300M高强钢热变形行为及其热加工图

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在温度850℃~1200℃、应变速率0.001s~(-1)~10s~(-1)下进行热压缩实验,研究300M高强钢的热变形行为。根据双曲正弦函数,分析全应变条件下流动应力与Z参数间的关系,得到300M高强钢的变形激活能Q及参数A、n、α的值,建立全应变本构方程。基于动态材料模型,建立300M高强钢的热加工图,并讨论了300M钢组织演化规律。结果表明,考虑应变补偿的本构方程,在实验条件内计算的流动应力与实验所测结果吻合度较高;随变形温度的升高及应变速率的减小,300M钢的奥氏体晶粒尺寸增加;变形温度900℃~1 200℃、应变速率0.001s~(-1)~0.1s~(-1)是300M高强钢较佳的热加工工艺范围。     

高强渗碳钢高温热变形的本构方程

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在温度为1173~1473 K,应变速率为0.01~10 s-1的变形条件下,对一种航空用高强度渗碳钢-9310钢进行热压缩实验,基于真应力-应变曲线,研究了两种高温变形流变应力的本构方程模型-位错模型和Sellars模型在该钢上的应用,根据动态再结晶是否发生,建立了不同热变形阶段下9310钢的流变应力本构方程。研究表明,在ε0.1条件下的动态软化和稳态流变阶段中,基于位错密度和动态软化机制的位错模型方程,精度误差在15%以下,但该方程参数多,计算量大,而基于Sellars模型的本构方程,在低温热变形(T1273 K)及大应变(ε0.5)条件下的精度误差更小,且方程相对简单,便于应用。在高强渗碳9310钢的热加工生产中,建议采用Sellars模型作为大应变条件下流变应力的预报方程,精度误差控制在10%以下;为了提高方程精度,Sellars模型下由于动态再结晶软化引起的应力降低值Δσ中,相关参数的取值还有进一步修正的可能。     

微合金化高强钢的热变形行为及物理本构方程北大核心CSCD

采用Gleeble-1500型热模拟机对微合金化高强钢在变形温度为900~1100℃、应变速率为0.01~30 s^(-1)的条件下进行热压缩实验,得到流变应力曲线。分析高强钢的动态再结晶行为,分别采用综合考虑杨氏模量E和奥氏体自扩散系数D对绝对温度依赖性的、包含可变应力指数n的物理本构方程和蠕变应力指数为5的物理本构方程,建立实验钢应变补偿的流变应力预测模型。结果表明:随着变形温度的升高和应变速率的降低,动态再结晶更易于发生。利用应变补偿的物理本构方程预测流变应力的精度较高,其中,包含可变应力指数n的物理本构方程的预测精度(相关系数R=0.991,平均相对误差δ=4.81%)高于蠕变应力指数为5的物理本构方程(相关系数R=0.989,平均相对误差δ=6.49%)。这是由于:当物理本构方程中的蠕变应力指数为5时,材料的变形机制仅有滑移和攀移,而包含可变应力指数n的物理本构方程综合考虑了所有的变形机制,预测精度更高。     

H13钢电渣锭热变形本构模型的研究

采用Gleeble-1500热模拟试验机对H13钢电渣锭进行热压缩变形试验,研究了在900~1 150℃和不同应变速率条件下的真应力-应变关系。结果发现,变形温度对H13钢电渣锭热变形的流变应力有明显的影响,即流变应力随变形温度的升高而降低,但变形速度对其影响较小。根据最小二乘法原理,对H13钢电渣锭在不同温度和不同应变速率条件下的应力-应变关系进行了多元线性回归分析,建立了H13钢电渣锭的热变形本构模型。     

变形工艺对Q235钢热变形本构方程的影响

以Q235钢为对象,利用Gleeble-3500热模拟试验机研究其在不同变形工艺下的热变形本构方程。结果表明,Q235钢在不同变形工艺下的热变形本构方程受温度波动影响较大,较传统的方法测得的热变形本构方程,前者的计算结果更接近于实测值。     

高强度钢热冲压塑性本构关系建立及应用

在实验温度500、650、700、800℃和应变速率0.01、0.1、1.0 s-1条件下,研究了高强钢22Mn B5单向热拉伸的应变、应变速率和变形温度对流动性能的影响;建立了22Mn B5钢的热冲压塑性本构关系。它很好地描述了单向热拉伸时真应力—应变曲线变化,即真应力随温度升高而降低,随应变速率增大而增大。运用所建本构关系计算了22Mn B5钢在不同变形条件下的真应力,并与实验值对比,发现最大相对误差为4.26%,最大均方差为8.244 MPa。这说明所建本构关系可信度较高,可提高有限元模拟精度,能为工业生产提供借鉴。     

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.     

铸态42CrMo钢热压缩本构模型的建立

以Gleeble- 1500热物理模拟试验为基础,研究了热压缩变形过程中不同变形速率和形变温度对流变应力的影响.通过线性回归确定了铸态42CrMo钢的应变硬化指数以及形变激活能,结合试验数据拟合了铸态42CrMo钢在高温条件下的流变应力本构方程.     

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.     

