Cu-0.8Mg合金高温变形行为与机制

利用Gleeble-1500D热模拟试验机对Cu-0.8Mg合金进行热变形试验,变形温度为500~850℃、应变速率为0.001~10 s-1,研究不同试验条件下合金流变应力的变化规律,分析合金的流变应力、应变速率和变形温度之间的关系,对合金的热加工图进行研究。结果表明:合金在热变形过程中,其流变应力曲线表现出典型的加工硬化、动态回复和再结晶特征,随着变形温度的升高和应变速率的降低,其流变应力和峰值应力也随之降低;合金热变形过程中的激活能为177.88 k J/mol,构建了合金的本构方程;合金在热变形过程中的最优加工参数为:变形温度为700~800℃、应变速率为0.01~0.1 s-1。     

Cu-0.23Be-0.84Co合金热变形行为

为实现Cu-Be-Co合金连续挤压的数值模拟和制定合理的热成形工艺参数,采用Gleeble-1500D热模拟机对Cu-Be-Co合金在变形温度为450℃~850℃和应变速率为0.1s-1~10s-1条件下的热变形行为进行研究;分析热压缩对合金组织的影响;根据Arrhenius方程对实验数据进行分析,建立Cu-Be-Co合金热变形本构方程。结果表明,Cu-Be-Co合金热变形的流变应力随应变速率的降低和变形温度的升高而减小,并且Cu-Be-Co合金在高温变形条件下发生动态再结晶。     

变形温度对炉冷态TA15合金α＋β两相区流动应力和组织的影响

利用Thermecmastor-Z型热模拟试验机,在a 13两相区对炉冷态TA15合金进行等温恒应变速率压缩实验.获得高温塑性流动的真应力-真应变关系曲线特征,并采用金相显微镜对其变形后的显微组织进行观察.结果表明.变形温度对炉冷态TA15合金的流动应力的影响与应变速率大小密切相关;并且获得了试验参数范围内的热变形过程的较佳工艺参数范围,其热加工温度为850～900℃,应变速率为0.001～0.01 s-1.     

Cu-Cr-Zr-Ag合金高温热变形及组织演变

对Cu-Cr-Zr-Ag合金在Gleeble-1500D热模拟试验机上进行热压缩实验,对合金在应变速率为0.001~10 s-1、变形温度为650~950℃的高温变形过程中的流变应力行为、热变形过程中的组织演变和动态再结晶机制进行了研究。结果表明,流变应力随变形温度升高而减小,随应变速率提高而增大。Cu-Cr-Zr-Ag合金在热变形过程中的动态再结晶机制受变形温度和应变速率控制。当温度达到950℃,应变速率为0.001 s-1时,Cu-Cr-Zr-Ag合金发生完全的动态再结晶。该合金高温热压缩变形时的热变形激活能Q为343.23 k J/mol,同时利用逐步回归法建立了该合金的流变应力方程。     

铸态TB6钛合金热变形过程中应力诱发马氏体相变

对铸态TB6钛合金进行了恒应变速率热模拟压缩试验（变形温度为800~1150 ℃、应变速率为0.001~10 s-1）,研究了合金微观组织演变和应力诱导马氏体（SIM）相变。结果表明,该合金在热变形过程中出现了具有枝晶形态的正交结构SIM。SIM在β晶内和晶界形核。应变速率和变形温度控制合金成分均匀性和内应力,是SIM析出量的主要影响因素。不同应变速率的SIM析出量与变形温度范围有关。SIM析出量较高变形条件为：在800~900 ℃时应变速率为0.1 s-1,900~1000 ℃时应变速率为0.01和1 s-1,在1000 ℃以上时应变速率为1 s-1。在变形温度925 ℃、应变速率1 s-1时SIM析出量达最大化为50%。     

Ti_2AlNb基合金热变形行为研究

在Gleeble-3500热模拟机上对Ti_2AlNb基合金进行了等温恒应变速率压缩实验,获得了该合金在应变速率为0.01~10 s-1、变形温度为900~1100℃时的流动应力,分析了热变形参数对流动应力的影响规律,计算了该合金的激活能。采用多元线性回归法建立了该合金的本构方程。误差分析表明,该本构方程具有较高的精度,可为Ti_2AlNb基合金在锻造过程中的数值模拟和制定热加工工艺参数提供理论依据。     

