Cu-15Ni-8Sn合金热变形行为及热加工图

利用Gleeble-1500D热力模拟机对Cu-15Ni-8Sn合金进行热压缩试验,研究了该合金在变形温度700～900℃,应变速率为0.003～5 s^-1,总变形量为60%下的热变形行为和热加工性能。结果表明：合金的流变应力随变形程度的增加先急剧增加到最大值后持续下降,流变应力峰值随温度升高而降低,随应变速率增加而增加。基于合金流变应力曲线关系分别构建了耦合应变的修正的Arrhenius双曲正弦模型和热加工图,并得到合金热变形激活能为195976 J·mol^-1,试验范围内Cu-15Ni-8Sn合金最佳热加工参数：变形温度800～900℃,应变速率0.003～5 s^-1。在较优工艺条件下,合金组织主要由动态再结晶晶粒和变形晶粒组成。     

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。     

锻态C-276镍基合金热变形行为及热加工图

为研究锻态C-276镍基合金的热变形行为,采用Gleeble-3180D热模拟试验机对该合金在变形温度950～1200℃以及应变速率0.01～10 s^-1条件下进行一系列热压缩实验。结果表明,合金的流变应力曲线都呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低。根据Arrhenius模型构建该合金峰值应力下的本构方程,得出合金的变形激活能为510.484 kJ/mol。依据材料动态模型绘制合金在0.6应变下的热加工图,并结合组织分析提出该合金最优的热加工参数为(1100℃,0.01 s^-1)以及(1150℃,0.01～1 s^-1)。另外,合金的组织变化规律表明,温度的增加或应变速率的降低能够促进合金的动态再结晶晶粒的形核与长大。     

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。     

N08811耐热合金的热变形行为与本构模型

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究了N08811耐热合金在变形温度为900～1150℃、变形速率为0.1～5 s^-1条件下的高温变形行为。结果表明，N08811合金的流变应力随着应变速率的增大及变形温度的下降而增加，是一种正应变速率敏感材料。通过对显微组织的研究，发现当应变速率为1 s^-1时，N08811合金优先在变形晶粒的晶界处发生动态再结晶，再结晶晶粒数目及尺寸均随变形温度的升高而增加，至变形温度为1150℃时已发生完全再结晶。当变形温度一定时，高应变速率会降低N08811合金的再结晶温度，增加晶粒尺寸。依据真应力-真应变曲线，采用双曲正弦本构模型建立了N08811合金的流变应力本构方程，得到其热变形激活能为509.998 kJ·mol^-1。     

Inconel 718高温合金等温压缩过程的组织演变及温度场模拟

采用Gleeble 3800热压缩试验机、Deform-3D有限元软件和光学显微镜研究了Inconel 718高温合金在950～1150℃温度范围和应变速率0.1～10 s^-1范围内的组织演变和温度场模拟。结果表明，在低变形温度和高应变速率下，初始阶段随着应变的增加，流变应力迅速增加到峰值。达到峰值应力后，流变曲线呈现出明显的流变软化现象。在低变形温度、高应变速率下，产生的变形热较大，合金易于发生动态再结晶，且动态再结晶程度较高，晶粒尺寸较小。当应变速率降低，变形热也逐渐降低，合金内部动态再结晶的晶粒体积分数减少。在变形温度为1100℃和应变速率为0.1 s^-1时，合金发生完全动态再结晶。基于Deform-3D软件模拟的温度场分布结果可知，低变形温度、高应变速率的热变形条件会使合金内部产生较大的变形热，随着变形温度的升高和应变速率的降低，变形热的值逐渐减小。当变形温度和应变速率一定时，合金内的变形热会随真应变的增加而不断增加。     

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。     

60NiTi合金的热压缩变形与显微组织演变（英文）

采用Gleeble-3500热模拟试验机对在变形温度500～650℃和应变速率0.001～1 s^-1条件下的60NiTi合金进行热压缩变形,分析其热变形行为和显微组织,建立变形本构模型,绘制热加工图。结果表明,当压缩温度升高或应变速率降低时,峰值应力减小。合金的热变形激活能为327.89 k J/mol,热加工工艺参数为变形温度600～650℃和应变速率0.005～0.05 s^-1。当变形温度升高时,合金的再结晶程度增大;当应变速率增大时,位错密度和孪晶数量增大,Ni₃Ti相易于聚集;Ni₃Ti析出相有利于诱发合金基体的动态再结晶。动态回复、动态再结晶和孪生是60NiTi合金热变形的主要机制。     

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。     

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℃。     

GH4141高温合金热变形行为及组织演变

通过热压缩实验研究了经均匀化处理后的GH4141合金在变形温度为1000～1200℃和应变速率为0.01-5 s^-1条件下的热变形行为,构建了GH4141合金的热变形本构方程,并分析了热变形过程中微观组织的演变规律。结果表明,GH4141合金的峰值应力和峰值应变均随着变形温度的升高和应变速率的减小而显著降低。当变形温度为1100～1150℃时,由于动态再结晶的发生,动态软化逐渐与加工硬化达到平衡,流变应力基本不变,真应力-真应变曲线趋于平稳状态。基于Zener-Hollomon参数的双曲正弦模型可以很好地描述GH4141合金热变形过程中峰值应力与变形温度和应变速率的关系。GH4141合金热变形过程中的再结晶程度随着变形温度升高、应变速率减小和变形量增加而增加。当变形温度≥1100℃,应变速率为0.01～0.1 s^-1,变形量≥50%时,合金发生完全动态再结晶。     

