6082铝合金热变形行为及热加工图

在Gleeble~(-1)500D热模拟试验机上对O态6082铝合金进行了热压缩实验,研究了该合金在变形温度300~500℃,应变速率0.01~10 s~(-1)条件下的热变形行为和组织演化;基于Arrhenius双曲正弦本构关系建立了6082铝合金的本构方程;基于动态材料模型(DDM)和Murty法建立了热加工图,并结合微观组织进行验证。研究结果表明:6082铝合金为正应变速率敏感材料,峰值应力随温度的降低和应变速率的升高而升高,热变形过程中的主要软化机制为动态回复,在较高温较低应变速率(500℃,0.1 s~(-1))时,该合金发生动态再结晶。计算得到该合金的热激活能为171.1539 k J·mol~(-1),最佳热加工工艺参数区间为:450~500℃,0.2~0.5 s~(-1)。     

6013铝合金的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟实验机,分析6013铝合金在变形温度613~773 K、应变速率10-3~10 s-1和工程变形量10%~60%条件下的平面热压缩变形流变应力演化规律,求解热变形本构方程,建立热加工图,探讨其热变形行为机理。结果表明,6013铝合金的流变软化机制以动态回复为主;采用包含关于变形温度函数的幂函数本构方程可较好的预测其流变行为,与实测值的平均相对误差仅为6.631%;确定了单道次大应变热轧成型最佳工艺参数区间:673 KT773 K且5×10-3s-1ε10-1s-1和多道次热轧最佳工艺参数区间:633 KT733 K且10-1s-1ε1 s-1。     

4043铝合金热变形行为和热加工图

通过热压缩试验研究了4043铝合金在变形温度350～500℃和应变速率0.01～10 s~(-1)的热成形性能,建立了合金的本构方程和热加工图。结果表明:变形温度对4043铝合金应变速率敏感系数的影响较小;高温变形主要受位错的热激活能控制;最佳热变形工艺参数是温度460～500℃、应变速率0.05～1 s~(-1)。     

7050铝合金的热变形行为及热加工图研究

通过热力模拟系统地研究了7050铝合金的热塑性变形行为,拟合出了该合金在宽温度区间及应变速率下的高温本构关系模型,建立了热加工图,探讨了热变形机理。结果表明:在变形温度250~465℃、应变速率0.001~10 s~(-1)下,7050铝合金的流动应力随变形温度的降低及应变速率的升高而升高;应变量对7050铝合金的热加工图影响不明显,能量耗散效率随应变速率的降低和变形温度的升高而增大。     

铸态27SiMn钢热变形行为及热加工图

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,在应变速率为0.01~10 s-1,变形温度为1000~1150℃条件下对铸态27Si Mn钢进行等温恒应变速率压缩试验。通过真应力-真应变曲线,分析了应变速率和变形温度对流变应力的影响规律,建立了铸态27Si Mn钢热变形时的本构方程和热加工图。结果表明,铸态27Si Mn钢高温变形时的峰值应力随应变速率的增大和变形温度的降低而升高;变形激活能为Q=369.0 k J/mol;热变形失稳区域集中在变形温度1000~1060℃、应变速率为1~10 s-1的区域内;最优热加工条件为变形温度1130~1150℃,应变速率4~10 s-1的区域,此时表现为典型的动态再结晶,对应的峰值效率达到35%。     

TA1/6061铝合金双金属热变形行为及热加工图

以TA1/6061铝合金双金属为研究对象,采用Gleebe-3800热模拟试验机,在变形温度为350～500℃、应变速率为0.01～1 s^-1、变形量为40%的条件下进行了单向热压缩复合试验,研究了TA1/6061铝合金双金属的热变形行为,建立了TA1/6061铝合金双金属本构方程及热加工图。结果表明,TA1/6061铝合金双金属热变形过程中的流变应力随着温度的上升和应变速率的降低而减小;基于试验数据建立的Arrhenius本构方程可以有效预测特定真应变下的真应力,其相关性系数为0.99642,热变形激活能为231434 J·mol^-1;基于热加工图、SEM图像和EDS线扫描图像,确定最优热加工工艺窗口为：变形温度为482～500℃,应变速率为0.011～0.192 s^-1。     

