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。     

316L/Q420双金属热变形行为及热加工图

为研究不锈钢和低合金高强钢双金属的高温变形行为，对316L/Q420双金属进行了温度为950～1150℃、应变速率为0.01～10 s^-1、最大变形量为50%的单向热压缩试验，通过观察试验结果，研究了该双金属的热变形行为，进而构建了基于Z参数的Arrhenius本构方程，并应用动态材料模型和Prasad失稳判据绘制了应变分别为0.1、0.3、0.5和0.7时的热加工图。结果表明，316L/Q420双金属热变形具有典型的动态再结晶型特征，流变应力随温度的升高和应变速率的降低而减小；根据所建本构方程得到的预测应力与试验值之间有良好的线性相关性。对应热加工图，综合分析了碳钢侧微观组织状态和脱碳层厚度，确定了最优热加工工艺窗口为：变形温度为1110～1150℃,应变速率为1.284～10 s^-1。     

挤压态6082铝合金热变形行为及组织

使用Gleeble-3500热模拟试验机研究了6082铝合金在变形温度为350～500℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下沿挤压变形方向的热变形行为，得到了真应力-真应变曲线，并建立了本构方程。为了研究挤压态6082铝合金型材的热加工性能，绘制了应变ε=0.3、0.9和峰值应力下的热加工图，并利用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)、显微硬度计等设备分析了热压缩后的显微组织、第二相尺寸和材料硬度变化。结果表明：热压缩过程中，挤压态6082铝合金的强度无明显降低，主要软化机制为动态回复；第二相含量随着变形温度的升高逐渐降低，而第二相破碎程度随之升高，且维氏硬度也随之增大。经计算，挤压态6082铝合金的热变形激活能为205.74 kJ·mol^-1,该合金较好的热加工工艺范围为465～500℃/0.01～0.7 s^-1。     

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 k J/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。     

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。     

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。     

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。     

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。     

基于热加工图的双相不锈钢热成形机制及工艺优化

采用Gleelbe-3500热力模拟试验机对2507双相不锈钢在900～1 150℃,以0.01～10 s^-1的应变速率进行了单向热压缩试验,以研究热变形参数对其热加工行为的影响。根据热压缩变形时的真应力-真应变曲线获得双相不锈钢基于动态材料模型理论的热加工图,并通过金相检验对热加工图进行验证。结果表明：2507双相不锈钢的真应力-真应变曲线有两个特征,即高温或应变速率较大时的动态回复和低温或应变速率较小时的动态再结晶。根据热变形方程计算得到该双相不锈钢的热变形激活能Q为473.01 kJ/mol,并构建了峰值应力本构方程。结合不同变形条件下的应力-应变曲线和显微组织,建立了2507双相不锈钢的热加工图,并确定了其最佳的热加工工艺区间为变形温度950～1 100℃,应变速率0.01～0.85 s^-1,该区域的功率耗散系数均大于0.3,发生了明显的奥氏体动态再结晶。     

AM355不锈钢的热变形行为

使用Gleeble-3800热模拟试验机对锻造态AM355不锈钢进行等温热压缩试验,应变速率选择0.01~10 s^-1,变形温度选择1173~1423 K。热变形后的组织通过光学显微镜、电子背散射衍射、透射电镜进行观察。基于Arrhenius模型采用峰值应力构建了本构方程,并对其改进得到了准确度更高的本构方程。采用动态材料模型构建了热加工图。由热加工图与变形后的组织得到了真应变为0.9时的热加工窗口。结果表明,适用于AM355钢的最优热加工区域为变形温度1250~1300 K、应变速率0.01~0.03 s^-1与变形温度1300~1400 K、应变速率0.01~10 s^-1及变形温度1400~1423 K、应变速率0.5~10 s^-1,该区域下能量耗散率均小于0.36,且发生了完全的动态再结晶。此外,还确立了完全动态再结晶时奥氏体晶粒尺寸d_drx与Z参数的关系。     

Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金的高温塑性变形行为及热加工图

采用Gleeble-1500热模拟试验机进行等温恒应变速率热压缩实验，探究了Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金在应变速率为0.1～10 s^-1、变形温度为1173～1323 K及最大变形量为60%条件下的高温塑性变形行为。探究了工艺参数对真应力-真应变曲线的影响，采用Arrhenuis模型构建了耦合应变的本构方程，基于动态材料模型及Babu流变失稳准则构建了热加工图。结果表明，Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金的流动应力随应变速率的减小及变形温度的增加呈下降并趋于平稳的趋势，且温度敏感性在低温区比高温区强。真应力-真应变曲线在变形温度1173～1273 K下的α+β相区呈现出动态再结晶特征，在变形温度为1323 K的β相区呈现出动态回复特征。建立的耦合应变的Arrhenuis本构方程具有较高的预测精度。利用Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si合金热加工图，确定了该合金最优塑性变形工艺参数为变形温度为1230～1323 K和应变速率为0.1～0.816 s^-1。     

