A RESEARCH ON THE WORKABILITY OF CAST IRON WITH SPHEROIDAL GRAPHITE

为了确定球墨铸铁的可塑性,曾进行了铸态和铸态经墨化热处理后的球墨铸铁在不同温度下的抗张试验、抗压试验、冲击弯曲试验、冲击抗张试验、撚扭试验、顶锻试验和小型压延试验。这些试验指出:球墨铸铁的最好热加工温度范围随着应力体系和加工速度的不同而略有不同,但一般介于700℃和1100℃之间。在此温度范围内球墨铸铁能够耐受的最大加工量依所受的应力体系而有相当大的差別。在张应力作用下,此最大加工量介于28—57.6%之间,在主要为压应力作用下,介于58.5—72.9%之间;在小型压延试验中,其最大加工量则介于38.6—44.3%之间。最大加工量亦受速度的影响:实验室的试验指出,球墨铸铁在比较低速下加工有较高的塑性。在比较接近生产的条件下的试验结果指出:顶锻试验和小型压延试验给予最靠近生产试验结果的数值。冲击弯曲、冲击抗张、顶锻试验和小型压延试验给予比较明确的最好热加工温度范围,其他试验则不能给予很明确的结果。如果采用了测压仪、小型压延试验,还可以提供变形阻力的资料。试验结果指出:球墨铸铁在压应力作用下比在张应力作用下有较大的强度和塑性;其中温变脆温度依试验速度的变化而在200°—650℃之间变化,根据变形阻力和变脆温度范围的变化可以比较肯定地认为这是一     

影响钢热塑性因素的研究

前言为给实际生产提供依据,可在实验室采用热加工试验方法确定金属和合金的热加工性能。这样即可以用简单、经济的办法保证在实际生产中得到优质产品。热加工性能的试验方法有多种形式,如热扭转、热拉伸、热压缩、热冲击拉伸、冲击顶锻以及热弯曲等。这些试验方法各有其     

保压腔条件下异种金属摩擦焊顶锻力研究

研究了保压腔条件下异种金属摩擦焊的顶锻过程，运用塑性力学中的上限原理分析了顶锻过程中塑性变形区的速度场和应变场，并导出了能发生顶锻位移的最小顶锻力的理论表达式。同时用实验手段研究了顶锻力与顶锻位移之间的关系，并通过接头性能的考核试验，验证了上述关系理论。     

GH141高温合金的热加工工艺

通过高温拉伸试验、热顶锻落锤试验、M6C相析出规律分析以及高温扩散退火试验等一系列试验,研究了GH141合金的热加工塑性。结果表明,GH141合金在1000～1150℃范围内加热具有良好的热加工塑性,生产中最佳加热温度为1170℃,使M6C相在加热过程中全部回溶,开锻温度≥1100℃,停锻温度≥1000℃。合金在锻造前应先进行(1180±10)℃高温扩散退火处理,保温时间≥10 h。     

304L不锈钢高温变形组织的演化

采用Gleeble-1500D热/力学模拟试验机对304 L不锈钢铸态及锻态试样进行了热压缩试验研究,工艺参数为：变形温度950℃～1 150℃、变形量0.7,变形速率0.1s-1。结果表明：铸态的峰值应力低于锻态的峰值应力,铸态组织的动态再结晶明显迟于锻态组织;铸态及锻态304L不锈钢流变应力随着温度的升高而降低;随着变形温度的升高,动态再结晶百分数增加,再结晶组织增多并趋于完全。     

应用加工图技术优化阻燃钛合金高温变形工艺

在热模拟试验机上对铸态和挤压态组织的阻燃钛合金（Ti-35V-15Cr-Si-C）进行了等温恒应变速率热压缩试验,温度范围铸态为900～1200 ℃、挤压态为900～1150 ℃,应变速率范围为10-3～1 s-1,测试了真应力-真应变曲线并对其形成机制进行了分析。基于动态材料模型建立了2种状态合金的热加工图并进行分析。结果表明：铸锭开坯较优的热加工工艺是挤压成形;与铸态合金相比,挤压态合金发生连续动态再结晶的工艺条件范围明显扩大,并且显著抑制了局部塑性流动失稳的发生;由于高温下碳化物溶解而产生的合金基体变脆不能通过工艺方法消除,为了避免表面开裂,热加工应尽量选择变形温度低于1030 ℃进行     

