Prasad与Murthy流变失稳准则下9310钢热加工图的建立与分析

 在Gleeble-3800热模拟试验机上对9310钢进行了900～1 200 ℃温度范围内的高温轴向压缩试验。基于动态材料模型理论(DMM),在Prasad和Murthy 2种流变失稳准则下建立了9310钢的热加工图,并结合变形过程中的显微组织进行了热加工参数优化的分析。结果表明,本试验条件下,9310钢热变形在Prasad和Murthy流变失稳准则下的稳定性函数[ξ(ε·)]均大于0;在变形条件为950～1 050 ℃,0.01～0.1 s-1时具有最佳的热加工性能,此区域内功率耗散率值均大于32%;能量耗散功率恒定时,变形温度对动态再结晶晶粒尺寸起主导作用,变形温度恒定时,高应变速率下的动态再结晶晶粒更加细小均匀。     

1Cr17Ni1双相不锈钢的热变形行为及其热加工图

 运用Gleeble-3800热模拟试验机研究了1Cr17Ni1马氏体-铁素体双相不锈钢在变形温度为950～1 150 ℃、应变速率为0.1～10 s－1条件下的热压缩变形行为。运用双曲正弦函数构建了本构方程,得到了表观激活能为391.586 kJ/mol,并基于动态材料模型绘制了1Cr17Ni1钢不同应变量下的热加工图。观察变形后的组织形貌得到较低温度下发生动态回复与动态再结晶,较高温度只发生动态回复,综合热加工图与变形后组织得到最佳热变形工艺：热加工温度范围为950～1 000 ℃、热加工变形速率范围为0.1～0.3和5～10 s－1。     

低碳高锰钢热变形行为研究

通过实验对不同变形工艺对材料微观组织和性能的影响进行分析并通过动态材料模型,构建Fe-35Mn-0.04C钢热加工图,进一步获得了高锰钢适合加工的参数范围,与热变形显微组织相结合,深入探究了热加工图在各区域的演变规律,进而确定了最佳的热变形参数。     

超级奥氏体不锈钢的高温变形行为

 为了研究超级奥氏体不锈钢Cr20Ni24Mo6N钢的高温变形行为,采用Gleeble热模拟试验机进行了等温压缩试验,建立了合金的热加工图。结果表明,当变形温度为1 000～1 200 ℃时,Cr20Ni24Mo6N钢的流变曲线表现出典型的“加工硬化＋动态再结晶软化”特点;Cr20Ni24Mo6N钢的热激活能[Q]为678.656 kJ/mol。通过加工图与微观组织综合分析得出,超级奥氏体不锈钢Cr20Ni24Mo6N的合适热加工工艺为,应变速率10 s－1左右,应变量0.5～0.8,变形温度1 150～1 200 ℃。     

0.3%V改型07Cr25Ni21NbN奥氏体耐热钢热变形行为

采用Gleeble3800热模拟试验机,研究了0.3%V改型07Cr25Ni21NbN试验钢在930~1 230℃、0.005~5s~(-1)条件下的热变形行为。利用金相显微镜观察了试验钢微观组织随热加工条件的变化。分析了试验钢的流变应力曲线,得到其热形变激活能为571kJ/mol。真应变分别为0.4和0.8条件下,建立了试验钢的热加工图,发现真应变为0.8的热加工图上有3个耗散功峰值区域的边界。变形温度为1 230℃,变形速率从0.005到5s~(-1)时,试验钢的微观组织由粗大的锯齿晶粒过渡到较细小的等轴晶粒。当变形速率为0.5s~(-1)时,变形温度从930℃提高到1 230℃时,微观组织由等轴组织、部分动态再结晶组织过渡到流变失稳组织。     

稀土Ce对18Cr-5Ni-4Cu-N奥氏体不锈钢热压缩性能的影响

摘要：采用Gleeble-1500D 热模拟机对加入质量分数0.0063%Ce的18Cr-5Ni-4Cu-N奥氏体不锈钢进行热压缩测试,测定变形温度为1273~1473K和应变速率为0.01~10s-1时热变形的应力 应变曲线,采用Zener Hollomon参数法构建高温本构方程,计算能量耗散图,并且采用场发射扫描电镜对高温变形组织进行研究。结果表明：加入质量分数0.0063%Ce的18Cr-5Ni-4Cu-N奥氏体不锈钢热变形激活能为437.85kJ/mol,与未加稀土试验钢的变形激活能数值相比没有明显差异;能量耗损图表明加入质量分数0.0063%Ce的试验钢热加工最优区域范围为1370~1473K的温度范围内应变速率大于1s-1,峰值效率大于0.2的区域;钢中的稀土复合夹杂随基体产生塑性变形改善了试验钢的加工性能。     

