- 陈炜;黎小洲;曹一枢;白瑛;张小计;陈春刚;
利用扫描电镜并结合元素能谱分析仪研究了热镀锌合金化超高强钢板在热冲压工况下镀层组织的演变过程，并对镀层粉化、剥落等损伤机理进行了讨论。结果表明：加热温度为600～680℃时，镀层的主要组织由δ_(1k)相组成，温度升高至720℃后，δ_(1k)相向Г相与液Zn转变，镀层中氧含量增加。当温度升高至810℃时，Г相与氧化物ZnO的含量达到顶峰，温度达到奥氏体温度870℃以上时，α-Fe(Zn)相成为主体，此时只有表面氧化物ZnO与少量的Г相存在。在成形前GA镀层内部存在预裂纹，由于液Zn的液态金属致脆导致裂纹的进一步扩展，随着淬火与成形的开展，在压应力的作用下使得镀层内部的裂纹沿横向扩展，造成了粉化以及剥落现象。
2025年03期 v.32 46-52页 [查看摘要][在线阅读][下载 501K] [下载次数：28 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：13 ] - 杨梅;常志东;陈军;
通过微观表征和分子动力学模拟研究发现，板料渐进成形引起的大塑性变形促使铝基体产生大量位错增殖，使得部分面心立方结构转变为层片状体心立方结构。同时，位错附近发生的晶格畸变使面心立方结构发生倾斜，形成过渡态的单斜结构。实验和模拟结果表明，在渐进成形工艺的循环加载和大塑性变形作用下，位错增殖和晶胞结构转变为AA5052在室温下通过应变诱导析出Al_(13)Fe_4提供了必要的能量和结构条件。此外，研究还发现应变诱导的铁元素偏聚以及第二相的析出会进一步对位错的增殖与运动起到阻碍作用，从而降低基体内的位错密度。
2025年03期 v.32 53-63页 [查看摘要][在线阅读][下载 1827K] [下载次数：160 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：14 ] - 陈端;赵长财;陈晓沂;刘兴乐;许镱巍;
针对板材拉深成形过程中摩擦恶劣难题，提出一种外部加压强制润滑拉深工艺，接触间隙中形成的压力油膜可以有效减小板材与模具真实接触面积，改善润滑条件。设计了一套强制润滑拉深模具，在20～50 kN区间内3组压边力条件下，进行了5和9 MPa强制润滑拉深实验，与聚乙烯薄膜、高纯度二硫化钼颗粒、植物油、水性矿物质润滑油等常用润滑介质在相同工艺条件下做横向对比实验，并量化评价强制润滑效果。实验结果表明，高纯度二硫化钼颗粒润滑效果最好，植物油润滑效果最差，水性矿物质润滑油加压后润滑效果有明显提升，9 MPa压力下成形件高度最大提高了17.97%,成形力最大降低了8.9%,最大壁厚减薄率降低了32.7%。9 MPa压力下润滑效果好于5 MPa。
2025年03期 v.32 64-70页 [查看摘要][在线阅读][下载 794K] [下载次数：33 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：9 ] - 王少华;宋红兵;张万鹏;周超;谢航;肖群星;邢煜林;王效岗;
采用实验以及建立BP神经网络的方式，对拉拔理论公式进行验证，研究拉拔成形工艺的制定以及拉拔后焊缝对管材质量的影响。实验结果表明，对于304不锈钢焊管来说，单道次最大减径率为30.4%,伸长率最大为40%;拉拔力与减径率、工作带长度等影响因素成正相关，拉拔速度对拉拔力的影响不大；通过拉拔成形工艺能有效改善焊缝处的晶粒取向，使得管材沿拉拔方向有较好的成形性；建立BP神经网络训练模型，得到回归值R,表明该模型有较好的预测性，从而验证了模型的可行性。
2025年03期 v.32 71-77页 [查看摘要][在线阅读][下载 661K] [下载次数：33 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：1 ] |[阅读次数：15 ] - 李旺;张团卫;常慧;赵聃;毛周朱;魏慧杰;焦志明;王志华;
