TC11钛合金热变形本构方程的建立

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,在变形温度为960~1050℃,应变速率为0.01~10s-1范围内对TC11钛合金进行等温恒应变速率压缩实验。通过真应力-真应变曲线,分析了变形温度和应变速率对流变应力的影响规律,并在Arrhenius双曲正弦型方程的基础上建立了适用于TC11钛合金热变形的本构方程。误差分析表明所建立的本构方程与实验值吻合较好,为制定TC11钛合金锻造工艺提供了理论依据。     

β-CEZ钛合金热变形本构关系的研究

在Gleeble-3800热模拟机上对锻态β-CEZ钛合金在变形温度800~1000℃、应变速率0.01~10 s-1、变形程度70%的参数下进行了热模拟试验。根据真应力—真应变曲线研究了变形温度和应变速率对应力的影响,利用Arrhenius双曲正弦方程和Z参数建立了β-CEZ钛合金热变形本构方程。结果表明:β-CEZ钛合金的流变应力与变形速率成正比,与变形温度成反比;在试验条件下β-CEZ钛合金表现出动态回复和动态再结晶两种软化机制。误差分析表明,建立的热变形本构方程与试验值基本一致,能为β-CEZ钛合金有限元模拟及变形工艺选取提供理论依据。     

锻态TB9钛合金高温压缩行为数值模型研究

在Gleeble 3500热模拟试验机上对锻态TB9钛合金在变形温度1 003~1 103 K、变形速率1~0.001 s-1进行了等温压缩变形处理。基于真应力-应变曲线建立了锻态TB9钛合金高温变形稳态流变方程。结果表明,TB9钛合金的峰值应力随变形温度的提高和应变速率的减小而降低,达到峰值应力后,在加工硬化和流变软化共同作用下进入稳态流变阶段;获得了锻态TB9钛合金高温变形的本构方程。     

TA15钛合金热变形本构方程及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机对TA15钛合金进行了热压缩,获得了TA15钛合金在750~980℃、应变速率在0.001~1 s~(-1)的应力-应变曲线。基于TA15钛合金的压缩试验数据建立了高温热变形本构方程和热加工图,并结合热加工图分析了TA15钛合金热变形组织,确定了TA15钛合金的合理热加工参数范围。结果表明,TA15钛合金本构方程为双曲正弦函数,可由Z参数表示,其热变形激活能为523.374 k J/mol。TA15钛合金高温热变形最佳工艺参数为变形温度875~980℃和应变速率0.01~0.10 s~(-1)。     

航空用TA15钛合金热变形行为研究

利用Gleeble-3800热模拟试验机,在温度800~980℃及应变速率0.001~1 s~(-1)范围内进行了TA15钛合金热压缩试验,研究了TA15钛合金在热变形过程中力学行为特点及微观组织演变规律。研究结果显示,变形温度和应变速率对流变应力影响显著。随着变形温度升高和应变速率的降低,最大变形抗力减小,且使得流变曲线在较小应变下即达到稳态。当变形温度低于或等于900℃时,随应变的增加合金的动态软化效应显著,当温度高于900℃时,合金的软化效应逐渐减弱,这主要与温度升高导致密排六方α相与体心立方β相两相比例改变进而导致主导软化机制改变有关。基于流变曲线,建立了考虑摩擦效应和应变补偿的热变形本构方程。对比分析表明所建立的双曲正弦型本构模型可较好地预测不同变形阶段合金流变应力,可为TA15钛合金热加工工艺的选择等提供参考依据。     

基于应变补偿TC4-DT钛合金高温变形本构模型

通过TC4-DT钛合金在1181~1341 K,0.01~10 s~(-1)条件下热模拟压缩试验,得到其在不同条件下高温变形真应力-真应变曲线。采用回归分析和多项式拟合建立了应变补偿高温变形本构方程。结果表明:各变形条件下的流变应力曲线均呈现应变硬化和流动软化,低温高应变速率特征更明显。当应变速率低于1 s~(-1)时,预测值与实验值吻合程度较高,相关系数和平均相对误差绝对值分别为0.9952和5.78%,此修正模型可作为TC4-DT钛合金高温变形本构方程。     

端子连接器用Cu-Fe-P-Zn-Sn-Mg合金的热变形行为

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,采用等温压缩试验,研究了Cu-Fe-P-Zn-Sn-Mg合金在变形温度为750~950℃、应变速率为0.01~10s-1条件下的流变应力的变化规律,测定了其真应力-应变曲线,并分析了合金在热压缩过程中的组织演变规律。结果表明,合金的真应力-应变曲线具有典型的动态再结晶特征,其流变应力随变形温度的降低以及应变速率的提高而增大,且变形温度越高、应变速率越小,合金越容易发生动态回复和再结晶。在试验基础上,计算并建立了合金热变形过程中流变应力与变形温度和应变速率之间关系的热压缩高温变形本构方程。     

