Ni60Ti40形状记忆合金的热变形行为

为获得Ni₆₀Ti₄₀形状记忆合金热变形的最佳工艺参数,利用等温恒速率热压缩试验研究了在温度为800～1 000℃、应变速率为0.005～5.000 s^-1条件下Ni₆₀Ti₄₀合金的热变形行为,通过探究不同变形温度和应变速率对Ni₆₀Ti₄₀合金流变行为的影响创建本构关系,并以动态材料模型为基础构建热加工图。结果表明,Ni₆₀Ti₄₀合金的流变应力随变形温度的升高而减小、随应变速率的升高而增大。温度为900～1 000℃、应变速率为0.005～0.500 s^-1时,流变应力较快达到稳态,且所需的变形量较少。采用Arrhenius双曲正弦模型构建的Ni₆₀Ti₄₀合金热变形的流变应力本构关系模型可基本准确地预测实际流变应力随工艺参数的变化趋势,计算得到Ni₆₀Ti₄₀合金的平均热变形...     

多组元Fe-W-B合金本构方程及热加工图的研究

为解决铸造高硼合金难热加工以及硼化物呈网状分布的问题，本文以多组元Fe-W-B合金为例，采用Gleeble-3500热模拟实验机研究了其在变形温度800℃～1150℃、应变速率0.01s^-1～10s^-1条件下的高温流变行为。结果表明，多组元Fe-W-B合金的高温流变应力状态主要受温度和应变速率影响，具体表现为流变应力随着应变速率降低和变形温度升高而减小，真应力-应变曲线表现出动态回复型和动态再结晶型特征。本文还构建了Arrhenius型热变形本构方程并对其准确性进行了验证；根据热加工图确定了多组元Fe-W-B合金最佳热加工窗口并进行锻造验证。锻后，多组元Fe-W-B合金中的网状硼化物被有效破碎并且力学性能大幅提升。     

HGH3126镍基合金热变形行为及组织演变

通过热压缩实验研究了HGH3126镍基合金（/%:≤0.005C,17.20Cr,4.21W,16.25Mo,5.49Fe,0.46Mn,0.20V）在变形温度为950～1200℃、应变速率为0.01～10 s^-1的热变形行为。基于Arrhenius方程和Zener-Hollomon参数模型,建立了HGH3126合金高温热变形的流变应力本构方程。通过对高温热变形后的HGH3126合金显微组织进行观察,分析了变形温度和应变速率对HGH3126合金动态再结晶行为的影响。结果表明,变形温度越高,合金动态再结晶越容易形核;应变速率越小,合金动态再结晶过程进行得越充分。当应变速率0.1 s^-1,变形温度1100℃时,该合金基本发生完全动态再结晶。     

Cr5型冷轧工作辊用钢的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了Cr5钢(%:0.85C、5.0Cr、0.6Si、0.5Ni、0.4Mo、0.1V)在应变速率0.001～1 s^-1、变形温度900～1 200℃条件下的热变形行为。Cr5钢的热变形激活能Q为307 kJ/mol,确定了表征热变形峰值应力与温度和应变关系的Cr5钢的热变形方程,建立了其热加工图(Processing Map);随着变形温度的升高及应变速率的降低,能量消耗效率η逐渐升高;真应变为0.7,变形温度为1 100℃、应变速率为0.001 s^-1时,能量消耗效率达到峰值,约为40%。     

TA9钛合金高温拉伸变形行为的研究

采用高温拉伸试验，得到TA9钛合金在800～920℃温度范围内和应变速率为0.001～0.125 s^-1条件下的应力应变曲线，分析在拉应力条件下，变形温度、应变速率和流变应力三者之间的关系，构造了Arrhenius双曲正弦函数本构方程，并进行了应变修正，绘制出变形量为20%和50%时的热加工图，总结出不同变形条件下合金显微组织演变规律。结果表明：流变应力随变形温度的提高和应变速率的降低而降低，由本构方程计算出两相区变形激活能为569.453 kJ/mol，热加工图中的失稳区主要有四个区域，分别是在800～845℃和870～920℃时，应变速率在大于0.07 s^-1和0.002～0.03 s^-1处。此外，断裂位置显微组织中α相沿着合金变形的方向被拉长，α晶界变成锯齿状，这与动态回复过程中α向沿亚晶界破碎、分割和晶界突出有关。当变形温度一定时，等轴α晶粒尺寸随应变速率的提高而减小，当应变速率一定时，等轴α晶粒尺寸随温度的升高而变大。     