铸、锻两种状态下TiNiNb合金的热加工性能

由热模拟压缩实验数据分别建立铸态和锻态2种组织状态的TiNiNb合金的本构方程,并采用多项式构建Arrhenius双曲正弦型本构方程参数A、n、、Q与的函数关系。从热变形激活能随不同影响因子的变化规律出发,探究该合金在不同组织状态下的热加工性能。结果表明：铸态TiNiNb合金的流变应力略高于锻态,这主要与金属间化合物的长程有序点阵结构有关,铸态合金的适宜加工参数范围为应变速率小于0.1 s-1,最大应变小于0.4,锻态合金的适宜加工参数范围为应变速率小于0.56 s-1,最大应变小于0.5     

液体球墨铸铁轧制薄板成功

在党的“以铁代钢,以铸代锻”的技术方针鼓舞下,我院铸工教研室和轧钢教研室合作试验成功由液体球墨铸铁直接轧成薄板.薄板的厚度约在0.5~1.5公里之间,如果经过热处理继     

铸态GH706合金的热变形行为研究

通过热模拟压缩试验,得到了温度为1100,1130,1160和1190℃、应变速率为0.01,0.1和1 s-1下的铸态GH706合金流变曲线,分析了流变曲线的特征及成因,并通过与锻态材料对比,得出铸态材料在高应变速率下更容易产生应变硬化的结论;应用Arrhenius模型对实验数据进行回归分析,建立了0.2~0.8应变范围内铸态GH706合金的本构关系,统计计算了模型预测的流动应力和实验值之间的最大相对误差为13.1%;应用Voce方程建立了铸态GH706合金应变0~0.2范围内的本构关系,模型预测流动应力和实验值之间的平均相对误差为0.2%,很好地反映了低应变条件下材料的硬化行为。     

在Ti-6Al-4V翼面上形成残余压应力的模拟试验

在表面层形成残余压应力可提高交变载荷下承载件的疲劳寿命。例如 ,高速旋转的涡轮叶片 ,通常采用喷丸的方法使其表面产生残余压应力。但这种方法产生的压应力层较浅 ,在外来载荷作用下容易消失 ,甚至变成残余拉应力。而采用激光脉动冲击波(LSP)处理承载件表面时 ,瞬间产生的压应力超过材料动态屈服应力 ,使被冲击区产生形变 ,其应变速率高达 10 6 /s。冲击波消失后 ,被冲击区遗留下压缩应力。美国空军研究实验室对激光冲击喷丸方法形成的残余压应力作了模拟试验。研究所用Ti 6Al 4V锻棒 ,经 93 8℃预热后 ,反复锻成 40 6 4mm长的板 ,经…     

基于热加工图的铸态TC18钛合金热变形特征研究（英文）

采用Gleeble-3800热模拟机对铸态TC18钛合金进行高温热压缩变形实验,分析该合金在变形温度1000~1150℃、应变速率0.01~10s~(-1)和变形量为70%条件下流变应力的变化规律。确定TC18钛合金热变形激活能,建立热加工图,并通过组织观察对热加工图进行解释。综合不同应变量下的热加工图,获得了试验参数范围内热变形过程的最佳工艺参数,为铸态TC18钛合金热加工工艺优化提供理论依据。     

锻压工艺对机械曲柄冲击和腐蚀性能的影响

采用不同工艺锻造了45钢机械曲柄,并进行了曲柄冲击性能和耐腐蚀性能的测试与分析。结果表明:在试验条件下,随始锻温度从1100℃增至1220℃、终锻温度从710℃逐步增至800℃或锻压速度从60 mm/min增至180 mm/min,曲柄冲击性能和耐腐蚀性能均先提高后下降。曲柄的始锻温度、终锻温度和锻压速度分别优选为1205、785℃、120 mm/min。     

