奥氏体不锈钢的热压缩本构方程及动态再结晶行为

利用Gleeble热力模拟试验机研究了304奥氏体不锈钢在变形温度950～1 150℃、应变速率0.05～1 s^-1条件下的热压缩行为,根据真应力-真应变曲线,基于Arrhenius模型构建其在高温下的本构方程,并建立热加工图;基于试验数据建立动态再结晶模型,采用Deform软件对该钢的再结晶行为进行模拟,并进行试验验证。结果表明：随着应变速率的增大或变形温度的降低,不锈钢的流变应力增大;在变形温度1 080～1 120℃、应变速率0.05～0.2 s^-1和变形温度1 120～1 150℃、应变速率0.5～1 s^-1下,该钢具有良好的热加工性能;模拟得到在变形温度1 000℃、应变速率0.05 s^-1和变形温度1 100℃、应变速率0.05 s^-1下,试样心部再结晶晶粒体积分数和尺寸与试验结果间的相对误差小于7.62%,验证动态再结晶模型的准确性。     

核电厂反应堆压力容器O型密封管用GH4169合金的热加工性能及组织演变

利用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了高温合金GH4169在温度1 000～1 150℃,应变速率0.01～10 s^-1变形参数下的热加工性能及组织演变规律。获得了合金的真应力-真应变曲线,随后构建了Arrhenius本构方程、加工图与热变形机理图。结果表明,增加应变速率或降低变形温度会导致变形抗力增大,其中1 000℃下的变形抗力可达到400 MPa。合金在峰值应变与稳态应变下的热变形激活能分别为436.469 6,399.20 kJ/mol;失稳加工窗口出现在3～10 s^-1的高应变速率区;而经1 025～1 075℃,0.05～0.6 s^-1变形后,出现晶粒尺寸为10μm的完全动态再结晶组织,因此该参数区间可作为GH4169合金的最佳热加工窗口。     

Fe-10Mn-2Al-0.1C中锰钢的本构模型与热加工图

使用Gleeble-1500型热机械模拟机在变形温度900～1 100℃、应变速率0.01～10 s^-1下对Fe-10Mn-2Al-0.1C(质量分数/%)中锰钢进行热压缩试验,根据试验数据,采用应变补偿法建立试验钢Zener-Hollomon本构模型并进行了试验验证;基于动态材料模型(DMM)建立试验钢在真应变0.2,0.4,0.6,0.8下的热加工图。结果表明:由建立的本构模型预测得到的流动应力与实测应力的相关系数为0.987,说明该模型可用来描述试验钢的热变形行为;由本构模型计算得到当真应变从0.1增加到0.8时,试验钢的热变形激活能从476 kJ·mol^-1降低到342 kJ·mol^-1;根据热加工图确定试验钢的最佳热加工工艺条件为变形温度900～940℃、应变速率0.01～0.03 s^-1和变形温度1 070～1 100℃、应变速率0.1～0.56 s^-1,该条件下的功率耗散效率在32%～38%。     

新型高强轴承钢的热压缩变形行为与热加工图

以自行开发的贝氏体轴承钢为研究对象，采用热模拟试验机在变形温度900～1 200℃、应变速率0.01～5 s^-1条件下进行单道次热压缩试验，研究了该钢的热压缩变形行为，基于真应力、真应变数据，建立热变形本构方程，并绘制热加工图。结果表明：当变形温度不低于1 000℃、应变速率低于0.1 s^-1时，试验钢在热压缩过程中的动态再结晶较明显。在相同应变速率下，变形温度越高，峰值应力越小，到达峰值应力的真应变也越小；在相同变形温度下，应变速率越大，峰值应力越大，达到峰值应力的真应变也越大。试验钢的变形激活能为479.119 kJ·mol^-1,明显大于传统GCr15马氏体轴承钢，说明在相同变形温度下试验钢更难以变形。试验钢适宜的热加工区间为变形温度900～1 100℃、应变速率1.4～2 s^-1。     