Si-Cr-Mo改进型H13热作模具钢热变形行为及有限元模拟

利用Gleeble-3800热模拟实验机,对自主研发的Si-Cr-Mo改进型H13热作模具钢——3Cr2Mo3钢进行热压缩实验,研究了其在变形温度为950～1200℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为。基于实验得到的真应力-真应变曲线,建立了Arrhenius型本构方程,并对其进行真应变补偿。由动态材料模型构建了3Cr2Mo3钢的热加工图,并得到了最佳热加工范围。利用有限元软件DEFORM和光学显微镜,研究了3Cr2Mo3钢在热变形过程中的温度场与微观组织的关系。结果表明：3Cr2Mo3钢的真应力受应变速率和变形温度的影响,且在低应变速率下(0.01 s^-1)出现明显的动态软化特征,6次真应变补偿型本构方程的拟合精度高;实验条件范围内,3Cr2Mo3钢的最佳热加工范围为变形温度为1110～1200℃、应变速率为0.01～1 s^-1;有限元软件DEFORM温度场结果显示,随着变形温度的升高和应变速率的降低,试样的心部与表面的温度场分布均匀,微观组织为均匀细小的动态再结晶晶粒。     

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。     

含铝节镍型奥氏体耐热钢(AFA钢)的热变形行为与热加工图

为了预测含铝节镍型奥氏体耐热钢(AFA钢)的热变形行为,利用Gleeble-3500热力模拟试验机对AFA钢进行了温度950～1150℃、应变速率0.01～10 s^-1、真应变为0.51～1.2的高温热压缩试验,构建了本构方程,并建立了热加工图。结果表明,在同一应变速率下,随着变形温度的升高,AFA钢的流变应力逐渐降低,在同一变形温度下,随着应变速率的增加,流变应力随之增加。在真应变为0.69(变形量为50%)下,预测应力与实际应力的线性相关系数R²为0.998 53,随着应变的增加,材料的失稳区域先减小后增大,集中于低温区;高效率区域变大,且高效率区域集中于变形温度为1100～1150℃、应变速率为0.01～0.1 s^-1之间,说明AFA钢适合在高温低应变速率的情况下进行热加工。     

30CrNi3MoV钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机对30CrNi3MoV钢进行单向热压缩试验,研究了其在变形温度950~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1的热变形行为,构建了应变补偿型流变应力本构方程,并绘制出该钢的热加工图。结果表明,30CrNi3MoV钢真应力-真应变曲线有3种不同特征:高温小应变速率时,表现为典型的动态再结晶过程;低温小应变速率时,曲线为动态回复特征;应变速率较大时,应力随应变的增大而增大,无明显的峰值应力。采用5次多项式拟合构建的应变耦合流变应力本构方程具有高的精确度,采用该方程获得的预测值与试验值的平均相对误差为3.2%,相关性系数R值为0.993。从热加工图中得到试验钢最佳的热加工工艺参数范围是:变形温度为1020~1150 ℃、应变速率为0.03~0.35 s^-1。     

2219铝合金热加工及组织演化

利用Gleeble-1500试验机进行变形温度为400～480℃、变形速率为0.001～10 s^-1的单轴热压缩试验,得到了不同变形条件下的真应力-真应变曲线,建立了不同应变量下的热加工图,研究了挤压态2219铝合金在不同变形条件下的微观组织演变规律。研究表明：在所选择的变形区间内,变形抗力随着变形温度的增加以及变形速率的降低而降低。分析了不同应变量条件下的2219铝合金热加工图,并结合微观组织进行验证,结果吻合良好。最终,确定了2219铝合金最佳热变形区间为：应变速率为0.001～0.368 s^-1、变形温度为430～480℃,在所确定的可加工区域动态软化机制为动态再结晶,热加工之后晶粒为均匀等轴状。     

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。     

建筑用6061+Er铝合金的热变形行为与热加工图北大核心CSCD

为了改善6061+Er铝合金的热加工性,通过扫描电镜、透射电镜和Gleeble-3800热模拟试验机,研究了6061+Er铝合金的微观组织,以及当变形温度为375~500℃、应变速率为0.001~10 s^(-1)时的热变形行为。结果表明,锻态6061+Er铝合金中存在微米级初生Al_(3)Er相和起弥散强化效果的纳米级次生AlEr相。建立了6061+Er铝合金热压缩变形过程中的流变应力本构方程,当应变速率为0.001~10 s^(-1)、变形温度为375~500℃时,流变应力计算值与峰值真应力实测值的误差<10%,验证了流变应力本构方程的准确性和可靠性。6061+Er铝合金适宜的热加工范围为:变形温度为375~400℃、应变速率为0.001~0.01 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。     

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。