热轧条件对于碳素钢材的显微结构和机械性能的影响的研究

本文叙述热轧条件对于几种碳素钢的奥氏体晶粒度和其机械性能的影响;同时对于压下的积累作用以及奥氏体晶粒大小对于热轧特征如塑性、变形阻力和冲击靱性的影响亦作了探讨。研究结果示:原始奥氏体晶粒较粗大的轧件,除了随冷却速度的降低而晶粒变粗的一般趋势外,沿出现了不均匀的长晶粒、带状组织和魏氏组织;合碳较高(0.66%C)的钢材则随着冷却速度的不同而出现了索氏体、珠光体和铁素体。随着奥氏体晶粒的加大,屈伏强度σ_s和低温(-20℃)冲击靱性α_k有显著的降低。轧制后的冷却速度(同一的奥氏体晶粒度)对于断面减缩率ψ的影响不大,但是随着冷却速度的提高,σ_s、σ_b和高低温冲击靱性a_k都有所提高。在1050℃轧制不同含碳量的钢材时,均出现了发生粗大奥氏体晶粒的临界加工量区域(介于0—10%之间),不过在同一热轧条件和临界加工量范围内,从各钢种获得的最大奥氏体晶粒度有相当大的差别,其中以40号钢有最小的晶粒度(约21/2号),而钢三有最大的晶粒度(约0号),保温时间对40号钢的晶粒度的影响最小,而对钢三的晶粒席的影响最大。在各钢种中,压下的积累均相当显著,而影响轧件的奥氏体晶粒度以最后一次的压下量起较大的作用。如果最后一次的压下量在临界数值内(钢三为5—15%之间),则不但没有积累的作用,而且晶粒反而会变粗,因此最后一次的压下量应尽可能避开临界数值。异常粗大的原始奥氏体晶粒随着加工量的增大而逐渐变细,但是细小的原始奥氏体晶粒轧制后出现了明显的临界加工量范围,即在压下量—保温时间—奥氏体晶粒度的图表上出现了高峰(钢三则介于5—15%压下率之间)。随着保温时间的增长,此高峰的面积亦加大。原始奥氏体晶粒度为0号及8号的二种钢三钢材,其热加工特性无显著的差别。其在900℃时的冲击靱性相差仅8%,其变形阻力相差3%,其塑性亦仅相差2%。     

铸态TC18钛合金热变形行为研究

采用Gleeble-3800热模拟机对铸态TC18钛合金进行高温热压缩变形实验,分析该合金在变形温度1000~1150℃、应变速率0.01~10s-1和变形量为70%条件下流变应力的变化规律。确定TC18钛合金热变形激活能,建立热加工图,并通过组织观察对热加工图进行解释。综合不同应变量下的热加工图,获得了试验参数范围内热变形过程的最佳工艺参数,为铸态TC18钛合金热加工工艺优化提供理论依据。     

半固态流变铸-锻6061组织均匀性研究

采用分析软件测定了6061合金冷却曲线,并对不同温度下的初生固相率进行了测试。利用H1F100型伺服驱动压力机及杯型试验模具进行了半固态6061合金流变铸-锻成形,研究了工艺参数及热处理对半固态6061合金流变铸-锻成形件组织均匀性的影响。研究结果表明:在一套模具内,完成半固态铸造和半固态锻造即半固态铸-锻成形是可行的;合金温度在645℃,上型温度300℃,下型温度350℃,成形比压105 MPa,保持时间0~4 s时,可得到组织均匀的零件。     

反应堆控制棒材料Ag-In-Cd合金的压缩蠕变行为

研究了铸态Ag-In Cd合金在300—400℃及12—24 MPa压应力范围内的压缩蠕变行为,根据实验结果计算了表观应力指数n和表观激活能Q_a,探讨了合金的压缩蠕变机制.结果表明,随温度和应力的升高,合金的稳态蠕变速率增加,稳态蠕变速率与应力之间呈指数关系.温度为300,350和400℃时,合金的n分别为2.90,4.09和5.77;压应力为12,18和24 MPa时,合金的Q_a值分别为68.1,103.7和131.6 kJ/mol.位错运动形成大量层错是Ag-In-Cd合金在温度为300—400℃,压应力为12—24 MPa下的压缩蠕变控制机制.     