18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为及显微组织演变

采用热模拟方法研究了18CrNiMo7-6齿轮钢在变形温度900～1 150℃、应变速率0.01～5 s^-1条件下的热压缩变形行为;建立了基于Arrhenius模型的全应变本构方程,采用该方程对流变应力曲线进行预测;根据动态材料模型绘制热加工图,并结合热加工图系统地研究显微组织演变特征。结果表明：试验钢的峰值应力随应变速率的增加或变形温度的降低而增大,动态回复和动态再结晶是热变形过程中的主要软化机制;采用建立的全应变本构方程预测得到流变应力曲线与试验结果基本吻合,预测真应力与试验结果的相对误差小于4.715%,说明该模型可以精确地模拟18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为。试验钢的适合热加工工艺参数为变形温度1 050～1 150℃、应变速率0.1～1 s^-1,此时组织为均匀细小的再结晶晶粒,晶粒尺寸在5～15μm。随着变形温度的升高或应变速率的降低,原始奥氏体晶粒不断被动态再结晶晶粒取代,且动态再结晶程度和再结晶晶粒尺寸增大。     

Mn18Cr18N护环钢的动态再结晶行为及功率耗散图

为了控制Mn18Cr18N护环钢热锻后的组织和性能,通过热模拟压缩试验研究了该钢在900～1 200℃、应变速率为0.001～0.1 s-1和初始晶粒尺寸为48～230μm条件下的动态再结晶行为,建立了双曲本构模型,结合双曲本构模型和动态材料模型构建了热加工功率耗散图;通过功率耗散图和微观组织对锻造过程变形温度和应变速率进行了分析。结果表明:当变形温度不高于1 100℃时,随着应变速率的降低和温度的升高,功率耗散率ηJ逐渐增大;当温度高于1 100℃后规律相反;当ηJ不小于0.2时,该钢可获得均匀细化的完全动态再结晶组织。     

0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢在950~1 100℃,0.01~1 s^-1条件下的热变形行为。依据热压缩过程中0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的真应变-真应力曲线,确定了其在该热变形参数下的高温本构方程,并根据动态材料模型建立热加工图。结果表明,在相同的应变速率下,流变应力随着温度的升高而降低;而在相同的变形温度下,流变应力随着应变速率的减小而降低。0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的热变形激活能为549 kJ/mol。在980~1 050℃范围内,真应变为0.4,应变速率为0.01~0.1 s^-1时,能量耗散效率η值为0.28~0.3,0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢容易发生动态再结晶。因此,该温度区域是最优的热加工工艺窗口。     

难变形镍基高温合金GH710的高温变形特性

利用热模拟试验机研究了GH710合金在变形温度为1 110～1150℃,应变速率为0.01～1 s^-1条件下的高温变形特性及变形后的组织特征。结果表明:在1150℃以下热变形时合金发生了亚固溶态的再结晶,且γ相在1 130℃时已部分回溶;通过Arrhenius双曲正弦函数模型构建了合金的本构关系,得到了合金热变形激活能为693.46 kJ·mol^-1;合金动态再结晶临界应变随着应变速率的增大及变形温度的降低而增加,且临界应变和峰值应变之间满足ε_c=0.61_εp;合金热加工过程中的软化机制为动态再结晶,根据热变形后的组织特征确定合金合理的热变形温度范围为1 110～1130℃,应变速率为0.01 s^-1。     

锻态SA508-3钢的动态再结晶预测模型

在Gleeble1500D热模拟试验机上开展了锻态SA508-3钢的单道次热压缩试验,研究了该材料的动态再结晶行为。试验参数为温度1 000℃～1 200℃、应变速率0.001 s^-1～1 s^-1。研究结果表明：SA508-3钢在高温低应变速率条件下均发生了动态再结晶现象。在此基础上,根据应力-应变曲线数据,建立了该材料的动态再结晶临界应变模型、动态再结晶百分数模型,结合压缩后试样的显微组织,建立了SA508-3钢的动态再结晶晶粒尺寸模型。     

