摘要：采用Gleeble-3500热模拟实验机,分析6013铝合金在变形温度613~773 K、应变速率10-3~10 s-1和工程变形量10%~60%条件下的平面热压缩变形流变应力演化规律,求解热变形本构方程,建立热加工图,探讨其热变形行为机理。结果表明,6013铝合金的流变软化机制以动态回复为主;采用包含关于变形温度函数的幂函数本构方程可较好的预测其流变行为,与实测值的平均相对误差仅为6.631%;确定了单道次大应变热轧成型最佳工艺参数区间:673 K<T<773 K且5×10-3s-1<ε<10-1s-1和多道次热轧最佳工艺参数区间:633 K<T<733 K且10-1s-1<ε<1 s-1。

摘要：为确定22MnB5硼钢的热成形工艺,采用Gleeble-1500D热模拟试验机进行热模拟拉伸实验,变形温度为773~1223 K,应变速率为0.01~10 s^(-1)。结果表明:22MnB5硼钢具有较强的正应变速率敏感性,其峰值应力随变形温度的升高而减小;除773 K/0.01 s^(-1)外,硼钢的流变应力随应变的增大逐渐增大,当达到峰值后趋于稳定;采用Arrhenius双曲正弦函数模型建立了硼钢的力学本构方程,确定了峰值应力下的热变形激活能Q为26.54~53.77 kJ/mol,其值随应变速率的增加先增大后减小,随变形温度的升高先减小后增大;基于动态材料模型构建了峰值应力下的硼钢热加工图,其热成形显微组织与变形温度和应变速率密切相关。基于此,确定了硼钢的热加工工艺:成形温度988~1058 K、应变速率0.01~0.1 s^(-1);成形温度1143~1223 K、应变速率0.01~0.02 s^(-1)。

摘要：设计了一种汽车车身结构件用Al-Zn-Mg中强铝合金,利用Gleeble-3500热模拟试验机测试了该合金在不同热变形条件下的应力-应变曲线,构建了峰值应力本构方程,绘制了不同应变量下合金的热加工图。结果表明:Al-Zn-Mg铝合金热变形过程呈现正的应变速率敏感性和负的温度敏感性;建立的以Z参数表示的Arrhenius本构方程所预测的峰值应力与实验值平均相对误差为8.4%,线性相关系数为0.987,说明拟合情况良好;根据不同应变量下的热加工图,发现流变失稳区及功率耗散低谷区均集中在高温高应变速率区和低温低应变速率区,且随着应变量的增大均逐渐缩小,最佳热变形工艺参数范围为350~500℃,0.01~0.1 s^-1。

摘要：利用Gleeble-3500热模拟试验机进行高温压缩试验,研究均匀化态Al-Zn-Mg-Cu合金在变形温度为380~470℃、应变速率为0.001~1 s-1条件下的热变形行为,建立了合金的流变应力本构方程;基于动态材料模型(DMM)构建了合金的热加工图。研究结果表明:在应变速率一定时,峰值流变应力与变形温度呈现负相关关系;变形温度一定时,峰值流变应力与应变速率表现为较明显的正相关关系,合金平均热变形激活能为159.045 kJ/mol。在高应变速率(0.1~1 s^-1)、低温和高温的变形条件下,大部分区域有明显的失稳,在较高应变速率下功率耗散值较小,而耗散率最大值出现在高温低应变速率条件下。当变形温度为410℃,应变速率为0.01 s-1时,合金中存在明显的动态再结晶组织。结合其微观组织演变规律,确定合金的最佳热工艺参数为440~470℃、应变速率0.001~0.01 s^-1。

摘要：为了探究Custom 450高强度不锈钢最佳的热变形区间以指导实际生产过程的工艺参数设计,利用Gleeble-3800热模拟试验机在变形温度为900~1200℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)的条件下开展了热压缩试验,探讨了Prasad和Murty两种失稳判据在Custom 450钢中的适应性,确定了最佳的热变形区间和塑性失稳机制。研究结果表明,该钢在应变速率为0.2~10 s^(-1)、变形温度为900~1080℃的条件下变形时产生了大量的局部变形带和“项链状”组织,是导致塑性失稳发生的主要原因,显微组织观察结果与Murty准则预测的塑性失稳区更为接近。基于Murty准则建立了Custom 450钢的热加工图,并确定了其最佳的热加工工艺区间分别为1050~1200℃、0.1~1 s^(-1)和1100~1200℃、1~10 s^(-1)。

