Cu-Ti-Ni-Mg合金的热变形行为及热加工图

通过真空熔炼制备了Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金，采用Gleeble-1500D数控动态-力学模拟试验机，在0.001～10 s^-1应变速率和550～950℃变形温度下，对Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金进行了热变形试验。在流变应力的基础上得到了合金的本构方程，绘制了其热加工图，分析了合金的微观组织演变和析出相类型。结果表明：Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金的峰值应力随着变形温度的降低和应变速率的增加而增大。变形温度的升高对动态再结晶有促进作用，合金的主要析出相为CuNi₂Ti。Cu-1Ti-1Ni-0.1Mg合金的最佳热加工区域为应变速率0.001～0.15 s^-1,变形温度850～950℃。     

Haynes 282合金高温塑性变形的热加工图

采用Gleeble-3800型热模拟试验机研究了变形参数对Haynes 282合金热变形时流动应力的影响规律,建立了Haynes 282合金高温塑性变形时的热加工图。结果表明：在达到峰值应变后,当变形温度在1000℃及以下时,合金的软化速率一直大于硬化速率,应力持续下降;当变形温度大于1000℃时,加工硬化速率和再结晶软化速率达到动态平衡。合金热加工图包含两个危险区,危险区I:温度900～1000℃、应变速率0.1～10 s^-1和危险区Ⅱ:温度1000～1200℃、应变速率1～10 s^-1;热加工图中失稳区是由温度900～1000℃、应变速率0.1～10 s^-1和温度1000～1150℃、应变速率0.1～1 s^-1组成的区域;安全区对应的温度范围为1000～1200℃,应变速率为0.01～0.1 s^-1,该区的功率耗散系数为0.34～0.44,是合适的热加工区。     

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。     

Laves相NbCr2/Nb两相合金热变形工艺参数优化

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Laves相NbCr₂/Nb两相合金在变形温度为1000～1200℃和应变速率为0.001～0.1 s^-1条件下的热变形行为，基于动态材料模型建立了合金的功率耗散图和加工图，分析了工艺参数对功率耗散效率和失稳参数的影响，并结合微观组织获得了最优工艺参数。结果表明，降低应变速率和提高变形温度，功率耗散效率和失稳参数总体均增大。根据加工图和微观组织确定出的Laves相NbCr₂/Nb两相合金的流动失稳变形工艺参数范围大致为：1000～1100℃、0.004～0.1 s^-1和1100～1200℃、0.016～0.1 s^-1,对应的失稳形式为裂纹形成。适宜的热变形工艺参数范围为：1000～1100℃、0.001～0.002 s^-1和1100～1200℃、0.001～0.01 s^-1,其中最佳变形工艺参数分别为1050℃、0.001 s^-1和1175℃、0.001 s^...     

X12CrMoWVNbN钢的热变形行为及热加工图

利用Gleeble3180热模拟试验机,在变形温度为950~1100 ℃,应变速率为0.001~1 s^-1,真应变为0.7的条件下,对X12CrMoWVNbN钢进行了高温单向热压缩试验。通过不同条件下的高温流变曲线分析了变形温度和应变速率对试验钢热变形力学行为的影响。以Arrhenius方程为本构模型,建立了能够预测该钢流动应力的本构方程。基于动态材料模型和试验参数、结果,绘制了该钢不同应变量下的热加工图并结合图进行了组织分析。结果表明,流变峰值应力和稳态应力随温度降低或应变速率升高而升高;功率耗散系数随应变速率降低和变形温度的升高而增大;最优热加工区域功率耗散系数η的值都在0.4以上,且这些区域的变形组织晶粒均匀细小;0.3、0.4、0.5和0.6应变下的最优热加工区域都处于变形温度1050~1100 ℃、应变速率0.001~0.003 s^-1的范围。     

Ti60合金热变形过程中的软化机制

采用Thermecmaster-Z型热加工模拟试验机对Ti60合金进行等温恒应变速率压缩实验,通过分析流动应力-应变曲线的流动特征,计算加工硬化率,观察变形微观组织,并结合变形激活能的计算,研究该合金在变形温度为850～950℃、应变速率为0.001～10 s^-1、真应变为0.51热变形条件下的软化机制。结果表明:Ti60合金在低应变速率(0.001～0.1s^-1)和高应变速率(1～10s^-1)区间流动应力-应变曲线分别呈现流动稳态型和流动软化型两种;加工硬化率曲线呈现无拐点特征;变形微观组织为动态回复组织,未出现动态再结晶现象;变形激活能在低应变速率区间和高应变速率区间分别为484.35 kJ/mol和500.76 kJ/mol,两者相差不大。综合这些结果可以判定,Ti60合金的软化机制以动态回复为主。     

TC11钛合金热变形行为及微观组织演变

研究了TC11钛合金在高温下的变形行为以及显微组织变化。结果表明，在变形过程中，合金的流动应力随着变形温度的升高以及应变速率的降低而降低；同时合金的流动应力软化程度随着应变速率的升高而增加。通过真应变为0.6的热加工图分析可知，能量耗散率最高出现在940℃,0.001 s^-1的条件下，达到0.71;塑性失稳区出现在920～930℃、0.9～10 s^-1的变形工艺参数范围。TC11钛合金在热变形过程中，应变速率的增加、变形量的增加以及变形温度的升高都有利于促进α相的动态再结晶。     