300M钢的热变形行为研究

采用Gleeble-3500热模拟试验机在1123～1423 K、以0.01～10 s-1的应变速率,对300M钢进行了高温轴向压缩变形试验,并对不同变形条件下300M钢的金相组织进行了观察分析。结果表明:300M钢的高温流变曲线类型可分为动态回复型和动态再结晶型两种,随着变形温度的降低和变形速率的增加,300M钢的高温流变曲线逐渐由动态再结晶型向动态回复型转变。流变应力和峰值应变随变形温度的升高和应变速率的降低而减小;实验钢在真应变为1.2、应变速率为0.01～10 s-1的条件下,随变形速率的提高,其发生完全动态再结晶的温度也逐渐升高。当变形速率为10 s-1时,其变形温度高于1423 K,才会发生完全动态再结晶;测得300M钢的热变形激活能为391.51 kJ/mol,并建立了300M钢的热变形方程以及动态再结晶条件下峰值应变εp与Zener-Hollomon因子的定量关系。     

01570铝合金热压缩变形的流变应力本构方程

在Gleeble-1500热模拟机上对01570铝合金进行等温热压缩实验,变形温度为300～450℃,应变速率为0.001～1 s-1,研究其热压缩变形的流变应力行为.结果表明:01570铝合金真应力-应变曲线在变形温度为300 ℃,应变速率为0.01～1 s-1的条件下,流变应力开始随应变增加而增大,达到峰值后趋于平稳,表现出动态回复特征;而在其他条件下,应力达到峰值后随应变的增加而逐渐下降,表现出动态再结晶特征.在用Arrhenius方程描述01570铝合金热变形行为时,其变形激活能Q为152.33 kJ·mol-1.     

Mo-Nb单晶的热变形行为及本构方程

采用Gleeble-3800热模拟试验机对Mo-Nb单晶材料的高温流变应力变化规律进行了热模拟实验研究,变形温度区间为1100~1300℃,应变速率为0.001~10 s~(-1),变形程度为50%,真应变量为0.7。结果表明,变形温度和变形速率对Mo-Nb单晶材料的流变应力有较大影响,Mo-Nb单晶材料的真应力-真应变曲线表现出峰值、应变软化和稳态流动等特征。采用修正Arrhenius双曲正弦函数建立了Q、A、n、α等材料常数与真应变的函数关系式,计算了在试验条件下的各种材料参数,推导了Mo-Nb单晶材料高温变形本构方程。     

Ni-Ti形状记忆合金热压缩变形行为及本构关系

采用热模拟实验在变形温度为700-900 ℃、应变速率为10-3-101 s-1的条件下,对Ni-Ti合金的热压缩变形行为及变形组织进行了分析.采用实测数据回归分析方法,得出双曲正弦函数形式本构方程中的材料参数;将材料参数对应变进行二次拟合,建立了Ni-Ti合金热变形过程的流变应力与变形温度、应变速率和应变的本构关系.变形激活能Q和结构因子A随应变的增加而减小,应力指数n随应变的增加呈线性增加.有序-无序间的相互转变以及动态回复或动态再结晶的综合作用,是Ni-Ti合金的热压缩变形真应力-真应变曲线变化规律不同于传统非金属间化合物材料的主要原因.     

车轴用LZ50钢的热变形行为及高温塑性本构方程

借助Gleeble-1500D热模拟试验机,在温度1050~1200 ℃,应变速率0.01~1 s^-1,变形量在50%的条件下对LZ50高速铁路车轴钢试样进行热变形压缩试验。通过试验测得该材料不同工艺参数下的真应力-应变曲线,采用Arrhenius双曲正弦函数推导LZ50钢的高温塑性本构方程,并分析了不同热加工条件下LZ50钢的动态再结晶行为。结果表明,LZ50钢对温度和应变速率的变化较为敏感,温度越高,应变速率越低,所对应流动应力值越小。LZ50钢的变形激活能为217 920.626 J/mol。变形温度越高,应变速率越低,再结晶现象越容易发生。     

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。     

TC11钛合金热变形本构方程的建立

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,在变形温度为960~1050℃,应变速率为0.01~10s-1范围内对TC11钛合金进行等温恒应变速率压缩实验。通过真应力-真应变曲线,分析了变形温度和应变速率对流变应力的影响规律,并在Arrhenius双曲正弦型方程的基础上建立了适用于TC11钛合金热变形的本构方程。误差分析表明所建立的本构方程与实验值吻合较好,为制定TC11钛合金锻造工艺提供了理论依据。     

M35高速钢的热变形行为研究

在Gleeble-1500热模拟试验机上对M35高速钢进行了热压缩试验,研究了变形温度在950~1150℃、变形速率为0.01~10s~(-1)时M35高速钢的热变形行为,建立了热变形本构方程和热加工图。结果表明:M35高速钢热压缩过程中的变形行为可用双曲正弦函数来表征,其平均变形激活能为333.04kJ·mol~(-1)。通过热加工图直观地展现出了M35高速钢热变形失稳的区域,并且获得了实验条件下其热变形过程的最优工艺制度,即热加工温度为1 100℃,应变速率为0.01s~(-1)。     

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。     

低碳马氏体不锈钢热变形行为及本构方程

为研究低碳马氏体不锈钢的热变形行为,利用Gleeble-3800热模拟试验机对该材料进行不同温度的压缩变形试验,利用流变应力曲线构建了基于Arrhenius双曲正弦模型的本构方程,并建立试验材料的热加工图,最后对比分析试验材料在不同变形条件下的显微组织。结果表明,材料在高变形温度与低应变速率下变形时主要发生动态再结晶现象,在低变形温度与高应变速率下变形时主要发生加工硬化现象,流变应力的理论值与实测值的线性相关系数为0.995 5,验证了本构方程的准确性;结合热加工图分析和显微组织观察,得出该材料的失稳工艺窗口区域为变形温度1 020～1 120℃、应变速率0.01～1 s^-1;材料的最佳工艺窗口区域为变形温度900～1 150℃、应变速率0.003～0.01 s^-1。变形温度的提高有利于将粗大变形组织逐渐转变成细小的等轴组织,应变速率的降低同样有利于发生动态再结晶,但过低则会延长变形时间,导致再结晶晶粒逐渐长大与粗化。     

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。