不同应变及失稳准则Ti-50.9Ni合金加工图研究

根据动态材料模型绘制并分析了不同应变及失稳准则下Ti-50.9%Ni(原子分数)形状记忆合金的加工图。结果表明,应变量对等轴组织Ti-50.9%Ni形状记忆合金加工图的影响较大,Ti-50.9%Ni形状记忆合金热加工的非稳定流动区域随着应变量的增大逐渐由低温高应变速率区域向高温及低应变速率区域扩展。在温度为700~800℃、应变速率约为0.001~0.010 s-1和温度为800~950℃、应变速率约为0.005~0.030 s-1两个区域中,真应变小于0.6时能量耗散效率值η皆大于40%,是适合Ti-50.9%Ni形状记忆合金进行热加工的区域。基于Prasad失稳准则和Murty失稳准则得到的Ti-50.9%Ni形状记忆合金的能量耗散效率等值线分布及塑性失稳区分布相似,且Prasad失稳准则得到的Ti-50.9%Ni形状记忆合金加工失稳区更大一些,而Malas失稳准则确定的Ti-50.9%Ni形状记忆合金进行热加工时的稳定变形区位于中等温度和中等应变速率区域。     

Custom 450钢热加工图及显微组织分析

 为了探究Custom 450高强度不锈钢最佳的热变形区间以指导实际生产过程的工艺参数设计,利用Gleeble-3800热模拟试验机在变形温度为900~1 200 ℃、应变速率为0.01～10 s-1的条件下开展了热压缩试验,探讨了Prasad和Murty两种失稳判据在Custom 450钢中的适应性,确定了最佳的热变形区间和塑性失稳机制。研究结果表明,该钢在应变速率为0.2~10 s-1、变形温度为900~1 080 ℃的条件下变形时产生了大量的局部变形带和“项链状”组织,是导致塑性失稳发生的主要原因,显微组织观察结果与Murty准则预测的塑性失稳区更为接近。基于Murty准则建立了Custom 450钢的热加工图,并确定了其最佳的热加工工艺区间分别为1 050~1 200 ℃、0.1~1 s-1和1 100~1 200 ℃、1~10 s-1。     

0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢的热变形行为

采用MMS-200热力模拟试验机,在变形温度950 ～1200℃以及变形速率0.01～10 s-1条件下对0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢进行一系列热压缩实验.结果 表明,实验钢的流变应力曲线呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低.根据不同变形条件下的峰值应力,由Arrhenius模型构建了峰值应力下的本构方程,计算实验钢热变形激活能Q并基于动态材料模型绘制真应变为0.1、0.3、0.5、0.7的热加工图.研究分析了实验钢在不同应变下的失稳区域和合理热加工区域,随着应变的增大,失稳区均出现在高速率变形区,且由低温高速率区向高温高速率区转变.最佳热加工参数为变形温度1020～1200℃、变形速率0.01～0.3 s-1.     

0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢的热变形行为

采用MMS-200热力模拟试验机,在变形温度950 ～1200℃以及变形速率0.01～10 s-1条件下对0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢进行一系列热压缩实验.结果 表明,实验钢的流变应力曲线呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低.根据不同变形条件下的峰值应力,由Arrhenius模型构建了峰值应力下的本构方程,计算实验钢热变形激活能Q并基于动态材料模型绘制真应变为0.1、0.3、0.5、0.7的热加工图.研究分析了实验钢在不同应变下的失稳区域和合理热加工区域,随着应变的增大,失稳区均出现在高速率变形区,且由低温高速率区向高温高速率区转变.最佳热加工参数为变形温度1020～1200℃、变形速率0.01～0.3 s-1.     

0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢的热变形行为

采用MMS-200热力模拟试验机,在变形温度950 ～1200℃以及变形速率0.01～10 s-1条件下对0.07C-0.85Mn-0.16S-0.05Bi钢进行一系列热压缩实验.结果 表明,实验钢的流变应力曲线呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低.根据不同变形条件下的峰值应力,由Arrhenius模型构建了峰值应力下的本构方程,计算实验钢热变形激活能Q并基于动态材料模型绘制真应变为0.1、0.3、0.5、0.7的热加工图.研究分析了实验钢在不同应变下的失稳区域和合理热加工区域,随着应变的增大,失稳区均出现在高速率变形区,且由低温高速率区向高温高速率区转变.最佳热加工参数为变形温度1020～1200℃、变形速率0.01～0.3 s-1.     

