基于随机森林和支持向量机的Mo-Nb合金本构模型

在变形温度为900~1200℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)条件下,采用Gleeble-3800型热模拟试验机对Mo-Nb合金进行等温恒应变速率压缩实验,研究Mo-Nb合金的流动应力行为,并采用随机森林和支持向量机的方法建立该合金的本构关系模型。结果表明:Mo-Nb合金是负温度和正应变速率敏感型材料,其流动应力随变形温度升高和应变速率降低而减小;随机森林和支持向量机本构关系模型的训练样本的相关系数和平均相对误差分别为0.989、0.998及2.41%、0.94%,测试样本的相关系数和平均相对误差分别为0.991、0.996及2.47%、1.4%,二者都具有较好的预测能力;支持向量机本构关系模型精度高于随机森林,因此,支持向量机本构关系模型更适于预测Mo-Nb合金的流动应力。

基于GA-BP和PSO-BP神经网络的SLM GH3625高温合金残余应力预测研究

采用PSO-BP和GA-BP混合算法的人工神经网络模型预测了选区激光熔化成形GH3625高温合金的残余应力。通过响应面法为实验设计生成样本集,以激光功率、扫描速度和扫描间距作为模型的输入层,以残余应力作为模型的输出层进行预测优化。采用相关系数R^(2)和平均绝对相对误差e_(AARE)评价指标对预测模型进行了验证和对比分析。结果表明:BP、 GA-BP和PSO-BP神经网络模型均能够较好地预测不同工艺参数下GH3625高温合金的残余应力,且通过算法优化后的BP神经网络具有更高的预测精度。其中GA-BP神经网络对选区激光熔化成形GH3625高温合金残余应力的预测精度最高,模型性能更优越,其相关系数R^(2)和相对平均绝对误差e_(AARE)分别为0.909和2.06%。

工艺参数对弹性模量变化条件下管材绕弯成形截面畸变的影响

基于ABAQUS有限元平台,建立了考虑弹性模量变化的高强度0Cr21Ni6Mn9N不锈钢管数控绕弯成形及回弹全过程有限元模型,模拟分析了工艺参数对管材数控绕弯成形截面畸变的影响,并利用修正的多因素敏感性分析模型探讨了截面畸变对工艺参数的敏感性。结果表明,无论是否考虑弹性模量的变化,工艺参数对弯管截面畸变影响的变化趋势相似,考虑弹性模量变化时截面畸变率更大。截面畸变率随管材-防皱块摩擦因数f_(w)、管材-弯曲模间隙C_(b)的增大或管材-弯曲模摩擦因数f_(b)的减小而增大,随着管材-防皱块间隙C_(w)的增加,截面畸变率先减小后基本不变,而弯曲速度ω对其影响不大;合理的f_(w)、f_(b)、C_(w)、C_(b)和ω分别为0.05~0.15、0.2~0.3、0.075~0.1 mm、0.1~0.15 mm和0.4~0.8 rad·s^(-1);截面畸变对工艺参数的敏感性大小依次为C_(b)、C_(w)、f_(b)、f_(w)和ω。

小弯曲半径高强不锈钢管数控绕弯过程应力应变分析

为了揭示小弯曲半径高强不锈钢管数控绕弯成形机理,实现精确成形和有效控制的目的,基于ABAQUS有限元平台建立了小弯曲半径21-6-9高强不锈钢管数控绕弯成形全过程三维弹塑性有限元模型;研究了网格尺寸和质量放大因子对有限元模型计算精度和效率的影响,并从理论和实验方面验证了模型的稳定性和可靠性;分析了小弯曲半径高强不锈钢管数控绕弯全过程应力和应变以及对称平面和典型截面上的应力和应变分布的历史演变规律。获取了合理的网格尺寸和质量放大因子分别为0.6×0.6 mm和3000,以及全过程、对称平面和典型截面上的应力和应变分布规律。

