半固态Al-4Cu-Mg合金加工图研究

根据动态材料模型.建立了半固态Al-4Cu-Mg合金加工图.利用加工图确定了试验材料热变形的流变失稳区,结果表明半固态成形时的流变失稳区范围与应变速率有关.此外,获得了等温压缩试验参数范围内的热变形最佳工艺参数.半固态加工最佳工艺参数为加热温度560℃.应变速率0.001 s-1.     

T122耐热钢热变形加工图及热成形性

在Gleeble 3500热模拟试验机上进行热压缩实验. 采用动态材料模型理论、双曲线本构方程及Liapunov稳定性判据,建立了T122耐热钢热变形加工图. 利用所建立的加工图,分析了不同温度和应变速率下T122钢的热成形性及其与显微组织的关系. 结果表明:T122钢在1085℃以上、应变速率小于0.37s-1压缩变形时,功率耗散效率达到峰值0.2,此时发生了完全动态再结晶;对于工业热加工,建议在变形温度为1085～1150℃和应变速率大于0.13s-1的范围内选择加工参数.     

Cr-Co-Mo-Ni齿轮钢的热变形行为及模锻工艺的有限元模拟

在Gleeble-3800热模拟试验机上进行大变形等温压缩试验,研究Cr-Co-Mo-Ni齿轮钢的高温热变形行为和显微组织,分析材料流变应力与变形温度和应变速率的关系,建立热变形过程的本构方程和热加工图.该材料的流变应力随着温度的升高而下降,随应变速率的增加而增加;用双曲正弦函数式可描述其在热变形过程中的流变应力,热变形活化能为487.21kJ·mol-1;热加工图显示的适宜加工区间为温度1000～1100℃,应变速率0.1 ～1s-1.在热模拟试验基础上进行该钢种锻造工艺的有限元模拟,并结合热加工图分析初锻温度和加工道次对于锻件温度和应变速率的影响,得出适宜的模锻工艺参数为初锻温度1000～1100℃,锻造道次15次.     

挤压态CuCr25合金热变形行为及其加工图

在Gleeble-3500D热模拟试验机上,对挤压态CuCr25合金在应变速率为0.01~10s~(-1),变形温度为750~900℃的条件下进行恒温压缩模拟实验.结果表明:挤压态CuCr25合金在热变形过程中流变应力随变形温度升高和应变速率降低而减小;可用双曲正弦模型来描述合金的流变行为,其平均激活能为383.4kJ/mol;基于动态材料模型获得了挤压态CuCr25合金的热加工图,并结合金相显微组织分析得到了该合金在实验参数范围内较优的热加工工艺参数范围:加工温度830~900℃,应变速率为0.01~0.1s-1.     

TC4钛合金加工图及其在板材轧制工艺分析中的应用

TC4钛合金在航空航天工业中有着广泛的应用,热塑性加工中的微观组织演变对其使用性能具有重要的影响。该文通过热-力实验分析,得到TC4合金的加工图,并将加工图信息集成在有限元分析中,对板材轧制工艺进行分析。对TC4钛合金进行等温单向压缩实验获得了材料的流动应力,变形温度为800～1 050℃,应变速率为0.01～20s-1。采用动态材料模型(dynamic material model,DMM)绘制出TC4钛合金的加工图,并通过对压缩的微观组织检查分析验证了加工图的有效性。由加工图可知,在1 000～1 050℃应变速率0.01s-1的区域稳定性最好,为超塑性成形区域,在800～900℃应变速率0.1～20s-1的条件不利于塑性加工,应当避免在此区域加工。通过二次开发,将加工图的信息作为有限元程序DEFORM-2D的后处理变量在成形件中显示,从而直观地显示板材轧制变形不同位置的成形性能。在TC4轧制过程中,板坯基本处于功率耗散效率较高的安全区,有利于材料塑性成形。     

高锰TWIP钢热变形行为及应变补偿型本构方程的建立

对高锰TWIP钢进行不同温度(850~1100℃)和应变速率(0.01,0.1,1,5,10s^-1)的绝热压缩试验,研究试验钢高温热变形行为. 分析了变形温度和应变速率对流动特性的影响,建立了应变补偿型本构方程,并采用三种标准统计参数对应变补偿型本构方程的精确度进行了评估. 结果表明:流动应力对变形温度和应变速率的敏感程度很高,且随着变形温度的提高或应变速率的降低,流动应力呈下降趋势;应变速率对动态再结晶过程有着很复杂的影响;流动应力预测值与试验值具有较高的吻合度,表明建立的应变补偿型本构方程能够精确预测流动应力.     

