挤压态Mg-3Al-3Zn-1Ti-0.6RE镁合金的高温拉伸变形行为

研究了热挤压态Mg-3Al-3Zn-1Ti-0.6RE镁合金的高温拉伸变形行为和微观组织演变,分析了该合金在温度为623~723 K,应变速率为10~(-4)~10~(-2) s~(-1)条件下的流变应力随温度和应变速率的变化,归纳了温度、应变速率与流变应力的关系。研究结果表明:温度和应变速率是影响流变应力的主要因素,在变形过程中,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小。在本实验条件下,该合金的变形本构方程可用双曲正弦函数ε=A[sinh(ɑσ)]~nexp(-Q/RT)来描述,应力指数n=3.286,激活能Q=238 k J/mol,表明该合金的高温塑性变形机制主要是位错滑移和攀移。     

Ti-3.0Al-3.7Cr-2.0Fe低成本钛合金的热压缩变形行为

为研究钛合金的热压缩变形过程中流变应力、显微组织等随变形条件的变化,对自行研制的Ti-3.0Al-3.7Cr-2.0Fe低成本钛合金在Gleeble 1500D热模拟实验机上进行高温压缩变形实验。对d 8 mm×12 mm的试样进行等温压缩变形实验,研究该合金在变形量为30%、50%和70%(对应真应变为1.2)、变形温度为800~950℃、应变速率为0.01~10 s 1条件下的变形行为、流变应力的变化规律以及变形条件对显微组织的影响。结果表明:该合金流变应力受变形温度和应变速率影响显著,流变峰值应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低。采用Arrhenius双曲正弦模型确定该合金在本实验条件下的变形激活能Q=214.22 kJ/mol和应力指数n=3.81,并根据得到的参数建立相应的热变形本构关系为=6.91×108[sinh(0.011σ)]3.81exp[214 220/(RT)]。通过显微组织观察发现,在950℃、变形速率≥0.1 s 1时,发生再结晶现象,且随着变形速率的增加,再结晶现象越明显。     

ZM61镁合金的热变形行为

采用圆柱试样在Gleeble-1500材料热模拟试验机上对ZM61镁合金进行等温压缩变形试验,研究了该合金在变形温度为300～390℃、应变速率为0.001～0.1 s<'-1>条件下的流变行为.结果表明:ZM61镁合金热压缩时流变应力随流变速率的降低和变形温度的升高而减小,其热压缩变形过程分为加工硬化、过渡、软化和稳态流变四个阶段;ZM61镁合金的热流变行为可用包含Arrhenius项的Zener-Hollomon参数来描述.其热变形本构方程为:ε=1.1915×10<'15>[sinh(0.020756σ)]<'4.3159>exp(-201.86×10<'3>/RT),该本构关系的计算结果与实验结果之间的相对误差小于12.9%,可为制定ZM61镁合金的热加工工艺提供理论依据.     

Ti_2AlC/TiAl(Nb)复合材料热变形能力

采用Gleeble3500热模拟试验机对Ti2AlC/TiAl(Nb)复合材料进行高温压缩实验,实验温度范围为1000℃～1150℃,应变速率范围为10-3s-1～10-1s-1,工程压缩应变为50%,得到复合材料高温压缩真应力-真应变曲线。结果表明,Ti2AlC/TiAl(Nb)复合材料的高温变形流变应力对温度及应变速率敏感;流变应力随应变速率的增大而增大,随温度的升高而减小,可用位错-颗粒交互作用模型解释复合材料的应力-应变行为;Zenner-Hollomon参数的指数函数能够较好的描述该合金高温变形时的流变应力行为。建立的本构方程为ε=9.31×1011[sinh(0.0044σ)]2.52exp[-366.2/(RT)],其变形激活能为366.2kJ/mol。     