Inconel 718高温合金流变曲线修正及热加工图

通过热压缩实验,在温度950～1150℃和应变速率0. 10～10. 00 s~(-1)的范围内研究了Inconel 718高温合金的热变形行为。分析了绝热效应对应力应变曲线的影响,同时对应力应变曲线进行温度、应力修正。发现在低温高应变速率下绝热效应更加明显,温升可达170℃。经修正后的应力应变曲线并没有改变宏观规律。通过应变补偿Arrhenius型本构方程预测修正后合金的流动行为。Arrhenius型本构方程中的材料常数与真应变之间的关系由5阶多项式建立。实验值与预测值相关系数达到0. 97,说明该本构方程可以对变形过程中的流变应力进行精确预测。最后分别建立了应力应变曲线修正前后Inconel 718高温合金的热加工图。发现应力应变曲线的修正对热加工图中功率耗散图基本没有影响,功率耗散效率峰值区域没有变化。但修正后的失稳区区域面积增加。结合不同变形条件下的微观组织分析发现失稳区的微观组织由于绝热效应的原因并没有明显的失稳现象产生,并确定其合理加工区间为温度1100℃,应变速率0. 10 s~(-1)。     

Ti-Nb IF钢铁素体区的热加工性能

按照Gleeble 1500D机热模拟试验结果,通过回归分析得出Ti-Nb IF(无间隙原子)钢(%:0.005C、0.055Al、0.01Nb、0.08Ti)在铁素体温度区(840～780℃)流变应力峰值σ_p与Zener-Hollomon参数Z(T,ε)之间的解析表达式;利用铁素体区变形的功率耗散图和加工失稳图建立了该钢的热加工图,获得其加工安全区和失稳区。结果表明,变形温度800～825℃,应变速率0.02～0.002 s^-1区域为Ti-Nb IF钢铁素体区热加工安全区域。     

40%SiCp/Al复合材料热变形行为及热加工图

采用Glebble-1500D热模拟试验机，在350～500℃变形温度、0.01～10.00 s^-1应变速率条件下进行等温压缩变形，研究40%Si Cp/Al复合材料(体积分数)的热加工性能。通过热变形真应力-真应变曲线分析复合材料的热变形规律，建立材料本构方程，利用动态材料模型计算出应变速率敏感指数和功率耗散效率系数，绘制出功率耗散图、失稳图及二维加工图。结果表明，应变速率和变形温度显著影响流变应力，应变速率一定时，变形温度升高，流变应力减小；在相同的变形温度下，随应变速率的增加，流变应力也随之升高。根据加工图可知，在高温高应变速率条件下，材料的功率耗散效率系数大，说明该变形区域发生了组织转变；应变对失稳区域和加工区域影响不大，功率耗散效率系数随应变的增加而增大。40%Si Cp/Al复合材料建议热加工条件为变形温度436～491℃，应变速率0.04～9.97 s^-1。     

TA17钛合金热变形行为及加工图

为探索TA17钛合金热变形行为和变形特性,采用Gleeble-3800热模拟机开展温度为700~1 100℃、应变速率为0.1~40 s~(-1)、变形程度为60%的热压缩试验。基于Arrhenius模型构建TA17钛合金的本构方程,基于动态材料模型构建TA17钛合金的热加工图(ε=0.6),并结合显微组织分析对热加工图进行验证。结果表明:热加工图预测结果与组织分析相符,当温度低于750℃或者应变速率大于10 s~(-1)的区域为TA17钛合金的加工失稳区域,失稳区以外是安全加工区域,热加工性能最佳的区域是800℃、0.1 s~(-1)。     

医用镍钛合金的制备与热压缩变形行为

采用真空感应熔炼法制备了医用Ti-50. 7%Ni合金(原子数分数), 测试了铸态合金的成分、相变点、微观组织和硬度, 并采用Gleeble-3800热模拟实验机在变形温度750~950℃、应变速率0. 001~1 s-1, 应变量为0. 5的条件下对Ni-Ti合金进行高温压缩变形, 分析其流动应力变化规律, 建立了高温塑性变形本构关系和热加工图.结果表明: 当变形温度减小或应变速率增大时, Ni-Ti合金的流动应力会随之增大.应变速率为1 s-1时, 合金的真应力-真应变曲线呈现出锯齿状特征.根据热加工图, 获得了Ni-Ti合金的加工安全区和流变失稳区, 进而确定其合理的热变形温度范围为820~880℃, 真应变速率低于0. 1 s-1.从而为制定镍钛合金的锻造工艺参数提供理论和数据基础.      

