奥氏体不锈钢的热压缩本构方程及动态再结晶行为

利用Gleeble热力模拟试验机研究了304奥氏体不锈钢在变形温度950～1 150℃、应变速率0.05～1 s^-1条件下的热压缩行为,根据真应力-真应变曲线,基于Arrhenius模型构建其在高温下的本构方程,并建立热加工图;基于试验数据建立动态再结晶模型,采用Deform软件对该钢的再结晶行为进行模拟,并进行试验验证。结果表明：随着应变速率的增大或变形温度的降低,不锈钢的流变应力增大;在变形温度1 080～1 120℃、应变速率0.05～0.2 s^-1和变形温度1 120～1 150℃、应变速率0.5～1 s^-1下,该钢具有良好的热加工性能;模拟得到在变形温度1 000℃、应变速率0.05 s^-1和变形温度1 100℃、应变速率0.05 s^-1下,试样心部再结晶晶粒体积分数和尺寸与试验结果间的相对误差小于7.62%,验证动态再结晶模型的准确性。     

新型高强轴承钢的热压缩变形行为与热加工图

以自行开发的贝氏体轴承钢为研究对象，采用热模拟试验机在变形温度900～1 200℃、应变速率0.01～5 s^-1条件下进行单道次热压缩试验，研究了该钢的热压缩变形行为，基于真应力、真应变数据，建立热变形本构方程，并绘制热加工图。结果表明：当变形温度不低于1 000℃、应变速率低于0.1 s^-1时，试验钢在热压缩过程中的动态再结晶较明显。在相同应变速率下，变形温度越高，峰值应力越小，到达峰值应力的真应变也越小；在相同变形温度下，应变速率越大，峰值应力越大，达到峰值应力的真应变也越大。试验钢的变形激活能为479.119 kJ·mol^-1,明显大于传统GCr15马氏体轴承钢，说明在相同变形温度下试验钢更难以变形。试验钢适宜的热加工区间为变形温度900～1 100℃、应变速率1.4～2 s^-1。     

铸态GCr15SiMn轴承钢的流变应力本构方程

在Gleeb-3500型热模拟试验机上对铸态GCr15SiMn轴承钢进行热压缩试验,研究了变形温度(1 223～1 423K)和应变速率(0.1～10.0s~(-1))对流变应力的影响,观察了显微组织;采用基于TEGART和SELLARS等提出的Arrhenius方程,通过试验数据的拟合建立了试验钢的流变应力本构方程,并进行了验证。结果表明:在试验条件下变形时,试验钢的流变曲线均呈现出动态再结晶软化特征,提高变形温度或降低应变速率均可降低其流变应力;在应变速率1.0s~(-1)条件下,升高变形温度会促进试验钢的动态再结晶,同时也使晶粒长大粗化;在变形温度1 423K、应变速率0.1～1.0s~(-1)条件下,应变速率越大,动态再结晶晶粒越细;由建立的流变应力本构方程预测得到的峰值应力与试验结果的平均相对误差为0.393%,说明本构方程较准确。     

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%。     

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。     

60钢热压缩变形行为及其变参数Arrhenius本构方程

采用Gleeble-1500型热模拟试验机对60钢进行不同温度(730,750,800,850,900,1 000℃)和不同应变速率(0.01,0.1,1,5,10 s^-1)的热压缩试验,总真应变为0.8,分析了60钢在热压缩过程中的变形行为;引入变参数Arrhenius模型,采用五阶多项式对模型中各参数随应变的变化关系进行拟合,构建出60钢高温变形本构方程,并对方程的精确性进行了评估。结果表明：变形温度越高,应变速率越低,60钢的流变应力越小;在较低温度和较高应变速率下,60钢热压缩变形的软化机制主要为动态回复,在较高温度和较低应变速率下则主要为动态再结晶;建立的变参数Arrhenius本构方程对流变应力的预测值与试验值的拟合相关系数达到0.994 597,说明该本构方程可以较好地描述60钢的高温变形行为。     

Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢的热变形行为与再结晶组织研究

采用Gleeble-3500热模拟机对Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢在温度为950～1 150℃,变速率为0.01～5s-1,变形量为40%条件下进行热压缩模拟试验。研究Fe-1.3C-5Cr-0.4Mo-0.4V超高碳钢在热压缩过程中变形温度和应变速率对超高碳钢真应力-应变曲线,以及对再结晶组织演变的影响规律,并构建出超高碳钢本构方程。结果表明,在升高变形温度和降低应变速率的情况下,超高碳钢更容易发生再结晶。在应变速率一定时,流变应力随着温度的升高而降低;在温度一定时,流变应力随应变速率的减小而降低。通过流变应力曲线获得本构方程,能够准确地描述超高碳钢的流变行为,同时获得超高碳钢的激活能为Q=729.37kJ/mol。在微观组织方面,变形温度为1 050℃时,应变速率由0.01s^-1增加到5s^-1时,晶粒尺寸降幅5.21μm。因此,超高碳钢应该在温度为1 000～1 050℃和应变速率在1～5s^-1下进行热变形。     