退火态FGH96合金的热变形行为及热加工图

通过热模拟试验,系统研究热挤压-退火态FGH96合金在变形温度为1020～1110℃、应变速率为0.001～1 s-1条件下的热压缩变形行为,建立本构方程并构建热加工图;结合电子背散射衍射(EBSD)分析,优化合金的变形工艺参数。结果表明:合金在热变形过程中发生明显动态再结晶现象。利用摩擦修正后的峰值应力获得的该合金热压缩本构方程材料常数分别为:α=0.0071272、n=2.6417、A=6.6811×10~(15)、Q=448.05k J/mol,较低的变形激活能与热挤压后初始晶粒尺寸的减小以及二次γ′相的粗化有关。利用构建的不同应变量ε下热压缩本构方程材料常数的五次多项式组对合金的流变应力进行了预测,预测数据与实验摩擦修正数据吻合较好。根据热加工图能量耗散效率并结合微观组织分析,对热挤压-退火态FGH96合金提出了建议的热加工参数范围:变形温度约为1075～1080℃、应变速率约为1×10~(-3)～1×10~(-1.5)s~(-1)的区域。     

4032铝合金热加工图及热变形机理研究

采用Gleeble-1500热物理模拟实验机对4032铝合金进行等温压缩实验,研究应变速率在0.02s-1～5s-1和变形温度为370℃～490℃的4032铝合金的热变形特征,并根据材料动态模型构建4032铝合金的热加工图.应用OLYMPUS PMG3型光学显微镜观察分析压缩后试样的微观组织.研究表明：4032铝合金最佳热加工工艺参数为：变形温度460℃～490℃,应变速率0.03s-1～0.36s-1;4032铝合金热加工的软化机制主要是动态回复.     

锻态C-276镍基合金热变形行为及热加工图

为研究锻态C-276镍基合金的热变形行为,采用Gleeble-3180D热模拟试验机对该合金在变形温度950～1200℃以及应变速率0.01～10 s^-1条件下进行一系列热压缩实验。结果表明,合金的流变应力曲线都呈现明显的动态再结晶特征,并且流变应力随变形温度的提升或者应变速率的下降而降低。根据Arrhenius模型构建该合金峰值应力下的本构方程,得出合金的变形激活能为510.484 kJ/mol。依据材料动态模型绘制合金在0.6应变下的热加工图,并结合组织分析提出该合金最优的热加工参数为(1100℃,0.01 s^-1)以及(1150℃,0.01～1 s^-1)。另外,合金的组织变化规律表明,温度的增加或应变速率的降低能够促进合金的动态再结晶晶粒的形核与长大。     

Cu-Ni-Si-P合金热变形行为及热加工图

采用高温等温压缩试验,对Cu?Ni?Si?P合金在应变速率0.01~5?1、变形温度600~800°C条件下的高温变形行为进行了研究,得出了该合金热压缩变形时的热变形激活能Q和本构方程。根据实验数据与热加工工艺参数构建了该合金的热加工图,利用热加工图对该合金在热变形过程中的热变形工艺参数进行了优化,并利用热加工图分析了该合金的高温组织变化。热变形过程中Cu?Ni?Si?P合金的流变应力随着变形温度的升高而降低,随着应变速率的提高而增大,该合金的动态再结晶温度为700°C。该合金热变形过程中的热变形激活能Q为485.6 kJ/mol。通过分析合金在应变为0.3和0.5时的热加工图得出该合金的安全加工区域的温度为750~800°C,应变速率为0.01~0.1 s?1。通过合金热变形过程中高温显微组织的观察,其组织规律很好地符合热加工图所预测的组织规律。     

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。     

蠕变时效对欠时效7075铝合金力学性能的影响

采用单轴蠕变拉伸和无应力人工时效实验对比,系统研究了蠕变时效对欠时效态7075合金力学性能的影响,并通过EBSD、SEM、TEM观察,表征位错和析出相等组织随蠕变时效时间的演变规律,定量研究了力学性能与微观组织演变之间的关系。结果表明,欠时效态7075铝合金经过蠕变时效后,保持高强度的同时塑性明显提升。合金的力学性能对蠕变应力比较敏感,在260 MPa、426 K下蠕变时效6 h的试样屈服强度最高,达到537.9 MPa,与人工时效样品相比,蠕变时效样品韧窝分布更为密集,晶粒更偏向于高Schimid因子取向,相对于人工时效样品伸长率提升15%。TEM结果表明,晶内主要为η′相,并且随着蠕变时效时间的延长,晶内析出相的尺寸由2 h的3.04 nm增加到6 h的4.27 nm,体积分数从0.22%增加到0.46%,晶界析出相尺寸增加,发生由连续向间断的转变。EBSD结果表明,所有样品中的再结晶、亚晶比例没有明显变化,平均晶粒尺寸保持在80μm左右,几何必须位错(GND)的分布随着蠕变时效时间的延长先减少再增多。通过屈服强度贡献模型计算发现,晶界强化贡献基本保持在17 MPa左右,位错强化和...     

