95CrMo钢高温流变应力的本构方程

采用Gleeble3500热模拟试验机对95CrMo钢进行了等温单向热压缩试验,得到了其在应变速率为0.1、1和10 s-1,变形温度为750~1050℃时的流变应力曲线。结果表明,应变量、变形温度和应变速率对95CrMo钢流变应力的影响是通过动态回复和动态再结晶软化机制造成的,这种软化机制是三者共同作用的结果。基于试验结果,建立了一种同时考虑应变量补偿、变形温度补偿和应变速率补偿的95CrMo钢流变应力本构方程。从相关系数、平均相对误差和标准偏差3个方面将该方程与周纪华-管克制模型进行了对比,发现该本构方程相比周纪华-管克智模型具有更高的精度和可靠性,更适用于数值仿真领域。     

热轧DP600双相钢变形抗力的实验研究

利用Gleeble-1500热模拟机进行了单道次压缩试验,研究了热轧DP600双相钢的变形抗力规律,分析了变形温度、变形速率、变形量对变形抗力的影响。结果表明,温度是最主要的影响因素,变形抗力随温度的升高而降低;随变形速率和变形量的增加而增大。在对实验数据进行回归计算后,得到了周纪华—管克智变形抗力数学模型。该模型可以为实际生产提供指导。     

49MnVS3非调质钢静态再结晶模型研究

在Gleeble-1500热模拟试验机上对非调质钢49MnVS3进行双道次压缩试验,研究其静态再结晶行为。采用0.2%补偿法计算了静态再结晶体积分数,分析工艺参数对静态再结晶行为的影响,建立了静态再结晶动力学模型。在Gleeble-1500热模拟试验机上对非调质钢49MnVS3进行一次与双道次压缩工艺参数相同的单道次压缩试验。对试样进行金相分析建立了静态再结晶晶粒尺寸模型。结果显示,模型的预测值与试验值吻合较好,可为优化生产工艺参数提供理论依据。     

AZ31B镁合金变形抗力数学模型的建立

在变形温度250~450℃、变形速率0.005~5 s-1条件下对铸态AZ31B镁合金进行了圆柱体高温压缩实验,研究变形温度、变形速率以及变形程度对变形抗力的影响规律。利用周纪华变形抗力数学模型进行拟合求解,分析影响该模型拟合误差的主要变量并据此提出改进的适用于AZ31B镁合金的变形抗力数学模型。研究结果表明:随着变形程度的增大,AZ31B镁合金材料变形抗力呈先增大后减小直至平衡的变化规律。随着变形温度的降低和变形速率的增大,变形抗力呈增大趋势。周纪华变形抗力模型的拟合相关系数为0.90,模型的平均相对误差为16.3%。变形程度是影响周纪华变形抗力模型拟合精度的主要因素,据此提出的改进的周纪华变形抗力模型的拟合相关系数为0.96,平均相对误差为7.8%,具有较高的预测精度,能够准确地表征AZ31B镁合金变形抗力的变化规律。     

高耐蚀型耐候钢S450EW变形抗力模型的研究

采用Gleebl-3500热模拟试验机对高耐蚀型耐候钢S450EW进行了单道次热压缩试验。通过对不同变形温度、应变速率和变形程度下的真应力-真应变数据采用1stOpt软件进行多元非线性回归分析,建立了高耐蚀型耐候钢S450EW的周-管动态回复型和动态再结晶型变形抗力模型,并把根据变形抗力模型绘制的曲线与试验数据曲线进行了对比。结果表明,多元非线性回归模型与试验数据较为吻合,拟合精度较高。     

38MnVS6非调质钢高温奥氏体流动应力模型研究

采用Gleeble-1500热模拟试验机对38MnVS6非调质钢在温度为950～1200℃、应变速率为0.01～5 s-1进行热压缩试验,获得不同变形条件下的流动应力曲线。根据经典应力-位错关系和动态再结晶动力学方程分别对动态回复和动态再结晶两阶段建立流动应力模型,然后统一表示为完整的38MnVS6非调质钢高温奥氏体流动应力模型。根据实验结果计算模型中各参数。所建立的流动应力模型可以用于38MnVS6非调质钢热锻造过程的数值模拟。     

Q345D钢的热变形抗力研究

利用Gleeble-3500热-力模拟试验机,在变形温度为750~1 200℃、应变速率为0.01~10 s~(-1)、应变量为0.7的条件下对Q345D钢进行单道次压缩试验,得到其真应力-真应变曲线,分析了变形温度、应变速率和变形程度对变形抗力的影响。结果表明,降低变形温度和提高变形速率,均可使Q345D钢的变形抗力增大;只有在较低的变形速率和较高的变形温度下,Q345D钢才发生动态再结晶。通过非线性拟合,建立了Q345D钢的变形抗力模型,并与试验变形抗力进行对比分析,结果表明该模型具有较高的拟合精度。     

