新型热作模具钢5CrNiMoVNb的热变形行为研究

为了研究热作模具钢5CrNiMoVNb的热变形行为，利用Gleeble3800热模拟试验机进行单道次热压缩实验，获得了应变速率为0.001～0.1 s^-1和变形温度1 030～1 230℃条件下的高温流变应力曲线。应用双曲正弦函数构建了与应变有关的材料本构模型并验证，并基于动态材料模型构建了三维功率耗散图和三维失稳图，将二者叠加得到典型应变下的热加工图。结果表明，所有变形条件下的高温流变应力曲线均呈现典型动态再结晶特征，并且由于奥氏体基体析出强化相含量、动态再结晶体积分数的影响，流变应力随变形温度的降低或应变速率的增大而增大。基于5CrNiMoVNb钢的本构模型计算的流变应力值与实验值的相关性系数为0.992 7,较高的相关性系数表明建立的高温流变应力模型能够比较准确地预测合金的流变应力。此外，根据不同条件下的三维功率耗散图和三维失稳图可知，随着应变的增大，功率耗散峰值区向中温、高应变速率区域扩散，热变形失稳仅容易出现在低应变、低变形温度和高应变速率区域。真应变为0.8时，最佳的加工工艺参数范围为：变形温度为1 080～1 200℃,应变速率为0.01～0.1 s...     

Al-Li-Cu-Mg-Zn-Ag合金的热变形特征与加工图研究

采用Gleeble1500热模拟试验机对Al-Li-Cu-Mg-Zn-Ag合金进行等温热压缩实验,研究其在变形温度范围为300~500℃,应变速率范围为0.001~10 s-1内的热变形行为。分析了合金流变曲线特征,构建该合金在真应变分别为0.1,0.3和0.5时的加工图并讨论了真应变为0.5时的安全区和失稳区组织特征。结果表明:Al-Li-Cu-Mg-Zn-Ag合金的流变曲线分为过渡变形阶段和稳态变形阶段,流变应力的数值随变形温度的升高而减小,随应变速率的增加而增大;3种真应变下的加工图显示,能量耗散因子具有相似的变化趋势,均在高温低速区达到峰值,失稳区覆盖的范围随应变量的增加而增大,当真应变为0.5时,失稳区参数为变形温度300~480℃,应变速率0.01~10.00 s-1;当真应变为0.5时,安全区以动态回复组织为主,有少量动态再结晶,失稳区组织出现了局部流变带;在变形量较小(真应变0.5)的情况下,建议Al-Li-Cu-Mg-Zn-Ag合金热加工工艺为变形温度范围410~480℃,应变速率范围0.003~0.100 s~(-1)。     

Cu-Ag合金热压缩流变应力行为

在应变速率为0.01~10.00 s-1、变形温度为700~850℃的条件下,通过热压缩实验研究Cu-Ag合金的高温流变行为,发现该合金高温流变应力对温度和应变速率比较敏感,且在不同条件下呈现的软化特征也有区别。通过双曲正弦本构方程和线性回归分析,得到了不同变形条件下,关于结构因子、材料参数、以及热变形激活能的6次多项式方程,从而建立了随材料参数变化的Cu-Ag合金流变应力本构模型。根据动态材料模型(DMM)建立功率耗散图和失稳图,并通过叠加得到Cu-Ag合金的热加工图,然后,利用热加工图确定了该合金的加工安全区和流变失稳区。分析可知Cu-Ag合金的最佳变形工艺参数主要处于3个区间:低温低应变速率区(变形温度为700~770℃,应变速率为0.0100~0.0316 s-1),该区域的峰值功率耗散系数η为0.46;高温中应变速率区(变形温度为780~835℃,应变速率为0.1~1.0 s-1),该区域的峰值功率耗散系数η为0.33;和高温高应变速率区(变形温度为835~850℃,应变速率为3.162~10.000 s-1),该区域的功率耗散系数η峰值为0.33。     