Hot Deformation Behavior of TB8 Alloy near the β-Transus

通过热模拟压缩试验,对TB8钛合金β相变点附近的高温变形行为进行了研究.热模拟压缩试验的变形温度为650～900℃,应变速率为0.01～10 s-1.通过试验分别得到了TB8钛合金双相区(α+β)和单相区(β)的流变应力曲线,并分别研究了流变应力与变形温度、应变速率和微观组织演化的关系.在10 s-1的高应变速率下,真应力-真应变曲线在850和900℃出现了双峰,这一现象未见报道.通过本构关系推导,得到了TB8钛合金双相区(α+β)和单相区(β)的表观激活能分别为233.0151和197.8987 kJ/mol.另外,建立了TB8钛合金双相区(α+β)和单相区(β)相应的流变应力本构方程.     

TC27钛合金高温热压缩变形行为

在Thermecmastor-Z试验机上进行热压缩实验,在应变速率0.01~10 s~(-1)、变形温度900~1150℃条件下对TC27钛合金的变形行为进行研究并建立其本构方程。结果表明,该材料为温度和应变速率敏感材料。在变形初始阶段,流变应力随真应变的增加迅速增大,达到应力峰值后随真应变的增加缓慢降低,最后趋于相对稳定的状态。流变应力随温度的升高而降低,随应变速率的增加而增加。热压缩实验过程流变应力随应变速率和变形温度的变化规律可以用材料的本构方程来表征,变形激活能为Q=300 k J/mol。     

TA10钛合金多向锻造数值模拟本构方程的构建

本文为研究TA10钛合金组织形貌与力学性能的关系,通过热模拟试验,对TA10钛合金在800℃～1050℃变形温度范围内和不同应变速率下(0.01s~(-1),0.1s~(-1),1s~(-1)和5s~(-1))进行热变形研究。通过对真应力-真应变分曲线的分析,探索了相应的软化机制,确定了热变形激活能,建立了本构关系。研究了峰值应力与温度和变形速率之间的函数关系,为TA10钛合金的多向锻造加工控制提供理论基础。     

TB9钛合金热变形本构方程的建立

使用Gleeble-3800热模拟试验机在850~1050℃、应变速率0.01~10 s~(-1)、变形程度为70%的条件下对铸态TB9钛合金进行热变形行为研究。通过Arrhenius双曲正弦方程和Z参数建立了TB9钛合金热变形的本构方程。结果表明:TB9钛合金流变应力随变形温度升高而降低,随应变速率升高而升高;在本试验条件下,TB9钛合金软化机制主要为动态再结晶,随温度降低动态再结晶现象变得明显;所建立的本构方程与试验值吻合较好,为TB9钛合金有限元模拟及制定锻造工艺提供了理论依据。     

TiC含量为30%的TiC/Cu-Al_2O_3复合材料的热压缩行为

利用Gleeble-1500D热力模拟试验机,在温度为450~850℃、应变速率为0.001~1.000s-1、真应变量为0.7的条件下,对TiC含量为30%的TiC/Cu-Al2O3复合材料进行了热压缩试验,研究了其流变应力及本构方程。结果表明,材料的流变应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加,属于温度和应变速率敏感材料;在真应力-应变曲线基础上,建立的TiC/Cu-Al2O3复合材料高温本构模型可较好地表征其高温流变特征。     

基于改进摩擦修正模型的TA2纯钛热变形行为研究

在Gleeble-3500热模拟试验机上对TA2纯钛进行变形温度为800℃～950℃、应变速率为0.001～1s^-1,压下量为50%条件下的热压缩变形试验。采用一种考虑应变的改进摩擦修正模型对原始试验数据进行摩擦修正,在对TA2纯钛高温流变曲线进行分析的基础上,研究其高温变形行为,构建TA2纯钛热变形本构方程。结果表明,在低应变条件下TA2纯钛流变应力迅速增加,达到峰值应力后流变曲线趋于稳态变化;流变应力随变形温度的降低和应变速率的增大而增加;可采用包含Z参数在内的双曲正弦形式的本构方程来描述TA2纯钛高温热变形行为,材料热变形激活能为480.944kJ/mol;流变应力的模型预测值与试验值之间相关性较高,相关系数R为0.964,表明本文基于改进摩擦修正模型所建立的本构方程具有较高的精度。     

AZ81-1Y镁合金热加工行为和本构方程构建

在变形温度为250～400℃,应变速率为0.003～1 s-1的条件下,采用热模拟试验机对AZ81-1Y镁合金进行了热压缩实验,研究其热变形行为,分析了其微观组织演变规律及真应力-真应变曲线,并结合双曲正弦本构模型建立了其流变应力本构方程,并对流变应力本构方程进行了验证.结果 表明:在一定的应变速率下,AZ81-1Y镁...     

