轧制工艺对7150高强铝合金板材织构演变的影响

采用光学金相显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和电子背散射衍射(EBSD)技术等手段,研究了不同轧制工艺下7150铝合金热轧板材的微观组织与织构演变。结果表明:沿板材厚度方向,由于轧制力的不均匀分布,板材表面变形大,表层细晶粒较多。从板材表面到中心,大角度晶界所占比例逐渐增加,0°～10°小角度晶界所占比例下降。由于板材表面所受摩擦力和变形较大,其形变储能大于板材中心,导致表面Taylor因子大的取向织构数量比中心多。轧制道次少,形变储能高,导致板材中心的S、R织构数量较多。轧制道次多的板材表面的最强织构为{012}221,1/4厚度处最强织构为{130}130,板材中心最强织构为{112}110。轧制道次较少的板材表面最强织构为R织构和Q织构,1/4厚度处最强织构为{315}112,板材中心最强织构为Copper{112}111织构。此外,轧制道次少的板材的断裂韧度明显较高,这可能与S、R织构的强弱有关。     

轧制轧制变形对Al-Zn-Mg-Cu合金中S相破碎情况的影响

针对传统的对称轧制方式难以破碎Al-Zn-Mg-Cu合金中粗大S(Al;CuMg)相的问题,根据蛇形轧制变形区的受力特点,通过主应力法分析了变形区内受力最小区域的应力,并建立了7055铝合金在蛇形轧制过程中粗大S相变形的微观有限元模型。采用建立的有限元模型对对称轧制、异步轧制和蛇形轧制过程中7055铝合金中S相的应变进行了模拟,开展了轧制实验和对S相形貌进行观察,对有限元模型的准确性进行了验证。结果表明:微观有限元模型准确可靠;随着非对称因素的增加,板材心部S相的破碎程度增加,即蛇形轧制>异步轧制>对称轧制;蛇形轧制板材表层S相较心部的应变更大、破碎程度更严重。     

横轧3105铝合金织构演变的定量分析

采用X射线衍射仪研究3105铝合金在横轧过程中织构的演变.结果表明:3105铝合金热轧板材具有强的β纤维轧制织构,在横轧过程中B'{110}<111>、S"{123}<17229>和C"{112}<110>取向是不稳定的,它们将逐渐向新的坐标系中β纤维的位置旋转;随横轧压下量增大,C(和S(取向强度快速降低,B(取向强度先增加后降低,而β纤维轧制织构的强度逐渐增加;β纤维和剩余组分织构体积分数的变化与轧制真应变的关系遵循Avrami方程,强的初始B'、S"和C"织构显著地提高了β纤维织构的形成速率.     

汽车用6061铝合金板轧制变形组织及力学性能分析

通过显微组织观察、拉伸性能测试、应力分布分析研究了6061铝合金板材在厚度上显微组织、织构及其力学性能的关系。结果表明:在板材厚度上形成不均匀组织,表层存在许多亚晶;在1/4层形成大尺寸再结晶晶粒;中心层晶粒数量显著增加。从板材的表层到中心层,屈服强度与抗拉强度先减小后增大,并且在1/4层位置达到最小。从心部到表层,轧制织构比例不断减小,剪切织构在1/4层最高,厚板中心层再结晶织构很低。第1道次轧制在5s时被咬入轧辊,此时每层都受到正剪切应力,同时1/4层受到的剪切应力高于表层;当轧制道次增加后,板材厚度降低,每层剪切应力都发生小幅变化。     

轧制工艺对薄带铸轧无取向硅钢组织性能的影响

利用光学显微镜、XRD、EBSD等研究了轧制工艺对薄带铸轧无取向硅钢组织、织构和磁性能的影响。研究表明,随热轧压下率增大,冷轧组织变形储能及剪切带的比例逐渐降低,冷轧板中α织构减弱,γ织构增强。退火板晶粒尺寸随热轧压下率增大而增加。热轧压下率为17%及40%时,退火织构以强的Goss织构及相对弱的{100}织构为主,热轧压下率达到55%后,退火织构为强的{115}<110>和{114}<371>织构,Goss织构和{100}组分明显减弱。随热轧压下率增大,退火板磁感值先升高后降低,铁损值先减小后增加。热轧压下率为40%时,退火板综合磁性能最优。     