7085铝合金的高温压缩流变应力及软化行为

对均匀化炉冷态7085铝合金进行高温压缩实验,研究该合金在变形温度为350~450℃、变形速率为0.001~0.1 s 1和应变量为0~0.6条件下的流变应力及软化行为。结果表明:流变应力在变形初期随着应变的增加而迅速增大,出现峰值后逐渐软化进入稳态流变;随着变形温度的升高和应变速率的降低,峰值流变应力降低。采用包含Zener-Hollomon参数的Arrhenius双曲正弦关系描述合金的流变行为。分析和建立了应变量与本构方程参数(激活能、应力指数和结构因子)的关系,研究发现本构方程参数随应变量的增加而减少。合金的流变行为差异与动态回复再结晶和第二相粒子相关。     

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。     

一种含铁Ni_3Al基合金的热变形行为

采用Gleeble-1500D热模拟试验机对一种含铁Ni3Al基合金进行了高温压缩试验,试验温度为1 050~1 150℃,应变速率为0.1~1.0s-1,工程应变量为50%。获得了不同变形条件下的真应力-真应变曲线,并分析了合金微观组织的变化。结果表明:合金的流变应力随着变形程度的增加先达到峰值应力,之后逐渐降低,趋于稳态流变。提高变形温度及减小应变速率能有效促进动态再结晶过程。在变形温度1 100℃以上,工程应变为50%时,能够获得完全再结晶的锻态组织。基体中的γ′相粒子对合金动态再结晶有抑制作用,β相的存在促进了相界处动态再结晶形核但抑制了完全动态再结晶晶粒的长大。高温下β相的软化效应和γ′相的回溶转变都有效提高了Ni3Al基合金热加工性能。     

电热合金Cr20 Ni80的热变形行为及热加工图

为了解决Cr20Ni80电热合金锻造开裂的问题,在Gleeb-1500D热模拟试验机上对该合金进行热压缩试验,研究变形温度为900~1220℃,应变速率为0.001~10 s-1条件下的热变形行为,并根据动态材料模型建立合金的热加工图.合金的真应力-真应变曲线呈现稳态流变特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加;热变形过程中稳态流变应力可用双曲正弦本构方程来描述,其激活能为371.29 k J·mol-1.根据热加工图确定了热变形流变失稳区及热变形过程的最佳工艺参数,其加工温度为1050~1200℃,应变速率为0.03~0.08 s-1.优化的热加工工艺在生产中得到验证.     

Ti-B25高强β钛合金高温变形过程本构关系的研究

在Gleeble 3800型热模拟实验机上对Ti-B25合金进行高温热压缩实验,实验条件为:温度800～1 000℃,应变速率0.01～10s~(-1),变形量70%。结果表明:Ti-B25合金在变形初期,随着应变的增大,流动应力迅速增大,达到峰值后,流动应力开始下降并逐渐趋于稳定,显示出稳态流动特征。在高温变形时,随着温度的升高和应变速率的减小,稳态应力和峰值应力均明显降低。通过对数据的回归处理,拟合出热变形激活能Q、结构因子A、应力指数n、应力水平参数α与应变ε之间的函数关系式,从而得到合金高温变形过程的本构方程。     

47Zr-45Ti-5Al-3V合金高温流变行为及本构模型研究

采用Gleeble 3500热模拟试验机研究了47Zr-45Ti-5Al-3V合金在变形温度为650～850℃和应变速率为1×10-3～1×100s-1的热变形行为。结果表明变形温度和应变速率对47Zr-45Ti-5Al-3V合金的热变形行为有显著影响。在低温和高应变率下,在变形初期阶段合金的流变曲线表现出一个显著的应力降现象,应力降幅值随变形温度的增加和应变速率的降低而降低,合金仅发生动态回复。在高温和低应变率下,真应力-应变曲线表现出典型的动态再结晶特征,流变应力随应变的增加先增加到一个峰值,随后随着应变的增加逐渐降低到一个稳态值。峰值应力随变形温度的降低和应变速率的增加而增大。Arrhenius-type本构方程在不同应变下的材料常数(α,Q,n和ln A)已经算出。热变形激活能Q随应变的增加先增加然后降低,而n随应变的增加逐渐降低到一个恒定值。通过应变补偿的Arrhenius-type本构方程对合金热变形过程中的流变应力进行预测,表明预测的流变应力值与实验数据吻合较好。     

