一种建筑用耐火钢变形抗力模型的建立

利用Gleeble-1500热模拟试验机对一种建筑用耐火钢进行了压缩试验，分析了变形温度、变形速率以及变形量对变形抗力的影响；在变形抗力σ与温度T的关系中，考虑了应变ε和应变速率ε的影响；在应变速率ε的影响指数中，考虑了温度的影响，建立了一种含Nb、Ti等微合金元素建筑用耐火钢应力峰值前的变形抗力模型。     

Ti-IF钢铁素体变形动态再结晶临界应变模型

用Thermecmaster-Z热模拟试验机试验得出成分为0.006 7%C-0.045 0%Ti的Ti-IF(无间隙原子)钢在变形温度750~900℃和变形速率0.1~40 s^-1时的应力-应变曲线,确定了Zener-Holloman参数Z与应变速率.ε和温度T(K)的关系式Z=.εexp(39 507/T),并建立了临界应变εc与原始晶粒尺寸d0和Z参数的临界应变方程ε_c=2.314 4×10^-3×d^{-0.8003 9}×Z^0.050。结果表明,在相同变形速率下,850℃变形时动态再结晶最易发生,当变形温度提高至900℃(两相区)时,即使在低变形速率(1 s^-1),也不发生动态再结晶。当变形速率大于1 s^-1时,Ti-IF钢热加工时不能出现动态再结晶。临界应变预测值与实测值比较,平均误差≤5%。     

20CrMnTiH钢唯象本构模型及动态再结晶行为

 采用Gleeble-3800热模拟试验机对20CrMnTiH钢进行了等温热压缩试验,研究了该钢在变形温度为850～1 150 ℃、应变速率为0.01～10 s－1条件下的高温热变形行为,运用数学回归方法和热力学不可逆原理,建立了20CrMnTiH钢应变补偿的唯象本构方程和动态再结晶模型,并对该应变补偿的唯象本构模型进行了有效验证。在真应力-真应变曲线中,变形温度和应变速率对20CrMnTiH钢的流变应力影响显著,表现出正的应变速率敏感性和负的温度敏感性;由本构模型计算得到的流变应力值与试验值两者之间有很好的相关性[(R＝0.976 64),]平均相对误差为5.544 2%;在应变硬化速率与流变应力关系曲线中,利用单一参数法和求解拐点法获得了不同变形条件下动态再结晶的临界应力[σc]和临界应变[εc]值,建立了临界应力、临界应变和Zener-Hollomon参数的数学模型[ε≥εc＝][0.007 9 lnZ－0.153 23,]且临界应变[εc]随着温度补偿应变速率因子[Z]的增加而增加。     

321奥氏体不锈钢动态再结晶的研究

通过Gleeble-1500热模拟试验机研究了321钢(/%:0.028C、0.69Si、1.21Mn、0.030P、0.001S、17.33Cr、9.19Ni、0.31Ti)单道次高温(900～1 200℃)压缩(0.01～1 s^-1)时的动态再结晶。结果表明,变形温度越高,应变速率越低,321钢的软化作用越强,热变形条件下的真应力-真应变曲线一般没有明显的应力峰值,在应变速率0.01、0.1、1 s^-1时321钢动态再结晶开始发生的温度分别为1 050、1 150、1 150℃;在1 200℃变形时,仍然只发生部分动态再结晶。321钢热变形激活能Q=422.72 kJ/mol,动态再结晶Z参数Z=εexp[422 720/(RT)],临界应变ε_c=0.035 67Z^{0.066 04}。     

82B高碳钢临界应变的数学模型

在Ettore Anelli提出的热轧控冷线棒材临界应变模型的基础上，用Therraeemaster-Z热模拟试验机得出成分为(％)：0．82C-0．6Mn-0．1Cr的82B钢在原始晶粒直径47-124pan，变形温度900-1050℃和变形速率(0．1-25)／s时的应力．应变曲线，并按照所确定的临界应变模型系数，建立了82B高碳钢的临界应变模型ε=0.01 d0^0.177 283[εexp(165 282.1RT)]0.142 722。结果表明，随热变形温度的增高，应变速率的减小和原始晶粒细小，钢更易进行动态再结晶，温度和应变速率的影响较钢中原始晶粒尺寸对钢的动态再结晶的影响更大。模型计算值和实验测量值相一致。     

