TiAl基合金动态再结晶临界模型建立

依据粉末冶金Ti-47Al-2Nb-2Cr合金热模拟压缩实验结果,研究了变形温度为950～1150 ℃、应变速率为0.001～0.1 s(-1)条件下材料的流变力学行为。采用Poliak和Jonas所提出的临界条件动力学理论,确定了该合金的动态再结晶临界应变(ε_c)和临界应力(σ_c),揭示了变形温度与应变速率对ε_c和σ_c的影响规律。结果表明,温度补偿应变速率因子Z与ε_c、σ_c、ε_p(峰值应变)和σ_p(峰值应力)间的关系可以采用指数函数形式表征。建立了该合金动态再结晶临界发生模型:ε_c=1.2×10~(-3)Z~(0.147),动态再结晶临界应变与流变应力曲线峰值应变的比值约为 0.73。根据对模型的分析表明,临界应变与 Z 参数之间呈现正相关性,即随着 Z 参数的减小(变形温度升高或应变速率降低),材料发生动态再结晶的临界应变减小,说明变形温度的升高与应变速率的下降能够促进动态再结晶行为的发生。通过对热变形后微观组织的观察,验证了所建立动态再结晶临界模型的可靠性。     

节镍型高氮奥氏体不锈钢的动态再结晶行为

对节镍型高氮奥氏体不锈钢在不同应变速率、不同变形温度下进行热变形模拟试验,并根据试验数据绘制应力-应变曲线。利用加工硬化率θ与应力-应变σ的曲线拐点和-dθ/dσ-σ曲线最小值点判定动态再结晶开始状态。确定动态再结晶临界应力σ_c和临界应变ε_c。同时计算出临界应变ε_c与峰值ε_p间的关系:ε_c≈0.378ε_p。构建出节镍型奥氏体不锈钢动态再结晶临界应变预测模型:lnε_c=0.026 85lnZ-4.7358。     

Cu-0.4Zr-0.15Y合金动态再结晶临界条件

利用Gleeble-1500D型热模拟试验机对Cu-0.4Zr-0.15Y合金进行高温单次轴向热压缩试验,研究该合金在应变速率范围为0.001~10 s~(-1),热变形温度为550~900℃条件下的热变形行为。通过真应力-真应变数据得出材料的加工硬化率θ,结合lnθ-ε曲线和-(lnθ)/ε-ε曲线特征,研究Cu-0.4Zr-0.15Y合金热变形过程的再结晶临界条件。结果表明:Cu-0.4Zr-0.15Y合金应力-应变具有动态再结晶特征;该合金的lnθ-ε曲线拐点处对应于-(lnθ)/ε-ε曲线的最小值,最小值所对应的应变是临界应变ε_c;临界应变ε_c的变化与应变速率和变形温度有关,临界应变ε_c与Zener-Hollomon参数Z之间的函数关系为ε_c=6.4×10~(-3)Z~(0.07768),且临界应变ε_c与峰值应变ε_p之间满足ε_c/ε_p=0.448。同时,Cu-0.4Zr-0.15Y合金发生动态再结晶组织演变与变形温度和应变速率有关。     

30%SiCp/2024Al复合材料动态再结晶临界条件

采用Gleeble-1500D热模拟试验机对30%SiCp/Al复合材料进行热模拟试验,其变形温度为623~773K、应变速率为0.01~10s-1。采用加工硬化率法对应力-应变数据进行处理,结合lnθ-ε曲线的拐点和(-(lnθ)/ε)-ε)曲线最小值的判据,研究了该复合材料动态再结晶临界条件。结果表明,30%SiCp/2024Al复合材料的真应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征,峰值应力(σp)随变形温度降低或应变速率升高而增加;该材料的lnθ-ε曲线出现拐点,(-(lnθ)/ε)-ε)曲线出现最小值;临界应变(εc)随变形温度升高与应变速率降低而减小,且临界应变与峰值应变(εp)之间具有相关性,即εc=0.563εp;临界应变与Zener-Hollomon参数(Z)之间的函数关系为εc=7.96×10-3Z0.038。     

加工硬化率法研究Ti-10V-2Al-3Fe合金β区变形动态再结晶的临界条件

采用Thermecmaster-Z型热/力模拟试验机在变形温度为825～1125℃,应变速率为0.001～1 s~(-1)条件下对Ti-10V-2Al-3Fe合金进行热模拟压缩实验,分析了热变形参数对其流变行为的影响,并通过加工硬化率方法研究了该合金的动态再结晶临界条件。结果表明:合金的流变应力随变形温度的降低或应变速率的提高而增大;通过lnθ～ε曲线出现拐点及dlnθ/dε～ε曲线出现最小值判据,确定了该合金的动态再结晶临界应变;动态再结晶临界应变随应变速率的增大及变形温度的降低而增加;Z参数方程能较好地反映合金动态再结晶临界应变与热变形条件间的关系,动态再结晶临界应变与Z参数间的关系可表示为ε_c=2.6735×10~(-2)Z~(0.0817);临界应变与峰值应变之间存在线性关系,即ε_c=0.508ε_p。     

