微碳钢的热变形方程及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了微碳钢在700～1100℃、0.01～10 s-1条件下的热变形行为。确定了其在铁素体区和奥氏体区的热变形方程。建立了微碳钢在不同应变量下的热加工图(Processing Map)。结果表明,在铁素体区和奥氏体区,试验钢的峰值应力大小基本相当;试验钢在铁素体区和奥氏体区的热变形激活能分别为302 kJ/mol和353 kJ/mol;不同真应变下的热加工图相似,当变形温度为875℃,应变速率为0.01 s-1时,能量消耗效率达到最大值为0.5。

高强度硼钢22MnB5的热变形方程及其模拟应用

利用Gleeble-3500热模拟试验机,在温度为700℃～950℃、应变速率为0.01/s～0.4/s的条件下,对高强度硼钢22MnB5的热变形行为进行研究。结果表明,随着变形温度的升高,硼钢的延伸率升高,变形抗力降低;随着应变速率的提高,硼钢22MnB5的变形抗力和延伸率增大。根据高温拉伸实验得出的数据,构建硼钢22MnB5的稳态流变应力模型和热变形方程,并将试验结果和构建的本构方程输入ABAQUS软件进行U型件热弯曲成形的回弹模拟,数值模拟结果与实验结果吻合较好,验证了模型的可靠性和正确性,为成形所需的最大载荷及设备选择提供依据。

高氮马氏体不锈钢3Cr13N的热变形方程

高氮马氏体不锈钢以其高硬度、高耐蚀性能顺应了刀剪材料的发展要求。利用Gleeble-1500热模拟试验机，在900～1050℃范围，0．05—0．5s-1应变速率条件下，对高氮马氏体不锈钢3Crl3N进行了高温轴向压缩试验，测得了钢的高温流变曲线。结果表明，该钢流变应力（或峰值应力盯，）和峰值应变s，随着变形温度的升高和应变速率；的降低而减小，而且，In[sinh（0．012σp）]与lnε、In[sinh（0．012σp）]与T-1都近似成直线关系。由此计算出该钢的动态再结晶激活能为443．45kJ·mol-1，并确立了该钢的热变形方程。

高速铁路用铜镁合金接触线材料热变形方程及其模拟应用

利用Zwick/Roell Z100电子万能材料试验机,在温度为400～800℃、应变速率为0.01～0.2/s的条件下,对高速铁路用铜镁合金接触线材料CuMg0.3、CuMg0.4的热变形行为进行研究。结果表明,随着变形温度的升高,镁铜的延伸率升高,变形抗力降低;随着应变速率的提高,镁铜的变形抗力和延伸率增大。结合高温拉伸下材料的应力应变曲线,参照Zener-Hollomon参数,构建镁铜的稳态流变应力模型和热变形方程,并将试验结果和构建的本构方程输入DEFORM-3D软件进行了接触线材料连续挤压过程的模拟。数值模拟结果和实验结果吻合较好,验证了模型的正确可靠性,为成形时所需的最大载荷及设备选择提供依据,也为数值模拟和产业化生产提供参考。

317L-Cu奥氏体抗菌不锈钢的热变形方程及其热加工图

采用Gleeble3800热模拟试验机研究了317L—Cu奥氏体抗菌不锈钢在950～1150℃，0．01～10s^-1条件下的热变形行为，确定了在该区域的热变形方程。依据动态材料模型建立了317L—Cu奥氏体抗菌不锈钢在不同应变量下的热加工图。结果表明，317L—Cu奥氏体抗菌不锈钢的热变形激活能为483kJ／mol，不同真应变下热加工图的差异主要体现在失稳区的位置变化，失稳主要以局部流变形式存在。真应变为0．4时，在960～1030℃范围内，应变速率为0．01～O．045s^-1的较低温低应变区域，能量耗散效率r／值最大为0．46，容易发生动态再结晶，是较优的热加工工艺窗口。

基于高速等温压缩试验构建普碳钢考虑温度弹跳的热变形本构方程

采用Gleeble3500型热模拟试验机,通过高速等温压缩试验所得的流变应力曲线以及温度变化曲线构建了传统热变形本构方程和考虑温度弹跳的热变形本构方程,并将它们与实测值进行对比,研究了普碳钢在热压缩变形过程中的温度弹跳以及其对构建本构方程精确度的影响。结果表明:在高速压缩过程中,由塑性功导致的温度弹跳使温度已严重偏离设定值,由塑性功转化热造成的温升与真应变呈线性关系,线性系数与设定的变形温度有关;构建的考虑温度弹跳的热变形本构方程比传统热变形本构方程的预测精度更高。

