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。     

316L/Q420双金属热变形行为及热加工图

为研究不锈钢和低合金高强钢双金属的高温变形行为，对316L/Q420双金属进行了温度为950～1150℃、应变速率为0.01～10 s^-1、最大变形量为50%的单向热压缩试验，通过观察试验结果，研究了该双金属的热变形行为，进而构建了基于Z参数的Arrhenius本构方程，并应用动态材料模型和Prasad失稳判据绘制了应变分别为0.1、0.3、0.5和0.7时的热加工图。结果表明，316L/Q420双金属热变形具有典型的动态再结晶型特征，流变应力随温度的升高和应变速率的降低而减小；根据所建本构方程得到的预测应力与试验值之间有良好的线性相关性。对应热加工图，综合分析了碳钢侧微观组织状态和脱碳层厚度，确定了最优热加工工艺窗口为：变形温度为1110～1150℃,应变速率为1.284～10 s^-1。     

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。     

基于摩擦修正的GE1014钢热本构方程及热加工图

对GE1014钢进行了热变形温度为850～1200℃、应变速率为0.01～10 s^-1、应变量为0.7条件下的高温轴向压缩试验，对流变曲线进行了摩擦修正，建立了GE1014钢的热本构方程和Z参数方程，基于动态材料模型理论建立了GE1014钢的热加工图，并通过材料变形后的显微组织分析确定了热加工图的准确性和最后热变形区域。结果表明，摩擦效应在低变形温度或高应变速率条件下对GE1014钢的高温流变曲线影响显著；计算得到摩擦修正后的GE1014钢的热变形激活能为400.197 kJ·mol^-1;当试验钢的真应变为0.4和0.7时，在试验条件下的高温、低应变速率区的能量耗散效率η达到最大值0.34。综合分析热加工图及试验钢的显微组织，确定了GE1014钢在变形温度为1100～1150℃、应变速率为0.1 s^-1条件下能够获得均匀、细小的完全动态再结晶组织，此时GE1014钢的热加工性能最好。     

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。     

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。     

COST FB2钢热变形行为及热加工图

利用Thermecmastor-Z热模拟试验机对COST FB2钢进行了等温压缩试验，研究了其在不同热变形工艺参数下的热变形行为、显微组织演变规律以及最优的热加工工艺窗口。结果表明，热变形过程中，流变应力随着变形温度的升高及应变速率的降低而降低，在不同的应变速率与变形温度下，流变应力曲线呈现出动态再结晶、动态回复与加工硬化特征。基于Arrhenius方程和Zener-Hollomon函数，求得COST FB2钢的热变形激活能Q为449.56 kJ·mol^-1。建立了本构模型，该模型预测值与试验值吻合度较高。基于Prasad失稳判据建立了COST FB2钢热加工图，结合热变形后的显微组织特征，发现失稳区主要集中分布于变形温度900～950℃、应变速率0.04～0.5 s^-1范围内，其显微组织为沿变形方向拉长的带状组织，并存在局部流动性，对应的功率耗散值η较低；安全区显微组织主要特征是部分动态再结晶组织，功率耗散值η较高。确定了其0.8应变量下合理的热加工工艺窗口为：变形温度975～1050℃、应变速率0.01～0.14 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。     

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。     

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。     

铸态Mg-Zn-Zr-Gd合金的热压缩变形行为

为了研究Mg-Zn-Zr-Gd合金的热压缩变形行为,采用Gleeble-3500型热模拟试验机,在变形温度为300～400℃,变形速率为0.001～1 s^-1条件下对合金进行热压缩实验。分析了在不同的热压缩条件下合金的真应力-真应变曲线,通过引入Z参数建立了相关流变应力本构方程,同时观察了合金的微观组织演变。结果表明：合金在热压缩变形过程中主要发生了动态再结晶,且合金的流变应力随着应变速率降低和温度升高而减小。在低变形温度或高应变速率下进行热压缩变形时,再结晶晶粒比较细小,但是动态再结晶进行不充分,动态再结晶仅仅发生在晶界处且分布不均匀,仍然存在原始大晶粒。随着变形温度的升高和应变速率的降低,再结晶区域明显增加,再结晶晶粒也逐渐长大。根据热加工图分析得到合金最佳的热加工成形工艺区域为：温度为350～400℃,应变速率为0.1～1 s^-1。     

