颗粒增强铝基复合材料因其综合了增强体颗粒与铝合金基体的优异性能而受到了广泛关注，具有轻质、高比刚度、高比强度、高弹性模量、耐腐蚀、耐磨损以及低热膨胀系数等特点[1—2]。常见的增强体颗粒有碳化硅(SiC)、氧化铝(Al2O3)、碳化钛(TiC)、碳化钨(WC)以及碳化硼(B4C)等。其中，B4C陶瓷颗粒具有较低的密度(2.5 g/cm3)、较高的熔点(2350 ℃)和较高的硬度(HV>30 GPa)，因此碳化硼颗粒增强铝基复合材料已成功应用于汽车、电子、航空航天以及军事领域[3—4]。此外，B4C中的10B同位素可以与热中子反应，产生无放射性的锂(Li)和氦(He)，碳化硼颗粒增强铝基复合材料也被用作核工业中子控制和屏蔽材料[5]。

在每个时间步长应用似然L（·｜·）来更新每个质点的权重。假设每个台站都独立观测，所有台站的观测集族为z，则整个似然函数为：

碳化硼颗粒增强铝基复合材料的制备方式主要有搅拌铸造、喷射沉积、无压渗透以及粉末冶金等[6]。制备好的复合材料坯料需要经过热变形过程来获得最终的形状、尺寸以及增强的力学性能。二次成形过程（如挤压、轧制、锻造等）还可以消除复合材料坯料中的孔洞，同时还能改善增强体颗粒与基体合金的界面结合状况[7]，但是，与基体合金相比，颗粒增强铝基复合材料对热变形参数（如变形温度、应变速率、真应变等）更加敏感，复合材料的热变形过程更加复杂。通常，金属或合金的热变形过程中伴有复杂的微观组织演化，如加工硬化、动态回复和动态再结晶[8—9]。动态回复发生在变形的初始阶段，会引起位错密度的增加，当位错密度增大到一个临界值时，就会产生动态再结晶。动态再结晶不仅可以消除加工硬化所累积的位错和产生的微裂纹，改善金属材料的塑性，还可以有效控制热变形过程中的组织演变[10]，但是，B4C增强颗粒的加入会改变基体铝合金的热变形行为，进而会影响复合材料的动态再结晶行为。这是因为，在复合材料的热变形过程中，增强颗粒是不变形的，B4C只是随着基体的变形做出相应的流动或转动，以此来适应基体的变形[11]。由于增强颗粒与基体合金之间存在较大的热膨胀系数差异，大量的位错会聚集在增强体颗粒与基体合金的界面处，从而影响复合材料的动态再结晶速率、再结晶晶粒尺寸以及再结晶晶粒的长大[12]，因此，研究碳化硼颗粒增强铝基复合材料在热变形过程中的动态再结晶行为，并对复合材料开始出现动态再结晶的临界条件进行预测，这对复合材料热变形过程的工艺控制具有重要意义。

传统方法采用金相观察来确定金属或合金是否产生动态再结晶，这需要大量的工作。Poliak和Jonas[13]提出了基于加工硬化率理论的动态再结晶临界应变的确定方法，他们指出发生动态再结晶时，材料的 θ-σ（θ=∂σ/∂ε，其中，θ为加工硬化率，σ 为真应力，ε为真应变）曲线出现拐点。Najafizadeh和Jonas[14]随后进行了进一步简化，采用一个三阶多项式对 θ-σ曲线进行拟合。Liu等[15]结合 θ-σ曲线，对其进行关于流变应力的二阶求导，求解临界应变条件。目前为止，相关学者对一些金属或合金的动态再结晶临界条件进行了研究，包括6A02铝合金[16]、镍基合金 [17]、70Cr3Mo钢[18]以及 AZ41M镁合金[19]等。针对复合材料的动态再结晶行为也进行了相关研究。孙亚丽等[20]根据 ln θ-ε曲线的拐点和−ln (∂σ)/∂ε-ε曲线的最小值，确定了体积分数为30%的SiCP/Al复合材料的动态再结晶临界条件；张鹏等[21]根据体积分数为 15%的 SiCP/Al复合材料的 θ-σ、∂θ/∂σ-σ 曲线，构建了SiCP/Al复合材料的动态再结晶图，然而，对于碳化硼颗粒增强铝基复合材料动态再结晶临界条件以及相关模型的研究鲜有报道。

