基于Murty准则的ZnAl10Cu2合金热变形机制及工艺优化

在Gleeble-1500D热模拟机上研究了ZnAl10Cu2合金在变形温度为180～330℃、应变速率为0.01～10 s-1、最大变形量为0.7条件下的热变形行为,采用动态材料模型的Murty失稳准则绘制了ZnAl10Cu2合金的热加工图,结合微观组织观察研究了该合金在实验条件下的微观变形机制及流动失稳现象,并优化了热变形的工艺参数。结果表明:ZnAl10Cu2合金在高应变速率区域容易发生流变失稳现象,45°剪切开裂、绝热剪切带和局部塑性流动是流动失稳区的主要变形机理,在变形安全区片状α1和α2相均发生了不同程度的球化和扭折,且基体β相发生了动态再结晶,在变形温度为240℃、应变速率为0.1 s-1时,能量耗散率达到峰值,约为53%。     

ZnAl10Cu2合金在热压缩条件下绝热剪切带的形成及其特征

采用Gleeble-1500D热模拟试验机研究了ZnAl10Cu2合金热变形行为,使用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)分析了压缩后合金试样的显微组织。结果表明,绝热剪切带的宽带随应变速率的增加而减小,位于剪切带中心区域的初生枝晶沿其扩展方向被剧烈拉长成纤维状,且表现出塑性流动局域失稳的特征。基体β相发生动态再结晶,形成细小的等轴晶粒。     

MoNb合金热变形行为及本构关系

采用Gleeble-3800型热模拟试验机对MoNb合金进行等温恒应变速率压缩试验,研究该合金在变形温度900~1200℃和应变速率0.01~10 s^-1条件下的热变形行为,计算其热变形激活能。结果表明:变形温度和应变速率对流动应力具有显著影响,流动应力随变形温度的升高和应变速率的降低而减小。误差分析表明,采用多元线性回归法建立的MoNb合金本构关系模型具有较高的精度,该模型的预测值误差小于10%的数据点占总数的92.86%,相关系数和平均相对误差分别为0.976和4.08%,能较为准确的预测合金的高温流动应力。     

GH2907合金热变形本构方程

采用Gleeble-3500热模拟试验机进行等温热压缩实验,分析了GH2907合金在变形温度950℃~1100℃、应变速率0.01s_-1~10s_-1、变形量60%条件下的高温流变行为。结果表明：合金的流变应力随着变形温度的升高或应变速率的降低而显著降低。利用Arrhenius双曲正弦方程和Zener-Hollomon参数计算得出合金的热变形激活能Q为463.043kJ.mol_-1;合金的应力-应变曲线具有明显的动态再结晶(DRX)特征,变形量、变形温度以及应变速率对DRX体积分数均具有显著影响。基于应力-位错关系和DRX动力学,建立了加工硬化-动态回复和动态再结晶两个阶段的机理型本构模型,可用于描述流变应力与应变速率和变形温度之间的关系。误差分析相关系数R为0.987,预测值与实验值吻合良好,可用于表征预测GH2907合金的热变形行为。     

Mg-Gd-Y-Zr合金热变形本构方程

采用Geeble- 1500热模拟实验机测试了高强耐热Mg-6Gd-3Y-0.5Zr合金在变形温度为300～500℃、应变速率为10-3～1 s-1下的流变力学行为,采用扫描电子显微镜对其微观组织进行观察,分析了幂函数(PI)、指数函数(EI)和双曲正弦函数(SI)半经验本构方程对该合金变形行为拟合的适用性.结果表明:EI拟合实验结果精度大于PI和SI的,即使对SI函数中材料常数α进行一定优化处理得到SIO函数的拟合精度,也与EI函数十分接近.合金中高温耐热相提高合金高温下的强度是EI拟合优于PI和SI的原因.     

Al—Cu—Mg—Ag合金热变形本构方程模型

在Gleeble-1500热模拟机上进行高温等温压缩试验,研究了Al-Cu-Mg-Ag合金在变形温度为300～500 ℃、应变速率为0.01～10.00 s-1条件下的流变变形行为,建立了Al-Cu-Mg-Ag合金热变形本构方程.结果表明,流变应力随温度的降低、应变速率的提高而增大,在应变速率小于10.00 s-1的条件下,流变应力随应变增加而迅速增大,达到峰值后趋于平稳,表现出动态回复的特征;在应变速率为10.00 s-1,温度大于300 ℃的条件下,应力达到峰值后逐渐下降,并出现锯齿波动现象,表明合金发生了局部动态再结晶;Al-Cu-Mg-Ag合金高温变形时的流变行为可用Zener-Hollomon参数来描述,其变形激活能为160.08 kJ/mol.     

