B30铜镍合金的高温热变形行为及加工图EI北大核心

在变形温度为750~1000℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)条件下,对铸态BFe30-1-1铜镍合金进行了热压缩实验。综合分析摩擦和温升对合金流变应力的影响,利用修正后的流变应力曲线构建了BFe30-1-1铜镍合金的Arrhenius双曲正弦函数本构关系模型,基于动态材料模型构建合金的热加工图,研究合金热变形过程中的组织演变规律。结果表明:合金的峰值流变应力随着变形温度的降低或应变速率的增加而升高,摩擦和温升能够显著影响合金的真应力-真应变曲线,热变形过程中发生了动态再结晶,本研究构建的合金本构关系模型对峰值应力的预测值与修正后实验值的平均相对误差仅为3.77%,能够准确地预测合金在不同热变形条件下的流变应力。结合热加工图和微观组织分析,合金的较合理的热塑性变形工艺区间为变形温度900~1000℃、应变速率0.04~0.16 s^(-1),在该变形条件下热压缩后的样品可获得更多的动态再结晶组织。     

B30铜镍合金管材表面膜层演化及失效行为研究进展

B30铜镍合金管材由于其良好的耐海水腐蚀性能被广泛应用于船舶换热设备及海水管系,但在复杂工况下,服役过程中频繁发生膜层失效导致的管材腐蚀泄漏问题。本研究分析了B30铜镍合金管材表面膜层的耐蚀机理及演化过程,阐述了铜镍合金表面膜层失效模式及影响因素,并提出了B30铜镍合金管防腐措施及使用建议。     

NiTi形状记忆合金热变形行为及加工图

目的应用Gleeble 3500热模拟试验机,研究Ni Ti形状记忆合金在变形温度650~1000℃、应变速率0.001~10 s~(–1)条件下的热变形行为,并基于动态材料模型构建合金的加工图。方法采用包含Arrhenius项的Z参数法建立该合金的本构关系数学模型,计算变形激活能,构建应变量为0.7和1.2时的加工图,并结合微观组织观察验证加工图预测结果的准确性。结果 Ni Ti合金热变形激活能Q为227.9 k J/mol。根据加工图可知,所研究Ni Ti合金的失稳变形工艺参数范围分别为:650~930℃,0.1~10 s~(–1)和930~1000℃,0.3~10 s~(–1),对应的失稳变形机制分别为局部流动和机械失稳;适宜的变形参数工艺范围为:750~800℃,0.01~0.03 s~(–1)和850~900℃,0.01~0.03 s~(–1),对应的变形机制为动态再结晶。结论研究结果可为Ni Ti合金成形工艺制度的制定和优化提供理论依据。     

耐蚀氮化N63钢高温热变形行为研究

目的 研究航空用耐蚀氮化N63钢的高温热变形行为,获得优化的热变形工艺参数。方法 对二次硬化型N63氮化钢进行了高温热压缩变形试验,探究了N63钢在不同变形温度950~1 200 ℃、不同应变速率0.01~10 s⁻¹条件下的高温热塑性行为和组织演变情况。结果 N63钢在热压缩变形过程中,其真应力-应变曲线出现摩擦上翘失真现象;因此,对其真应力-应变曲线进行了摩擦修正,修正后的真应力-应变曲线符合高温流变曲线特征。构建了N63钢流变应力本构方程,获得N63钢的热变形激活能为411 kJ/mol,并绘制出N63钢的热加工图。结论 通过对N63钢热变形方程、热加工图以及不同热变形条件下微观变形组织进行研究,确定N63钢最佳热加工参数如下:变形温度为1 125~1 170 ℃,变形速率为0.60~1.64 s⁻¹。     

B30铜镍合金在海水中的电化学行为

B30铜镍合金具有优良的耐海水腐蚀性能,但在海水中形成的表面膜对其自身的电化学行为有影响,过去对此研究不多.采用交流阻抗、线性极化、动电位极化、循环阳极极化等方法研究了B30铜镍合金表面在海水中形成的氧化膜对其自身腐蚀电化学行为的影响,采用原子力显微镜(AFM)对氧化膜的结构进行了分析.结果表明:B30铜镍合金在海水中浸泡72 h后,表面能够生成一层完整致密的氧化膜;表面膜使B30铜镍合金在海水中的阻抗值随浸泡时间的延长先增大后减小,而且能够降低其极化电流密度以及瞬时腐蚀速率;随着浸泡时间的延长,B30铜镍合金在海水中的点蚀倾向加重.     

