Cu-0.4Zr-0.15Y合金动态再结晶临界条件

利用Gleeble-1500D型热模拟试验机对Cu-0.4Zr-0.15Y合金进行高温单次轴向热压缩试验,研究该合金在应变速率范围为0.001~10 s~(-1),热变形温度为550~900℃条件下的热变形行为。通过真应力-真应变数据得出材料的加工硬化率θ,结合lnθ-ε曲线和-(lnθ)/ε-ε曲线特征,研究Cu-0.4Zr-0.15Y合金热变形过程的再结晶临界条件。结果表明:Cu-0.4Zr-0.15Y合金应力-应变具有动态再结晶特征;该合金的lnθ-ε曲线拐点处对应于-(lnθ)/ε-ε曲线的最小值,最小值所对应的应变是临界应变ε_c;临界应变ε_c的变化与应变速率和变形温度有关,临界应变ε_c与Zener-Hollomon参数Z之间的函数关系为ε_c=6.4×10~(-3)Z~(0.07768),且临界应变ε_c与峰值应变ε_p之间满足ε_c/ε_p=0.448。同时,Cu-0.4Zr-0.15Y合金发生动态再结晶组织演变与变形温度和应变速率有关。     

TiAl基合金动态再结晶临界模型建立

依据粉末冶金Ti-47Al-2Nb-2Cr合金热模拟压缩实验结果,研究了变形温度为950～1150 ℃、应变速率为0.001～0.1 s(-1)条件下材料的流变力学行为。采用Poliak和Jonas所提出的临界条件动力学理论,确定了该合金的动态再结晶临界应变(ε_c)和临界应力(σ_c),揭示了变形温度与应变速率对ε_c和σ_c的影响规律。结果表明,温度补偿应变速率因子Z与ε_c、σ_c、ε_p(峰值应变)和σ_p(峰值应力)间的关系可以采用指数函数形式表征。建立了该合金动态再结晶临界发生模型:ε_c=1.2×10~(-3)Z~(0.147),动态再结晶临界应变与流变应力曲线峰值应变的比值约为 0.73。根据对模型的分析表明,临界应变与 Z 参数之间呈现正相关性,即随着 Z 参数的减小(变形温度升高或应变速率降低),材料发生动态再结晶的临界应变减小,说明变形温度的升高与应变速率的下降能够促进动态再结晶行为的发生。通过对热变形后微观组织的观察,验证了所建立动态再结晶临界模型的可靠性。     

B_4C_p/6061Al复合材料动态再结晶临界条件（英文）

通过等温热压缩实验对25%B_4C_p/6061Al(体积分数)复合材料的热变形行为和动态再结晶临界条件进行了研究,采用的温度范围为350~500℃,应变速率范围为0.001~1 s~(-1)。应力-应变曲线显示动态再结晶是复合材料热变形过程中主要的软化机制,并采用峰值应力构建了基于Arrhenius形式的本构方程。基于加工硬化率曲线,求解了表示动态再结晶发生的临界应变与临界应力值。结果表明,临界应力与峰值应力存在线性关系:σ_c=0.8374σ_p–0.33708。此外,引入Zener-Hollomon参数描述变形条件对临界条件的影响,得到临界应变与Z参数的关系:ε_c=2.39×10~(-4)Z~(0.11022)。最后,通过θ-ε曲线得到了复合材料完成动态再结晶时的稳态应变,并绘制了动态再结晶图。     

