AZ61镁合金热压缩流变应力的实验

采用Gleeble-1500型热模拟机,对AZ61镁合金进行高温压缩实验,分析该合金在不同变形温度与应变速率条件下的压缩流变应力.研究AZ61镁合金在热变形时,流变应力与变形温度、应变速率之间的关系,并建立相应的流变应力模型.结果表明,AZ61镁合金在高温压缩变形时,当变形温度一定时,流变应力随应变速率的增大而增大;而当应变速率一定时,流变应力随变形温度的升高而降低.AZ61镁合金的热变形过程均表现出较明显的动态再结晶特征,其流变应力的变化规律主要受加工硬化和再结晶软化两者机制的共同作用.在热变形下,AZ61镁合金峰值流变应力可以用双曲正弦模型来进行较好的描述.     

AZ31镁合金变形行为的热/力模拟

采用GLEEBLE-1500热／力模拟机在变形温度为423～723K,应变速率为0．01～10s^-1,最大变形量为60％的条件下对铸态AZ31镁合金进行热／力模拟研究,并结合热变形后显微组织,分析合金力学性能与显微组织之间的关系。研究结果表明：应变速率和变形温度是影响变形激活能的关键参数;当变形温度一定时,流变应力和应变速率之间呈线性关系,合金的变形激活能在523～573K时变化不大,而在大于573K时增大较快,可用包含Arrheniues项的参数Z描述AZ31镁合金热压缩变形的流变应力行为。     

热轧AZ31镁合金板材高温塑性变形行为

采用Gleeble-1500热/力模拟系统,研究热轧的AZ31镁合金板材在应变速率0.01,0.1,1,5和10 s-1,变形温度473～723 K,预设最大变形量80%条件下的高温塑性变形行为。采用实验得到的真应力-真应变曲线,分析合金流变应力与应变速率、变形温度之间的关系,计算合金高温变形的材料参数和激活能;用Zener-Hollomon参数法建立合金高温变形的本构关系,并比较实测应力与计算得到的应力。研究结果表明:AZ31镁合金高温变形时受应变速率的影响较大,应变速率小于1 s-1时(573～723 K),合金的真应变接近100%,但当应变速率大于5 s-1时,实验温度范围内合金的真应变都小于60%。AZ31镁合金高温变形的流变应力-应变速率-变形温度的关系可用双曲正弦函数描述,激活能随应变速率和变形温度的提高,从110.4 kJ/mol升高到163.2 kJ/mol。实验获得的AZ31镁合金应力-应变本构方程的计算结果与实验结果较吻合。     

变形镁合金高温变形流变应力分析

AZ31B镁合金是应用最广泛的变形镁合金，研究它在高温下的流变应力对热加工过程有很大的实际意义。采用实验法研究了AZ31B镁合金高温高应变速率压缩时流变应力，结果表明镁合金在573－723K、应变速率为0.01-5s^-1进行高温压缩的情况下，变形温度和应变速率对流变应力有显著的影响，流变应力随应变速率的升高和变形温度的降低而升高，其稳态流变应力同Zener-Hollomon参数的对数之间呈线性关系。引入Zener-Hollomon参数的指数形式正确描述AZ31B镁合金热压缩变形时流变应力同变形温度和应变速率之间的关系。     

镁合金塑性成形技术--AZ31B成形性能及流变应力

通过热模拟压缩试验研究了镁合金AZ31B在不同温度下的成形性能,获得了200～400°C温度下的镁合金变形特性和流动应力.试验结果发现,镁合金在低于200°C以下的温度范围内变形困难,发生断裂.在高于400°C时,由于镁合金极易氧化,不适合塑性加工.试验显示,镁合金塑性成形的最佳温度为250～400°C.由于镁合金在高温下的软化效应,流变应力随应变的增加而下降,提出了适合镁合金塑性成形的流变应力模型.试验结果表明,该模型适用于镁合金热变形过程的流变应力分析.     