X52管线钢热变形行为的研究

用Gleeble-3500热模拟试验机对X52(L360)管线钢(%:0.08C、0.20Si、0.93Mn、0.024Als、0.02Nb、0.02Ti)在950～1200℃、应变速率0.01～10 s^-1时进行50%热压缩变形试验,得出真应力-应变曲线。通过回归分析,确定X52钢热变形激活能和热变形方程,得出应变速率、温度和Z参数对热形变峰值应力的影响。结果表明,变形温度降低,峰值应力增加并向应变增大方向移动,随变形速率增加,峰值应力增大并且也向应变增大方向移动;X52钢热变形激活能为232 kJ/mol;随Z参数增加,热变形峰值应力增加。     

B30MnSi钢的动态再结晶行为

采用Gleeble1500热模拟试验机对B30MnSi钢(%:0.32C,1.04Mn,0.85Si,0.019P,0.009S)进行变形温度为850～1000℃,应变速度为0.1～101/s的压缩变形试验,以研究该钢的动态再结晶规律。并通过回归分析得出峰值应力σm,应变εp,动态再结晶临界应变εc与温度补偿变形速率因子Z之间关系式为σm=16.689Ln(Z)-347.41;εp=0.0474Ln(Z)-1.1023;εc≈0.0393Ln(Z)-0.915。     

Cu-P-Cr-Ni-Mo耐候钢高温变形奥氏体的动态再结晶

用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Cu-P-Cr-Ni-Mo耐候钢(%:0.10C、0.075P、0.65Cr、0.22Ni、0.43Mo、0.28Cu)在应变速率0.01～1 s-1、温度850～1150℃时的动态再结晶行为,得出该钢奥氏体区的真应力-真应变曲线和动态再结晶图,分析了变形参数对峰值应力的影响和不同热变形时耐候钢的动态再结晶体积分数与真应变的关系,建立了该钢的奥氏体热变形方程、动态再结晶临界条件回归方程和奥氏体动态再结晶体积分数数学模型。结果表明,随变形温度升高,峰值应力下降;随变形速率增大,峰值应力升高;随Z参数增大即变形温度降低,应变速率增加,发生再结晶的临界应变εc和发生完全再结晶的应变εs均呈线性增加。     

Ti600合金的流变失稳特性研究

在Gleeble-1500热模拟实验机上采用等温压缩实验的方法研究了Ti600合金两种状态下的热塑性变形行为,分析了合金在变形过程中的流变失稳特征。结果表明：在800—930℃,0．03～10s^-1区域内产生流变失稳现象,如出现局部塑性流动,形成绝热剪切带,进而发生开裂。在低温、高应变速率区域（T=800℃,ε=10s^-1）,可以看到明显的45。开裂现象;在中温、高应变速率区（T：850℃,ε=10s^-1）,压缩试样侧面出现纵向开裂。     

Ti-Nb IF钢铁素体区的热加工性能

按照Gleeble 1500D机热模拟试验结果,通过回归分析得出Ti-Nb IF(无间隙原子)钢(%:0.005C、0.055Al、0.01Nb、0.08Ti)在铁素体温度区(840～780℃)流变应力峰值σ_p与Zener-Hollomon参数Z(T,ε)之间的解析表达式;利用铁素体区变形的功率耗散图和加工失稳图建立了该钢的热加工图,获得其加工安全区和失稳区。结果表明,变形温度800～825℃,应变速率0.02～0.002 s^-1区域为Ti-Nb IF钢铁素体区热加工安全区域。     

