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。     

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℃。     

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。     

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。     

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。     

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。     

60NiTi合金的热压缩变形与显微组织演变（英文）

采用Gleeble-3500热模拟试验机对在变形温度500～650℃和应变速率0.001～1 s^-1条件下的60NiTi合金进行热压缩变形,分析其热变形行为和显微组织,建立变形本构模型,绘制热加工图。结果表明,当压缩温度升高或应变速率降低时,峰值应力减小。合金的热变形激活能为327.89 k J/mol,热加工工艺参数为变形温度600～650℃和应变速率0.005～0.05 s^-1。当变形温度升高时,合金的再结晶程度增大;当应变速率增大时,位错密度和孪晶数量增大,Ni₃Ti相易于聚集;Ni₃Ti析出相有利于诱发合金基体的动态再结晶。动态回复、动态再结晶和孪生是60NiTi合金热变形的主要机制。     

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。     

2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究了热变形温度为950~1200 ℃、应变速率为 0.01~10 s^-1条件下2507超级双相不锈钢的热压缩变形行为,并借助光学显微镜观察了不同变形过程中的微观组织演化。基于试验数据分析,建立2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图。结果表明:流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而逐渐降低,在高应变速率下,流变曲线出现“类屈服平台”。试验钢的热变形激活能为414.57 kJ·mol^-1,应力指数为4.18,峰值应力本构方程为ε·=3.69×10¹⁵[sinh(0.0101σ)]^4.18exp-414.57RT,根据微观组织分析及热加工图确定出试验钢的最佳热加工区域为热压缩温度1060~1120 ℃,应变速率0.01~0.1 s^-1。     

22Cr-32Fe-40Ni合金热变形行为

采用Gleeble-3800热模拟试验机对22Cr-32Fe-40Ni合金在变形温度为950～1150℃、应变速率为0.1～10 s^-1范围内进行了热模拟压缩试验，对材料在热变形过程中的流变特性和组织演变规律进行了研究。结果表明，在变形温度高于1000℃或应变速率小于1 s^-1时，材料的硬化效应和软化效应达到动态平衡；在变形温度低于1000℃或应变速率为10 s^-1时，材料以动态再结晶为主的软化效应占主导作用。通过应变硬化率曲线确定了动态再结晶临界条件，基于温度补偿Arrhenius方程建立了22Cr-32Fe-40Ni合金的热变形本构方程，热变形激活能Q为438.339 kJ·mol^-1。22Cr-32Fe-40Ni合金适宜的热加工区间为变形温度1040～1150℃,应变速率0.1～0.47 s^-1。