文中以B4CP/2009Al复合材料为研究对象，以热压缩试验获得的流变应力曲线为基础，采用加工硬化率方法，通过计算，得到B4CP/2009Al复合材料开始发生动态再结晶的临界应力、临界应变。

1 材料与方法

实验材料为粉末冶金法制备的B4CP/2009Al复合材料，增强体颗粒为平均粒度5 μm的B4C陶瓷颗粒，增强体体积分数为25%，基体材料2009Al合金含有质量分数为 3.2%～4.4%的 Cu，1.0%～1.6%的 Mg，0.25%的Si，0.05%的Fe，余量为Al。将热等静压态的体积分数为 25%的 B4CP/2009Al复合材料加工成Φ15 mm×10 mm的圆柱体试样，在Gleeble-1500热模拟试验机上对复合材料进行热压缩。压缩前，在试样与压头两端涂抹适量石墨以减小摩擦。热变形温度分别为 300, 350, 400, 450, 500 ℃，应变速率分别为0.001, 0.01, 0.1, 1 s−1，热压缩的总变形量为50%。压缩过程中采用10 ℃/s的升温速率，温度升至变形温度后保温180 s。压缩完成后立即对试样进行水淬，以保留变形组织。

我国是一个统一的多民族社会主义国家，少数民族地区多分布于中西部地区，由于自然、历史、社会、经济发展等多重因素影响，这些地区又多为贫困地区，这是我国一个特殊的国情。教育发展上这些地区历史欠账多，底子薄，大多数学校教学条件较差，生活设施不足，教育发展明显落后于东部地区。

2 分析与讨论

2.1 B4CP/2009Al复合材料真应力-真应变曲线

由是，孟子将太史克的家内三伦予以改造与扩展，向上及于国家，向下及于社会，而以家为中心，整合三者为一体。

  

图1 B4CP/2009Al复合材料真应力-真应变曲线Fig.1 True stress-true stress curve of B4CP/2009Al composite

2.2 B4CP/2009Al复合材料流变应力的摩擦修正

尽管在B4CP/2009Al复合材料的热压缩过程中采用添加石墨的方法来减小摩擦，但变形后的试样仍然呈现出明显的“鼓形”，因此有必要对复合材料的流变应力值进行摩擦修正。采用 Ebrahimi R等[22]提出的摩擦修正公式对B4CP/2009Al复合材料的流变应力进行修正，见式(1)。

 

式中：P为外部载荷；σ为经过摩擦修正的应力值；R为试样变形过程中的瞬时半径；H为瞬时高度；m为摩擦因数；b为桶形系数。其中R, H和m分别表示为：

 

利用图 1中的真应力-真应变曲线来计算加工硬化率(θ=∂σ/∂ε)。因为临界应变小于峰值应变，因此选取小于峰值应力的部分数据进行计算即可。图5中实线所示为B4CP/2009Al复合材料在变形条件为500 ℃,0.01 s−1时的 θ-σ曲线，曲线上的拐点表示复合材料动态再结晶的出现。根据Najafizadeh和Jonas的研究，可以采用一个三阶多项式对θ-σ曲线进行拟合，表示如下：

第二，有悟性的人一切从现实、实际出发。有的解决方案之所以做不好，是因为没了解实际情况，都是套工具、模式和理论。只要一件事干不了，就想着是因为没有掌握神秘的工具，实际是不了解具体情况，不明白到底是什么造成当前的局面。只要把实际情况掌握之后，解决方案就出来了。

恩格斯主张站在辩证唯物主义和历史唯物主义的立场考察社会历史条件，进而对文学现象做出评价，并提出文学批评所依据的尺度和标准是“美学观点和历史观点”这一“非常高的，即最高的标准”[6]586。在笔者看来，所谓“历史的标准”不仅意味着在具体的历史情境中评价文学作品，而且意味着将文学作品置于文学发展历程中加以考察，唯有如此，才能发现作品在艺术上的独创之处，得出公允确当的结论。令人赞赏的是，尚继武非常重视在文学发展与变迁的历史中考察《聊斋志异》的叙事艺术，沿着三条“历史之线”分析论述相关问题。

