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计算Fe-C-Xi合金系在正平衡和准平衡模式下γ→α相变驱动力的简便方法 总被引:1,自引:0,他引:1
根据Fe-C-Xi合金系的正平衡和准平衡热力学模型,推导了简便的奥氏体-铁素体相变驱动力计算解析式.根据公式,代入合金原始成分和Ae3温度,即可准确计算正平衡和准平衡模式下的奥氏体-铁素体相变驱动力.采用这一方法计算了Fe-C-Mn-Si-Ni-Cr-Mo-Cu八元系的正平衡和准平衡奥氏体-铁素体相变驱动力. 相似文献
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奥氏体贫碳区性质与贝氏体相变热力学SCIEI 总被引:2,自引:0,他引:2
奥氏体内贫碳区可分为三类,即平衡贫碳区、非平衡贫碳区及随机贫碳区,分析计算了各类贫碳区内奥氏体转变为同成分铁素体的相变化学驱动力,根据奥氏体贫碳区内贝氏体切变转变机制计算了贝氏体相变开始温度B_s,3%Cr钢和CrMo钢在其B_S温度可获得的最大相变驱动力。在整个贝氏体相变温区,贝氏体铁素体以部分过饱和碳量切变形成的构想在热力学上是可能的。 相似文献
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为了定量考虑热变形对普碳钢奥氏体向铁素体转变的影响,计算了热变形的C-Mn钢中的位错密度和变形储存能。在计算变形奥氏体向铁素体的平衡转变温度时,将计算所得变形储存能加在母相γ的能量项中,从而使变形奥氏体向铁素体转变的平衡转变温度Ae3提高,在本工作的热变形条件下,变形储存能为10-20J/mol,使平衡转变温度Ae3提高10K左右,因而相同的冷却条件下奥氏体向铁素体转变的实际温度Ar3也会提高。从γ/α界面移动速度控制铁素体生长速度角度的计算表明,奥氏体中储存能ΔGdef使相变驱动力ΔG^γ→α增加,使铁素体的长大速度增加,加速奥氏体向铁素体的转变过程,但长大速度并未发生数量级的变化。在连续冷却相变模拟的过程中,利用超组元模型计算相变的平衡参数,计算结果与文献实验结果吻合良好。 相似文献
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将正平衡(Ortho-equilibrium,OE)、准平衡(Para-equilibrium,PE)和忽略分离的局部平衡模型(Negligible/No partition localequilibrium,NPLE)引入超组元模型的计算中,计算了Fe-0.1C-1.5Mn-0.5Si和Fe-0.21C-0.51Mn-0.2Si钢在γ→α+γ’、γ→α+cem转变过程中的相界面浓度、相变驱动力和相变平衡开始温度。3种局部平衡模式下计算得到的Ae3、Ae1与Thermo-Calc计算值和文献实测值吻合较好,误差在4%以内。 相似文献
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采用Thermo-Calc热力学软件对Y12Cr18Ni9Cu易切削钢在500~1800℃的析出相进行了热力学计算并得到了平衡凝固相变路径图。结果表明,Y12Cr18Ni9Cu易切削钢的平衡相主要有MnS、液相、δ-铁素体、奥氏体、M23C6、M2(C,N)、σ相。平衡凝固和冷却相变路径:液相→液相+MnS→液相+δ-铁素体+MnS→液相+δ-铁素体+MnS+奥氏体→δ-铁素体+MnS+奥氏体→MnS+奥氏体→MnS+M23C6+奥氏体→MnS+M23C6+奥氏体+M2(C, N)→MnS+M23C6+σ相+奥氏体+M2(C, N)。随着S含量增加,MnS的析出量逐渐增加,析出温度也逐渐升高,Mn含量变化对MnS相的析出量几乎没有影响,但Mn含量增加会使MnS析出温度升高。Y12Cr18Ni9Cu易切削钢中的硫化物呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以... 相似文献
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Fe-C合金贝氏体相变热力学(KRC模型) 总被引:5,自引:0,他引:5
以改进的KRC模型决定AG~(γ→α)的方法,计算了Fe-C合金贝氏体相变可能机制:γ→α γ_1,γ→α Fe_3C以及γ→α(浓度相同)和α′→α_B~″(贝氏体铁素体碳浓度) Fe_3C的相变驱动力和长大(形核)驱动力.相变驱动力以γ→α Fe_3C为最大,γ→α γ_1次之,γ→α最小.由奥氏体转变成同成分铁素体(γ→α)的长大驱动力远小于γ→α γ_1的长大驱动力.在贝氏体形成温度范围内,γ→α的驱动力远小于切变机制所需的驱动力.0.1—0.55wt,%C合金在B_s温度时γ→α γ_1的相变驱动力仅约—45Jmol~(-1).0.8wt %C合金在贝氏体形成上限温度(823K)时γ→α的相变驱动力为137Jmol~(-1),而α→α Fe_3C的相变驱动力为-527Jmol~(-1);两者相加,即在贝氏体铁素体析出渗碳体的情况下,相变总驱动力也仅有约-390Jmol~(-1).上述结果表明,贝氏体铁素体很难以切变机制形成和长大. 相似文献