SiC_P/Al-Cu复合材料的高温热变形行为

利用Gleeble-1500D热模拟试验机对SiC_p/Al-Cu复合材料进行压缩实验,研究其在温度为350~500℃、应变速率为0.01~10s-1条件下的高温塑性变形行为。由实验得出变形过程中的应力-应变曲线,建立了热变形本构方程和加工图。结果表明:复合材料高温流动应力-应变曲线主要以动态再结晶为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加。其热压缩变形时的流变应力可采用Zener-Hollomon参数的双曲正弦形式来描述,在实验条件下平均热变形激活能Q为320.79kJ/mol。确定了加工图中的稳定区和失稳区,分析了加工图中不同区域的显微组织结构,失稳区存在颗粒破裂、孔洞等。     

基于摩擦修正的 TA15 钛合金热变形行为及加工图

目的采用Gleeble-3500热模拟实验机,研究TA15钛合金在变形温度为900~1050℃、应变速率为0.01~1 s-1条件下的热压缩流变行为及变形组织。方法采用一种简单有效的方法修正了TA15钛合金热压缩实验中摩擦引起的误差;计算出了TA15钛合金的应力指数和热变形激活能,建立了含有Z参数的双曲正弦函数形式本构方程;基于Murty准则,建立了其加工图。结果TA15钛合金的热压缩流变行为可采用含有Z参数的双曲正弦函数形式本构方程来描述,其平均变形激活能为625.884 kJ/mol;通过分析热加工图,确定了最优热变形工艺参数为:T=950℃,ε=0.01 s-1。结论研究结果可为TA15钛合金的塑性变形数值模拟提供基础,对合理制定热加工工艺具有重要指导意义。     

铸态30CrMnSiNi2A钢的热变形行为与热加工图

目的 研究铸态30CrMnSiNi2A钢的热变形行为,并建立热加工图评估出合适的热变形参数。方法 在变形温度900~1 200 ℃和应变速率0.01~10 s⁻¹条件下开展热压缩实验,分别构建应变0.2、0.4、0.6、0.8下的热加工图,结合扫描电镜对变形后的微观组织进行分析。结果 30CrMnSiNi2A钢在压缩过程中真应力的变化是加工硬化和动态软化协同作用的结果;在低应变速率时(0.01、0.1 s⁻¹),流动曲线在应力值达到峰值应力(σp)后都表现出流动软化现象,而在高应变速率下流动曲线则表现出连续的加工硬化现象。结论 根据变形试样的微观组织和塑性流动是否稳定,可将热加工图分为3个区:流动失稳区、不完全动态再结晶区、完全动态再结晶区,在完全动态再结晶区内的晶粒细小均匀,所以将变形温度1 100~1 180 ℃、应变速率0.01~0.5 s⁻¹确定为适合于30CrMnSiNi2A钢的加工窗口。     

B30铜镍合金换热管腐蚀与防护研究进展

B30铜镍合金具有优良的耐海水腐蚀性能,一般用作船舶海水冷凝器系统的换热管路,但在实际工况中仍因各种原因存在局部腐蚀失效问题.论述了B30铜镍合金海水换热管路的腐蚀问题、腐蚀机理、腐蚀影响因素及其防腐措施,对合理设计船舶冷凝器换热管路防腐蚀设计具有一定的参考意义.     

