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図4.15 α=0.36および表4.2に示したßo、IO、見、 6を用いて式 ( 4.21)と(4.24)より求めた変形応力の予測曲線(破線)と実測曲線

(実線)。 変形経路1、 2および3は図2.6参照(宮川ら(49))。

1の高温降伏現象、 経路2の前半、 経路3の後半、 および 図4.15 (c)の経路2の前半では、 予測曲線と実測曲線に大きな相違が見ら

れる。

これらの相違が生じた原因は、 前述したように、 転位の溶質雰囲 気からの離脱によるものと考えられる。 そこで、 図4.10と同様に 予測式より転位速度Vの変化を求めた。 図4.15のい)、(b)およ び(c)に対応する計算結果をそれぞれ 図4.16(a)、(b) および(c) に示す。 図中に示した斜線領域は、 図4.10と同様溶質雰囲気引き ずり抵抗が転位速度に比例しなくなる領域である。 予測と実測がよ く一致している図4.16 (a)の変形条件ではほとんどの経路における 転位速度は限界速度を越えていない。

一方、 図4.16 (b)においては経路1と経路2の前半 および経路3 の後半で限界速度を越えており、 図4.16(b)で限界速度を越えた

領域で変形応力の予測値が実測値より大きくなっている。 図4.16 (c)でも転位速度が限界速度を越えると、 図4.15(c)で予測曲線と 実測曲線の不一致が起こっている。 このように、 実測曲線と予測曲 線の不一致の原因は、 転位の溶質雰囲気からの離脱によるものと考

えられる。

以上述べたように、 固溶強化合金の変形が溶質雰囲気引きずり機 構で律速されている条件の下では、 複雑な変形 経路に沿った変形応 力の変化 も本予測法で精度良く予測できる。

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図4.16 図4.15に示した変形応力予測曲線に対応する刃状転位 の運動速度v (宮川ら(49))。

4.3.6 クリープ曲線

Al-5at%Mg合金の573Kにおける、いろいろな負荷応力に対する クリープ曲線を 表4.2に示したパラメータを用いて予測し、実測 クリープ曲線と比較した結果を 図4.17 (a)に示す。 予測クリープ 曲線は逆選移クリープもよく再現している。 負荷応力30MPaでは 予測曲線と実測曲線との差が大きいが、ひずみ速度の時間変化を示 した 図4.17 (b)では、両者に大きな差はなく、その差は最大でも

17%で、ある。 したがって、本予測法はクリープ曲線も比較的よく再 現できることがわかる。 また、ここで用いた見と6がAl-3at%Mg 合金で求めたものであることを考えると、r�も6もßoと同様、組

成依存性は少ないものと考えられる。

以上のように、本研究で示した予測法には、p。、σ戸、見、6な どの実験によらざるを得ないパラメータが含まれているが、だだ1 つの定速変形を行うだけでこれらのパラメータを決定でき、固溶強 化合金の変形が溶質雰囲気引きずり機構で律速される条件のもとで は、任意の変形経路に沿った変形応力およびクリープ挙動の実測曲 線を再現できることを強調したい。

4.3.7 定常状態における応力一ひずみ速度線図

定常変形状態におけるひずみ速度と変形応力の関係を両対数プ ロットすると 図4.18が得られる。 各温度で実測値と予測値はそ れぞれほぼ同じ直線上にあり、本予測法による予測結果が実測結果 とよく一致することがわかる。 この勾配より求められる応力指数n は図中に示したようにいずれの温度においても3に近い値であり、

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