]的短时蠕变行为的影响。研究结果表明:随着温度或应力的提高,合金的蠕变率先增大后基本保持不变,极限蠕变率为2.16%。铍-铝合金的蠕变过程中,位错滑移和孪晶蠕变对低温低应力蠕变过程起着关键作用,而位错攀移对高温蠕变起着重要作用。温度为473.15 K,合金的应力指数为3.19;在应力150 MPa下,铍-铝合金的蠕变激活能为22.41 k J/mol。在低应力蠕变状态下,铝相是蠕变中载荷的承载体;随着蠕变应力的增加,铍相逐渐成为蠕变过程中载荷的主要承载体。     

铝合金7075马鞍外形蠕变时效成形数值模拟及试验

蠕变时效成形技术是利用金属的蠕变特性,将成形与时效同步进行的一种成形方法。文章针对铝合金7075T651进行温度在160℃下的蠕变拉伸试验,基于蠕变试验数据,采用非线性最小二乘法确定了7075T651铝合金蠕变本构方程中的材料常数,并应用有限元软件通过编写蠕变子程序,建立了该材料的蠕变时效成形过程有限元模型。针对马鞍典型外形零件进行蠕变时效成形-回弹分析,就成形过程中的应力应变分布进行分析。在相应条件下进行了蠕变时效成形试验,并对模拟结果进行验证。结果表明,采用该本构方程,可以较好的对蠕变时效成形过程及回弹进行模拟预测。     

TiAl合金PST晶体高温蠕变特性及蠕变失稳机制

对三种取向的TiAl合金PST晶体在800℃条件下的压缩蠕变曲线进行了测试,并对其蠕变失稳机制进行了研究．研究结果表明,PST晶体的蠕变性能强烈地取决于片层界面与外力轴的夹角;三种取向的PST晶体试样在蠕变第三阶段表现出不同的蠕变失稳方式;对于＝90°的试样,在本蠕变条件下过早地出现蠕变第三阶段,这与该取向试样α2片层在蠕变过程中发生球化以及剪切带的产生有关．     

定向凝固镍基高温合金的高温蠕变

研究了一种定向凝固镍基高温合金在870℃,330—420MPa应力下的高温拉伸蠕变性能．结果表明：蠕变曲线表现了较短的减速蠕变阶段和较长的加速蠕变阶段,其蠕变变形机制为位错在第二相粒子间的Orowan弯曲过程,而不是由扩散过程所控制加速蠕变阶段蠕变速率的起始增加是显微组织发生变化（γ’相的定向粗化）的结果,而不是蠕变裂纹的形成与扩展．蠕变断裂数据符合MonkmanGrant关系．最终的断裂过程受控于蠕变裂纹的扩展速度     

高温合金的蠕变及疲劳-蠕变-环境交互作用规律和机理

综合了中国科学院金属研究所高温合金和金属间化合物研究组在高温合金蠕变研究方面的主要成果:蠕变和断裂规律及其机理,蠕变-环境交互作用及其机理,蠕变阻力模型以及疲劳-蠕变-环境交互作用规律及其机理。     

蠕变塑性伸长率测定方法分析

结合蠕变试验结果，研究和分析了三种测定蠕变塑性伸长率的方法。     

两相共晶NiAl-9Mo合金的蠕变行为

研究了热等静压态的NiAl-9Mo合金在850-950℃和50-100 MPa下的蠕变行为.在试验应力和温度下,该合金蠕变曲线呈现出较短的减速阶段和较长的稳态蠕变阶段;其稳态蠕变速率可用幂指数蠕变方程来描述,应力指数值为4.75±0.25,表观激活能为 410.5±4.5kJ/mol.加速蠕变阶段蠕变速率的增加是由于裂纹的形成和扩展,且其断裂数据遵循Monkman-Grant规律.蠕变断口呈现出塑性断裂和沿晶蠕变断裂的混合特征,但后者比例较大,同一温度下随着应力的增大,沿晶断裂的比例呈现下降的趋势.     

耐热Al-Cu-Mg-Ag合金的高温蠕变行为

通过蠕变试验、扫描电子显微镜和透射电子显微镜分析,对比研究了 170℃下,蠕变应力(200 MPa、225 MPa、250 MPa、275 MPa、300 MPa)对峰时效态Al-Cu-Mg-Ag合金蠕变行为的影响.结果表明:合金的稳态蠕变速率ε对应力状态非常敏感,它们之间的关系符合幂指数关系:ε=e-64.81σ8....     

TC6钛合金的高温拉伸蠕变行为研究

通过高温拉伸蠕变实验,获得了TC6合金的蠕变应变-时间曲线,并计算了其不同应力与不同温度下的稳态蠕变速率、应力指数及在350～450℃范围内的蠕变激活能,借助OM、TEM等手段对合金蠕变前后的显微组织进行了观察和分析,并在此基础上研究了其蠕变变形机制.结果表明:TC6合金的稳态蠕变速率随温度或恒应力的增加而增大,该合金在此温度范围内的蠕变受位错和扩散双重机制的控制,晶界滑动对蠕变也有一定的作用.     