DIN 1.2738塑料模具钢热变形及热加工图分析

采用Gleeble-3800热模拟试验机进行了DIN 1.2738塑料模具钢（/%:0.35～0.46C,0.20-0.40Si,1.30～1.60Mn,1.80～2.20Cr,0.90～1.20Ni,0.15～0.23Mo）的热压缩实验,获得了该钢在850～1250℃、应变速率在0.01～30的应力-应变曲线。基于得到的热变形数据,建立了该钢的峰值应力以及应变补偿的热变形本构方程和热加工图,并结合热加工图的结果分析了该钢合理的热加工参数范围。结果表明,DIN 1.2738钢的热变激活能为354.21 kJ/mol,利用建立的应变补偿的双曲正弦本构方程可对塑料模具钢的热变形曲线进行准确预测,通过加工图的分析可得DIN 1.2738塑料模具钢的最佳的热变形工艺参数范围为:（1）温度950～1 150℃,应变速率0.01～0.7 s^-1;（2）温度1170～1200℃,应变速率0.01～1 s^-1。     

EH40船板钢的热压缩基础研究

采用Thermecmastor-Z热模拟试验机研究了EH40船板钢在850～1 050℃,0.005～10 s~(-1)条件下的热变形行为,通过动态材料模型得到该区域的热变形与变形抗力方程并建立了EH40船板钢热加工图。结果表明,EH40船板钢的变形抗力模型的预测值与试验值吻合良好,EH40船板钢的热变形激活能为324.479 kJ/mol,由热加工图确立出EH40船板钢最优的热加工窗口是应变不高于0.4,温度在850～1 050℃,应变速率为小于10 s~(-1)的加工区域,较易发生动态再结晶。     

EH40船板钢的热压缩基础研究

摘要：采用ThermecmastorZ热模拟试验机研究了EH40船板钢在850～1050℃,0.005～10s-1条件下的热变形行为,通过动态材料模型得到该区域的热变形与变形抗力方程并建立了EH40船板钢热加工图。结果表明,EH40船板钢的变形抗力模型的预测值与试验值吻合良好,EH40船板钢的热变形激活能为324.479kJ/mol,由热加工图确立出EH40船板钢最优的热加工窗口是应变不高于0.4,温度在850～1050℃,应变速率为小于10s-1的加工区域,较易发生动态再结晶。     

纯钛TA1热变形行为及加工图

采用Gleeble-3800热模拟机对一种纯钛TA1进行了等温等应变速率热压缩试验,变形温度范围为650~850℃,应变速率范围为1~20 s~(-1),变形量为60%。研究结果表明:纯钛的流变应力随变形温度升高而降低,随应变速率升高而升高;采用Arrhenius本构模型构建了纯钛的本构方程,该方程可为纯钛热加工的数值模拟提供模型参考;根据动态材料模型构建了纯钛的热加工图,并通过纯钛的显微组织对热加工图进行了验证,结果表明纯钛热加工图的预测与组织演变规律一致。研究结果为纯钛热加工工艺的制定和优化提供了理论依据。     

254SMo超级奥氏体不锈钢的热变形行为

 在 Gleeble-1500热模拟试验机上进行了热拉伸试验和单道次热压缩变形试验,研究了254SMo的热塑性以及变形温度、变形速率等对其热变形行为的影响。根据热拉伸试验,确定了254SMo的最佳热塑性温度区间为1200~1250℃,热加工温度区间窄;由热压缩试验获得了254SMo的热变形激活能Qdef,并分析了再结晶机制,建立了254SMo的Z-Hollomen参数方程。     

6069铝合金的热变形行为和加工图

采用Gleeble-1500热模拟实验机在温度为300～450℃,应变速率为0.01～10 s?1条件下对6069铝合金进行热压缩实验,研究该合金的热变形行为及热加工特征,建立热变形本构方程和加工图。结果表明,6069铝合金热变形过程中的流变行为可用双曲正弦模型来描述,在实验条件下的平均变形激活能为289.36 kJ/mol。真应变为0.7的加工图表明合金在高温变形时存在2个安全加工区域,即变形温度为300～350℃、应变速率为1～10 s?1的区域和变形温度为380～450℃、应变速率为0.01～0.3 s?1的区域。适合加工的条件是变形温度为350℃,应变速率0.01 s?1。     

RAFM钢应变补偿本构关系及热加工图

 低活化铁素体/马氏体(RAFM)钢具有较低的辐照肿胀率和优异的力学性能,被认为是聚变堆首选的结构材料。然而,低活化钢强度高、冷塑性变形抗力大的特点,使其难以通过冷加工或低温加工实现大规模生产。使用MMS-200型热模拟试验机,在变形温度为950~1 200 ℃、应变速率为0.1~5 s-1和最大变形量为50%条件下,进行了低活化铁素体/马氏体钢(0.11C-9.4Cr-1.35W-0.22V-0.05Si-0.11Ta-0.50Mn)单道次热压缩试验,研究其热变形行为。基于动态材料模型构建了不同应变量下的低活化钢变形本构方程和热加工图,确定了最优热加工参数,结合金相结果分析了材料变形过程中微观组织演化规律,为低活化钢的热加工成形工艺及组织优化提供理论参考。结果表明,在相同应变速率下,随着变形温度升高,流变应力逐渐降低,在一定变形温度下,流变应力随应变速率增大而增大;温度和应变速率对组织的影响主要取决于变形过程中材料内部发生的动态回复和再结晶等机制的交互作用。使用六阶多项式拟合进行应变补偿建立的低活化钢变形本构方程具有较高的预测精度,平方相关系数为0.972。显微组织和热加工图分析结果表明,温度升高为再结晶提供了充足能量,材料软化机制由动态回复转变为动态再结晶;减小应变速率,能量有足够时间扩散,有利于动态再结晶的进行;在变形温度为1 060~1 130 ℃、应变速率为0.13~0.36 s-1条件下和合金耗散系数η达到36%的最佳热加工参数范围,可获取到均匀动态再结晶组织。     