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487.21k J·mol-1;热加工图显示的适宜加工区间为温度1000-1100℃,应变速率0.1-1 s-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.      

新型热作模具钢5CrNiMoVNb的热变形行为研究

为了研究热作模具钢5CrNiMoVNb的热变形行为，利用Gleeble3800热模拟试验机进行单道次热压缩实验，获得了应变速率为0.001～0.1 s^-1和变形温度1 030～1 230℃条件下的高温流变应力曲线。应用双曲正弦函数构建了与应变有关的材料本构模型并验证，并基于动态材料模型构建了三维功率耗散图和三维失稳图，将二者叠加得到典型应变下的热加工图。结果表明，所有变形条件下的高温流变应力曲线均呈现典型动态再结晶特征，并且由于奥氏体基体析出强化相含量、动态再结晶体积分数的影响，流变应力随变形温度的降低或应变速率的增大而增大。基于5CrNiMoVNb钢的本构模型计算的流变应力值与实验值的相关性系数为0.992 7,较高的相关性系数表明建立的高温流变应力模型能够比较准确地预测合金的流变应力。此外，根据不同条件下的三维功率耗散图和三维失稳图可知，随着应变的增大，功率耗散峰值区向中温、高应变速率区域扩散，热变形失稳仅容易出现在低应变、低变形温度和高应变速率区域。真应变为0.8时，最佳的加工工艺参数范围为：变形温度为1 080～1 200℃,应变速率为0.01～0.1 s...     

电热合金Cr20 Ni80的热变形行为及热加工图

为了解决Cr20Ni80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 k J·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.     

齿轮钢SAE8620 H高温变形行为及热加工图

通过高温压缩试验研究齿轮钢SAE8620H在950~1100℃、应变速率0.01~10 s-1条件下的高温变形行为.该合金钢的流动应力符合稳态流变特征,流变应力随变形温度升高以及应变速率降低而减小,其本构方程可以采用双曲正弦方程来描述.基于峰值应力、应变速率和温度相关数据推导出SAE8620H高温变形激活能Q=280359.9 J·mol-1.根据变形量40%和60%下应力构建该齿轮钢的热加工图,通过热加工图中耗散值及流变失稳区确定其热变形工艺参数范围.SAE8620H钢在在变形程度较小时宜选取低的应变速率进行成形,而在变形程度大时则要选取低温低应变速率或者高温高应变速率.      

TA9钛合金高温拉伸变形行为的研究

采用高温拉伸试验，得到TA9钛合金在800～920℃温度范围内和应变速率为0.001～0.125 s^-1条件下的应力应变曲线，分析在拉应力条件下，变形温度、应变速率和流变应力三者之间的关系，构造了Arrhenius双曲正弦函数本构方程，并进行了应变修正，绘制出变形量为20%和50%时的热加工图，总结出不同变形条件下合金显微组织演变规律。结果表明：流变应力随变形温度的提高和应变速率的降低而降低，由本构方程计算出两相区变形激活能为569.453 kJ/mol，热加工图中的失稳区主要有四个区域，分别是在800～845℃和870～920℃时，应变速率在大于0.07 s^-1和0.002～0.03 s^-1处。此外，断裂位置显微组织中α相沿着合金变形的方向被拉长，α晶界变成锯齿状，这与动态回复过程中α向沿亚晶界破碎、分割和晶界突出有关。当变形温度一定时，等轴α晶粒尺寸随应变速率的提高而减小，当应变速率一定时，等轴α晶粒尺寸随温度的升高而变大。     

5A01铝合金热变形行为和加工图

在Gleeble-1500热模拟机上,对5A01铝合金进行等温热压缩实验,研究该合金在变形温度为350~450℃、应变速率为0.01~1s-1条件下的热变形行为,建立其热加工图。结果表明:5A01铝合金是温度、正应变速率敏感材料,其流变应力随变形温度降低和应变速率升高而增大,利用峰值应力获得的该合金热加工图表明合金热变形存在两个失稳区域,即变形温度为350~390℃,应变速率为0.01~0.2s-1的区域和变形温度为405~450℃,应变速率为0.2~1s-1的区域;本实验条件下最佳加工参数为变形温度450℃,应变速率0.01s-1。     

