J 11ら(日))。
6.3 予測結果の検討
6.3.1 検討に用いた試料とポイド強化応力
本研究で用いた試験片は、 第2章で述べた複合強化合金
Al-3.1at %Mg-1. 3vol %Be合金である。なお、A16Mnの析出物を含む Al-2.8at%Mg-O.97at%Mn 合金の高温変形についても本予測法の適 用性を調べたが、この合金についての実測結果には中島ら(68)が報告 しているデータを用いた。 また、 クリーフ。曲線への適用性について は、 葉ら(28)の実測結果(温度723K、 負荷応力σ==15.3MPa( ==3.3σv) の定応力クリープ)を用いた。
ボイド強化応力σv は第2章に示した式(2.1)で刃状転位につい て得られた値を用いた。 これらの合金の分散ノマラメータと式(2.1) で得られるボイド強化応力の値を 表6.1 に示す。(Al-3.1at%Mg-1.3vol%Be合金についても再記したのは A16Mn粒子を含む合金と の比較を容易にするためである。 )
144
表6.1 Al-3.1at%Mg-1 .3vol%BeおよびAl-2.8at%Mg-0.97at%Mn 複合強化合金の粒子分散ノマラメータおよび式(2.1 )で評価したボイ
ド強化応力。
Alloy
A1-3.1at%Mg-1 .3vol%Be
Al-2 .8at%Mg- 0.97at%Mn
一
0 v一×一×σ一5白山一日 ぅ，U一円i
6.3.2 変形応力の予測
第2章に詳述した3つの経路に沿ってAl-3.1at%Mg-1 .3vol%Be 合金の変形応力の予測を行い、 図3.3に示した実測曲線と比較し
た。 図6.5(a)に673Kにおける実測曲線( 実線)と予測曲線(破線) の比較結果を、 同図(b)と(c)に変形応力に寄与する分散強化応力
57成分と転位同士の相互作用による内部応力σf成分の予測結果を 示す。 また、573Kの結果を 図6.6(a)、 (b)および(c)に示す。
図6.5(a)に見られるように、673Kではいずれの経路でも予測曲 線は実視IJ曲線とよく一致している。
図6.5(b)に示した分散強化応カイ成分は経路によって大きく異 なり、 経路2のひずみ0.13近くではボイド、強化応力σv( ==4 .8 MPa) に 近づくが、それ以外ではσv よりかなり小さく、 例えば経路1 の
定常状態ではのの約70%の大きさである。
57の経路依存性は、 図6.5(c)に示した転位による内部応力σf
30
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①
( r1 =3b)
。
Calculated 〆「σv=4.8MPa (b) ooool
Al-3.1atO/oMg-1.3volo/oBe 673K
②
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Calculated
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Apparent strain， ta 0.15
図6.5 (a)式(6.19)、(6.24)および(4.21)より予測した予測曲線 (破線)と実視IJ曲線(実線)、 (b)分散強化応カイ成分の変化、 (c)
転位による内部応カポ成分の変化。 温度673Kの場合。 変形経路 1
_
2および3については図2.6参照(宮川ら(51))。146
の相違によるもので、 図6.3 の説明図で示した理由によるものと 思われる。 すなわち、σfが大きくなる(転位密度ρが大きくなる) と、ρの増加にともなって分散粒子に捉えられていない転位の割合 が増加するため、σfが小さくなったものと思われる。 このように、
図6.5(b)のσ?の変化の様子は 図6.5(c)の
矛
のそれと逆になっている。
一方、573Kでは、図6.6(a)に示すように、673Kの結果とは異 なり、予測曲線は実測曲線と一致していない。 特にひずみ速度が大 きい経路2の前半、経路3の後半で実測曲線に比べ予測曲線の方が 著しく高くなっている。 この不一致の原因は、温度が 100K低いた めに溶質原子の拡散速度が低下し、 転位が溶質雰囲気から離脱する 臨界の速度VCTが 673Kに比べて約1/60 に低下したためと思われ る。 転位が雰囲気から離脱するような変形条件では予測値が実測値 より高くなることや、本予測法の適用限界については既に第 4章と 第5章で詳述した。
図6.6 (b)に示した分散強化応力σ?は 図6.5 (b)の 673Kの結 果と比べると、全体的に小さく、例えば、経路1の定常状態ではσ?
はσv(==5.2MPa)の約50%となり、673Kにおける約7 0%より小さ い。 これは、673K，こ比べ温度が低い 573Kではσfが大きくなった ためで、 上述の説明と同じ理由によるものと考えられる。 ただし、
離脱転位の割合が大きいと考えられるため、溶質雰囲気引きずりを 前提としたイゃσfの計算値には定量的意味は薄い。