挤压态Mg-Gd-Y-Zn-Zr合金本构方程及加工图

目的 通过热模拟实验研究挤压态Mg-8.5Gd-4.5Y-0.7Zn-0.4Zr合金的本构方程及加工图.方法 在Gleeble热模拟机上开展应变速率为0.001～1 s?1,变形温度为300～450℃条件下的单轴热压缩实验.根据动态材料模型,建立合金的热加工图,分析功率耗散因子随变形温度、应变速率和应变的变化规律.结果 合金的流变应力在不同的变形温度和应变速率下表现出不同的特征,流变应力与变形温度和应变速率的关系可用双曲正弦本构关系来描述,其平均激活能为209.223 kJ/mol,应力指数为3.442.合金的失稳区出现在变形温度为420～450℃,应变速率为0.1～1 s?1的范围内.结论 得到了挤压态合金的本构方程,合金最佳热加工工艺参数为变形温度为400℃,应变速率为1 s?1.     

A100钢的热变形行为及加工图

目的 研究A100钢的热变形行为,确定热加工范围并优化工艺参数.方法 使用Gleeble-3800热模拟实验机,对A100钢进行应变为0.6,变形温度为1073～1473 K,应变速率为0.01～10 s–1的等温热压缩实验.利用A100钢的热压缩实验数据,建立在不同变形温度、不同应变速率下的真应力-真应变曲线.建立A100钢基于唯象的本构模型与基于物理的本构模型以及基于Murty失稳准则的热加工图.结果 当应变速率一定,温度升高或一定,应变速率下降时,A100钢的流变应力会减小,流变应力曲线上主要表现为动态再结晶的软化机制.结论 构建的基于唯象的本构方程可以对A100钢在应变为0.6时的流变应力进行较好的预测,基于物理的本构方程可以反映出A100钢的物理特性,通过构建的基于Murty失稳准则的加工图可以得到A100钢的加工范围是温度为1173～1223 K,应变速率为0.01～0.1 s–1和温度为1323～1373 K,应变速率为0.05～0.15 s–1时.     

纯镍N6挤压坯料的高温变形行为及加工图

目的以来源于挤压坯料的纯镍N6作为研究对象,分析其高温压缩变形行为及微观组织演化,为挤压工艺参数设计提供有效依据。方法利用Gleeble-1500D热-力模拟试验机,对实验样品在温度900~1200℃和应变速率0.01~10 s-1范围进行热压缩变形,获得了材料真应力-真应变曲线,利用光镜观察了变形后的微观组织。结果建立了双曲正弦函数形式的本构方程,得到材料的本构参数为Q=272.77 k J/mol,α=0.01024 MPa-1,n=4.045。基于动态材料模型建立了材料的热加工图,判断材料具有低温低应变速率和高温高应变速率2个适宜的加工区间。结论纯镍N6极易发生晶粒长大,温度和应变速率对变形组织影响显著,在变形条件为1200℃/1 s-1时,晶粒平均尺寸已经到达84.83μm。加工图失稳区间内的微观组织呈现不均匀性,为粗大变形晶粒与细小再结晶晶粒混杂的两级结构,因此在热挤压加工工艺设计中需要避开相应的参数区域。     

B30铜镍合金表面植酸转化膜的制备工艺研究

为提高B30铜镍合金表面植酸转化膜的耐蚀性,采用扫描电镜、动电位极化曲线、电化学阻抗谱等方法研究了浸泡时间、植酸浓度和钼酸盐浓度对B30铜镍合金表面植酸转化膜的表面形貌及在3.5%NaCl溶液中缓蚀率的影响。结果表明,植酸转化膜的缓蚀率随着浸泡时间的延长而逐渐增大,但浸泡时间超过12 h后植酸转化膜表面出现龟裂,破坏了转化膜表面覆盖的完整性,缓蚀率降低。植酸转化膜的缓蚀率随植酸浓度的增大而增大,当植酸浓度超过10 mmol/L时,植酸转化膜微观形貌疏松多孔,缓蚀率随植酸转化膜致密性的下降而降低。向植酸溶液中添加钼酸钠后转化膜的缓蚀率随着钼酸盐浓度的增大而增大,当钼酸钠浓度超过50 mg/L时,转化膜的缓蚀率开始降低。因此,不同浸泡时间和植酸浓度会对B30铜镍合金表面植酸转化膜的完整性和致密性产生影响,从而影响其耐蚀性。通过钼酸盐与植酸复配可以进一步提高植酸转化膜的耐蚀性。     