基于DEFORM 3D的热锻工艺参数对连杆成形的影响分析

运用DEFORM 3D软件对汽车发动机连杆热锻成形进行了数值模拟,研究了不同始锻温度、模具预热温度、模具速度及摩擦系数对连杆热锻成形的载荷、等效应力及金属流动特性的影响。结果表明:随着始锻温度增加,热锻连杆最大成形载荷逐渐减小,最大等效应力减小,而最小等效应力和金属最大流动速度增加。模具预热温度越高,最大成形载荷越小。随着模具运动速度增加,热锻连杆最大等效应力先减小后增加,而最小等效应力则先增加后减小,金属最大流动速度逐渐增加。随着摩擦系数增加,热锻连杆最大等效应力逐渐增加,而最小等效应力基本不变,金属最大流动速度逐渐减小。     

铸态Cr5钢热变形行为及热加工图的研究

以支承辊常用材料铸态Cr5钢为研究对象，在单道次热压缩试验的基础上，对其在不同试验参数下的热变形行为及热加工图进行分析研究。试验中，变形温度为850～1220℃,变形速率为0.01～1 s^-1,真应变为0.7。利用试验数据绘制了铸态Cr5钢的真应力-真应变曲线，得出影响流变应力的因素。并通过拟合曲线计算了各待定材料系数，给出了铸态Cr5钢的流动应力方程。最后，基于真应力-真应变曲线，绘制了0.1～0.6应变范围内的热加工图。结果表明：提高变形温度以及减小应变速率可以降低Cr5钢的流变应力，有助于动态再结晶的发生；而随着应变的增加，失稳区域与功率耗散因子变大。Cr5钢高温下最适宜的加工参数区间为：变形温度为1000～1200℃,应变速率为0.03～0.37 s^-1。     

镍含量对球墨铸铁组织性能的影响

为了改善球墨铸铁的低温冲击性能,研究了不同镍含量对铸态球墨铸铁组织性能的影响和镍含量为0.6%退火态球墨铸铁的组织和低温冲击性能。结果表明:不同镍含量下球墨铸铁铸态显微组织均为铁素体+石墨球+少量珠光体组成,随着镍含量在0.0%~0.6%之间的增加,铁素体晶粒逐渐细小,石墨球亦逐渐细小圆整,且数量增多,镍含量为0.8%时,石墨球化率和均匀性下降。随着镍含量的增加,珠光体的含量增加,球墨铸铁的硬度和抗拉强度逐渐提高,屈服强度先升高后下降,而伸长率却总体呈下降趋势。镍含量为0.6%的球墨铸铁经760℃加热,零保温,随即以5℃/min冷却速度降温到620℃后出炉空冷后,得到了铁素体+石墨球组织,冲击试样在-60℃下仍然属于韧性断裂,冲击功仍高达13.2 J,能够满足工程机械零部件在较低温下工作冲击韧性的需求。     

锻压对货车上心盘冲击和腐蚀性能的影响

采用不同的锻压工艺对货车上心盘进行了锻压,并对其试样进行了冲击性能和耐腐蚀性能的测试与分析。结果表明:在试验条件下,随始锻温度从1140℃升高至1300℃、终锻温度从720℃升高至880℃,锻压速度从100 mm/min增大至400 mm/min,货车上心盘的冲击性能和耐腐蚀性能均先提高后下降。货车上心盘的最佳锻压工艺参数为:始锻温度1260℃、终锻温度800℃、锻压速度300 mm/min。