邱 宇1,袁 飞2,曾元松1,孟 强1,3,罗 锐2,董继红1,3,赵华夏1,3

(1.中国航空制造技术研究院,北京 100024;2.江苏大学材料科学与工程学院,镇江212013; 3.北京赛福斯特技术有限公司,北京100024)

摘 要:利用Gleeble-3500型热模拟试验机对4Cr5MoSiV1热作模具钢进行单道次等温压缩试验, 研究了其在变形温度750~1050℃,应变速率0.001~0.1s -1 条件下的热变形行为,并观察变形后的 显微组织;根据试验得到的真应力-真应变曲线,构建了0.3真应变下的 Arrhenius高温本构模型,并在 动态材料模型基础上绘制了热加工图,从而得到该钢的合理热加工区间。结果表明:4Cr5MoSiV1 钢的变形抗力随变形温度的升高或应变速率的降低而显著降低;4Cr5MoSiV1钢的热变形激活能 为594.52kJ· mol -1;在 试 验 参 数 范 围 内,4Cr5MoSiV1 钢 合 理 的 热 加 工 区 间 为 变 形 温 度 1050 ℃、应变速率0.001~0.01s -1,此时组织中的碳化物细小且弥散分布,第二相强化效果显著。

关键词:4Cr5MoSiV1热作模具钢;热变形行为;本构模型;热加工图 中图分类号:TG142.1 文献标志码:A 文章编号:1000-3738(2021)02-0071-07

0 引 言

4Cr5MoSiV1 热 作 模 具 钢 是 一 种 具 有 二 次 硬 化效应的高 强 度 钢,目 前 已 广 泛 应 用 于 热 挤 压 以 及热锻 等 模 具 的 制 造[1-2]。热 作 模 具 钢 的 服 役 环 境极其恶 劣,经 常 在 交 变 机 械 载 荷、高 温、高 压 以及热冲击等极端环境下作业[3-4]。4Cr5MoSiV1钢 较高的高温强度和硬度可减少热挤压模具的变形 和开裂倾向,良 好 的 耐 磨 性 能 可 延 长 模 具 在 摩 擦 磨损环境 中 的 使 用 寿 命[5],优 良 的 抗 冷 热 疲 劳 能 力、导热性和 韧 性 使 其 对 剧 烈 的 温 度 变 化 具 备 较 强的适应能力[6]。 目前,有关4Cr5MoSiV1钢的研究主要集中在 表面处理[7]、多元素共渗[8]、耐磨性能[9]、热疲劳性 能[10]以及热加工[5,11]等方面,但在热加工方面主要 为热加工工艺研究,有关热加工性能的研究较少。 研究4Cr5MoSiV1钢的热加工性能可为实际的热 加工工艺以及工程应用提供科学指导和依据。本构 模型能够有效地预测流变应力,已普遍用于各类金 属及合金加工性能的研究[12-14],其中应用较广泛的 模型为 Arrhenius本构模型。此外,热加工图在耐 热钢[15]、镁合 金[16]、钛 合 金[17]等 方 面 得 到 广 泛 应 用,并通过显微组织验证其有效性;金属在热锻、热 轧等热加工过程中极易发生开裂、绝热剪切等失效 行为[18],为了减少钢在热加工过程中的失效,目前 主要采用基于动态材料模型(DMM)[19]的热加工图 来描述金属材料在热变形过程中热加工性、流变行 为与变形参数的关系。基于上述研究结果,作者用 Gleeble热力模拟机对4Cr5MoSiV1热作模具钢进 行热压缩试验,得到4Cr5MoSiV1钢的真应力-真应 变曲线并观察其显微组织;基于应力与应变数据,构 建了0.3真应变下的 Arrhenius高温本构模型,并 绘制了热加工图,预测了4Cr5MoSiV1钢在不同条 件下的变形抗力以及合理的热加工区间。

