车轴用LZ50钢的热变形行为及高温塑性本构方程

借助Gleeble-1500D热模拟试验机,在温度1050~1200 ℃,应变速率0.01~1 s^-1,变形量在50%的条件下对LZ50高速铁路车轴钢试样进行热变形压缩试验。通过试验测得该材料不同工艺参数下的真应力-应变曲线,采用Arrhenius双曲正弦函数推导LZ50钢的高温塑性本构方程,并分析了不同热加工条件下LZ50钢的动态再结晶行为。结果表明,LZ50钢对温度和应变速率的变化较为敏感,温度越高,应变速率越低,所对应流动应力值越小。LZ50钢的变形激活能为217 920.626 J/mol。变形温度越高,应变速率越低,再结晶现象越容易发生。     

45Cr4NiMoV合金钢热变形的本构模型

在Gleebles-1500热模拟试验机上,研究了45Cr4NiMoV合金钢在变形温度为800~1150℃、应变速率为0.002~5 s-1、最大变形量为60%条件下的热变形行为。采用Zener-Hollomon参数法来构建合金的本构模型。通过真应力-应变曲线,发现45Cr4NiMoV合金钢在热压缩变形过程中发生了动态再结晶,分析了温度、应变速率对动态再结晶的影响,并通过金相试验得到了验证。误差分析表明,所建立的本构模型能较好地反映出其高温流变特性。     

AZ31镁合金高温本构方程

分析并建立了具有动态再结晶型金属的本构方程模型，用Gleeble—1500D热／力模拟仪对AZ31镁合金进行圆柱体单向热压缩试验，并根据实验结果分析计算了本构方程模型中的各参数，获得了完整的AZ31镁合金高温本构方程?用本构方程计算了实验条件下的流变应力，计算值与实验值能较好地吻合，误差在8％以内。可为制订AZ31镁合金的热加工工艺提供理论与数据。     

35CrNi3MoV钢动态再结晶及高温本构关系

用圆柱试样单轴压缩方法研究了35CrN i3MoV钢的热变形行为。根据试验结果,应用热变形方程式回归出了动态再结晶参数。在综合考虑动态再结晶以及热变形本构方程理论的基础上,建立了分段式动态再结晶本构方程,方程参数包括峰值应力、峰值应变、稳态应力和曲线形状表征参数。所建立的本构方程预测出的35CrN i3MoV钢高温应力应变曲线与试验结果符合。     

35CrMoV钢高温塑性变形行为及其本构方程建立

为了研究35CrMoV钢的高温变形行为,借助Gleelble 3800型热模拟试验机,在应变速率为0.01~10 s^-1、变形温度为950~1150℃的条件下进行轴向单道次高温压缩试验,并根据试验结果绘制35CrMoV钢的流动应力-应变曲线。分析研究了变形温度、应变速率对流动应力的影响,计算了变形激活能Q及参数n、A、α的取值。试验结果表明:35CrMoV钢在950~1150℃进行压缩试验时,存在动态再结晶和动态回复两种流动应力-应变关系,当应变速率为0.01和0.1 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态再结晶型;当应变速率为1和10 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态回复型。在试验条件下获得35CrMoV钢的平均变形激活能Q为310.433 kJ·mol^-1,建立了用于描述35CrMoV钢流动应力、应变速率和变形温度三者之间关系的本构方程。     

微合金化高强钢的热变形行为及物理本构方程北大核心CSCD

采用Gleeble-1500型热模拟机对微合金化高强钢在变形温度为900~1100℃、应变速率为0.01~30 s^(-1)的条件下进行热压缩实验,得到流变应力曲线。分析高强钢的动态再结晶行为,分别采用综合考虑杨氏模量E和奥氏体自扩散系数D对绝对温度依赖性的、包含可变应力指数n的物理本构方程和蠕变应力指数为5的物理本构方程,建立实验钢应变补偿的流变应力预测模型。结果表明:随着变形温度的升高和应变速率的降低,动态再结晶更易于发生。利用应变补偿的物理本构方程预测流变应力的精度较高,其中,包含可变应力指数n的物理本构方程的预测精度(相关系数R=0.991,平均相对误差δ=4.81%)高于蠕变应力指数为5的物理本构方程(相关系数R=0.989,平均相对误差δ=6.49%)。这是由于:当物理本构方程中的蠕变应力指数为5时,材料的变形机制仅有滑移和攀移,而包含可变应力指数n的物理本构方程综合考虑了所有的变形机制,预测精度更高。     