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。     

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。     

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。     

锻态C-276镍基合金热变形行为及热加工图

为研究锻态C-276镍基合金的热变形行为,采用Gleeble-3180D热模拟试验机对该合金在变形温度950～1200℃以及应变速率0.01～10 s^-1条件下进行一系列热压缩实验。结果表明,合金的流变应力曲线都呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低。根据Arrhenius模型构建该合金峰值应力下的本构方程,得出合金的变形激活能为510.484 kJ/mol。依据材料动态模型绘制合金在0.6应变下的热加工图,并结合组织分析提出该合金最优的热加工参数为(1100℃,0.01 s^-1)以及(1150℃,0.01～1 s^-1)。另外,合金的组织变化规律表明,温度的增加或应变速率的降低能够促进合金的动态再结晶晶粒的形核与长大。     

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。     

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℃。     

2219铝合金热加工及组织演化

利用Gleeble-1500试验机进行变形温度为400～480℃、变形速率为0.001～10 s^-1的单轴热压缩试验,得到了不同变形条件下的真应力-真应变曲线,建立了不同应变量下的热加工图,研究了挤压态2219铝合金在不同变形条件下的微观组织演变规律。研究表明：在所选择的变形区间内,变形抗力随着变形温度的增加以及变形速率的降低而降低。分析了不同应变量条件下的2219铝合金热加工图,并结合微观组织进行验证,结果吻合良好。最终,确定了2219铝合金最佳热变形区间为：应变速率为0.001～0.368 s^-1、变形温度为430～480℃,在所确定的可加工区域动态软化机制为动态再结晶,热加工之后晶粒为均匀等轴状。     

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。     

热等静压态FGH96合金的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟压缩试验机对热等静压态FGH96合金进行了不同温度和应变速率的等温热压缩试验,研究了FGH96合金在变形温度分别为1040、1070、1100、1130 ℃,应变速率为0.001、0.01、0.1和1 s^-1,最大真应变为0.7条件下的高温热变形行为,分析了真应力-真应变曲线,建立了本构方程,并利用Origin软件构建了热加工图,结合变形温度和应变速率对组织的影响确定了FGH96合金合适的热加工参数。结果表明,热等静压态FGH96合金的真应力-真应变曲线呈现典型的动态再结晶特征,其峰值应力随变形温度的降低和应变速率的增加而增加,结合本构方程、热加工图以及微观组织确定了FGH96合金合适的热加工区域为变形温度1060~1080 ℃,应变速率0.0001~0.004 s^-1。     

022Cr钢的热变形行为及热加工图

用Gleeble 3180热模拟试验机对022Cr钢的热变形行为进行研究,揭示了变形抗力与变形程度、变形温度和应变速率的关系。在950~1200 ℃温度范围和应变速率为0.001~5 s^-1下进行热压缩,并利用动态材料模型(DMM)建立了022Cr钢热变形的工艺图。结果表明,随着变形温度的升高和应变速率的降低,022Cr钢的流动应力降低。根据流动应力曲线数据计算其变形激活能为381.615 kJ/mol。当应变不小于0.5时,022Cr钢热加工的最佳变形条件有两个区域,第一个区域在温度范围1100~1200 ℃,应变速率范围0.001~0.01 s^-1内,第二个区域在温度范围1130~1180 ℃,应变速率范围1~5 s^-1内,其功耗效率都能达到0.4以上。     

2209双相不锈钢的热加工图和软化机制

通过对2209双相不锈钢进行热压缩试验,分析不同变形温度及变形速率对应力应变曲线的影响,构建2209双相不锈钢的本构方程及热加工图,分析得出温度1 060～1 120℃、应变率0.35～0.39 s^-1以及温度1 120～1 200℃、应变率0.42～0.46 s^-1适合进行加工。对2209双相不锈钢在0.1 s^-1应变速率,950℃和1 150℃两种条件下的热压缩试样进行EBSD测试,获得了对应的再结晶晶粒,亚结构和变形晶粒比例,分析了材料的软化机制,进一步验证了热加工图的准确性。     

Cr5钢的热加工性能分析

使用Gleeble-1500D热模拟试验机进行了Cr5钢在变形温度为800～1250℃,应变速率为0.001～1 s^-1条件下的热拉伸试验和单道次热压缩试验,并用S-4800扫描电镜和电子显微镜分别对热拉伸断口的形貌和组织进行了观测。基于热拉伸试验研究了Cr5钢的断裂规律和热塑性。结果表明,在900～1250℃、0.001～1 s^-1的变形条件下Cr5钢均具有良好的热塑性,在研究的参数范围内,热塑性随变形温度和应变速率的升高而增强。基于热压缩试验分析研究了不同参数下的微观组织和热加工图。结果表明,温度越高,应变速率越低,材料的动态再结晶程度越高,且材料在低温、高应变速率下变形会出现失稳。Cr5钢的最佳热加工参数为1050～1200℃、0.1～0.01 s^-1。     

Cu-15Ni-8Sn合金热变形行为及热加工图

利用Gleeble-1500D热力模拟机对Cu-15Ni-8Sn合金进行热压缩试验,研究了该合金在变形温度700～900℃,应变速率为0.003～5 s^-1,总变形量为60%下的热变形行为和热加工性能。结果表明：合金的流变应力随变形程度的增加先急剧增加到最大值后持续下降,流变应力峰值随温度升高而降低,随应变速率增加而增加。基于合金流变应力曲线关系分别构建了耦合应变的修正的Arrhenius双曲正弦模型和热加工图,并得到合金热变形激活能为195976 J·mol^-1,试验范围内Cu-15Ni-8Sn合金最佳热加工参数：变形温度800～900℃,应变速率0.003～5 s^-1。在较优工艺条件下,合金组织主要由动态再结晶晶粒和变形晶粒组成。