高效综合熔体处理3003铝合金的热变形加工图

根据动态材料模型和Prasad失稳准则,利用Gleeble-1500型动态热/力模拟试验机对高效综合熔体处理的3003铝合金进行了等温热压缩试验,分别建立了功率耗散图、热加工失稳图和热变形加工图,探讨了在热压缩变形过程中该铝合金的变形规律。结果表明:3003铝合金的最佳加工区域出现在中高温、中高应变速率的热变形条件下,最大功率耗散率为55.64%;在变形温度573~648K、应变速率0.4~10s-1的区域,以及变形温度698~773K、应变速率0.01~0.1s-1的区域会出现加工失稳现象,热变形加工时应尽量避免此区域。     

熔体处理对3003铝合金高温流变应力行为的影响

采用热模拟试验技术,探讨了经不同熔体处理的3003铝合金在热压缩变形过程中流变应力行为的变化规律.结果表明:不同熔体处理对3003合金的高温流变应力曲线的变化趋势基本相同,且均出现稳态流变特征,在不同变形条件下3003合金的流变曲线特征有较大不同,尤其在高应变速率下表现出周期性的不连续动态再结晶特征;该合金的热压缩变形是受热激活控制的,可用包含热激变形活能、应变速率和变形温度的双曲正弦函数形式修正的Arrhenius关系来描述该类材料的高温流变应力行为;熔体处理效果越好,热变形激活能Q值越低,材料的热塑性变形能力越好.     

38MnVTi非调质钢的高温热压缩变形特性及加工图

采用Gleeble-1500D型热模拟试验机对38MnVTi非调质钢进行热压缩试验,研究了其在950~1 200℃和应变速率为0.01~10s-1条件下的热变形行为,基于Parasd和Murty两种失稳判据分别建立了动态材料模型(DMM)的加工图,利用加工图确定了试验钢在应变为0.8下的流变失稳区,并分析了两种加工图的差别。结果表明:两种加工图中失稳区域的面积大小相近,功率耗散系数的数值变化趋势相似,但它们的失稳区位置有差异;低的功率耗散系数可以作为一种识别热变形失稳的方法,应避免试验钢在高应变速率下进行大应变量变形;试验钢的热变形最佳工艺参数为变形温度1 050~1 200℃、应变速率0.04~1s-1。     

Fe-0.2C-7Mn中锰钢的单道次热压缩变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500型热模拟试验机对Fe-0.2C-7Mn中锰钢进行单道次等温压缩试验,研究了该钢在不同变形温度(950～1 150℃)和应变速率(0.001～1 s^-1)下的热变形行为,通过计算应变速率敏感指数、功率耗散效率以及失稳参数建立该钢的热加工图,并获得最佳的热加工工艺窗口。结果表明：随着应变速率的增加和变形温度的降低,该钢的流变应力增大;高变形温度和低应变速率有利于动态再结晶的发生,动态再结晶程度的差异会对应变速率敏感指数产生很大的影响;不同真应变下的失稳区均出现在高温高应变速率区域,并且基本与功率耗散图中的低功率耗散效率区域重合。试验钢的最佳热加工工艺窗口为变形温度975～1 100℃、应变速率0.006～1 s^-1。     

包含应变的三维加工图与有限元相结合的金属可加工性分析

可加工性包括应力状态可加工性和内禀可加工性,传统的基于动态材料模型的加工图仅说明了材料的内禀可加工性.基于PRASAD的加工图理论,建立新的包含应变的三维加工图,描述功率耗散系数和流变失稳区域随应变速率、温度和应变的变化,解决了具有明显应变软化效应的合金(如镁合金)热变形时可加工性对应变的敏感性问题.进一步将加工图与有限元相结合,得到材料在特定工艺条件下应力、应变、应变速率和流变失稳区域的分布,建立一种分析金属热成形全过程可加工性的方法.     

AZ31镁合金在热压缩过程中的变形行为

用Gleeble-1500D型热模拟试验机对AZ31镁合金在变形温度200～400℃、应变速率0.01～1 s~(-1)条件下进行热模拟压缩试验,研究了该合金的热变形行为,并获得了其变形的主要特征参数,建立了高温流变数学模型和功率耗散图。结果表明:热压缩时,AZ31镁合金流变应力受温度和应变速率影响显著,应力-应变曲线呈现出明显的动态再结晶特征,温度越高、应变速率越小,动态再结晶越容易发生;热变形过程受变形激活能控制,得到流变应力的关系式lnε=35.74+9.96ln[sinh(0.01σ)]-1.96×10~5/RT,耗散系数随温度升高和应变速率降低而逐渐增大。     

