氮强化高锰奥氏体钢热变形行为研究

利用Gleeble-3500热力模拟试验机在温度为1253～1423K,应变速率为0.1～10s-1的条件下对32Mn-7Cr-1Mo-0.3N奥氏体钢进行了热压缩变形试验,测定了其真应力-应变曲线,观察了变形后的组织.试验结果表明,流变应力和峰值应变随变形温度的降低和应变速率的提高而增大.真应变为0.6时,在1423K、应变速率在0.1～10s-1之间的试样均已发生完全动态再结晶;在1373K以下变形时,应变速率在0.1～10s-1之间,试样发生部分动态再结晶.动态再结晶晶粒尺寸随着变形温度的升高而增大,随着应变速率的升高而减小.32Mn-7Cr-1Mo-0.3N奥氏体钢的热变形激活能Q值为469.03kJ/mol,并获得热变形方程.     

工业纯铝的热变形组织演化

采用Gleeble-1500热模拟机研究了工业纯铝高温压缩变形的组织演化行为,采用光学显微镜及透射电镜研究了纯铝在不同压缩变形条件下的组织形貌特征.结果表明,在应变速率为10-2s-1,变形温度为220、300℃时,真应力-真应变曲线呈稳态特征,材料发生了动态回复;当变形温度大于380 ℃时,材料发生了动态再结晶;在变形温度为460 ℃时,应变速率为10-3～1 s-1条件下变形时发生了动态再结晶;动态再结晶机制主要是连续动态再结晶,同时有少量表现为几何动态再结晶.     

应变速率对3003铝合金热变形动态再结晶组织的影响

采用Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行变形温度为400℃,应变速率为0.01～10.0 s-1的等温压缩实验,获得热变形过程中的真应力-真应变曲线。结果表明:应变速率ε≥1.0 s-1时,实际变形温度高于预设温度,产生变形热效应。合金发生动态再结晶的临界应变随着应变速率的升高而增加,在较高应变速率条件下(ε≥1.0 s-1),流变应力曲线出现锯齿形波动,合金发生了不连续动态再结晶。利用光学显微镜和透射电镜分析了应变速率对3003铝合金热变形组织演变的影响。结果表明:应变速率越小,合金越容易发生动态再结晶,当应变速率为10.0 s-1时,由于变形热效应的作用,合金也发生了动态再结晶。低应变速率(ε≤0.1 s-1)条件下,提高应变速率可以明显细化晶粒,并且在相同应变下,动态再结晶体积分数随应变速率的增大而减小,综合考虑动态再结晶晶粒的大小和组织均匀性,较佳的应变速率为0.1 s-1。     

热变形参数对新型Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金微观组织的影响

采用Gleeble-1500D热力模拟试验机进行新型Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金的热压缩实验,变形程度为10%～80%,变形温度为300℃～450℃,应变速率为0.001s-1～10s-1。利用光学显微镜(OM)和透射显微镜(TEM)观察合金在不同压缩条件下的组织形貌特征,分析了热变形参数对微观组织的影响。研究结果表明,试验温度范围内,变形程度达到50%以上时,试样呈锻态变形组织,且变形程度的增大,有利于动态再结晶的进行;随着变形温度的升高和应变速率的减小,位错密度减小,亚晶粒尺寸增大。新型Al-Zn-Mg-Cu合金热压缩变形过程中主要的软化机制为动态回复和动态再结晶,当应变速率为0.01s-1、变形温度为300℃～400℃时,主要发生动态回复;当变形温度为450℃、应变速率在0.001s-1～10s-1范围内时,其变形以动态再结晶为主。     

不同热变形条件下310S奥氏体不锈钢动态再结晶行为研究

利用显微组织观察和显微硬度测试两种方法研究了热压缩试验后的310S奥氏体不锈钢动态再结晶行为,热压缩试验在Gleeble-3800热模拟试验机上进行,应变速率采用0.1s-1和1s-1、变形温度在900~1150℃之间。研究结果表明,随着变形温度的升高,310S奥氏体不锈钢的变形抗力降低。在应变速率为0.1s-1时,其完全动态再结晶的变形温度为1000℃;应变速率升高至1s-1时,其完全动态再结晶的变形温度升高至1100℃,高的应变速率可以细化再结晶晶粒。     

