TiAl基合金动态再结晶临界模型建立

依据粉末冶金Ti-47Al-2Nb-2Cr合金热模拟压缩实验结果,研究了变形温度为950～1150 ℃、应变速率为0.001～0.1 s(-1)条件下材料的流变力学行为。采用Poliak和Jonas所提出的临界条件动力学理论,确定了该合金的动态再结晶临界应变(ε_c)和临界应力(σ_c),揭示了变形温度与应变速率对ε_c和σ_c的影响规律。结果表明,温度补偿应变速率因子Z与ε_c、σ_c、ε_p(峰值应变)和σ_p(峰值应力)间的关系可以采用指数函数形式表征。建立了该合金动态再结晶临界发生模型:ε_c=1.2×10~(-3)Z~(0.147),动态再结晶临界应变与流变应力曲线峰值应变的比值约为 0.73。根据对模型的分析表明,临界应变与 Z 参数之间呈现正相关性,即随着 Z 参数的减小(变形温度升高或应变速率降低),材料发生动态再结晶的临界应变减小,说明变形温度的升高与应变速率的下降能够促进动态再结晶行为的发生。通过对热变形后微观组织的观察,验证了所建立动态再结晶临界模型的可靠性。     

加工硬化率法研究Ti-10V-2Al-3Fe合金β区变形动态再结晶的临界条件

采用Thermecmaster-Z型热/力模拟试验机在变形温度为825～1125℃,应变速率为0.001～1 s~(-1)条件下对Ti-10V-2Al-3Fe合金进行热模拟压缩实验,分析了热变形参数对其流变行为的影响,并通过加工硬化率方法研究了该合金的动态再结晶临界条件。结果表明:合金的流变应力随变形温度的降低或应变速率的提高而增大;通过lnθ～ε曲线出现拐点及dlnθ/dε～ε曲线出现最小值判据,确定了该合金的动态再结晶临界应变;动态再结晶临界应变随应变速率的增大及变形温度的降低而增加;Z参数方程能较好地反映合金动态再结晶临界应变与热变形条件间的关系,动态再结晶临界应变与Z参数间的关系可表示为ε_c=2.6735×10~(-2)Z~(0.0817);临界应变与峰值应变之间存在线性关系,即ε_c=0.508ε_p。     

Cu-0.4Zr-0.15Y合金动态再结晶临界条件

利用Gleeble-1500D型热模拟试验机对Cu-0.4Zr-0.15Y合金进行高温单次轴向热压缩试验,研究该合金在应变速率范围为0.001~10 s~(-1),热变形温度为550~900℃条件下的热变形行为。通过真应力-真应变数据得出材料的加工硬化率θ,结合lnθ-ε曲线和-(lnθ)/ε-ε曲线特征,研究Cu-0.4Zr-0.15Y合金热变形过程的再结晶临界条件。结果表明:Cu-0.4Zr-0.15Y合金应力-应变具有动态再结晶特征;该合金的lnθ-ε曲线拐点处对应于-(lnθ)/ε-ε曲线的最小值,最小值所对应的应变是临界应变ε_c;临界应变ε_c的变化与应变速率和变形温度有关,临界应变ε_c与Zener-Hollomon参数Z之间的函数关系为ε_c=6.4×10~(-3)Z~(0.07768),且临界应变ε_c与峰值应变ε_p之间满足ε_c/ε_p=0.448。同时,Cu-0.4Zr-0.15Y合金发生动态再结晶组织演变与变形温度和应变速率有关。     

