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。     

粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶临界表征模型

对粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金进行变形温度995~1075℃、应变速率0.001~1 s-1条件下的热模拟压缩试验。研究了该合金在热加工过程中的流动应力与变形机制,根据Poliak和Jonas提出的临界动力学条件和温度补偿应变速率因子Z,构建了粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金的动态再结晶临界表征模型。结果表明,确定了发生动态再结晶所需激活能为410.172 k J/mol。此外,ε_p可通过Z参数的指数函数形式表示,即:ε_p=0.00011Z~(0.15)。ε_c与临界应力(σ_c)随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小,这说明较小的Z参数能促进粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶行为的发生。     

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。     

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。     

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。     

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。     

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。     

Effect of Deformation Conditions on the Dynamic Recrystallization of GH690 Alloy

采用Gleeble-3500热模拟试验机进行高温等温压缩实验,研究了变形条件对GH690合金高温变形动态再结晶的影响。结果表明:GH690合金动态再结晶过程是一个受变形温度和应变速率控制的过程,在应变速率为0.001～1s-1的实验条件下,GH690合金获得完全动态再结晶组织所需的温度随变形速率的增大而升高;动态再结晶晶粒尺寸随变形温度升高而增大。采用力学方法直接从流变曲线确定了GH690合金发生动态再结晶的临界应变量,并回归出临界应变量与Z参数的关系式:εc=1.135×10-3Z0.14233。GH690合金的主要动态再结晶机制是原始晶界凸起形核的不连续动态再结晶机制(DDRX),而新晶粒通过亚晶逐渐转动而形成的连续动态再结晶机制(CDRX)则起辅助作用。     

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。     

含钪Al-Cu-Li-Zr合金的热变形行为及组织演化

在实验温度范围为380～500℃、应变速率范围为0.001～10.0 s-1,采用Gleeble-1500热模拟机,对含钪Al-Cu-Li-Zr合金的高温热变形行为进行研究,采用金相显微镜和透射电镜观察合金在压缩变形时的组织变化.结果表明:变形温度和应变速率的变化强烈影响合金的流变应力,合金的流变应力随变形速率的增加而增大,随变形温度的升高而降低,可用包含Arrhenius项的Zener-Hollomon参数描述合金在高温压缩变形时的流变应力行为.当合金在温度低于440℃变形时,合金中主要形成亚晶组织,仅发生动态回复;在ln Z≤36.7变形时,合金发生部分动态再结晶,其动态再结晶形核机制主要为晶界弓出和亚晶合并形核.     

KBM10镁合金高温压缩变形行为

研究了铸态KBM10镁合金在温度573~673K,应变速率5×10~(-4)~5×10~(-2)s~(-1)内高温压缩变形过程中的微观组织演变,分析了变形温度和应变速率对该合金动态再结晶行为的影响,分析了温度、应变速率与流变应力的关系。结果表明:KBM10镁合金高温压缩塑性变形的主要软化机制为动态再结晶,温度和应变速率二者均是影响再结晶形核和长大的主要因素。在本实验条件下,KBM10镁合金的变形本构方程可拟合为双曲正弦函数ε=-A[sinh(ασ)]~nexp(-Q/RT),其中应力指数n为4.717,激活能为149.8 kJ/mol.     

含钪Al-Cu-Li-Zr合金高温压缩变形组织的研究

含钪Al-Cu-Li-Zr合金在高温压缩实验中,会发生动态回复;在一定条件下会发生动态再结晶;并且温度越高、应变速率越低,该合金越易发生动态再结晶。再结晶的形核机制是亚晶合并和亚晶长大。     

高性能桥梁钢A709M-HPS485wf动态再结晶临界条件的预测

通过单道次等温热压缩实验,分别采用Najafizadeh-Jonas加工硬化率模型和Cingara-McQueen流变应力模型研究了高性能桥梁钢A709 M-HPS485wf在温度为1273～1423K,应变速率为0.1～3s-1)变形条件下的奥氏体动态再结晶临界条件,获得了动态再结晶的临界应力与峰值应力比(σc/σp)及临界应变与峰值应变比(εc/εp),且由线性回归方法建立了该钢动态再结晶临界应力(σc)及临界应变(εc)与变形参数之间的定量关系.     