Mg-13Gd-4Y-2Zn-0.6Zr合金高温本构方程及加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机,研究Mg-13Gd-4Y-2Zn-0.6Zr合金在300℃~500℃、应变速率0.001s-1~1s-1时的高温流变行为,获得了合金的真应力-应变曲线。实验结果表明,随着温度上升、应变速率下降,合金的流变应力、峰值应力和峰值应变均减小。利用真应力-应变数据,进行数值拟合、回归计算,求得合金的热变形激活能Q为273.4kJ·mol-1,并建立该合金的流变应力本构模型,该模型结果与实验数据的最大误差小于5%。同时,根据动态材料模型,计算并得到了该合金在不同真应变下的热加工图,分析了其变化规律。并以真应变为0.7的热加工图为依据,结合材料的微观组织,确定了该合金的最佳变形工艺为480℃/0.01s-1。利用金相图解释了各失稳区的组织演变特点。     

Al-17.5Si-4Cu-0.5Mg合金在热压缩变形中的流变应力行为

采用Gleebe-1500D热压缩模拟试验机在变形温度350℃~500℃、应变速率0.001s-1~5s-1的条件下对Al-17.5Si-4Cu-0.5Mg合金进行热压缩实验,研究该合金在热塑性变形条件下的流变应力行为,并建立热变形时的本构方程。研究结果表明,随着应变速率的增加、变形温度的降低,合金的流变应力增加,为正应变速率敏感性材料;采用Znenr-Hollomon参数双曲正弦形式对合金高温塑性变形时的流变应力行为进行描述,流变应力σ解析表达式中材料常数A,σ,n分别为1.81×1019s-1,0.024MPa-1和6.37,合金的平均热变形激活能Q为308.61kJ·mol-1。     

ZA27合金的热变形及加工图

采用Gleeble-1500热模拟实验机进行热压缩试验,研究ZA27合金的热变形行为,在变形温度为200~350℃、应变速率为0.01~5 s-1、工程应变为60%,基于Murty准则,建立ZA27合金的加工图。结果表明:流变应力随变形温度的升高而减小,随应变速率的提高而增大;在变形温度为200~210℃、应变速率为0.01~0.1 s-1和变形温度为250~350℃、应变速率为1~5 s-1的2个区域内易产生流变失稳现象;动态再结晶是导致流变软化及稳态流变的主要原因,ZA27合金的安全热加工区域的变形温度在250~350℃之间、应变速率在0.1~1 s-1之间。     

Cu-Cr-Zr-Y合金热压缩力学行为及热加工图

利用Gleeble-1500D热模拟试验机对Cu-Cr-Zr-Y合金进行高温等温压缩试验,变形温度和应变速率分别为650~850℃和0.001~10 s-1,对合金高温热压缩过程中的变形行为进行研究。结果表明:其流变应力随应变速率的提高而增大,随变形温度的升高而减小。并根据动态材料模型绘制和分析了该合金的热加工图,得出了热变形过程的最佳工艺参数为:温度为800~850℃,应变速率范围为0.001~0.1 s-1。     

应变速率对TA15钛合金β热变形动态再结晶组织的影响

采用THERMECMASTER-Z型热模拟实验机对TA15钛合金在变形温度1050℃,应变速率0.001s-1～1s-1,真应变0.03～1.2范围内进行了等温恒应变速率压缩实验。结果表明,提高应变速率能够明显细化晶粒,在低应变速率(0.001s-1,0.01s-1)下,提高应变速率对晶粒细化的程度较大;从晶粒细化效果及组织均匀性考虑,较佳的应变速率为0.01s-1。     

TC11钛合金高温变形本构关系研究

在Thermecmastor-Z型热加工模拟试验机上,对TC11钛合金在990℃～1080℃、0.001s-1～70s-1范围内进行了高温压缩实验。通过真应力-真应变曲线,分析了流动应力随变形热力参数的变化规律,并在Arrhenius方程的基础上考虑了真应变对流动应力的影响,构建出TC11钛合金的本构关系。误差分析表明,该本构方程有较好的精度,可适合于工程应用。     

α片层厚度对TA15合金动态球化行为的影响

分别以1020℃保温30min后空冷和炉冷得到的TA15合金为原材料,对其进行等温恒应变速率压缩试验,研究了温度800～950℃、应变速率0.001～1s-1、真应变0.51～1.20时,不同原始α片层厚度对TA15合金动态球化行为的影响。结果表明:真应力-真应变曲线均呈现出明显的流动软化,峰值应力和流动软化率对α片层厚度的依赖程度较小。当热变形参数相同时,细片状比粗片状组织更容易发生动态球化,这与其在试验范围内测得的变形激活能分别为597kJ/mol和650kJ/mol是一致的。TA15合金中片状α除了形成低和高角度界面及强烈的局部剪切带导致动态球化外,还有动态再结晶等其它方式。     