粉体成型Zr-2合金热变形行为及本构模型研究

采用Gleeble-1500型热模拟试验机对粉体成型Zr-2合金进行等温恒应变速率热压缩实验,研究其在热变形温度650～850℃,应变速率0.001～5 s-1条件下的热变形行为。基于热压缩实验数据,采用基于应变修正的Arrhenius方程构建了粉体成型Zr-2合金的变形本构模型。研究结果表明：变形温度对粉体成型Zr-2合金的流变应力影响明显,随着变形温度的增加,材料的流变应力大幅度降低。同时,粉体成型Zr-2合金的热变形流变应力表现出对应变速率敏感的特征,即变形抗力随着应变速率的上升而增加,但在低温（650、700℃）、高应变速率5 s-1条件下变形抗力增加并不明显。基于应变修正的Arrhenius方程构建的粉体成型Zr-2合金的本构方程,其相关系数为0.9827,可以较为准确地预测该材料的流变应力。     

Al-9.4Zn-1.9Mg-2.0Cu合金的热变形流变行为与本构方程

本文对Al-9.39Zn-1.92Mg-1.98Cu合金做等温热模拟压缩实验,变形温度为300 ℃~460 ℃,应变速率为0.001 s-1~10 s-1,变形量为60%。结果表明：变形时,合金的流变应力力随着变形温度的降低或应变速率的增大而增大。由于热变形时存在摩擦影响,对流变应力曲线进行修正.结果发现摩擦修正后的应力值低于实验值,摩擦力对流变应力的影响程度随着温度的降低和应变速率的增大而增大。基于经典的Arrhenius方程,考虑应变量对材料常数(α,n,Q和A)的影响,构建该合金在热变形时的本构方程。评价改进的本构方程预测能力发现流变应力值与实测值吻合度较高,其相关度高达93.5%。     

GH1016合金热变形本构方程及临界变形条件

为了研究GH1016合金的高温热变形行为,利用Gleeble-3500热模拟试验机进行变形温度在1000～1150℃范围内,应变速率为0. 1～10 s-1,总压缩变形量为60%的热压缩试验,通过获得的真应力-真应变曲线研究了其变形行为。研究结果表明:真应力随变形温度的降低和应变速率的升高而增加。在一定的变形温度下,随着应变速率的增加,峰值应力和峰值应变均增加;在一定的应变速率下,随变形温度的升高,峰值应力和峰值应变减小。根据真应力-真应变曲线中的峰值应变和峰值应力数据,利用数据拟合的方法分别求得了GH1016合金的热变形本构方程和临界变形条件方程。在本实验条件下,GH1016合金发生动态再结晶的热激活能为456. 55 k J·mol-1。     

60NiTi合金的热变形行为及本构方程

60NiTi合金具有强度高、耐磨性好等一系列优异的性能。但由于它难热成型,因此大大限制了在工业领域的广泛应用。为了确定60NiTi合金最优的热加工工艺,研究了铸态60NiTi合金在750～1 050℃,0.01～1 s^-1变形速率下的热变形行为,并采用包含Arrhenius项的Z参数法构建了高温变形本构方程。结果显示：仅在1 000℃、1 s^-1速率下高温变形时60NiTi合金发生了明显的动态再结晶,温度升高能提高60NiTi合金的热成型性能。在高温(1 050℃)大变形速率下(1 s^-1)加工60NiTi合金的热成型性能最好。     

6111铝合金热变形行为及本构方程

利用Gleeble-1500热模拟机,研究6111铝合金在变形温度为350℃～550℃、应变速率为0.01s-1～10s-1的热变形流变应力行为。研究结果表明,6111铝合金为正应变速率敏感材料,且随着变形温度升高抗拉强度减小,其热变形经历了从应变硬化阶段过渡到稳态变形阶段的过程,软化机制主要为动态回复;采用Zener-Hollomon参数建立6111铝合金的本构方程,该方程可用于模拟6111铝合金材料一般加载情况下的热成形过程。     

TC4钛合金热变形行为研究及本构模型

利用Gleeble-3500热模拟试验机进行等温恒应变速率热压缩实验,研究了TC4钛合金在温度800~950℃、应变速率0.001~10s-1条件下的流动软化行为。研究发现随变形温度降低和应变速率增大TC4钛合金的流动软化程度增大,且800~850℃、应变速率1~10s-1变形时的流动软化主要是塑形流动失稳引起的,温度900~950℃、应变速率0.001~0.1s-1条件变形时,流动软化主要是片状α相的等轴化引起的。引入应变对材料常数α、n、A和Q的影响,建立了考虑应变的TC4钛合金Arrhenius本构方程,建立的本构模型精度较好,在800℃、850℃和10s-1条件以及在900℃、950℃和0.1s-1条件下,模型平均绝对误差分别为4.2%和4.3%。TC4钛合金的平均变形激活能为403kJ/mol,平均应变速率敏感指数为0.26。     