Mg-5Gd-3Sm-0.5Zr耐热镁合金热压缩变形行为

采用铸造的方法制备了Mg-5Gd-3Sm-0.5Zr耐热镁合金,对实验材料进行固溶时效处理,在应变速率0.002~0.1 s~(-1)、变形温度350~500℃、最大变形量70%条件下,利用Gleeble-1500热模拟试验机进行热压缩变形实验,分析材料在不同变形条件下的真应力真应变曲线及组织变化。结果表明:在恒应变速率下热变形,真应力水平随温度升高而降低;在相同温度下进行压缩变形,实验合金的真应力随应变速率的增加而提高;实验合金适合热加工的温度在400℃以上;对数据进行处理,得到了实验材料的热变形激活能Q=222.433 k J/mol,本构方程为ε=1.70×1014[sinh(0.015σ)]3.77exp[-222433/(8.314T)]。     

含钪2099铝-锂合金热压缩变形行为及其组织演变

利用Gleeble-3800热模拟试验机进行热变形实验,开展含钪2099铝-锂合金的热变形行为研究。研究表明:在热变形初期,随着应变量的增加,流变应力呈急剧上升的趋势。在应变量为0.06左右时,合金在各变形条件下的流变应力均达到峰值;当应变量继续增加时,合金的流变应力开始出现不同程度的下降。ln[sinh(ασ)]与lnε·以及ln[sinh(ασ)]与1/T之间满足线性关系,其平均热变形激活能为182.451 k J/mol,合金热压缩变形时的流变应力方程为ε·=2.05×10~(16)[sinh(0.01752σ)]~(6.542)exp(-182451/RT)。在变形温度为400℃,应变速率为1 s~(-1)条件下,合金组织中存在大量的位错墙;随着应变速率的降低,当应变速率为0.01 s~(-1)时,合金内部可以观察到少量动态再结晶组织。     

AZ91镁合金高温变形本构关系

采用Gleeble-1500热模拟机对AZ91镁合金进行了高温压缩变形实验,分析了该合金在变形温度为250-400℃,应变速率为0.001-1 s-1条件下流变应力的变化规律.结果表明,变形温度和应变速率均对流变应力有显著的影响,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低,当变形温度≥400℃、应变速率≤0.001 s-1时,流变应力随变形量的增加达峰值后呈稳态流变特征.并采用双曲正弦模型确定了该合金的变形激活能Q和应力指数n随应变量的变化规律,建立了相应的热变形本构关系.经实验验证,所建立的本构关系能较好地反映AZ91镁合金实际热变形行为特征.     

Cu-Al2O3复合材料热变形行为及加工图

在Gleeble-1500D热模拟试验机上对Cu-Al2O3复合材料进行等温压缩试验,研究了变形温度600～950℃,应变速率0.001～1 s-1条件下的热变形行为。结果表明,Cu-Al2O3复合材料的流变应力-应变曲线是典型的动态再结晶类型,流变应力随应变量的增加均呈现先增大后减小,之后达到一个稳定的趋势。热变形过程中的稳态流变应力可用双曲正弦本构方程.ε=8.909×105[sinh(0.012486σ)]5.4343.exp[-133.02/(RT)]来表示。根据动态材料模型以及DMM加工图理论,建立了Cu-Al2O3复合材料的热加工图,据此确定Cu-Al2O3复合材料的最佳热变形工艺参数范围为:变形温度850～950℃,应变速率0.01～0.1 s-1。     

Mg-6Zn-1Al-0.3Mn 镁合金的热压缩变形行为及变形组织

采用Gleeble热模拟方法研究Mg?6Zn?1Al?0.3Mn 变形镁合金在温度为200~400°C,应变速率为0.01~7 s?1条件下的热压缩变形行为。结果表明,变形温度和应变速率显著影响其热变形行为。通过计算获得了热变形激活能及应力指数分别为Q=166 kJ/mol,n=5.99,且其本构方程为ε&=3.16×1013[sinh(0.010σ)]5.99exp [?1.66×105/(RT)]。热压缩显微组织观察表明：在应变速率为0.01~1 s?1的条件下,在250°C热压缩变形时初始晶粒晶界及孪晶处发生了部分动态再结晶,而在高温(350~400°C)条件下,发生了完全动态再结晶且再结晶晶粒尺寸随着应变速率的增加而减小。获得的较优的变形条件为温度330~400°C、应变速率为0.01~0.03 s?1以及350°C、应变速率为1 s?1。     