新型Ti-6554钛合金热变形行为及热加工图

利用Gleeble-1500热模拟实验机研究了新型Ti-6Cr-5Mo-5V-4Al合金在740～950℃,应变速率0. 01～10. 00 s~(-1)条件下的热变形行为。通过真应力-真应变曲线分析了合金在高温变形时的应力随温度及应变速率的变化规律,之后对数据进行回归分析得到了合金的本构方程,最后绘制合金的热加工图并结合微观组织观察研究该合金的热变形机制。结果如下:合金的流变应力对温度和应变速率都十分敏感。在相同的应变速率下,随温度升高,流变应力降低;而在相同温度下,应变速率升高,流变应力也升高。计算得到合金的动态激活能Q为246. 551 kJ·mol~(-1)。高温变形的本构方程为ε=4. 51×10~(10)[sinh(0. 0058σ)]~(4. 85272)exp(-246551/RT)。根据热加工图可知,两相区变形时,合金在温度740～770℃、应变速率0. 01～0. 03 s~(-1)的区域内具有最高的功率耗散系数,达到44%,变形机制为动态回复;β单相区变形时,在温度780～890℃、应变速率0. 01～0. 03 s~(-1)的区域内具有较高的功率耗散系数,为40%,变形机制包括动态回复和动态再结晶。合金的塑性失稳区主要在温度740～900℃、应变速率0. 05～1. 00 s~(-1)的区域内,失稳区内会发生局部塑性流动。     

Hot Deformation Behavior of Ni3Al-based Alloy MX246A简

The hot deformation behavior of homogenized Nia Al-based alloy MX246A has been characterized on the basis of its flow stress variation obtained by isothermal constant true strain rate compression testing on the MTS 810 machine in the temperature range of 1 150--1225 ℃ and strain rate range of 0. 001-0.1 s-1. Microstructural obser- vation revealed striped secondary γ＇ phase which was vertical to compression axis, and precipitation of fine ternary γ＂ phase. The amount of striped secondary γ＇ phase reduced and that of fine ternary γ＇ phase increased with increasing temperature and decreasing strain rate. The material exhibited peak stress followed by flow softening, but no obvious steady-state flow behavior. Microstructural investigations have shown no dynamic recrystallization happened. TEM studies indicated that the flow softening was controUed by dynamic recovery mechanism.     

55SiMnMo贝氏体钢高温流变应力本构方程

 采用Gleeble-3500热模拟试验机对55SiMnMo贝氏体钢进行了热压缩试验,得到了其在变形温度为950~1150℃和应变速率为0.01~10s-1条件下的高温流变应力行为。试验结果表明,峰值应力随变形温度的降低和应变率的提高而增大;当应变速率为0.01和0.1s-1,变形温度t ≥1000℃时,发生动态再结晶。基于试验结果,充分考虑了热变形工艺参数（应变、应变速率和变形温度）对流变应力的影响,建立了一种考虑应变速率补偿的高温流变应力本构方程。通过对该本构方程预测得到的流变应力值和试验值对比,验证了模型的准确性。     

Cu-Cr-Zr合金热变形行为

在Gleeble-1500D热模拟试验机上,采用高温等温压缩试验,在变形温度650~850℃、应变速率0.001~10 s~(-1)和总压缩应变量50%的条件下,对Cu-Cr-Zr合金的流变应力行为进行研究.通过应力-应变曲线和显微组织图分析了合金在不同应变速率、不同应变温度下的变化规律.结果表明:应变速率和变形温度对合金再结晶影响较大,变形温度越高,合金越容易发生动态再结晶;应变速率越小,合金也同样容易发生动态再结晶,并且对应的峰值应力也越小.从流变应力、应变速率和温度的相关性,得出了该合金热压缩变形时的热变形激活能Q和流变应力方程.研究分析Cu-Cr-Zr合金的热加工性能,可为生产实践提供理论指导与借鉴.     