变形条件对喷射成形Al-9Mg-0.5Mn合金动态再结晶的影响

采用Gleeble-3500热模拟试验机对喷射成形Al-9Mg-0.5Mn合金进行等温热压缩试验,研究了变形温度、应变和应变速率对合金动态再结晶行为的影响。结果表明,合金在热压缩变形初期,加工硬化起主导作用,流变应力随变形程度的增加迅速增大;但随着应变增加,动态再结晶是主要的软化机制;变形温度越高,合金变形更均匀,合金的储存能更高,动态再结晶的形核和长大过程更快;应变速率越小,再结晶核心及亚结构有充分的时间形成和长大,合金发生完全动态再结晶,合金的组织为再结晶组织。     

新型耐热合金TG700C热变形及动态再结晶行为

利用等温热压缩实验,研究了TG700C合金变形温度为1050~1250℃、应变速率为1~20 s-1、变形量为60%变形条件下的热变形及动态再结晶行为。对材料高应变速率下的变形热效应进行了温升修正,获得了该合金的流变曲线和热变形本构方程,热变形过程的表观激活能为Q=624.762 k J/mol。该合金经过温升修正后的流变曲线呈现稳态的流变应力,不同变形温度和应变速率下合金的流变应力存在差异。合金的动态再结晶形核方式为应变诱导晶界迁移形核,在高温低应变速率下,动态再结晶形核容易发生,再结晶的比例随着温度的升高和应变速率的降低而提高。     

一种新型Ni-Cr-Co基合金的热变形行为及其组织演变研究

采用Gleeble-3800热压缩实验机研究了新型Ni-Cr-Co基合金在1050~1250 ℃、0.001~1 s_^-1条件下的热变形行为,并利用EBSD探讨了变形温度和应变速率对合金组织演变和动态再结晶形核机制的影响。结果表明,流变应力随变形温度的升高而降低,而随应变速率的增大而增加。基于流变应力曲线,建立合金的Arrhenius本构方程和热加工图,得到热变形激活能为520.03 kJ/mol,最佳热加工区间为1175~1250 ℃、0.006~1 s_^-1,该区域最大功率耗散效率为45％。动态再结晶分数随变形温度的升高和应变速率的降低而增加,且动态再结晶过程形成均匀细小的等轴晶粒以及∑3孪晶界。动态再结晶形核主要以晶界“弓出”为特征的不连续动态再结晶机制主导。低温高应变速率下,持续亚晶转动诱导的连续动态再结晶作为辅助形核机制发挥作用。     

Mg-6Zn-1Mn镁合金热压缩流变行为及动态再结晶

采用Gleeble-1500热压缩模拟试验机对Mg-6Zn-1Mn合金进行压缩实验,研究了该合金其在变形温度250 ～400℃、应变速率0.01 ～10 s-1范围内的流变应力及动态再结晶行为.通过计算加工硬化速率θ得到合金发生动态再结晶的临界应力σc和临界应变εc,并且建立临界值与峰值应力σp、峰值应变εp之间的定量关系,用截线法测量合金压缩后的平均晶粒尺寸.结果表明:Mg-6Zn-1Mn镁合金在高温下塑性变形的热本构方程为:ε·exp(22919/T) =2.77·σ8.19;合金发生动态再结晶的临界应变随着应变速率的增加而升高,随变形温度的增加而降低,发生动态再结晶的临界条件为:ε＞εc=6.648×10-3Z0.06149;各特征变量之间存在如下关系:σc=0.7295σp、εc=0.2639εp;动态再结晶的平均晶粒尺寸dave随温度的升高、应变速率的减小而增大,与Zener-Hollomon参数之间的关系为:dave=2.11×103·Z-0.1378.     

应变速率对GH690高温合金热变形特性的影响（英文）

为阐明应变速率对GH690高温合金热变形特性的影响,采用Gleeble-3800热力模拟试验机,通过变形温度范围为1000~1200°C、应变速率范围为0.001~10 s~(-1)的等温热压缩实验研究了该合金的热变形行为。结果表明:流变应力对应变速率变化敏感,动态再结晶是主要的软化机制;0.1 s~(-1)是1000°C热变形过程中的临界应变速率。绝热温升使得动态再结晶过程与应变速率密切相关;应变速率对热变形过程中的非连续动态再结晶和连续动态再结晶具有显著影响;孪晶可促进动态再结晶形核,Σ3~n(n=1,2,3)晶界在中等应变速率0.1 s~(-1)条件下含量较低。     

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。