6082铝合金热变形的本构模型

利用Gleeble-1500热模拟机,研究6082锅合金在变形温度为300～500℃以及应变速率为0.01-10/s下高温单道次压缩过程的热变形流变应力行为.结果表明:6082铝合金高温单道次压缩下的热变形经历了从应变硬化阶段过渡到稳态变形阶段的过程,其软化机制主要为动态回复.该合金流变应力的大小受变形温度、应变速率的强烈影响,它随变形温度升高而降低,随应变速率提高而增大,说明该合金足一个正应变速率敏感的材料.该合金高温流变应力σ可采用Zener-Hollomon参数的函数来描述,函数表达式中参数A,a和n的值分别为3.97×1011s-1、0.011MPa-1、9.16;其热变形激活能Q为143.89kJ/mol.     

6082铝合金的高温本构关系

利用Gleeble-3500热模拟机,研究6082铝合金在350℃～500℃、应变速率10-2s-1～5s-1、最大变形程度60%条件下的热压缩变形行为。得到了高温下该铝合金的真应力-应变曲线。分析流变应力与应变速率和变形温度之间的关系,建立了高温热变形的本构关系。推导出包含Arrhenius项的Zener-Hollomon参数所描述的高温流变应力表达式。为减少应变的影响,建立4阶多项式对材料参数进行拟合,得到改进的本构方程,并与实验值进行对比。结果表明,应变速率和变形温度对6082铝合金流变应力有显著影响,流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大。该合金属于正应变速率敏感材料,合金热变形过程受热激活控制,激活能为145.977kJ/mol。     

C276合金高温拉伸变形的本构方程

采用电子材料试验机,研究C276高温合金在变形温度650℃～750℃、拉伸速度0.35mm/min～35mm/min条件下的高温拉伸变形行为,分析了变形温度、应变速率对C276合金变形行为的作用及影响规律。结果表明,变形温度和应变速率对合金流变应力有显著影响,流变应力随变形温度升高而降低,随应变速率提高而增大。在变形温度700℃、拉伸速度0.35mm/min和3.5mm/min时,曲线呈现出明显的稳态流变应力特征,合金变形机制以动态回复为主;在变形温度750℃时,随着应变量的增加,合金内发生动态再结晶。利用Zener-Hollomon参数建立了C276合金的变形抗力模型,求得变形激活能为327.66kJ/mol。为C276合金的热加工工艺制定,提供了理论和试验的依据。     

AZ31镁合金热变形本构方程

在温度为250-350℃、应变速率为0.01～1.0/s、最大变形程度为50%条件下对AZ31镁合金的高温流动应力变化规律进行热模拟实验研究.对双曲正弦模型的Arrhenins本构方程进行简化,与原模型相比,简化后的计算模型的计算结果相对误差小于4.2%.根据热模拟实验数据,确定AZ31镁合金高温变形本构关系模型,该本构关系模型的相对计算误差小于13%.实验确定的AZ31镁合金本构关系模型的适用温度范围为250～350℃,应变速率范围为0.01～1.0/s.     

ZM61镁合金的热变形行为

采用圆柱试样在Gleeble-1500材料热模拟试验机上对ZM61镁合金进行等温压缩变形试验,研究了该合金在变形温度为300～390℃、应变速率为0.001～0.1 s<'-1>条件下的流变行为.结果表明:ZM61镁合金热压缩时流变应力随流变速率的降低和变形温度的升高而减小,其热压缩变形过程分为加工硬化、过渡、软化和稳态流变四个阶段;ZM61镁合金的热流变行为可用包含Arrhenius项的Zener-Hollomon参数来描述.其热变形本构方程为:ε=1.1915×10<'15>[sinh(0.020756σ)]<'4.3159>exp(-201.86×10<'3>/RT),该本构关系的计算结果与实验结果之间的相对误差小于12.9%,可为制定ZM61镁合金的热加工工艺提供理论依据.     

Crl5Mn9Cu2NilN奥氏体不锈钢的热变形本构特性

利用热/力模拟试验机对Crl5Mn9Cu2NilN奥氏体不锈钢进行热压缩试验,在变形温度为950℃～1200℃,应变速率为0.01s-1～2.5s-1,得到其流变应力变变曲线.以经典的双曲正弦形式的模型为基础,采用线性同归分析方法建立了这种钢的热变形本构方程,其中热变形激活能为488.16kJ/mol.与Ni-Cr奥氏体不锈钢相比,由于这种钢具有较高Mn含量,热变形激活能相埘较高.通过压缩试样热变形后的显微组织观察发现,这种钢在温度为1000℃变形时,冉结晶开始发生,1100℃以上时,可获得完全再结晶组织.