GH984G18合金热加工图及再结晶图研究

应用Gleeble3800热模拟试验机对GH984G18合金进行热压缩实验,以实验获得的应力-应变曲线为基础,根据动态材料模型建立该合金不同应变时的热加工图,利用热加工图确定了热加工工艺窗口,并分析了温度和变形量对实验合金动态再结晶的影响。结果表明:应变较小(ε≤0.2)时,可优先选择的变形温度为1030~1090℃,应变速率为0.01~0.18s~(-1);随应变增加(ε≥0.3),最佳热变形温度范围移至高温区间1180~1200℃,最佳应变速率范围大致为0.056~0.25s~(-1);当应变速率为1s~(-1)时,温度小于900℃不能引起动态再结晶,仅使得晶粒发生动态回复;当变形温度和应变量分别达到1000℃和30%时,发生部分动态再结晶;当变形温度为1000℃,应变量为60%时,发生完全动态再结晶。     

Mg-8Gd-0.5Zr合金热压缩过程中动态再结晶行为

将Mg-8Gd-0. 5Zr合金在350～500℃、应变速率为0. 002～1 s~(-1)范围内进行热压缩实验,研究合金的流变应力行为,观察热压缩后的组织,分析动态再结晶晶粒尺寸和温度的关系,并利用加工硬化率的方法计算合金的再结晶临界应变(εc)。结果表明:Mg-8Gd-0. 5Zr合金热压缩流变曲线符合动态再结晶的特征,随着温度升高或者应变速率的减小,峰值应力下降,且峰值应力对应的峰值应变(εp)也降低。在350～450℃范围内,再结晶晶粒细小,且其随温度升高增长较慢;而温度在450～500℃范围内,再结晶晶粒尺寸迅速长大至约25μm。根据加工硬化率的计算及组织分析,发现动态再结晶先于峰值应变发生,峰值应变和临界应变的关系为ε_c=0. 442εp,同时构建了再结晶的临界模型。     

一定条件下Al-Mg-Si-Ti合金动态再结晶的临界应变研究

在变形温度为350~510℃、应变速率为0.001~10s-1条件下,在Gleeble-3500热模拟实验机上对AlMg-Si-Ti合金进行等温热压缩实验,以实验所得数据为基础,结合变形微观组织,确定了Al-Mg-Si-Ti合金热变形时发生动态再结晶的条件,建立了Al-Mg-Si-Ti合金动态再结晶峰值应变模型。采用加工硬化率的方法,利用lnθ-ε曲线的拐点特征和-(lnθ)/ε-ε曲线的极小值判据对再结晶峰值应变与临界应变关系进行了研究。结果表明:AlMg-Si-Ti合金热变形时在变形温度430~510℃、应变速率0.001~0.1s-1发生动态再结晶。Al-Mg-Si-Ti合金发生动态再结晶时的临界应变随应变速率的增大而增加,随变形温度的升高而降低。临界应变与峰值应变满足关系:εc=0.88εp。     

Nb,Ti微合金钢热变形的动态模拟变形抗力模型

本文报道 Nb,Ti 微合金钢的热变形动态模拟变形抗力模型。在试验中用热加工模拟试验机进行高温压缩试验,其变形温度为1123—1423K,变形速率为0.1—60s~(-1)。结果表明,在峰值以前该钢种的流变应力数学模型为:σ=5.99.ε~(0.167)·(?)~(6.47×10~(-5)·T)·exp(4064/T)。形变激活能(Q)为444 kJ/mol,β系数为0.080。峰值应力(σ_p),临界应变(ε_c)和温度补偿应变速率参数(Z)之间的关系分别为:σ_p=12.56·lnZ-391.8;lnε_c=0.157·lnZ-7.39。     

应用加工硬化率研究工业纯钛动态再结晶行为

为研究工业纯钛的动态再结晶行为,利用Gleebe实验机对工业纯钛在变形温度为700,800,900和950℃及应变速率为0.01,0.1,1和5s-1的条件下进行热模拟压缩实验。应用加工硬化率对实验得到的应力-应变数据进行处理,结合变形后材料微观组织的分析,求得工业纯钛的动态再结晶临界条件。结果表明,工业纯钛在热变形过程中发生了回复与再结晶;发生动态再结晶时,再结晶临界应变随温度的升高及变形速率的降低而减小。将lnθ-ε曲线的拐点处对应的应变作为材料的再结晶临界应变是合理的,工业纯钛动态再结晶临界应变εc与峰值应变εp之间满足εc=0.485εp。     