B4Cp/6061Al复合材料动态再结晶临界条件

通过等温热压缩实验对25vol.% B₄C_p/6061Al复合材料的热变形行为和动态再结晶临界条件进行了研究,采用的温度范围为350℃-500℃,应变速率范围为0.001s_-1-1s_-1。应力-应变曲线显示动态再结晶是复合材料热变形过程中主要的软化机制,并利用峰值应力构建了基于Arrhenius形式的本构方程。基于加工硬化率曲线,求解了表示动态再结晶发生的临界应变与临界应力值。结果表明,临界应力与峰值应力存在线性关系：σ_c=0.8374σ_p-0.33708。此外,引入Zener-Hollomon 参数描述变形条件对临界条件的影响,得到临界应变与Z参数的关系：ε_c=2.39×10_-4Z_0.11022。最后,通过θ-ε曲线得到了复合材料完成动态再结晶时的稳态应变,并绘制了动态再结晶图。     

高强硼钢高温软化机制及动态再结晶临界条件

采用Gleeble-1500热模拟压缩试验获得了高强硼钢在880~1000℃、0.01~10 s-1、最大变形55%条件下的真应力-真应变曲线,通过对试验数据的处理和分析,研究了高强硼钢在试验条件下的软化机制及动态再结晶临界条件。结果表明:利用真应力-真应变曲线来判断高强硼钢的软化机制存在宏观判断误区,通过分析θ-σ曲线和晶粒金相可以发现,高强硼钢在本文变形条件下均可以发生动态再结晶;通过lnθ-ε曲线拐点及-(lnθ)/ε-ε曲线最小值判据可以确定高强硼钢动态再结晶临界应变,进而通过σ-ε曲线可以获得临界应力;随变形温度降低或应变速率提高,动态再结晶临界应力或应变值随之提高,且临界应力/应变与峰值应力/应变之间存在如下关系:σc=0.92σp,εc=0.57εp;临界应力/应变与变形条件的关系分别为:σc=17.4048ln Z-450.2409,εc=0.0195ln Z-0.4710。     

基于Al-Cu-Li合金流变行为的动态再结晶动力学与形核机制

对Al-Cu-Li合金进行温度300~500℃、应变速率0.001~10s~(-1)的等温热压缩,分析合金的流变行为:结合TEM和EBSD研究合金热变形过程中的组织演变。结果表明:合金流变曲线分为3个阶段:加工硬化阶段、过渡阶段和稳态变形阶段;变形温度越高,流变应力达到动态平衡所需应变量越小。基于应变硬化率(θ)与流变应力(σ)之间的关系,确定动态再结晶的临界应变(ε_c);不同热变形条件下的临界应变(ε_c)与峰值应变(ε_p)之比为0.30342~0.92828;临界应力(σ_c)与峰值应变(σ_p)之比为0.88492~0.99782。引入最大软化率应变(ε~*)和中间变量Z/A,建立ε_c和ε~*与Z/A的关系表达式。构建Al-Cu-Li合金动态再结晶动力学模型,模型表明,温度越高或应变速率越低,越有利于促进动态再结晶分数的增加;显微组织分析结果与模型预测规律一致。Al-Cu-Li合金动态再结晶形核机制主要为晶界突出形核机制、亚晶合并长大机制以及粒子促进形核机制,随温度升高和应变速率的降低,晶内亚晶合并长大机制得到加强。     

C_(sf)/AZ91D复合材料高温变形动态再结晶临界条件

采用真空压力浸渗法制备了短切碳纤维体积分数为15%的AZ91D镁基复合材料(C_sf/AZ91D),通过等温恒应变率压缩试验,研究了复合材料在变形温度为400~460℃、应变速率为0.001~0.1s~(-1)、最大真应变为0.7条件下的流变应力和动态再结晶行为。结果表明,复合材料流变应力曲线呈现显著的动态再结晶软化特征,动态再结晶临界应变随变形温度升高或应变速率降低而减小,其与Z参数之间的函数关系为εc=1.6×10~(-3) Z~(0.037 2);动态再结晶临界应变和峰值应变之间的关系为ε_c=0.385 2ε_p;同等变形条件下,复合材料动态再结晶的临界应变远小于AZ91D镁合金,短切碳纤维促进了基体镁合金动态再结晶发生,同时细化了其再结晶晶粒。     

高性能桥梁钢A709M-HPS485wf动态再结晶临界条件的预测

通过单道次等温热压缩实验,分别采用Najafizadeh-Jonas加工硬化率模型和Cingara-McQueen流变应力模型研究了高性能桥梁钢A709 M-HPS485wf在温度为1273～1423K,应变速率为0.1～3s-1)变形条件下的奥氏体动态再结晶临界条件,获得了动态再结晶的临界应力与峰值应力比(σc/σp)及临界应变与峰值应变比(εc/εp),且由线性回归方法建立了该钢动态再结晶临界应力(σc)及临界应变(εc)与变形参数之间的定量关系.     