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。

高强度奥氏体不锈钢的热变形行为及其热加工图

从工业生产的不锈钢大型锻件上取样,在应变速率0.01～10s-1、变形温度850～1250℃条件下采用Gleeble3500热模拟试验机进行了压缩热变形试验,研究了一种高强度奥氏体不锈钢热变形力学行为和再结晶规律,测得热变形激活能为455kJmol,并列出了这种高强度奥氏体不锈钢的热变形方程ε=4.173·1016[sinh(α·σp)]4.06exp-455000RT。基于动态材料模型建立了其在常见形变量之下的热加工图(ProcessingMap)。试验结果说明,该奥氏体不锈钢具有较高的动态再结晶温度,在1150℃变形能量消耗效率达到最大值0.4。

GH4199合金的热变形行为与微观组织演变

在变形温度为1050～1180℃、应变速率为0.1～10s-1、最大真应变为0.7的条件下,采用Gleeble-3500热模拟试验机研究GH4199合金的热压缩变形行为,得到该合金的热变形激活能及热变形方程式,建立合金的热加工图,并通过组织观察对其热加工图进行解释。结果表明:在实验条件下,GH4199合金均表现出动态再结晶特征;变形温度和应变速率对合金流变应力及相应峰值应变大小的影响显著,流变应力及峰值应变均随着变形温度的降低和应变速率的增加而增大;在真应变为0.1～0.7时合金的热加工图相似,随着变形温度的升高及应变速率的降低,能量消耗效率逐渐升高;在应变速率为0.01s-1时,能量消耗效率达到峰值,约为41%。

GH708高温合金热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟机研究了GH708合金在变形温度1000℃～1200℃,应变速率为0．001 s-1～1S-1条件下的热变形行为。确定了GH708合金的热变形方程,建立了其热加工图(Processing Map),并通过组织观察对其热加工图进行了解释。GH708合金的热变形激活能Q为493 kJ／mol;不同真应变下的热加工图相似,随着变形温度的升高及应变速率的降低,能量消耗效率η逐渐升高。真应变为0．6时,在变形温度为11 50℃左右、应变速率为0．001s-1时,能量消耗效率达到峰值,约为56％。该结果为GH708合金的热加工工艺优化提供了理论依据。

低碳钢的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了低碳钢在700～1050℃、0.01～10s-1条件下的热变形行为。结果表明,低碳钢在奥氏体区、铁素体区和奥氏体-铁素体两相区的热变形行为不同:在奥氏体区和铁素体区变形时,随变形温度的降低流变应力增加;而在两相区变形时,随变形温度的降低流变应力显著降低。低碳钢奥氏体区和铁素体区的热变形激活能分别为322和219kJ/mol;通过回归分析,确定了该低碳钢奥氏体区和铁素体区的热变形方程,为低碳钢热变形工艺优化提供了理论依据。

Cr微合金化低碳钢热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟机对一种含微量合金元素Cr、Mn、Ti的低碳钢在变形温度700~1050℃,应变速率0.01~0.1s-1条件下的热变形行为进行研究。结果表明:单相奥氏体区和铁素体区,峰值应力随变形温度的降低而升高,在两相区,峰值应力随着变形温度的降低而降低;在775~850℃与950~1050℃的温度区间,峰值应力的大小基本相当。建立了热加工图,并通过组织观察对其热加工图进行了解释。根据流变应力曲线,确定了试验低碳钢铁素体区的热变形激活能和热变形方程。

409L铁素体不锈钢的热变形行为

采用热/力模拟实验研究409L铁素体不锈钢在950、1 000、1 050、1 100、1 150℃、应变速率为0.01、0.1、1.0 s-1,压下量为50%时的热变形行为,讨论热变形参数对流变应力的影响.结果表明,409L铁素体不锈钢的表观应力指数为4.06,热变形表观激活能为212 kJ/mol;409L铁素体不锈钢的热变形方程.ε=3.017.109[sinh(α.pσ)]4.06exp(-212 000/RT).其软化机制与Zener-Hollomon(Z)参数有关,随着Z值从6.11×105增加到1.15×109,热变形峰值应力相应从11.71 MPa增加到66.94 MPa.

