Creep

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一一- Measured 一一一Calculated

30 40 50

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図6.7

式(

6.19)、(4.21)および(6.25)により予測した、 クリープ 曲線(破線)と実測曲線(28)(実線)の比較。 Al-3.1at%Mg-1.3vol%Be 複合強化合金、 試験温度723K (宮川ら(51))。

150

口止芝~tb

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Al-Mg-Mn -Measured (c) 673 K ---Calculated

Éo=2.8x10-L. ^S-' Eo:1-1 x10-L. s-1 Êo =3.1 x10-5 ^s-1

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Eo=2.8x10-L. S-' (a)

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Êo=2.8x10-L. S-1 Êo=l.l x10-L. ^s-1 Êo=3.0x10-5 ^s-1

0.05 Al-Mg-Mn

-，一-723K 20 h':.::

10

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ハUハU

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40 60 口止芝~ーも訟を芯〉〉O

-L 20 10

0.05 0.10

Apparent strain， ^Ea

図6.8 式(6.19)、(6.24)および(4.21)により予測した応力一ひずみ 曲線(破線)と実視IJ曲線(50)(実線)の比較。 Al-2.8at%Mg-O.97at%Mn

複合強化合金、 573Krv723K、 定速引張試験(宮川ら(51))。

。

0.05 0.10 。

Apparent strain， ^bα 0 0

曲線(68)を実線で予測曲線を破線で示した。

試験温度573K、 ひずみ速度九==2.8X 10-4S-1の結果を除いて、 予

測曲線は実測曲線をかなりよく再現している。 再現できない573K、

ら==2.8X 10-4s-1の変形条件は、 図6.8 の試験条件の中で最も低

温高ひずみ速度で、 転位速度は第5章で示した溶質雰囲気離脱速度 を越えており(49)、 この不一致は この離脱によるものと思われる。

723Kの変形初期における予測曲線にはわずかに高温降伏現象が 現れているのに対し実測曲線では現れていない。 この理由は現在の ところ不明である が、 分散粒子 が変形初期の転位の増殖に影響を及 ぼすと、 高温降伏現象が現れなくなる可能性が考えられる。 しかし、

723Kを除くと変形初期の高温降伏現象も含め、 予測曲線は実測曲 線を概ね再現しており、 分散粒子の転位増殖への寄与はあったと し ても、 変形の極く初期にのみ効き、 その後の変形には効かないこと

を示している。

6.3.5 定常状態における変形応力のひずみ速度依存性

本研究で提案した予測法によ り定常変形応力を再現できるか否 かを調べるため、 573Kから723Kの温度範囲で、 いろいろなひず み速度で測定された定常変形応力の予測 を行った。 その結果をAl-3.1at%Mg-1.3vol%Be合金について 図6.9 (a)に、 Al-2.8at%Mg-0.97at%Mn合金について 図6.9 (b)に示す。 なお、 比較のため Al-3at%Mg固溶強化合金の結果(50)も同図に併記した。

実測点で固溶強化のみのAl-3at%Mg合金と比較するとわかるよ うに、 温度が高いほど、 ひずみ速度が低いほど、 両合金とも分散

152

10-1

← 10-2

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573K 623K 673K 723K

AトMg 0 ð. マ ロ

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-- AトMg-Be

723K 673K 623K 573

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673K 623K 5ηK (Jÿ IE

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573K 623K 673K 723K

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Flow stress， σIE

図6.9 (a) 3.1at%Mg-1.3vol%Be複合強化合金および(b) Al-2.8at %Mg-O. 97at %Mn複合強化合金の定常状態におけるヤング率 で規格化した変形応力σ/Eのひずみ速度t依存性。 予測と実測の比 較(宮川ら(51))。

強化の影響が強く現れている。また、 平均粒子 間隔が狭いAl-2.8at%Mg-0.97at%Mn合金の方が、 間隔が広いAl-3.1at%Mg-1.3vol%Be合金 より 分散粒子による強化が大きい(表6.1参照)。 これら の実験結

果を 予測曲線はよく再現している。

図6.9(a) と(b)のひずみ速度を温度補償するため、 ひずみ速度 を拡散係数で規格化し(i/D )、 変形応力をヤング率で規格化する (σ/E )と 図6.10 が得られる。 図にはそれぞれの合金のヤング率 で規格化し たボイド強化応力(σv/E)も示している。 いずれの合 金におい て も、 実測点はよく 予測曲線上に乗っており、 本予測法 が

分散ノマラメータの違い による分散強化応力の違いを精度 よく再現で きることを示している。

6.3.6 分散強化応力の転位密度依存性

転位密度 の増加により、 転位の平均間隔が分散粒子の平均間隔よ り小さくなると 、 粒子に捉えられていない 転位が増えてくるため、

分散強化応力 はボイド強化応力より小さくなる(50)。573K~72 3Kの 温度範囲において、いろいろな ひずみ速度で 得られ

たAl-2.8at%Mg-0.97at%Mn合金の定常状態における転位密度ρと剛性率で規格化 した 分散強化応力 σf/Gの関係を 図6.11に示す 。 図の中白印は 中 島ら(68)Sの実測点 、 中黒印は本予測法 による予測点で、 実線は 予測 点を結ぶ近似曲線である。 破線で示し たん==7.06

^x

1011m-2は 、 転 位の平均間隔が分散粒子の平均間隔に一致するときの転位密度を

5中島らは転位密度の測定を応力緩和法で行い、その際転位の易動摩Bとし てCottrell(23)(制の値 を用いているO本論文では、 中島と吉永(62)の計算したB の修正値を用いて彼らの測定した転位密度を再-制面した。

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ドキュメント内 金属材料の高温変形挙動の予測に関する研究 (ページ 57-62)