AlFeCoNiMo0.2高熵合金热变形行为及热加工图

目的 确定AlFeCoNiMo0.2高熵合金的热加工工艺参数,为该合金热挤压工艺的制定及优化提供有效依据.方法 采用Gleeble-3800热模拟试验机,在变形温度为900～1150℃,应变速率为0.001～1 s-1,真应变量为0.6的条件下对AlFeCoNiMo0.2高熵合金进行热压缩实验.基于Arrhennius模型对热压缩实验数据进行拟合,建立AlFeCoNiMo0.2高熵合金的Arrhennius本构方程,并绘制AlFeCoNiMo0.2高熵合金在不同真应变下的热加工图.结果 AlFeCoNiMo0.2高熵合金的流变应力值与应变速率呈正相关,与变形温度呈负相关;Arrhennius热变形本构方程的平均相对误差为3.97％;该合金热加工图中的流变失稳区分别为900～1120℃/0.1～1 s-1和1120～1150℃/0.2～1 s-1;热加工安全区为1075～1150℃/0.001～0.01 s-1;最佳热加工工艺参数为:1090～1125℃/0.001～0.002 s-1.结论 AlFeCoNiMo0.2高熵合金的热变形过程为加工硬化和动态再结晶为主的动态软化,建立的Arrhennius本构方程可较好地描述该合金的热变形行为,绘制的热加工图可为该合金热挤压工艺的制定及优化提供有效指导.     

38MnVTi钢本构方程及加工图

通过热模拟压缩试验,研究了38MnVTi非调质钢热变形行为。试验的变形温度和应变速率为:950~1200℃,0.01~10s-1。分析了不同应变量(峰值应变,0.4,0.6)对应的应力值对建立本构方程的影响规律。建立了应变量为0.4和0.6时,基于动态材料模型的热加工图。结果表明,峰值应力建立的本构方程其预测精度比稳态应力建立的模型高。材料在温度范围为950~1000℃,应变速率范围为1~10s-1区域内变形会发生失稳。材料推荐的热加工最佳工艺条件为:温度1150~1200℃,应变速率0.1~1s-1。     

冷拔态GH4738合金热变形本构方程及热加工图

目的 研究紧固件用冷拔态GH4738 合金棒材在不同工艺参数下的热变形行为,为紧固件热加工工艺参数优化提供理论指导.方法 采用 Gleeble-3500 热模拟实验机对冷拔态 GH4738 合金棒材在变形温度1 000～1 080℃、应变速率 1～10 s-1 条件下进行了热压缩实验,变形量为50%.计算了该合金的材料常数和变形激活能Q,建立了基于峰值应力的冷拔态GH4738合金的本构方程,根据动态材料模型理论绘制了冷拔态GH4738 合金的能量耗散图和失稳图,获得了合金在不同应变下的热加工图,并讨论了显微组织演变情况.结果 冷拔态GH4738 合金的流变应力随着变形温度的增加或应变速率的减小而降低.线性回归的相关系数证实了描述该材料热变形行为的本构方程的准确性.基于冷拔态GH4738 合金的热加工图及显微组织验证结果可得,冷拔态 GH4738 合金的主要失稳区工艺参数区间为 1 000～1 035℃/0.12～3 s-1,1 030～1 072℃/0.25～10 s-1和1 075～1 080℃/2.72～10 s-1.热加工较佳工艺条件为1 000～1 028℃/0.02～0.14 s-1和1 040～1 080℃/0.06～0.74 s-1.结论 通过对冷拔态GH4738合金热变形本构方程和热加工图进行研究,获得了冷拔态GH4738合金优化的热变形工艺参数,可用于指导冷拔态GH4738 合金的紧固件热加工成形.     