FGH96合金的热变形行为及其热加工图

通过热压缩试验研究了FGH96粉末高温合金在应变速率为0．001～0．1s^-1，变形温度为1000～1100℃条件下的热成形性能，建立了FGH96的热变形方程。综合考虑变形温度和应变速率对FGH96合金的变形行为和可加工性的影响，基于动态材料模型建立了应变为0．07～0．5的能量耗散图，根据稳定性判据得到非稳定区，将两者叠加，就构成FGH96的热加工图。根据热加工图确定了实际可行的热变形工艺参数范围。

Cr20Ni32AlTi合金高温热变形行为研究

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究Cr20Ni32AlTi合金在不同温度和应变速率条件下的热变形行为及组织变化,讨论了热变形参数对流变应力和显微组织的影响。结果表明,在上述变形条件下,Cr20Ni32AlTi合金的高温热塑性良好,其软化机制与Zener-Hollomon(Z)参数有关,并建立了热变形本构方程,其应力指数为6.37,热变形激活能为491.032 kJ/mol。随Z参数增大,热变形峰值应力增加。

铸态M2高速钢的热变形行为

用Gleeble-3500热力模拟试验机对铸态M2高速钢进行1000～1150℃及0.01～1.0 s-1的热压缩变形,获得了铸态M2高速钢的流变曲线,分析了变形后的显微组织特性。结果表明,铸态M2高速钢的流变应力和峰值应变均随变形温度的降低和应变速率的提高而增大,其热变形激活能为550.16 kJ/mol,同时得到了其热变形方程,建议其在1050～1150℃和0.01～1.0 s-1的工艺条件下进行热加工。

Cr5型冷轧工作辊用钢的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了Cr5钢(%:0.85C、5.0Cr、0.6Si、0.5Ni、0.4Mo、0.1V)在应变速率0.001～1 s^(-1)、变形温度900～1 200℃条件下的热变形行为。Cr5钢的热变形激活能Q为307 kJ/mol,确定了表征热变形峰值应力与温度和应变关系的Cr5钢的热变形方程,建立了其热加工图(Processing Map);随着变形温度的升高及应变速率的降低,能量消耗效率η逐渐升高;真应变为0.7,变形温度为1 100℃、应变速率为0.001 s^(-1)时,能量消耗效率达到峰值,约为40%。

增氮降镍对316不锈钢热变形行为的影响

在变形量为60%,应变速率为0.01~0.1 s-1,变形温度为950~1100℃的条件下,利用Gleeble-1500D热模拟机对不同成分316不锈钢进行了单道次压缩试验,通过分析真应力-真应变曲线、变形后组织、热变形激活能,得到增氮降镍对试验钢热变形行为的影响。结果表明,在热变形条件下,试验钢均发生了动态再结晶;增氮降镍后,提高了试样的变形抗力,其热变形激活能显著增加,由420.26 k J·mol-1分别提高到514.28和473.7 k J·mol-1,抑制了动态再结晶的发生。

退火态TC4钛合金热变形本构关系的研究

利用Gleeble-3800热模拟机对TC4钛合金在550~800℃温区进行热变形试验研究。通过真应力、真应变分析得到TC4钛合金峰值应力随温度升高而降低、应变速率增大而升高,确定了550~800℃温区热变形激活能、建立了流变应力本构关系以及峰值应力与温度和变形速率之间的函数关系。通过热变形模拟为TC4钛合金热加工参数的合理制定与控制提供依据。

热变形条件下高氮CrMn型不锈钢的力学与组织行为

研究了高氮CrMn型不锈钢在温度950～1200℃,应变速率0.01～10 s^-1内热变形时的力学行为与动态组织演变规律。通过回归计算,得到了试验钢热变形激活能为320 kJ/mol,表观应力指数3.51,建立了热变形方程;得到了峰值应力（σp）、发生动态再结晶的临界应变（εc）与温度（T）、应变速率间（ε觶）的定量关系。结果表明,σp与εc均随T升高而降低,随着觶增加而增大。在1150℃、0.01 s^-1热变形条件下试验钢可获得均匀细小的完全动态再结晶组织。