应变速率对GH625合金热变形过程组织演变的影响

采用Gleeble-1500热模拟试验机,对GH625合金进行了以不同变形温度、不同应变速率变形到真应变值为0.7的热压缩试验,以研究其热变形过程的动态再结晶组织演变.利用光学显微镜（OP）和透射电镜（TEM）分析了应变速率对GH625合金热变形过程中的组织演变及动态再结晶形核机制的影响.结果表明:应变速率·ε=10.0s^-1时,实际变形温度高于预设温度,产生变形热效应.GH625合金热变形过程的组织演变是一个受应变速率和变形温度控制的过程,在应变速率·ε≤1.0s^-1时,GH625合金动态再结晶晶粒的尺寸及体积分数随着应变速率的升高而降低,动态再结晶形核机制是由晶界弓弯的不连续动态再结晶机制和亚晶旋转的连续动态再结晶机制组成;在应变速率·ε=10.0s^-1时,由于变形热效应使动态再结晶晶粒的尺寸及体积分数迅速升高,动态再结晶机制则是以弓弯机形核的不连续动态再结晶机制为主.     

BFe30-1-1合金热变形行为及热加工图

对BFe30-1-1合金在变形温度为750~1000℃,应变速率为0.01~10s—1的条件下使用Gleeble-1500D热模拟机进行高温热压缩试验,研究其热加工行为.获得了该合金在高温下的真应力-真应变曲线,并分析了其流变应力的变化规律.构建了BFe30-1-1合金的热变形方程,基于动态材料模型绘制其热加工图,并结合热压缩后的合金微观组织分析热加工图.结果表明:变形条件对加工图有明显影响,在较低的应变速率和较高的温度条件下,能量耗散效率较大.在应变量分别为0.2、0.4、0.6、0.8的热加工图基础上,分析合金在不同变形条件下的动态再结晶组织特性及流变失稳显微组织,最终得到该合金最佳热加工温度为830~950℃,应变速率为0.01~0.05s—1.     

Q690低碳微合金钢热变形微观组织演变及加工图

利用Gleeble-3800数字控制热/力模拟试验机研究了Q690低碳微合金钢在变形温度850～1150℃,应变速率0.01～30s-1条件下的高温单道次压缩变形行为.建立了基于动态材料模型(DMM)的加工图,结合OM观察变形体微观组织确定了该钢种的高温热变形机制.结果表明:应变量0.7及以下的加工图中包含2个峰区(1 000～1 120℃,0.01～0.37s-1和1 100～1 150℃,3.16～30s-1)和3个加工失稳区(850～900℃,0.01～0.32s-1和850～900℃,10～30s-1以及1 000～1 085℃,1～30s-1).应变量超过0.8的加工图包含2个峰区(1 025～1 100℃,0.01～0.38s-1和1 100～1 150℃,3～30s-1),失稳区为低温(850～900℃,0.01～30s-1)以及应变速率1s-1以上的中低温度(850～1 100℃)范围,在这两个峰区峰值点附近的热变形显微组织为均匀的完全动态再结晶组织,因此,这两个区域均适合Q690钢的热加工变形.     

