GH2907合金热变形本构方程

采用Gleeble-3500热模拟试验机进行等温热压缩实验,分析了GH2907合金在变形温度950℃~1100℃、应变速率0.01s_-1~10s_-1、变形量60%条件下的高温流变行为。结果表明：合金的流变应力随着变形温度的升高或应变速率的降低而显著降低。利用Arrhenius双曲正弦方程和Zener-Hollomon参数计算得出合金的热变形激活能Q为463.043kJ.mol_-1;合金的应力-应变曲线具有明显的动态再结晶(DRX)特征,变形量、变形温度以及应变速率对DRX体积分数均具有显著影响。基于应力-位错关系和DRX动力学,建立了加工硬化-动态回复和动态再结晶两个阶段的机理型本构模型,可用于描述流变应力与应变速率和变形温度之间的关系。误差分析相关系数R为0.987,预测值与实验值吻合良好,可用于表征预测GH2907合金的热变形行为。     

60NiTi合金的热变形行为及本构方程

60NiTi合金具有强度高、耐磨性好等一系列优异的性能。但由于它难热成型,因此大大限制了在工业领域的广泛应用。为了确定60NiTi合金最优的热加工工艺,研究了铸态60NiTi合金在750～1 050℃,0.01～1 s^-1变形速率下的热变形行为,并采用包含Arrhenius项的Z参数法构建了高温变形本构方程。结果显示：仅在1 000℃、1 s^-1速率下高温变形时60NiTi合金发生了明显的动态再结晶,温度升高能提高60NiTi合金的热成型性能。在高温(1 050℃)大变形速率下(1 s^-1)加工60NiTi合金的热成型性能最好。     

微合金化高强钢的热变形行为及物理本构方程北大核心CSCD

采用Gleeble-1500型热模拟机对微合金化高强钢在变形温度为900~1100℃、应变速率为0.01~30 s^(-1)的条件下进行热压缩实验,得到流变应力曲线。分析高强钢的动态再结晶行为,分别采用综合考虑杨氏模量E和奥氏体自扩散系数D对绝对温度依赖性的、包含可变应力指数n的物理本构方程和蠕变应力指数为5的物理本构方程,建立实验钢应变补偿的流变应力预测模型。结果表明:随着变形温度的升高和应变速率的降低,动态再结晶更易于发生。利用应变补偿的物理本构方程预测流变应力的精度较高,其中,包含可变应力指数n的物理本构方程的预测精度(相关系数R=0.991,平均相对误差δ=4.81%)高于蠕变应力指数为5的物理本构方程(相关系数R=0.989,平均相对误差δ=6.49%)。这是由于:当物理本构方程中的蠕变应力指数为5时,材料的变形机制仅有滑移和攀移,而包含可变应力指数n的物理本构方程综合考虑了所有的变形机制,预测精度更高。     

低碳马氏体不锈钢热变形行为及本构方程

为研究低碳马氏体不锈钢的热变形行为,利用Gleeble-3800热模拟试验机对该材料进行不同温度的压缩变形试验,利用流变应力曲线构建了基于Arrhenius双曲正弦模型的本构方程,并建立试验材料的热加工图,最后对比分析试验材料在不同变形条件下的显微组织。结果表明,材料在高变形温度与低应变速率下变形时主要发生动态再结晶现象,在低变形温度与高应变速率下变形时主要发生加工硬化现象,流变应力的理论值与实测值的线性相关系数为0.995 5,验证了本构方程的准确性;结合热加工图分析和显微组织观察,得出该材料的失稳工艺窗口区域为变形温度1 020～1 120℃、应变速率0.01～1 s^-1;材料的最佳工艺窗口区域为变形温度900～1 150℃、应变速率0.003～0.01 s^-1。变形温度的提高有利于将粗大变形组织逐渐转变成细小的等轴组织,应变速率的降低同样有利于发生动态再结晶,但过低则会延长变形时间,导致再结晶晶粒逐渐长大与粗化。     

35MnB钢高温变形行为及本构方程

为了合理制定35MnB钢制件热成形工艺参数,在790~1190℃温度范围内,应变速率为0.01~10 s~(-1)及总压缩变形量(真实应变)为0.6的试验条件下,采用Gleeble-1500D热模拟试验机对35MnB钢进行热压缩变形试验,研究其高温变形行为。结果表明:流变应力随着温度的升高而减小,随着应变速率的增大而增大。同一应变速率下,随着变形温度的升高应力峰值向左移动,应力-应变曲线整体下移;同一变形温度下,应变速率越大,应力峰值越高,相应的应变量也越大。采用含有变形温度(T)和变形激活能(Q)的Arrhenius equation方程的双曲正弦模型,构建了35MnB钢在高温下流变应力与应变速率的本构方程。并验证了所构建本构方程的准确性,计算结果显示预测应力峰值与试验应力峰值吻合较好。通过采用本文所构建的35MnB钢本构方程对大型液压装载机锻造摇臂成形过程进行模拟,结果证明本文所构建的本构方程可以应用于35MnB钢制件高温成形模拟过程,并为实际生产做指导。     

