李德富,劉生璞,郭勝利
(北京有色金屬研究總院,北京 100088)
顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料因其綜合了增強(qiáng)體顆粒與鋁合金基體的優(yōu)異性能而受到了廣泛關(guān)注,具有輕質(zhì)、高比剛度、高比強(qiáng)度、高彈性模量、耐腐蝕、耐磨損以及低熱膨脹系數(shù)等特點(diǎn)[1—2]。常見的增強(qiáng)體顆粒有碳化硅(SiC)、氧化鋁(Al2O3)、碳化鈦(TiC)、碳化鎢(WC)以及碳化硼(B4C)等。其中,B4C陶瓷顆粒具有較低的密度(2.5 g/cm3)、較高的熔點(diǎn)(2350 ℃)和較高的硬度(HV>30 GPa),因此碳化硼顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料已成功應(yīng)用于汽車、電子、航空航天以及軍事領(lǐng)域[3—4]。此外,B4C中的10B同位素可以與熱中子反應(yīng),產(chǎn)生無放射性的鋰(Li)和氦(He),碳化硼顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料也被用作核工業(yè)中子控制和屏蔽材料[5]。
碳化硼顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的制備方式主要有攪拌鑄造、噴射沉積、無壓滲透以及粉末冶金等[6]。制備好的復(fù)合材料坯料需要經(jīng)過熱變形過程來獲得最終的形狀、尺寸以及增強(qiáng)的力學(xué)性能。二次成形過程(如擠壓、軋制、鍛造等)還可以消除復(fù)合材料坯料中的孔洞,同時(shí)還能改善增強(qiáng)體顆粒與基體合金的界面結(jié)合狀況[7],但是,與基體合金相比,顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料對(duì)熱變形參數(shù)(如變形溫度、應(yīng)變速率、真應(yīng)變等)更加敏感,復(fù)合材料的熱變形過程更加復(fù)雜。通常,金屬或合金的熱變形過程中伴有復(fù)雜的微觀組織演化,如加工硬化、動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶[8—9]。動(dòng)態(tài)回復(fù)發(fā)生在變形的初始階段,會(huì)引起位錯(cuò)密度的增加,當(dāng)位錯(cuò)密度增大到一個(gè)臨界值時(shí),就會(huì)產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。動(dòng)態(tài)再結(jié)晶不僅可以消除加工硬化所累積的位錯(cuò)和產(chǎn)生的微裂紋,改善金屬材料的塑性,還可以有效控制熱變形過程中的組織演變[10],但是,B4C增強(qiáng)顆粒的加入會(huì)改變基體鋁合金的熱變形行為,進(jìn)而會(huì)影響復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為。這是因?yàn)椋趶?fù)合材料的熱變形過程中,增強(qiáng)顆粒是不變形的,B4C只是隨著基體的變形做出相應(yīng)的流動(dòng)或轉(zhuǎn)動(dòng),以此來適應(yīng)基體的變形[11]。由于增強(qiáng)顆粒與基體合金之間存在較大的熱膨脹系數(shù)差異,大量的位錯(cuò)會(huì)聚集在增強(qiáng)體顆粒與基體合金的界面處,從而影響復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶速率、再結(jié)晶晶粒尺寸以及再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大[12],因此,研究碳化硼顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料在熱變形過程中的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為,并對(duì)復(fù)合材料開始出現(xiàn)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界條件進(jìn)行預(yù)測(cè),這對(duì)復(fù)合材料熱變形過程的工藝控制具有重要意義。