图1中虚线所示即为B4CP/2009Al复合材料经过摩擦修正后的真应力-真应变曲线。可以看出，摩擦修正后的流变应力值均小于未修正的应力值，并且摩擦修正前后流变应力值的差距随着变形温度的降低和应变速率的增加越来越大。这说明，在B4CP/2009Al复合材料的热变形过程中摩擦的影响不容忽视，尤其是在低温与高应变速率条件下更为显著。

2.3 B4CP/2009Al复合材料热变形本构方程

B4CP/2009Al复合材料热变形过程中的流变应力(σ)、应变速率()和变形温度(T)三者之间的关系可采用Arrhenius关系进行表征，见式(9)。

体积分数为25%的B4CP/2009Al复合材料在不同变形温度与应变速率下的真应力-真应变曲线如图 1中实线所示。由图1可知，B4CP/2009Al复合材料的流变应力可以分为3个阶段：上升阶段、下降阶段和稳定阶段。变形初期位错密度急剧上升，大量位错聚集在界面处，此时加工硬化作用显著，引起复合材料流变应力的急剧上升。随着应变量的增大，变形储存能逐渐增大，可以为动态回复和动态再结晶提供驱动力，复合材料出现动态软化。当动态回复和动态再结晶引起的软化作用与加工硬化作用首次达到平衡时，复合材料的流变应力达到峰值。当应变量继续增大时，动态软化作用继续增强，就会引起复合材料流变应力的下降。当动态软化和加工硬化再次达到平衡时，复合材料进入稳定流变阶段，流变应力曲线表现出稳定的状态。如图1所示，当B4CP/2009Al复合材料的变形温度为450 ℃，应变速率为1 s-1时，复合材料的流变应力达到峰值157 MPa后逐渐降低，最后趋于稳定值98 MPa左右。此外，从图1还可以看出，随着应变速率的降低和变形温度的升高，复合材料的流变应力进入稳定阶段所对应的真应变逐渐减小。这是因为在较高的变形温度和较小的应变速率下，复合材料有足够的能量和充足的时间用于动态软化，动态软化和加工硬化可以在更短的时间内达到平衡。

 

变形温度和应变速率对复合材料流变应力的影响又可用Zener-Hollomon参数的指数形式进行描述，见式(10)。

 

由式(21)可知，通过求解θ-σ曲线三次多项式的系数即可得到临界应力值 σc。图 5中虚线所示为B4CP/2009Al复合材料在 500 ℃, 0.01 s−1时经过三次多项式拟合的θ-σ曲线。可以看出，拟合后的曲线与原曲线吻合良好，此方法可以用来计算复合材料发生动态再结晶的临界应力。将计算得到的临界应力值代入图 1中的流变应力曲线即可得到所对应的临界应变。B4CP/2009Al复合材料在不同变形条件下的临界条件值见表1。

 

1.3 方法 两组均在入院或体检行颅脑CT检查，选用德国SIEMENSCT进行，基线为眶耳线，连续向上扫描，直至颅顶，共12层；其中额叶取值区域为：第三脑室上部层面，并以中央矢状线与左右外侧裂池外缘连线的垂线为基准线，同时将各侧脑室前角至皮质外缘中点为中心，取直径为10 mm的圆形内CT值为平均值；颞叶取值区域为：鞍上池层面，基准线为四叠体冠状切面线，以左右颞叶皮质向内20 mm处为中心，同样分别取直径为10 mm的圆形内CT值为平均值。

以B4CP/2009Al复合材料的峰值应力进行材料常数的求解。对式(11)和(12)两边取对数，可得：

 

将摩擦修正后的流变应力值代入式(13)和(14)进行线性回归拟合，得到的流变应力与应变速率之间的关系见图2。其中，n1和β分别取图2a和2b中各拟合直线斜率的平均值，分别为 6.1874和 0.0875，即可得到 α=β/n1=0.0707。

  

图2 峰值应力和应变速率的关系Fig.2 Relationship between σ and

对式(13)两边取对数可得：

 

对式(16)求微分可得：

 