奥氏体耐热钢20Cr-25Ni-1.5MoNbTiN的热压缩变形行为

利用Gleeble3800热模拟试验机对20Cr-25Ni-1.5Mo Nb Ti N奥氏体耐热钢在温度为930~1230℃、应变速率为0.005~5 s-1条件下进行热压缩试验,获得不同热压缩条件下的流变应力曲线,用光学显微镜观察热压缩试样的显微组织。结果表明:变形温度相同时,随应变速率增大动态再结晶程度逐渐减小,甚至完全处于加工硬化状态,其热激活能为328 k J/mol;当应变速率为5 s-1、变形温度为1130~1230℃、应变量较小时和应变速率为0.005 s-1、变形温度930~1230℃、应变量较大时,出现失稳现象;动态再结晶的临界应力与Z参数之间成线性关系,峰值应力与应变速率和变形温度也有线性关系。     

AZ80镁合金热模拟压缩变形的实验研究

采用Gleeble-1500D热模拟实验机,对AZ80镁合金在250℃～450℃之间,应变速率为0.001s-1、0.01s-1、0.1s-1、1s-1、5s-1进行热模拟压缩变形,对试样宏观形貌与变形温度和应变速率进行了分析,分析了流变应力与应变速度和温度的关系,结果表明:AZ80镁合金的压缩热变形属于动态再结晶型,镁合金的变形抗力随着变形温度的上升而减小,塑性随着变形温度的增加而有所提高。随变形温度的升高和应变速率的减小,流变应力峰值向应变减小的方向移动,同一变形速率下,变形温度越高所对应的应力值越低。     

300M钢的热变形行为及其变形组织演变研究

基于热压缩实验,对300M钢在应变速率为10s-1下的热变形行为及其变形组织演变进行了研究。结果表明:在试样高度压下量为50%,变形温度为700～750℃时,300M钢的应力-应变曲线呈流变失稳型,且变形组织出现绝热剪切;当变形温度为800～1000℃时,300M钢的应力-应变曲线呈双峰不连续动态再结晶型,且热变形过程出现了两轮动态再结晶;当变形温度为1050～1180℃时,300M钢的应力-应变曲线呈单峰不连续动态再结晶型,且热变形过程只发生了一轮动态再结晶。     

原位合成TiB_2/6351复合材料高温塑性变形行为的加工图

采用等温压缩试验法.研究原位合成TiB2(质量分数,8%)/6351复合材料在变形温度为300～550℃和应变速率为0.001～10 s-1范围内的高温变形特性.根据动态材料模型(DMM)建立TiB2/6351复合材料的加工图.采用TEM观察压缩后试样的微观组织.结果表明:加工图上的1个失稳区出现在较高应变速率(约0.631～10 s-1)区域,增强体颗粒和基体的界面处开裂甚至增强体颗粒本身发生破碎;TiB2/6351复合材料高温变形时的主要软化机制为动态回复和动态再结晶,在温度.320～380℃、应变速率0.01～0.3162 s-1区域内主要发生动态回复,功率耗散效率为17.5%～19.8%.在温度440～500℃、应变速率0.1～0.005 s-1和温度500～550℃、应变速率0.1～0.001 s-1范围为动态再结晶发生区域,功率耗散效率20%～25.6%.试验参数范围内,复合材料热变形的最佳工艺参数为:热加工温度为440～500℃,应变速率为0.1～0.005 s-1.     