一种铁素体钢热变形流变应力行为

利用Gleeble热力模拟试验机在温度为1 123～1 473 K和应变速率为0.001～0.1 s-1的条件下对试验钢进行了热压缩变形试验,测定了其真应力-应变曲线,试验结果表明:试验钢在热压缩变形过程中发生了明显的动态再结晶,流变应力随变形温度的降低和应变速率的提高而增大。通过线性回归分析确定了试验钢的流变应力本构方程。     

锻态SA508-3钢的动态再结晶预测模型

在Gleeble1500D热模拟试验机上开展了锻态SA508-3钢的单道次热压缩试验,研究了该材料的动态再结晶行为。试验参数为温度1 000℃～1 200℃、应变速率0.001 s^-1～1 s^-1。研究结果表明：SA508-3钢在高温低应变速率条件下均发生了动态再结晶现象。在此基础上,根据应力-应变曲线数据,建立了该材料的动态再结晶临界应变模型、动态再结晶百分数模型,结合压缩后试样的显微组织,建立了SA508-3钢的动态再结晶晶粒尺寸模型。     

含硼不锈钢的热变形行为

在304不锈钢成分基础上,添加了质量分数1.96％的硼元素,采用真空感应熔炼技术制备含硼不锈钢,对该钢进行单道次热压缩试验,研究了该钢在900～1150℃ 和应变速率0.1～10 s-1条件下的热变形行为;根据试验数据,基于Arrhenius方程并结合5次多项式拟合建立该钢的热变形本构模型,对加工硬化率-真应力曲线进行分析确定该钢发生动态再结晶的临界条件.结果表明:在试验参数下热压缩后,含硼不锈钢的流变应力-应变曲线为典型的动态再结晶型,软化机制以动态再结晶为主;随着变形温度的升高或应变速率的减小,试验钢的峰值应力及其对应的真应变降低;采用所建立的热变形本构方程计算得到的真应力-真应变曲线与试验测得的相吻合,平均相对误差绝对值为2.76％,说明该本构模型能够准确预测含硼不锈钢的热变形行为;变形温度较高、应变速率较小时,该钢较易发生动态再结晶.     

40CrNiMo钢的热变形特征及变形抗力模型

采用Gleeble-3500型热模拟试验机对40CrNiMo钢进行了单道次热压缩试验,得到了其在应变速率0.1~50s~(-1)、变形温度800~1 100℃下的应力-应变曲线,观察了变形后的显微组织并分析了热变形特征;建立了该钢的变形抗力模型并进行了试验验证。结果表明:较高的变形温度或较低的应变速率更有利于40CrNiMo钢的完全动态再结晶;变形温度为800℃时,应变速率增大使动态再结晶晶粒增多;应变速率为10s~(-1)条件下,当变形温度由800℃升至900℃时,动态再结晶晶粒增多,变形温度为1 000℃时,40CrNiMo钢发生了完全动态再结晶,变形温度为1 100℃时,动态再结晶晶粒长大;计算得到40CrNiMo钢的动态再结晶激活能为322.53kJ·mol~(-1);由周纪华-管克智模型计算得到的变形抗力与试验值的平均相对误差为4.82%,模拟精度较高。     

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。     

Cr9Mo高合金钢的热流变应力本构方程

采用Gleeble-1500D型热模拟试验机对Cr9Mo高合金钢进行热压缩变形,研究了该钢在温度1 173~1 473 K和应变速率10-3~1 s-1条件下的热塑性变形行为;并基于经典的应力-位错关系和动态再结晶动力学理论,分别建立了Cr9Mo钢的加工硬化-动态回复和动态再结晶两阶段的流变应力本构方程。结果表明:所建立的两个阶段的流变应力本构方程与试验曲线吻合较好,可以用该方程来预测Cr9Mo钢的高温流变行为。     

10B06冷镦钢连铸坯的热压缩流变行为

利用MMS-200型热力模拟试验机研究了10B06冷镦钢连铸坯在750～1 100℃、应变速率为0.01～20s-1条件下的热压缩流变行为,并且通过线性回归确定了该钢的应变硬化指数以及热激活能,获得了其在变形条件下的流变应力本构方程。结果表明:该钢在热压缩变形时的流变软化行为是动态再结晶、动态回复与加工硬化联合作用的结果;当变形温度较低、应变速率较小时,软化效应以动态再结晶为主;而当变形温度较高、应变速率较大时,软化效应是动态再结晶和动态回复共同作用的结果;该钢的流变应力可采用Zener-Hollomon参数的函数来描述,其热激活能为220.132 3kJ.mol-1。     