基于Al-Cu-Li合金流变行为的动态再结晶动力学与形核机制

对Al-Cu-Li合金进行温度300~500℃、应变速率0.001~10s~(-1)的等温热压缩,分析合金的流变行为:结合TEM和EBSD研究合金热变形过程中的组织演变。结果表明:合金流变曲线分为3个阶段:加工硬化阶段、过渡阶段和稳态变形阶段;变形温度越高,流变应力达到动态平衡所需应变量越小。基于应变硬化率(θ)与流变应力(σ)之间的关系,确定动态再结晶的临界应变(ε_c);不同热变形条件下的临界应变(ε_c)与峰值应变(ε_p)之比为0.30342~0.92828;临界应力(σ_c)与峰值应变(σ_p)之比为0.88492~0.99782。引入最大软化率应变(ε~*)和中间变量Z/A,建立ε_c和ε~*与Z/A的关系表达式。构建Al-Cu-Li合金动态再结晶动力学模型,模型表明,温度越高或应变速率越低,越有利于促进动态再结晶分数的增加;显微组织分析结果与模型预测规律一致。Al-Cu-Li合金动态再结晶形核机制主要为晶界突出形核机制、亚晶合并长大机制以及粒子促进形核机制,随温度升高和应变速率的降低,晶内亚晶合并长大机制得到加强。     

基于动态再结晶软化理论的Ti-22Al-25Nb合金新型本构关系模型（英文）

依据热压烧结制备Ti-22Al-25Nb合金热模拟压缩所得实验数据,研究合金在热变形温度为975～1075°C、应变速率为0.001～1s~(-1)条件下的热变形行为。通过对数据的分析,建立包含Z参数模型、动态再结晶临界模型与动态再结晶动力学模型的新型本构关系模型。实验结果表明:Ti-22Al-25Nb合金的热变形激活能为410.172 kJ/mol,且临界应变与峰值应变之间的比值为0.67。此外,所建立的本构关系模型的预测值在应变速率为0.1 s~(-1)、应变量小于0.1条件下与实验值相差较大,但整体上流动应力水平预测值与实验值吻合较好。并采用EBSD技术对动态再结晶动力学模型的预测精度进行分析。     

B_4C_p/6061Al复合材料动态再结晶临界条件（英文）

通过等温热压缩实验对25%B_4C_p/6061Al(体积分数)复合材料的热变形行为和动态再结晶临界条件进行了研究,采用的温度范围为350~500℃,应变速率范围为0.001~1 s~(-1)。应力-应变曲线显示动态再结晶是复合材料热变形过程中主要的软化机制,并采用峰值应力构建了基于Arrhenius形式的本构方程。基于加工硬化率曲线,求解了表示动态再结晶发生的临界应变与临界应力值。结果表明,临界应力与峰值应力存在线性关系:σ_c=0.8374σ_p–0.33708。此外,引入Zener-Hollomon参数描述变形条件对临界条件的影响,得到临界应变与Z参数的关系:ε_c=2.39×10~(-4)Z~(0.11022)。最后,通过θ-ε曲线得到了复合材料完成动态再结晶时的稳态应变,并绘制了动态再结晶图。     

节镍型高氮奥氏体不锈钢的动态再结晶行为

对节镍型高氮奥氏体不锈钢在不同应变速率、不同变形温度下进行热变形模拟试验,并根据试验数据绘制应力-应变曲线。利用加工硬化率θ与应力-应变σ的曲线拐点和-dθ/dσ-σ曲线最小值点判定动态再结晶开始状态。确定动态再结晶临界应力σ_c和临界应变ε_c。同时计算出临界应变ε_c与峰值ε_p间的关系:ε_c≈0.378ε_p。构建出节镍型奥氏体不锈钢动态再结晶临界应变预测模型:lnε_c=0.026 85lnZ-4.7358。     

基于TMCP研究套管钢30MnCr22的动态再结晶

以经济型P110钢级石油套管用钢30MnCr22为研究对象,采用Gleeble-1500D热模拟实验机进行单道次热压缩实验,测得其在不同变形温度和变形速度条件下该钢的真应力-真应变曲线。根据30MnCr22钢的高温流变应力曲线和实际变形条件,分析了其在TMCP条件下穿孔、连续轧管和减径过程中的再结晶控制策略。采用Origin软件对各种变形条件下的峰值应力进行分析,采用线性回归法,得出基于Zener-Hollomon参数的流变应力函数关系,建立了30MnCr22钢的高温流变应力数学模型。在此基础上分析了峰值应力R_p、峰值应力对应的压应变ε_p、动态再结晶临界应变ε_c与lnZ之间的关系。结果表明,在热变形过程中,30MnCr22存在动态再结晶现象,而且随着变形温度的升高,动态再结晶临界应变减小,流变应力减小,动态再结晶易发生。随着应变速率的增大,峰值应力R_p会越来越大,但峰值应力所对应的应变值ε_p在不同变形温度下的变化情况却不太一致。当变形温度较高时,ε_p随应变速率的升高而升高,但当变形温度较低时,ε_p随着应变速率的升高先升高,然后又下降。     