傳統(tǒng)方法采用金相觀察來確定金屬或合金是否產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶,這需要大量的工作。Poliak和Jonas[13]提出了基于加工硬化率理論的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變的確定方法,他們指出發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶時(shí),材料的θ-σ(θ=?σ/?ε,其中,θ為加工硬化率,σ為真應(yīng)力,ε為真應(yīng)變)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)。Najafizadeh和Jonas[14]隨后進(jìn)行了進(jìn)一步簡(jiǎn)化,采用一個(gè)三階多項(xiàng)式對(duì)θ-σ曲線進(jìn)行擬合。Liu等[15]結(jié)合θ-σ曲線,對(duì)其進(jìn)行關(guān)于流變應(yīng)力的二階求導(dǎo),求解臨界應(yīng)變條件。目前為止,相關(guān)學(xué)者對(duì)一些金屬或合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件進(jìn)行了研究,包括6A02鋁合金[16]、鎳基合金[17]、70Cr3Mo鋼[18]以及 AZ41M鎂合金[19]等。針對(duì)復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為也進(jìn)行了相關(guān)研究。孫亞麗等[20]根據(jù) lnθ-ε曲線的拐點(diǎn)和?ln (?σ)/?ε-ε曲線的最小值,確定了體積分?jǐn)?shù)為30%的SiCP/Al復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件;張鵬等[21]根據(jù)體積分?jǐn)?shù)為 15%的 SiCP/Al復(fù)合材料的θ-σ、?θ/?σ-σ曲線,構(gòu)建了SiCP/Al復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶圖,然而,對(duì)于碳化硼顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件以及相關(guān)模型的研究鮮有報(bào)道。
文中以B4CP/2009Al復(fù)合材料為研究對(duì)象,以熱壓縮試驗(yàn)獲得的流變應(yīng)力曲線為基礎(chǔ),采用加工硬化率方法,通過計(jì)算,得到B4CP/2009Al復(fù)合材料開始發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力、臨界應(yīng)變。
實(shí)驗(yàn)材料為粉末冶金法制備的B4CP/2009Al復(fù)合材料,增強(qiáng)體顆粒為平均粒度5 μm的B4C陶瓷顆粒,增強(qiáng)體體積分?jǐn)?shù)為25%,基體材料2009Al合金含有質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 3.2%~4.4%的 Cu,1.0%~1.6%的 Mg,0.25%的Si,0.05%的Fe,余量為Al。將熱等靜壓態(tài)的體積分?jǐn)?shù)為 25%的 B4CP/2009Al復(fù)合材料加工成Φ15 mm×10 mm的圓柱體試樣,在Gleeble-1500熱模擬試驗(yàn)機(jī)上對(duì)復(fù)合材料進(jìn)行熱壓縮。壓縮前,在試樣與壓頭兩端涂抹適量石墨以減小摩擦。熱變形溫度分別為 300, 350, 400, 450, 500 ℃,應(yīng)變速率分別為0.001, 0.01, 0.1, 1 s?1,熱壓縮的總變形量為50%。壓縮過程中采用10 ℃/s的升溫速率,溫度升至變形溫度后保溫180 s。壓縮完成后立即對(duì)試樣進(jìn)行水淬,以保留變形組織。
體積分?jǐn)?shù)為25%的B4CP/2009Al復(fù)合材料在不同變形溫度與應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖 1中實(shí)線所示。由圖1可知,B4CP/2009Al復(fù)合材料的流變應(yīng)力可以分為3個(gè)階段:上升階段、下降階段和穩(wěn)定階段。變形初期位錯(cuò)密度急劇上升,大量位錯(cuò)聚集在界面處,此時(shí)加工硬化作用顯著,引起復(fù)合材料流變應(yīng)力的急劇上升。隨著應(yīng)變量的增大,變形儲(chǔ)存能逐漸增大,可以為動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶提供驅(qū)動(dòng)力,復(fù)合材料出現(xiàn)動(dòng)態(tài)軟化。當(dāng)動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶引起的軟化作用與加工硬化作用首次達(dá)到平衡時(shí),復(fù)合材料的流變應(yīng)力達(dá)到峰值。當(dāng)應(yīng)變量繼續(xù)增大時(shí),動(dòng)態(tài)軟化作用繼續(xù)增強(qiáng),就會(huì)引起復(fù)合材料流變應(yīng)力的下降。當(dāng)動(dòng)態(tài)軟化和加工硬化再次達(dá)到平衡時(shí),復(fù)合材料進(jìn)入穩(wěn)定流變階段,流變應(yīng)力曲線表現(xiàn)出穩(wěn)定的狀態(tài)。如圖1所示,當(dāng)B4CP/2009Al復(fù)合材料的變形溫度為450 ℃,應(yīng)變速率為1 s-1時(shí),復(fù)合材料的流變應(yīng)力達(dá)到峰值157 MPa后逐漸降低,最后趨于穩(wěn)定值98 MPa左右。此外,從圖1還可以看出,隨著應(yīng)變速率的降低和變形溫度的升高,復(fù)合材料的流變應(yīng)力進(jìn)入穩(wěn)定階段所對(duì)應(yīng)的真應(yīng)變逐漸減小。這是因?yàn)樵谳^高的變形溫度和較小的應(yīng)變速率下,復(fù)合材料有足夠的能量和充足的時(shí)間用于動(dòng)態(tài)軟化,動(dòng)態(tài)軟化和加工硬化可以在更短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到平衡。