7085铝合金热变形行为特征

采用光学金相、热压缩实验和本构方程计算，研究了7085铝合金在不同热变形工艺下的热变形行为。实验结果表明，在热变形温度350～460℃和变形速率0.01～10 s^-1范围中，随着7085铝合金变形温度的提高和速率降低，合金的变形峰值应力随之降低，7085铝合金呈现出正应变速率敏感性；采用Arrhenius本构关系构建了7085铝合金热变形的本构模型，并建立了7085铝合金变形温度和速率范围内的热加工图，确定出7085铝合金热变形加工的合适工艺范围温度为420～460℃，应变速率0.01～0.3 s^-1。在此工艺条件下，合金变形稳定且易于金属流动。     

耐蚀合金G3、G3-Z和825热加工性的研究

用Thermomacmaster-Z热模拟机和TEM,SEM研究了G3(%:0.012C、46.51Ni、24.71Cr、8.88Mo、1.15W、1.72Cu、0.10Nb)、G3-Z(%:0.014C、46.53Ni、24.05Cr、6.89Mo、1.09W、1.70Cu)和825耐蚀合金(%:0.006C、43.77Ni、22.10Cr、3.24Mo、1.90Cu、0.86Ti)1 030～1 300℃、应变量(ε)0～0.8、应变速率1～2.5 s^-1的应力-应变曲线和温度对合金最大应力和断面收缩率的影响,并分析了合金发生动态再结晶的影响因素。结果表明,G3、G3-Z、825合金动态再结晶的晶粒大小随温度补偿系数Z的增大而减小;G3、G3-Z、825合金适宜的热加工温度范围分别为1 100～1 240℃、1 130～1 220℃和1 050～1 240℃。     

熔铸态和锻态TiBw/TA15复合材料热变形行为研究

采用Gleeble-3800型热模拟试验机对熔铸态和锻态TiBw/TA15复合材料进行高温压缩变形试验,研究不同状态TiBw/TA15复合材料在变形量70%、变形温度900～1150℃、应变速率0.01～10 s^-1条件下的热变形行为,建立热加工图,并分析该复合材料在热变形过程中的组织性能演变规律。结果表明,熔铸态TiBw/TA15复合材料的热加工工艺窗口为温度900～1150℃,应变速率2.72～10 s^-1;温度1000～1100℃,应变速率0.01～0.03 s^-1;温度1075～1130℃,应变速率0.01～0.13 s^-1。锻态TiBw/TA15复合材料的热加工工艺窗口为温度900～975℃,应变速率0.37～10 s^-1;温度960～1025℃,应变速率0.01～0.37 s^-1;温度1025～1150℃,应变速率0.01～10 s^-1。通过对比发现,锻态TiBw/TA15复合材料的热加工工艺窗口宽,热变形加工性能优于熔铸...     

奥氏体型Fe30Mn9Al0.9C低密度钢的热变形行为研究

利用Gleeble-3800热模拟试验机对Fe30Mn9Al0.9C钢进行不同变形温度(750～1 150℃)和不同应变速率(0.01～10 s^-1)的热压缩试验，研究热变形行为及组织演变规律。结果表明，试验钢是温度和速率敏感材料，随着变形温度升高和应变速率的降低，变形抗力逐渐降低，动态再结晶更容易发生；变形后获得奥氏体基体分布极少量不连续带状铁素体的组织，铁素体优先承担应变导致在变形初期发生流变应力随应变增加急剧下降的现象；构建本构方程，得到激活能值为399.534 kJ/mol;通过构建热加工图得到良好加工性能的工艺窗口为950～1 050℃、0.01～0.07 s^-1和1 075～1 150℃、1～10 s^-1。     