Mg-4Sn-2.5Pb镁合金的热变形行为

研究了Mg-4Sn-2.5Pb镁合金在变形温度为250~400℃,变形速率为0.001~10.000 s~(-1)范围内的热变形行为。结果表明,合金的流变应力随着应变速率的增加而增大,随着温度的升高而减小,当达到一定值后趋于平稳,表现出动态回复和再结晶的特征。计算所得该材料的热变形激活能Q为132.863 k J/mol,并确定了该材料本构方程为ln Z=22.77+5.06[sinh(0.025 6σ)]。     

AZ31-1Sm镁合金高温压缩热变形行为和微观组织研究(英文)

在单向压缩热模拟试验机上对AZ31-1Sm合金在变形温度为300~450℃、应变速率为0.01~1 s-1条件下的热变形行为和微观组织进行研究。结果表明:AZ31-1Sm镁合金在热压缩变形时,流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增大;该合金的热压缩流变应力行为可用双曲正弦形式的本构方程来描述,在本实验条件下,AZ31-1Sm镁合金热热变形激活能Q为160.8 k J/mol。AZ31-1Sm易发生动态再结晶,在高变形温度和低应变速率条件下动态再结晶趋势明显,动态再结晶晶粒尺寸随着变形温度的增加和应变速率的降低而增大。     

ZK60镁合金低挤压比棒材的热压缩变形行为

采用Gleebe-3500热模拟机研究了ZK60镁合金低挤压比棒材(挤压比为15),在变形温度为523~723K、应变速率为0.01~10s~(-1)条件下的热压缩变形行为。分析了应变速率、变形温度对合金流变应力的影响,引入Zenner-Hollomon参数建立了挤压态ZK60镁合金的流变应力本构方程,通过金相观察分析了热压缩过程中的组织演化。结果表明:挤压态ZK60镁合金热变形时的真应力-真应变曲线具有明显的动态再结晶特征;流变应力随着变形速率的提高和变形温度的降低而升高,同时,动态再结晶的晶粒尺寸和体积分数也随之变小;通过本构方程计算,得出在挤压比为15条件下,变形态ZK60镁合金的变形激活能Q为143.025 k J/mol,应力指数n为3.074。     

KBM10镁合金高温压缩变形行为

研究了铸态KBM10镁合金在温度573~673K,应变速率5×10~(-4)~5×10~(-2)s~(-1)内高温压缩变形过程中的微观组织演变,分析了变形温度和应变速率对该合金动态再结晶行为的影响,分析了温度、应变速率与流变应力的关系。结果表明:KBM10镁合金高温压缩塑性变形的主要软化机制为动态再结晶,温度和应变速率二者均是影响再结晶形核和长大的主要因素。在本实验条件下,KBM10镁合金的变形本构方程可拟合为双曲正弦函数ε=-A[sinh(ασ)]~nexp(-Q/RT),其中应力指数n为4.717,激活能为149.8 kJ/mol.     

TC27钛合金高温热压缩变形行为

在Thermecmastor-Z试验机上进行热压缩实验,在应变速率0.01~10 s~(-1)、变形温度900~1150℃条件下对TC27钛合金的变形行为进行研究并建立其本构方程。结果表明,该材料为温度和应变速率敏感材料。在变形初始阶段,流变应力随真应变的增加迅速增大,达到应力峰值后随真应变的增加缓慢降低,最后趋于相对稳定的状态。流变应力随温度的升高而降低,随应变速率的增加而增加。热压缩实验过程流变应力随应变速率和变形温度的变化规律可以用材料的本构方程来表征,变形激活能为Q=300 k J/mol。     

X2A66铝锂合金等温压缩时的流变变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机对X2A66合金进行等温热压缩实验,变形温度为623.15~743.15 K、应变速率为0.001~10 s~(-1),并利用双曲正弦函数和动态材料模型,建立合金峰值应力的本构方程和加工图。结果表明:X2A66合金的流变应力随温度的升高而减小,随应变速率的增加而增大;X2A66合金的温度敏感性不受应变速率的影响,高应变速率(应变速率高于0.1 s~(-1))时的速率敏感性高于低应变速率时的速率敏感性。X2A66合金等温压缩时峰值流变应力和应变速率之间满足双曲正弦函数关系,其本构方程为:e(5)=5.09×10~9[sinh(0.019σ)]~(4.54414)exp(–145.377/RT)。在实验工艺参数范围内,X2A66合金的失稳区集中在高应变速率区,当应变速率为0.01~0.3 s~(-1),温度为700~743 K时是耗散效率的峰值区域,也是X2A66合金最佳的热加工工艺区。     