60Si2CrVAT高强度弹簧钢的热压缩变形本构方程

采用热模拟试验机对60Si2CrVAT高强度弹簧钢在不同温度(900,950,1 050,1 150℃)和应变速率下(0.1,1,5,10s~(-1))进行热压缩变形,研究了变形温度和应变速率对该钢热变形行为的影响规律;在此基础上,根据Arrhenius双曲正弦方程,建立了该钢的热压缩变形本构方程。结果表明:该钢的流变应力随着变形速率的增大而增大,随变形温度的升高而减小,动态再结晶在高变形温度和低应变速率下更容易发生;真应变为0.2时的变形激活能为372kJ·mol~(-1),流变应力的计算值与试验值之间的平均相对误差为4.89%,吻合得较好。     

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。     

EH40钢的热变形行为及流变应力模型

为研究热加工过程中变形参数对EH40船板钢流变应力的影响规律,利用Gleeble—3800实验机对试样进行热模拟压缩实验,获得了EH40船板钢在应变率为0. 1 s~(-1)～10 s~(-1)和变形温度为900℃～1 200℃条件下的真应力-应变曲线,分析曲线得出:变形温度和应变速率均对EH40船板钢的动态再结晶和动态回复产生重要影响,升高变形温度或降低应变速率,均有利于变形过程中动态再结晶的发生,有助于材料的晶粒细化。采用包含Zene-Hollomon参数的双曲正弦模型,获得了该材料的热变形方程、热变形激活能、Z参数数学模型。经验证,所建立的本构关系计算值与实验值平均相对误差为3. 13%,能够很好地反应EH40船板钢的实际热变形行为特征。     

HG700汽车大梁钢的热变形行为及 流变应力本构模型的建立

采用Gleeble 3500型热模拟试验机对HG700汽车大梁钢进行单道次压缩试验,研究了其在变形温度950～1 150℃和应变速率0.01～5.00s~(-1)条件下的流变应力行为;根据真应力-真应变曲线,采用线性回归方法建立该钢的流变应力本构模型,并进行了试验验证。结果表明:在高应变速率(1.00,5.00s~(-1))下,HG700汽车大梁钢的动态软化行为以动态回复为主,而在低应变速率(0.01,0.10s~(-1))下,HG700汽车大梁钢发生了明显的动态再结晶;变形温度的升高及应变速率的降低均会促进流变应力的降低,且会促进应力更早达到峰值;由构建的以变形温度、应变速率、真应变为变量的流变应力本构模型得到的预测结果与试验结果吻合良好,该模型可准确地预测HG700汽车大梁钢的流变应力。     

新型CHDG-A06奥氏体不锈钢的热变形行为

采用Gleeble-3500型热力模拟试验机对新型CHDG-A06奥氏体不锈钢进行单道次压缩试验,研究了其在变形温度为950～1 100℃、应变速率为0.01～1s~(-1)条件下的热变形行为,并对变形后的显微组织进行了观察;根据试验钢的应力-应变曲线,通过线性回归建立了它的高温热变形本构模型。结果表明:在热变形过程中,变形温度和应变速率对流变应力的影响显著,流变应力随着变形温度的升高或应变速率的降低而降低;动态再结晶易发生在较低应变速率(≤0.1s~(-1))或较高变形温度(≥1 050℃)下;利用峰值应力求得该钢的双曲线正弦本构方程,并得到其热变形激活能为453.674 4kJ·mol~(-1)。     

不同条件高温压缩变形后35CrMo钢的显微组织

采用Gleeble-3810型热模拟试验机在变形温度为8501 150℃、应变速率为0.01{50 s~(-1)的条件下对35CrMo钢铸坯进行了变形量为60%的热压缩变形试验,结合真应力-真应变曲线特征,研究了应变速率和变形温度对其压缩后显微组织的影响。结果表明:在不同条件下压缩变形后,试验钢的显微组织均具有动态再结晶特征;同一应变速率下,随着变形温度的升高,压缩后的动态再结晶晶粒逐渐变大;同一变形温度下,随应变速率的增大,动态再结晶晶粒逐渐变小;热压缩变形后,试验钢不同位置处的晶粒尺寸不同,中心区域大变形区的晶粒最为细小,随着距中心区域垂直距离和水平距离的增大,晶粒尺寸逐渐变大。