C_(sf)/AZ91D复合材料高温变形动态再结晶临界条件

采用真空压力浸渗法制备了短切碳纤维体积分数为15%的AZ91D镁基复合材料(C_sf/AZ91D),通过等温恒应变率压缩试验,研究了复合材料在变形温度为400~460℃、应变速率为0.001~0.1s~(-1)、最大真应变为0.7条件下的流变应力和动态再结晶行为。结果表明,复合材料流变应力曲线呈现显著的动态再结晶软化特征,动态再结晶临界应变随变形温度升高或应变速率降低而减小,其与Z参数之间的函数关系为εc=1.6×10~(-3) Z~(0.037 2);动态再结晶临界应变和峰值应变之间的关系为ε_c=0.385 2ε_p;同等变形条件下,复合材料动态再结晶的临界应变远小于AZ91D镁合金,短切碳纤维促进了基体镁合金动态再结晶发生,同时细化了其再结晶晶粒。     

变形参数对Ti-22Al-24Nb合金高温流动应力及组织影响

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Ti-22Al-24Nb合金在温度为900～1 110℃和应变速率为0.01～10s~(-1)条件下的高温流动应力及微观组织,分析了应变速率和变形温度对高温流动应力及热变形组织的影响。结果表明,变形温度和应变速率对Ti-22Al-24Nb合金的流动应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增加而升高。在α_2+B_2两相区,高应变速率下(6)ε≥1.0s~(-1))进行变形时,合金显微组织发生局部塑性流动和绝热剪切。在B_2单相区,低应变速率(6)ε≤0.1s~(-1))进行变形时,有明显的动态再结晶晶粒产生。高应变速率下,原始B_2相晶粒被明显拉长,晶界多呈不连续状态;低应变速率下变形时,随变形温度升高,合金易发生动态再结晶,当变形温度高于990℃时出现明显的动态再结晶特征;高应变速率下变形时,晶界模糊,随变形温度降低,晶界几乎全部消失,合金易发生局部塑性流动和绝热剪切。     

Ti-5553合金热变形时动态再结晶的临界条件

对Ti-5553合金在变形温度800~860℃、应变速率0.1~10 s~(-1)条件下进行热压缩试验,分析了应力-应变曲线,推导出加工硬化率θ与临界应变ε的关系曲线,应用曲线的拐点判据得到了合金在不同条件下变形发生动态再结晶的临界应变值。应用Sellarsn模型建立了合金发生动态再结晶的临界变形条件。     

针片Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr热加工过程中的球化动力学及有限元仿真（英文）

为了预测初始层状α的Ti-55531(Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr)的微观组织演变,采用Avrami方程对Ti-55531热变形过程中的动态球化动力学模型进行了表征。为了确定方程的参数,为了获得应力-应变(σ-ε)曲线进行了一系列热模拟实验。通过进一步将σ-ε曲线转化为应变硬化速率dσ/dε-ε曲线,可以获得临界应变ε_c(对应dσ/dε的最小值)和峰值应变ε_p(dσ/dε=0时的应变)。还测量了不同变形条件下的动态球化分数f_g。接下来,通过线性拟合应变率,温度和动态球化部分之间的关系来确定Avrami方程中的参数。得到的Avrami方程表示为f_g=1–exp[–0.5783((ε–ε_c)/ε_c)~(0.907)],其中ε_c=3.315ε_p,ε_p=1.249×10~(-4)e~(0.0807)exp(58580/RT)。最后,将获得的动态球化动力学模型植入有限元程序中模拟动态球化动力学。将动态球化动力学模型与有限元方法相结合,有效地预测了针片α动态球化动力学过程。     