高铁螺纹道钉钢TD16的高温塑性变形行为

采用Gleeble-3500型热模拟试验机对高铁螺纹道钉钢TD16进行热压缩变形实验,探索该材料在不同温度和应变速率条件下的热塑性变形行为。研究温度与应变速率对真应力-真应变曲线的影响规律,结合显微组织分析,阐明真应力-真应变曲线发生变化的原因。结果表明,在低应变速率下,流变应力峰值较明显,具有明显的动态再结晶特征。在较高应变速率下,峰值应力不明显,流变应力曲线属于动态回复型,未发生动态再结晶。通过回归分析,建立高铁螺纹道钉钢TD16在实验条件范围内的峰值流变应力本构关系的数学模型。所建立的流变应力本构方程与实验值吻合较好,最大相对误差为7.03%,可以用该本构方程来预测高铁螺纹道钉钢TD16的高温流变行为。     

Ti600合金的高温本构方程

采用热模拟压缩试验研究了Ti600合金在变形温度为800～1100℃、应变速率为0.001～10s-1范围内应力-应变曲线的变化规律。研究结果表明:Ti600高温钛合金热变形的流变应力随温度的升高和应变速率的降低而减小;随着应变的增大,合金的真应力-真应变曲线在经历了明显的加工硬化阶段后达到最大值,然后渐渐出现流变“软化”现象。以经典的双曲正弦形式的模型为基础建立了Ti600合金热变形的本构方程,同时也通过对数据回归处理确定了合金不同温度下的应力指数n、应变激活能Q等数值。     

考虑不同应变的3003铝合金流变应力预测模型建立与验证

在应变速率0.01~10.0 s~(-1)以及热变形温度300~500℃下,通过Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行高温等温压缩实验。结果表明,该合金具有正的应变速率敏感性。当变形温度低于350℃时,合金的热变形机制以动态回复为主;应变速率大于1.0 s~(-1)时,合金的热变形机制以不连续动态再结晶为主。建立了综合考虑应变速率、变形温度以及应变对流变应力影响的本构方程,本构方程中的材料常数可以表示为应变的4次多项式函数。模拟结果表明:预测曲线与实验曲线吻合较好,流变应力的实测值与预测值的均方根误差以及平均相对误差分别为0.99814和5.72%。所建立的本构方程计算精度较高,可以为合金热变形流变应力的预测提供参考依据。     

TC4-DT钛合金热变形本构方程

利用Gleeble-3800热模拟试验机进行热压缩实验,研究了TC4-DT钛合金在温度1163K~1293K、应变速率为0.005s~(-1)~0.5s~(-1)、变形量为60%条件下的热变形行为。根据应力-应变曲线分析该合金的流变应力变化特点,建立该合金的Arrhenius双曲正弦型本构方程。结果表明,所建立的本构方程与实验值吻合程度较高,为制定TC4-DT钛合金热加工工艺规范提供理论依据。     

挤压态ZK60镁合金的热压缩变形行为

为了研究挤压态ZK60镁合金的热变形行为,利用Gleebe-3500热模拟机在变形温度为523~723 K、应变速率为0.01~10 s~(-1)的条件下对挤压态ZK60合金进行了热压缩变形试验。通过真应力-真应变曲线分析了挤压态ZK60合金流变应力与应变速率、变形温度之间的关系,通过引入Z参数建立了挤压态ZK60合金的流变应力本构方程,并观察了其在热压缩过程中的显微组织变化。结果表明:挤压态ZK60合金的真应力-真应变曲线属于动态再结晶型,并且合金的流变应力在高变形温度或低应变速率条件下较低。在变形温度降低或应变速率升高时,动态再结晶晶粒变小,但动态再结晶进行的不充分,再结晶晶粒分布不均匀。通过本构方程计算出挤压态ZK60镁合金的变形激活能Q=122.884 k J/mol,应力指数n=5.096。     

TB17钛合金热压缩流变应力分析及本构方程

使用Gleeble-3500热模拟试验机在变形温度为800~1000℃、应变速率0.001~10 s~(-1)以及真应变为1.2的条件下对TB17钛合金进行热变形行为研究。根据热压缩数据,分析真应力-真应变曲线,计算TB17钛合金变形激活能,并建立了TB17钛合金应力-应变本构模型,对金相组织进行分析,并进行了本构模型的验证。结果表明,TB17钛合金在热压缩变形过程中,出现动态回复和动态再结晶现象,在低应变速率0.001和0.01 s~(-1)下,以动态再结晶为主要软化机制,在高应变速率1和10 s~(-1)下主要以动态回复为软化机制;流变应力随应变速率的下降和变形温度的升高而降低;峰值应力计算值和实验值的平均误差为6.5%,表明该模型有很高的精确度。研究为TB17钛合金塑性加工过程的模拟和控制提供了参考。