针对轻质合金室温塑性较差的难成形问题，利用分离式霍普金森压杆技术进行了高速冲击和高速冲击液压成形的试验设计，对5052铝合金高速冲击及高速冲击液压成形过程进行数值模拟和试验分析，研究了高速冲击液压成形过程和冲击速度、板料厚度对成形深度和效果的影响规律。结果表明：仿真和试验结果吻合较好，验证了仿真的可靠性。在5052铝合金板料高速冲击液压成形过程中，双冲击体形式存在二次加载现象，第1次冲击波达到峰值之前，板料出现“平底现象”,当反射波到达一定位置，板料深度继续增加。随着冲击速度的增加，成形深度逐渐增加；板料成形厚度的增加需要更大的冲击能量。高速冲击液压成形与高速冲击成形相比有显著优势，既可以提高成形零件的表面质量，又可以在同等成形深度要求下减小冲击速度和能量。
2025年03期 v.32 78-89页 [查看摘要][在线阅读][下载 2527K] [下载次数：128 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：11 ] - 孙康;胡志力;龙曲波;庞秋;
为解决传统高强钢材料冲压焊接车架纵梁存在成形工序多、生产周期长、尺寸精度差和装配精度低的问题，提出了一种高强铝合金车架纵梁内高压成形工艺，以7075高强铝合金为材料，通过内高压成形制备车架纵梁，可以有效缩短生产周期，提升产品尺寸精度。基于Dynaform有限元软件对车架纵梁内高压成形进行仿真模拟，研究成形工艺参数对成形质量的影响，分析矩形截面过渡圆角区域的管壁填充行为。对车架纵梁进行试验试制，测量整体尺寸与壁厚分布，对纵梁不同区域的材料进行单向拉伸试验。最终发现在7075铝合金车架纵梁内高压成形过程中，轴向补料量20 mm,成形内压60 MPa,整形内压130 MPa时成形效果最好。对于过渡圆角的填充，管内压强越大、摩擦因数越小，填充效果越好，最终通过实验试制的纵梁长度为2000 mm,宽度为190 mm,高度为70 mm,过渡圆角半径为25 mm,减薄率为18%左右，工件屈服强度480 MPa,抗拉强度560 MPa,整体性能一致性好，尺寸精度更高，生产周期更短，说明7075铝合金通过内高压成形生产的车架纵梁可以满足实际生产的需要。
2025年03期 v.32 90-98页 [查看摘要][在线阅读][下载 810K] [下载次数：67 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：1 ] |[阅读次数：13 ] - 朱正康;李文兵;蔡军;黄培根;高兴年;宋蔚;王文;王快社;
基于Deform-3D软件模拟了Φ254 mm×12 mm生产Φ300 mm×8 mm大直径BFe10-1-1白铜管有外模扩径过程，结合实验表征，分析了有外模扩径过程中管材的应力演变规律、管材形变流动规律及影响。结果表明，BFe10-1-1白铜管扩径过程中，等效应力为内壁≈外壁>次内壁≈次外壁>中间层，最大为319 MPa,内外层与中间层等效应力差值在50 MPa以内。周向应力在未扩径部分为内层拉应力，外层压应力；扩径部分变化为内层压应力，外层拉应力，管材内外层周向应力沿0 MPa呈现出高度对称性。管材不均匀程度随扩径道次数逐渐增加，扩径拉拔4道次后内壁径向位移高于外壁4.2 mm。扩径前后管材晶粒取向由<001>向<101>偏转，晶粒由等轴状向周向拉长。母材平均晶粒尺寸49.54μm,扩径后变为内壁15.65μm,中间层17.17μm,外壁25.26μm,晶粒细化且沿壁厚方向由内至外增大。
2025年03期 v.32 99-106页 [查看摘要][在线阅读][下载 1511K] [下载次数：109 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：8 ] - 方军;尚文瑄;万涛;向军淮;鲁世强;王克鲁;
为了精确预测及有效控制小弯曲半径21-6-9不锈钢管数控弯曲成形壁厚减薄行为，实现精确弯曲成形，采用有限元数值模拟，结合正交试验的极差分析和方差分析，研究了不同工艺参数条件下小弯曲半径21-6-9不锈钢管数控弯曲成形壁厚减薄行为。结果表明：壁厚减薄率随着管材-芯棒的间隙C_m、压块助推速度v_p、管材-防皱块的摩擦因数f_w、管材-弯曲模的摩擦因数f_b的增大或芯棒伸出量e、管材-弯曲模的间隙C_b、管材-防皱块的间隙C_w、管材-芯棒的摩擦因数f_m的减小而减小，随着管材-压块的间隙C_p的增大先减小后增大，而管材-压块的摩擦因数f_p和弯曲速度ω对壁厚减薄率的影响不明显；影响壁厚减薄率的工艺参数显著性由大到小依次为C_m、e、C_p、C_b、v_p、f_w、C_w和f_b;建立了基于显著性工艺参数的小半径21-6-9不锈钢管数控弯曲成形最大壁厚减薄率的多元线性回归模型，其预测值与正交试验结果的最大相对误差为5.7%,具有较高的精度。
