2019年, 第43卷, 第9期　
刊出日期：2019-09-20

  

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  机械工程材料. 2019, 43(9): 0-0.

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综述
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  热致型形状记忆聚合物的研究现状与应用进展

  汤龙皓, 王彦玲, 李永飞, 李强, 康远波

  机械工程材料. 2019, 43(9): 1-7. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909001

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  综述了热致型形状记忆聚合物的形状记忆效应、形状记忆机理、类型和制备方法，探讨了形状记忆性能的影响因素，并介绍了热致型形状记忆聚合物的应用现状，展望了热致型形状记忆聚合物的发展。
试验研究
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  Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr合金α相的析出行为及其对断裂机制的影响

  邵晖, 赵敏剑, 王凯旋, 单迪, 张赛飞, 白力静, 张国君, 赵永庆

  机械工程材料. 2019, 43(9): 8-12,47. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909002

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  对Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr合金在580℃进行不同时间（0，5，15，60 min）的时效处理，研究了α相的析出行为及其对合金拉伸断裂机制的影响。结果表明：随着时效时间的延长，从试验合金基体β相中先后析出三角形或V字形、树枝状和集束状形貌的α相；不同形貌α相与β相均保持Burgers取向关系；在拉伸变形过程中，三角形形貌α相组织中的位错集中在大尺寸条状α相中，裂纹沿优先变形的α相萌生；树枝状形貌α相组织中的位错集中在相互平行的条状α相中，裂纹沿主干α相萌生而形成准解理面；集束状形貌α相组织中的位错在条状α相间的β相中激活，裂纹沿高角度β/β相界面萌生而形成光滑解理面。
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  以NiCr合金为中间层电阻点焊钛与不锈钢接头的组织与剪切力

  马恒波, 邱然锋, 李丹, 石红信, 张占领

  机械工程材料. 2019, 43(9): 13-17,53. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909003

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  以100 μm厚的NiCr合金为中间层对TA1钛板与SUS304不锈钢板进行电阻点焊，观察并分析了接头的组织特征，研究了焊接工艺参数对接头熔核尺寸和剪切力的影响。结果表明：在熔核区外侧界面处的近钛侧形成了厚约50 μm的由α-Ti和Ti₂Ni组成的反应物层；在熔核与钛之间存在厚约15 μm的由α-Ti和TiFe组成的反应物层，与不锈钢之间存在厚约7 μm的由TiFe₂和铁组成的反应物层，熔核中部主要由TiFe和TiFe₂混合物组成；接头熔核直径随焊接电流的增大和焊接时间的延长而增大，随电极压力的增大而稍微下降；接头剪切力随焊接电流和电极压力的增大以及焊接时间的延长呈先增大后下降的趋势；剪切试验后，接头均在结合界面处撕裂。
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  基于数字图像相关和等应力假设研究2A12-T4铝合金FSW接头的局部力学行为

  回丽, 温延泽, 王磊, 赵新华

  机械工程材料. 2019, 43(9): 18-22,59. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909004

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  基于数字图像相关（DIC）方法对2A12-T4铝合金搅拌摩擦焊（FSW）接头拉伸过程的非均匀变形行为进行分析，然后采用等应力假设方法研究了接头的局部力学性能，并与横向拉伸试验得到的整体力学性能进行对比。结果表明：基于DIC方法可知，拉伸过程中接头内部存在较大的应变梯度，采用等应力假设方法计算得到的母材局部真应力-真应变数据与试验得到的真应力-真应变曲线相吻合，验证了等应力假设方法的准确性；计算得到前进侧距焊缝中心6.5 mm处热影响区的真应力-真应变曲线更接近于接头的，热机影响区与热影响区交界处的屈服强度最低，为接头力学性能最薄弱区域；接头高强度区对低强度区存在约束效应，导致接头的整体力学性能优于最薄弱区域的局部力学性能。
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  LB27和LB20铝包钢芯线的拉伸行为

  田嘉治, 郑成明, 江泽超, 田青超

  机械工程材料. 2019, 43(9): 23-27,67. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909005

