Fe-14Co-10Ni合金的高温塑性变形及热加工图

利用Gleeble-3500热力模拟试验机,在温度为850～1150℃,应变速率为0.1～10s~(-1)的条件下,对具有高强韧性的Fe-14Co-10Ni基合金(16CoNi)在高温塑性变形过程中的动态再结晶行为及其热加工图进行了研究.试验结果表明,16CoNi合金的具有较高的动态再结晶温度,完全动态再结晶晶粒的平均尺寸随着Zener-Hollomon参数的增加而减小,并得到了动态再结晶晶粒尺寸与Z参数之间的定量关系.基于动态材料模型建立了16CoNi合金的热加工图(Processing Maps),当以0.1s~(-1)的应变速率,在1050℃变形时,合金的能量消耗效率达到最大值34%.     

(Cu50Zr50)92Al8块体非晶合金高温塑性变形过程中的晶化行为

采用水冷铜模吸铸法制备直径2mm的(Cu50Zr50)92Al8块体非晶合金。利用X射线衍射(XRD)、差示扫描量热分析仪(DSC)对该非晶合金的结构及热力学参数进行表征。利用万能试验机在过冷液相区内对该非晶合金进行压缩变形,研究变形量(20%,60%和80%)对非晶合金显微结构和热稳定性的影响。结果表明,塑性变形使得该非晶合金的热稳定性降低,并导致其部分晶化,其晶化程度取决于合金的变形量的大小,当变形量为80%时,该合金的XRD图谱中出现了明显的晶化峰。晶化相的析出使得变形后的非晶合金的显微硬度有明显提高。     

Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe合金的高温塑性变形行为

在Gleeble-1500热模拟机上对Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe合金进行高温热压缩实验,研究该合金在变形温度为750~900℃、应变速率为0.001~1 s 1条件下的流变应力行为。利用光学显微镜分析合金在不同变形条件下的组织演化规律。结果表明:合金的流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增大;流变应力随着应变的增加而增大,出现峰值后逐渐趋于平稳;变形过程中的流变应力可用Arrhenius双曲正弦本构关系来描述,平均变形激活能为454.2 kJ/mol;各种变形条件均可细化原始晶粒尺寸。随着温度的升高和应变速率的降低,合金的主要软化机制由动态回复逐渐变为动态再结晶;在(α+β)相区变形(750~850℃)时,α相对β晶粒的动态再结晶的发生起到阻碍作用。     

高温合金旋压塑性变形稳定性试验研究

通过高温合金管材不同旋压变薄率的试验，探讨了常用高温合金的旋压工艺参数。在高温合金管材可旋性试验的基础上，有效控制塑性变形的稳定流动，可以旋压高精度薄壁管材。当坯料退火以后，经旋压工艺参数优化，可提高变形区金属三向塑性流动的稳定性，并有助于获取尺寸精良的管材。     

Mg-Zn-Zr-Y合金高温塑性变形本构模型及流变行为预测

采用Gleeble热力模拟试验机对Mg-Zn-Zr-Y合金进行了高温压缩变形实验,分析了合金在变形温度为573~723K、应变速率为0.001~1 s-1范围内的流变行为。结果表明,热变形条件对流变特征和流变应力影响显著,流变曲线呈现"饱和非线性"和"正偏态分布"2种特征,应力水平随着变形温度的降低和应变速率的增大而提高。基于Arrhenius和Zener-Holloman方程,线性拟合确定了合金的表观变形激活能(Q=152.307 k J·mol~(-1))和应力指数(n=5.521)等参数,建立了描述塑性流变行为的本构方程。结果显示,该本构模型数值计算出的流变应力理论值与实验结果的吻合程度依赖于热变形条件的取值范围,与"饱和非线性"稳态流变特征的塑性变形行为基本吻合;而与加工硬化突出的"正偏态分布"流变行为存在一定偏差,引起理论峰值应变前移,但峰值应力水平仍基本符合。表明该本构模型在Mg-Zn-Zr-Y合金中表现出较好的实用性,尤其适用描述高变形温度(623 K)和低应变速率(0.01 s~(–1))下稳态塑性变形行为。     

易切削Cu-Se-Bi合金的高温塑性变形行为

采用Gleeble-1500热模拟机研究了Cu-Se-Bi合金在变形温度为550～700 ℃,应变速率为0.01 ～10.00 s-1条件下的流变应力变化规律和微观组织,并根据试验数据确定了本构方程.结果表明,Cu-Se-Bi合金高温动态再结晶明显降低合金的流变应力,变形量在15%～80%时,流变应力趋于稳定;当应变速率为2.50、10.00 s-1时,流变应力出现波动,温度为700 ℃、应变速率为10.00 s-1、应变在0.09～0.15时应力波动值可达12 MPa;变形量越大,动态再结晶越明显;应变速率越小,晶粒越细小;当温度为600 ℃、变形量为60%、应变速率为0.01 s-1时,平均晶粒尺寸为8.5 μm.     