基于热加工图的Cu-Ni-Si-P合金的高温热变形行为

在Gleeble-1500D热模拟试验机上,通过高温等温压缩试验,对Cu-2.0Ni-0.5Si-0.03P合金在应变速率为0.01～5 s-1、变形温度为600～800℃的动态再结晶行为以及组织转变进行了研究。结果表明:在应变温度为750、800℃时,合金热压缩变形流变应力出现了明显的峰值应力,表现为连续动态再结晶特征。同时从流变应力、应变速率和温度的相关性,得出了该合金高温热压缩变形时的热变形激活能(Q)为485.6 kJ/mol和热变形本构方程。根据动态材料模型计算并分析了该合金的热加工图,利用热加工图确定热变形的流变失稳区,并且获得了试验参数范围内热变形过程的最佳工艺参数,温度为750～800℃,应变速率范围为0.01～0.1 s-1,并利用热加工图分析了该合金不同区域的高温变性特征以及组织变化。     

胫骨生物陶瓷复合材料的微结构增韧机理

扫描电镜观察显示胫骨是一种由羟基磷灰石和胶原蛋白组成的自然生物陶瓷复合材料.羟基磷灰石具有层状的微结构并且平行于骨的表面排列.观察也显示这些羟基磷灰石层又是由许多羟基磷灰石片所组成,这些羟基磷灰石片具有长而薄的形状,也以平行的方式整齐排列.基于在胫骨中观察到的羟基磷灰石片的微结构特征,通过微结构模型分析及实验,研究了羟基磷灰石片平行排列微结构的最大拔出能.结果表明,羟基磷灰石片长而薄的形状以及平行排列方式增加了其最大拔出能,进而提高了骨的断裂韧性.     

面向零件形状的计算机图形库的开发

论述了CAD技术中参数化设计的三种建模方法，重点介绍了基于特征的参数化建模原理。在此基础上，分析机械设计中的机构结构，归纳出其零件的几何特征构成。设计了机构CAD图形库，并提出了该图形库生成步骤和人机交互界面。     

FeCrAIW电弧喷涂层组织的致密化研究

采用激光辐照对FeCrAlW电弧喷涂层的组织进行致密化处理,借助扫描电镜和X衍射对涂层的组织进行了分析.测试了涂层的显微硬度.结果表明:涂层组织致密度提高,孔隙率明显降低.随着激光扫描速度的增加,涂层的显微硬度降低.在较低的扫描速度下,涂层与基体之间形成互熔区,涂层与基体之间产生良好的冶金结合.     

钢材打捆机控制系统智能化技术的研究

钢材打捆机是一种用于轧钢精整工艺的新型自动化设备，其控制系统基于SiemensS7 PLC和TP7触摸屏。系统的智能化技术主要包括：液压高低压自动控制、在线监视、离线故障检测、多台设备协同工作、可视化人机交互技术。本文描述了这些技术的原理与实现方法。     

Ab-initio calculation of enthalpies of formation of intermetallic compounds and enthalpies of mixing of solid solutions

A large number of ab-initio calculations of energies of formation of intermetallic compounds have been performed in the last 15 years. The currently used methods are listed. The paper presents a review of the aluminium based compounds which have been studied. Comparisons of calculated and experimental enthalpies of formation are provided for aluminim-3d and-4d transition metal alloys at equiatomic composition. The modelling of the enthalpies of mixing of solid solutions based on a given lattice is described.     

Features of formation of the structure in production of blanks of disks of heat-resistant nickel alloys

Conclusions To provide a high level of mechanical properties in wrought blanks of cast ÉP741NP and ÉP962 alloys it is necessary to form controlled structures. A necklace-type structure formed in homogenizing isostatic treatment, subsequent thermomechanical working including alternation of the operations of deformation in the (+)-area and recrystallization anneals, and final heat treatment is preferable. The temperature conditions of all stages of thermomechanical working are strictly controlled, especially the final operation of deformation and heating for hardening. To eliminate hardening cracks and distortions it is necessary to use molten salts at t=600°C as quenchants. The use of multiple production operations makes it possible to significantly reduce the structural inhomogeneity related to inhertance of the original dendritic structure. However, the structure of the final semifinished product is nevertheless characterized by a difference in occurrence of the processes of polygonization and recrystallization between the former dendritic cells and the interdendritic spaces in deformation and heat treatment.To obtain structurally homogeneous blanks for gas turbine engine parts it is necessary to use basically new methods of remelting such as vacuum double electrode remelting and electron beam remelting with an intermediate vessel.Translated from Metallovedenie i Termicheskaya Obrabotka Metallov, No. 12, pp. 25–29, December, 1991.