令∂ ln/∂ln[sinh(ασ)]=t，为 ln-ln[sinh(ασ)]关系曲线的斜率；∂ln[sinh(ασ)]/∂(1/T)=s，为 ln[sinh(ασ)]-1000/T关系曲线的斜率，则有Q=Rts。

ln[sinh(ασ)]-ln和 ln[sinh(ασ)]-1000/T 关系曲线见图3，可得Q值为204.002 kJ/mol。

国家对国有林场的营林工程的内容进行了规定，主要包栽植种植、营林抚育、中幼林抚育、成林抚育、母树林抚育、护林防火抚育、病虫害防治等。这些内容即是国有林场的主体，同时又是其主体的产业和林场进行投资建设的大业。小型林场的建设需要投入的资金是300到500万元，而大中型林场的建设需要的投资是上亿元，这也是进行林场建设的重要内容。我国的林场能够达到5000个，同时还有许多自然保护区和农民合作社的林场。在进行营改增之后存在着一定的问题和困境，因此，对征税问题进行很好的解决是许多林农迫切盼望的问题。

将变形激活能 Q代入式(13)并对等式两边取对数，可得：

 

ln Z-ln[sinh(ασ)]关系见图4，由拟合直线的斜率和截距可分别得到ln A=30.4753, n=5.061。将以上所求参数代入式(9)中，即可得到B4CP/2009Al复合材料的高温热变形本构方程：

式中：A1, A2, A, n1, n, α, β为与变形温度无关的常数；A为结构因子；α为应力水平参数；n为应力指数；α=β/n1。

  

图3 峰值应力、应变速率、变形温度之间的关系Fig.3 Relationship between σ, and T

  

图4 峰值应力与Z参数的关系Fig.4 Relationship between peak stress and Z parameter

 

2.4 B4CP/2009Al复合材料动态再结晶临界条件

式中：R0代表试样的原始半径；h0代表试样的原始高度；h为试样压缩后的高度；RM代表热变形后试样的最大半径；RT代表热变形后试样的端面半径。

 

式中：A, B, C, D为与变形条件相关的材料常数。将式(19)两边同时对流变应力进行二阶求导，并令其二阶导数值为0，可得到：

治疗过程中还应该密切随访，长期观察生长曲线，适时调整rhGH剂量。如根据体重的增长增加rhGH剂量；对处在青春发育期的矮身材儿童要适当加大rhGH剂量；还可根据IGF－1测定结果调整rhGH剂量。发现合并其他异常时（如甲低、肾上腺及性腺功能低下等）应及时予以相应纠正才能保证全面治疗效果。

 

式中：Z为Zener-Hollomon参数；为应变速率(s-1)；σ为流变应力(MPa)；T为绝对温度(K)；R为气体常数(8.314 J/(mol·K))；Q 为变形激活能(J/mol)。在低应力水平和高应力水平以及对应所有应力水平条件下可分别表示为幂函数、指数函数和双曲正弦函数的形式：

  

图5 峰值应力与Z参数的关系Fig.5 Relationship between peak stress and Z parameter

由表1可以看出，B4CP/2009Al复合材料在热变形过程中发生动态再结晶的临界应力和峰值应力，均随着变形温度的升高和应变速率的降低而降低。从表1中还可以看出，在不同变形条件下复合材料的临界应变均小于0.02，说明在B4CP/2009Al复合材料的热变形过程中，B4C增强颗粒的加入促进了复合材料的动态再结晶行为，在很小的应变量就可以发生动态再结晶。此外，复合材料的临界应力与峰值应力呈线性关系：σc=0.2992σp+22.4679，见图 6。

为了进一步描述变形条件对B4CP/2009Al复合材料动态再结晶临界条件的影响，引入Z参数来构建复合材料热变形过程中的临界应变预测模型。根据Sellars模型[23]，临界应变(εc)可表示为 Z参数的指数函数：

 

式中：a, b为常数。结合所求的热变形激活能，可以建立ln εc-ln Z关系图，见图7。

 

表1 B4CP/2009Al复合材料在不同変形条件下的临界值Tab.1 Critical values of B4CP/2009Al composite under different deformation conditions

  