微合金化8630钢高温热压缩变形行为研究

在AISI8630钢基础上制备了一种微合金化8630钢。在变形温度为850～1200℃、应变速率为0.01～10 s^-1、压缩量为60%条件下，使用Gleeble-3500热模拟试验机进行单向热压缩试验。分析微合金化8630钢在不同条件下的应力应变曲线及组织变化，确立试验钢的热变形本构方程，并基于动态材料模型(DMM)模型建立热加工图。结果表明：在试验过程中，当材料变形程度一定时，流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小。通过修正拟合，材料热激活能为409.036 kJ/mol,预测理想变形条件温度为1 125～1 200℃,应变速率为0.01～0.1 s^-1。     

高温形变参数对4J32超因瓦合金组织演变的影响

使用热模拟压缩试验仪器,设置850～1 150℃不同应变温度和0.1～10 s^-1应变速率等热变形参数进行试验,通过金相显微镜、热模拟试验等设备对合金进行组织形貌表征,结合热模拟压缩试验应力应变曲线及合金组织形貌进行分析,系统性研究4J32超因瓦合金(Fe-32Ni-4Co)在850～1 150℃高温热变形行为及组织形貌演变过程。研究发现,4J32超因瓦合金在900℃以下热变形过程不发生动态再结晶,且合金中存在大量的变形晶粒组织。当热变形温度大于1 050℃时,合金开始发生动态再结晶,且应变速率越快其动态再结晶程度越高。研究结果表明,超因瓦合金最优的热变形温度>1 100℃,应变速率为10 s^-1。     

DIN 1.2738塑料模具钢热变形及热加工图分析

采用Gleeble-3800热模拟试验机进行了DIN 1.2738塑料模具钢（/%:0.35～0.46C,0.20-0.40Si,1.30～1.60Mn,1.80～2.20Cr,0.90～1.20Ni,0.15～0.23Mo）的热压缩实验,获得了该钢在850～1250℃、应变速率在0.01～30的应力-应变曲线。基于得到的热变形数据,建立了该钢的峰值应力以及应变补偿的热变形本构方程和热加工图,并结合热加工图的结果分析了该钢合理的热加工参数范围。结果表明,DIN 1.2738钢的热变激活能为354.21 kJ/mol,利用建立的应变补偿的双曲正弦本构方程可对塑料模具钢的热变形曲线进行准确预测,通过加工图的分析可得DIN 1.2738塑料模具钢的最佳的热变形工艺参数范围为:（1）温度950～1 150℃,应变速率0.01～0.7 s^-1;（2）温度1170～1200℃,应变速率0.01～1 s^-1。     

1Cr22Mn16N高氮奥氏体不锈钢的热变形行为

高氮奥氏体不锈钢高温热塑性差，需要掌握其可控成型参数。以1Cr22Mn16N高氮奥氏体不锈钢为实验材料，采用Gleeble 3800热模拟实验机进行热压缩实验，探究了其在不同变形温度(850～1 100℃)和应变速率(0.001～10 s^-1)下的热变形行为。基于动态材料模型构建了1Cr22Mn16N的本构方程和热加工图，确定了最佳热加工参数，并结合EBSD分析了材料变形过程中的组织演化行为。研究结果表明，1Cr22Mn16N的热压缩流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低，沿晶界发生的不连续动态再结晶是其主要软化机制。通过计算得到高氮奥氏体不锈钢高温变形表观活化能(Q)为350.9 kJ/mol,并建立了Arrhenius本构关系。热加工图表明，1 050～1 100℃,0.001～0.1 s^-1为其最佳热加工窗口。通过微观组织观察发现，随着变形温度的升高和应变速率的降低，晶粒尺寸逐渐均匀。研究结果可为1Cr22Mn16N不锈钢锻造、轧制等高温热变形工艺的制定提供理论参考。     

