建筑Al-Mn-Er-Zr合金屋面板的热变形行为研究

在Gleeble 3500热模拟试验机上,对半连续铸造Al-Mn-Er-Zr合金棒坯进行变形温度350～500℃、应变速率0. 01～10 s-1的高温压缩试验,建立了高温热变形稳态流变方程,并对流变曲线进行了温升修正。结果表明,在相同应变速率下,变形温度的升高会使Al-Mn-Er-Zr合金更容易发生动态再结晶;在相同变形温度下,随着应变速率的增大,Al-Mn-Er-Zr合金中流线组织逐渐粗化,锯齿化程度增大,动态再结晶晶粒有所细化。进行了Al-Mn-Er-Zr合金的应力-应变本构方程建立与求解,得出了在变形温度350～500℃、应变速率0. 01～10 s-1时的高温变形稳态流变方程;高温压缩过程中由温升造成的计算应力与实测应力的误差在10%以内,高温热变形稳态流变方程能够较好的表征Al-Mn-Er-Zr合金的高温流变行为。     

新型高密度DT740合金热变形行为及热加工图

利用Gleeble-3800热模拟试验机对新型高密度DT740合金进行轴向热压缩试验,研究该合金在变形温度950～1250℃、应变速率0. 01～1 s~(-1)条件下的热变形行为及组织演变规律,基于双曲正弦本构关系建立其本构方程并依据动态材料模型建立热加工图,分析讨论了不同区域内的高温变形特征,确定该合金最佳的热加工工艺参数。研究结果表明:DT740合金的流变曲线表现出典型的动态再结晶特征,其流变应力随变形温度的降低和应变速率的升高而增加;计算得到该合金的热变形激活能Q为546. 87 k J·mol~(-1);确定了DT740合金最佳的锻造热加工温度范围为1150～1250℃,在此温度范围内合金的热加工性能最佳,可获得均匀、细小的完全动态再结晶组织,能量耗散率η值约为44%。     

25Cr3Mo3NiNbZr热变形行为研究

在Gleeble-3500热力模拟试验机上对25Cr3Mo3NiNbZr进行热压缩试验,研究其在温度800～1250℃和应变速率为0. 01 s~(-1)～20 s~(-1)条件下的热变形行为。结果表明:流变应力随变形温度升高而降低,随应变速率提高而增大。根据材料动态模型,计算并分析了合金的热加工图,利用热加工图确定了热变形的流变失稳区,合金在热加工温度为1050～1150℃,应变速率为0. 01 s~(-1)时可加工性最优。     

燃料包壳用FeCrAl合金变形行为与热加工图研究

通过热模拟压缩试验研究了燃料包壳用FeCrAl合金在形变温度为800～1000℃、应变速率为0.001～1s~(-1)工艺条件下的热变形行为,采用Arrhenius双曲线正弦函数模型建立了FeCrAl高温变形本构方程,结合动态材料模型绘制了FeCrAl在应变量为0.05～0.8的热加工图。结果显示,FeCrAl流变应力随着变形温度的升高而降低、随着应变速率的升高而增大,变形温度与应变速率均会影响其组织演化。根据热加工图,FeCrAl流变失稳区随着应变量的增加先扩展后趋于稳定,其最佳热加工工艺参数确定为:应变量ε=0.1时,应变速率e0.008 s~(-1)、变形温度为880～1000℃;应变量ε≥0.3时,应变速率e0.027 s~(-1)、变形温度950℃。     

基于MATLAB的铸态C19400合金高温变形行为及本构方程

通过Gleeble-1500D数控动态热-力学模拟试验机对铸态C19400合金进行了高温等温热压缩试验,研究了该合金在变形温度700～950℃,应变速率0.001～10 s~(-1)条件下的高温变形行为。结果表明:在同一应变速率下,铸态C19400合金的流变应力随温度的升高而降低,在同一变形温度下,合金流变应力随应变速率的升高而升高。应变速率为0.001、0.01、0.1和1 s~(-1)时,动态软化以动态回复为主;应变速率为10 s~(-1)时,动态软化以动态再结晶为主,且再结晶程度随变形温度的升高而增加。此外,本文提出了一种基于MATLAB平台编程计算本构方程的方法,得到了基于Arrhenius双曲正弦本构关系的铸态C19400合金峰值流变应力本构方程,并计算得到该本构方程计算应力与试验应力的相对误差AARE为2.71%、相关系数R为0.9977,表明计算结果与试验结果高度吻合。     