锻态TB6钛合金热变形行为及组织演变

在THERMECMASTER-Z型热模拟试验机上,对锻态TB6钛合金在真应变为0.92、变形温度为800℃～1150℃、应变速率为0.001s-1～1s-1的条件下进行等温恒应变速率压缩试验,分析合金在β单相区条件下的热变形特点,并观察金相组织。结果表明,应变速率对合金流动应力的影响较显著;而变形温度对合金流动应力的影响在较高应变速率时较大,在较低应变速率时较小。动态再结晶晶粒尺寸和动态再结晶体积分数,随温度的升高而增大,随应变速率的增大而减小。从晶粒细化和动态再结晶组织均匀性考虑,当真应变为0.92时,变形温度选择在950℃～1050℃之间,应变速率选择在0.01s-1为宜。     

P91合金钢热变形力学行为的实验

利用Gleeble-3500热模拟试验机对P91合金钢进行高温压缩实验,得到了该合金钢在不同温度1000℃、1100℃、1150℃和1200℃,不同应变速率1s-1、0.1s-1、0.01s-1和0.001s-1条件下的真应力-真应变曲线。曲线形态基本符合普通结构钢的热变形力学特征。采用包含Zener-Hollomon参数的Arrhenius双曲正弦关系描述P91合金钢的高温流变行为,确定其变形激活能Q=499.89kJ/mol。P91合金钢应力-应变曲线的典型特征是,在大应变时曲线明显上翘。采用有限元数值模拟方法,分析摩擦力对真应力-真应变曲线翘曲的影响,发现除摩擦力外,还存在其他的影响因素。     

TA7钛合金高温变形行为研究

为了分析TA7钛合金的热变形工艺参数,通过高温压缩试验对TA7钛合金的高温变形行为进行了研究。试验温度为1123~1273K,应变速率为0.001~1s_-1。此外,提出了一种修正并联本构模型用来分析应变速率、变形温度及应变对流动应力的影响。然后,基于动态模型,建立了TA7钛合金的热加工图,并通过微观组织分析对加工图的准确性进行了验证。结果表明,TA7钛合金合理的工艺参数为变形温度1223K,应变速率0.001s_-1,而其非稳态区域位于低温高应变速率区。     

Ti-3.0Al-3.7Cr-2.0Fe低成本钛合金的热压缩变形行为

为研究钛合金的热压缩变形过程中流变应力、显微组织等随变形条件的变化,对自行研制的Ti-3.0Al-3.7Cr-2.0Fe低成本钛合金在Gleeble 1500D热模拟实验机上进行高温压缩变形实验。对d 8 mm×12 mm的试样进行等温压缩变形实验,研究该合金在变形量为30%、50%和70%(对应真应变为1.2)、变形温度为800~950℃、应变速率为0.01~10 s 1条件下的变形行为、流变应力的变化规律以及变形条件对显微组织的影响。结果表明:该合金流变应力受变形温度和应变速率影响显著,流变峰值应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低。采用Arrhenius双曲正弦模型确定该合金在本实验条件下的变形激活能Q=214.22 kJ/mol和应力指数n=3.81,并根据得到的参数建立相应的热变形本构关系为=6.91×108[sinh(0.011σ)]3.81exp[214 220/(RT)]。通过显微组织观察发现,在950℃、变形速率≥0.1 s 1时,发生再结晶现象,且随着变形速率的增加,再结晶现象越明显。     

AerMet100超高强度钢热变形行为

在热模拟机上对AerMet100超高强度钢进行了恒温和恒应变速率的热压缩实验,温度范围是900℃～1100℃,应变速率范围是0.01s-1～10s-1。实测了高温下应力-应变关系曲线,观察了变形后的显微组织,计算了材料的激活能,并建立了峰值应力与变形温度和应变速率的关系。结果表明,材料的流动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;材料在不同变形条件下其软化机制分别受动态回复和动态再结晶控制;在实验条件范围内,AerMet100超高强度钢的再结晶温度在1000℃～1050℃之间,材料的热变形激活能为261.2kJ/mol。     

Inconel 751合金热压缩变形条件下的流变应力模型

采用Gleeblc-1500热模拟试验机对Inconel751合金在应变速率为0.005s-1～20.0s-1,变形温度为980℃～1200℃条件下的流变应力进行了研究。结果表明,在试验范围内,Inconel751合金热压缩变形过程中发生明显的动态再结晶;用Zener-Hollomon参数的双曲对数函数能较好的描述Inconel751合金的流变行为;得到了回归的峰值应力表达式和热变形激活能表达式。