铸态耐热合金CN617热变形行为研究

用Gleeble-3800热模拟试验机研究了铸态耐热合金CN617退火后在形变温度1050~1180 ℃,应变速率0.01~10 s^-1条件下的热变形行为,建立了该合金的热变形本构方程,绘制了热加工图。结果表明：在形变温度1050~1180 ℃,应变速率0.01~1 s^-1条件下,CN617合金的热变形曲线呈现稳态的流变应力;当在形变温度1100~1180 ℃,应变速率10 s^-1条件下,其热变形行为表现为持续硬化+动态软化过程。CN617合金热变形的热激活能平均为502.35 kJ/mol。在形变温度1050~1125 ℃,应变速率0.2~10 s^-1时形成流变失稳。其原因是动态再结晶程度较低,流变应力较高。     

Mg-6Sn-3Al-1Zn合金热压缩行为研究

采用Gleeble3500热力模拟机对Mg-6Sn-3Al-1Zn合金在应变速率分别为0.001、0.01、0.1和1 s^-1,热力模拟机的温度分别为573、623、673和723 K进行了热压缩试验研究。结果表明,Mg-6Sn-3Al-1Zn合金在热变形行为中真应力与压缩温度成反比,但真应力与应变速率成正比。构建了合金的双曲正弦本构模型,揭示了Mg-6Sn-3Al-1Zn合金热加工时的变形机制,以及变形温度、应变速率和流变应力之间的关系。采用峰值应力与应变量分别为0.1、0.3和0.5时的应力,根据动态材料模型理论得到合金的热加工图。结果表明,该合金的最佳加工温度范围和应变速率范围分别为708～723 K和0.001～0.04 s^-1。     

Incoloy901合金的热加工图与热变形行为

利用Gleeble-3800热模拟机研究Incoloy901高温合金在变形温度950~1150 ℃,应变速率0.005~1 s^-1,真应变0.6下的热变形行为。结果表明:变形温度大于1000 ℃,应变速率大于0.01 s^-1时,Incoloy901合金真应力-应变曲线呈现动态再结晶特征。根据应力-应变曲线构建Incoloy901合金的本构方程与热加工图,得出形变激活能Q=439.401 kJ/mol,最佳热加工工艺为:变形温度1050~1150 ℃,应变速率0.005~0.1 s^-1,在此工艺范围内合金的高温变形功率耗散系数η较高,可达37%,能获得较好的动态再结晶组织。     

Mg-6Gd-1.2Y-0.53Zr合金的热变形行为及热加工图

采用热模拟试验法研究了变形温度(340～500℃)和应变速率(0.01～25 s^-1)对均匀化态Mg-6Gd-1.2Y-0.53Zr合金动态再结晶(DRX)临界应变及体积分数的影响,通过构建热加工图优化了其热加工工艺参数范围。结果表明,在0.01～1 s^-1的低应变速率下,该合金的动态再结晶(DRX)临界应变量随变形温度的升高而升高,而在10～25 s^-1高应变速率下,DRX临界应变量随变形温度的升高而略微下降。应变速率及变形温度的升高都使DRX体积分数增大,在500℃、25 s^-1条件下,合金的动态再结晶体积分数最高,达90.0%。根据构建的热加工图,当变形量在30%～80%之间时,较佳的热加工工艺区间为400～500℃、0.01～1 s^-1以及420～500℃、10～25 s^-1。在10～25 s^-1应变速率下,当变形量为10%～80%时,合金最适宜的变形温度为460～500℃。     

Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金动态再结晶临界条件及动力学模型的构建

在300～400℃、0.003～1 s^-1变形条件下，采用Gleeble-1500型热模拟试验机对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金进行热压缩实验。依据加工硬化率曲线拐点特征构建了合金热变形过程中的动态再结晶临界应变模型，并根据临界条件构建了合金的动态再结晶动力学模型，并分析了不同变形条件对合金动态再结晶的影响。结果表明：变形温度和应变速率对Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的热变形行为有显著的影响，其流变曲线表现出典型的动态再结晶特征，并且提高变形温度和降低应变速率都将促进动态再结晶的发生；在本实验条件下，Mg-8Al-1Zn-1Y镁合金的加工硬化率曲线均具有拐点特征，得到了合金在变形温度为300～400℃及应变速率为0.003～1 s^-1条件下所对应的临界应变ε_c和峰值应变ε_p,并获得了合金临界应变模型和动态再结晶动力学模型，合金显微组织特征验证了所获得的临界应变模型和动态再结晶模型的准确性。     