微量Zr对不对称轧制Al-0.8Mg-0.9Si合金板织构及性能的影响

本文研究了微量Zr对不对称轧制Al-0.8Mg-0.9Si合金板及其相继固溶处理后的微观结构及性能的影响。结果表明：微量Zr在Al-0.8Mg-0.9Si合金中形成Al3Zr相弥散分布在基体中,在不对称轧制过程中,该化合物相对Copper{112}<111>、Brass{011}<211>、S{123}<634>、E{111}<110>和F{111}<112>等形变织构无明显影响；在随后的固溶处理过程中,轧制板材发生的再结晶使得Copper、Brass、S等形变织构的取向密度降低,但不溶的细小Al3Zr相在一定程度上抑制了不连续再结晶行为,反而使轧制过程中形成的E、F剪切织构的取向密度增加。添加微量Zr所形成的上述结构使该合金板材在固溶后获得较好的综合性能,其抗拉强度、屈强比和延伸率分别可达230MPa、0.49和9.5%以上；塑性应变比r值从0.7提高至0.84,杯突值IE由8.94提高至9.84,各向异性度|Δr|由0.15降低至0.04。     

冷轧方式和退火温度对Al-4Cu-0.73Mg合金织构和微观组织的影响

采用硬度测试、X射线衍射(XRD)、电子背散射衍射(EBSD)等方法研究了单向轧制、交叉轧制和退火温度对Al-4Cu-0.73Mg(wt%)合金织构演变和微观组织的影响。结果表明:单向轧制试样在100~300 ℃退火保温1 h后显示出明显的Copper织构{112} <111>、S织构{123} <634>和Brass织构{011}<211>,而交叉轧制试样表现出强烈的Brass织构和H织构{011}<755>。当退火温度高于300 ℃,单向轧制和交叉轧制试样中的变形织构逐渐沿α取向线转变为由P织构{011}<001>、L织构{011}<011>、E织构{111}<110>和R织构{124}<211>等组成的再结晶织构。单向轧制和交叉轧制试样的晶粒尺寸随退火温度的升高先增加后减小,均在350 ℃退火1 h后有最大晶粒尺寸,分别约为8.2 μm和11.5 μm。单向轧制和交叉轧制试样均在冷轧后硬度值最高,约为108 HV,之后硬度值随退火温度的升高而逐渐下降,两种轧制试样的硬度值最终均稳定在50 HV左右。总体来看,轧制方式对试样织构的影响比对力学性能的影响大。     

7050铝合金厚板织构、拉伸性能及断裂韧性的不均匀性

采用光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、X射线衍射、常温拉伸和紧凑拉伸实验,对120mm厚的7050铝合金板材的织构分布、拉伸性能及断裂韧性进行分析。结果表明:沿板材厚度方向,合金的组织、织构、强度及断裂韧性呈不均匀分布;在同一厚度处,合金的强度和断裂韧性具有明显的各向异性;由板材表层到中心,粗大第二相及再结晶晶粒尺寸逐渐增大;板材表层的织构主要由剪切织构{111}110和立方织构Cube{001}100组成,中心主要由β取向轧制织构和少量立方织构组成,1/4厚度处是过渡层;由板材表层到中心,轧向及长横向强度呈不均匀变化,板材中心处强度比表层的小;板材同一厚度处,强度和断裂韧性具有明显的各向异性,轧向强度大于长横向和短横向强度,L-T取向的断裂韧性大于T-L取向和S-L取向的断裂韧性;L-T取向的断裂方式主要是穿晶断裂,S-L取向的断裂方式以沿晶断裂为主,T-L取向是混合型断裂,其穿晶断裂比例比L-T取向的穿晶断裂比例小,沿晶断裂比例比S-L取向的沿晶断裂比例小。     