2025年03期 v.32 107-114页 [查看摘要][在线阅读][下载 395K] [下载次数：135 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：8 ] - 褚亮;宫小龙;韩彦龙;吴静然;王锋;汤立松;
针对影响薄壁管锥形模扩口工艺的主要影响因素及工艺参数优化进行了研究。基于锥形模扩口变形过程的力学特征分析，运用主应力法对锥形模扩口变形区的径向应力和切向应力进行了理论解析，推导出了最大径向应力的数学表达式，确定了影响最大径向应力的主要因素是摩擦因数、模具半锥角、扩口系数；深入研究了摩擦因数、模具半锥角对最大径向应力的影响规律，并对模具半锥角进行了优化，通过分析最佳模具半锥角与摩擦因数之间的关系，建立了求解最佳模具半锥角的计算公式。结果表明，当扩口系数确定时，模具半锥角和摩擦因数是锥形模扩口工艺的重要工艺参数，对最大径向应力影响程度：模具半锥角α≤25°时，摩擦因数大于模具半锥角；模具半锥角α>25°时，模具半锥角大于摩擦因数；最佳模具半锥角与摩擦因数呈曲线关系且单调递增，随摩擦因数的增大而增大；摩擦因数是影响最佳模具半锥角的主要因素，最佳模具半锥角是关于摩擦因数的函数。进而，通过扩口工艺试验和数值模拟验证了结论的正确性。
2025年03期 v.32 115-125页 [查看摘要][在线阅读][下载 1055K] [下载次数：77 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：2 ] |[阅读次数：9 ] - 薛星宇;吴寅杰;孙国胜;张云飞;崔中;刘吉梓;
通过扫描电子显微镜、电子背散射衍射和透射电子显微镜等组织表征方法结合显微硬度测试及单轴拉伸实验，研究了旋锻成形对40CrNiMo合金钢组织性能的影响。结果表明：随着应变的增加，实验钢横截面的显微硬度快速增大，同时心部区域硬度明显高于边缘部分，呈反梯度分布。当应变增大至3.0时，横截面心部区域的铁素体晶粒随应变的增大不断细化(由1220 nm至132 nm),其对应的纵截面微观组织沿旋锻方向明显拉长，呈纤维状，平均片层宽度也不断减小。随着应变的增大，横截面心部区域的渗碳体呈球状弥散分布，其等效尺寸逐渐减小但面积占比不断提高；而纵截面中的渗碳体被显著压扁，与旋锻方向平行，表明渗碳体发生了明显变形。细晶强化、第二相强化、位错强化等多种强化机制的协同作用赋予材料极高的硬度和强度。应变为3.0时，实验钢的抗拉强度由初始状态的990 MPa大幅提高至2196 MPa。
2025年03期 v.32 126-134页 [查看摘要][在线阅读][下载 1437K] [下载次数：145 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：9 ] - 冯光;满亚谦;张晨龙;黄凯;
基于点阵强变形轧制(LSDR)原理，设定道次间加热温度分别为300、350和400℃,保温时间分别为15和30 min,研究了其对镁/铝层合板界面组织及力学性能的影响。结果表明：二道次轧制后镁合金侧晶粒细化明显，出现大量等轴晶，300℃+15 min条件下镁合金组织再结晶程度最低并有大量孪晶存在，当加热温度升高至350℃或保温时间延长至30 min后，镁合金组织发生充分动态再结晶，“350℃+15 min”时镁合金平均晶粒尺寸最小，约为5μm。随加热温度的升高和保温时间的延长，沿轧向和横向界面扩散层厚度分别从2μm增大至8和24μm,在加热温度高于350℃后开始有金属间化合物生成，层合板界面结合强度随之降低。在350℃+15 min条件下层合板有最大的结合强度，且有最佳的抗拉强度与伸长率。
2025年03期 v.32 135-143页 [查看摘要][在线阅读][下载 1178K] [下载次数：85 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：6 ] - 王小巩;王赛;卢日环;张思佳;张广基;刘相华;陈连生;