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  采用铝连续挤压包覆法用SWRS72A钢和SWRS82B钢分别制备了LB27和LB20铝包钢芯线，制备冷拔前后的试样并对其进行了室温拉伸试验，研究了试样的拉伸性能和拉伸断口形貌。结果表明：未包覆铝SWRS72A钢的屈服强度和抗拉强度均高于包覆铝后冷拔前的；和未包覆铝SWRS72A钢相比，LB27铝包钢芯线的屈服强度更高，但抗拉强度稍有下降，延伸率显著下降；随着外径的增加，LB20铝包钢芯线屈服强度逐渐减小，其屈服强度均大于LB27铝包钢芯线的；LB20铝包钢芯线的断口形貌和LB27铝包钢芯线相似，但其钢丝边部存在剪切唇。
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  金属橡胶包覆阻尼结构的高温耗能特性

  肖坤, 白鸿柏, 薛新, 吴乙万

  机械工程材料. 2019, 43(9): 28-32. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909006

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  以304奥氏体不锈钢丝为材料制备得到不同密度（2.000，2.286，2.571 g·cm^-3）的金属橡胶并装配成金属橡胶包覆阻尼结构，研究了环境温度（25，100，200，300℃）对该阻尼结构耗能特性的影响以及金属橡胶密度、加载振幅（0.2，0.5，0.8，1.0 mm）和频率（1，2，3，4，5 Hz）对其高温（300℃）耗能特性的影响。结果表明：100～300℃下金属橡胶（密度2.286 g·cm^-3）包覆阻尼结构的耗能、最大弹性势能和损耗因子均略低于25℃下的，但是相差较小，说明该金属橡胶在高温下具有良好且稳定的阻尼性能；在300℃下，随着振幅的增大，金属橡胶（密度2.286 g·cm^-3）包覆阻尼结构的耗能和最大弹性势能增加，损耗因子降低，而频率对高温耗能特性的影响较小；随着金属橡胶密度的增加，300℃下的最大弹性势能和耗能增大，损耗因子呈波动性变化。
材料性能及应用
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  应变诱导铁素体相变轧制铝硅系耐候钢的组织与性能

  李文远, 刘锟, 惠亚军, 刘杰, 张旭, 刘晓翠

  机械工程材料. 2019, 43(9): 33-37,72. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909007

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  通过测定自制铝硅系耐候钢的连续冷却转变曲线，确定了应变诱导铁素体相变轧制工艺；采用该工艺对试验钢进行轧制，研究了轧制后的显微组织、力学性能以及在质量分数3.5% NaCl溶液中的耐腐蚀性能，并与SPA-H钢的进行了对比。结果表明：试验钢在0.5～25℃·s^-1冷速范围内只存在铁素体和珠光体转变区；热轧后的显微组织由单一铁素体组成，部分铁素体的晶粒尺寸小于3 μm；与SPA-H钢相比，试验钢具有更高的伸长率和更低的屈强比，且冲击韧性优良；在NaCl溶液中腐蚀后，试验钢表面锈层中存在多层致密铝、硅元素富集层，且表面锈层的耐腐蚀性能优于SPA-H钢表面锈层的，因此试验钢的耐氯离子腐蚀性能优于SPA-H钢的。
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  32Cr3MoVE渗氮轴承钢的高应力滚动接触疲劳性能

  张强, 孙世清, 杨卯生

  机械工程材料. 2019, 43(9): 38-42,77. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909008

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  对采用双真空熔炼制备的32Cr3MoVE轴承钢进行表面渗氮处理，利用滚动接触疲劳试验机在4.5 GPa高应力下研究其滚动接触疲劳性能，分析其滚动接触疲劳破坏机制。结果表明：试验钢的有效渗氮层深度为350 μm，随距表面距离的增大，渗氮层残余压应力呈先增大后减小趋势，距表面300 μm处的残余压应力最大，为610 MPa；渗氮层中存在沿晶界分布的白色脉状组织；利用双参数Weibull分布计算得到其滚动接触疲劳特征寿命、额定疲劳寿命、中值疲劳寿命分别为3.040×10⁸，0.357×10⁸，2.083×10⁸周次；试验钢的滚动接触疲劳破坏模式包括表面起裂和次表面起裂两种，表面起裂试样剥落坑的平均直径及深度均明显大于次表面起裂试样的；表面起裂试样沿表面点蚀坑或划痕处起裂，次表面起裂试样在长时间循环接触应力作用下，次表面材料性能退化，导致裂纹萌生。
物理模拟与数值模拟
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  管道结构与不同实验室试样间裂尖拘束度的匹配

  杨杰, 刘玉嫚

  机械工程材料. 2019, 43(9): 43-47. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909009