5052+Er铝合金的热变形行为研究

在Gleeble-3500型热/力模拟试验机上对5052+Er合金进行了高温压缩热变形,研究了变形温度和应变速率对5052+Er合金高温压缩行为的影响。结果表明:当应变速率为0.01 s~(-1)时,真应力-真应变曲线表现出典型的动态再结晶特征;当应变速率为0.1 s~(-1)和1 s~(-1)时,曲线表现出动态回复特征;继续增加应变速率至10 s~(-1)时,流变应力达到峰值后出现后锯齿状波动,此时的合金已经发生了动态再结晶;随着变形温度的升高和应变速率的减小,5052+Er合金的流变应力会逐渐减小;5052+Er合金热压缩变形的流变应力方程为:■不同热变形条件下峰值应力的计算值与测量值的误差在10%以内。     

基于位错密度理论的超高强双相钢DP1000热变形本构模型

对超高强双相钢DP1000进行单道次热模拟压缩实验,研究了其在950~1150℃和0.05~10 s~(-1)条件下的热变形行为,分析了变形温度和变形速率对流变应力的影响,建立了基于位错密度理论的热力学本构模型,确定了可表征微观硬化和软化机制的材料特征参数,量化了加工硬化、动态回复和动态再结晶对宏观力学行为的影响。结果表明:超高强双相钢DP1000的热变形应变速率ε?≤0.05 s~(-1)时以动态再结晶软化机制为主,应变速率ε?0.1 s~(-1)时以动态回复软化机制为主,应变速率0.05 s~(-1)ε?≤0.1 s~(-1)时由这两种软化机制共同作用。这个本构模型的预测值与实验值具有较高的一致性,能准确预测超高强双相钢DP1000在高温变形条件下的流变应力。     

23CrNi3Mo钢动态再结晶行为和组织演变研究

利用Gleeble-1500热模拟试验机进行单道次热压缩变形,通过控制变形温度(900,950,1 000,1 050℃)和应变速率(0.01,0.1和1 s-1)研究了23CrNi3Mo钢的动态再结晶行为,分析了变形温度、应变速率对动态再结晶行为和组织演变的影响.结果表明:23CrNi3Mo钢动态再结晶的再结晶激活能为293.23 kJ/mol;采用θ-σ模型较精确地获得了发生动态再结晶的临界应变与峰值应变,并确定了其平均比值εc/εp=0.63;确定了材料常数和热变形本构方程.通过对热模拟实验数据的分析和显微组织观察,建立了不同变形条件下动态再结晶模型和晶粒尺寸模型.     

新型Al-Zn-Mg-Cu合金热变形组织演化

采用Gleeble-1500D热力模拟试验机研究新型Al-Zn-Mg-Cu高强铝合金在变形温度为300~450℃,应变速率为0.001~10s~(-1)条件下的热变形组织演化。利用光学显微镜(OM)和透射电子显微镜(TEM)观察合金不同热变形条件下的组织形貌特征。结果表明: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;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。变形温度为300~400℃时,主要发生动态回复;变形温度为450℃,应变速率为0.001~10s~(-1)时,软化机制以动态再结晶为主,存在晶界弓出、亚晶长大、亚晶合并3种再结晶形核机制。     

Mg-8.08Gd-2.41Sm-0.3Zr合金热压缩变形及热加工图

利用铸造法制备了Mg-8.08Gd-2.41Sm-0.3Zr合金,对该合金进行均匀化处理,然后进行热压缩实验,研究了Mg-8.08Gd-2.41Sm-0.3Zr合金在变形温度为350~500℃、应变速率为0.002s~(-1)、0.01s~(-1)、0.1s~(-1)和1s~(-1)及最大变形量为50%条件下的变形行为,计算了该合金的热变形激活能,构建了合金高温塑性变形的本构关系,建立了合金的热加工图。结果表明:Mg-8.08Gd-2.41Sm-0.3Zr合金的流变应力随着变形温度的升高或者应变速率的降低而显著降低,合金发生动态回复与再结晶,其热变形激活能为Q=213.693kJ/mol;合金高温变形时存在两个失稳区:T=430~500℃、ε=0.37~1s~(-1)以及T=350~390℃、ε=0.006~1s~(-1);合金的能量耗散率大于30%的区域有T=370~430℃、ε=0.37~1s~(-1),T=390~500℃、ε=0.006~0.37s~(-1)以及T=350~500℃、ε=0.002~0.006s~(-1),这些区域适合进行热加工。     

3003铝合金动态再结晶实验研究

采用Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行变形温度为300～500℃、应变速率为0.01～10.0s-1的高温等温压缩实验,由真应力-真应变曲线计算应变硬化速率,并采用截线法测量热压缩后平均晶粒尺寸,结果表明:3003铝合金动态再结晶临界应变εc随着Z参数的增大而提高,合金发生动态再结晶的临界条件为:...     