以中间薄两边厚类型的横向变厚度板为研究对象，根据不同厚度区实际成形特点，进行了包括弯展轧制和展平轧制两步工艺的横向变厚度轧制试验研究，得到了厚区厚度1.75 mm,薄区厚度1.35 mm的平直板材。试验结果发现薄区的变形机制为轧向延伸和横向伸长的复合变形。为了揭示了横向变厚度轧制过程中的金属流动规律，开展了横向变厚度轧制成形的有限元模拟。通过对变形区的应力状态和金属流动特征进行分析，模拟结果显示薄区进入变形区后，一部分金属应变由以弯曲变形为主转变为轧向延伸和横向宽展复合变形，一部分金属应变则由宽向伸长转变为轧向延伸。此外，对变形区进行了简化，推导了适用于横向变厚度轧制的轧制力计算模型，并与有限元模拟结果进行了对比。
2025年03期 v.32 144-151页 [查看摘要][在线阅读][下载 723K] [下载次数：212 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：8 ] - 李俊祥;任彦;王静宇;苏楠;高晓文;
提出一种基于融合特征选择协同梯度提升决策树(GBDT)的热连轧板宽预测模型。首先，建立线性回归、主成分回归及支持向量回归的特征选择模型，引入序列最小二乘规划算法对单一模型得到的特征相关性进行加权融合以筛选出最具有信息量的输入特征；其次，利用贝叶斯网络的主动选择机制寻找GBDT模型的全局最优超参数组合，消除传统人工参数选择的主观性和盲目性；最后，采用国内某板材厂的历史生产数据对所提方法进行实验验证。结果表明：模型预测结果的绝对误差在4 mm内的准确率达到96.65%,该预测模型可以有效地提高热连轧板宽的预测精度。
2025年03期 v.32 152-161页 [查看摘要][在线阅读][下载 1093K] [下载次数：220 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 王光远;韩飞;
为研究不同成形底线方法对辊弯产品成形质量的影响，采用实验和有限元相结合的方法对两种底线方式下辊弯成形过程中的应力和应变进行分析，同时揭示了不同成形底线方式下板材辊弯成形的回弹机理。结果表明：采用下山法后板材边部节点的纵向应变和纵向应力较水平法降低，说明下山法能够有效防止边部各节点由于纵向位移受拉伸或压缩产生缺陷的发生；采用下山法后弯角区的横向应变和横向应力有所增加，发生弹性变形的比例相对减小，回弹量较水平法相比减小20%,回弹问题得到有效控制，能够生产出成形质量更好的产品。
2025年03期 v.32 162-170页 [查看摘要][在线阅读][下载 1270K] [下载次数：106 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 何琼;奚涛涛;隋凤利;毕洪运;
针对亚稳奥氏体不锈钢204Cu的U型断面型材在纵向弯曲成形过程中存在的弯曲精度低和端部张口问题，采用弹塑性有限元法对三辊弯曲装置上的纵向弧形弯曲过程进行数值仿真分析，提出工艺优化方案并加以验证。在弯曲成形过程中，U型弯曲辊与型材之间没有形成严格的约束，型材腿部的上下摆动导致纵向弯曲变形不充分，弯曲结束腿部回弹引起型材纵向弯曲精度较低，没有外端约束的端部发生张口。采用夹紧装置对U型弯曲件端部施加约束，采用E型辊代替与腿部接触的U型弯曲辊，通过弯曲过程的数值仿真分析构建考虑材料弹性回复的用于弯曲件半径控制的数学模型，并在U型断面型材三辊弯曲过程得到有效应用，实际生产中弯曲件一次成形合格率达到100%。
2025年03期 v.32 171-178页 [查看摘要][在线阅读][下载 702K] [下载次数：57 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 薛凯芮;乔柯;张婷;刘强;王文;王快社;
