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。     

FGH96合金的热塑性变形行为和工艺

通过高温热压缩实验,得到了不同温度和不同应变速率条件下热等静压FGH96合金的真应力-应变曲线,在此基础上,建立了FGH96合金热塑性变形过程中的热加工图.通过对材料微观组织、应力应变响应及热加工图的对比分析,确定了优化的热塑性锻造窗口,提出了FGH96合金细晶盘坯锻造工艺.根据优化的热塑性锻造窗口,利用等温锻造工艺锻造出无开裂的细晶粒盘坯.     

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。     

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。     

Mg-6Sn-3Al-1Zn合金热压缩行为研究

采用Gleeble3500热力模拟机对Mg-6Sn-3Al-1Zn合金在应变速率分别为0.001、0.01、0.1和1 s^-1,热力模拟机的温度分别为573、623、673和723 K进行了热压缩试验研究。结果表明,Mg-6Sn-3Al-1Zn合金在热变形行为中真应力与压缩温度成反比,但真应力与应变速率成正比。构建了合金的双曲正弦本构模型,揭示了Mg-6Sn-3Al-1Zn合金热加工时的变形机制,以及变形温度、应变速率和流变应力之间的关系。采用峰值应力与应变量分别为0.1、0.3和0.5时的应力,根据动态材料模型理论得到合金的热加工图。结果表明,该合金的最佳加工温度范围和应变速率范围分别为708～723 K和0.001～0.04 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。     

挤压态新型镍基粉末高温合金的热变形行为

镍基粉末高温合金的变形抗力大、热塑性较差、热加工窗口窄,而且在热加工过程中易产生裂纹和流动不稳定等缺陷。本文采用Gleeble-3500热模拟实验机对挤压态新型镍基粉末高温合金进行热压缩,压缩温度为1050～1150℃、应变速率为0.001～1 s^-1,压缩真实应变为0.69。基于双曲正弦型Arrhenius函数,计算该合金的热激活能Q、构建本构方程,采用多项式拟合摩擦、温度变化、应变补偿的影响,对应力-应变曲线及本构方程进行修正,绘制能量耗散图和热加工图。结果表明：该合金的热激活能Q为536.36 kJ/mol,其在变形温度为1075～1150℃、应变速率为10^-3～10^-1.5 s^-1的条件下有较好的加工性能,但当应变速率为0.001 s^-1时,晶粒组织较为粗大,γ′相溶入基体。     

热等静压态FGH96合金的热压缩变形行为和微观组织演化(英文)

通过热压缩实验研究热等静压态FGH96合金的热变形行为和微观组织演化过程。基于Gleeble-1500,在1000~1150°C和0.001~1.0s-1的条件下进行热压缩实验。对应力—应变数据进行拟合分析,建立FGH96合金的双曲正弦函数形式的本构关系,其形变热激活能为693.21kJ/mol。对各变形条件下的FGH96合金的组织分析表明:在1100°C以上和以下分别发生完全和部分动态再结晶,在高变形温度和低应变速率条件下动态再结晶更容易发生。建立FGH96合金在热加工过程中的动态再结晶的动力学方程和晶粒尺寸演化方程。     

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。     

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。     

新型Al-Mg-Si-RE合金的热变形行为

设计制备了4种不同Mg/Si比并添加稀土元素Ce、Er、Zr和B的新型Al-Mg-Si合金,并研究了其显微组织与导电率及抗拉强度。然后以一种优化成分的Al-Mg-Si-RE合金为研究对象,通过 Gleeble-3500热模拟机进行热压缩试验,研究了变形温度为300~450 ℃,应变速率为0.001~1 s^-1时该新型合金的热变形行为。通过试验数据构建该合金的本构方程和热加工图,通过光学显微镜研究显微组织的演变。结果表明,当Mg/Si比为1.4时,该合金具有优异的性能,该合金流变应力随着变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大。计算得到该合金的热变形激活能为176.188 kJ/mol,所得本构方程对该合金的流变行为具有指导作用。由热加工图可知,该合金适宜在变形温度为300~320 ℃,应变速率为0.001~0.015 s^-1或变形温度为430~450 ℃,应变速率为0.001 s^-1或1 s^-1附近的条件下进行热加工。     

马氏体TiAl合金的热变形行为

为研究马氏体TiAl合金的热变形行为,对Ti-42.1Al-8.3V合金进行1320 ℃油淬,得到马氏体,然后利用Gleeble-1500D热模拟试验机研究了马氏体在变形温度为1000~1150 ℃、应变速率为0.001~1 s^-1下的热变形行为。利用背散射电子成像(BSE)和背散射衍射(EBSD)研究了热变形参数对TiAl合金显微组织的影响,通过分析真应力-真应变曲线,结合双曲正弦方程建立了本构方程。结果表明,马氏体TiAl合金的流变应力曲线符合动态再结晶特征,峰值应力随着变形温度的降低和应变速率的增大而增大;通过计算得到n为2.175,变形激活能Q为595.79 kJ/mol,并构建了马氏体TiAl合金的本构方程;在热变形后,TiAl合金中近等边三角形排布的马氏体转变成α₂/γ片层结构。随着变形温度的升高和应变速率的减小,α₂/γ片层逐步被再结晶晶粒替代,最后在变形温度为1100 ℃、应变速率为0.001 s^-1条件下全部转化为等轴晶。另外,随着应变速率的降低和变形温度的升高,晶粒充分长大,逐渐粗化。     