DB685钢的热变形行为及热加工图

为了研究DB685钢的热变形特性,选取并建立了DB685钢的高温应力应变本构方程,利用Gleeble-1500热模拟机对DB685钢在变形温度为900~1200℃、应变速率为0.01~10 s~(-1)、最大应变量70%条件下进行压缩实验,根据建立的本构方程,绘制DB685钢的热变形加工图,利用所建立的加工图,分析了不同温度和应变速率下合金的热成形性能,结果表明:随着变形温度的升高和应变速率的降低,合金的流变应力下降,动态再结晶更容易发生;DB685钢在1125℃温度以上,并且在对应的应变速率下,耗散系数存在峰值;随着应变的增大,其耗散系数略有增大,失稳区减小,但热加工图的整体趋势保持一定。因此对于工业热加工,建议变形温度为1125~1175℃,应变速率高于0.032 s~(-1)。     

汽车用5182铝合金热变形行为及加工图研究

在Gleeble-3800热模拟机上采用等温压缩实验研究了5182铝合金在变形温度为573 K～723 K、应变速率为0. 01 s-1～10 s~(-1)、真应变为0～0. 69条件下的高温流变应力行为,建立了5182铝合金热变形的本构方程和热加工图。结果表明:5182铝合金在热变形时,其流变应力呈现出稳态流变特征,随变形温度的升高而降低,随应变速率的增加而增大,但在应变速率ε·≥1 s~(-1)高应变速率下,则出现动态软化现象;可以采用包含Z参数的双曲正弦函数关系来描述5182铝合金高温变形时的流变应力行为;最佳的热变形区域为变形温度400℃～420℃、应变速率0. 01 s~(-1)～0. 1 s~(-1)。     

考虑不同应变的3003铝合金流变应力预测模型建立与验证

在应变速率0.01~10.0 s~(-1)以及热变形温度300~500℃下,通过Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行高温等温压缩实验。结果表明,该合金具有正的应变速率敏感性。当变形温度低于350℃时,合金的热变形机制以动态回复为主;应变速率大于1.0 s~(-1)时,合金的热变形机制以不连续动态再结晶为主。建立了综合考虑应变速率、变形温度以及应变对流变应力影响的本构方程,本构方程中的材料常数可以表示为应变的4次多项式函数。模拟结果表明:预测曲线与实验曲线吻合较好,流变应力的实测值与预测值的均方根误差以及平均相对误差分别为0.99814和5.72%。所建立的本构方程计算精度较高,可以为合金热变形流变应力的预测提供参考依据。     

非真空熔铸Cu-Cr-Zr合金的热变形行为及加工图

利用Gleeble-1500热模拟实验机对非真空熔铸Cu-0.94Cr-0.34Zr合金进行高温热压缩变形,研究在变形温度为500～800℃、应变速率为0.01 ～1 s-1工作条件下该合金的流变应力行为,建立合金热变形流变应力本构方程及加工图.结果表明:流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的降低而减小;可用包含Zener-Hollomon参数的Arrhenius双曲正弦关系式描述Cu-0.94Cr-0.34Zr合金的热变形行为,建立本构方程,算出其激活能为418.35 kJ/mol.依据动态材料模型,建立热加工图,确定热变形失稳区和安全热加工区域,合金最佳热加工条件为:变形温度775℃,应变速率0.01s-1.     