β基Mg-12Li-3Al-5Zn合金的塑性变形行为

研究了一种新的以β相(bcc晶体结构)为基体的Mg-12Li-3Al-5Zn合金,该合金密度为1．51g／cm^3,具有良好的室温塑性变形能力。轧制和轧制后时效状态的拉伸性能比较表明,轧制时效后合金具有高的强度和比强度,以及很高的屈强比。扫描电镜下的原位准静态拉伸试验表明,合金的断裂行为是穿晶韧性断裂。     

Mg-5.6Zn-0.7Zr-0.8Nd合金高温塑性变形的热/力模拟研究

采用Gleebe-1500热／力模拟机研究了Mg-5．6Zn-0．7Zr-0．8Nd合金在应变速率为0．1，0．01和0．002s^-^3、变形温度为373—673K,最大变形程度60％条件下的高温塑性变形行为．分析了合金流变应力与应变速率、变形温度之间的关系，计算了高温变形时变形激活能和应力指数，并观察了合金变形过程中显微组织变化情况．结果表明：Mg-5．6Zn-0．7Zr-0．8Nd合金在热变形过程中不同温度下流变应力呈现不同形式，分析可知加工硬化、动态回复和动态再结晶在不同温度和不同应变速率下各自起到了重要的作用，合金变形激活能随应变速率增加而升高．在473K温度以上变形，合金发生明显动态再结晶且动态再结晶晶粒非常细小，晶粒尺寸为5—10μm，从而可明显提高合金的塑性．     

Ni63W30Co5TiAl合金高温塑性变形行为

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在1000～1250℃温度范围,以0. 01～10 s~(-1)应变速率对Ni63W30Co5TiAl合金进行轴向热压缩试验,获得该合金的真应力-真应变曲线,并对Ni63W30Co5TiAl合金不同变形条件下的变形组织进行了系统观察与分析。结果表明,Ni63W30Co5TiAl合金流变曲线表现为典型的动态再结晶软化类型,流变应力随着应变速率的升高和变形温度的降低而逐渐增加;在1150～1200℃温度范围,Ni63W30Co5TiAl合金可获得细小均匀的等轴完全动态再结晶晶粒组织,而当变形温度高于1200℃时,合金的完全动态再结晶晶粒发生长大;另外,计算得到Ni63W30Co5TiAl合金的热变形激活能Q为398. 9403 kJ·mol~(-1),临界应变ε_c和稳态应变ε_s与ln Z近似呈线性增长关系。基于双曲正弦函数模型建立了Ni63W30Co5TiAl合金的峰值应力热变形本构方程。     

新型Al-Zn-Mg-Cu合金高温塑性变形行为的加工图

采用Gleeble-1500热模拟机进行恒温和恒速压缩变形实验,变形温度为300～450℃和应变速率为0.001～1 s-1,研究了新型Al-Zn-Mg-Cu合金的高温塑性变形行为,并根据动态材料模型（DMM）建立了合金的加工图。结果表明,合金高温压缩变形均存在稳态流变特征且属于正应变速率敏感材料;在实验范围内,变形温度450℃、应变速率0.001 s-1的高温低应变速率变形区域的功率散耗率最大,约为0.61;合金热变形的最佳工艺参数为：热加工温度390～410℃,应变速率0.018～0.135 s-1。     

Cu-Ni-Si-P合金高温热变形行为研究

通过计算机绘制了Cu-Ni-Si-P合金热加工图,研究了不同热加工参数下合金的热变形行为。结果表明,Cu-Ni-Si-P铜合金最佳的热加工参数为:变形温度750⁸00℃,应变速率0.01800℃,应变速率0.01⁰.10/s。     

V-N微合金化钢的高温塑性变形行为研究

通过Gleeble-3800热模拟试验机对V-N微合金化钢进行了热模拟压缩试验,分析了V-N微合金化钢高温下塑性变形的变化规律,并通过分析应力一应变曲线,建立形变抗力模型和应变速率本构方程.结果表明,V-N微合金化钢在较低应变速率和较高温度下,流变应力随变形程度的不断增加而增加至某一峰值,然后逐渐下降至某一稳态值;应变速率、温度和峰值应力之间的关系可用幂指数关系来描述,在较低温度(900～950℃)下,应力指数约为7.1,变形激活能为118～185 kJ/mol,变形机制属于位错芯区扩散控制的幂律蠕变;在较高温度(1000～1150℃)下,应力指数约为6.6,变形激活能为125～285 kJ/mol,变形机制属于位错芯区控制的幂律蠕变.     