基于动态材料模型的Ti555211合金热加工图研究

利用Gleeble-3800热模拟实验机,在应变速率在0.001～1.000 s~(-1)以及变形温度在750～950℃范围内对Ti555211合金进行等温恒应变速率压缩实验。基于动态材料模型(DMM)和Prasad失稳准则,建立了Ti555211合金的热加工图,对合金的热加工工艺进行了优化。能量耗散率其极大值出现在(峰值区Ⅰ)应变速率0.001～0.010 s~(-1),变形温度820～850℃和(峰值区Ⅱ)应变速率0.001～0.010 s~(-1),变形温度在约920～950℃。结合微观组织分析,在(α+β)相区加工时,应该选峰值区Ⅰ的加工参数;在β相区加工时,选择峰值区Ⅱ的加工参数。在高应变速率(大于0.4 s~(-1))条件下,易发生变形失稳,主要表现为不均匀变形和加工流线,随着应变的增加,塑形失稳区向低应变速率区扩展,应该避免在此工艺条件下加工。本文通过建立动态材料模型的Ti555211合金的热加工图,从而揭示该材料在两相区和单相区的最佳的加工区和危险区,为该合金的后续产业化提供重要的技术基础。     

Cu-Ag合金热压缩流变应力行为

在应变速率为0.01~10.00 s-1、变形温度为700~850℃的条件下,通过热压缩实验研究Cu-Ag合金的高温流变行为,发现该合金高温流变应力对温度和应变速率比较敏感,且在不同条件下呈现的软化特征也有区别。通过双曲正弦本构方程和线性回归分析,得到了不同变形条件下,关于结构因子、材料参数、以及热变形激活能的6次多项式方程,从而建立了随材料参数变化的Cu-Ag合金流变应力本构模型。根据动态材料模型(DMM)建立功率耗散图和失稳图,并通过叠加得到Cu-Ag合金的热加工图,然后,利用热加工图确定了该合金的加工安全区和流变失稳区。分析可知Cu-Ag合金的最佳变形工艺参数主要处于3个区间:低温低应变速率区(变形温度为700~770℃,应变速率为0.0100~0.0316 s-1),该区域的峰值功率耗散系数η为0.46;高温中应变速率区(变形温度为780~835℃,应变速率为0.1~1.0 s-1),该区域的峰值功率耗散系数η为0.33;和高温高应变速率区(变形温度为835~850℃,应变速率为3.162~10.000 s-1),该区域的功率耗散系数η峰值为0.33。     

基于Murty准则优化TiB2/Al复合材料热挤压工艺参数的研究

在Gleeb-1500D热模拟机上对原位合成TiB2(质量分数,8%)/6351复合材料进行热压缩实验,基于动态材料模型的Murty准则建立了复合材料的加工图.结果表明,加工图上有一个失稳区大致出现在应变速率高于0.316 s-1的区域,试样在失稳区压缩后增强体颗粒和基体的界面处开裂甚至增强体颗粒本身发生破碎;TiB2/6351复合材料高温变形时的主要软化机制为动态回复和动态再结晶.结合加工图和挤压工艺确定挤压温度为520℃,挤压速度为5.8 mm·s-1(应变速率为0.1 s-1);挤压棒材表面质量良好无裂纹等缺陷,棒材中增强体颗粒和基体界面结合良好,基体合金中存在完整的等轴晶.这表明,采用Murty准则优化的热挤压工艺参数较合理.     

03Cr18NiMoN节镍双相不锈钢的热变形行为及热加工图

为了探究03Cr18NiMoN节镍双相不锈钢高温轧制变形机制和组织演变规律,利用Gleeble-3800热模拟试验机在变形温度为850～1 150℃,应变速率为0.01～10 s~(-1),变形量为50%条件下对其进行高温压缩研究。流变应力曲线在950～1 150℃的较高变形温度和0.01～0.1 s~(-1)低应变速率条件下呈现出明显动态再结晶特征。变形初期,试验钢的加工硬化率随变形温度的降低和应变速率的升高而增加,不利于动态再结晶软化。组织分析表明,随变形温度升高至1 050℃和应变速率降低,奥氏体动态再结晶更加充分,晶粒细化程度明显提高,而1 150℃高变形温度使奥氏体再结晶晶粒粗化。在950℃、0.01～1 s~(-1)的变形条件下,铁素体动态回复逐渐加强。热变形激活能Q=549.7 kJ/mol,高于2 205双相不锈钢(451 kJ/mol),表观应力指数n=6.079,表明其变形机制主要以体扩散引起的位错低温攀移为主。热加工图分析表明,失稳区域随应变量增加逐渐增大,结合流变应力曲线和显微组织分析,确定最佳加工区域为950～1 050℃的变形温度和0.01～0.018 s~(-1)的应变速率,且功率耗散因子处于较高(0.36～0.50)水平。此外,基于Z参数建立了试验钢的峰值流变应力本构方程。