M50NiL钢热变形过程中的物理型本构方程及微观组织演变

利用Gleeble-3500型热模拟试验机对M50NiL钢进行了温度为900～1200℃、应变速率为0.01 ～ 50 s-1的热压缩试验,研究了M50NiL钢的热变形行为.结果 表明:在本实验条件下M50NiL钢出现了3种组织,即具有变形晶粒和孪晶的微观组织、新形核再结晶晶粒和锯齿状晶粒的微观组织和完全动态再结晶的微...     

35MnB钢高温变形行为及本构方程

为了合理制定35MnB钢制件热成形工艺参数,在790~1190℃温度范围内,应变速率为0.01~10 s~(-1)及总压缩变形量(真实应变)为0.6的试验条件下,采用Gleeble-1500D热模拟试验机对35MnB钢进行热压缩变形试验,研究其高温变形行为。结果表明:流变应力随着温度的升高而减小,随着应变速率的增大而增大。同一应变速率下,随着变形温度的升高应力峰值向左移动,应力-应变曲线整体下移;同一变形温度下,应变速率越大,应力峰值越高,相应的应变量也越大。采用含有变形温度(T)和变形激活能(Q)的Arrhenius equation方程的双曲正弦模型,构建了35MnB钢在高温下流变应力与应变速率的本构方程。并验证了所构建本构方程的准确性,计算结果显示预测应力峰值与试验应力峰值吻合较好。通过采用本文所构建的35MnB钢本构方程对大型液压装载机锻造摇臂成形过程进行模拟,结果证明本文所构建的本构方程可以应用于35MnB钢制件高温成形模拟过程,并为实际生产做指导。     

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。     

高强渗碳钢高温热变形的本构方程

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在温度为1173~1473 K,应变速率为0.01~10 s-1的变形条件下,对一种航空用高强度渗碳钢-9310钢进行热压缩实验,基于真应力-应变曲线,研究了两种高温变形流变应力的本构方程模型-位错模型和Sellars模型在该钢上的应用,根据动态再结晶是否发生,建立了不同热变形阶段下9310钢的流变应力本构方程。研究表明,在ε0.1条件下的动态软化和稳态流变阶段中,基于位错密度和动态软化机制的位错模型方程,精度误差在15%以下,但该方程参数多,计算量大,而基于Sellars模型的本构方程,在低温热变形(T1273 K)及大应变(ε0.5)条件下的精度误差更小,且方程相对简单,便于应用。在高强渗碳9310钢的热加工生产中,建议采用Sellars模型作为大应变条件下流变应力的预报方程,精度误差控制在10%以下;为了提高方程精度,Sellars模型下由于动态再结晶软化引起的应力降低值Δσ中,相关参数的取值还有进一步修正的可能。     

45Cr4NiMoV合金动态再结晶临界应变

采用Gleeble热模拟试验机对45Cr4Ni Mo V合金在变形温度为1000~1150℃,应变速率为0.002~5 s-1,最大变形量为55%的条件下进行热模拟压缩试验。通过对采集到的数据进行处理,结合lnθ-ε曲线的拐点及-(lnθ)/ε-ε曲线的极小值判据,建立了45Cr4Ni Mo V动态再结晶临界应变模型。结果表明,45Cr4Ni Mo V合金动态再结晶临界应变随变形温度递增以及应变速率递减而增加,临界应变εc与峰值应变εp之间满足:εc=0.42761εp,动态再结晶临界应变模型为:εc=0.000522Z0.15142。     