GH4049合金的热变形行为及组织演变

在Gleeble-1500热模拟机上进行GH4049合金的热压缩实验,获得合金在温度为1090~1180℃、应变速率为0.1~50s-1条件下的应力-应变曲线。对峰值应力进行线性回归获得合金在不同变形条件下的材料常数,通过非线性回归建立合金的热变形本构方程。结果表明:随着变形温度升高,动态再结晶更加充分,晶粒尺寸变大;随着应变速率增加,晶粒组织趋于均匀,晶粒尺寸先减小后增大。     

挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金组织及热变形行为研究

目的 对挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金显微组织进行表征,通过镁锂合金单向热压缩实验,研究挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金的热变形行为,建立合金的本构方程及加工图。方法 采用SEM和EBSD等分析测试手段对挤压态合金进行显微组织观察和分析;在Gleeble-3500热模拟实验机上开展单轴热压缩实验,实验条件如下:应变速率为0.001~1 s⁻¹,压缩变形实验温度为200~350 ℃。基于动态材料模型将功率耗散图和失稳图叠加获得热加工图,分析挤压态合金的加工性能随变形温度、速率、应变的变化规律。结果 挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金的主要相为β相,有少量细小的α相均匀分布在β相中。在不同变形条件下,该合金的流变曲线呈现出较为明显的动态再结晶特征,变形温度越低、应变速率越大,峰值应力越大;激活能为98 kJ/mol,应力指数n的值为3.339 0。分析热加工图可知,挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金的成形性能随着应变的增加而增强,当应变为0.1和0.3时,加工图均存在一个失稳区域,这与合金变形不彻底有关;当应变为0.5、0.7、0.9时,不存在失稳区域,合金表现出优异的成形性能。结论 综合考虑挤压态Mg-Li-Al-Y-Zr-Gd-Nd合金实际加工条件,其合理加工区间为变形温度250~350 ℃,应变速率0.01~1 s⁻¹。     

30%Cr-Cu复合材料热变形及动态再结晶临界条件

采用放电等离子烧结法(SPS)制备出30%Cr-Cu复合材料,对其致密度、硬度和导电率等相关性能进行测试,并观察分析该复合材料的显微组织。利用Gleeble-1500D型热模拟试验机在变形温度650~950℃、应变速率0.001~10s-1、变形量60%的条件下对30%Cr-Cu复合材料进行热模拟压缩试验。对热压缩试验得到的真应力-应变数据进行拟合、计算和分析,构建该复合材料的本构方程,同时得到材料的加工硬化率θ,利用材料的lnθ-ε曲线出现有拐点和-(lnθ)/ε-ε曲线对应有最小值这一判据,分析该复合材料的动态再结晶临界条件。结果表明:30%Cr-Cu复合材料的真应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征,峰值应力随应变速率的增加和温度的降低而升高;该复合材料的lnθ-ε曲线出现拐点,-(lnθ)/ε-ε曲线对应有最小值,该最小值所对应的应变为临界应变εc,且εc随变形温度的升高和应变速率降低而减小,εc与Zener-Hollomon参数Z的函数关系为εc=2.38×10-3 Z0.1396。     

HMn62-3-3合金的热变形行为及热加工图

通过Gleeble-1500热模拟机在500~600℃、应变速率0.01~10s~(-1)条件下的近等温热模拟压缩试验,建立合金本构方程和热加工图。结果表明:HMn62-3-3合金在热变形过程中发生动态再结晶行为,其峰值应力随变形温度的升高或应变速率的降低而降低;采用Arrhenius方程能够较好地拟合HMn62-3-3合金的流变行为,其热变形激活能为201.525kJ·mol~(-1);根据DMM模型,计算并建立了HMn62-3-3材料的热加工图,由此确定热变形过程中的最佳工艺参数为变形温度610~640℃,应变速率为2~10s~(-1)。