高磁感取向硅钢轧制及热处理过程中的晶界和织构演化

采用电子背散射衍射(EBSD)对不同轧制和热处理态的高磁感取向硅钢的重合位置点阵(CSL)晶界和织构进行了研究。结果表明,热轧态取向硅钢截面织构呈层状分布,表层主要为{110}<001>Goss织构,1/4厚度主要为{001}<110>立方织构、{112}<111>铜型织构和{110}<001>Goss织构,而心部则形成较强的{112}<111>铜型织构、{111}<110>形变织构和{110}<001>Goss织构;常化处理后截面织构梯度变化不明显,但中心位置{112}<111>织构向{110}<001>Goss织构转变。冷轧退火态主要织构为{110}<001>Goss织构、{112}<111>织构和{111}<110>形变织构。二次再结晶后,则生成强烈的{110}<001>Goss织构。随着织构的变化,CSL晶界也发生了明显的转变。热轧态CSL重位晶界中∑3~∑29均有出现,但比例较低;常化处理后CSL重位晶界比例增加,冷轧退火后CSL晶界比例大幅提高,特别是∑3、∑7、∑9和∑15等晶界;二次再结晶后,由于CSL晶界发生了转化,CSL晶界类型减少,∑3、∑13等晶界比例增加,∑9晶界消失。     

TC4钛合金宽幅厚板材组织结构、织构及疲劳性能研究

针对工业化生产工艺条件下的TC4钛合金宽幅、厚板材(δ150 mm),研究了板材边部、1/4板厚和心部位置微观组织结构、织构分布特点、疲劳性能及其疲劳断口特征。结果表明:TC4厚板材不同部位显微组织呈现初生α相+β转的双态组织形貌,由边部到心部,初生α相由等轴趋于等轴+条状形态,相比较边部,越靠近中心,初生α相形态趋于平行于轧面且初生α相尺寸相对较大;同一板厚不同位置α相微区织构明显不同,边部主要含有{3213}、{2130}弱织构组分,1/4板厚位置主要含有{0221}、{1011}和{1215}织构组分,心部主要含有{1100}、{1010}和{1430}强织构组分;板材边部疲劳极限为605 MPa、1/4板厚位置疲劳极限为440 MPa、心部疲劳极限为440 MPa。板材边部位置疲劳性能明显优于1/4板厚位置和心部位置,疲劳极限相差约165 MPa。疲劳试样断口由裂纹源区Ⅰ、裂纹扩展区Ⅱ和瞬断区Ⅲ3个不同区域组成。随着应力强度的降低,裂纹扩展区面积呈逐渐增加的规律。     

形变诱导Inconel 625合金管材静态再结晶行为

使用室温压缩变形与再结晶退火处理研究了Inconel 625高温合金冷变形及再结晶行为,采用EBSD技术分析冷变形过程中的应变分布、晶粒尺寸变化、组织与织构演变,分析冷变形Inconel 625合金再结晶过程中再结晶分数、晶粒尺寸、组织及织构演变。研究表明,Inconel 625合金在变形量为35%~65%时具有良好的塑性,随着变形量的增加,晶粒尺寸减小,应变分布越均匀,{111}<112>织构和{110}<001>织构逐渐减弱,而{001}<110>织构和{112}<111>织构略为增强。冷变形Inconel 625合金再结晶退火处理后,随着退火温度与保温时间的升高,再结晶分数增大;随着变形量的增大,Inconel 625合金发生完全再结晶时温度减小,且发生完全再结晶时的晶粒尺寸变小,变形量为35%时,再结晶过程主要是{112}<111>织构{123}<634>变形织构转变为{110}<112>织构、{001}<100>织构与{124}<211>织构。随着变形量增加到50%及65%时,冷变形产生的{123}<634>织构在再结晶过程中转变成了{124}<211>织构。     