采用DEFORM-3D软件模拟了Fe-18.2Mn-0.52C孪生诱发塑性(Twinning-Induced Plasticity, TWIP)钢搅拌摩擦焊接(Friction Stir Welding, FSW)过程，建立了摩擦因数与温度之间的函数关系式，研究了FSW过程中温度场和塑性流场的分布特征及演变规律。结果表明，所建立的数值模型能够准确模拟TWIP钢FSW过程中的温度场分布，实验与模拟峰值温度的平均误差为2.20%。FSW过程中温度场分布不均匀，沿工件厚度方向焊接温度逐渐降低。随着焊接时间增加，温度场范围扩大，焊缝温度升高，最高温度为857℃。材料在后退侧(Retreating Side, RS)的流动速度和区域均大于前进侧(Advancing Side, AS),且从RS流向搅拌头后端的材料与AS的材料相遇并堆积在AS。
2025年03期 v.32 179-185页 [查看摘要][在线阅读][下载 801K] [下载次数：139 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：6 ]
- 张文文;王帅杰;刘云龙;田强;秦鹤勇;刘鑫刚;
为研究GH4079合金热加工工艺特性，通过对锻态GH4079合金进行热压缩试验，获得了其真实应力-真实应变曲线，研究了不同变形条件下的流变应力曲线，并对曲线数据进行了摩擦修正和绝热温升修正。根据修正之后的数据，建立了能准确预测GH4079合金峰值应力的本构模型和热加工图。结果表明，GH4079合金在变形温度1000～1160℃、应变速率0.01～1 s~(-1)下的真实应力-真实应变曲线均呈现典型的动态软化特征。通过对合金的真实应力-真实应变曲线进行分析得到合金的高温本构方程，建立合金的热加工图。当应变为0.2时，失稳区域出现在低温高应变速率条件下。当应变为0.6时，在1010～1095℃/0.1～1 s~(-1)条件下为失稳区，合金锻造区间较窄。结合热加工图和显微组织分析，提出合金最优的热加工区间为1120～1150℃/0.01～0.1 s~(-1)。
2025年03期 v.32 186-199页 [查看摘要][在线阅读][下载 3178K] [下载次数：391 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：9 ] - 秦凤明;吴锦华;郑建明;单铃;黄璞;杨海林;
采用Gleeble-3800热力模拟试验机对稀土Gd掺杂Al-Zn-Mg-Cu合金进行了不同温度(300～450℃)和应变速率(0.001～1 s~(-1))下的热压缩实验。基于Arrhenius方程、动态材料模型和Prasad理论建立了该材料的热变形本构方程和热加工图。结果表明：该材料真应力-真应变曲线所示的峰值应力随着变形温度的降低和应变速率的增加逐渐升高，添加Gd元素后，合金的热变形激活能为167.78 kJ·mol~(-1),较未掺杂的Al-Zn-Mg-Cu合金有所提高。此外，不同应变下的热加工图中只存在一个功率耗散峰值效率区，这个区域随着应变的增加逐渐收缩，最佳热变形区域为变形温度430～450℃,应变速率0.0067～0.082 s~(-1)。对位于稳定热加工区域的450℃,0.01 s~(-1)热压缩试样进行组织分析，结果表明该组参数下晶粒组织得到明显细匀化控制，说明热加工图可用于稀土Gd掺杂Al-Zn-Mg-Cu合金的变形预测。
2025年03期 v.32 200-207页 [查看摘要][在线阅读][下载 1181K] [下载次数：248 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 王强;张兵;瞿宗宏;雷智强;赖运金;李少强;王快社;
对固溶态镍基粉末高温合金进行了热压缩实验，研究了合金在1000～1200℃/0.001～1 s~(-1)变形条件下的热变形行为和组织演变。结果表明：随变形温度升高和应变速率降低，合金流变应力逐渐减小，真应力-真应变曲线分为动态回复和动态再结晶阶段。在1000～1100℃时，γ′相在γ基体中析出，其面积分数随变形温度和应变速率的升高逐渐减小，处于γ′+γ相区，初生γ′相钉扎晶界，抑制晶粒长大。这一温度区间内存在连续动态再结晶和不连续动态再结晶两种动态再结晶机制。在1150～1200℃,γ′相完全回溶至γ基体中，处于γ相区，晶粒尺寸随应变速率降低逐渐长大，再结晶机制主要为DDRX。根据Arrhenius本构关系建立了合金的本构方程，相关系数为0.9917,平均相对误差为9.91%,可以较为精确的预测流变应力。