喷射成形7075铝合金欠时效回归再时效热处理

采用透射电镜、拉伸测试等方法,研究欠时效回归再时效处理对喷射成形7075铝合金显微组织和力学性能的影响,并与单级峰值时效和常规回归再时效处理相比较。结果表明,采用120℃×12h欠时效预处理比120℃×24h峰值时效预处理更有利于在回归处理后合金晶内析出相的回溶,回归处理过程可使合金晶界析出相充分断开,再时效后晶内的析出相细小弥散,合金抗拉强度和屈服强度分别为776和723MPa,均高于T6峰值时效和常规回归再时效水平。     

铸态309L不锈钢的热变形行为及热加工图分析

采用Gleeble-3800,对铸态309L不锈钢在900～1 100℃、0. 01～10 s-1进行热压缩模拟,得到实验钢的热变形应力应变曲线、建立其相应的本构方程和热加工图。结果表明:309L不锈钢的流动应力,对其变形温度和应变速率更敏感;根据Arrhenius模型构建铸态309L不锈钢峰值应力下,相应的本构方程,计算得到其热变形激活能为353. 27 k J/mol;依据相应的变形曲线,绘制本实验钢的热加工图,得出当温度处于1 050～1 100℃、应变速率在0. 01～0. 05 s-1时和温度在1 030～1 100℃、应变速率在3. 1～10 s-1时,309L不锈钢具有最佳的工艺,有良好的热加工性能。     

铸态Cr5钢热变形行为及热加工图的研究

以支承辊常用材料铸态Cr5钢为研究对象,在单道次热压缩试验的基础上,对其在不同试验参数下的热变形行为及热加工图进行分析研究。试验中,变形温度为850～1220℃,变形速率为0.01～1 s^-1,真应变为0.7。利用试验数据绘制了铸态Cr5钢的真应力-真应变曲线,得出影响流变应力的因素。并通过拟合曲线计算了各待定材料系数,给出了铸态Cr5钢的流动应力方程。最后,基于真应力-真应变曲线,绘制了0.1～0.6应变范围内的热加工图。结果表明：提高变形温度以及减小应变速率可以降低Cr5钢的流变应力,有助于动态再结晶的发生;而随着应变的增加,失稳区域与功率耗散因子变大。Cr5钢高温下最适宜的加工参数区间为：变形温度为1000～1200℃,应变速率为0.03～0.37 s^-1。     

低成本Ti-Al-V-Fe-O合金热变形行为及热加工图

采用真空非自耗熔炼炉制备了低成本Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金。利用Gleeble-1500D热模拟机,研究了其热加工参数为:变形温度875～1100℃、应变速率0.001～1 s~(-1),变形量为70%时的热变形行为。建立了Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金考虑应变量的Arrhenius本构方程,基于动态材料模型建立热加工图。结果表明:变形温度升高,应变速率降低,流变应力降低。通过本构方程计算可得两相区平均热激活能为398.824 kJ/mol,远大于纯钛自激活能,表明热变形软化机制与动态再结晶有关。单相区热激活能为210.93 kJ/mol,略大于纯钛自激活能,以动态回复为主。通过热加工图确定2个失稳区,中等变形温度(950～1070℃)、高应变速率(0.31～0.1 s~(-1))易发生绝热剪切。结合热加工图确定适合的加工区间:应变速率为0.001～0.01 s~(-1),变形温度为875～925℃。     

9Ni钢热变形行为及热加工图

使用Gleeble-1500D热模拟试验机对9Ni钢进行了热压缩变形实验,研究其在应变量为0.8、 变形温度为800～1150℃、 应变速率为0.1～5 s-1下的热变形行为,并对不同热变形条件下实验样品的微观组织进行了系统研究.研究发现,针对不同的变形条件,真应力-真应变曲线中的流变应力随着变形温度的升高以及应变速率...     

410不锈钢的热变形行为及热加工图

通过对410不锈钢进行热压缩试验,分析了不同变形温度及变形速率对应力应变曲线的影响,并以此为基础构建了本构方程及热加工图.发现相同应变速率的真应力应变曲线,温度越大,真应力越小.不同应变速率的流变曲线,低应变速率下,应力达到峰值后,将出现下降趋势;而高应变速率下,应力将一直升高,直到达到最大应变量时达到最高.分析热加工...