基于Al-Cu-Li合金流变行为的动态再结晶动力学与形核机制

对Al-Cu-Li合金进行温度300~500℃、应变速率0.001~10s~(-1)的等温热压缩,分析合金的流变行为:结合TEM和EBSD研究合金热变形过程中的组织演变。结果表明:合金流变曲线分为3个阶段:加工硬化阶段、过渡阶段和稳态变形阶段;变形温度越高,流变应力达到动态平衡所需应变量越小。基于应变硬化率(θ)与流变应力(σ)之间的关系,确定动态再结晶的临界应变(ε_c);不同热变形条件下的临界应变(ε_c)与峰值应变(ε_p)之比为0.30342~0.92828;临界应力(σ_c)与峰值应变(σ_p)之比为0.88492~0.99782。引入最大软化率应变(ε~*)和中间变量Z/A,建立ε_c和ε~*与Z/A的关系表达式。构建Al-Cu-Li合金动态再结晶动力学模型,模型表明,温度越高或应变速率越低,越有利于促进动态再结晶分数的增加;显微组织分析结果与模型预测规律一致。Al-Cu-Li合金动态再结晶形核机制主要为晶界突出形核机制、亚晶合并长大机制以及粒子促进形核机制,随温度升高和应变速率的降低,晶内亚晶合并长大机制得到加强。     

高强硼钢高温软化机制及动态再结晶临界条件

采用Gleeble-1500热模拟压缩试验获得了高强硼钢在880~1000℃、0.01~10 s-1、最大变形55%条件下的真应力-真应变曲线,通过对试验数据的处理和分析,研究了高强硼钢在试验条件下的软化机制及动态再结晶临界条件。结果表明:利用真应力-真应变曲线来判断高强硼钢的软化机制存在宏观判断误区,通过分析θ-σ曲线和晶粒金相可以发现,高强硼钢在本文变形条件下均可以发生动态再结晶;通过lnθ-ε曲线拐点及-(lnθ)/ε-ε曲线最小值判据可以确定高强硼钢动态再结晶临界应变,进而通过σ-ε曲线可以获得临界应力;随变形温度降低或应变速率提高,动态再结晶临界应力或应变值随之提高,且临界应力/应变与峰值应力/应变之间存在如下关系:σc=0.92σp,εc=0.57εp;临界应力/应变与变形条件的关系分别为:σc=17.4048ln Z-450.2409,εc=0.0195ln Z-0.4710。     

加工硬化率法研究Ti-10V-2Al-3Fe合金β区变形动态再结晶的临界条件

采用Thermecmaster-Z型热/力模拟试验机在变形温度为825～1125℃,应变速率为0.001～1 s~(-1)条件下对Ti-10V-2Al-3Fe合金进行热模拟压缩实验,分析了热变形参数对其流变行为的影响,并通过加工硬化率方法研究了该合金的动态再结晶临界条件。结果表明:合金的流变应力随变形温度的降低或应变速率的提高而增大;通过lnθ～ε曲线出现拐点及dlnθ/dε～ε曲线出现最小值判据,确定了该合金的动态再结晶临界应变;动态再结晶临界应变随应变速率的增大及变形温度的降低而增加;Z参数方程能较好地反映合金动态再结晶临界应变与热变形条件间的关系,动态再结晶临界应变与Z参数间的关系可表示为ε_c=2.6735×10~(-2)Z~(0.0817);临界应变与峰值应变之间存在线性关系,即ε_c=0.508ε_p。     

粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶临界表征模型

对粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金进行变形温度995~1075℃、应变速率0.001~1 s-1条件下的热模拟压缩试验。研究了该合金在热加工过程中的流动应力与变形机制,根据Poliak和Jonas提出的临界动力学条件和温度补偿应变速率因子Z,构建了粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金的动态再结晶临界表征模型。结果表明,确定了发生动态再结晶所需激活能为410.172 k J/mol。此外,ε_p可通过Z参数的指数函数形式表示,即:ε_p=0.00011Z~(0.15)。ε_c与临界应力(σ_c)随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小,这说明较小的Z参数能促进粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶行为的发生。     