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以改进的KRC模型决定AG~(γ→α)的方法,计算了Fe-C合金贝氏体相变可能机制:γ→α+γ_1,γ→α+Fe_3C以及γ→α(浓度相同)和α′→α_B~″(贝氏体铁素体碳浓度)+Fe_3C的相变驱动力和长大(形核)驱动力.相变驱动力以γ→α+Fe_3C为最大,γ→α+γ_1次之,γ→α最小.由奥氏体转变成同成分铁素体(γ→α)的长大驱动力远小于γ→α+γ_1的长大驱动力.在贝氏体形成温度范围内,γ→α的驱动力远小于切变机制所需的驱动力.0.1—0.55wt,%C合金在B_s温度时γ→α+γ_1的相变驱动力仅约—45Jmol~(-1).0.8wt %C合金在贝氏体形成上限温度(823K)时γ→α的相变驱动力为137Jmol~(-1),而α→α+Fe_3C的相变驱动力为-527Jmol~(-1);两者相加,即在贝氏体铁素体析出渗碳体的情况下,相变总驱动力也仅有约-390Jmol~(-1).上述结果表明,贝氏体铁素体很难以切变机制形成和长大. 相似文献
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根据KRC和LFG模型提出的Fe-C合金的奥氏体相变机制,系统地计算了过冷奥氏体的相变驱动力,从热力学的角度分析了过冷奥氏体分解生成纳米级渗碳体颗粒的可能性,并且在热轧后超快速冷却的条件下,发现热轧亚共析钢的组织中存在大量纳米级渗碳体弥散分布的区域,渗碳体的尺寸在十到几十纳米,实现了在无微合金元素添加的条件下渗碳体的纳米级析出.此外,在过冷奥氏体组织中先共折铁素体附近存在大量的富C区,根据平衡浓度计算,局部C的摩尔分数可达到0.04—0.08,这部分高浓度的奥氏体分解析出纳米级渗碳体的倾向性更大. 相似文献
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基于预相变形成奥氏体贫碳区的特点,采用KRC活度模型和超组元算法,分别建立了Fe-C-X系微合金焊缝针状铁素体在奥氏体贫碳区扩散和切变转变的两种相变热力学模型,并针对某种微合金钢成分进行了数值计算.结果表明,贫碳区成分不同而表现出不同的相变机制倾向.当奥氏体贫碳区C元素含量较高时,焊缝针状铁素体扩散模型的相变驱动力较大;而贫碳区C元素含量较低时,切变模型的相变驱动力又稍微大些;在贫碳区C元素含量为零的极限条件下,两模型的相变驱动力相等.两种模型的相变驱动力均具有相同的变化规律,即随着奥氏体贫碳区C元素含量的降低而增加,随着相变温度的降低而增加. 相似文献
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《金属学报》2016,(11)
运用相场法研究了Fe-C合金在临界区等温过程中发生的奥氏体-铁素体相变过程.通过分析铁素体生长过程中C的扩散行为,发现奥氏体-铁素体相变表现为混合控制生长的特征,奥氏体/铁素体相界面处于非平衡状态.进一步研究了不同等温温度(1010,1048和1087 K)下奥氏体-铁素体相变的微观组织和C浓度场的演化情况.结果表明,随着等温温度的降低,铁素体形核率增加,铁素体相变平衡体积分数增加,但奥氏体内部C浓度分布的不均匀程度加剧,1010 K等温时的微观组织呈现为不规则细小铁素体晶粒围绕分散分布的残余奥氏体的两相结构.随着等温温度的降低,奥氏体-铁素体相变过程表现出由扩散控制生长模式向界面控制生长模式转化的趋势. 相似文献
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Q235碳素钢应变诱导相变中的应力—应变曲线分析 总被引:1,自引:0,他引:1
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。 相似文献
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建立了15SiMn钢奥氏体一铁素体相变的二维元胞自动机介观模型.模拟结果显示,对于某一给定温度,铁索体的长大速度在相变过程中逐渐降低.当生长速度接近0时,奥氏体相中相界面处平衡碳的质量分数为0.523 95%.此外,模拟结果还显示,由于奥氏体晶界上的碳原子扩散和奥氏体-铁素体相界面移动都较奥氏体晶内更快,所以奥氏体晶界上铁素体晶粒形貌为椭圆形. 相似文献
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低碳钢形变强化相变的特征 总被引:14,自引:1,他引:14
介绍了低碳钢形变强化相变的基本概念及主要特征.系统的研究工作证实了变形显著地加速了低碳钢过冷奥氏体向铁素体的相变过程.形变强化相变是一个以形核为主导的过程直到相变完成以前,形核始终存在于新相与原奥氏体相界面的高应变区.由于几何空间与成分条件上受到一定的限制,长大及各向异性都不太明显,铁素体晶粒超细化.实验工作还证实了转变动力学呈现明显的3个阶段,它们分别与相变铁素体在原奥氏体晶界上的形核,在铁素体/奥氏体相界前沿高畸变区的形核,及被铁素体晶粒所包围的残存奥氏体上的相变形核等过程相对应。 相似文献