基于物理参数和响应面法的S280超高强度不锈钢本构模型

采用Thermecmaster-Z型热模拟试验机在变形温度为800~1000℃、应变速率为0.001~10 s-1条件下对S280超高强度不锈钢进行了等温恒应变速率压缩实验,分析了S280超高强度不锈钢的热变形行为,计算了热变形激活能。考虑变形温度对自扩散系数和杨氏模量的影响,建立了S280超高强度不锈钢基于应变补偿的物理本构模型。以变形温度、应变速率和应变为输入变量,流动应力为响应目标,建立了S280超高强度不锈钢的响应面本构模型。结果表明,S280超高强度不锈钢为正应变速率负温度敏感型材料,其流动应力随应变速率的增加和变形温度的降低而增大。热变形激活能对变形条件敏感,其随变形温度、应变速率和应变的增加而减小。基于应变补偿的物理本构模型具有一定的物理意义和良好的预测精度,其相关系数R和平均相对误差eAARE分别为0.971和7.8%。响应面本构模型的响应曲面和等高线图能反映变形条件之间的相互作用对流动应力的影响。建立的两个本构模型都能够用于表征S280超高强度不锈钢在热变形过程中的流动应力行为。

Laves相NbCr_(2)/Nb两相合金热变形工艺参数优化

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Laves相NbCr_(2)/Nb两相合金在变形温度为1000~1200℃和应变速率为0.001~0.1 s^(-1)条件下的热变形行为,基于动态材料模型建立了合金的功率耗散图和加工图,分析了工艺参数对功率耗散效率和失稳参数的影响,并结合微观组织获得了最优工艺参数。结果表明,降低应变速率和提高变形温度,功率耗散效率和失稳参数总体均增大。根据加工图和微观组织确定出的Laves相NbCr_(2)/Nb两相合金的流动失稳变形工艺参数范围大致为:1000~1100℃、0.004~0.1 s^(-1)和1100~1200℃、0.016~0.1 s^(-1),对应的失稳形式为裂纹形成。适宜的热变形工艺参数范围为:1000~1100℃、0.001~0.002 s^(-1)和1100~1200℃、0.001~0.01 s^(-1),其中最佳变形工艺参数分别为1050℃、0.001 s^(-1)和1175℃、0.001 s^(-1),对应的塑性变形机制主要为Nb固溶体的动态回复和Laves相NbCr_(2)的孪生。

冷却制度对700MPa级低碳贝氏体钢组织与性能的影响

在热轧试验的基础上,采用多功能材料试验机及光学显微镜,研究了不同冷却制度对700MPa级低碳贝氏体钢组织和性能的影响。结果表明,根据冷却制度的不同,所研究低碳贝氏体钢的微观组织表现为准多边形铁素体、粒状贝氏体和板条贝氏体等的比例、形态及尺寸的不同。轧后空冷时,试样的微观组织主要为准多边形铁素体和粒状贝氏体,其强度较低,但塑性较好;轧后水冷时,试样的微观组织主要为板条贝氏体,具有较高的强度和较低的伸长率;轧后油淬时,试样的微观组织主要为板条贝氏体、粒状贝氏体、准多边形铁素体及针状铁素体的复合组织,这种组织具有较好的强度和塑性配合;轧后水冷至531℃而后空冷至室温时,试样的微观组织主要为粒状贝氏体,具有高的屈服强度和屈强比。

轧后冷却制度对低碳贝氏体钢组织及屈强比的影响

在热模拟及轧制实验的基础上,利用扫描电镜和多功能材料试验机研究了轧后冷却制度对低碳贝氏体钢组织及屈强比的影响。结果表明,所研究钢种在1～25℃/s的冷却速度范围内均可得到贝氏体组织,其贝氏体开始转变温度为557～651℃。轧后以不同冷却制度冷却至室温的试样微观组织主要为板条贝氏体、粒状贝氏体、准多边形铁素体等的混合组织,冷却制度不同,各种组织所占的比例有很大不同。冷却制度对屈强比也有明显影响;轧后直接空冷至室温的试样的屈强比为0.68,但强度较低;油淬试样的屈强比约0.77,且强度较高;水冷至531℃而后空冷的试样的屈服强度较高,但抗拉强度相对较低,屈强比高达0.90。

回火温度对热轧低碳贝氏体钢显微组织和力学性能的影响

对低碳贝氏体钢进行了热轧和不同温度回火处理后,采用光学显微镜和多功能材料试验机研究了回火温度对其显微组织及力学性能的影响。结果表明:不同回火温度下试验钢的显微组织主要为由板条贝氏体、粒状贝氏体、准多边形铁素体等组成的混合组织,回火温度不同,各种组织所占的比例有很大不同;回火温度对低碳贝氏体钢的屈服强度有明显影响,但对抗拉强度的影响相对较小,随着回火温度的提高,屈强比明显增加。