Mg-Zn-Zr-Ce合金高温变形行为与热加工性能研究

采用Gleeble 3800热模拟机对Mg-6Zn-0.5Zr-0.5Ce镁合金进行了高温压缩变形实验,分析了该合金在变形温度为523—673 K,应变速率为0.001—1.0 s^-1条件下的流变应力变化规律.结果表明,变形温度和应变速率对流变应力具有显著影响,流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小;在较高变形温度和较小变形速率下,流变应力随真应变的增加至峰值后即呈稳态流变特征.采用双曲正弦函数拟合曲线.确定了该合金的变形表观激活能为145.76 kJ/mol;建立了可用于描述该镁合金的流变应力的单隐层前馈误差反向传播人工神经网络模型.利用动态材料模型构建了热加工图,结合组织观察认为,该合金在648—673 K,应变速率为0.1 1.0 s^-1条件下发生动态再结晶;而同样应变速率下,温度低于573 K时材料在变形过程中由于机械孪生导致开裂.由交滑移所产生的机械回复位错控制着界面的形成,且动态再结晶模型表明该合金再结晶主要受界面迁移所控制.     

2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究了热变形温度为950~1200 ℃、应变速率为 0.01~10 s^-1条件下2507超级双相不锈钢的热压缩变形行为,并借助光学显微镜观察了不同变形过程中的微观组织演化。基于试验数据分析,建立2507超级双相不锈钢的流变应力本构关系及热加工图。结果表明:流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而逐渐降低,在高应变速率下,流变曲线出现“类屈服平台”。试验钢的热变形激活能为414.57 kJ·mol^-1,应力指数为4.18,峰值应力本构方程为ε·=3.69×10¹⁵[sinh(0.0101σ)]^4.18exp-414.57RT,根据微观组织分析及热加工图确定出试验钢的最佳热加工区域为热压缩温度1060~1120 ℃,应变速率0.01~0.1 s^-1。     

TC21钛合金热压缩本构方程及热加工图

为准确获得TC21钛合金塑性加工的变形特征和热加工条件，合理设计锻造工艺参数，利用Gleeble-3500热模拟机进行等温恒应变速率热压缩试验，研究了TC21钛合金在变形温度为830～1010℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为，采用Arrhenius双曲线正弦函数推导出TC21钛合金本构方程。并基于动态材料模型(Dynamic Materials Model, DMM)建立了TC21钛合金的热加工图。结果表明，在本试验的变形条件下，该合金的流变应力随着变形温度的降低和应变速率的升高而增大。根据热加工图确定了合金的热加工安全区域为：变形温度为900～940℃、应变速率为0.01～0.05 s^-1和变形温度为970～1010℃、应变速率为0.01～0.08 s^-1。     

GH141镍基高温合金的热变形行为和组织演变

通过热压缩实验研究了GH141镍基高温合金在变形温度为1040～1160℃、应变速率为0.01～10 s^-1条件下的热变形行为和组织演变，分析变形温度和应变速率对流变行为的影响，对流变应力进行摩擦、温度和应变修正补偿，用修正后的流变应力构建更加精准的本构方程并绘制热加工图，分析不同热加工区的微观组织演变以验证得到的最优热加工区。结果表明：压缩流变应力对变形温度和应变速率较为敏感，综合摩擦、温度变化和应变补偿修正的本构方程能较好地预测不同变形条件下的热压缩流变应力，结合热加工图及不同热加工区域内的微观组织演变确定最优热加工区为变形温度1130～1145℃、应变速率为0.1～5 s^-1，此区域内动态再结晶完全，晶粒内部几乎不存在畸变，晶粒组织为等轴晶，且较均匀。     