轧制方向对Ni47Ti44Nb9锻造板，热轧板及冷轧板织构影响

采用XRD研究了Ni47Ti44Nb9锻造板坯织构、不同热轧、冷轧方向板材织构。研究表明,锻造板坯有典型的γ取向线织构,锻板心部最强取向在{111}<112>。沿轧向(RD)、交叉方向(CD)、横向(TD)热轧板织构类型相似,主要有3条取向线织构,接近{114}、{223}、{332}（或{221}）,{332}面织构取向密度最强,最强织构分别为{221}<110>、{332}<113>、{332}<023>,不出现γ-织构。沿与轧向成0o、45o、90o方向二次冷轧最强织构近似为{332}<110>。90o方向二次冷轧织构强度最高,有多个强织构组分,γ-织构得到显著加强     

EFFECT OF COLD ROLLING AND ANNEALING ON THE TEXTURE OF Ti-18Nb-4Sn ALLOY

本文以亚稳型β钛合金Ti-18Nb-4Sn(原子分数, %)为对象, 研究了75%热轧后再进行75%和97%冷轧,以及在800 ℃不同时间退火对其织构的影响。结果表明, 经过不同程度冷变形后, 试样出现了{112}<110>, {223}<110>,{111}<110>和{111}<112>型轧制织构. 随变形量增加, 轧制织构强度均有所增强,其中以{223}<110>型织构强度增加的幅度最大. 800 ℃退火对75%冷轧试样的织构类型和强度影响不显著, 而对97%冷轧试样的织构产生强烈影响, 形成了单一的高强度的{111}<112>再结晶织构. 该织构在退火5 min后就达到稳定, 延长退火时间到1 h对其强度变化无明显影响. 分析表明, 热轧决定了随后冷轧和退火过程中织构类型的变化, 而大变形量的冷轧以及随后的退火促进了高强度{111}<112>再结晶织构的形成.     

微量Sr对Al-Mg-Si-Cu合金板材织构的影响

应用取向分布函数(ODF)研究和分析了微量Sr对Al Mg Si Cu合金板材织构的影响。结果表明:Al Mg Si Cu合金板材主要存在{100}<011>旋转立方织构,另还存在{112}<111>铜织构,{111}<110>、{111}<112>黄铜R织构。加入微量Sr可以改变织构组分含量。当加入0.093%Sr时,降低了其旋转立方织构的含量。其原因是Sr的加入引起基体晶格变化,降低铝合金板材的层错能,阻碍了交滑移的进行,造成织构类型的转变。     

7475-T7351合金板材不同取向条件下的组织与性能

通过室温拉伸性能测试、金相组织观察、透射电镜分析以及取向分布函数测定,研究了25 mm厚时效态7475-T7351合金板材不同取向条件下的显微组织和力学性能,定量分析了织构与平面各向异性的关系。结果表明,7475-T7351合金板材纵向抗拉强度、屈服强度和伸长率分别为501MPa、428MPa、8.4%;横向抗拉强度、屈服强度和伸长率分别为491MPa、416 MPa、8.9%。纵向抗拉强度和屈服强度比横向高约10 MPa,但伸长率变化很小,表明板材具有各向异性。7475-T7351合金板材中的晶体织构主要有Cu织构{112}111、S织构{123}634和Brass织构{110}112,这3种织构是由于铝合金冷轧后受层错能影响产生的。经计算,它们在合金中的体积分数分别为19.95%、16.67%、12.06%。此外,还有相对较弱的立方织构{001}100,为再结晶时形成的织构,体积分数为4.58%。通过对施密特因子的计算,表明不同取向条件下合金板材力学性能的各向异性与合金织构密切相关。     