高应变速率平面压缩00Cr22Ni5Mo3N双相钢的变形抗力和组织变化

采用Gleeble 3800模拟试验机对锻态00Cr22Ni5M03N双相不锈钢进行900～1200℃,应变速率为10 s^-1和50 s^-1的平面应变试验。结果表明,双相钢的峰值变形抗力随变形温度升高急剧降低,并且当应变速率由10 s^-1提高到50 s^-1时双相钢的峰值应力提高40～60 MPa;在1 000～1200℃变形,钢中铁素体组织发生动态回复和再结晶,奥氏体通过位错的聚集、亚晶界形成发生部分软化。     

短时高温钛合金热变形行为研究

采用热模拟试验机对铸态Ti-6Al-4Sn-8Zr-0.8Mo-1.5Nb-1W-0.25Si短时高温钛合金进行热模拟试验，研究了其高温变形行为。试验结果表明：该高温钛合金热变形对温度和变形速率敏感，随着应变速率降低和变形温度升高，真应力显著降低。利用高温压缩应力应变数据绘制了热加工图，分析结果显示：(α+β)相区的900～960℃、0.035～0.368 s^-1和960～1 010℃、0.165～0.577 s^-1;β相区的1 010～1 020℃、0.165～1 s^-1为最适合加工的区域。经计算，(α+β)两相区的热变形激活能为316.229 kJ/mol，并构建了该相区内的本构方程。     

40%SiCp/Al复合材料热变形行为及热加工图

采用Glebble-1500D热模拟试验机,在350～500℃变形温度、0.01～10.00 s^-1应变速率条件下进行等温压缩变形,研究40%Si Cp/Al复合材料(体积分数)的热加工性能。通过热变形真应力-真应变曲线分析复合材料的热变形规律,建立材料本构方程,利用动态材料模型计算出应变速率敏感指数和功率耗散效率系数,绘制出功率耗散图、失稳图及二维加工图。结果表明,应变速率和变形温度显著影响流变应力,应变速率一定时,变形温度升高,流变应力减小;在相同的变形温度下,随应变速率的增加,流变应力也随之升高。根据加工图可知,在高温高应变速率条件下,材料的功率耗散效率系数大,说明该变形区域发生了组织转变;应变对失稳区域和加工区域影响不大,功率耗散效率系数随应变的增加而增大。40%Si Cp/Al复合材料建议热加工条件为变形温度436～491℃,应变速率0.04～9.97 s^-1。     

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。     

2Cr12NiMo1W1V超临界汽轮机叶片用耐热钢的热变形行为

 为了解决2Cr12NiMo1W1V耐热钢在锻造过程中晶粒粗大和组织不均匀的问题，利用Gleeble-3800热模拟试验机，在变形温度为1 000～1 200 ℃、应变速率为0.01～10 s－1、变形量为70%的条件下，研究和分析了2Cr12NiMo1W1V耐热钢的高温塑性变形和动态再结晶行为。结果表明，该耐热钢的真应力-应变曲线具有动态再结晶特征。再结晶晶粒尺寸随着变形温度的增加或应变速率的降低呈增加趋势，在变形温度为1 150～1 200 ℃，应变速率为0.01 s－1时，晶粒尺寸急剧增加。在真应力-应变曲线的基础上，建立了材料热变形本构方程，其热激活能为453.74 kJ/mol。根据峰值应力绘制了合金的热加工图并获得在各加工条件下的效率值，合金的最佳热加工区间为变形温度为1 000～1 150 ℃、应变速率为0.1～1 s－1以及变形温度为1 060～1 125 ℃、应变速率为0.1～10 s－1。     

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%。     

Al-Cu-Mg-Mn-Ag合金的热塑性模拟研究

采用等温热压缩试验研究了具有超高Ag含量的Al-5.8Cu-0.7Mg-0.4Mn-1.4Ag合金的热塑性。结果表明,在变形速率和总变形量不变的条件下,随变形温度的升高,合金真应力水平逐渐下降,但下降的速率在不同温度范围是不同的。在同一变形温度下,随着应变速率增加,合金应力水平升高,具有正的应变速率敏感性,且变形温度在420℃以上时表现更为明显。合金在变形温度为390℃、应变速率为0.1s^-1的条件下压缩,压下量达到70%时未出现开裂,展示了良好的热加工性能。