M50NiL钢热变形过程中的物理型本构方程及微观组织演变

利用Gleeble-3500型热模拟试验机对M50NiL钢进行了温度为900～1200℃、应变速率为0.01 ～ 50 s-1的热压缩试验,研究了M50NiL钢的热变形行为.结果 表明:在本实验条件下M50NiL钢出现了3种组织,即具有变形晶粒和孪晶的微观组织、新形核再结晶晶粒和锯齿状晶粒的微观组织和完全动态再结晶的微...     

TB17钛合金热压缩流变应力分析及本构方程

使用Gleeble-3500热模拟试验机在变形温度为800~1000℃、应变速率0.001~10 s~(-1)以及真应变为1.2的条件下对TB17钛合金进行热变形行为研究。根据热压缩数据,分析真应力-真应变曲线,计算TB17钛合金变形激活能,并建立了TB17钛合金应力-应变本构模型,对金相组织进行分析,并进行了本构模型的验证。结果表明,TB17钛合金在热压缩变形过程中,出现动态回复和动态再结晶现象,在低应变速率0.001和0.01 s~(-1)下,以动态再结晶为主要软化机制,在高应变速率1和10 s~(-1)下主要以动态回复为软化机制;流变应力随应变速率的下降和变形温度的升高而降低;峰值应力计算值和实验值的平均误差为6.5%,表明该模型有很高的精确度。研究为TB17钛合金塑性加工过程的模拟和控制提供了参考。     

35CrMoV钢高温塑性变形行为及其本构方程建立

为了研究35CrMoV钢的高温变形行为,借助Gleelble 3800型热模拟试验机,在应变速率为0.01~10 s^-1、变形温度为950~1150℃的条件下进行轴向单道次高温压缩试验,并根据试验结果绘制35CrMoV钢的流动应力-应变曲线。分析研究了变形温度、应变速率对流动应力的影响,计算了变形激活能Q及参数n、A、α的取值。试验结果表明:35CrMoV钢在950~1150℃进行压缩试验时,存在动态再结晶和动态回复两种流动应力-应变关系,当应变速率为0.01和0.1 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态再结晶型;当应变速率为1和10 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态回复型。在试验条件下获得35CrMoV钢的平均变形激活能Q为310.433 kJ·mol^-1,建立了用于描述35CrMoV钢流动应力、应变速率和变形温度三者之间关系的本构方程。     

GH1016合金热变形本构方程及临界变形条件

为了研究GH1016合金的高温热变形行为,利用Gleeble-3500热模拟试验机进行变形温度在1000～1150℃范围内,应变速率为0. 1～10 s-1,总压缩变形量为60%的热压缩试验,通过获得的真应力-真应变曲线研究了其变形行为。研究结果表明:真应力随变形温度的降低和应变速率的升高而增加。在一定的变形温度下,随着应变速率的增加,峰值应力和峰值应变均增加;在一定的应变速率下,随变形温度的升高,峰值应力和峰值应变减小。根据真应力-真应变曲线中的峰值应变和峰值应力数据,利用数据拟合的方法分别求得了GH1016合金的热变形本构方程和临界变形条件方程。在本实验条件下,GH1016合金发生动态再结晶的热激活能为456. 55 k J·mol-1。     

35CrNi3MoV钢动态再结晶及高温本构关系

用圆柱试样单轴压缩方法研究了35CrN i3MoV钢的热变形行为。根据试验结果,应用热变形方程式回归出了动态再结晶参数。在综合考虑动态再结晶以及热变形本构方程理论的基础上,建立了分段式动态再结晶本构方程,方程参数包括峰值应力、峰值应变、稳态应力和曲线形状表征参数。所建立的本构方程预测出的35CrN i3MoV钢高温应力应变曲线与试验结果符合。     

MoNb合金热变形行为及本构关系

采用Gleeble-3800型热模拟试验机对MoNb合金进行等温恒应变速率压缩试验,研究该合金在变形温度900~1200℃和应变速率0.01~10 s^-1条件下的热变形行为,计算其热变形激活能。结果表明:变形温度和应变速率对流动应力具有显著影响,流动应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小。误差分析表明,采用多元线性回归法建立的MoNb合金本构关系模型具有较高的精度,该模型的预测值误差小于10%的数据点占总数的92.86%,相关系数和平均相对误差分别为0.976和4.08%,能较为准确的预测合金的高温流动应力。     