铸态AZ31B镁合金高温变形行为数学建模

采用Gleeble-1500热/力模拟试验机对铸态AZ31B镁合金圆柱试样进行轴向热压缩试验,并基于动态材料模型计算应变ε为0.4时的热加工图,研究镁合金热变形行为,以建立AZ31B镁合金真实应力与应变、温度及应变速率间的构效关系。研究结果表明:镁合金的变形激活能关于温度呈高度非均匀性分布,在整体范围内对该参数进行平均估算的方法导致Arrhennius本构方程产生较大拟合误差;将523~723 K变形温度分解为523~573,573~623和623~723 K来分别建立Arrhennius本构方程,可有效提高该方程对峰值应力的预测精度;结合优化后的Sellars和Arrhennius模型,采用常用数学方程构建的热变形抗力模型能准确表征AZ31B镁合金在523~723 K及0.005~5.000 s~(-1)范围内的热变形行为。     

粉末冶金AZ91镁合金的高温压缩流变应力行为

采用Gleeble-1500热模拟机,对快速凝固粉末冶金AZ91镁合金在应变速率为0.001～1 s-1,变形温度为250～400 ℃条件下的流变应力行为进行了研究.结果表明:快速凝固粉末冶金AZ91镁合金热压缩变形的流变应力受到变形温度和应变速率的强烈影响.流变应力主要呈现幂指数关系.其热变形应力指数n为8.7,热变形激活能Q为132.6 kJ/mol.     

孪生对镁合金热压缩变形应力及流变硬化行为的影响

为增强镁合金的成型性能,采用热压缩、金相和X线衍射等方法,在温度为350-400℃,应变速率为10-2/s条件下,分析孪生对镁合金热压缩变形过程中流变应力及变形末期流变硬化行为的影响.研究结果表明:在变形过程中,AZ41和ZK60 2种合金的流变应力都随着热压缩温度升高而下降;由于初始织构不同,AZA1镁合金的变形模式主要是孪生,AZ41对应的流变应力峰值高于ZK60合金的流变应力峰值;在变形中期,AZA1合金中仍存在大量的孪晶,使其稳态流变应力始终高于ZK60合金稳态流变应力;在变形末期,孪生导致AZA1镁合金流变硬化行为;ZK60镁合金由于再结晶的软化作用,依然表现为稳态流变.     

AZ31镁合金热变形过程中的流变应力

在Gleeble-1500热模拟试验机和UTM5305实验机上以不同的变形条件对AZ31镁合金进行高温热变形试验,研究该材料在高温热变形过程中的真应力应变。研究结果证明:在变形过程中的AZ31镁合金的真应力随应变速率增大、变形温度降低而升高。在压缩变形过程中的真应力峰值、真应变和动态再结晶与拉伸变形过程相比有明显差异;该镁合金热变形过程中的真应力为用包含Arrhenius项的Zener-Hollomon参数来描述,其压缩拉伸变形激活能分别为132.38 kJ/mol和Q=255.26 kJ/mol.     

ZK60镁合金高温流变本构模型

在变形温度为523～673 K、应变速率为0.001～1 s-1的条件下,采用Gleeble-1500热模拟试验机对ZK60镁合金的热压缩变形行为进行研究。通过引入应变对ZK60镁合金流变应力本构方程进行改进。研究结果表明:ZK60镁合金流变应力随着变形温度升高和应变速率降低而减小。其高温压缩流变应力曲线可描述为加工硬化、过渡、软化和稳态流变4个阶段,但在温度较高和应变速率较低时,过渡阶段不明显;采用改进后的本构方程预测的流变应力曲线与实验所得曲线较吻合。     

AZ31镁合金板温拉伸变形行为的研究

通过采用单向拉伸实验, 在DNS200微机控制电子万能试验机上测定了AZ31变形镁合金板料在不同拉伸速度、不同温度下的力学性能,并分析了其特点和原因.利用实验得出的应力应变数据,建立了Fields-Backofen流变应力模型,模型计算的应力应变曲线与实验所得的数据在290～573 K范围内峰值应力出现之前基本吻合.     

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.     

变形参数对AZ31镁合金变形抗力的影响

利用Gleeble-1500热模拟试验机对AZ31镁合金在变形温度为250～400℃、变形速率为0.5～3.0s-1下进行热变形模拟实验,得到了AZ31镁合金真实应力-真实应变曲线,并通过光学显微镜观察了试样在变形中的微观组织.结果表明,动态再结晶是该实验条件下晶粒细化的主要机制,变形参数影响了再结晶的程度.     

铸态AZ91镁合金的压缩变形行为

采用Gleeble-1500热模拟试验机研究了铸态AZ91镁合金在变形温度为473～673 K,应变速率为0.005～5 s-1条件下的压缩变形行为.结果表明,实验合金的流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大,并且符合Zener-Hollomon参数的幂指数关系.通过对实验数据进行多元回归分析,所得流变应力方程中的参数β、A和变形激活能Q分别为0.101 5,2.386 3×109和175.667 kJ/mol.合金在不同温度阶段呈现不同的组织特征,当变形温度为473 K时,合金显微组织以孪晶、滑移带为主;当变形温度为573～673 K时,则以动态再结晶晶粒为主.为进一步系统研究该合金的塑性加工提供一定的实验依据.     