100Cr6轴承钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了100Cr6轴承钢在变形温度为850～1150℃、应变速率为0.01～10 s~(-1)条件下的热变形行为。分析了应变速率和变形温度对流变应力的影响,建立了100Cr6轴承钢热变形时的本构方程和热加工图,并讨论了组织变化情况。结果表明,在相同的应变速率下,流变应力随着温度的升高而降低;而在相同的变形温度下,流变应力随着应变速率的升高而增大。当应变速率为0.1 s~(-1)时,在850℃和950℃压缩变形时,发生了动态回复软化;而在1050℃和1150℃热压缩变形时,加工硬化的软化机理为动态再结晶。结合显微组织观察,得到变形温度950～1150℃、应变速率0.01～0.1 s~(-1)为100Cr6钢的合理热加工工艺参数。     

690合金热压缩本构方程和热加工图的建立

利用Gleeble 1500+热模拟试验机研究了镍基690合金在800~1300℃温度范围内,应变速率在0.1~10 s~(-1)范围内热压缩过程中合金的热变形行为。结果表明,690合金在热压缩过程中产生的流变应力受变形温度和应变速率两个参数的显著影响,其对应的峰值应力随变形温度的降低和应变速率的增加而增大。利用数据拟合计算得到热变形激活能等参数,建立了用于表征峰值应力和变形温度、应变速率之间相互关系的690合金热变形本构方程。基于动态材料模型绘制了690合金的热加工图,结合该合金在不同变形温度-应变速率区域的高温变形特征以及显微组织形貌,获得了两个适合690合金热加工的变形温度-应变速率区域。     

GH4720Li合金热变形行为和相变

对GH4720Li合金在1080~1180℃、应变速率为0.01~10 s~(-1)条件下的单道次压缩变形行为进行了研究。利用压缩实验的应力-应变关系曲线,计算了变形条件下的热变形激活能,建立了相应的本构方程和热加工图。结果表明:动态再结晶是GH4720Li合金的主要软化机制;合金在1120~1180℃、应变速率在0.1~1 s~(-1)、真应变0.7时实现完全动态再结晶,最佳变形温度为1120~1140℃;γ′相的析出行为引起峰值应力和热变形激活能显著变化;热变形激活能在1160℃,达到最小值602 k J/mol;应变速率达到1 s~(-1)以上,合金出现失稳现象。     

压铸A356铝合金的热变形行为

通过水冷压铸制备A356铝合金,利用热压缩试验对合金进行了热变形行为研究。分析了该合金的应力-应变曲线,建立了本构方程并绘制了热加工图。结果表明,该合金的流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增加,合金热变形过程中的软化机制主要为动态回复,同时计算得到其平均热变形激活能为238.6kJ·mol~(-1)。通过热加工图和热压缩后合金的微观组织分析,发现在温度为330～380℃和应变速率为5～10s~(-1)范围内该合金具有良好的热加工性能。     

Al-7.0Zn-2.9Mg合金高温变形行为和加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机在温度为400℃~500℃,应变速率为0.01 s~(-1)~10 s~(-1)条件下对Al-7.0Zn-2.9Mg合金进行热压缩试验,研究该合金的热变形行为及热加工特征,建立了应力-应变本构方程和加工图。结果表明,Al-7.0Zn-2.9Mg合金在热压缩变形过程中,随着应变速率的增加和变形温度的降低,合金流变应力逐渐增大,流变应力达到峰值后曲线呈现稳态流变特征;合金在试验条件下的平均变形激活能为157.8 k J/mol。真应变为0.5的加工图表明,该合金在400℃~500℃高温变形时安全区域主要存在于低应变速率的条件下,较合适的加工温度为450℃~475℃,应变速率为0.1 s~(-1)~0.01 s~(-1)。     

Cu-Cr-Zr合金的高温热变形行为

利用Gleeble-1500型热模拟试验机对Cu-0.6Cr-0.03Zr合金进行高温热压缩变形,研究了合金在550～750℃变形温度、0.01～5 s~(-1)应变速率条件下的热压缩变形行为,建立Cu-0.6Cr-0.03Zr合金的热变形本构方程及热加工图。结果表明:Cu-0.6Cr-0.03Zr合金的流变应力随变形温度的升高而减小,随应变速率的增大而增大;Cu-0.6Cr-0.03Zr合金的流变行为可用包含Zener-Hollomon参数的Arrhenius双曲正弦模型来描述,合金的热变形激活能为572.05 kJ/mol;Cu-0.6Cr-0.03Zr合金在高温热压缩变形时存在3个安全加工区,合金最佳热变形参数为变形温度770～800℃、应变速率0.01～0.05 s~(-1)、功率耗散效率因子32%～40%。     