Ti3AlC2与Fe在高温下的反应行为（英文）

通过TG-DTA、XRD、SEM和EDS的分析,研究Ti3AlC2与Fe在高温下的互相反应。结果表明,当烧结温度在659.9℃以上时,Ti3AlC2与Fe主要以放热反应为主,当烧结温度为760~1045℃时,Ti3AlC2与Fe之间的反应较弱,并开始生成TiC0.625相;随着烧结温度升到1045℃时,Ti3AlC2的衍射峰逐渐消失,烧结产物的衍射峰只有TiC0.625和Fe(Al)固溶体;随着温度的进一步升高,烧结产物的衍射峰基本为TiC0.625和Fe(Al)固溶体不变。采用SEM和EDS分析可知,该反应主要发生了两个过程,其一,Ti3AlC2发生了分解,Ti3AlC2中的Al发生了析出,并固溶到基体的金属相中形成Fe(Al)固溶体,而Ti3AlC2中Ti和C则形成了TiC0.625陶瓷相。其二,Fe原子沿着Ti3AlC2分解形成的Al空位渗入到Ti3AlC2颗粒中,进而导致Ti3AlC2进一步分解成粒径更小颗粒。Ti3AlC2中Al的析出是导致Ti3AlC2在远低于其分解温度下就与Fe发生反应的主要因素。     

5CrNiMo钢的高温滑动磨损特性

研究了５ＣｒＮｉＭｏ钢在４００℃、５００℃、５５０℃及６００℃等不同温度下的滑动磨损行为，利用扫描电镜、波谱仪及Ｘ射线衍射仪对磨损面形貌及成分进行了分析。结果表明：５ＣｒＮｉＭｏ钢的磨损机制随温度而异，表面氧化膜有减摩、抗磨作用。     

高温环境下Mg-Zn-Zr-Ce合金的变形行为研究

研究了Mg-6Zn-0.5Zr-0.5Ce镁合金的显微结构和热变形行为,并构建了该合金的热加工图。结果表明,铸态和退火态Mg-6Zn-0.5Zr-0.5Ce镁合金主要由α-Mg基体和分布在晶界和晶粒内部的第二相构成。随着真应变的不断变大,流变应力先变大后下降,并逐渐趋于平稳。加工失稳区位于ε=0.1¹.0 s-1,T=5231.0 s-1,T=523⁵73 K区域,ε=1.0 s-1,T=673 K,η=44%是Mg-6Zn-0.5Zr-0.5Ce镁合金最佳的加工条件。     

Ti-43Al-9V-Y合金高温变形行为模拟研究

研究了高温环境下Ti-43Al-9V-Y合金的变形行为,并构建了材料的热加工图。结果表明,Ti-43Al-9V-Y合金在应变速率较高区域容易产生裂纹。温度为1 150℃、应变速率为0.01 s-1时发生相变。在高温低应变速率下有利于合金的热成形。     

Nd60Al10Fe20Co10金属玻璃的变形行为

利用材料测试系统(MTS)、X-Ray衍射(XRD)和扫描电镜(SEM)等手段研究了Nd基大块金属玻璃的变形行为和断裂特征.Nd基大块金属玻璃样品在室温下是脆性断裂,大约在500 K时变形模式从非均匀变形转变为均匀变形,在523 K以上表现出显著的塑性变形.在5×10-4 m/s的应变速率下,这种Nd基大块金属玻璃材料在523 K～600 K之间出现明显的屈服应力下降现象,随后进入1种稳定的粘性流动状态,而且这种屈服下降现象与温度和应变速率有关.这种在过冷液相区的变形行为与其他大块金属玻璃变形特征相似.合金的这种塑性变形行为表明了其存在稳定的过冷液相区,同时对其变形行为的研究有助于进一步了解Nd基大块金属玻璃的反常热稳定性.     

TA15合金的热变形行为及加工图

研究了TA15合金的热模拟压缩实验。结果表明：变形温度的升高和应变速率的减小使峰值应力和稳态应力显著降低，变形温度会影响进入稳态流动所需变形量。以热模拟压缩实验为基础，建立的加工图表明：TA15合金高温变形时存在2个非稳定区域，一个是变形温度1300K以上和应变速率10．0s^-1以上的区域，另一个是变形温度1200K以下和应变速率0．006s^-1～1．995s^-1之间的区域。同时，建立的TA15合金高温变形时的流动应力模型表征了变形温度、应变速率和变形程度对流动应力的影响，模型的计算精度较高。     

42CrNiMoV钢的高温热压缩流变行为

利用Gleeble-3500热模拟试验机研究了42CrNiMoV钢在不同温度与应变速率下的热压缩流变行为,并且构建了它的高温流变应力本构方程,发现修正拟合后的结果与实测值吻合较好,平均误差只有4.024%。