一种先进超超临界火电机组用Ni-Fe-Cr基高温合金的热变形行为

通过不同变形参数下的等温压缩实验,研究了一种Ni-Fe-Cr基高温合金的热变形行为及动态再结晶机理。结果表明,合金的流变应力随着变形温度的降低或应变速率的升高而增大,而动态再结晶比例随着变形温度的降低或应变速率的升高而降低,但受温升效应影响,应变速率高于1 s~(-1)时,动态再结晶比例随着应变速率的升高而升高。合金合理的热变形温度为1 100～1 200℃,应变速率为0. 01～0. 3 s~(-1)。热变形参数对合金的动态再结晶机理产生影响,高温低应变速率变形时,合金的主要再结晶机理为以晶界弓弯为主要特点的非连续动态再结晶,而低温高应变速率变形时,以晶内亚晶发展为主要特点的连续动态再结晶也发挥重要的作用。     

Mg-9Al-3Si-0.375Sr-0.78Y合金的热变形行为及本构模型

利用Gleeble-3500热模拟试验机对Mg-9Al-3Si-0.375Sr-0.78Y合金试样进行等温恒应变速率压缩实验,研究其在温度250~400℃、应变速率0.001~10s~(-1)条件下的热变形行为。结果表明:在热变形过程中,峰值应力随着应变速率的降低和温度的升高而减小,且峰值应力对应变速率的敏感性随着变形温度的下降而增强。建立了考虑应变的热变形Arrhenius本构模型,模型精度良好,在300,350℃及0.001~10s~(-1)范围内,模型的平均绝对误差分别为1.57%和1.76%;合金的平均变形激活能为183.58k J/mol,平均应变速率敏感指数为0.1616。热变形过程中,α-Mg相呈现明显的动态再结晶特征,β-Mg₁₇Al₁₂相尺寸减小且分布均匀,初生Mg_2Si相较小。在低温(250~300℃)变形时,动态再结晶仅发生在晶界处。在高温(350~400℃)变形时,初生α-Mg晶粒发生了明显的动态再结晶。随着温度的增加和应变速率的降低,再结晶程度提高,再结晶晶粒逐渐长大。     

粉末冶金Ti-14Mo-2.1Ta-0.9Nb-7Zr合金热变形行为

在Gleeble-1500D热模拟机上对粉末冶金制备的新型医用Ti-14Mo-2.1Ta-0.9Nb-7Zr合金进行等温热压缩实验,研究该合金在温度为780~960℃,应变速率为0.001~1s-1,变形为60%的条件下的高温变形及动态再结晶行为。采用包含变形激活能Q和温度T的双曲正弦形式修正的Arrhenius关系来描述该合金高温压缩变形时的最大变形抗力方程;并引入参数α(ε),n(ε),Q(ε)和A(ε)得到包含σ,ε·,T,ε的本构方程。结果表明:由本构方程计算得到的应力值和实验值有较好相关性(R=0.99430),平均相对误差为5.327%;最后采用加工硬化率法通过对θ-σ和lnθ-ε曲线进行三次多项式拟求解拐点的方法,得到了不同变形条件下发生动态再结晶的临界应力和临界应变值,建立了临界应力和Z参数的关系,获得动态再结晶的临界应力方程,而临界应变εc主要集中在0.01~0.04,不同变形条件下该合金发生动态再结晶的临界应变变化极小。     

3003铝合金热变形流变应力及动态再结晶模型

在变形温度为300～500℃,应变速率为0.01～10.0s~(-1)的条件下,通过Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行高温等温压缩实验。结果表明,该合金在热变形过程中的峰值流变应力可用双曲正弦本构方程来描述,由本构方程计算获得模型的流变应力预测值和实测值的相对误差在±7%范围以内。根据热力学不可逆原理确定动态再结晶临界应变,建立动态再结晶开始时间与变形温度关系的RTT(Recrystallization Start Time)图,研究表明:动态再结晶开始时间随着应变速率的减小与变形温度的降低而增大,由流变应力曲线计算动态再结晶体积比例,其大小随变形温度的升高和应变速率的减小而增大,并获得3003铝合金动态再结晶体积分数数学模型。     

AA2195铝合金圆柱体单向压缩热变形行为和微观组织演变

在Gleeble-3500热模拟实验机上对AA2195铝合金进行圆柱体单向压缩实验,变形温度为400~500℃,应变速率为0.01~10s~(-1)。通过金相(OM)以及电子背散射衍射(EBSD)技术研究了其热变形过程中显微组织的演变规律。研究结果表明,随着变形温度的升高和应变速率的降低,流变应力显著降低。当变形温度460℃,流变应力达到一个平台后,随应变增加,流变应力继续上升,这可能由动态再结晶内部位错密度的增加而导致。AA2195铝合金主要的再结晶方式为连续动态再结晶和不连续动态再结晶。变形温度的升高虽然抑制了连续动态再结晶,但是极大促进了不连续动态再结晶;应变速率的升高,连续动态再结晶和不连续动态再结晶体积分数都降低,且不连续动态再结晶主要集中在产生局部变形热的区域。     

