Mg-6Gd-1.2Y-0.53Zr合金的热变形行为及热加工图

采用热模拟试验法研究了变形温度(340～500℃)和应变速率(0.01～25 s^-1)对均匀化态Mg-6Gd-1.2Y-0.53Zr合金动态再结晶(DRX)临界应变及体积分数的影响,通过构建热加工图优化了其热加工工艺参数范围。结果表明,在0.01～1 s^-1的低应变速率下,该合金的动态再结晶(DRX)临界应变量随变形温度的升高而升高,而在10～25 s^-1高应变速率下,DRX临界应变量随变形温度的升高而略微下降。应变速率及变形温度的升高都使DRX体积分数增大,在500℃、25 s^-1条件下,合金的动态再结晶体积分数最高,达90.0%。根据构建的热加工图,当变形量在30%～80%之间时,较佳的热加工工艺区间为400～500℃、0.01～1 s^-1以及420～500℃、10～25 s^-1。在10～25 s^-1应变速率下,当变形量为10%～80%时,合金最适宜的变形温度为460～500℃。     

Sc掺杂TiB2/6061复合材料热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机对0.2%Sc-2%TiB₂/6061复合材料进行热压缩实验，研究了该材料在变形温度为623～773 K、应变速率为0.001～1 s^-1条件下的热变形行为，基于应力应变曲线，构建了材料的本构方程及热加工图。结果表明：0.2%Sc-2%TiB₂/6061复合材料的流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低，材料的热变形激活能为227.751 kJ/mol；在热压缩过程中，失稳区主要出现在高应变速率区域(663～773 K,0.132～1 s^-1)及低温区域(623～655 K,0.001～0.040 s^-1)，最优的热加工区域为变形温度703～773 K、应变速率0.017～0.107 s^-1。热变形过程中该材料的软化机制主要为动态回复。     

Haynes 282合金高温塑性变形的热加工图

采用Gleeble-3800型热模拟试验机研究了变形参数对Haynes 282合金热变形时流动应力的影响规律,建立了Haynes 282合金高温塑性变形时的热加工图。结果表明：在达到峰值应变后,当变形温度在1000℃及以下时,合金的软化速率一直大于硬化速率,应力持续下降;当变形温度大于1000℃时,加工硬化速率和再结晶软化速率达到动态平衡。合金热加工图包含两个危险区,危险区I:温度900～1000℃、应变速率0.1～10 s^-1和危险区Ⅱ:温度1000～1200℃、应变速率1～10 s^-1;热加工图中失稳区是由温度900～1000℃、应变速率0.1～10 s^-1和温度1000～1150℃、应变速率0.1～1 s^-1组成的区域;安全区对应的温度范围为1000～1200℃,应变速率为0.01～0.1 s^-1,该区的功率耗散系数为0.34～0.44,是合适的热加工区。     

Incoloy901合金的热加工图与热变形行为

利用Gleeble-3800热模拟机研究Incoloy901高温合金在变形温度950~1150 ℃,应变速率0.005~1 s^-1,真应变0.6下的热变形行为。结果表明:变形温度大于1000 ℃,应变速率大于0.01 s^-1时,Incoloy901合金真应力-应变曲线呈现动态再结晶特征。根据应力-应变曲线构建Incoloy901合金的本构方程与热加工图,得出形变激活能Q=439.401 kJ/mol,最佳热加工工艺为:变形温度1050~1150 ℃,应变速率0.005~0.1 s^-1,在此工艺范围内合金的高温变形功率耗散系数η较高,可达37%,能获得较好的动态再结晶组织。     

耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机，研究了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN在变形温度为900～1200℃、应变速率为0.01～1 s^-1、变形量为0.5条件下的热压缩变形行为和微观组织演化规律。基于真应力-真应变曲线分析不同变形温度和应变速率对试验钢热变形行为的影响，采用Arrhenius双曲正弦方程构建耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的流变应力本构模型，并结合动态材料模型(DMM)绘制了热加工图。结果表明，流变峰值应力随变形温度升高或应变速率下降而降低，在应变速率为0.1 s^-1时，变形温度达到1000℃后开始出现再结晶，且随变形温度升高再结晶晶粒越大；在不同温度下组织中均发现有δ铁素体，其含量随温度升高而增加。结合热加工图和微观组织分析，确定了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的最佳热加工区域为1068～1172℃, 0.08～0.12 s^-1。     