11Cr17高碳马氏体不锈钢热变形行为研究

采用Gleeble-3800型热模拟试验机对11Cr17高碳马氏体不锈钢在800~1100℃、应变速率为0.01~5 s-1、变形程度为0.5形变条件下的热压缩变形行为进行研究。试验得到了该种材料的真应力-真应变曲线,计算了该材料的应力指数n及变形激活能Q等热力学参数。通过拟合试验数据得到了能够较好描述该高碳马氏体不锈钢变形特点的双曲正弦形式热变形本构方程。     

基于摩擦修正的TC6钛合金低应变速率变形本构模型建立

采用Thermecmastor-Z100kn热模拟试验机对TC6钛合金进行了低应变速率大变形热压缩试验,获得了变形温度范围为900～945℃、应变速率范围为0.0001～0.1 s^-1、变形程度为70%时的真应力-真应变曲线。分别使用传统摩擦修正模型与改进摩擦修正模型对真应力-真应变曲线进行修正,并建立了基于摩擦修正的应变补偿型Arrhenius模型。结果表明：改进摩擦修正模型能更好地表征材料在大变形状态下的真应力-真应变动态响应。经摩擦模型修正的应变补偿型Arrhenius模型相线性相关度较高,平均绝对误差较小,预测值精度较高。     

基于应变量耦合的TiAl合金本构关系研究

在Gleeble-3500型热模拟试验机上研究了TiAl合金在变形温度为1 273~1 423K和应变速率为0.001~1s~(-1)条件下的热变形行为。采用多元线性回归拟合材料常数与应变的函数关系,构建了基于应变量耦合的本构方程。结果表明,以应变的6次多项式拟合得到的本构模型能较好预测真应力-应变曲线,且相对误差在5%以内。     

核电用316LN奥氏体不锈钢延性断裂阈值研究

在Gleeble-1500D模拟机上对核电用316LN奥氏体不锈钢的热拉伸行为进行了研究,获得了钢在变形温度900~1200℃、应变速率0.01~1 s-1条件下拉伸变形的真应力-真应变曲线。通过Deform-3D有限元软件模拟了热拉伸过程,利用迭代法对试样颈缩后对应的真应力-真应变曲线进行修正。对试样颈缩前塑性变形部分对应的真应力-真应变数据拟合处理,得到了不同变形条件下316LN奥氏体不锈钢的硬化指数。将修正后的真应力-真应变曲线和计算得到的硬化指数导入Deform-3D软件中模拟热拉伸过程,计算得到了316LN奥氏体不锈钢热变形时的断裂阈值。     

齿轮钢20CrMnTi在1000℃时的变形抗力数学模型

1000℃时在Gleeble-1500热模拟试验机上对20CrMnTi进行热压缩试验,得到了其应力-应变曲线,采用Matlab软件对试验数据进行拟合,得到了变形速率在0.01、5 s-1时的变形抗力模型。结果表明,利用该模型得到的计算值与试验值非常接近,这为20CrMnTi热成形时工艺参数的制定提供了参考。     

两种不同碳含量铁素体+珠光体型非调质钢的缺口高周疲劳破坏行为

采用旋转弯曲疲劳实验和疲劳裂纹扩展速率实验研究了两种不同碳含量的铁素体+珠光体型非调质钢30MnVS和49MnVS的光滑样和缺口样(应力集中系数Kt=4)的高周疲劳破坏行为。结果表明,缺口对实验钢的疲劳极限具有显著的影响,30MnVS和49MnVS钢缺口样的疲劳极限较光滑样降低了约69%,呈现出较高的疲劳缺口敏感性。与49MnVS钢相比,30MnVS钢的光滑疲劳极限提高了11.0%,缺口疲劳极限提高了8.5%,但30MnVS钢的疲劳缺口敏感性及疲劳裂纹扩展速率均略高。两种实验钢的疲劳裂纹往往萌生于试样或缺口根部表面基体组织中的铁素体/珠光体边界,并优先沿着该边界扩展。实验结果及文献数据的拟合分析表明,可采用Kt的二次多项式拟合公式来简便地计算Kf值。     

Fe-0.1C-5Mn中锰钢热变形行为研究

通过Gleeble-3500热机械模拟机研究了Fe-0.1C-5Mn中锰钢在950～1 150℃变形温度、0.001～1 s^-1应变速率下的高温变形行为。根据单道次热压缩的真应力-真应变曲线，分析了变形条件对流变应力的影响，发现高温和低应变速率有利于动态再结晶的发生。引入Zener-Hollomon参数，建立本构方程，得到钢的热变形激活能为256.317 kJ/mol。通过对试验数据的拟合，建立了中锰钢动态回复和动态再结晶的分段流变应力模型，结果表明：模型预测值与试验值吻合较好，证明了所建模型的可靠性。     