Ti-6Al-3Nb-2Zr-1Mo合金片层组织热加工行为

利用Gleeble-1500热模拟试验机对Ti-6Al-3Nb-2Zr-1Mo合金片层组织进行热压缩实验,实验温度为850～1050℃,应变速率为0. 01～1 s~(-1),变形量为60%。实验结果表明,热加工温度一定时,流变应力随变形量和应变速率的增加而急剧增加直至达到峰值,然后下降,最后趋于平缓,这是由加工硬化和动态再结晶所致。应变速率恒定时,随着变形温度的上升,流变应力随之降低。绘制应力-应变曲线,计算其热变形激活能Q为748. 845 k J·mol~(-1),构建本构方程,并在动态材料模型的基础上建立了热加工图。并通过加工图确定3个失稳区,变形温度为980～1030℃、应变速率为0. 3～1 s~(-1)时合金发生剪切,形成绝热剪切带。结合加工图,确定了适合的加工区域,即加工温度为970～1010℃,应变速率为0. 03～0. 07 s~(-1)。     

低成本Ti-Al-V-Fe-O合金热变形行为及热加工图

采用真空非自耗熔炼炉制备了低成本Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金。利用Gleeble-1500D热模拟机,研究了其热加工参数为:变形温度875～1100℃、应变速率0.001～1 s~(-1),变形量为70%时的热变形行为。建立了Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金考虑应变量的Arrhenius本构方程,基于动态材料模型建立热加工图。结果表明:变形温度升高,应变速率降低,流变应力降低。通过本构方程计算可得两相区平均热激活能为398.824 kJ/mol,远大于纯钛自激活能,表明热变形软化机制与动态再结晶有关。单相区热激活能为210.93 kJ/mol,略大于纯钛自激活能,以动态回复为主。通过热加工图确定2个失稳区,中等变形温度(950～1070℃)、高应变速率(0.31～0.1 s~(-1))易发生绝热剪切。结合热加工图确定适合的加工区间:应变速率为0.001～0.01 s~(-1),变形温度为875～925℃。     

建筑用6061+Er铝合金的热变形行为与热加工图北大核心CSCD

为了改善6061+Er铝合金的热加工性,通过扫描电镜、透射电镜和Gleeble-3800热模拟试验机,研究了6061+Er铝合金的微观组织,以及当变形温度为375~500℃、应变速率为0.001~10 s^(-1)时的热变形行为。结果表明,锻态6061+Er铝合金中存在微米级初生Al_(3)Er相和起弥散强化效果的纳米级次生AlEr相。建立了6061+Er铝合金热压缩变形过程中的流变应力本构方程,当应变速率为0.001~10 s^(-1)、变形温度为375~500℃时,流变应力计算值与峰值真应力实测值的误差<10%,验证了流变应力本构方程的准确性和可靠性。6061+Er铝合金适宜的热加工范围为:变形温度为375~400℃、应变速率为0.001~0.01 s^(-1)。     

铸态C-276镍基高温合金的热变形行为及加工图

采用热压缩试验研究了铸态C-276镍基高温合金在950~1250℃和0.01~10 s~(-1)条件下的热变形行为。结果表明:该合金的热变形流变应力随着变形温度的增加及应变速率的降低而减小;当变形条件为1250℃、0.1 s~(-1)时,合金在热压缩过程中发生了动态应变时效。基于流变应力数据建立了合金的热变形本构方程;基于动态材料模型建立了合金在不同应变下的热加工图。通过加工图和微观组织观察优化了合金的热变形参数。合金的表观激活能为497k J/mol铸态C-276合金适宜的热加工区域为1050~1250℃和应变速率0.1~1.0 s~(-1)。     

TC4-DT钛合金热变形本构方程

利用Gleeble-3800热模拟试验机进行热压缩实验,研究了TC4-DT钛合金在温度1163K~1293K、应变速率为0.005s~(-1)~0.5s~(-1)、变形量为60%条件下的热变形行为。根据应力-应变曲线分析该合金的流变应力变化特点,建立该合金的Arrhenius双曲正弦型本构方程。结果表明,所建立的本构方程与实验值吻合程度较高,为制定TC4-DT钛合金热加工工艺规范提供理论依据。