圖1 B4CP/2009Al復(fù)合材料真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-true stress curve of B4CP/2009Al composite
盡管在B4CP/2009Al復(fù)合材料的熱壓縮過程中采用添加石墨的方法來減小摩擦,但變形后的試樣仍然呈現(xiàn)出明顯的“鼓形”,因此有必要對(duì)復(fù)合材料的流變應(yīng)力值進(jìn)行摩擦修正。采用 Ebrahimi R等[22]提出的摩擦修正公式對(duì)B4CP/2009Al復(fù)合材料的流變應(yīng)力進(jìn)行修正,見式(1)。
式中:P為外部載荷;σ為經(jīng)過摩擦修正的應(yīng)力值;R為試樣變形過程中的瞬時(shí)半徑;H為瞬時(shí)高度;m為摩擦因數(shù);b為桶形系數(shù)。其中R,H和m分別表示為:
式中:R0代表試樣的原始半徑;h0代表試樣的原始高度;h為試樣壓縮后的高度;RM代表熱變形后試樣的最大半徑;RT代表熱變形后試樣的端面半徑。
圖1中虛線所示即為B4CP/2009Al復(fù)合材料經(jīng)過摩擦修正后的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線??梢钥闯?,摩擦修正后的流變應(yīng)力值均小于未修正的應(yīng)力值,并且摩擦修正前后流變應(yīng)力值的差距隨著變形溫度的降低和應(yīng)變速率的增加越來越大。這說明,在B4CP/2009Al復(fù)合材料的熱變形過程中摩擦的影響不容忽視,尤其是在低溫與高應(yīng)變速率條件下更為顯著。
B4CP/2009Al復(fù)合材料熱變形過程中的流變應(yīng)力(σ)、應(yīng)變速率()和變形溫度(T)三者之間的關(guān)系可采用Arrhenius關(guān)系進(jìn)行表征,見式(9)。
變形溫度和應(yīng)變速率對(duì)復(fù)合材料流變應(yīng)力的影響又可用Zener-Hollomon參數(shù)的指數(shù)形式進(jìn)行描述,見式(10)。
式中:Z為Zener-Hollomon參數(shù);為應(yīng)變速率(s-1);σ為流變應(yīng)力(MPa);T為絕對(duì)溫度(K);R為氣體常數(shù)(8.314 J/(mol·K));Q為變形激活能(J/mol)。在低應(yīng)力水平和高應(yīng)力水平以及對(duì)應(yīng)所有應(yīng)力水平條件下可分別表示為冪函數(shù)、指數(shù)函數(shù)和雙曲正弦函數(shù)的形式:
式中:A1,A2,A,n1,n,α,β為與變形溫度無關(guān)的常數(shù);A為結(jié)構(gòu)因子;α為應(yīng)力水平參數(shù);n為應(yīng)力指數(shù);α=β/n1。
以B4CP/2009Al復(fù)合材料的峰值應(yīng)力進(jìn)行材料常數(shù)的求解。對(duì)式(11)和(12)兩邊取對(duì)數(shù),可得:
將摩擦修正后的流變應(yīng)力值代入式(13)和(14)進(jìn)行線性回歸擬合,得到的流變應(yīng)力與應(yīng)變速率之間的關(guān)系見圖2。其中,n1和β分別取圖2a和2b中各擬合直線斜率的平均值,分別為 6.1874和 0.0875,即可得到α=β/n1=0.0707。
圖2 峰值應(yīng)力和應(yīng)變速率的關(guān)系Fig.2 Relationship between σ and
對(duì)式(13)兩邊取對(duì)數(shù)可得:
對(duì)式(16)求微分可得:
令? ln/?ln[sinh(ασ)]=t,為 ln-ln[sinh(ασ)]關(guān)系曲線的斜率;?ln[sinh(ασ)]/?(1/T)=s,為 ln[sinh(ασ)]-1000/T關(guān)系曲線的斜率,則有Q=Rts。
ln[sinh(ασ)]-ln和 ln[sinh(ασ)]-1000/T關(guān)系曲線見圖3,可得Q值為204.002 kJ/mol。
將變形激活能Q代入式(13)并對(duì)等式兩邊取對(duì)數(shù),可得:
lnZ-ln[sinh(ασ)]關(guān)系見圖4,由擬合直線的斜率和截距可分別得到lnA=30.4753,n=5.061。將以上所求參數(shù)代入式(9)中,即可得到B4CP/2009Al復(fù)合材料的高溫?zé)嶙冃伪緲?gòu)方程:
圖3 峰值應(yīng)力、應(yīng)變速率、變形溫度之間的關(guān)系Fig.3 Relationship between σ, and T