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。     

医用镍钛合金的制备与热压缩变形行为

采用真空感应熔炼法制备了医用Ti-50. 7%Ni合金(原子数分数), 测试了铸态合金的成分、相变点、微观组织和硬度, 并采用Gleeble-3800热模拟实验机在变形温度750~950℃、应变速率0. 001~1 s-1, 应变量为0. 5的条件下对Ni-Ti合金进行高温压缩变形, 分析其流动应力变化规律, 建立了高温塑性变形本构关系和热加工图.结果表明: 当变形温度减小或应变速率增大时, Ni-Ti合金的流动应力会随之增大.应变速率为1 s-1时, 合金的真应力-真应变曲线呈现出锯齿状特征.根据热加工图, 获得了Ni-Ti合金的加工安全区和流变失稳区, 进而确定其合理的热变形温度范围为820~880℃, 真应变速率低于0. 1 s-1.从而为制定镍钛合金的锻造工艺参数提供理论和数据基础.      

Monel K-500合金高温流变特性及其本构方程

采用Gleeble 3800热模拟实验机研究了Monel K-500合金在变形温度为850~1 100℃,应变速率为0.01~10s-1时的高温流变行为,测定了合金在不同条件下的流变应力曲线。结果表明,最大压缩变形量对合金的流变行为影响不大;变形温度相同时,合金在应变速率为0.1s-1时取得最大峰值应变;根据Arrhenius模型得到了合金的热变形本构方程。     

Fe16Mn0.6C TWIP钢流变应力和临界动态再结晶行为

 利用Thermecmastor-Z热模拟实验机,得到了Fe16Mn0.6C TWIP钢在变形温度850~1150℃,应变速率0.03~30s-1条件下热压缩变形的真应力应变曲线。进而研究了变形温度、应变速率对Fe16Mn0.6C流变应力和临界动态再结晶行为的影响规律。结果表明,850~1150℃范围内Fe16Mn0.6C热变形的峰值应力随温度的升高而降低,随着应变速率的增大而升高;且在应变速率为0.03 s-1和30 s-1出现明显的应力峰值,材料发生了动态再结晶。最后采用线性回归方法计算出Fe16Mn0.6C的高温变形流变应力本构方程,得出热变形激活能为469kJ/mol;并通过应变硬化速率与流变应力曲线求出了该钢种动态再结晶临界条件与Z参数之间的关系。     

Ti-25Al-14Nb-2Mo-1Fe合金热压缩变形流变应力行为与微观组织演变的研究

在Gleeble-3500热模拟试验机上对Ti-25Al-14Nb-2Mo-1Fe合金进行了等温恒应变速率压缩试验,研究了在变形温度为950~1 100℃,应变速率为0.001~1 s-1,最大变形程度为50%的条件下合金的热压缩变形流变应力行为与微观组织演变。结果表明:Ti-25Al-14Nb-2Mo-1Fe合金的流变应力对变形温度和应变速率均较为敏感,其流变应力曲线具有应力峰值、流变软化和稳态流变的特征。在变形温度为950℃,应变速率为0.001~0.1 s-1的条件下,Ti-25Al-14Nb-2Mo-1Fe合金的热变形特性为片层组织球化,其热变形机制可用晶界分离球化模型进行解释说明;在变形温度为1 000~1 100℃,应变速率为1 s-1的条件下,材料只发生了动态回复现象;在变形温度为1 050~1 100℃,应变速率为0.001~0.1 s-1的条件下,材料发生了动态再结晶现象。     

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。