Al-6Mg-0.4Mn-0.2Sc铝合金的高温变形行为及热加工图

采用Gleeble-1500热/力模拟试验机进行压缩实验,研究Al-6Mg-0.4Mn-0.2Sc铝合金在变形温度为300～500℃、应变速率为0.001～10 s-1范围内的变形行为.计算应力指数和变形激活能,并采用Zener-Hollomon参数法构建合金高温塑性变形的本构关系.根据材料动态模型,计算并分析合金的加工图.研究结果表明:热变形过程中的稳态流变应力可用双曲正弦本构关系式来描述,平均激活能为158.92 kJ/mol,大于其自扩散激活能.根据加工图确定了热变形的流变失稳区,并且获得了热变形过程的最佳工艺参数,其热加工温度为430～480℃,应变速率为5～10s-1,温加工温度为320-400℃、应变速率为0.01～0.001 s-1.     

AZ31镁合金的热变形加工图及其应用

为了确定AZ31镁合金轧制工艺参数,利用Gleeble--3500热模拟试验机进行热压缩试验以测试其热变形行为,并根据动态材料模型理论得到其热加工图.当变形温度为380～400℃、应变速率为3～12 s-1时,功率耗散效率大于30%,属于动态再结晶峰区;在该区域进行异步轧制变形退火处理后得到平均晶粒直径为2.3μm的细晶组织,抗拉强度为322.7MPa,延伸率为19.6%.当应变速率大于15 s-1时,属于流变失稳区,250～300℃低温加工时合金的塑性显著降低,350～400℃高温加工时合金出现混晶组织.     

4045铝合金热变形行为及其加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机对4045铝合金在变形速率为0.01~10 s-1，变形温度为300~450 ℃条件下进行等温热压缩实验，研究了该合金的热变形行为及其热加工特性.结果表明：4045铝合金热变形过程的流变行为可用双曲正弦模型来描述，其平均激活能为189.93 kJ/mol.基于动态材料模型(DMM)获得了4045铝合金的热加工图，并结合热加工图和金相显微组织分析得到了该合金在实验参数范围内较优的热加工工艺参数范围：加工温度为380~450℃，变形速率为0.1~0.3 s-1.     

T91钢的高温塑性变形及动态再结晶行为

采用Gleeble-1500热模拟试验机进行了T91钢的压缩试验,研究了变形温度为1100～1250℃、应变速率为0.01～1 s-1时该钢的变形行为,分析了流变应力与应变速率和变形温度之间的关系,计算了高温变形时应力指数和变形激活能,并采用Zener-Hollomon参数法构建该钢高温塑性变形的本构关系,绘制了动态再结晶图和热加工图.结果表明:在试验变形条件范围内,其真应力-真应变曲线呈双峰特征;钢中发生了明显的动态再结晶,且再结晶类型属于连续动态再结晶.T91钢的热变形激活能为484 kJ.mol-1,利用加工图确定了热变形的流变失稳区,结合力学性能,可以优先选择的变形温度为1200～1 250℃,应变速率不高于0.1 s-1.     

纯镍与GH3625合金热压缩行为研究及本构解析

利用Gleeble-3500热模拟试验机对铸态纯镍及GH3625合金在变形温度900~1 200 ℃、应变速率0.1~10 s^－1、应变量60%条件下,进行了热压缩实验.研究分析了纯镍以及GH3625合金的热塑性变形规律,并构建了本构方程,绘制了2种材料不同变形参数下的热加工图,分析了热加工图稳定与失稳区所对应的组织特征.研究发现纯镍在热压缩变形时,失稳区组织出现晶粒层级分化现象.通过对热加工图分析研究,确定纯镍最优热变形温度为1 050 ℃,最优应变速率为0.1 s^－1;GH3625合金最优变形温度为1 170 ℃,最优应变速率为0.1 s^－1.     

Al-Mg-Sc合金热压缩变形的流变应力行为

采用热模拟试验对1种Al-Mg-Sc合金进行等温热压缩实验,研究该合金在变形温度为300～450℃,应变速率0.001～1 s-1条件下的热压缩变形流变应力行为.结果表明:该Al-Mg-Sc合金在变形温度为300℃,应变速率0.01～1 s-1的条件下,流变应力开始随应变增加而增大,达到峰值后趋于平稳,表现出动态回复特征;而在其他条件下,应力达到峰值后随应变的增加而逐渐下降,表现出动态再结晶特征.应变速率和流变应力之间满足指数关系,温度和流变应力之间满足Arrhenius关系,通过线性回归分析计算出该材料的应变硬化指数n以及变形激活能Q,获得该铝合金高温条件下的流变应力本构方程.     