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。     

TA1/6061铝合金双金属热变形行为及热加工图

以TA1/6061铝合金双金属为研究对象，采用Gleebe-3800热模拟试验机，在变形温度为350～500℃、应变速率为0.01～1 s^-1、变形量为40%的条件下进行了单向热压缩复合试验，研究了TA1/6061铝合金双金属的热变形行为，建立了TA1/6061铝合金双金属本构方程及热加工图。结果表明，TA1/6061铝合金双金属热变形过程中的流变应力随着温度的上升和应变速率的降低而减小；基于试验数据建立的Arrhenius本构方程可以有效预测特定真应变下的真应力，其相关性系数为0.99642,热变形激活能为231434 J·mol^-1;基于热加工图、SEM图像和EDS线扫描图像，确定最优热加工工艺窗口为：变形温度为482～500℃,应变速率为0.011～0.192 s^-1。     

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。     

00Cr12Ni11Mo1Ti2高强度不锈钢的热加工图与显微组织分析

为了获得00Cr12Ni11Mo1Ti2高强度不锈钢热加工图，优化其热加工工艺参数，采用Gleeble-3800型热模拟试验机，在变形温度为850～1150℃,应变速率为0.01～10 s^-1的条件下对试验钢进行了热压缩试验，研究了其热变形行为。构建了试验钢在峰值流变应力下的本构方程，并且基于动态材料模型构建了能量耗散图，并分别采用Prasad和Murthy两种失稳判据构建了试验钢的塑性失稳图。结果表明：00Cr12Ni11Mo1Ti2钢在能量耗散率低于0.3的变形区间内同样可以发生动态再结晶，在应变速率为1.0～10 s^-1,变形温度为850～1000℃的区间内，试验钢仅发生了部分动态再结晶且伴有大量的局部变形带产生，与Murthy准则预测的塑性失稳区更加吻合；在变形温度为1050～1150℃,应变速率为0.01～10.0 s^-1的区间内试验钢具有最佳的热加工性能，可获得细小均匀的原奥氏体晶粒组织。     

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。     

DH780钢的热变形行为及热加工图

采用Thermecmastor-Z热模拟试验机研究了试验钢在800~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1的热压缩变形行为,并观察变形后显微组织。基于试验数据分析,确定了试验钢在奥氏体区的热变形方程,建立试验钢在0.8真应变下的热加工图。结果表明:试验钢的流变应力和峰值应变随变形温度的升高而减小;试验钢在奥氏体区的热变形激活能为385.91 kJ/mol。根据试验钢功率耗散及流变失稳判据确定最佳热加工工艺参数为热变形温度范围1050~1150 ℃和应变速率0.01~0.1 s^-1。在该范围内,试验钢发生完全动态再结晶,功率耗散系数为17%~32%。     

34CrNiMo6钢的高温流变行为及热加工图

研究了34CrNiMo6钢的高温流变特性，并获得了其最佳热加工工艺窗口。首先，使用Gleeble-3500热模拟实验机对34CrNiMo6钢在变形温度为1173～1473 K、应变速率为0.001～1 s^-1条件下进行等温热压缩实验，得到了不同应变速率和变形温度下的真实应力-真实应变曲线，并用Arrhenius模型对材料本构关系进行多元非线性回归，结果表明其回归精度较高。其次，使用流变数据构建了34CrNiMo6钢的热加工图并进行分析，考虑到所有应变情况，34CrNiMo6钢热加工工艺窗口应避开变形温度低于1300 K、应变速率高于0.05 s^-1和变形温度高于1400 K、应变速率高于0.14 s^-1的区域。最后，金相分析表明：34CrNiMo6钢在应变速率敏感系数、能量耗散率及失稳判据较小的区域具有晶粒不均匀、晶界不规则的特点，这是由于此时动态再结晶不完全；而在应变速率敏感系数、能量耗散率及失稳判据较大的区域发生完全动态回复和动态再结晶，组织比较均匀。     

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。     

铸态Cr5钢热变形行为及热加工图的研究

以支承辊常用材料铸态Cr5钢为研究对象，在单道次热压缩试验的基础上，对其在不同试验参数下的热变形行为及热加工图进行分析研究。试验中，变形温度为850～1220℃,变形速率为0.01～1 s^-1,真应变为0.7。利用试验数据绘制了铸态Cr5钢的真应力-真应变曲线，得出影响流变应力的因素。并通过拟合曲线计算了各待定材料系数，给出了铸态Cr5钢的流动应力方程。最后，基于真应力-真应变曲线，绘制了0.1～0.6应变范围内的热加工图。结果表明：提高变形温度以及减小应变速率可以降低Cr5钢的流变应力，有助于动态再结晶的发生；而随着应变的增加，失稳区域与功率耗散因子变大。Cr5钢高温下最适宜的加工参数区间为：变形温度为1000～1200℃,应变速率为0.03～0.37 s^-1。