含钪铝锌镁锆合金的热变形加工图及其应用

利用Gleeble-1500型热模拟试验机对含钪铝锌镁锆高强可焊铝合金进行热压缩试验,研究了该合金在热变形过程中的流变应力;在此基础上,基于动态材料模型以及PRASAD失稳判据,建立了合金的热变形加工图,并得出了合金的最佳热加工工艺参数。结果表明:试验合金的高温流变应力-应变曲线主要以动态回复和动态再结晶软化机制为特征,其流变行为可以用双曲正弦形式的本构方程来描述,其变形激活能为150.25kJ·mol-1;该合金适宜采用变形温度为360～400℃、应变速率为0.001～0.003s-1的热加工工艺。     

Mn18Cr18N护环钢的动态再结晶行为及功率耗散图

为了控制Mn18Cr18N护环钢热锻后的组织和性能,通过热模拟压缩试验研究了该钢在900～1 200℃、应变速率为0.001～0.1 s-1和初始晶粒尺寸为48～230μm条件下的动态再结晶行为,建立了双曲本构模型,结合双曲本构模型和动态材料模型构建了热加工功率耗散图;通过功率耗散图和微观组织对锻造过程变形温度和应变速率进行了分析。结果表明:当变形温度不高于1 100℃时,随着应变速率的降低和温度的升高,功率耗散率ηJ逐渐增大;当温度高于1 100℃后规律相反;当ηJ不小于0.2时,该钢可获得均匀细化的完全动态再结晶组织。     

SA508GR.3钢热变形行为及加工图研究

采用Gleeble-1500D热/力模拟试验机研究SA508GR.3钢在应变速率为0.01~1 s~(-1)、变形温度为900~1 100℃条件下的热变形行为。讨论变形温度和应变速率对流变应力的影响规律,并获得SA508GR.3钢的热变形激活能和热变形本构方程。基于动态材料模型,建立起SA508GR.3钢的加工图,研究发现SA508GR.3钢的功率耗散效率η在0.1~0.5之间,当功率耗散效率η高于0.3时,在1 050~1 100℃的区间内,将发生动态再结晶。     

14%SiC/7AO4铝基复合材料的加工图

在Gleeble-3500热模拟试验机上对搅拌铸造法制备的14%SiC/7AO4铝基复合材料进行了高温压缩试验,对其在0.001～1s-1和300～450℃条件下的流变应力进行了研究,并根据动态材料模型建立了加工图.结果表明:在试验条件范围内,该材料热压缩变形时存在较明显的稳态流变特征,流变应力随温度的升高和应变速率的减小而降低;在应变速率为1s-1时,绝热升温明显,温度随应变量的增加而升高;该复合材料的最佳加工温度在400～450℃,应变速率在0.001～0.01 s-1之间,而在低温高应变速率和高温中应变速率区域出现失稳.     

TC17钛合金两相区变形时的失稳行为及组织特征

利用Gleeble 3800型热模拟试验机对TC17钛合金在两相区进行了等温恒应变速率的热压缩试验,分析了压缩失稳的变形条件;采用光学显微镜和扫描电子显微镜研究了压缩变形后试样的显微组织。结果表明:TC17钛合金在热变形温度750℃、应变速率不小于1s~(-1)、变形量不小于45%下进行热压缩时,会发生变形失稳;变形失稳后,随变形量和应变速率增加,其失稳区变窄,组织变形不均匀性加剧;失稳区主要是β转变组织变形。     

7N01铝合金热变形行为研究

采用Gleeble-3500热模拟机研究了7N01铝合金在变形温度为300℃~450℃、应变速率为0.01s~1s-1时的等温压缩热变形行为。结果表明:7N01铝合金的流变应力均在一个较小的应变时达到峰值,且随着应变速率的提高和变形温度的降低,流变应力峰值增加。在低应变速率(0.01s-1)时,7N01铝合金中出现了再结晶组织,随着变形温度的升高,再结晶晶粒数目增多且尺寸变大。7N01铝合金的显微硬度随着变形温度的升高和应变速率的增大而增大。     

AZ61镁合金加工图及其在轧制成形中的应用

采用Gleeble-1500型热模拟试验机对AZ61镁合金在变形温度250~400℃、应变速率0.001~10 s-1条件下进行热压缩试验,研究了合金的热压缩变形行为,得到了其加工图,并将得到的最佳变形工艺成功应用于轧制成形。结果表明:合金在变形温度250~400℃、应变速率10 s-1的变形条件下具有较高的能量耗散效率,该工艺参数范围为合金的最佳变形工艺;在该工艺参数范围内进行轧制变形可获得组织均匀、力学性能优异的镁合金板材,其平均晶粒尺寸在3~10μm之间,抗拉强度和伸长率则分别在292.9~329.7 MPa和21.4%~27.5%之间。     