温度/℃ 应变速率/s−1临界应力/MPa峰值应力/MPa临界应变峰值应变0.001 66.7208 154.9908 0.0072 0.0336 3000.01 77.1520 190.3838 0.0074 0.0375 0.1 80.1660 215.3311 0.008 0.0460 1 98.9745 244.1273 0.0107 0.0512 0.001 52.4877 112.8157 0.0054 0.0256 3500.01 68.4641 148.4990 0.0073 0.0324 0.1 74.0078 176.3447 0.0092 0.0420 1 88.5176 212.4546 0.0086 0.0417 0.001 40.7997 71.9277 0.0055 0.0186 4000.01 56.1842 105.0479 0.0073 0.0244 0.1 67.8472 140.5100 0.0061 0.0279 1 78.5124 180.5636 0.0074 0.0377 0.001 32.4209 47.3106 0.0047 0.0176 4500.01 46.2561 68.5577 0.0075 0.0194 0.1 57.0061 92.4685 0.0087 0.0211 1 63.6119 143.3727 0.0070 0.0306 0.001 20.5749 22.7558 0.0056 0.0256 5000.01 25.1391 35.8019 0.0053 0.0174 0.1 34.4180 55.6386 0.0047 0.0182 1 48.1673 97.7636 0.0045 0.0249

  

图6 临界应力与峰值应力的关系Fig.6 Relationship between critical stress (σc)and peak stress (σp)

  

图7 临界应力与Z参数的关系Fig.7 Relationship between critical stress (σc)and Z parameter

由图7可知，ln εc与ln Z呈现较高的线性关系，对其进行线性拟合，可得到拟合方程：

 

即复合材料的临界应变预测模型可表示为：

 

3 结论

1)B4CP/2009Al复合材料热变形过程中的流变应力、变形温度和应变速率之间的关系可用 Arrehinus形式的本构方程描述：动态再结晶临界条件的影响，引入 Z参数来构建复合材料热变形过程中的临界应变预测模型：

由上图可以发现，相关系数和输出SINR形成零陷的频率增量Δf周期为3 kHz，与理论计算值一致。改变干扰位置为(9°,65 km)，使得干扰角度与目标角度不同，但仍在主瓣内。仿真图如图5、图6所示。

 

2)B4CP/2009Al复合材料热变形过程中主要的软化机制是动态再结晶。B4CP/2009Al复合材料发生动态再结晶的临界应力和热变形过程中的峰值应力均随着应变速率的降低和变形温度的升高而降低，并且其临界应力与峰值应力呈线性关系：

 

3)引入 Z参数来更好地反应复合材料热变形条件与临界应变之间的关系，二者之间的函数关系为：

 

参考文献：

[1]冯小平, 张国玲, 周凡, 等. 颗粒增强铝基复合材料制备技术研究现状[J]. 热加工工艺, 2017, 46(14): 25—30.FENG Xiao-ping, ZHANG Guo-ling, ZHOU Fan, et al.Research Status of Preparation Process for Particle Reinforced Aluminum Matrix Composites[J]. Hot Working Technology, 2017, 46(14): 25—30.

[2]聂俊辉, 樊建中, 魏少华, 等. 航空用粉末冶金颗粒增强铝基复合材料研制及应用[J]. 航空制造技术, 2017,535(16): 26—36.NIE Jun-hui, FAN Jian-zhong, WEI Shao-hua, et al. Research and Application of Power Metallurgy Particle Reinforced Aluminum Matrix Composite Used in Aviation[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2017, 535(16):26—36.

[3]严茜, 都兴红, 龙孟, 等. 碳化硼的制备、应用与碳化硼研磨料的回收前景[J]. 中国陶瓷, 2015, 51(4): 9—12.YAN Qian, DU Xing-hong, LONG Meng, et al. The Preparation and Application of Boron Carbide and the Recovery Prospects of Boron Carbide Abrasive Materials[J]. China Ceramics, 2015, 51(4): 9—12.

[4]WU C, FANG P, LUO G, et al. Effect of Plasma Activated Sintering Parameters on Microstructure and Mechanical Properties of Al-7075/B4C Composites[J]. Journal of Alloys & Compounds, 2014, 615(2): 276—282.

[5]ZHANG P, LI Y, WANG W, et al. The Design, Fabrication and Properties of B4C/Al Neutron Absorbers[J]. Journal of Nuclear Materials, 2013, 437(1): 350—358.

[6]张文毓. 金属基复合材料的现状与发展[J]. 装备机械,2017(2): 79—83.ZHANG Wen-yu. Present Status and Development of Metal Matrix Composites[J]. The Magazine on Equipment Machinery, 2017(2): 79—83.

[7]ZHOU L, HUANG Z Y, WANG C Z, et al. Constitutive Flow Behaviour and Finite Element Simulation of Hot Rolling of SiCp/2009Al Composite[J]. Mechanics of Materials, 2016, 93: 32—42.