CSP工艺热轧低碳钢板的强化机制

采用金相显微镜、H—800透射电镜和正电子湮没方法分析了CSP热轧低碳钢板金相组织、析出物形貌、尺寸、分布及位错密度。结果表明:CSP工艺热轧低碳钢板的晶粒较为细小,约为5.3μm;当累积变形量较小、变形温度较高时,析出物主要在晶界上,数量少见比较粗大,其尺寸大多大于150nm;当累积变形量较大、变形温度较低时,析出物主要在晶内,细小、弥散且数量较多,其尺寸大多为20～100nm,析出物主要为Al_2O_3、MnS或Cu_7S_4;随着累积变形量的增加,位错密度明显增加,终轧后轧件的位错密度约为6.35×10^(14)m^(-2)。晶粒细化、析出物弥散分布及位错密度增加是CSP工艺热轧低碳钢板强度高的决定因素。

微合金高强度低碳贝氏体钢中不同强化方式的作用

为了掌握微合金高强度低碳贝氏体钢中不同强化方式的贡献大小,采用正电子湮没技术、透射电子显微镜及扫描电子显微镜分析了该钢热轧和回火处理后的显微组织、位错密度及第二相粒子的形貌及尺寸,对其屈服强度进行了定量计算,并采用多功能材料试验机对该钢的力学性能进行了测试。结果表明:该钢的位错密度约为2.65×10^(14) m^(-2),位错强化是该钢主要的强化方式,对屈服强度的贡献值约327 MPa,占其屈服强度的41.3%;该钢中存在大量细小弥散的球状或近球状的(Ti,Nb)(C,N)第二相粒子,其尺寸多在10 nm以下,析出强化对屈服强度的贡献值约为172 MPa,占屈服强度的21.7%;固溶强化和间隙原子强化的贡献值分别约为129 MPa和94 MPa,分别占屈服强度的16.3%和11.9%;理论计算值与实测值基本吻合。

变形温度对TC11合金流动应力及组织的影响

在THERMECMASTER-Z型热模拟机上,对TC11钛合金在变形温度为780～1080℃、应变速率为10s-1和70s-1条件下的流动应力变化规律进行了研究,并分析了变形温度对组织的影响。结果表明,在高应变速率条件下,温度为990～1080℃时,变形呈稳态流动特征;温度为780～960℃时,变形呈流变软化特征。通过对不同温度下TC11钛合金的微观组织观察可知,在(α+β)两相区变形,当变形温度低于900℃、应变速率为10s-1和70s-1时,易发生绝热剪切或局部流动等塑性失稳现象。在β单相区变形,应变速率为10s-1和70s-1时,组织主要为拉长的β晶粒和少量的动态再结晶晶粒,以晶界变形为主,易造成β组织机械失稳。

Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金本构关系的BP神经网络模型

利用THERMEcMASTOR-Z型热力模拟试验机，在变形温度为7801080℃，应变速率为0．001～70．0S。条件下对Ti6．5A1-3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金进行等温恒应变速率压缩试验，获得不同变形温度、不同应变速率和不同真应变下的流动应力数据。结合试验数据和神经网络知识，构建了采用BP算法的人工神经网络，训练结束后的神经网络即成为Ti-6．5A3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金的一个知识基的本构关系模型。利用所建立的BP网络模型对材料的流动应力进行了预测，发现预测值与试验数据吻合良好，说明该BP网络本构关系模型具有较高的精度．可用于指导Ti-6．5Al-3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金热加工工艺的制定。

Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金β加工动态再结晶行为研究

利用Thermecmastor—Z热模拟试验机，在变形温度1020～1080℃和应变速率0．001～70S。范围内对原始等轴组织的Ti-6．5Al-3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金进行等温恒应变速率压缩实验，分析高温流动行为，构建基于动态材料模型的功率耗散图，并结合微观组织观察对其β加工的动态再结晶行为进行研究。结果表明，Ti-6．5Al-3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金在声单相区变形时，不同温度和应变速率下的流动应力曲线均呈稳态流动特征，但仅根据流动应力曲线并不能确定是否发生动态再结晶。根据功率耗散图分析和微观组织观察可知，Ti-6．5Al-3．5Mo-1．5Zr-0．3Si合金卢加工易发生动态再结晶的热力参数范围为：变形温度1020-1080℃，应变速率0．01-0．1s^-1，此区域功率耗散功率η值都大于0．4，为实际β加工时优化的热力参数范围；应变速率过高或过低，均不易发生动态再结晶。