2025年03期 v.32 208-218页 [查看摘要][在线阅读][下载 3567K] [下载次数：314 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 王恒元;张聪惠;朱文光;刘帅洋;张津;
对Zr-Sn-Nb合金板材在室温下沿法向-轧向面和法向-横向面进行不同变形量的轧制，采用电子背散射衍射(EBSD)和晶内取向差转轴(IGMA)法表征了轧制过程中的微观组织和织构演变，分析了塑性变形机制。结果表明：轧制过程中，软取向晶粒首先发生塑性变形，晶粒逐渐发生破碎，位错密度随变形量增大而增加。同时，晶粒取向也逐渐向<0001>//ND方向倾转。TD试样在30%轧制变形量时已形成基面双峰织构，而RD试样则在轧制过程中先形成基面织构又转变为基面双峰织构。变形量不同，合金主导的变形模式也不同。变形量较小时，柱面滑移是Zr-Sn-Nb合金主要的塑性变形模式。随着变形量的增大，基面和锥面滑移逐渐为合金塑性变形做出更大贡献。相较于TD试样，RD试样轧制过程中更容易激活基面或锥面滑移。
2025年03期 v.32 219-228页 [查看摘要][在线阅读][下载 4336K] [下载次数：98 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：9 ] - 苏官正;李华英;宋耀辉;赵明;赵广辉;乔进朝;
利用Gleeble-3800热模拟试验机，在950～1150℃的变形温度和0.01、0.1、1 s~(-1)的应变速率条件下，对316L不锈钢/高锰钢复合板进行单道次高温压缩复合实验，绘制了真应力-真应变曲线，同时构建了流变应力本构方程模型，探究了应力、应变速率和热变形温度等因素对材料热变形能力的影响。结果表明，构建的本构方程模型精度很高；在热压缩过程中当温度一定时，316L不锈钢/高锰钢的流动应力值随着应变速率的升高而增大；当应变速率一定时，流动应力值随温度的升高而减小；通过对显微组织的分析，获得了316L不锈钢/高锰钢最优的热加工窗口为：变形温度1150℃,应变速率为1 s~(-1)。
2025年03期 v.32 229-238页 [查看摘要][在线阅读][下载 1235K] [下载次数：287 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：6 ] - 张山;王纪琛;王子一;韦超;施志林;张浩然;马明臻;
通过铜模吸铸的方法制备了Zr_(50)Cu_(34)Al_8Ag_8非晶合金棒材。通过X射线衍射仪、扫描电子显微镜、透射电子显微镜和差示扫描量热仪对合金试样的微观结构和热力学进行了分析。利用万能试验机在10~(-4) s~(-1)加载速率下测试了非晶合金试样的压缩力学性能。实验结果表明，Zr_(50)Cu_(34)Al_8Ag_8非晶合金对加载速率的变化较敏感，非晶合金的断裂强度σ_f和极限应变ε_f随加载速率的升高呈现出先增大后减小的变化趋势。当加载速率为3×10~(-4) s~(-1)时，非晶合金的断裂强度σ_f和极限应变ε_f分别为1897.5 MPa和1.72%。随着加载速率的升高，剪切带的成核速率滞后于所施加的加载速率，裂纹的扩展加速，非晶合金的压缩力学性能下降。
2025年03期 v.32 239-244页 [查看摘要][在线阅读][下载 769K] [下载次数：156 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：1 ] |[阅读次数：6 ] - 卢宏彬;盛冬发;俞红全;
为分析层合板的拉伸失效行为，制备了玄武岩纤维增强铝合金层合板，并对含孔层合板进行了拉伸实验。对金属层合板建立了有限元模型，模拟了含孔玄武岩纤维增强铝合金板的失效行为，通过实验和数值模拟结果分析了层合板的失效模式，使用SEM观察层合板断口特征和分析微观失效模式。结果表明，通过对玄武岩纤维层合板金属层表面进行打磨和化学改性处理，金属层和纤维层贴合紧密。玄武岩纤维增强铝合金层合板的损伤区，由“蝴蝶状”逐渐扩展为“沙漏状”。随着层合板圆孔直径增大，相应的剩余强度逐渐降低。利用SEM观察得到层合板为以纤维拔出、纤维层断裂、基体层开裂、金属层韧脆性断裂和层间分层为主的复杂混合失效模式。实验结果与有限元分析结果基本吻合，验证了数值模拟能够在实际工程应用上提供参考。