30CrNi3MoV钢动态再结晶行为及其模型的构建

根据Gleeble-3500热模拟试验机测量30CrNi3MoV钢的真应力-真应变曲线,系统研究了应变速率为0.01、0.1 s^-1时钢材的动态再结晶行为,并构建了其动态再结晶模型。结果表明:30CrNi3MoV钢在高温小应变速率下更容易发生动态再结晶,其热变形激活能为328.2 kJ/mol;通过加工硬化率随流变应力变化曲线(θ-σ)的拐点确定临界应变,可得动态再结晶临界应变方程为ε_c=0.001 22Z^0.175;构建的动态再结晶体积分数及其平均晶粒尺寸模型能够较好地预测试验钢的动态再结晶体积分数及其晶粒尺寸;当应变速率为0.1 s^-1、变形温度为1050 ℃时,试验钢的晶粒最细小、均匀,平均晶粒尺寸约为19.9 μm。     

2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究了热变形温度为950~1200 ℃、应变速率为 0.01~10 s^-1条件下2507超级双相不锈钢的热压缩变形行为,并借助光学显微镜观察了不同变形过程中的微观组织演化。基于试验数据分析,建立2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图。结果表明:流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而逐渐降低,在高应变速率下,流变曲线出现“类屈服平台”。试验钢的热变形激活能为414.57 kJ·mol^-1,应力指数为4.18,峰值应力本构方程为ε·=3.69×10¹⁵[sinh(0.0101σ)]^4.18exp-414.57RT,根据微观组织分析及热加工图确定出试验钢的最佳热加工区域为热压缩温度1060~1120 ℃,应变速率0.01~0.1 s^-1。     

2050铝合金热压缩过程表面开裂与应力-应变曲线关联性分析

对喷射态2050铝合金进行了温度为350～530℃,应变速率为0.01～10 s^-1的热压缩实验，分析了试样表面开裂情况及其与应力-应变曲线间的关联性。结果表明，应变速率低于1 s^-1时，变形温度越高、应变速率越低，试样表面越容易开裂。试样在应变速率为0.01 s^-1、温度为470℃压缩时表面出现了肉眼可见的微裂纹；随着温度增加至530℃,试样开裂程度加剧。在温度为530℃时，随着应变速率由0.01 s^-1增加至10 s^-1,试样开裂程度先减小后增大，应变速率为1 s^-1的试样开裂程度最小。应变速率一定时，不同温度下应力-应变曲线变化趋势基本一致，变形温度越低、应变速率越大，变形抗力越高，温度为350℃、应变速率为10 s^-1时峰值应力最高，为119.8 MPa,温度为530℃、应变速率为0.01 s^-1时峰值应力最低，为15.3 MPa。对比开裂与未开裂试样的应力-应变曲线，未发现试样表面开裂对应力-应变曲线造...     

22Cr-32Fe-40Ni合金热变形行为

采用Gleeble-3800热模拟试验机对22Cr-32Fe-40Ni合金在变形温度为950～1150℃、应变速率为0.1～10 s^-1范围内进行了热模拟压缩试验，对材料在热变形过程中的流变特性和组织演变规律进行了研究。结果表明，在变形温度高于1000℃或应变速率小于1 s^-1时，材料的硬化效应和软化效应达到动态平衡；在变形温度低于1000℃或应变速率为10 s^-1时，材料以动态再结晶为主的软化效应占主导作用。通过应变硬化率曲线确定了动态再结晶临界条件，基于温度补偿Arrhenius方程建立了22Cr-32Fe-40Ni合金的热变形本构方程，热变形激活能Q为438.339 kJ·mol^-1。22Cr-32Fe-40Ni合金适宜的热加工区间为变形温度1040～1150℃,应变速率0.1～0.47 s^-1。     

铸态Cr5钢热变形行为及热加工图的研究

以支承辊常用材料铸态Cr5钢为研究对象，在单道次热压缩试验的基础上，对其在不同试验参数下的热变形行为及热加工图进行分析研究。试验中，变形温度为850～1220℃,变形速率为0.01～1 s^-1,真应变为0.7。利用试验数据绘制了铸态Cr5钢的真应力-真应变曲线，得出影响流变应力的因素。并通过拟合曲线计算了各待定材料系数，给出了铸态Cr5钢的流动应力方程。最后，基于真应力-真应变曲线，绘制了0.1～0.6应变范围内的热加工图。结果表明：提高变形温度以及减小应变速率可以降低Cr5钢的流变应力，有助于动态再结晶的发生；而随着应变的增加，失稳区域与功率耗散因子变大。Cr5钢高温下最适宜的加工参数区间为：变形温度为1000～1200℃,应变速率为0.03～0.37 s^-1。     