新型Al-Mg-Si-RE合金的热变形行为

设计制备了4种不同Mg/Si比并添加稀土元素Ce、Er、Zr和B的新型Al-Mg-Si合金,并研究了其显微组织与导电率及抗拉强度。然后以一种优化成分的Al-Mg-Si-RE合金为研究对象,通过 Gleeble-3500热模拟机进行热压缩试验,研究了变形温度为300~450 ℃,应变速率为0.001~1 s^-1时该新型合金的热变形行为。通过试验数据构建该合金的本构方程和热加工图,通过光学显微镜研究显微组织的演变。结果表明,当Mg/Si比为1.4时,该合金具有优异的性能,该合金流变应力随着变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大。计算得到该合金的热变形激活能为176.188 kJ/mol,所得本构方程对该合金的流变行为具有指导作用。由热加工图可知,该合金适宜在变形温度为300~320 ℃,应变速率为0.001~0.015 s^-1或变形温度为430~450 ℃,应变速率为0.001 s^-1或1 s^-1附近的条件下进行热加工。     

Hot Deformation Behavior and Hardness of a CoCrFeMnNi High-Entropy Alloy with High Content of Carbon

A CoCrFeMnNi high-entropy alloy with a high content of carbon was synthesized, and its hot deformation behavior was studied at the temperatures 800–1000 ℃ at the strain rates ranging from 0.001 to 0.1 s~(-1).As-prepared alloy is a face-centered cubic-structured solid solution, with a large amount of carbides residing at grain boundaries.True stress–strain curves were employed to develop the constitutive equation of apparent activation energy.The apparent activation energy( Q) was found to be 423 kJ mol~(-1), indicating a dynamic flow softening behavior.The size of dynamic recrystallized(DRXed) grains increases with increasing the temperature or decreasing the strain rate.A processing map was sketched on the basis of the flow stress.The temperature range of 900–1000 ℃ and 10~(-3)–10~(-2.6) s~(-1) strain rate were found to be the optimum hot-forging parameter.With increasing temperature or decreasing strain rate, the volume fraction of fine carbides(≤ 1 μm) increases.A lot of coarse carbides can be found in the matrix after deformation at 800 ℃, which leads to a high hardness value of 345 HV.The carbides after deformation at 1000 ℃ are mainly nano-sized M_7C_3 and M_(23)C_6, which can promote the nucleation of DRX.     

轧制变形量对Mg-Zn-Y合金组织和性能的影响

使用光学显微镜、动态机械热分析仪、X射线衍射仪和扫描电镜研究了不同轧制变形量对Mg-4Zn-2Y和Mg-4Zn-4Y合金显微组织、力学性能及阻尼性能的影响。结果表明,经轧制后合金中出现片层状的LPSO相;两种合金阻尼性能中与应变振幅无关的阻尼性能Q^-1₀随着轧制变形量的增加,其变化趋势基本一致,与应变振幅相关的阻尼性能Q^-1_h随着轧制变形量的增加而降低,Mg-4Zn-2Y合金以及Mg-4Zn-4Y合金的阻尼机制为位错型阻尼;随着轧制变形量的增加,合金断口中的韧窝数量增加,解理面减少,主要断裂方式由脆性断裂转变为韧性断裂;相同轧制变形量下,Mg-4Zn-4Y合金的强度优于Mg-4Zn-2Y合金,而阻尼性能要低于Mg-4Zn-2Y合金。     

挤压态HAl61-4-3-1合金高温本构模型构建及其加工图

采用Gleeble-3500热模拟实验机在变形温度为600~800℃和应变速率为0.01~10 s^-1时对HAl61-4-3-1铝黄铜合金进行等温热压缩实验,对实验所获得真实应力-应变曲线进行摩擦修正,并以修正后的应力应变数据构建了考虑应变补偿的Arrhenius本构模型。其次,根据修正的应力应变数据构建了应变为0.3、0.6和0.9时HAl61-4-3-1合金的热加工图,并结合变形后微观组织确定了合金的失稳区和安全加工区域。结果表明:该合金在实验范围内的最佳工艺参数为:600~800℃&0.01~0.1 s^-1,660~740℃&0.1~10 s^-1和740~800℃&0.1~4 s^-1,其变形机制主要为动态再结晶和动态回复。     

超细晶不锈钢/TiC复合材料的电化学腐蚀行为

采用Gleeble-1500热/力模拟试验机进行压缩试验,研究了Mg-6Zn-1Mn合金在变形温度250～450℃、应变速率0.001～10 s-1范围内的流变应力行为,采用Zener-Hollomon参数法构建合金高温塑性变形的本构关系;并以热压缩试验为基础,建立并初步分析了Mg-6Zn-1Mn合金的DMM加工图.结果表明:Mg-6Zn-1Mn合金在热压缩过程中发生了明显的动态回复与动态再结晶,流变应力随应变速率的增加而增加,随温度的升高而降低;流变应力的预测值与试验值较吻合;建立的加工图表明合金高温变形时存在2个失稳区域,而在温度325～425℃、应变速率0.01～0.365 s-1范围内出现1个非失稳区、功率耗散峰值区,该区域最适合Mg-6Zn-1Mn合金进行热加工.     