高效综合熔体处理3003铝合金的热变形加工图

根据动态材料模型和Prasad失稳准则,利用Gleeble-1500型动态热/力模拟试验机对高效综合熔体处理的3003铝合金进行了等温热压缩试验,分别建立了功率耗散图、热加工失稳图和热变形加工图,探讨了在热压缩变形过程中该铝合金的变形规律。结果表明:3003铝合金的最佳加工区域出现在中高温、中高应变速率的热变形条件下,最大功率耗散率为55.64%;在变形温度573~648K、应变速率0.4~10s-1的区域,以及变形温度698~773K、应变速率0.01~0.1s-1的区域会出现加工失稳现象,热变形加工时应尽量避免此区域。     

38MnVTi非调质钢的高温热压缩变形特性及加工图

采用Gleeble-1500D型热模拟试验机对38MnVTi非调质钢进行热压缩试验,研究了其在950~1 200℃和应变速率为0.01~10s-1条件下的热变形行为,基于Parasd和Murty两种失稳判据分别建立了动态材料模型(DMM)的加工图,利用加工图确定了试验钢在应变为0.8下的流变失稳区,并分析了两种加工图的差别。结果表明:两种加工图中失稳区域的面积大小相近,功率耗散系数的数值变化趋势相似,但它们的失稳区位置有差异;低的功率耗散系数可以作为一种识别热变形失稳的方法,应避免试验钢在高应变速率下进行大应变量变形;试验钢的热变形最佳工艺参数为变形温度1 050~1 200℃、应变速率0.04~1s-1。     

SA508GR.3钢热变形行为及加工图研究

采用Gleeble-1500D热/力模拟试验机研究SA508GR.3钢在应变速率为0.01~1 s~(-1)、变形温度为900~1 100℃条件下的热变形行为。讨论变形温度和应变速率对流变应力的影响规律,并获得SA508GR.3钢的热变形激活能和热变形本构方程。基于动态材料模型,建立起SA508GR.3钢的加工图,研究发现SA508GR.3钢的功率耗散效率η在0.1~0.5之间,当功率耗散效率η高于0.3时,在1 050~1 100℃的区间内,将发生动态再结晶。     

Cr_4Mo_4V轴承钢热加工图构建

热加工图是材料热加工工艺制定的依据,本文针对航空发动机主轴轴承采用Cr_4Mo_4V钢新热加工工艺开发需求,结合高温热压缩实验和组织观察确定Cr_4Mo_4V钢最佳热加工区间,结果表明:热压缩温度和应变量对动态再结晶组织影响较大,高热压缩温度和大应变量有利于形成等轴晶状态再结晶组织;热压缩流变失稳应变速率范围随热压缩温度和应变量的变化而改变;碳化物形态及分布由热压缩温度决定。最佳热加工区间为:温度1050-1150℃,应变速率0.05-1s~(-1),应变量0.6-0.8。     

AZ31镁合金在热压缩过程中的变形行为

用Gleeble-1500D型热模拟试验机对AZ31镁合金在变形温度200～400℃、应变速率0.01～1 s~(-1)条件下进行热模拟压缩试验,研究了该合金的热变形行为,并获得了其变形的主要特征参数,建立了高温流变数学模型和功率耗散图。结果表明:热压缩时,AZ31镁合金流变应力受温度和应变速率影响显著,应力-应变曲线呈现出明显的动态再结晶特征,温度越高、应变速率越小,动态再结晶越容易发生;热变形过程受变形激活能控制,得到流变应力的关系式lnε=35.74+9.96ln[sinh(0.01σ)]-1.96×10~5/RT,耗散系数随温度升高和应变速率降低而逐渐增大。     

新型抗热损伤车轮钢20CrSiMnMo的热变形行为

采用热力模拟试验研究了新型抗热损伤车轮钢20CrSiMnMo在温度为850-1250℃、应变速率为0．1～1s^-1条件下的热变形行为。结果表明：车轮钢在高温低应变速率下具有动态再结晶型流变曲线，低温高应变速率下其应力一应变曲线呈现硬化型；动力学分析得到该钢的热变形激活能Q=352．2725kJ／mol，应力指数n=5．56；组织观察和加工图表明，温度和应变速率参数选择在1000-1100℃，0．1～0．5s^-1或1250℃，1～0．25s^-1范围内变形，将获得细小的动态再结晶晶粒和转变组织。     