Al-Zn-Mg-Cu-Zr合金加工图的构建及失稳分析

由含Zr的Al-Zn-Mg-Cu合金在不同变形条件下进行热压缩得到的真应力-真应变曲线,计算合金的热变形本构方程.基于动态材料模型构建合金的加工图,并分析功率耗散系数的变化和失稳区的范围.研究结果表明:该合金在热变形时存在2个失稳区,即低温失稳区(温度300～360℃、应变速率0.05～1 s-1)和高温失稳区(温度400～460℃、应变速率0.005～1 s-1);在温度440～460℃,应变速率小于0.002 s-1的区域,最大功率耗散系数为0.52,该区域内的变形软化机制为动态再结晶.     

一种含氮高铬冷轧辊用钢的热变形行为研究

对一种8%Cr冷轧辊用钢在950～1200℃以0.1～10s^-1的变形速率进行热压缩变形,通过流变曲线分析、动力学分析及热加工图技术等方法表征其热变形时的力学行为,并对变形后的显微组织进行观察。结果表明:Cr8N钢的加工硬化率和流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而降低,功率耗散百分数随着Z参数的增大而降低;上述变形条件下Cr8N钢的热变形激活能为542kJ/mol,加工硬化指数为5.25;获得了该钢的热变形方程以及Z参数和峰值应力间的关系。     

电热合金Cr20 Ni80的热变形行为及热加工图

为了解决Cr20 Ni80电热合金锻造开裂的问题,在Gleeb-1500D热模拟试验机上对该合金进行热压缩试验,研究变形温度为900~1220℃,应变速率为0.001~10 s-1条件下的热变形行为,并根据动态材料模型建立合金的热加工图.合金的真应力-真应变曲线呈现稳态流变特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加;热变形过程中稳态流变应力可用双曲正弦本构方程来描述,其激活能为371.29 kJ·mol-1.根据热加工图确定了热变形流变失稳区及热变形过程的最佳工艺参数,其加工温度为1050~1200℃,应变速率为0.03~0.08 s-1.优化的热加工工艺在生产中得到验证.     

Ti微合金化汽车大梁钢510L动态再结晶行为

采用单道次压缩实验和阶梯试样热轧-淬火实验研究了低成本的Ti微合金化汽车大梁钢510L的动态再结晶行为.结果表明,应变速率为0.1s^-1时,变形温度为850~1050℃时均发生动态再结晶,应变速率为0.2s^-1时,只有在变形温度高于950℃时发生动态再结晶.变形温度的升高和变形量的增大会逐渐细化奥氏体晶粒,并使再结晶体积分数趋于增大.回归得到实验钢的动态再结晶激活能仅为211.43kJ/mol,说明Ti的添加几乎没有抑制高温奥氏体的动态再结晶,并建立了动态再结晶临界应变模型和动力学模型.     

Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢热变形过程的动态再结晶动力学及影响因素

采用Thermorestor-W热模拟试验机,对Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢进行热压缩试验,研究其在变形温度950～1 200℃,应变速率0.01～2.5s-1条件下的动态再结晶行为.当变形温度高于1 000℃后,Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢的变形以动态再结晶为主,且随温度升高,峰值应力对应的应变减小.利用应变硬化率-应力曲线确定的材料动态再结晶临界应力σc、峰值应力σp、饱和应力σss(e)和稳态应力σs的数值,回归得到临界动态再结晶应变εc与Zener-Hollomon参数的关系,并确定临界应力与峰值应力的关系.通过建立Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢的热变形动态再结晶Avrami模型,分析应变速率和变形温度对Avrami曲线的影响,表明应变速率比温度对Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢的动态再结晶Avrami曲线的影响更加显著.