热变形对40CrMnMo钢的晶粒尺寸影响规律研究

采用了MMS-200热力模拟机以40CrMnMo钢为实验对象进行了热压缩试验,研究了变形温度850℃～1150℃,变形量0.8,应变速率在0.01～10s~(-1)条件下实验钢的热变形行为。通过分析高温下变形参数对流变应力和奥氏体晶粒尺寸的影响,建立40CrMnMo钢的稳态动态再结晶晶粒尺寸模型。结果表明:变形温度为850℃～1150℃,实验钢在应变速率0.01～0.1s~(-1)下发生连续动态再结晶,应变速率1～10s~(-1)下发生动态回复。通过引入Zener-Hollomon(Z)参数表征变形参数对稳态动态再结晶晶粒尺寸的影响,建立了稳态再结晶晶粒尺寸的数学模型,得出提高应变速率或变形温度较低能使Z参数增大,峰值应力升高且动态再结晶晶粒减小。     

5083铝合金高温变形的流变应力

在Oleeble-1500热模拟机上,对5083铝合金进行高温等温压缩热模拟,分析了流变应力与应变速率、变形温度之间的关系和高温变形的内在机理,同时血对合金元素对流变应力的影响进行了分析。结果表明：在应变速率为0．01s^-1、0．1s^-1、1s^-1（400℃、450℃）和0．01s^-1（350℃）,其流变应力出现明显的峰值应力,表现出连续动态冉结品特征;在0．1s^-1、1s^-1（350℃）,表现为稳态流变,为动态回复。采用双曲正弦形式的Arrhenius关系来描述5083铝合金高温变形时的流变应力,获得5083的材料常数A、α、n和Q分别为0．06918s^-1、0．01002MPa^-1、3．2819和149．67kJ／mol。在不同的应变率比值下计算应变率敏感（SRS）系数（m=dlnσ／dlnε）,发现随着温度升高,应变增大,m值增大。     

工业纯铝的动态再结晶行为

文章研究工业纯铝在等温压缩过程中流变应力特征和微观组织的演变。结果表明：在同一应变速率0．01／s下，变形温度为220℃和300℃时，真应力-真应变曲线呈稳态特征，材料只发生了动态回复，当T≥380℃时，发生了动态再结晶；任同一变形温度460℃，不同应变速率（1／s，0．1／s，0．01／s，0．001／s）下变形时发生了动态再结晶；动态再结晶机制是连续动态再结晶和几何动态再结晶，其真应力-真应变曲线呈单峰特征？     

超低碳Nb-V-Ti微合金钢热变形行为的研究

在热模拟实验的基础上，分析了变形条件及微合金元素Nb(0．018％～0．056％)、V(0．01％-0．02％)、Ti(0．01％-0．02％)对0．06％-0．08％C实验钢的热变形行为的影响。在Sellas-Tartat方程的基础上，建立了应力-应变曲线数学模型：动态回复模型σ(e)=σ0 (σp—σ0)[1-exp(-3．23ε/εs)]^0.5，式中：σp-峰值应力，σ0-初始应力，ε-变形应变，σs-加工硬化与回复进入稳态的临界应变；动态再结晶模型σ=σ(e)-(σp-σss){1-exp[-2．363(ε-εc)εc^0.3425)^2]}，式中：σss-动态再结晶进入稳态时的应力，εc-动态再结晶临界应变。利用该模型对0．07％C-0．018％Nb实验钢工业轧制时轧制压力进行了预测，其结果与实测值吻合良好。     

稀土Ce对T91钢高温塑性变形和动态再结晶的影响

为了研究含0. 016%稀土Ce的T91钢的高温变形行为,采用Gleeble-1500D热模拟机进行热圧缩测试,测定该材料在变形温度T为1 100～1 250℃和应变速率为0. 5～5. 0 s-1时变形的应力-应变曲线,采用ZenerHollomon参数法构建高温塑性变形的本构方程,然后计算材料的能量耗散图,并且对高温变形组织在光学显微镜下进行研究。结果表明:添加稀土Ce的T91钢的应力-应变曲线没有出现双峰特性,存在动态再结晶现象;通过流变应力模型计算的热变形激活能为559. 46 k J·mol-1,说明稀土Ce的添加增加了T91钢的热变形激活能;结合能量耗损图和微观组织可知,稀土Ce推迟了T91钢的动态再结晶过程,在高温和小应变速率下,动态再结晶容易发生。     