圖4 峰值應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)系Fig.4 Relationship between peak stress and Z parameter
利用圖 1中的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線來計(jì)算加工硬化率(θ=?σ/?ε)。因?yàn)榕R界應(yīng)變小于峰值應(yīng)變,因此選取小于峰值應(yīng)力的部分?jǐn)?shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算即可。圖5中實(shí)線所示為B4CP/2009Al復(fù)合材料在變形條件為500 ℃,0.01 s?1時(shí)的θ-σ曲線,曲線上的拐點(diǎn)表示復(fù)合材料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的出現(xiàn)。根據(jù)Najafizadeh和Jonas的研究,可以采用一個(gè)三階多項(xiàng)式對(duì)θ-σ曲線進(jìn)行擬合,表示如下:
式中:A,B,C,D為與變形條件相關(guān)的材料常數(shù)。將式(19)兩邊同時(shí)對(duì)流變應(yīng)力進(jìn)行二階求導(dǎo),并令其二階導(dǎo)數(shù)值為0,可得到:
由式(21)可知,通過求解θ-σ曲線三次多項(xiàng)式的系數(shù)即可得到臨界應(yīng)力值σc。圖 5中虛線所示為B4CP/2009Al復(fù)合材料在 500 ℃, 0.01 s?1時(shí)經(jīng)過三次多項(xiàng)式擬合的θ-σ曲線??梢钥闯?,擬合后的曲線與原曲線吻合良好,此方法可以用來計(jì)算復(fù)合材料發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力。將計(jì)算得到的臨界應(yīng)力值代入圖 1中的流變應(yīng)力曲線即可得到所對(duì)應(yīng)的臨界應(yīng)變。B4CP/2009Al復(fù)合材料在不同變形條件下的臨界條件值見表1。
圖5 峰值應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)系Fig.5 Relationship between peak stress and Z parameter
由表1可以看出,B4CP/2009Al復(fù)合材料在熱變形過程中發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力和峰值應(yīng)力,均隨著變形溫度的升高和應(yīng)變速率的降低而降低。從表1中還可以看出,在不同變形條件下復(fù)合材料的臨界應(yīng)變均小于0.02,說明在B4CP/2009Al復(fù)合材料的熱變形過程中,B4C增強(qiáng)顆粒的加入促進(jìn)了復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為,在很小的應(yīng)變量就可以發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。此外,復(fù)合材料的臨界應(yīng)力與峰值應(yīng)力呈線性關(guān)系:σc=0.2992σp+22.4679,見圖 6。
為了進(jìn)一步描述變形條件對(duì)B4CP/2009Al復(fù)合材料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件的影響,引入Z參數(shù)來構(gòu)建復(fù)合材料熱變形過程中的臨界應(yīng)變預(yù)測(cè)模型。根據(jù)Sellars模型[23],臨界應(yīng)變(εc)可表示為Z參數(shù)的指數(shù)函數(shù):
式中:a,b為常數(shù)。結(jié)合所求的熱變形激活能,可以建立lnεc-lnZ關(guān)系圖,見圖7。
表1 B4CP/2009Al復(fù)合材料在不同変形條件下的臨界值Tab.1 Critical values of B4CP/2009Al composite under different deformation conditions
圖6 臨界應(yīng)力與峰值應(yīng)力的關(guān)系Fig.6 Relationship between critical stress (σc)and peak stress (σp)
圖7 臨界應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)系Fig.7 Relationship between critical stress (σc)and Z parameter
由圖7可知,lnεc與lnZ呈現(xiàn)較高的線性關(guān)系,對(duì)其進(jìn)行線性擬合,可得到擬合方程:
即復(fù)合材料的臨界應(yīng)變預(yù)測(cè)模型可表示為:
1)B4CP/2009Al復(fù)合材料熱變形過程中的流變應(yīng)力、變形溫度和應(yīng)變速率之間的關(guān)系可用 Arrehinus形式的本構(gòu)方程描述:動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件的影響,引入Z參數(shù)來構(gòu)建復(fù)合材料熱變形過程中的臨界應(yīng)變預(yù)測(cè)模型:
2)B4CP/2009Al復(fù)合材料熱變形過程中主要的軟化機(jī)制是動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。B4CP/2009Al復(fù)合材料發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力和熱變形過程中的峰值應(yīng)力均隨著應(yīng)變速率的降低和變形溫度的升高而降低,并且其臨界應(yīng)力與峰值應(yīng)力呈線性關(guān)系:
3)引入Z參數(shù)來更好地反應(yīng)復(fù)合材料熱變形條件與臨界應(yīng)變之間的關(guān)系,二者之間的函數(shù)關(guān)系為:
[1]馮小平, 張國(guó)玲, 周凡, 等. 顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料制備技術(shù)研究現(xiàn)狀[J]. 熱加工工藝, 2017, 46(14): 25—30.FENG Xiao-ping, ZHANG Guo-ling, ZHOU Fan, et al.Research Status of Preparation Process for Particle Reinforced Aluminum Matrix Composites[J]. Hot Working Technology, 2017, 46(14): 25—30.
[2]聶俊輝, 樊建中, 魏少華, 等. 航空用粉末冶金顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料研制及應(yīng)用[J]. 航空制造技術(shù), 2017,535(16): 26—36.NIE Jun-hui, FAN Jian-zhong, WEI Shao-hua, et al. Research and Application of Power Metallurgy Particle Reinforced Aluminum Matrix Composite Used in Aviation[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2017, 535(16):26—36.
[3]嚴(yán)茜, 都興紅, 龍孟, 等. 碳化硼的制備、應(yīng)用與碳化硼研磨料的回收前景[J]. 中國(guó)陶瓷, 2015, 51(4): 9—12.YAN Qian, DU Xing-hong, LONG Meng, et al. The Preparation and Application of Boron Carbide and the Recovery Prospects of Boron Carbide Abrasive Materials[J]. China Ceramics, 2015, 51(4): 9—12.
[4]WU C, FANG P, LUO G, et al. Effect of Plasma Activated Sintering Parameters on Microstructure and Mechanical Properties of Al-7075/B4C Composites[J]. Journal of Alloys & Compounds, 2014, 615(2): 276—282.
[5]ZHANG P, LI Y, WANG W, et al. The Design, Fabrication and Properties of B4C/Al Neutron Absorbers[J]. Journal of Nuclear Materials, 2013, 437(1): 350—358.
[6]張文毓. 金屬基復(fù)合材料的現(xiàn)狀與發(fā)展[J]. 裝備機(jī)械,2017(2): 79—83.ZHANG Wen-yu. Present Status and Development of Metal Matrix Composites[J]. The Magazine on Equipment Machinery, 2017(2): 79—83.
[7]ZHOU L, HUANG Z Y, WANG C Z, et al. Constitutive Flow Behaviour and Finite Element Simulation of Hot Rolling of SiCp/2009Al Composite[J]. Mechanics of Materials, 2016, 93: 32—42.
[8]CHEN X M, LIN Y C, CHEN M S, et al. Microstructural Evolution of a Nickel-based Superalloy During Hot Deformation[J]. Materials & Design, 2015, 77: 41—49.