应变速率对TC11钛合金α+β相区变形行为的影响

利用热模拟实验机,在α+β两相区变形温度780～990℃和应变速率0.001～70 s-1对TC11钛合金进行等温、恒应变速率压缩实验,获得流动应力变化规律,并分析了应变速率对微观组织的影响。结果表明:变形温度较低、应变速率较高时,变形呈流变软化特征;变形温度较高、应变速率较低时,变形呈稳态流动特征。通过对不同应变速率下TC11钛合金的微观组织观察可知,当变形温度为780～870℃、应变速率为10～70 s-1时,易发生绝热剪切或局部流动等失稳现象。当变形温度为870～960℃、应变速率为0.001 s-1时,变形机制为超塑性。当变形温度为990℃、应变速率为0.001 s-1时,变形机制为大晶粒超塑性。

700MPa级低碳贝氏体钢微观组织及冲击韧度

在热轧试验的基础上,采用光学显微镜、扫描电子显微镜及冲击试验机,研究了不同温度下700 MPa级低碳贝氏体钢的冲击韧度,并对微观组织、断口形貌及夹杂物进行了分析。结果表明,该低碳贝氏体钢的微观组织主要为板条贝氏体、粒状贝氏体、准多边形铁素体及针状铁素体的复合组织。夹杂物较为细小,尺寸多为2～6μm。当温度较高时,断口呈韧窝状,其冲击韧度较高;当温度较低时,断口主要呈解理特征,其冲击韧度较低。实验钢的韧、脆性转变温度约为-41℃。

CSP工艺热轧低碳带钢位错形貌及密度分析

采用H-800透射电子显微镜及正电子湮没技术,观察了CSP工艺热轧低碳带钢轧制过程中位错形貌,并计算了终轧后轧件的位错密度。结果表明:随着轧制过程的进行,累积变形量的增加,位错密度逐渐提高。CSP工艺比传统工艺生产的同规格产品位错密度高约一个数量级。

Ti-5.6Al-4.8Sn-2.0Zr-1.0Mo-0.35Si-0.85Nd合金α+β两相区变形行为及工艺参数优化

在变形温度920~1040℃、应变速率0.001~70.0 s^(-1)条件下,采用Thermecmastor-Z热模拟试验机研究Ti-5.6Al-4.8Sn-2.0Zr-1.0Mo-0.35Si-0.85Nd合金在α+β两相区变形时的流动行为和塑性变形机制,得到优化的工艺参数范围。结果表明:该合金在α+β两相区变形时的流动应力对变形温度和应变速率均较敏感,变形温度较低时(920、950和980℃),流动应力曲线呈流动软化特征,变形温度较高时(1010和1040℃)呈稳态流动特征。失稳变形工艺参数范围为(920~930℃、0.2~70 s^(-1))和(1000~1040℃、1~70 s^(-1))范围,该区域易产生局部流动和机械失稳。综合加工图及微观组织观察结果,优化出的Ti-5.6Al-4.8Sn-2.0Zr-1.0Mo-0.35Si-0.85Nd合金α+β两相区变形时的工艺参数范围为(1000~1030℃、0.001~0.1 s^(-1))及(920~935℃、0.001~0.003 s^(-1)),其塑性变形机制为超塑性成形。

山西临汾盆地黄土及其形成古环境

叙述了临汾盆地黄土地层分布特征，并根据王绪典型黄土剖面孢子花粉、颗粒成分、古土壤特点以及磁化率变化，将王绪剖面划分为１８个气候组及１９个温暖期和２０个干冷期，每个干湿期构成一个气候旋回，这些旋回均可同深海沉积物所揭示的古气候旋回对比。

山西洪洞王绪黄土地层划分

通过对临汾盆地王绪及其邻近地区黄土地层中所含抱子花粉、右脊椎动物化石、颗粒成分、磁化率、古土壤、结构构造以及接触关系等综合研究，将王绪剖面上的黄土划分为下更新统、中更新统及上更新统三层，并同洛川、午城两地区的午城黄土、离石黄土及马兰黄土地层对比。