热力耦合作用下粉末高温合金的峰值应力与临界应变模型研究

粉末冶金高温合金不仅可以满足现代航空发动机对高温热端部件的力学性能要求,而且解决了传统冶金过程元素的偏析问题。本文以第二代粉末冶金高温合金为研究对象,对热力耦合作用下的峰值应力和临界应变进行了系统研究。基于热模拟压缩试验研究了该合金的流变行为。研究表明,引起粉末高温合金应力应变关系变化的实质是加工硬化与动态软化的相互竞争。确定的粉末高温合金发生动态再结晶的临界应变为ε_c=0.774ε_p(ε_p为峰值应变)。     

TC16钛合金的高温塑性变形行为研究

针对TC16钛合金,进行等温恒应变速率高温压缩变形试验,研究该合金在700~950℃,应变速率为1~10s~(-1)条件下的应力-应变及组织演变,通过应力-应变曲线建立了合金的流变应力方程,并利用其应变硬化率θ与应变ε的θ-ε曲线确定其发生动态再结晶的临界应变ε_c。结果表明,当应变速率一定时,流变应力在700~850℃温度区间变形时比850~950℃变形时的递减幅度大;当合金变形量达到50%时,在较高应变速率(如6)ε=10s~(-1))下变形,可使组织中的再结晶晶粒尺寸进一步细化。     

低碳贝氏体钢的动态再结晶行为

为了研究低碳贝氏体钢在热加工过程中的动态再结晶行为,采用Gleeble-1500热模拟试验机分别在800~1200℃的变形温度和0.01~25 s~(-1)的应变速率范围内对材料进行了单道次压缩试验。通过分析加工硬化率的变化确定了材料动态再结晶的峰值应变ε_p、临界应变ε_c和稳态应变ε_s。引入Zener-Hollomn参数建立了相关参数关系方程并得到该材料动态再结晶的变形激活能为435 217 J/mol。最后利用JMA方程确定了该材料的动态再结晶动力学模型,并验证了相关参数与Zener-Hollomn参数之间的关系。     

添加稀土元素Y对Ti_2AlNb基合金高温变形行为及热加工工艺的影响

利用Gleeble-3500热模拟试验机对Ti-22Al-24Nb合金和Ti-22Al-24Nb-0. 5Y合金试样进行等温恒应变速率压缩试验,研究了在应变速率0. 01～10 s~(-1)、变形温度900～1080℃条件下,添加稀土Y对Ti-22Al-24Nb合金高温流动应力及热变形激活能的影响规律,采用Prasad加工图分析了添加稀土元素Y对Ti-22Al-24Nb合金热加工工艺的影响。结果表明:添加稀土元素Y后,提高了Ti-22Al-24Nb合金的高温变形抗力和变形激活能,含稀土元素Y的Ti-22Al-24Nb-0. 5Y合金的峰值流动应力在各变形条件下均高于未添加稀土的Ti-22Al-24Nb合金,且随应变量的增加,其激活能升高,应变量为0. 6时,Ti-22Al-24Nb-0. 5Y合金激活能达到了668. 464 k J·mol~(-1),当应变量为0. 8时,随应变量的增加,合金变形激活能变化不大;添加稀土元素Y对Ti-22Al-24Nb合金加工图的失稳区域及功率耗散效率影响显著,添加稀土元素Y后,合金在加工图中的失稳区域扩大,提高了合金热变形过程中的功率耗散效率,减小了Ti-22Al-24Nb合金热加工工艺参数范围。     