[9]WANG M H, LI Y F, WANG W H, et al. Quantitative Analysis of Work Hardening and Dynamic Softening Behavior of Low Carbon Alloy Steel Based on the Flow Stress[J]. Materials & Design, 2013, 45: 384—392.
[10]MIRZADEH H, NAJAFIZADEH A. Prediction of the Critical Conditions for Initiation of Dynamic Recrystallization[J]. Materials & Design, 2010, 31(3): 1174—1179.
[11]SU Y H F, CHEN Y C, CHI Y A T. Workability of Spray-formed 7075 Al Alloy Reinforced with SiCp, at Elevated Temperatures[J]. Materials Science & Engineering A, 2004, 364(1/2): 296—304.
[12]PATEL A, DAS S, PRASAD B K. Compressive Deformation Behaviour of Al Alloy (2014)-10wt.% SiCp, Composite: Effects of Strain Rates and Temperatures[J]. Materials Science & Engineering A, 2011, 530(1): 225—232.
[13]POLIAK E I, JONAS J J. Initiation of Dynamic Recrystallization in Constant Strain Rate Hot Deformation[J]. Isij International, 2003, 43(5): 684—691.
[14]MIRZADEH H, NAJAFIZADEH A. The Rate of Dynamic Recrystallization in 17-4 PH Stainless Steel[J]. Materials &Design, 2010, 31(10): 4577—4583.
[15]LIU J, CUI Z, RUAN L. A New Kinetics Model of Dynamic Recrystallization for Magnesium Alloy AZ31B[J].Materials Science & Engineering A, 2011, 529(1): 300—310.
[16]周琛, 孫宇, 胡連喜, 等. 6A02鋁合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界模型研究[J]. 中國(guó)科技論文, 2017, 4(12): 449—453.ZHOU Chen, SUN Yu, HU Lian-xi, et al. Investigation on Critical Model of Dynamic Recrystallization for 6A02 Aluminum Alloy[J]. China Science Paper, 2017, 4(12):449—453.
[17]CHEN X M, LIN Y C, WEN D X, et al. Dynamic Recrystallization Behavior of a Typical Nickel-based Superalloy During Hot Deformation[J]. Materials & Design, 2014, 57:568—577.
[18]陳拂曉, 蔡志偉, 王園園, 等. 70Cr3Mo鋼動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件研究[J]. 鍛壓技術(shù), 2015, 40(11): 107—111.CHEN Fu-xiao, CAI Zhi-wei, WANG Yuan-yuan, et al.Research on Critical Conditions of Dynamic Recrystallization for Steel 70Cr3Mo[J]. Forging & Stamping Technology, 2015, 40(11): 107—111.
[19]蔡志偉, 陳拂曉, 郭俊卿. AZ41M 鎂合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2015, 25(9): 2335—2341.CAI Zhi-wei, CHEN Fu-xiao, GUO Jun-qing. Critical Conditions of Dynamic Recrystallization for AZ41M Magnesium Alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015,25(9): 2335—2341.
[20]孫亞麗, 謝敬佩, 郝世明, 等. 30%SiCp/2024Al復(fù)合材料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2015,36(9): 7—13.SUN Ya-li, XIE Jing-pei, HAO Shi-ming, et al. Critical Conditions of Dynamic Recrystallization of 30% SiCP/2024Al Composite[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2015, 36(9): 7—13.
[21]張鵬, 李付國(guó). SiC顆粒增強(qiáng)Al基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型[J]. 稀有金屬材料與工程, 2010, 39(7): 1166—1170.ZHANG Peng, LI Fu-guo. Dynamic Recrystallization Model of SiC Particle Reinforced Aluminum Matrix Composites[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2010, 39(7):1166—1170.
[22]EBRAHIMI R, NAJAFIZADEH A. A New Method for Evaluation of Friction in Bulk Metal Forming[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 152(2): 136—143.
[23]SUN Y, XIE J, HAO S, et al. Dynamic Recrystallization Model of 30%SiCp/Al Composite[J]. Journal of Alloys &Compounds, 2015, 649: 865—871.