2025年03期 v.32 245-253页 [查看摘要][在线阅读][下载 1111K] [下载次数：134 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：5 ] - 兰青;王文;乔柯;张婷;马乾芝;郝政扬;王快社;
采用搅拌摩擦搭接焊(FSLW)及超声振动辅助FSLW(UAFSLW)分别对6061铝合金和QP1180钢进行焊接，研究了超声振动对铝/钢异种金属FSLW接头组织性能的作用规律。结果表明，与FSLW接头相比，UAFSLW接头宏观缺陷降低；铝侧搅拌区(SZ)晶粒尺寸减小19.8%,显微硬度由73.3 HV提高到81.4 HV;钢侧SZ的晶粒尺寸无明显变化。与FSLW接头相比，UAFSLW接头金属间化合物(IMCs)平均层厚由1.2μm减小到0.6μm,接头单位平均失效载荷由335 N·mm~(-1)提高到371 N·mm~(-1),断裂位置由界面转移到铝侧。
2025年03期 v.32 254-260页 [查看摘要][在线阅读][下载 1163K] [下载次数：345 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ] - 向亚婷;王文;刘艺;韩鹏;林佳;王快社;
通过搅拌摩擦加工(FSP)技术制备了具有细晶组织的Fe_(40)Mn_(20)Co_(20)Cr_(15)Si_5高熵合金(CS-HEA),研究了细晶CS-HEA的微观组织和拉伸性能，并将其与铸态CS-HEA的微观组织和拉伸性能进行了对比。结果表明，与铸态CS-HEA相比，FSP后，细晶CS-HEA的微观组织致密均匀，平均晶粒尺寸细化至3.1μm,同时FCC相比例提高至96%。细晶CS-HEA的屈服强度、抗拉强度和伸长率相比于铸态CS-HEA分别提高了194%、188%和195%,分别从179 MPa、496 MPa和19%提高至347 MPa、930 MPa和37%。这归因于FSP后CS-HEA的晶粒显著细化以及CS-HEA中高比例的FCC相在拉伸过程中发生了FCC■HCP相变，拉伸变形后FCC相比例从96%降低至53%,诱发了相变诱发塑性效应，持续为变形提供加工硬化。
2025年03期 v.32 261-267页 [查看摘要][在线阅读][下载 5006K] [下载次数：180 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：5 ] - 张旭;王文;刘艺;张莹;张予源;侯嘉伟;王快社;
通过旋转摩擦焊技术对Al-5.2Zn-1.8Mg-0.8Cu-0.2Si-0.15Er-0.15Zr(7E33)稀土铝合金进行了焊接，采用SEM、EBSD、TEM、硬度测试和拉伸测试等手段表征了接头的微观组织和力学性能。结果表明：焊核区(Weld Zone, WZ)和热机械影响区(Thermal-Mechanical Affected Zone, TMAZ)发生了动态再结晶，平均晶粒尺寸分别由母材(Base Material, BM)的29.1μm细化为4.6和7.3μm,热影响区(Heat Affect Zone, HAZ)平均晶粒尺寸粗化至32.4μm。焊接过程中，WZ和TMAZ的η相部分溶解，数量密度低于BM。HAZ的η相尺寸由BM的10.0 nm粗化至20.0 nm,且出现了无析出相带(Precipitates Free Zones, PFZs)。焊接温度在350℃以上的时间仅持续3.4 s,低热输入使得接头具备高强度和优异伸长率。接头屈服强度、抗拉强度和伸长率分别达到BM的61.7%、82.1%和110.0%。接头显微硬度最低值出现在WZ,约为132 HV,主要原因是析出强化效果减弱。HAZ的粗大η相和PFZs是导致接头拉伸断裂的主要因素。
2025年03期 v.32 268-274页 [查看摘要][在线阅读][下载 1661K] [下载次数：129 ] |[网刊下载次数：0 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：7 ]