60Si2Mn 钢高温变形抗力的热模拟实验测定

利用Ｇｌｅｅｂｌｅ－２０００热模拟试验机模拟测定了６０Ｓｉ２Ｍｎ、６０Ｓｉ、４０Ｃｒ及２０Ｍ等钢种的在高温下变地的真应力一真应变曲线,讨论了高温变形抗力与变形温度及形变量之间的关系,结果表明：高温变形抗力与变形温度及形变量有很大关系,变形抗力随主为形温度的升高而降低,同时认为６０Ｓｉ２Ｍｎ钢不会在马钢热轧生产中赞成对轧辊等设备及传动系统的损伤。     

20CrMnTiH钢的热变形物理模型及三维加工图

随着精密成形技术的发展,对热锻工艺的要求越来越严格,采用建立材料的物理模型及热加工图这一方法来优化最佳工艺条件,为实现产品的质量精确控制提供了科学保障。通过Gleeble-3800热模拟试验机对20Cr Mn Ti H钢在变形温度为850~1 150℃,应变速率为0.01~10 s~(-1)条件下进行等温热压缩试验,研究了20Cr Mn Ti H钢的热压缩变形特性,采用Zener-Hollomon参数法建立了20Cr Mn Ti H钢高温塑性变形的物理模型;并以热压缩试验为基础,绘制了20Cr Mn Ti H钢的三维热加工图并进行分析,确定了该钢的最佳热成形工艺参数。通过流变曲线可以看出,20Cr Mn Ti H钢在热成形过程中发生了明显的动态回复与动态再结晶,流变应力随应变速率的增加而增加,随变形温度的升高而降低;由热加工图分析得到了该钢在试验参数范围内较优的热加工工艺参数,加工温度为900~1 025℃,应变速率为0.01~0.2 s~(-1)。     

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。     

Hot deformation behavior of 07Cr25Ni21NbN austenitic heat resistant steel modified using 0. 3% vanadium

Hot deformation behavior and processing maps of test steel were investigated at temperature range of 930-1230?? and the strain rate range of 0. 005-5s-1using isothermal hot compression tests by Gleeble3800 thermal- mechanical simulators. The change of microstructure of test steel with different deformation conditions was observed by means of metallographic microscope. The flow stress curve of the test steel was analyzed and its activation energy for thermal deformation was 571kJ/mol. The processing maps of the test steel were established when the true strain were 0. 4 and 0. 8, respectively. It is found that there are three boundaries of the peak area of dissipation power in processing map with the true strain of 0. 8. When the deformation temperature is 1230?? and the deformation rate is from 0. 005 to 5s-1, the microstructure of the test steel transitions from coarse serrated grains to finer equiaxed grains. When the deformation rate is 0. 5s-1 and the deformation temperature is increased from 930?? to 1230??, the microstructure changes from equiaxed structure and partially dynamic recrystallization structure to flow instability structure.     

一种非调质连杆用高碳微合金钢的热变形行为

用Gleeble-3500热力模拟试验机在温度为1 223～1 323 K,应变速率为0.2～10 s-1的条件下对一种非调质连杆用高碳微合金钢进行了热压缩变形试验,测得了其流变曲线,并观察了变形后的组织.试验结果表明,流变应力和峰值应变随变形温度的降低和应变速率的提高而增大.试验用钢在真应变为0.8,温度为1 223～1 323 K,应变速率为0.2～10 s-1的条件下,发生完全动态再结晶.测得试验用钢的热变形激活能为289.9 kJ/mol,并得出了其热变形方程,以及动态再结晶晶粒尺寸与Zener-Hollomon参数之间的关系和动态再结晶状态图.     

2Cr11Mo1VNbN钢再结晶动力学方程及本构方程的建立

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在温度为1 000~1 200℃、应变速率为0.01~1 s-1和变形量为70%的条件下研究了2Cr11Mo1VNbN钢的热变形行为,建立了动态再结晶型本构模型以及动态再结晶体积分数模型。结果表明:2Cr11Mo1VNbN钢在高温小应变速率的变形条件下易发生动态再结晶,计算得出2Cr11Mo1VNbN钢发生动态再结晶时的临界应变以及变形激活能并得到了动态再结晶体积分数模型,最终构建出的动态再结晶型本构方程能良好地描述2Cr11Mo1VNbN钢的高温流变行为。