热等静压态FGH96合金的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟压缩试验机对热等静压态FGH96合金进行了不同温度和应变速率的等温热压缩试验,研究了FGH96合金在变形温度分别为1040、1070、1100、1130 ℃,应变速率为0.001、0.01、0.1和1 s^-1,最大真应变为0.7条件下的高温热变形行为,分析了真应力-真应变曲线,建立了本构方程,并利用Origin软件构建了热加工图,结合变形温度和应变速率对组织的影响确定了FGH96合金合适的热加工参数。结果表明,热等静压态FGH96合金的真应力-真应变曲线呈现典型的动态再结晶特征,其峰值应力随变形温度的降低和应变速率的增加而增加,结合本构方程、热加工图以及微观组织确定了FGH96合金合适的热加工区域为变形温度1060~1080 ℃,应变速率0.0001~0.004 s^-1。     

2209双相不锈钢的热加工图和软化机制

通过对2209双相不锈钢进行热压缩试验,分析不同变形温度及变形速率对应力应变曲线的影响,构建2209双相不锈钢的本构方程及热加工图,分析得出温度1 060～1 120℃、应变率0.35～0.39 s^-1以及温度1 120～1 200℃、应变率0.42～0.46 s^-1适合进行加工。对2209双相不锈钢在0.1 s^-1应变速率,950℃和1 150℃两种条件下的热压缩试样进行EBSD测试,获得了对应的再结晶晶粒,亚结构和变形晶粒比例,分析了材料的软化机制,进一步验证了热加工图的准确性。     

Fe-Mn-Al-Ni-C低密度钢铸锭的再结晶特征与热加工图

在变形温度为925～1150℃和应变速率为0.01～10 s^-1的条件下，采用THERMECMASTOR 100 kN热模拟试验机研究了Fe-15Mn-15Al-5Ni-1C低密度钢铸锭的热变形行为，分析了其动态再结晶(DRX)特征，并绘制了其在不同应变量下的热加工图。结果表明：该铸锭变形后的组织主要由高温铁素体(δ-F)、奥氏体(A)、α-铁素体(α-F)和κ-碳化物组成。δ-F和κ-碳化物的存在使得铸锭的热加工性能变差，只有在变形温度升高到1125℃或者应变速率下降到0.02 s^-1时，铸锭才能获得再结晶组织，实现软化。Fe-15Mn-15Al-5Ni-1C低密度钢存在两个适宜的热加工区域，区域1:变形温度为1125～1150℃,应变速率为0.01～0.5 s^-1;区域2:变形温度为925～1080℃,应变速率为0.01～0.02 s^-1。     

Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金动态再结晶临界条件及动力学模型的构建

在300～400℃、0.003～1 s^-1变形条件下，采用Gleeble-1500型热模拟试验机对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金进行热压缩实验。依据加工硬化率曲线拐点特征构建了合金热变形过程中的动态再结晶临界应变模型，并根据临界条件构建了合金的动态再结晶动力学模型，并分析了不同变形条件对合金动态再结晶的影响。结果表明：变形温度和应变速率对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的热变形行为有显著的影响，其流变曲线表现出典型的动态再结晶特征，并且提高变形温度和降低应变速率都将促进动态再结晶的发生；在本实验条件下，Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的加工硬化率曲线均具有拐点特征，得到了合金在变形温度为300～400℃及应变速率为0.003～1 s^-1条件下所对应的临界应变ε_c和峰值应变ε_p,并获得了合金临界应变模型和动态再结晶动力学模型，合金显微组织特征验证了所获得的临界应变模型和动态再结晶模型的准确性。     

42CrMo钢热变形行为及热加工图研究

使用Gleeble-3800热模拟机对42CrMo钢在变形温度为1 123～1 223 K,变形速率为0.1～10 s^-1下进行热压缩实验,研究了其热变形行为,构建了42CrMo钢的本构方程;通过对材料常数(α,n,Q和ln A)的分析,得到了流动应力的预测模型;绘制了42CrMo钢的热加工图,得到最优热加工工艺区间。结果表明：材料对温度、应变速率敏感,其流变应力随着变形温度增加和应变速率降低而减小。流动应力预测模型预测精度为0.987,42CrMo钢最优工艺范围为：变形温度1 140～1 223 K,应变速率0.1～1.5 s^-1。本研究可对42CrMo钢热变形加工工艺制定提供指导。     