压铸态AZ91D镁合金热压缩变形流变应力研究

在应变速率为0.01～10 s1、变形温度250～50℃的条件下,采用Geeble-1500D热模拟机对压铸态AZ91D镁合金进行热压缩变形试验,得到并分析了该材料在不同变形条件下的流变曲线.采用数理统计的方法对实验数据进行处理,建立了用Zener-Hollomom参数描述的该材料的高温塑性变形本构方程为ε=1.41× 1012 [sinh(0.014σ)]5.295 exp (-159 449.509/RT),采用双曲正弦函数确定了该材料的变形激活能Q=159.45 kJ·mol1;与重力铸造态AZ91D镁合金比较显示,其流变应力和变形激活能更低.     

Cu-Ni-Si-P合金的动态再结晶

在Gleeble-1500D热模拟实验机上,在应变速率为0.01～5 /s、变形温度为600～800 ℃条件下,采用高温等温压缩实验对Cu-2.0Ni-0.5Si-0.03P合金的流变应力行为进行研究。结果表明：热模拟实验中,应变速率和变形温度的变化强烈地影响合金流变应力的大小,流变应力随变形温度升高而降低,随应变速率提高而增大;在应变温度为750和800 ℃时,合金热压缩变形流变应力出现明显的峰值应力,表现为连续动态再结晶特征。从流变应力、应变速率和温度的相关性,得出该合金热压缩变形时的热变形激活能和本构方程。     

挤压态MB350镁合金的高温拉伸变形行为

研究了热挤压态Mg-3Al-3Zn-1Ti-0.6RE镁合金的高温拉伸变形行为和微观组织演变,分析了该合金在温度为623K-723K,应变速率为1x10-4s-1-1x10-2s-1条件下的流变应力随温度和应变速率的变化,归纳了温度、应变速率与流变应力的关系。研究结果表明：温度和应变速率是影响流变应力的主要因素,在变形过程中,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小。在本实验条件下,该合金的变形本构方程可用双曲正弦函数 来描述,应力指数n=3.286,激活能Q=238kJ/mol,表明该合金的高温塑性变形机制主要是位错滑移和攀移。     

Cu-Cr-Zr合金热变形行为及动态再结晶

在Gleeble-1500D热模拟试验机上对Cu-Cr-Zr合金在应变速率为0.001~10 s-1、变形温度为650~850℃的高温变形过程中的流变应力行为进行了研究。利用光学显微镜分析了合金在热变形过程中的组织演变及动态再结晶机制。结果表明:流变应力随变形温度的升高而减小,随应变速率的提高而增大。升高变形温度以及降低应变速率,均有利于Cu-Cr-Zr合金的动态再结晶发生。从流变应力、应变速率和温度的相关性,得出了该合金高温热压缩变形时的热变形激活能Q为392.5 kJ/mol,同时利用逐步回归的方法建立了该合金的流变应力方程。     

Hot Deformation Behavior and Microstructure of AZ31-1Sm Alloy Compression at Elevated Temperatures

在单向压缩热模拟试验机上对AZ31-1Sm合金在变形温度为300~450℃、应变速率为0.01~1 s-1条件下的热变形行为和微观组织进行研究。结果表明:AZ31-1Sm镁合金在热压缩变形时,流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增大;该合金的热压缩流变应力行为可用双曲正弦形式的本构方程来描述,在本实验条件下,AZ31-1Sm镁合金热热变形激活能Q为160.8 k J/mol。AZ31-1Sm易发生动态再结晶,在高变形温度和低应变速率条件下动态再结晶趋势明显,动态再结晶晶粒尺寸随着变形温度的增加和应变速率的降低而增大。