(TiB_(2)+TiB)/Ti-22Al-25Nb复合材料的热变形行为与组织演变EI北大核心CSCD

以放电等离子烧结(TiB_(2)+TiB)增强Ti_(2)AlNb基复合材料为初始材料,在Gleeble-3800热模拟实验机上开展了(TiB_(2)+TiB)/Ti-22Al-25Nb复合材料的热压缩变形实验,研究了变形温度1060~1150℃、应变速率0.05~5 s^(-1)范围内复合材料的热变形行为。通过对流变应力-应变数据分析,构建了复合材料在B2单相区内的本构方程,分析了不同Zener-Hollomon(Z)参数下复合材料的组织演变规律。结果表明:(Ti B_(2)+TiB)/Ti-22Al-25Nb复合材料的峰值应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低,压缩曲线存在不连续屈服现象。Z值对复合材料的组织演变和变形机制均有重要影响。当ln Z值处于较高水平(35.88)时,复合材料出现局部塑性流动变形失稳区,动态再结晶程度较低,再结晶晶粒平均尺寸为3.82μm,增强颗粒粒径平均尺寸为6.93μm。当ln Z值处于较低水平(29.11~31.28)时,复合材料心部区域均发生完全动态再结晶。随着Z值降低,当ln Z为29.11时,动态再结晶晶粒长大,其平均尺寸增至9.16μm,并且由于B元素扩散的加快,促进了烧结残余TiB_(2)颗粒向Ti B晶须(Ti Bw)转变,原位反应更加充分,增强颗粒平均尺寸减小至2.77μm,TiBw的团簇现象明显减弱。     

粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金高温变形本构模型

研究了粉末冶金方法制备的Ti-22Al-25Nb合金在变形温度940～1060℃和应变速率0.001～1.0 s~(-1)下的热变形行为。采用双曲正弦函数Arrhenius建立了该合金在高温变形条件下的本构方程。通过六次多项式拟合,将应变量耦合到建立的高温本构方程中,构建了带有应变耦合的本构方程。结果表明:Ti-22Al-25Nb合金的流变应力随着应变速率的增加而增大,随温度的升高而减小,同时出现不连续屈服现象。采用六次多项式拟合得到α、n、Q、ln A的应变耦合函数,建立修正的双曲正弦型Arrhenius方程。该方程预测应力精度达到97.6%。     

Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金动态再结晶临界条件及动力学模型的构建

在300～400℃、0.003～1 s^-1变形条件下，采用Gleeble-1500型热模拟试验机对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金进行热压缩实验。依据加工硬化率曲线拐点特征构建了合金热变形过程中的动态再结晶临界应变模型，并根据临界条件构建了合金的动态再结晶动力学模型，并分析了不同变形条件对合金动态再结晶的影响。结果表明：变形温度和应变速率对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的热变形行为有显著的影响，其流变曲线表现出典型的动态再结晶特征，并且提高变形温度和降低应变速率都将促进动态再结晶的发生；在本实验条件下，Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的加工硬化率曲线均具有拐点特征，得到了合金在变形温度为300～400℃及应变速率为0.003～1 s^-1条件下所对应的临界应变ε_c和峰值应变ε_p,并获得了合金临界应变模型和动态再结晶动力学模型，合金显微组织特征验证了所获得的临界应变模型和动态再结晶模型的准确性。     

Ti-6Al-7Nb合金高温塑性变形行为及热加工图研究

本文以Ti-6Al-7Nb合金为研究对象,采用Gleeble-3500热模拟压缩试验机进行不同温度和应变速率压缩试验。分析了Ti-6Al-7Nb合金在变形温度1023 K、1073 K、1123 K、1173 K,应变速率为0.005 s-1、0.05 s-1、0.5 s-1、5 s-1和10 s-1,最大变形量为60%下的高温变形行为及热加工特性。结果表明：变形温度与应变速率对Ti-6Al-7Nb合金的流动应力影响较大,其中应变速率是影响加工硬化过程的主要因素。Ti-6Al-7Nb合金在发生热塑性变形时后的物相主要有：初生α相、片层状α相、次生α相、片层状β相以及发生球化的初生α相等。Arrhenius本构方程模型适用于低温低应变速率和高温高应变速率形变条件的Ti-6Al-7Nb合金高温变形。利用MATLAB构建计算确定了合金最佳塑性变形区间为：应变速率0.0067 s-1-0.1353 s-1和温度1100-1173 K,在该区间有可能获取Ti-6Al-7Nb合金最佳的塑性变形工艺参数。