Cu-Ti-Ni-Mg合金的热变形行为及热加工图

通过真空熔炼制备了Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金，采用Gleeble-1500D数控动态-力学模拟试验机，在0.001～10 s^-1应变速率和550～950℃变形温度下，对Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金进行了热变形试验。在流变应力的基础上得到了合金的本构方程，绘制了其热加工图，分析了合金的微观组织演变和析出相类型。结果表明：Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金的峰值应力随着变形温度的降低和应变速率的增加而增大。变形温度的升高对动态再结晶有促进作用，合金的主要析出相为CuNi₂Ti。Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金的最佳热加工区域为应变速率0.001～0.15 s^-1,变形温度850～950℃。     

高耐蚀仿金黄铜合金的热变形行为及显微组织演变（英文）

通过热压缩实验研究Cu-13Zn-1Ni-1Sn-1.5Al仿金黄铜在温度为953～1123 K和应变速率为0.001～1 s^-1条件下的热变形特征。应力-应变曲线表明，流动应力随着温度的升高和应变速率的降低而降低。在0.01 s^-1的恒定应变速率下，当温度达到1073 K时，合金的显微组织中出现动态再结晶晶粒。建立合金在不同应变(ε=0.1, 0.2,0.3, 0.4, 0.5, 0.6, 0.7, 0.8)条件下的本构方程并计算其变形激活能。当应变为0.8时，合金的本构方程为=7.22×10⁹[sinh(0.0187σ)]^3.67exp[-227.17/(RT)]，变形激活能为227.17 k J/mol。绘制仿金合金在不同应变条件下的功率耗散图和失稳图，得到合金在热压缩工艺中的最佳热变形温度范围为1010～1040 K，应变速率为1 s^-1。     

TC21钛合金热压缩本构方程及热加工图

为准确获得TC21钛合金塑性加工的变形特征和热加工条件，合理设计锻造工艺参数，利用Gleeble-3500热模拟机进行等温恒应变速率热压缩试验，研究了TC21钛合金在变形温度为830～1010℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为，采用Arrhenius双曲线正弦函数推导出TC21钛合金本构方程。并基于动态材料模型(Dynamic Materials Model, DMM)建立了TC21钛合金的热加工图。结果表明，在本试验的变形条件下，该合金的流变应力随着变形温度的降低和应变速率的升高而增大。根据热加工图确定了合金的热加工安全区域为：变形温度为900～940℃、应变速率为0.01～0.05 s^-1和变形温度为970～1010℃、应变速率为0.01～0.08 s^-1。     

18.7Cr-1.0Ni-5.8Mn-0.2N节Ni型双相不锈钢的大变形热压缩软化行为

在1123~1423 K、0.1~10 s^-1条件下对18.7Cr-1.0Ni-5.8Mn-0.2N节Ni型双相不锈钢进行70%大变形量热压缩研究。利用OM、SEM和EBSD分析热变形组织。结果表明,铁素体动态再结晶(DRX)主要发生在1123 K较低变形温度,随应变速率增大,晶粒细化程度增加,晶粒不均匀程度减小。应变速率对铁素体DRX影响较大,而奥氏体DRX对变形温度更加敏感。在1223 K、10 s^-1条件下,铁素体相发生了以小角度晶界(LAGB)向大角度晶界(HAGB)转变的连续动态再结晶(CDRX),而在1323 K、0.1 s^-1条件下,奥氏体相以不连续动态再结晶(DDRX)为主。低应变速率条件下升高温度易诱发DDRX,而在高应变速率条件下易发生CDRX。在高温低应变条件下,奥氏体相晶粒取向主要为(001)和(111)再结晶织构,而铁素体相在(001)和(111)织构之间存在竞争关系。拟合获得临界应力(应变)并确定了其与峰值应力(应变)的关系。随着应变增加,热加工失稳区缩小,且稳定区逐渐向高温高应变速率方向移动,1323~1423 K、0.01~6.05 s^-1的热参数条件最适合热加工。     

GH141镍基高温合金的热变形行为和组织演变

通过热压缩实验研究了GH141镍基高温合金在变形温度为1040～1160℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为和组织演变，分析变形温度和应变速率对流变行为的影响，对流变应力进行摩擦、温度和应变修正补偿，用修正后的流变应力构建更加精准的本构方程并绘制热加工图，分析不同热加工区的微观组织演变以验证得到的最优热加工区。结果表明：压缩流变应力对变形温度和应变速率较为敏感，综合摩擦、温度变化和应变补偿修正的本构方程能较好地预测不同变形条件下的热压缩流变应力，结合热加工图及不同热加工区域内的微观组织演变确定最优热加工区为变形温度1130～1145℃、应变速率为0.1～5 s^-1，此区域内动态再结晶完全，晶粒内部几乎不存在畸变，晶粒组织为等轴晶，且较均匀。