Fe-4Mn-1.5Al-0.5Si-0.2C-0.05Nb中锰钢的热变形行为研究

针对较高Mn含量会导致中锰钢成本提高、出现偏析而限制其应用的问题,设计了一种能够满足1 000 MPa级别性能要求(抗拉强度R_m>1 000 MPa,总伸长率A>30%)的中锰钢,其成分为Fe-4Mn-1.5Al-0.5Si-0.2C-0.05Nb。通过绘制实验钢在不同应变速率和变形温度下的真应力-真应变曲线,并结合组织观察,研究了实验钢的热变形行为,尤其是应变速率和变形温度对实验钢热变形行为的影响规律,并最终获得了实验钢的动态再结晶图和本构方程。结果表明：变形温度的降低和应变速率的提高均会抑制动态再结晶的发生;低应变速率(0.1 s^-1)下的所有样品均会发生完全动态再结晶;中应变速率(1 s^-1)下,变形温度为800℃的样品只发生部分动态再结晶;高应变速率(10 s^-1)下,不发生完全动态再结晶的变形温度扩大至800～950℃;实验钢的本构方程为■。动态再结晶图和本构方程的确定对实际生产中轧制工艺的设计、得到具备优良性能的特定类型的微观组织具有重要意义。     

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。     

30Cr2Ni4MoV钢动态再结晶及微观组织演变研究

利用Gleeble-1500D热模拟试验机在温度为900～ 1250℃、应变速率为0.01～1 s-1、最大应变量为0.69的实验条件下对大型低压转子用钢30Cr2Ni4MoV进行热压缩变形实验,研究了发生动态再结晶的临界条件和在此过程中的显微组织变化.同时,通过对实验数据进行拟合,得到30Cr2Ni4MoV钢的热激活能、热变形方程以及动态再晶晶粒尺寸模型,并计算出Zener-Hollomon参数,然后对试样的混晶度进行统计分析.结果表明,当变形温度越高、变形速率越小时,越易发生动态再结晶,同时在能够发生动态再结晶的条件下,变形量越大,动态再结晶发生越充分.当动态再结晶进行到10％左右时,混晶程度达到最大,随后开始下降到43％时达到最小,之后随着再结晶的进行变化不大.     

热变形工艺对含硫非调质钢流变应力及组织的影响

在变形温度950~1150 ℃和应变速率0.01~5 s^-1下,通过Gleeble-3500热模拟试验机进行单道次压缩试验,研究了热变形工艺对含硫非调质钢F45MnVS流变应力及组织的影响。结果表明:随着应变速率的增大,热压缩过程中的峰值应力增加,随着温度的升高,峰值应力降低;动态再结晶平均晶粒尺寸随着应变速率、变形量的增加而减小,随着温度的提高而增大。     

轧制态254SMo超级奥氏体不锈钢的热变形行为及本构方程

为优化后续轧制工艺,利用Gleeble-3800热力模拟机,对轧制态254SMo超级奥氏体不锈钢进行等温恒应变速率压缩试验,研究了254SMo超级奥氏体不锈钢在变形温度为900~1100℃,应变速率为0.005~5 s_^-1的热变形行为及微观组织演变。结果表明,随着变形温度升高及应变速率降低,峰值应力减小,且流变曲线的单峰特征变得明显,说明高温低应变速率下254SMo容易发生动态再结晶;三种形式的Arrhenius本构方程预测精度对比显示,指数形式的精度最高,相关系数达97.496%,变形激活能为546 kJ/mol。     

60NiTi合金的热变形行为及本构方程

60NiTi合金具有强度高、耐磨性好等一系列优异的性能。但由于它难热成型,因此大大限制了在工业领域的广泛应用。为了确定60NiTi合金最优的热加工工艺,研究了铸态60NiTi合金在750～1 050℃,0.01～1 s^-1变形速率下的热变形行为,并采用包含Arrhenius项的Z参数法构建了高温变形本构方程。结果显示：仅在1 000℃、1 s^-1速率下高温变形时60NiTi合金发生了明显的动态再结晶,温度升高能提高60NiTi合金的热成型性能。在高温(1 050℃)大变形速率下(1 s^-1)加工60NiTi合金的热成型性能最好。     

30Cr2Ni4MoV钢的动态软化机制分析

利用小试样研究分析了30Cr2Ni4MoV材料动态软化机制在高温塑性成型中所起的作用,结果表明,在g,相似文献