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。     

Incoloy825高温合金热变形行为及动态再结晶模型

采用Gleeble-3800热模拟试验机，对Incoloy825高温合金在应变为0.92、温度为950～1150℃和应变速率为0.001～1 s^-1条件下进行单道次压缩试验。依据真应力-真应变曲线建立了动态再结晶临界方程和动态再结晶动力学模型。结果表明，Incoloy825高温合金热变形对温度和应变速率较为敏感，真应力-真应变曲线整体满足硬化-软化-稳态的流变过程，动态再结晶是Incoloy 825高温合金材料的主要软化机制。在热变形过程中，动态再结晶临界应变随变形温度的升高和应变速率的降低呈减小趋势。对动态再结晶动力学模型进行分析发现，动态再结晶百分含量随变形温度的升高和应变速率的降低而增大，表明高变形温度和低应变速率对动态再结晶具有促进作用。     

Al-Mg-Li合金的动态软化行为及组织演变

采用Gleeble-3500热压缩模拟试验机对Al-5Mg-2Li-0.1Zr-0.1Sc铝锂合金在变形温度为623～753 K及应变速率为0.01～10 s^-1的热变形条件下进行热压缩试验,利用光学显微镜和电子背散射衍射研究了合金在不同变形条件下的组织演化,构建了合金的热加工图。建立了基于双曲正弦函数的合金热变形特征本构方程。结果表明：合金的变形激活能Q为136.159 kJ/mol,合金的流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小;随着应变速率的增大,流变应力达到峰值应力后,动态软化和加工硬化的影响相互交替,流变应力曲线呈周期性波动。随着变形温度的升高和应变速率的降低,小角度晶界合并为大角度晶界,位错密度逐渐降低,析出相数量减少,变形织构减少,再结晶晶粒长大,动态软化机制转变为动态再结晶。     

退火态42CrMo钢的热变形行为

为了研究退火态42CrMo钢的热变形行为，利用Gleeble3800热模拟试验机进行了单道次热压缩实验，获得了变形温度930～1230℃、应变速率0.001～1 s^-1条件下的高温流变应力曲线。分别应用Arrhenius方程和Yada模型构建了42CrMo钢的高温本构模型和动态再结晶动力学模型，并基于动态材料模型应用不同变形条件下的峰值应力构建了其热加工图。结果表明，在大部分变形条件下，高温流变应力曲线呈典型动态再结晶特征，由于动态再结晶的作用，流变应力随变形温度的升高或应变速率的降低而减小。基于峰值应力构建的42CrMo钢高温本构模型和动态再结晶模型可以用于预测不同变形条件下的流变应力和微观组织演变。此外，根据42CrMo钢的热加工图，最佳热加工工艺参数范围为1100～1230℃、0.01～1 s^-1。     

0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的热变形特性

为了探究0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的最佳动态再结晶条件和热变形机理,利用Gleeble3800热模拟试验机对试验钢进行了等温热压缩模拟试验,试验变形温度为750~1050 ℃,应变速率0.01~10 s^-1,变形量60%。结果表明,峰值应力随变形温度的降低和应变速率的升高而增大,在应变速率为0.01∼0.1 s^-1,变形温度为950~1050 ℃时,发生明显动态再结晶;具有双曲正弦函数型的本构方程能较好地描述0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的流变行为;0.30C-Cr-W渗氮轴承钢的形变激活能为442.022 kJ/mol。基于动态材料模型和流变应力数据建立了热加工图。通过热加工图及微观组织的观察确定了变形温度950∼1050 ℃,应变速率0.01∼0.15 s^-1为最佳热变形条件;变形温度750∼950 ℃,应变速率1.2∼10 s^-1为流变失稳区。     

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。     

13Cr超级马氏体不锈钢热压缩变形行为与组织演变

通过Gleeble-3500热模拟试验机对13Cr超级马氏体不锈钢进行单道次压缩变形试验,系统研究变形温度在950~1150 ℃、应变速率为0.001~10 s^-1条件下的热变形行为。利用双曲正弦模型建立了13Cr超级马氏体不锈钢的流变应力本构方程,求得试验钢的热变形激活能为412 kJ/mol,并基于动态材料模型(DMM)理论绘制了材料的热加工图,得出材料的最佳热变形工艺参数窗口为:变形温度1032~1072 ℃,应变速率0.039~0.087 s^-1。组织演变结果表明,试验钢在高变形温度和低应变速率的条件下,容易发生动态再结晶。当应变速率一定时(0.01 s^-1),变形温度从950 ℃升到1050 ℃,动态再结晶的体积分数从18.7%升高到60.1%,组织的再结晶程度提高,晶粒均匀细小;当变形温度一定时(1050 ℃),随着应变速率的降低,动态再结晶的晶粒长大粗化。     

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。     

铸态耐热合金CN617热变形行为研究

用Gleeble-3800热模拟试验机研究了铸态耐热合金CN617退火后在形变温度1050~1180 ℃,应变速率0.01~10 s^-1条件下的热变形行为,建立了该合金的热变形本构方程,绘制了热加工图。结果表明：在形变温度1050~1180 ℃,应变速率0.01~1 s^-1条件下,CN617合金的热变形曲线呈现稳态的流变应力;当在形变温度1100~1180 ℃,应变速率10 s^-1条件下,其热变形行为表现为持续硬化+动态软化过程。CN617合金热变形的热激活能平均为502.35 kJ/mol。在形变温度1050~1125 ℃,应变速率0.2~10 s^-1时形成流变失稳。其原因是动态再结晶程度较低,流变应力较高。