基于TMCP研究套管钢30MnCr22的动态再结晶

以经济型P110钢级石油套管用钢30MnCr22为研究对象,采用Gleeble-1500D热模拟实验机进行单道次热压缩实验,测得其在不同变形温度和变形速度条件下该钢的真应力-真应变曲线。根据30MnCr22钢的高温流变应力曲线和实际变形条件,分析了其在TMCP条件下穿孔、连续轧管和减径过程中的再结晶控制策略。采用Origin软件对各种变形条件下的峰值应力进行分析,采用线性回归法,得出基于Zener-Hollomon参数的流变应力函数关系,建立了30MnCr22钢的高温流变应力数学模型。在此基础上分析了峰值应力R_p、峰值应力对应的压应变ε_p、动态再结晶临界应变ε_c与lnZ之间的关系。结果表明,在热变形过程中,30MnCr22存在动态再结晶现象,而且随着变形温度的升高,动态再结晶临界应变减小,流变应力减小,动态再结晶易发生。随着应变速率的增大,峰值应力R_p会越来越大,但峰值应力所对应的应变值ε_p在不同变形温度下的变化情况却不太一致。当变形温度较高时,ε_p随应变速率的升高而升高,但当变形温度较低时,ε_p随着应变速率的升高先升高,然后又下降。     

Q235碳素钢应变诱导相变中的应力一应变曲线分析

分析了单向压缩热模拟条件下碳素钢应变诱导铁素体相变过程中的σ-ε曲线特征结果表明,应变诱导相变过程有自己特定的σ-ε曲线,与典型的奥氏体动态再结晶σ-ε曲线有明显差异随形变温度的降低σ-ε曲线由典型的奥氏体动态再结晶型过渡到铁素体应变诱导相变型在900℃奥氏体稳定状态应变时,随应变速率的提高,奥氏体动态再结晶被推迟,铁素体应变诱导相变提前奥氏体的动态再结晶并不能完全抑止铁素体的诱导相变在770℃奥氏体亚稳态应变时,奥氏体不能动态再结晶应变速率的变化主要与铁素体析出速率相关这时表现为过冷与应变对转变的相对贡献上粗晶奥氏体的σ-ε曲线与细晶不同,两者的差异主要表现在铁素体转变的后期应变诱导相变过程中,铁素体析出的临界应变量εc与应变峰值εp的关系受应变温度和应变速率的影响在奥氏体不能动态再结晶的条件下,εc＜0.3εp.降温单道次形变过程中,Q235碳素钢中会相继发生奥氏体的动态再结晶,铁素体应变诱导相变及铁素体的动态再结晶并反映在σ-ε曲线上     

针片Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr热加工过程中的球化动力学及有限元仿真（英文）

为了预测初始层状α的Ti-55531(Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr)的微观组织演变,采用Avrami方程对Ti-55531热变形过程中的动态球化动力学模型进行了表征。为了确定方程的参数,为了获得应力-应变(σ-ε)曲线进行了一系列热模拟实验。通过进一步将σ-ε曲线转化为应变硬化速率dσ/dε-ε曲线,可以获得临界应变ε_c(对应dσ/dε的最小值)和峰值应变ε_p(dσ/dε=0时的应变)。还测量了不同变形条件下的动态球化分数f_g。接下来,通过线性拟合应变率,温度和动态球化部分之间的关系来确定Avrami方程中的参数。得到的Avrami方程表示为f_g=1–exp[–0.5783((ε–ε_c)/ε_c)~(0.907)],其中ε_c=3.315ε_p,ε_p=1.249×10~(-4)e~(0.0807)exp(58580/RT)。最后,将获得的动态球化动力学模型植入有限元程序中模拟动态球化动力学。将动态球化动力学模型与有限元方法相结合,有效地预测了针片α动态球化动力学过程。     

30%SiCp/2024Al复合材料动态再结晶临界条件

采用Gleeble-1500D热模拟试验机对30%SiCp/Al复合材料进行热模拟试验,其变形温度为623~773K、应变速率为0.01~10s-1。采用加工硬化率法对应力-应变数据进行处理,结合lnθ-ε曲线的拐点和(-(lnθ)/ε)-ε)曲线最小值的判据,研究了该复合材料动态再结晶临界条件。结果表明,30%SiCp/2024Al复合材料的真应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征,峰值应力(σp)随变形温度降低或应变速率升高而增加;该材料的lnθ-ε曲线出现拐点,(-(lnθ)/ε)-ε)曲线出现最小值;临界应变(εc)随变形温度升高与应变速率降低而减小,且临界应变与峰值应变(εp)之间具有相关性,即εc=0.563εp;临界应变与Zener-Hollomon参数(Z)之间的函数关系为εc=7.96×10-3Z0.038。     