挤压态HAl61-4-3-1合金高温本构模型构建及其加工图

采用Gleeble-3500热模拟实验机在变形温度为600~800℃和应变速率为0.01~10 s^-1时对HAl61-4-3-1铝黄铜合金进行等温热压缩实验,对实验所获得真实应力-应变曲线进行摩擦修正,并以修正后的应力应变数据构建了考虑应变补偿的Arrhenius本构模型。其次,根据修正的应力应变数据构建了应变为0.3、0.6和0.9时HAl61-4-3-1合金的热加工图,并结合变形后微观组织确定了合金的失稳区和安全加工区域。结果表明:该合金在实验范围内的最佳工艺参数为:600~800℃&0.01~0.1 s^-1,660~740℃&0.1~10 s^-1和740~800℃&0.1~4 s^-1,其变形机制主要为动态再结晶和动态回复。     

Deformation behavior of TiNiFe alloy in isothermal compression

The hot deformation behavior of TiNiFe shape memory alloy was studied by isothermal compression tests.It was performed on a Gleeble-3500 thermal simulation machine at deformation temperature of 750 to 1 050 ℃ and strain rate of 0.01 to 10.00 s 1 with maximum strain of 0.8.Deformation mechamism was investigated by the aid of true stress-true strain curves,kinetic analysis and processing map.The constitutive relationship was established in the form of Arrhenius-type hyperbolic-sine equation,and the apparent activation energy was calculated to be approximately 200 kJ·mol-1.The processing maps of TiNiFe alloy were appreciably influenced by true strain.     

两种冶炼工艺下A286高温合金的热变形行为

为了探究真空感应+真空自耗(VIM+VAR)和电炉+精炼+真空自耗(EAF+LF+VAR)两种工艺冶炼A286高温合金的热变形行为,利用Gleeble-3800热模拟试验机在温度950~1150 ℃和应变速率0.01~10 s^-1范围内进行热压缩试验。基于摩擦和绝热加热修正后的真应力-真应变曲线和应变硬化率曲线建立了A286合金的Arrhenius本构方程,确定了VIM+VAR合金和EAF+LF+VAR合金的热激活能分别为358.15和372.54 kJ·mol^-1。利用临界应变和动态再结晶体积分数50%应变引入动态再结晶速度参数k_v,建立新的动态再结晶模型。采用Prasad 准则绘制两种钢在应变0.2、0.5和0.9下的热加工图,并结合组织分析,确定VIM+VAR合金的最佳热加工工艺条件为1050~1100 ℃,0.01~1 s^-1和1100~1150 ℃,0.1~10 s^-1;EAF+LF+VAR合金的最佳热加工工艺条件为1050~1100 ℃,0.01~1 s^-1和1100~1150 ℃,0.1~3 s^-1,得出VIM+VAR合金的热加工区间较宽,其热加工性能优于EAF+LF+VAR合金。     

GH3128合金的高温流变行为与组织演变规律

通过对GH3128合金进行热模拟压缩试验,研究了该合金在变形温度950~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1及应变量30%~70%条件下的流变特征。通过绘制合金流变应力曲线,并基于Arrhenius模型建立了GH3128合金的本构方程。在此基础上,获取了变形量30%~65%的材料加工图,并结合GH3128合金完全再结晶条件图,明确了合金在高温变形过程中组织演变同塑性变形参数之间关系。此外,通过对碳化物的金相分析,探明了合金在热变形过程中碳化物的演变规律。结果表明:GH3128合金热加工激活能约为305 kJ/mol,合理的加工区域为:变形温度1050~1100 ℃,应变速率0.1 s^-1左右。此时合金内碳化物基本回溶,组织再结晶充分,晶粒尺寸可控制在10 μm以下。     

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。     

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℃。     

均匀化处理对挤压态Mg-Al-Zn-0.1Y合金热变形行为及织构的影响

利用250～400℃、0.01～10 s^-1 Gleeble 3500热模拟机等温热压缩试验研究了均匀化处理对稀土Y微合金化挤压态Mg-Al-Zn合金热变形行为的影响,利用电子背散射衍射(EBSD)研究了均匀化热处理对其热变形织构的影响。建立了挤压态和均匀化处理态Mg-Al-Zn-0.1Y镁合金的Arrhenius型本构方程,绘制了代表稳态流动的0.5应变加工图。研究了均匀化热处理对合金热加工图的影响,发现均匀化处理拓宽了合金低温可加工区,提升了合金的低温可加工性,确定了挤压态合金的适宜加工区为(325～375℃、0.01～0.1 s^-1)和(350～375℃、1～10 s^-1),均匀化热处理态合金的适宜加工区为(275～325℃、0.01～0.1 s^-1)。均匀化热处理提升了合金的动态再结晶能力,弱化了挤压态合金热变形基面织构强度,提升了软取向部分比例,提高了挤压态镁合金的热成形性。