摘要：为了改善6061+Er铝合金的热加工性,通过扫描电镜、透射电镜和Gleeble-3800热模拟试验机,研究了6061+Er铝合金的微观组织,以及当变形温度为375~500℃、应变速率为0.001~10 s^(-1)时的热变形行为。结果表明,锻态6061+Er铝合金中存在微米级初生Al_(3)Er相和起弥散强化效果的纳米级次生AlEr相。建立了6061+Er铝合金热压缩变形过程中的流变应力本构方程,当应变速率为0.001~10 s^(-1)、变形温度为375~500℃时,流变应力计算值与峰值真应力实测值的误差<10%,验证了流变应力本构方程的准确性和可靠性。6061+Er铝合金适宜的热加工范围为:变形温度为375~400℃、应变速率为0.001~0.01 s^(-1)。

摘要：采用Gleeble-3500对铁素体/马氏体(F/M)钢的热成形规律进行了研究。基于F/M钢热压缩应力-应变曲线,建立了F/M钢动态材料模型(dynamic material model,DMM)热加工图,并通过金相分析对热加工图进行了验证。结合热加工图和金相分析,研究了F/M钢热成形过程中的组织变化,给出了不同情况下的热加工参数:如后续需要继续大变形加工,可采用850℃、应变速率0.01 s^-1作为加工参数,该参数可生成细小、均匀且易加工的铁素体组织;如后续对F/M钢有较高的强度要求,可选取1150℃、应变速率10 s^-1作为加工参数,该参数可生成细小、均匀且高强度的马氏体。

摘要：为了精确获得变形态TC4钛合金塑性变形特征和适合的热变形条件,以指导变形工艺参数设计,利用MMS-100动态热模拟机进行热压缩试验,研究了变形态TC4钛合金在应变速率0.01~10·s^(-1)、变形温度880~1030℃条件下的热变形行为,推导了基于Arrhenius公式的本构方程,并采用Zerner-Hollomon参数验证了该本构方程的可靠性。利用动态材料模型建立了变形态TC4钛合金的热加工图。结果表明,变形态TC4钛合金的流变应力随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小。稳态应力与补偿因子Z的线性拟合系数为0.96,所建立的热变形本构模型能够用来描述变形态TC4钛合金的热变形行为。变形态TC4钛合金的热加工安全区为变形温度880~920℃、应变速率0.01~0.15·s^(-1)和变形温度990~1030℃、应变速率0.01~4·s^(-1)。

摘要：为得到组织均匀、晶粒度符合要求且无锻造缺陷的某履带板高性能锻件,首先,通过热压缩实验获取了42CrMo钢的流变数据,并构建了Arrhenius本构方程。结果表明:当应变速率为0.01~0.1 s^(-1)、温度高于850℃时,材料的真实应力-真实应变曲线存在明显的峰值,软化效应明显,其动态再结晶软化效应显著大于加工硬化效应;当应变速率较高时,材料的应力峰值不明显,软化效果不显著,这说明在高应变速率下,材料来不及完全发生再结晶,其软化机制为动态回复。其次,构建了42CrMo钢在不同变形量下的热加工图,发现42CrMo钢的失稳高风险区主要位于低温、高应变速率区域,也有少量位于高温、低应变速率区域;当对数应变速率小于-2.5、温度为850~1050℃时,材料在热加工时具有较高的热加工稳定性。再次,使用数值仿真分析了某履带板的锻造成形过程,得到了成形效果良好,无折叠、欠填充等锻造缺陷的锻件,各方面指标均达到了设计要求。最后,通过生产试制验证了锻造工艺的可行性,通过微观组织分析验证了推荐的锻造温度和应变速率能够得到细小、均匀的组织。

摘要：为准确获得TC21钛合金塑性加工的变形特征和热加工条件,合理设计锻造工艺参数,利用Gleeble-3500热模拟机进行等温恒应变速率热压缩试验,研究了TC21钛合金在变形温度为830~1010℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)条件下的热变形行为,采用Arrhenius双曲线正弦函数推导出TC21钛合金本构方程。并基于动态材料模型(Dynamic Materials Model,DMM)建立了TC21钛合金的热加工图。结果表明,在本试验的变形条件下,该合金的流变应力随着变形温度的降低和应变速率的升高而增大。根据热加工图确定了合金的热加工安全区域为:变形温度为900~940℃、应变速率为0.01~0.05 s^(-1)和变形温度为970~1010℃、应变速率为0.01~0.08 s^(-1)。