核电厂反应堆压力容器O型密封管用GH4169合金的热加工性能及组织演变

利用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了高温合金GH4169在温度1 000～1 150℃,应变速率0.01～10 s^-1变形参数下的热加工性能及组织演变规律。获得了合金的真应力-真应变曲线,随后构建了Arrhenius本构方程、加工图与热变形机理图。结果表明,增加应变速率或降低变形温度会导致变形抗力增大,其中1 000℃下的变形抗力可达到400 MPa。合金在峰值应变与稳态应变下的热变形激活能分别为436.469 6,399.20 kJ/mol;失稳加工窗口出现在3～10 s^-1的高应变速率区;而经1 025～1 075℃,0.05～0.6 s^-1变形后,出现晶粒尺寸为10μm的完全动态再结晶组织,因此该参数区间可作为GH4169合金的最佳热加工窗口。     

7B50铝合金的热压缩变形行为

在变形温度为300-460℃、应变速率为0．001-1s^-1的条件下，采用Gleeble-1500型热模拟试验机对7850铝合金的热压缩变形行为进行了研究。结果表明：7850铝合金在热压缩变形中的流变应力随着温度的升高而减小，随着应变速率的提高而增大；该合金的热压缩变形流变应力可用Z参数公式来描述；在变形温度较高或应...     

AZ31镁合金的热变形行为及加工图

用Gleeble-1500D型热模拟试验机对AZ31镁合金在变形温度为473～723 K,应变速率为0.001～1 s~(-1)下的热变形行为进行了试验研究;用双曲正弦关系式描述了该合金在热变形过程中的稳态流变应力;根据合金动态模型,计算并分析了该合金的加工图。结果表明:利用加工图可确定出该合金热变形的流变失稳区,并且得到试验条件下热变形的最佳工艺参数,即变形温度为473～523 K,应变速率为0.01 s~(-1)左右;当变形温度为623～673 K、应变速率为0.001～0.006 s~(-1)时可进行超塑性加工;当变形温度高于673 K后可在较宽的应变速率范围进行热加工。     

BT22双相钛合金等温锻造工艺的确定

采用热模拟试验机对BT22双相钛合金在热变形温度为750850℃、应变速率为0.0011s-1的条件下进行了压缩试验,研究了合金的热变形行为,建立了合金的热加工图,并确定了对其进行等温锻造的最佳工艺范围。结果表明:BT22双相钛合金的真应力-真应变曲线呈现明显的动态再结晶特征;热加工图中有两个主域较为稳定,这两个主域的中心分别位于(750℃,0.001s-1)和(850℃,0.001s-1)处,最大功率耗散率均超过50%;试验合金等温锻造的最佳工艺范围是温度为750850℃、应变速率为0.01~0.001s-1的区域。     

Fe-10Mn-2Al-0.1C中锰钢的本构模型与热加工图

使用Gleeble-1500型热机械模拟机在变形温度900～1 100℃、应变速率0.01～10 s^-1下对Fe-10Mn-2Al-0.1C(质量分数/%)中锰钢进行热压缩试验,根据试验数据,采用应变补偿法建立试验钢Zener-Hollomon本构模型并进行了试验验证;基于动态材料模型(DMM)建立试验钢在真应变0.2,0.4,0.6,0.8下的热加工图。结果表明:由建立的本构模型预测得到的流动应力与实测应力的相关系数为0.987,说明该模型可用来描述试验钢的热变形行为;由本构模型计算得到当真应变从0.1增加到0.8时,试验钢的热变形激活能从476 kJ·mol^-1降低到342 kJ·mol^-1;根据热加工图确定试验钢的最佳热加工工艺条件为变形温度900～940℃、应变速率0.01～0.03 s^-1和变形温度1 070～1 100℃、应变速率0.1～0.56 s^-1,该条件下的功率耗散效率在32%～38%。     

考虑热传导和热辐射时6063铝合金在中等应变速率下热压缩温升的修正

采用Gleeble-1500型热模拟试验机对6063铝合金进行了变形温度为400~520℃、应变速率为0.01~10s-1的热压缩试验,研究了热压缩过程的温升,在考虑了热传导和热辐射的作用后,探究了变形温度、应变速率和应变量等对绝热校正因子的影响,优化了材料变形的温升方程,对中等应变速率下热压缩的温升进行了修正。结果表明:绝热校正因子随着应变量的增大而降低,且变形温度越高,应变速率越大,则绝热校正因子就越大;热传导和热辐射对合金变形过程的温升具有显著的影响,修正后的温升与应变呈非线性关系,计算得到的温度变化曲线与实际所测得的基本一致,平均误差值小于3%。     

0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢在950~1 100℃,0.01~1 s^-1条件下的热变形行为。依据热压缩过程中0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的真应变-真应力曲线,确定了其在该热变形参数下的高温本构方程,并根据动态材料模型建立热加工图。结果表明,在相同的应变速率下,流变应力随着温度的升高而降低;而在相同的变形温度下,流变应力随着应变速率的减小而降低。0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢的热变形激活能为549 kJ/mol。在980~1 050℃范围内,真应变为0.4,应变速率为0.01~0.1 s^-1时,能量耗散效率η值为0.28~0.3,0Cr17Mn17Mo3NiN奥氏体不锈钢容易发生动态再结晶。因此,该温度区域是最优的热加工工艺窗口。