18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为及显微组织演变

采用热模拟方法研究了18CrNiMo7-6齿轮钢在变形温度900～1 150℃、应变速率0.01～5 s^-1条件下的热压缩变形行为;建立了基于Arrhenius模型的全应变本构方程,采用该方程对流变应力曲线进行预测;根据动态材料模型绘制热加工图,并结合热加工图系统地研究显微组织演变特征。结果表明：试验钢的峰值应力随应变速率的增加或变形温度的降低而增大,动态回复和动态再结晶是热变形过程中的主要软化机制;采用建立的全应变本构方程预测得到流变应力曲线与试验结果基本吻合,预测真应力与试验结果的相对误差小于4.715%,说明该模型可以精确地模拟18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为。试验钢的适合热加工工艺参数为变形温度1 050～1 150℃、应变速率0.1～1 s^-1,此时组织为均匀细小的再结晶晶粒,晶粒尺寸在5～15μm。随着变形温度的升高或应变速率的降低,原始奥氏体晶粒不断被动态再结晶晶粒取代,且动态再结晶程度和再结晶晶粒尺寸增大。     

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。     

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)。     

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。     

40CrNi2MoE钢的高温塑性变形特征

采用Gleeble-3800型热力模拟试验机,在温度为1 123~1 423K、应变速率为0.01~10 s-1的条件下,对40Cr Ni2Mo E钢进行了高温轴向单道次压缩变形试验,根据压缩试验结果绘制了高温塑性流变曲线,并观察了变形后的显微组织。结果表明:该钢的流变应力和峰值应变随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小;在真应变为0.9,应变速率为0.01~10 s-1的条件下,随着应变速率的提高,其发生完全动态再结晶的温度也逐渐升高;当应变速率为10 s-1,变形温度高于1 323 K时,该钢才会发生完全动态再结晶;计算得到40Cr Ni2Mo E钢的热变形激活能为333.726 k J·mol-1,并建立了该钢动态再结晶条件下峰值应变与Zener-Hollomon因子的定量关系以及高温塑性变形本构方程。     

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.     

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。     

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。     

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。     

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。     

FV520B马氏体不锈钢的热变形行为和本构关系

采用Gleeble-3500型热模拟试验机对FV520B马氏体不锈钢进行了单道次等温热压缩试验,研究了该不锈钢在变形温度为850~1 150℃和应变速率为0.005~5.000s~(-1)条件下的热变形行为,根据应力-应变曲线并基于Zener-Hollomon参数和Arrhenius双曲正弦方程,建立了该不锈钢在高温压缩时的本构方程,并对该本构方程进行了修正和试验验证。结果表明:FV520B马氏体不锈钢的流变应力随着变形温度的升高或应变速率的减小而降低;在0.005s~(-1)、1 000~1 150℃或0.050~5.000s~(-1)、1 075~1 150℃条件下,该不锈钢发生了较明显的动态再结晶;在0.005s~(-1)、850℃,5.000s~(-1)、850℃和5.000s~(-1)、925℃条件下,由建立的本构方程计算得到的流变应力与试验值存在较大的误差;对本构方程进行修正之后,流变应力的预测值与试验值的相关系数为0.997 88,平均相对误差为2.225%,修正后的本构方程可以准确地预测该不锈钢的热变形流变应力。     

00Cr12Ni10MoTi钢热变形行为研究

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究00Cr12Ni10MoTi钢在变形温度为850～1 200℃、应变速率为0.01～10 s~(-1),变形程度为60%条件下的热变形行为。基于实验数据计算该钢的热变形激活能,获得其本构方程并进行组织演变分析。结果表明,该钢种的动态再结晶激活能Q=486.484 kJ/mol,变形温度升高或低应变速率条件下更易发生动态再结晶,该钢种获得均匀、细小再结晶晶粒的理想温度区间为1 050～1 150℃。     

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。     

铁-锰-铝-碳系低密度钢的热变形行为

利用Gleeble-3500型热模拟试验机,对铝质量分数分别为8%,10%,12%的三种铁-锰-铝-碳系低密度钢进行了不同变形温度(950~1 150℃)及应变速率(0.01~1.0s~(-1))下的压缩试验,研究了该低密度钢在高温下的塑性变形行为并观察了压缩变形前后的显微组织。结果表明:在950~1 150℃,应变速率0.01~1.0s~(-1)下变形时,三种试验钢的流变应力对温度和应变速率均较敏感,流变应力随着应变速率的增加及变形温度的降低而提高;变形后,铝质量分数为12%的试验钢组织中铁素体呈带状,不连续地分布于奥氏体基体中;在相同应变速率下,其奥氏体与铁素体晶粒随着变形温度的升高逐渐长大,相同温度较高应变速率下的奥氏体与铁素体晶粒较细小;铝质量分数为12%试验钢的动态再结晶热变形激活能为592.437kJ·mol~(-1),其Zener-Hollomon参数方程为Z=ε·exp(592.437/RT)。     

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。     

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。     

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。     

7075/6009铝合金复合材料热压缩变形的本构方程

采用Gleeble-3500型热模拟机对7075/6009铝合金复合材料在变形温度为300～500℃、应变速率为0.001～1s~(-1)条件下的热压缩变形进行了研究,并得出了本构方程。结果表明:应变速率和变形温度对该复合材料的流变应力有显著影响,流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的提高而增大;可采用Zener-Hollomon参数的双曲正弦函数来描述该复合材料热压缩变形的峰值流变应力;热压缩变形本构方程中的结构因子A、应力水平参数α和应力指数n分别为1.23×10~(11)s~(-1),0.021和6.449,热变形激活能Q为166.89 kJ·mol~(-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。     

低碳钢高温变形行为及其本构方程的建立

采用热模拟试验机研究了QD08低碳钢在变形温度1 000~1 200℃和应变速率0.1~10s-1条件下的高温变形行为,得到了该钢的高温真应力-真应变曲线,分析了该钢在高温变形过程中的动态再结晶行为,并基于双曲正弦形式的Arrhenius方程建立了该钢的热变形本构方程。结果表明:在高温变形过程中,QD08低碳钢的峰值应力随变形温度的降低或应变速率的增大而增加;通过本构方程计算得到峰值应力的预测值与试验值相吻合,可以较好地描述QD08低碳钢的高温变形行为。