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  选用统一拘束参数A_p，采用有限元模拟方法分别对不同初始裂纹尺寸下管道结构和实验室单边缺口弯曲（SENB）试样、紧凑拉伸（CT）试样、单边裂纹拉伸（SENT）试样和中心裂纹拉伸（CCT）试样的裂尖拘束度进行了表征，并构建了管道结构与实验室试样间裂尖拘束度的匹配。结果表明：管道结构的裂尖拘束度与SENB试样和CCT试样的裂尖拘束度匹配性较差；初始裂纹尺寸a/c=0.2，a/t=0.5（a为裂纹深度，c为1/2裂纹长度，t为管壁厚度）条件下管道结构的裂尖拘束度与含有深裂纹（a/W=0.7，W为试样宽度）CT试样的裂尖拘束度相接近，初始裂纹尺寸a/c=0.8，a/t=0.5，0.8条件下管道结构的裂尖拘束度与含有深裂纹（a/W=0.5，0.6，0.7）CT试样的裂尖拘束度相匹配；管道结构的裂尖拘束度与SENT试样的裂尖拘束度相近，二者具有较好的匹配性；在对实际结构进行完整性评定时，可选择与实际结构裂尖拘束度相近的实验室试样进行断裂力学试验，以其测定的断裂力学性能对该实际结构进行评定，从而增加评定的准确性。
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  基于方板对角拉伸试验模型的镀锡板起皱行为数值模拟

  袁伟杰, 陈建钧, 吴文超, 杨成, 李雯

  机械工程材料. 2019, 43(9): 48-53. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909010

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  基于方板对角拉伸试验（YBT）模型，采用ABAQUS软件对不施加扰动力和不同位置施加扰动力下镀锡板的起皱行为进行了模拟，并进行了试验验证；通过逐级增加夹持宽度，研究了不同起皱高度下方板中心点的应变组合，并绘制镀锡板的起皱高度评定图。结果表明：模拟得到不同位置施加扰动力后方板垂直于拉伸方向的离面位移分布基本相同，扰动力施加位置不会造成起皱行为的显著差异；施加扰动力后，方板中心截面垂直于拉伸方向的离面位移分布模拟结果与试验结果相吻合，说明用扰动力代替实际影响因素的模拟方法是准确的；夹持宽度不同的方板中心点的拉应变与压应变都随起皱高度的增加而增加；在相同起皱高度下，随着夹持宽度的增加，方板中心点的拉应变和压应变均增大。
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  动态应变时效影响下热采井套管用80SH钢的高温低周疲劳行为

  魏文澜, 韩礼红, 冯耀荣, 王航, 田涛

  机械工程材料. 2019, 43(9): 54-59. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909011

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  在温度为20，120，250，350，450℃和应变幅为0.5%，0.7%，1.0%，1.5%，2.0%条件下对热采井套管用80SH钢进行低周疲劳试验，研究了在动态应变时效（DSA）影响下的低周疲劳行为；基于低周疲劳试验数据，建立DSA影响下低周疲劳寿命与应变幅间的关系模型。结果表明：80SH钢在350℃时具有显著的DSA特性，此时80SH钢在高温低周疲劳过程中出现显著的二次硬化行为，导致晶粒内的位错塞积，阻碍裂纹的扩展，出现循环硬化，从而在疲劳断口中形成解理台阶和大量的二次裂纹；在DSA显著温度区间，疲劳寿命与弹性应变在双对数坐标系中呈双线性关系，而与塑性应变仍呈线性关系；Manson-Coffin线性模型和Basquin双线性模型的叠加能够较好描述DSA影响下80SH钢疲劳寿命与应变的关系。
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  选区激光熔化制备Hastelloy-X合金的有限元模拟及其高温蠕变性能

  李勇, 许鹤君, 巴发海, 何贝贝, 李凯

  机械工程材料. 2019, 43(9): 60-67. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909012

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  基于选区激光熔化（SLM）成型原理，利用体生热率法模拟热源模型，采用ANSYS参数化设计语言实现激光热源的移动加载，通过有限元模型模拟了Hastelloy-X合金在SLM成型过程中单层瞬态温度场和熔池的形貌，并对模拟结果进行了试验验证；研究了SLM成型试样的高温蠕变性能，并与固溶态Hastelloy-X合金热轧棒材的进行对比。结果表明：体生热率法能够较好地模拟SLM成型过程中的单层瞬态温度场，计算得到的熔池尺寸和一次枝晶间距与试验结果吻合较好；在相同蠕变试验条件下，SLM成型试样的稳态蠕变速率远低于固溶态Hastelloy-X合金热轧棒材的，但二者的蠕变应力指数相近，且均主要通过位错的移动和攀移进行蠕变变形。
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  奥氏体区压缩变形对低碳贝氏体钢贝氏体相变的影响