Fe-8Mn-3Al-0.2C轻质高强钢的热变形行为

为了探究Fe-8Mn-3Al-0.2C轻质高强钢的热变形行为,在变形温度为1 123~1 423 K,应变速率0.01,0.1,1,10 s-1,真应变为0.6的条件下利用Gleeble-1500热模拟实验机进行热压缩模拟实验,通过实验机记录温度、真应力与真应变的关系,观察组织形貌演变规律.结果表明:流变应力曲线分为3个阶段,即加工硬化、动态软化及稳定流变应力;当变形温度升高和应变速率下降时,峰值应力及其所对应的临界应变减小,说明更容易发生动态再结晶;在变形初期ε0.1时,流变应力曲线出现应变增加而应力几乎保持不变的类屈服平台;压缩后的组织为奥氏体/铁素体双相组织,动态再结晶先在铁素体内部发生,随后由奥氏体承担;随着变形温度的升高和应变速率的下降,晶粒尺寸细化并趋于均匀,说明动态再结晶完成的更充分;本实验钢在本文处理工艺及0.6真应变下的最佳热加工工艺参数区间为1 250~1 400 K,应变速率为0.03~0.3 s~(-1);受合金元素影响,实验用钢的表观应力指数和热变形激活能分别为4.588 9和250.6 k J/mol,本构方程为ε·=6.20×10~9[sinh(0.009σ)]~(4.588 9)exp(-(250 601)/(8.314T)).     

反应堆压力容器用SA508Gr.4N钢的热变形行为

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,在温度为1050~1250℃、应变速率为0.001~0.1s-1、真应变量0.16的条件下,研究和分析SA508Gr.4N钢高温塑性变形及动态再结晶行为。结果表明:SA508Gr.4N钢的高温真应力-应变曲线主要以动态再结晶为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加,属于温度和应变速率敏感材料;在真应力-应变曲线的基础上,建立材料热变形本构方程,较好地表征了材料高温流变特征,其热激活能为383.862kJ/mol;其硬化率-应力(θ-σ)曲线均呈现拐点且-dθ/dσ-σ曲线出现极小值;临界应变随应变速率的增大与变形温度的降低而增加,且临界应变(εc)与峰值应变(εp)之间具有一定相关性,即εc/εp=0.517;临界应变与Z参数之间的函数关系为εc=8.57×10-4 Z0.148。     

30%Cr-Cu复合材料热变形及动态再结晶临界条件

采用放电等离子烧结法(SPS)制备出30%Cr-Cu复合材料,对其致密度、硬度和导电率等相关性能进行测试,并观察分析该复合材料的显微组织。利用Gleeble-1500D型热模拟试验机在变形温度650~950℃、应变速率0.001~10s-1、变形量60%的条件下对30%Cr-Cu复合材料进行热模拟压缩试验。对热压缩试验得到的真应力-应变数据进行拟合、计算和分析,构建该复合材料的本构方程,同时得到材料的加工硬化率θ,利用材料的lnθ-ε曲线出现有拐点和-(lnθ)/ε-ε曲线对应有最小值这一判据,分析该复合材料的动态再结晶临界条件。结果表明:30%Cr-Cu复合材料的真应力-应变曲线主要以动态再结晶软化机制为特征,峰值应力随应变速率的增加和温度的降低而升高;该复合材料的lnθ-ε曲线出现拐点,-(lnθ)/ε-ε曲线对应有最小值,该最小值所对应的应变为临界应变εc,且εc随变形温度的升高和应变速率降低而减小,εc与Zener-Hollomon参数Z的函数关系为εc=2.38×10-3 Z0.1396。     

Ti-26钛合金热变形特征研究

在Gleeble1500热模拟试验机上对Ti-26(Ti-15V-3Al-3Cr-3Sn-1Nb-1Zr)钛合金进行了恒应变速率压缩变形试验,温度范围为700～1 020 ℃,应变速率范围为ε=10-3～10 s-1,测试了其真应力-应变曲线,观察了变形后的组织.β区热压缩、变形的主要软化机制是动态回复;ε≤10-2 s-1时,变形的过程中有动态再结晶现象发生,主要软化是动态回复起作用;ε≥10-1 s-1时,变形时再结晶数量增多,但随温度的升高动态回复作用渐强.在热变形参数中,变形温度、变形速率对变形后的组织都有较大的影响,为获得细小均匀的组织,除了降低变形温度,增大变形量外,适当的提高变形速率也是一种可行的途径.