75Cr1高碳合金钢的热变形行为

采用Gleeble 3800热模拟试验机研究在变形条件为800~1100 ℃,1~30 s^-1下的高碳合金钢75Cr1的热变形行为。结果表明：应变速率越快,温度越低,材料所受的应变抗力越高;采用线性回归法,计算试验钢75Cr1的热变形激活能为Q_d=264 kJ/mol;根据存储能演化规律,找出了热变形过程中75Cr1钢的临界应变点和X_D的表达式。     

W-50%Cu复合材料的高温变形行为及加工图

利用Gleeble-1500热力模拟试验机,在温度为650～950℃、应变速率为0.01～5 s-1、总应变量0.7的条件下,对W-50%Cu复合材料高温塑性变形过程中的动态再结晶行为及其热加工图进行了研究和分析。试验结果表明：W-50%Cu复合材料高温流动应力-应变曲线主要以动态回复和动态再结晶软化机制为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加;在真应力-应变曲线基础上,建立的W-50%Cu复合材料高温变形本构模型较好地表征了其高温流变特性;同时,利用W-50%Cu复合材料DMM加工图分析了其变形机制和失稳机制,可确定其热加工工艺优先选择变形温度650～700℃、应变速率1～5 s-1或变形温度850～950℃、应变速率0.01～0.1 s-1。     

低碳Ti-Mo微合金马氏体钢的热变形行为

利用Gleeble-3800热模拟试验机对试验钢在950~1100 ℃,应变速率为0.1~5.0 s^-1,最大应变量为60%的条件下进行了热压缩模拟试验。结果表明：高变形温度、低应变速率和大变形量有利于动态再结晶,试验在1050 ℃、变形量60%、变形速率1 s^-1条件下得到圆整均匀再结晶晶粒,平均晶粒尺寸为14.84 μm;推演出低碳Ti-Mo微合金马氏体钢的形变激活能为462.8 kJ/mol及Z参数与动态再结晶变形条件的关系;建立起试验钢动态再结晶临界应变公式ε_c=0.3729Z^0.3496。     

409L铁素体不锈钢热变形行为

采用热/力模拟实验方法研究了409L铁素体不锈钢(409LFSS)在950～1150℃、应变速率为0.05～2.5 s-1条件下的热变形及组织变化,讨论了热变形参数对流变应力和显微组织的影响.结果表明,409L铁素体不锈钢的表观应力指数及热变形表观激活能分别为4.45、262 kJ/mol;其热变形方程为ε=5.347×1011[sinh(α·σp)]4.45exp(-262000/RT);该钢的铁素体软化机制与Z参数有关,且随着Z值从2.09×108增加到3.92×1011,热变形峰值应力相应从13.73 MPa增加到65.08 MPa.     

Ti-Mo-V微合金化钢的热变形行为

在Gleeble-1500热模拟试验机上对Ti-Mo-V微合金化钢进行单道次热模拟压缩试验,分析了变形温度、应变速率、变形程度等对试验钢热变形行为的影响。结果表明,在一定条件下,流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增加而增大。当应变速率大于10 s^-1和变形温度小于1000 ℃时,发生动态回复;当应变速率小于1 s^-1和变形温度大于850 ℃时,发生动态再结晶。在Sellars -Tegart方程的基础上,建立了试验钢加工硬化-动态回复和动态再结晶精度较高流变应力模型,并采用回归的流变应力模型预报了Ti-Mo-V微合金化钢的实际轧制压力,预报值与实测值吻合良好。     

超高强TB8钛合金高温塑性变形流变应力分析与本构方程

在Gleeble-3000热模拟试验机上进行等温恒速率热压试验(变形温度800~950℃,应变速率0.001~1.0 s-1),研究了TB8合金的高温塑性变形流变应力变化规律,建立了一个包含应变量的本构方程。结果表明,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小;当ε·≤0.1 s-1时,TB8合金高温热压流变曲线为动态再结晶型流变曲线;热变形激活能Q、材料常数n、α、及ln A均与变形量有关;所建立的本构关系能较好的反应TB8合金高温低应变速率下的流变特征。     

低合金钢Q345E高温热变形行为及动态再结晶图

应用Gleeble-1500D热模拟试验机对低合金高强度结构钢(HLSA)Q345E进行高温单道次热压缩试验,研究了不同变形参数(变形温度T、变形速率ε和变形量ε)下Q345E钢的变形抗力,分析了各变形参数对该钢变形抗力和动态再结晶的影响。结果表明:随着应变速率的提高和变形温度的降低,Q345E钢的流变应力显著增大;在应变速率较低、高温时,易发生动态再结晶;在应变速率较高、低温时,不发生动态再结晶。建立了Q345E钢热态变形过程中的高温塑性本构方程和动态再结晶图,为科学设计和有效控制Q345E钢的成形工艺提供理论依据。