粉冶金属钼的动态再结晶行为研究

利用Gleeble-1500型热模拟试验机研究了粉冶金属钼在应变速率为0.01～10s-1,变形温度为900～1450℃条件下的热加工性能。并根据试验结果对粉冶金属钼的动态再结晶行为进行了研究,建立了其θ-σ和θ/σ-σ曲线,并依据应变硬化率θ与应力和应变的关系曲线确定了粉冶金属钼发生动态再结晶的临界应变εc;最后确定出金属钼动态再结晶平均晶粒尺寸D与Z参数的关系为:lnD=3.65597–0.05409lnZ,为粉冶金属钼的开坯与热加工工艺制定提供了基础。     

TC16钛合金的高温塑性变形行为研究

针对TC16钛合金,进行等温恒应变速率高温压缩变形试验,研究该合金在700~950℃,应变速率为1~10s~(-1)条件下的应力-应变及组织演变,通过应力-应变曲线建立了合金的流变应力方程,并利用其应变硬化率θ与应变ε的θ-ε曲线确定其发生动态再结晶的临界应变ε_c。结果表明,当应变速率一定时,流变应力在700~850℃温度区间变形时比850~950℃变形时的递减幅度大;当合金变形量达到50%时,在较高应变速率(如6)ε=10s~(-1))下变形,可使组织中的再结晶晶粒尺寸进一步细化。     

Ti-5553合金热变形时动态再结晶的临界条件

对Ti-5553合金在变形温度800~860℃、应变速率0.1~10 s~(-1)条件下进行热压缩试验,分析了应力-应变曲线,推导出加工硬化率θ与临界应变ε的关系曲线,应用曲线的拐点判据得到了合金在不同条件下变形发生动态再结晶的临界应变值。应用Sellarsn模型建立了合金发生动态再结晶的临界变形条件。     

Q235碳素钢应变诱导相变中的应力—应变曲线分析

分析了单向压缩热模拟条件下碳素钢应变诱导铁素体相变过程中的σ-ε曲线特征，结果表明，应变诱导相变过程有自己特定的σ-ε曲线，与典型的奥氏体动态再结晶σ-ε曲线有明显差异，随形变温度的降低σ-ε曲线由典型的奥氏体动态再结晶型过渡到铁素体应变诱导相变型，在900℃奥体稳定状态应变时，随应变速率的提高，奥氏体动态再结晶被推迟，铁素体应变诱导相变提前，奥氏体的动态再结晶并不能完全抑止换素体的诱导相变，在770℃奥氏体亚稳态应变时，奥氏体不能动态再结晶，应变速率的变化主要与铁素体析出速率相关，应变诱导相变过程中，铁素体析出的临界应变量εc与应变峰值εp 的关系受应变温度的和应变速率的影响，在奥氏体不能动态再结晶的条件下，εc＜0．3εp，降温单道次形变过程中，Q235碳素钢中会相继发生奥氏体的动态再结晶，铁素体应变诱导相变及铁素的动态再结晶并反映在σ-ε曲线上。     

C_(sf)/AZ91D复合材料高温变形动态再结晶临界条件

采用真空压力浸渗法制备了短切碳纤维体积分数为15%的AZ91D镁基复合材料(C_sf/AZ91D),通过等温恒应变率压缩试验,研究了复合材料在变形温度为400~460℃、应变速率为0.001~0.1s~(-1)、最大真应变为0.7条件下的流变应力和动态再结晶行为。结果表明,复合材料流变应力曲线呈现显著的动态再结晶软化特征,动态再结晶临界应变随变形温度升高或应变速率降低而减小,其与Z参数之间的函数关系为εc=1.6×10~(-3) Z~(0.037 2);动态再结晶临界应变和峰值应变之间的关系为ε_c=0.385 2ε_p;同等变形条件下,复合材料动态再结晶的临界应变远小于AZ91D镁合金,短切碳纤维促进了基体镁合金动态再结晶发生,同时细化了其再结晶晶粒。     