BT22双相钛合金等温锻造工艺的确定

采用热模拟试验机对BT22双相钛合金在热变形温度为750850℃、应变速率为0.0011s-1的条件下进行了压缩试验,研究了合金的热变形行为,建立了合金的热加工图,并确定了对其进行等温锻造的最佳工艺范围。结果表明:BT22双相钛合金的真应力-真应变曲线呈现明显的动态再结晶特征;热加工图中有两个主域较为稳定,这两个主域的中心分别位于(750℃,0.001s-1)和(850℃,0.001s-1)处,最大功率耗散率均超过50%;试验合金等温锻造的最佳工艺范围是温度为750850℃、应变速率为0.01~0.001s-1的区域。     

Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢的热变形行为与再结晶组织研究

采用Gleeble-3500热模拟机对Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢在温度为950～1 150℃,变速率为0.01～5s-1,变形量为40%条件下进行热压缩模拟试验。研究Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢在热压缩过程中变形温度和应变速率对超高碳钢真应力-应变曲线,以及对再结晶组织演变的影响规律,并构建出超高碳钢本构方程。结果表明,在升高变形温度和降低应变速率的情况下,超高碳钢更容易发生再结晶。在应变速率一定时,流变应力随着温度的升高而降低;在温度一定时,流变应力随应变速率的减小而降低。通过流变应力曲线获得本构方程,能够准确地描述超高碳钢的流变行为,同时获得超高碳钢的激活能为Q=729.37kJ/mol。在微观组织方面,变形温度为1 050℃时,应变速率由0.01s^-1增加到5s^-1时,晶粒尺寸降幅5.21μm。因此,超高碳钢应该在温度为1 000～1 050℃和应变速率在1～5s^-1下进行热变形。     

常规综合熔体处理的3003铝合金热变形加工图

以Gleeble-1500热/力模拟试验得到的热压缩变形数据为基础,根据DMM模型和Prasad失稳准则,分别建立功率耗散图和热加工失稳图,探讨常规综合熔体处理的3003铝合金在热压缩变形过程中热变形加工图的变化规律。结果表明:常规综合熔体处理的3003铝合金的最佳加工区域出现在中高温、中高应变速率的热变形条件下,最大功率耗散率为39.28%;在低温、高应变速率区均出现加工失稳现象,热变形加工时应尽量避免此区域。     

60钢热压缩变形行为及其变参数Arrhenius本构方程

采用Gleeble-1500型热模拟试验机对60钢进行不同温度(730,750,800,850,900,1 000℃)和不同应变速率(0.01,0.1,1,5,10 s^-1)的热压缩试验,总真应变为0.8,分析了60钢在热压缩过程中的变形行为;引入变参数Arrhenius模型,采用五阶多项式对模型中各参数随应变的变化关系进行拟合,构建出60钢高温变形本构方程,并对方程的精确性进行了评估。结果表明：变形温度越高,应变速率越低,60钢的流变应力越小;在较低温度和较高应变速率下,60钢热压缩变形的软化机制主要为动态回复,在较高温度和较低应变速率下则主要为动态再结晶;建立的变参数Arrhenius本构方程对流变应力的预测值与试验值的拟合相关系数达到0.994 597,说明该本构方程可以较好地描述60钢的高温变形行为。     

10B06冷镦钢连铸坯的热压缩流变行为

利用MMS-200型热力模拟试验机研究了10B06冷镦钢连铸坯在750～1 100℃、应变速率为0.01～20s-1条件下的热压缩流变行为,并且通过线性回归确定了该钢的应变硬化指数以及热激活能,获得了其在变形条件下的流变应力本构方程。结果表明:该钢在热压缩变形时的流变软化行为是动态再结晶、动态回复与加工硬化联合作用的结果;当变形温度较低、应变速率较小时,软化效应以动态再结晶为主;而当变形温度较高、应变速率较大时,软化效应是动态再结晶和动态回复共同作用的结果;该钢的流变应力可采用Zener-Hollomon参数的函数来描述,其热激活能为220.132 3kJ.mol-1。