针片Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr热加工过程中的球化动力学及有限元仿真（英文）

为了预测初始层状α的Ti-55531(Ti-5Al-5Mo-5V-3Cr-1Zr)的微观组织演变,采用Avrami方程对Ti-55531热变形过程中的动态球化动力学模型进行了表征。为了确定方程的参数,为了获得应力-应变(σ-ε)曲线进行了一系列热模拟实验。通过进一步将σ-ε曲线转化为应变硬化速率dσ/dε-ε曲线,可以获得临界应变ε_c(对应dσ/dε的最小值)和峰值应变ε_p(dσ/dε=0时的应变)。还测量了不同变形条件下的动态球化分数f_g。接下来,通过线性拟合应变率,温度和动态球化部分之间的关系来确定Avrami方程中的参数。得到的Avrami方程表示为f_g=1–exp[–0.5783((ε–ε_c)/ε_c)~(0.907)],其中ε_c=3.315ε_p,ε_p=1.249×10~(-4)e~(0.0807)exp(58580/RT)。最后,将获得的动态球化动力学模型植入有限元程序中模拟动态球化动力学。将动态球化动力学模型与有限元方法相结合,有效地预测了针片α动态球化动力学过程。     

Hastelloy C-276合金热变形动态再结晶模型研究

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Hastelloy C-276镍基合金在不同变形条件下的热压缩流变应力曲线,热变形过程中发生了动态再结晶行为。利用加工硬化率-应力关系曲线确定了动态再结晶临界条件,采用Johnson-Mehl-Avrami(JMA)方程计算再结晶体积分数实验值,建立了C-276合金动态再结晶体积分数和晶粒尺寸预测模型。结果表明:C-276合金动态再结晶体积分数随着应变量的增加,呈现典型的"S型"曲线;获得临界应变条件表达式:lnε_c=0.144lnZ-7.173;动态再结晶体积分数表达式X_(drx)=1-exp{-1.4034[(ε-ε_c)/ε_(0.5)]~(2.58384)},预测值和实验值的平均误差为2.16%;晶粒长大表达式d_(drx)=6.58×10~3Z~(-0.168),预测值和实验值的平均误差为6.63%。     

非线性拟合法研究20%TiC-弥散铜复合材料的动态再结晶

利用Gleeble-1500热力模拟试验机,获得了20 vol%TiC-弥散铜复合材料在温度450~850℃、应变速率0.001~1 s-1的真应力-应变数据。采用非线性拟合法建立了真应力-应变曲线的非线性方程,求得加工硬化率;研究了该材料的动态再结晶,并采用Zener-Homon参数建立了临界应变模型。结果表明,非线性方程能精确表征真应力-应变曲线,该材料的真应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征;该材料的lnθ-ε曲线出现拐点,-(lnθ)/ε-ε曲线出现极小值说明材料发生了动态再结晶;临界应变均随应变速率的增加及变形温度的降低而增大,且临界应变与峰值应变之间具有相关性,即εc=0.5276εp;临界应变与Z参数之间的函数关系为εc=7.91×10-3Z0.0736。     

Mg-6Zn-1Mn镁合金热压缩流变行为及动态再结晶

采用Gleeble-1500热压缩模拟试验机对Mg-6Zn-1Mn合金进行压缩实验,研究了该合金其在变形温度250 ～400℃、应变速率0.01 ～10 s-1范围内的流变应力及动态再结晶行为.通过计算加工硬化速率θ得到合金发生动态再结晶的临界应力σc和临界应变εc,并且建立临界值与峰值应力σp、峰值应变εp之间的定量关系,用截线法测量合金压缩后的平均晶粒尺寸.结果表明:Mg-6Zn-1Mn镁合金在高温下塑性变形的热本构方程为:ε·exp(22919/T) =2.77·σ8.19;合金发生动态再结晶的临界应变随着应变速率的增加而升高,随变形温度的增加而降低,发生动态再结晶的临界条件为:ε＞εc=6.648×10-3Z0.06149;各特征变量之间存在如下关系:σc=0.7295σp、εc=0.2639εp;动态再结晶的平均晶粒尺寸dave随温度的升高、应变速率的减小而增大,与Zener-Hollomon参数之间的关系为:dave=2.11×103·Z-0.1378.     

粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶临界表征模型

对粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金进行变形温度995~1075℃、应变速率0.001~1 s-1条件下的热模拟压缩试验。研究了该合金在热加工过程中的流动应力与变形机制,根据Poliak和Jonas提出的临界动力学条件和温度补偿应变速率因子Z,构建了粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金的动态再结晶临界表征模型。结果表明,确定了发生动态再结晶所需激活能为410.172 k J/mol。此外,ε_p可通过Z参数的指数函数形式表示,即:ε_p=0.00011Z~(0.15)。ε_c与临界应力(σ_c)随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小,这说明较小的Z参数能促进粉末冶金Ti-22Al-25Nb合金动态再结晶行为的发生。     

SAE8620RH齿轮钢的动态再结晶临界条件

在Gleeble-3800热模拟机上采用单道次压缩试验研究了SAE8620RH齿轮钢在变形温度为850～1100℃、应变速率为0.02～8 s~(-1)条件下的动态再结晶行为,基于应力-应变曲线计算出Zener-Hollomon参数,采用双曲正弦方程构建本构方程,并利用加工硬化率的方法处理流变应力数据。结果表明:SAE8620RH钢的高温变形激活能为295.274 kJ/mol;结合lnθ-ε曲线的拐点及dlnθ/dε-ε曲线的最小值判据,确定了SAE8620RH钢热塑性变形中动态再结晶发生的临界条件,并建立临界条件与温度补偿的应变速率因子Z之间的函数关系:ε_c=3.21×10~(-4)Z~(0.23687)。     

热加工过程AISI1215钢动态再结晶临界条件

根据AISI1215钢热模拟压缩实验的结果,采用Poliak和Jonas提出的计算动态再结晶临界应变(εc)和临界应力(σc)方法,研究了形变温度和应变速率对εc和σc的影响规律。结果表明,在应变速度较低时(小于30 s-1),采用指数函数形式可以较好描述热加工参数Z(Zener-Hollomon参数)与εc,σc,εP(峰值应变)和σP(峰值应力)间的关系,实验分析的结果表明,峰值应变(临界应变)与Z参数之间表现为正比关系,Z参数增大(形变温度降低或应变速度增加),材料发生动态再结晶的临界应变增加,应力应变曲线上表现出的表观峰值应变增加。根据模型计算的结果,在实验数据的范围内,动态再结晶临界应变与应力应变曲线的峰值应变之间的比值约为0.4~0.5之间,明显小于一般工程应用中估计的0.7。根据模型的计算的结果,用中断淬火试验进行了验证,结果表明与模型计算值吻合良好。     

弥散铜-WC复合材料的热变形行为及动态再结晶临界条件

利用Gleeble-1500D热力模拟试验机,在变形温度为350～750℃、应变速率为0.01～5 s-1、总应变量约为0.5的条件下,对复合材料的高温热变形行为及动态再结晶临界条件进行研究。结果表明:弥散铜-WC复合材料高温流动应力-应变曲线主要以动态回复和动态再结晶软化机制为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加;在真应力-应变曲线基础上,建立的Al2O3/Cu-WC复合材料高温变形本构模型较好地表征了其高温流变特性,其热激活能为208.35 kJ/mol;同时,利用其θ-σ曲线出现拐点及-dθ/dσ曲线上出现最小值研究了动态再结晶的临界条件。     

热变形条件下高氮CrMn型不锈钢的力学与组织行为

研究了高氮CrMn型不锈钢在温度950~1200℃,应变速率0.01~10 s-1内热变形时的力学行为与动态组织演变规律。通过回归计算,得到了试验钢热变形激活能为320 kJ/mol,表观应力指数3.51,建立了热变形方程;得到了峰值应力(σp)、发生动态再结晶的临界应变(εc)与温度(T)、应变速率间(ε觶)的定量关系。结果表明,σp与εc均随T升高而降低,随ε觶增加而增大。在1150℃、0.01 s-1热变形条件下试验钢可获得均匀细小的完全动态再结晶组织。     

低碳贝氏体钢的动态再结晶行为

为了研究低碳贝氏体钢在热加工过程中的动态再结晶行为,采用Gleeble-1500热模拟试验机分别在800~1200℃的变形温度和0.01~25 s~(-1)的应变速率范围内对材料进行了单道次压缩试验。通过分析加工硬化率的变化确定了材料动态再结晶的峰值应变ε_p、临界应变ε_c和稳态应变ε_s。引入Zener-Hollomn参数建立了相关参数关系方程并得到该材料动态再结晶的变形激活能为435 217 J/mol。最后利用JMA方程确定了该材料的动态再结晶动力学模型,并验证了相关参数与Zener-Hollomn参数之间的关系。