  蔡晓文

  机械工程材料. 2019, 43(9): 68-72. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909013

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  通过热膨胀相变仪得到热膨胀曲线，结合显微组织和硬度测试结果，绘制Si-Mn-Mo-Cr-V低碳贝氏体钢的静态过冷奥氏体连续冷却转变曲线；利用热模拟试验机在奥氏体区对试验钢进行不同变形量的压缩变形，随后冷却到不同温度保温150 s再空冷至室温，研究了奥氏体区压缩变形对贝氏体相变和显微组织的影响。结果表明：未经奥氏体区压缩变形、奥氏体区单道次压缩变形40%、奥氏体区两道次压缩变形58%条件下，试验钢贝氏体相变起始温度分别约为400，385，300℃；奥氏体区压缩变形后试验钢在冷却过程中的贝氏体相变延迟，相变起始温度降低，且变形量越大，贝氏体相变的起始温度越低；与未奥氏体区压缩变形试验钢相比，奥氏体区变形后试验钢在冷却过程中形成的贝氏体组织明显细化，晶粒取向增多，且硬度明显升高。
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  碳纤维复合材料单向板钻孔分层损伤的数值模拟

  张明辉, 周储伟, 鲁浩

  机械工程材料. 2019, 43(9): 73-77. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909014

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  基于三维Hashin失效准则，以及双线性Cohesive损伤模型中的二次名义应力准则和BK失效准则，采用ABAQUS/Explicit模块中的VUMAT子程序对碳纤维复合材料单向板钻孔过程中的分层损伤进行模拟，并通过钻孔后的超声C扫结果对模拟结果进行了验证；研究了麻花钻的半径和顶角对分层损伤的影响。结果表明：试验得到钻孔后单向板损伤区域的最大破坏直径为25.6 mm，分层因子为2.56，有限元模拟得到的最大破坏直径为25 mm，层因子为2.50，试验结果与模拟结果的相对误差仅为2.4%，证明了有限元模型的准确性；与上表面铺层界面和中间界面相比，单向板下表面铺层界面的分层因子最大，分层损伤最严重；分层因子随麻花钻的直径和顶角的增大而增大，分层损伤程度也增大。
失效分析
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  某航空发动机GH4033镍基合金结合环的失效分析

  熊勇, 程法嵩, 李永斌, 陈昌达, 申静芳

  机械工程材料. 2019, 43(9): 78-82. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909015

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  在某航空发动机大修分解检查时发现，其Ⅱ级涡轮导向器结合环出现了严重变形及开裂现象，采用宏观和微观形貌观察、断口分析、化学成分分析、硬度测试等方法对其变形及开裂原因进行分析。结果表明：结合环安装孔内表面裂纹为高周疲劳裂纹；导向叶片轴颈和结合环安装孔的配合间隙及导向叶片下缘板间的间隙偏小，且导向叶片和结合环的线膨胀系数不同，使得在高温工况下轴颈不能在安装孔内自由移动，在热应力作用下，结合环向中心挤压而发生变形并形成疲劳裂纹源；由温度变化引起的间隙周期性变化是导致疲劳裂纹扩展的主要原因；适当减小Ⅱ级涡轮导向叶片轴颈尺寸，以增大其与结合环安装孔的配合间隙并适当增大导向叶片下缘板间的间隙，可避免此类故障的产生。
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  玻璃钢管试压渗漏的原因

  毛学强, 李循迹, 常泽亮, 张文乐, 王鹏, 齐国权

  机械工程材料. 2019, 43(9): 83-86. https://doi.org/10.11973/jxgccl201909016

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  国内某油田地面集输系统用玻璃钢管在现场试压过程中发生渗漏事故，通过宏观形貌观察、壁厚测量、玻璃化转变温度测试、树脂含量测试、静水压试验、短时失效压力试验、微观形貌观察等对其失效原因进行了分析。结果表明：在以弯曲应力为主导的外力作用下，玻璃钢管外壁加厚过渡区出现大量环向裂纹，从而降低了玻璃钢管的整体承内压能力，导致在现场试压过程中发生渗漏事故；玻璃钢管外表面的玻璃化转变温度偏低，说明其外表面的固化度较低，性能较差，这促进了管外壁环向裂纹的出现。