[8]CHEN X M, LIN Y C, CHEN M S, et al. Microstructural Evolution of a Nickel-based Superalloy During Hot Deformation[J]. Materials & Design, 2015, 77: 41—49.

[9]WANG M H, LI Y F, WANG W H, et al. Quantitative Analysis of Work Hardening and Dynamic Softening Behavior of Low Carbon Alloy Steel Based on the Flow Stress[J]. Materials & Design, 2013, 45: 384—392.

[10]MIRZADEH H, NAJAFIZADEH A. Prediction of the Critical Conditions for Initiation of Dynamic Recrystallization[J]. Materials & Design, 2010, 31(3): 1174—1179.

[11]SU Y H F, CHEN Y C, CHI Y A T. Workability of Spray-formed 7075 Al Alloy Reinforced with SiCp, at Elevated Temperatures[J]. Materials Science & Engineering A, 2004, 364(1/2): 296—304.

[12]PATEL A, DAS S, PRASAD B K. Compressive Deformation Behaviour of Al Alloy (2014)-10wt.% SiCp, Composite: Effects of Strain Rates and Temperatures[J]. Materials Science & Engineering A, 2011, 530(1): 225—232.

[13]POLIAK E I, JONAS J J. Initiation of Dynamic Recrystallization in Constant Strain Rate Hot Deformation[J]. Isij International, 2003, 43(5): 684—691.

[14]MIRZADEH H, NAJAFIZADEH A. The Rate of Dynamic Recrystallization in 17-4 PH Stainless Steel[J]. Materials &Design, 2010, 31(10): 4577—4583.

[15]LIU J, CUI Z, RUAN L. A New Kinetics Model of Dynamic Recrystallization for Magnesium Alloy AZ31B[J].Materials Science & Engineering A, 2011, 529(1): 300—310.

[16]周琛, 孙宇, 胡连喜, 等. 6A02铝合金动态再结晶临界模型研究[J]. 中国科技论文, 2017, 4(12): 449—453.ZHOU Chen, SUN Yu, HU Lian-xi, et al. Investigation on Critical Model of Dynamic Recrystallization for 6A02 Aluminum Alloy[J]. China Science Paper, 2017, 4(12):449—453.

[17]CHEN X M, LIN Y C, WEN D X, et al. Dynamic Recrystallization Behavior of a Typical Nickel-based Superalloy During Hot Deformation[J]. Materials & Design, 2014, 57:568—577.

[18]陈拂晓, 蔡志伟, 王园园, 等. 70Cr3Mo钢动态再结晶临界条件研究[J]. 锻压技术, 2015, 40(11): 107—111.CHEN Fu-xiao, CAI Zhi-wei, WANG Yuan-yuan, et al.Research on Critical Conditions of Dynamic Recrystallization for Steel 70Cr3Mo[J]. Forging & Stamping Technology, 2015, 40(11): 107—111.

[19]蔡志伟, 陈拂晓, 郭俊卿. AZ41M 镁合金动态再结晶临界条件[J]. 中国有色金属学报, 2015, 25(9): 2335—2341.CAI Zhi-wei, CHEN Fu-xiao, GUO Jun-qing. Critical Conditions of Dynamic Recrystallization for AZ41M Magnesium Alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015,25(9): 2335—2341.

[20]孙亚丽, 谢敬佩, 郝世明, 等. 30%SiCp/2024Al复合材料动态再结晶临界条件[J]. 材料热处理学报, 2015,36(9): 7—13.SUN Ya-li, XIE Jing-pei, HAO Shi-ming, et al. Critical Conditions of Dynamic Recrystallization of 30% SiCP/2024Al Composite[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2015, 36(9): 7—13.

[21]张鹏, 李付国. SiC颗粒增强Al基复合材料的动态再结晶模型[J]. 稀有金属材料与工程, 2010, 39(7): 1166—1170.ZHANG Peng, LI Fu-guo. Dynamic Recrystallization Model of SiC Particle Reinforced Aluminum Matrix Composites[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2010, 39(7):1166—1170.

[22]EBRAHIMI R, NAJAFIZADEH A. A New Method for Evaluation of Friction in Bulk Metal Forming[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 152(2): 136—143.

[23]SUN Y, XIE J, HAO S, et al. Dynamic Recrystallization Model of 30%SiCp/Al Composite[J]. Journal of Alloys &Compounds, 2015, 649: 865—871.