Cu-0.5Cr-0.1Zr合金的热压缩变形行为

通过热压缩试验研究了Cu-0.5Cr-0.1Zr合金在600~750 ℃/0.001~1.0 s^-1时的热变形行为。结果表明,Cu-0.5Cr-0.1Zr合金的高温流变应力,动态再结晶临界值和动态再结晶软化效应与变形温度和应变速率密切相关。利用Arrhenius方程计算了Cu-0.5Cr-0.1Zr合金的热激活能Q和Z参数,分别为244.94 kJ/mol、Z=ε·exp(244.94×10³/RT)。采用3种方法进行了动态再结晶临界值的计算,结果证明Poliak-Jonas准则具有最高的精度,并建立了动态再结晶临界值的本构方程。利用动态再结晶的净软化效应η值,讨论了热变形过程中动态再结晶的软化行为。最后,建立了Cu-0.5Cr-0.1Zr合金的热加工图,确定最佳的热加工参数为680~750 ℃,0.001~0.03 s^-1,并详细介绍了功率耗散系数与动态再结晶晶粒尺寸之间的关系。     

均匀化处理对挤压态Mg-Al-Zn-0.1Y合金热变形行为及织构的影响

利用250～400℃、0.01～10 s^-1 Gleeble 3500热模拟机等温热压缩试验研究了均匀化处理对稀土Y微合金化挤压态Mg-Al-Zn合金热变形行为的影响,利用电子背散射衍射(EBSD)研究了均匀化热处理对其热变形织构的影响。建立了挤压态和均匀化处理态Mg-Al-Zn-0.1Y镁合金的Arrhenius型本构方程,绘制了代表稳态流动的0.5应变加工图。研究了均匀化热处理对合金热加工图的影响,发现均匀化处理拓宽了合金低温可加工区,提升了合金的低温可加工性,确定了挤压态合金的适宜加工区为(325～375℃、0.01～0.1 s^-1)和(350～375℃、1～10 s^-1),均匀化热处理态合金的适宜加工区为(275～325℃、0.01～0.1 s^-1)。均匀化热处理提升了合金的动态再结晶能力,弱化了挤压态合金热变形基面织构强度,提升了软取向部分比例,提高了挤压态镁合金的热成形性。     

GH3128合金的高温流变行为与组织演变规律

通过对GH3128合金进行热模拟压缩试验,研究了该合金在变形温度950~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1及应变量30%~70%条件下的流变特征。通过绘制合金流变应力曲线,并基于Arrhenius模型建立了GH3128合金的本构方程。在此基础上,获取了变形量30%~65%的材料加工图,并结合GH3128合金完全再结晶条件图,明确了合金在高温变形过程中组织演变同塑性变形参数之间关系。此外,通过对碳化物的金相分析,探明了合金在热变形过程中碳化物的演变规律。结果表明:GH3128合金热加工激活能约为305 kJ/mol,合理的加工区域为:变形温度1050~1100 ℃,应变速率0.1 s^-1左右。此时合金内碳化物基本回溶,组织再结晶充分,晶粒尺寸可控制在10 μm以下。     

2195铝锂合金的热变形行为

在Gleeble-1500热模拟机上实施热压缩试验,研究2195铝锂合金在变形温度360~500 ℃,应变速率0.1~10 s^-1时的热变形行为,并通过OM和EBSD研究了热变形中微观组织的演变。基于动态材料模型理论及Zener-Holloman参数,构建了2195铝锂合金的应变量为50%时的加工图及本构方程。结果表明,流变应力随变形温度降低或者应变速率的增加而提高,高温软化机制包括动态回复与动态再结晶。利用加工图及显微组织分析确定了试验参数范围内热变形过程的最佳工艺参数为480 ℃/10 s^-1;发现失稳区形变组织和再结晶组织呈层状交替分布,且随着变形温度降低,形变组织层厚度增加;稳定区的微观组织具有明显的动态再结晶特征,形变组织基本消失。