AZ310.5Sr1.5Y热变形行为分析

采用Gleeble-1500D型热模拟试验机,在变形温度为250~450 ℃,应变速率为0.01~1 s-1,最大应变量为0.85的条件下,对AZ31-0.5Sr-1.5Y进行单向热压缩实验。对材料的热变形行为和热加工性能进行了研究,建立了合金热变形过程中的本构方程和热加工图,并结合金相显微组织观察对加工图进行了分析。结果表明：AZ31-0.5Sr-1.5Y在热变形过程中的稳态流变应力可用双曲正弦函数关系式进行描述,其应变激活能为186.83 kJ/mol,热加工图分析表明,在本实验条件下,当真应变为0.6时,材料存在着非稳态流变区,其温度为250 ~300 ℃,应变速率为0.3~1 s -1,材料的最佳热加工工艺参数为：温度300~400 ℃,变形速率0.01 ~1 s -1。     

Ti62421s钛合金的热变形行为及加工图

在变形温度为900～1060℃和应变速率为0.001～10s-1条件下,对Ti62421s合金进行变形量为60％的热压缩变形,以研究Ti62421s合金的热压缩流变应力行为.研究温度与应变速率对Ti62421s热变形流变应力的影响,建立Ti62421s合金热变形流变应力的本构方程和加工图.研究结果表明:合金在热压缩过程中,流变应力随着应变的增大而增加,达到峰值应力后逐渐趋于平稳:当在高应变速率(10s-1)下变形时,出现不连续屈服现象:应力峰值随应变速率的增大而增大,随温度的升高而呈减小趋势:合金最佳变形工艺参数为:温度θ=980℃,应变速率(ε)=0.01～0.1s-1.     

铸态高强铝合金热变形流变应力行为的研究

文中采用热力模拟试验方法对新型铸态高强铝合金试样进行了热压缩实验,研究了新型高强铝合金在变形温度为300~420℃、应变速率为0.01~1 s-1条件下压缩变形程度达到50%的流变应力变化规律。研究表明,该合金热变形应力—应变曲线呈现动态回复型曲线;流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大;热变形激活能为269.985 k J/mol,应力指数为7.009 7。     

铸态Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金热拉伸力学性能及断裂行为

运用Gleeble-1500D热模拟试验机对铸态Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金进行高温拉伸实验,利用光学显微镜(OM)观察断口附近的微观组织,用扫描电子显微镜(SEM)观察断口形貌。结果表明,变形温度在340℃~420℃,应变速率为0.01 s-1时,随着温度升高,峰值应力、峰值应变、断裂应变、断面收缩率、延伸率均下降;变形温度为360℃,应变速率为0.1 s-1~1 s-1时,随着应变速率的增大,峰值应力、峰值应变均增大,断裂应变减小,断面收缩率和延伸率有下降的趋势。该合金高温拉伸过程中的软化机制主要为动态回复。高温拉伸的断口形貌为韧性断裂。断口表面的粗大脆硬相对材料的性能有严重影响。     

300 M高强钢高温流变行为及本构方程

通过Gleeble 3500高温热模拟压缩实验,研究300M高强钢在变形温度900~1 150℃、应变速率0.01~10 s-1条件下变形温度和应变速率对材料流动应力的影响规律,建立高温热变形材料本构方程。研究结果表明:变形温度和应变速率对300M钢材料流变应力都有显著的影响,随着变形温度的降低和应变速率的增加,材料流动应力增加;建立了材料常数α,n,ln A和激活能Q与真应变之间的非线性四项式函数关系;所建立材料本构方程预测值与实验值具有较好的一致性,说明该本构方程能够准确地描述300M钢热变形条件下的材料流变行为。     

喷射沉积-挤压FVS0812耐热铝合金的热压缩变形流变行为研究

采用圆柱试样在Gleeble-1500热模拟机上对FVS0812耐热铝合金进行等温热压缩实验.变形温度为300～500℃;应变速率为0.001～1s-1.实验结果表明:喷射沉积-挤压态致密FVS0812铝合金材料的真应力-真应变曲线表现为:变形初期流变应力随应变量的增加而迅速增加,达到峰值后,真应力呈下降趋势.可以用Sellars和Tegart提出的双曲正弦形式的本构方程来描述FVS0812铝合金的高温压缩变形时的流变应力行为,其变形激活能Q为368.906 kJ/mol.图8,表1,参6.