Er对Al-Mg-Si-Cu合金板材织构的影响

应用取向分布函数(ODF)研究分析了Er对Al-Mg-Si-Cu合金板材织构的影响。结果表明,铝合金轧制板材主要存在{100}011旋转立方织构,{111}110、{111}112黄铜R织构,常规织构B、S、C织构很弱,其原因与合金中含有大量弥散的金属间化合物粒子密切相关。固溶处理后,Er含量为0.1%的铝合金中,织构主要为Brass织构和Cube+ND25织构,PSN形核是合金再结晶的形核机制之一;Er含量增加到0.2%后,合金织构是较弱的Brass织构,PSN形核减弱。Er的加入引起基体晶格变化,降低铝合金板材的层错能,阻碍了交滑移的进行。     

道次压下率对Al-Zn-Mg-Cu-Zr合金组织、力学性能及均匀性的影响

通过实验和数值模拟的方法研究了道次压下率（PRPP）对7055铝合金板材的应变分布、微观组织、力学性能及其沿厚度方向的均匀性的影响。结果表明,总变形量相同的情况下,增大道次压下率,可以减小7055铝合金板材表层与中间层之间的等效应变差。道次压下率较小的工艺轧制板材的表层比中间层的再结晶比例高,并且中间层有尺寸较大的再结晶晶粒。然而,经道次压下率较大的工艺轧制的板材沿厚度方向有均匀的再结晶比例和再结晶晶粒尺寸。因此,道次压下率较大的轧制工艺可以提高板材组织和力学性能的均匀性。     

基于二次开发的AZ31镁合金热轧有限元模拟和实验研究

利用ABAQUS提供给用户自定义材料本构模型的Fortran程序接口,对AZ31镁合金进行了材料模型的二次开发,编写了自定义的用户材料子程序(UMAT),并对AZ31镁合金热轧过程进行了有限元数值模拟。主要研究了初始轧件温度为673 K,不同压下率的条件下,板材变形区内厚度方向的温度和应变场的变化情况。数值模拟结果表明:板材在变形区内表面附近和中心位置的温度变化情况不同。随轧制的进行,表面温度先是骤降,然后有小幅度的上升;板材心部温度先是有小幅度的升高,然后大幅度的下降,表面和中心温差在30~40 K之间。板材近表面的应变高于中心层,随压下率的增加应变逐渐增加。微观组织观察结果表明:板材近表面的较大应变导致动态再结晶程度明显高于中心位置。     

道次压下率对Al-Zn-Mg-Cu-Zr合金组织、力学性能及均匀性的影响（英文）

通过实验和数值模拟的方法研究了道次压下率(PRPP)对7055铝合金板材的应变分布、微观组织、力学性能及其沿厚度方向的均匀性的影响。结果表明,总变形量相同的情况下,增大道次压下率,可以减小7055铝合金板材表层与中间层之间的等效应变差。道次压下率较小的工艺轧制板材的表层比中间层的再结晶比例高,并且中间层有尺寸较大的再结晶晶粒。然而,经道次压下率较大的工艺轧制的板材沿厚度方向有均匀的再结晶比例和再结晶晶粒尺寸。因此,道次压下率较大的轧制工艺可以提高板材组织和力学性能的均匀性。     

中间退火对5052铝合金组织与性能的影响

研究了中间退火对5052铝合金板材组织与性能的影响。对合金的拉伸性能及显微硬度进行测试,使用扫描电镜(SEM)对合金的断口形貌进行观察,使用金相显微镜及X射线衍射仪(XRD)对合金的显微组织和宏观织构进行分析。结果表明:经过中间退火的5052铝合金板材的屈服强度比直接轧制的低10 MPa左右,晶粒尺寸大约82%。中间退火试样不同方向的断后伸长率差别不大,而直接轧制试样的轧向较45°和90°方向的断后伸长率小9%,具有明显的各向异性。拉伸变形后中间退火试样晶粒沿最大切应力方向呈明显的流变特征,断口处韧窝发达、分布更均匀。中间退火试样的{100}001 Cube织构和{100}011 H织构等再结晶织构更强,而直接轧制试样的B织构{110}112和Goss织构{110}001等轧制织构更强。经中间退火的板材各向异性得到明显改善。