40Cr钢热变形行为研究

利用Gleeble-3500热模拟试验机在变形温度900～1 200℃和应变速率0.01～10 s^-1范围内，对40Cr钢试样进行压缩实验。研究了40Cr钢真应力-应变曲线特征，建立了峰值应力、应变速率和变形温度间的本构方程，并确定了40Cr钢热变形激活能为310.625 kJ/mol。研究结果显示：40Cr钢热变形时的流变软化机制为动态回复和动态再结晶；随着变形温度增加和应变速率减小，流变应力减小；试样的变形温度越高，应变速率越低，显微组织中的动态再结晶越完全，并且动态再结晶晶粒越容易长大。     

BH08G焊接用钢的热变形行为及动力学再结晶模型

用Gleeble-1500热模拟试验机研究了成分(% )为。.08C、l. 59Mn、0.34Mo、0.12Ti的BH08G焊接用 钢在950 ~ 1050℃ 、变形速率 ε 为0.1 ~ 10.0 s ^-1时的热变形行为。通过奥氏体再结晶动力学回归计算得出： BH08G钢的Zener-Hollomon参数Z与峰值应力的关系式为Z =3. 829 x 10¹²exp(0.046 46 δ_m); 峰值应力 δ_m、动态再结晶临界应变ε_c、峰值应变ε_m、动态再结晶完成应变ε_s与InZ的关系为:δ_m=21.338InZ-516.49,ε_c≈ 0.83ε_m= 0.032 6InZ-0.732, ε_s=0.052 2InZ -0.980 1 。通过BH08G钢动态再结晶状态图得出,BH08G钢粗轧温度为980 ~ 1 050 ℃、精轧温度为930 -980℃有利于变形晶粒细化,改善材料的力学性能。     

汽车薄板钢应变速率敏感性影响有新论

日前，德国学者研究了汽车薄板钢在碰撞条件下，应变速率、温度、应变和显微组织对其应变速率敏感性的影响。 该研究通过液力伺服动态拉伸实验阐述了各参数对汽车薄板用钢应变速率敏感指数m值的影响。研究主要结论如下：汽车碰撞实验中，在应变速率为10^-3s^-1～200s^-1、温度在233K～373K范围内，汽车薄板用钢的动态变形行为是一个热激活过程，流动应力随着应变速率的增加或者是温度的降低而增加。     

高铁用EA4T车轴钢热变形行为及变形抗力模型的试验研究

试验用EA4T车轴钢(/%:0.26C、0.35Si、0.75Mn、0.011P、0.012S、1.04Cr、0.22Mo)由10 kg真空感应炉熔炼。用Gleeble-1500热模拟试验机对EA4T车轴钢进行高温单道次压缩试验以研究温度(950～1150℃)、应变量(0～0.8)和应变速率(0.1～20 s^-1)对该钢变形抗力的影响,并建立该钢热变形抗力的数学模型。结果表明,钢种在较高温度和较低应变速率下动态再结晶容易发生,峰值应力(σ_P)、峰值应变(ε_P)和稳态应力(σ_s)与参数lnZ成线性关系;实验钢的峰值与稳态激活能分别为320.22 kJ/mol和361.91 kJ/mol;变形抗力的预测模型与实验所得结果吻合良好。     

SWRCH22A冷镦钢的热变形行为和动态再结晶

采用Gleeble-1500D热模拟试验机,对Φ30 mm SWRCH22A冷镦钢中间坯（/%:0.18～0.20C、≤0.05Si、0.80～0.88Mn、≤0.020P、≤0.015S、≥0.025A1）进行850～1000℃、变形速度O.1～20 s^-1、真应变≤1.0的单道次压缩变形试验,得出该钢在不同变形条件下的真应力应变曲线:试验结果表明,随着温度的升高及应变速率的降低,钢的流动应力降低,且动态再结晶在高变形温度和低变形速率下更容易发生。SWRCH22A钢的动态再结晶变形能Q_def=328 264 J/ml。通过回归分析得到了SWRCH22A冷镦钢的流动应力模型和动态再结晶动力学方程,模型计算与试验结果吻合。