316L不锈钢热加工硬化行为及机制

在Gleeble-1500热模拟试验机上, 通过高温压缩实验对316L不锈钢的热加工硬化特点和机制进行了研究. 根据Ludwik幂函数模型对实验数据进行了非线性拟合, 并用 Crussard-Jaoul分析法计算了Ludwik幂函数模型的n值. 实验结果表明: 316L不锈钢在热变形过程中易发生加工硬化, 真应力-应变曲线上未出现应力峰值; 热变形过程中发生了部分动态再结晶, 这一不完全的软化机制无法抵消热加工硬化的作用, 另外在热变形过程中发生了孪生行为, 这是热加工硬化的主要机制之一.     

F40MnVS非调质钢大规格棒材热加工图的构建

采用Gleeble-2000D热模拟试验机对F40MnVS非调质钢进行了热模拟压缩试验,分析了该钢在850~1 050 ℃和0.01~10 s^-1条件下的热模拟压缩变形特征。同时,根据Prasad提出的动态材料模型(DMM)并结合有限元模拟,建立了适用于F40MnVS非调质钢φ156 mm规格棒材的热加工图。研究结果表明,在低应变速率(0.01~0.1 s^-1)下,材料呈现典型的动态再结晶特征;在高应变速率(1~10 s^-1)下,材料发生动态回复;由所建立的热加工图确定了F40MnVS非调质钢的最佳的热变形工艺,即变形温度900~950 ℃,应变速率0.03~0.1 s^-1。热加工图为F40MnVS非调质钢大规格棒材的加工性能分析和工艺优化提供了参考依据。     

Ni-Ti形状记忆合金热压缩变形行为及本构关系

采用热模拟实验在变形温度为700-900 ℃、应变速率为10-3-101 s-1的条件下,对Ni-Ti合金的热压缩变形行为及变形组织进行了分析.采用实测数据回归分析方法,得出双曲正弦函数形式本构方程中的材料参数;将材料参数对应变进行二次拟合,建立了Ni-Ti合金热变形过程的流变应力与变形温度、应变速率和应变的本构关系.变形激活能Q和结构因子A随应变的增加而减小,应力指数n随应变的增加呈线性增加.有序-无序间的相互转变以及动态回复或动态再结晶的综合作用,是Ni-Ti合金的热压缩变形真应力-真应变曲线变化规律不同于传统非金属间化合物材料的主要原因.     

PCrNi3MoV钢的静态再结晶行为

采用双道次热压缩试验对PCrNi3MoV钢的静态再结晶行为进行了研究,分析了不同变形速率、第一道次真应变、变形温度以及初始晶粒尺寸对其静态再结晶体积分数以及晶粒尺寸变化的影响,并且基于试验数据建立了PCrNi3MoV钢的静态再结晶动力学模型和晶粒尺寸模型.结果 表明:在相同间隔时间内,随着第一道次真应变、变形速率、变形...     

SA508-3钢动态再结晶过程的相场模拟

采用多相场(Multi-phase-field,MPF)模型模拟动态再结晶晶粒的生长过程,并用Kocks-Mecking(KM)方程模拟其力学行为。用热力模拟机对SA508-3钢进行了不同温度和应变速率下的热压缩试验,从热压缩流动应力-应变曲线中提取SA508-3钢动态再结晶特征参数并用于计算动态再结晶模型参数。利用所得参数对SA508-3钢的动态再结晶过程进行了多相场模拟,预测了热塑性变形过程中的组织演变和真应力-真应变曲线,与试验结果吻合较好。试验和数值结果均表明,流动应力随应变速率的增大及变形温度的降低而增大。本文的方法可用于研究其它材料的动态再结晶行为,为优化热锻工艺提供指导。     

基于应变补偿TC4-DT钛合金高温变形本构模型

通过TC4-DT钛合金在1181~1341 K,0.01~10 s~(-1)条件下热模拟压缩试验,得到其在不同条件下高温变形真应力-真应变曲线。采用回归分析和多项式拟合建立了应变补偿高温变形本构方程。结果表明:各变形条件下的流变应力曲线均呈现应变硬化和流动软化,低温高应变速率特征更明显。当应变速率低于1 s~(-1)时,预测值与实验值吻合程度较高,相关系数和平均相对误差绝对值分别为0.9952和5.78%,此修正模型可作为TC4-DT钛合金高温变形本构方程。