2324铝合金蠕变时效成形有限元分析

蠕变时效成形技术是利用金属的蠕变特性,将成形与时效同步进行的一种成形方法。该成形方法适于成形可时效强化型合金的整体带筋和变厚度大曲率复杂外形和结构的整体壁板构件,被认为是下一代大型民用飞机特别重要的金属成形工艺之一。文章根据蠕变试验数据,确定了2324铝合金蠕变本构方程中的材料常数,并应用有限元软件ABAQUS/Standard,通过编写蠕变子程序,对2324铝合金板单曲率弯曲、蠕变和回弹进行了有限元分析。     

应力松弛法确定材料蠕变参数

对圆棒试件在不同初始应力下的单轴拉伸应力松弛过程进行了有限元模拟。假定材料的蠕变行为遵循Norton蠕变法则:ε=Bσ(ε为蠕变速率,B为蠕变常数,σ为施加的应力),通过对应力松弛曲线的分析和推导,提出了2种通过应力松弛试验来确定材料蠕变参数的新方法。第1种方法仅需要单次的应力松弛试验即可得到材料的蠕变应力指数;第2种方法需首先通过外推法求得初始应力松弛速率,进而通过多条应力松弛曲线求得蠕变应力指数。提出的方法为高温材料蠕变力学性能的测定提供了一条新思路。     

海绵钛从投资热到价格回落

研究了工业纯钛TA2室温下蠕变第1阶段的特性。结果表明，TA2材料室温下确实存在明显的蠕变现象，并且存在一个临界应力值，低于该临界值的TA2在室温下不会发生蠕变。TA2室温下蠕变第1阶段的规律为卢蠕变。针对TA2材料室温下第1阶段的蠕变特性，本研究提出了一种新的卢值与应力间的关系表达式：β=β0（σ-σ）c^m。其中σc。为蠕变临界应力。并且得到室温下TA2的蠕变临界应力值为267．25MPa。     

温度对2024铝合金蠕变行为的影响

研究不同温度下2024铝合金的蠕变行为,采用金相显微镜、扫描电镜以及透射电子显微镜观察蠕变后合金的微观组织变化。结果表明:在125～200℃蠕变温度下,当蠕变寿命接近100h时,2024铝合金的蠕变应力随着温度的升高明显下降;与125℃相比,150℃时合金的蠕变应力下降9.3%,在175℃时合金的蠕变应力下降30.3%;当蠕变温度为200℃时,该合金的蠕变应力下降幅度达到45.8%;在125～175℃下,合金在蠕变过程中的变形机制主要为位错在晶内的滑移;在200℃时,合金晶界开始发生滑移,合金变形由晶界滑移与位错在晶内的滑移协调完成;在合金蠕变断面上存在大量微孔,随着蠕变温度的升高,微孔的尺寸明显变大,当微孔尺寸超过3μm时,微孔对合金的断裂机制有显著影响;在125和150℃下,合金的蠕变断口呈现韧窝型穿晶断裂特征;在175和200℃下,合金的蠕变断口呈现沿晶断裂特征。     

Zn-11Al-2Cu-0.8Si-0.3Ti-0.05Mg合金的拉伸蠕变行为

采用熔铸方法制备了Zn-11Al-2Cu-0.8Si-0.3Ti-0.05Mg合金,通过电子万能拉伸试验机测定了合金的拉伸蠕变行为,利用扫描电镜和能谱仪对合金显微组织进行分析.结果 表明:Zn-11Al-2Cu-0.8Si-0.3Ti-0.05Mg合金在载荷为2827～3958 N和温度为80～120℃的条件下进行拉伸蠕变时,合金的拉伸蠕变本构方程为εs=1.43×10-6σ4.58exp(-64060/RT),其平均应力指数为4.58,平均表观蠕变激活能为64.06 kJ/mol.Zn-11Al-2Cu-0.8Si-0.3Ti-0.05Mg合金的蠕变机制包括位错攀移机制、自扩散机制和晶界滑动机制.     

定向凝固NiAl-28Cr-5Mo-1Hf合金的高温蠕变

研究了定向凝固NiAl-28Cr-5Mo-1Hf合金的显微组织和高温拉伸蠕变行为，该合金由NiAl相、Cr(Mo)相和少量聚集在NiAl和Cr(Mo)相界处的Ni2AlHf(Heusler)相组成，蠕变曲线表现为较短的减速蠕变阶段和较长的稳态蠕变阶段及较高的蠕变应变，且蠕变后显微组织的变化不大，该合金的蠕变由晶格自扩散引起的位错攀移所控制，蠕变断裂数据符合Monkman-Grant关系。