Q235碳素钢应变诱导相变中的应力-应变曲线分析

分析了单向压缩热模拟条件下碳素钢应变诱导铁素体相变过程中的σ－ε曲线特征结果表明,应变诱导相变过程有自己特定的σ－ε曲线,与典型的奥氏体动态再结晶σ－ε曲线有明显差异．随形变温度的降低σ－ε曲线由典型的奥氏体动态再结晶型过渡到铁素体应变诱导相变型在９００℃奥氏体稳定状态应变时,随应变速率的提高,奥氏体动态再结晶被推迟,铁素体应变诱导相交提前奥氏体的动态再结晶并不能完全抑止铁素体的诱导相变．在７７０℃奥氏体亚稳态应变时,奥氏体不能动态再结晶．应变速率的变化主要与铁素体析出速率相关．这时表现为过冷与应变对转变的相对贡献上．粗晶奥氏体的σ－ε曲线与细晶不同,两者的差异主要表现在铁素体转变的后期应变诱导相变过程中,铁素体析出的临界应变量σ－ε与应变峰值εｐ的关系受应变温度和应变速率的影响．在奥氏体不能动态再结晶的条件下,εｃ＜０．３εｐ．降温单道次形变过程中,Ｑ２３５碳素钢中会相继发生奥氏体的动态再结晶,铁素体应变诱导相变及铁素体的动态再结晶并反映在σ－ε曲线上．     

TC18钛合金相变点区域动态再结晶模型的建立

为了研究TC18钛合金在β转变点附近区域热变形过程中的动态再结晶行为以及微观组织变化规律,利用热模拟设备Gleeble 1500对TC18钛合金β转变点附近的应力-应变曲线进行了测定,并采用金相显微镜对TC18钛合金高温压缩变形后的显微组织进行观察。采用六次多项式拟合方式对TC18钛合金应力-应变曲线进行光顺,然后结合加工硬化率曲线与材料应力-应变曲线确定材料不同情况下的临界应变ε_c、峰值应变ε_p以及稳态应变ε_s,并建立基于Zener-Hollomon参数的数学模型。应用Kopp模型建立TC18钛合金在β转变点附近区域的动态再结晶体积分数模型,并根据金相分析结果建立TC18钛合金的动态再结晶晶粒尺寸模型。     

Hastelloy C-276合金热变形动态再结晶模型研究

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Hastelloy C-276镍基合金在不同变形条件下的热压缩流变应力曲线,热变形过程中发生了动态再结晶行为。利用加工硬化率-应力关系曲线确定了动态再结晶临界条件,采用Johnson-Mehl-Avrami(JMA)方程计算再结晶体积分数实验值,建立了C-276合金动态再结晶体积分数和晶粒尺寸预测模型。结果表明:C-276合金动态再结晶体积分数随着应变量的增加,呈现典型的"S型"曲线;获得临界应变条件表达式:lnε_c=0.144lnZ-7.173;动态再结晶体积分数表达式X_(drx)=1-exp{-1.4034[(ε-ε_c)/ε_(0.5)]~(2.58384)},预测值和实验值的平均误差为2.16%;晶粒长大表达式d_(drx)=6.58×10~3Z~(-0.168),预测值和实验值的平均误差为6.63%。     

高性能桥梁钢A709M-HPS485wf动态再结晶临界条件的预测

通过单道次等温热压缩实验,分别采用Najafizadeh-Jonas加工硬化率模型和Cingara-McQueen流变应力模型研究了高性能桥梁钢A709 M-HPS485wf在温度为1273～1423K,应变速率为0.1～3s-1)变形条件下的奥氏体动态再结晶临界条件,获得了动态再结晶的临界应力与峰值应力比(σc/σp)及临界应变与峰值应变比(εc/εp),且由线性回归方法建立了该钢动态再结晶临界应力(σc)及临界应变(εc)与变形参数之间的定量关系.