1 试样制备与试验方法

试验材料为4Cr5MoSiV1钢,其化学成分如表 1所示。采用线切割方法在试验钢上截取尺寸 为 ?8mm×12mm 的圆棒试样,用 Gleeble-3500型热 模拟试验机对圆棒试样进行单道次等温压缩试验。 试验过程中的真空度设置为1×10 -3 Pa,以防止试 样氧化;在试样与压缩砧头之间加入钽片,以减小试 样鼓肚效应。热压缩工艺流程如图1所示,变形温 度范围为750~1050 ℃,温度间隔为50 ℃,应变速率为0.001,0.01,0.1s -1,变形量取32.97%(真应变 为0.4)。压缩试验结束后,对试样进行打磨、抛光, 用体积分数4%的硝酸酒精溶液腐蚀后,采用LeicaDMI8C型光学显微镜观察显微组织。

2 试验结果与讨论

2.1 显微组织

由图2可以看出:当变形温度为800 ℃、应变速 率为0.001s -1 时,试验钢组织中的碳化物在三叉晶 界处偏析,铁素体基体内部均匀析出碳化物颗粒,组 织中存在尺寸较小的等轴晶,动态再结晶现象较明 显,且动态再结晶多在三叉晶界等缺陷处形核;当应 变速率增大到0.01s -1 时,试验钢中加工硬化占主导 地位,动态再结晶程度较弱,因此组织中等轴晶较少; 在高温条件下,部分碳化物溶于基体而出现回溶现 象,并且随着温度的升高,碳化物的回溶现象更加明 显,尺寸更加细小[20],当变形温度升高到1050℃时, 碳化物非常细小、圆润且弥散分布。

2.2 真应力-真应变曲线

由图3可以看出:在变形初期,随着真应变的增 加,试验钢变形抗力迅速增大,具有显著的加工硬化 效应;在应力达到峰值应力后,曲线趋于平缓或呈现 轻微下降趋势,这是由于变形产生的大量位错吸收 了足够的储存能而发生交滑移以及位错抵消的现 象,导致试验钢以动态再结晶和动态回复的形式发 生软化[21]。在变形温度恒定且不超过900 ℃时,随 着应变速率的增大,试验钢的变形抗力显著增大;在 较低应变速率下,试验钢在达到峰值应力后其应力 下降趋势更加明显。这是由于在较低的应变速率 (0.001s -1)下,晶粒有充分的时间吸收能量;当其储 存能超过再结晶势垒后便会发生动态再结晶而降低 变形抗力,并且动态再结晶晶粒的体积分数随着应 变速率的减小而增加,变形抗力也随之降低[22]。当 变形温度超过900 ℃时,随着变形温度的升高,储存能增大,试验钢更容易发生动态再结晶,使得真应力 迅速达到峰值应力而后趋于稳定。当应变速率一定 时,随着变形温度的升高,变形抗力减小,这是由于 在较高的温度下,动态回复和动态再结晶更容易发 生,软化效果更加显著。

2.3 高温本构模型的建立

为了预测 不 同 变 形 参 数 下 4Cr5MoSiV1 钢 的 变形抗力,构建了4Cr5MoSiV1钢在真应变为 0.3(稳态应力)下的双曲正弦型 Arrhenius高温本构方 程[23-24]。Arrhenius高温本构方程的表达式为程[23-24]。Arrhenius高温本构方程的表达式为 ε · = A1σn1exp - Q RT (ασ <0.8) A2exp(βσ)exp - Q RT (ασ >1.2) A(sinhασ)nexp - Q RT (任何条件)式中:Q 为热变形激活能,J·mol -1;n 为表观应力指 数;R 为气体常数,约为8.314J·mol -1 ·K -1;α, β,A,A1,A2,n1 均为材料常数,其中α=β/n1;T 为 热力学温度,K;σ 为变形抗力,MPa;ε · 为应变速率, s -1。 式(1)中的幂函数和指数函数两边分别取自然 对数,可得: lnε · =lnA1 +n1lnσQ RT (2) lnε · =lnA2 +βσQ RT (3) 根据式(2)和式(3),基于真应力与真应变数据, 绘制lnε · -lnσ和lnε · -σ曲线,如图4(a)与图4(b)所 示。可知,每条曲线均呈线性特征,且近似相互平 行,直 线 斜 率 倒 数 的 平 均 值 即 为 n1,得 到 n1 为 6.9759,同理得到β为0.0524,再由α=β/n1,得到 α 为0.007514。 式(1)中的双曲正弦函数两边分别取自然对数 并变形,可得: ln(sinhασ)=- 1 n lnA + 1 n lnε · + 1 n · Q RT (4) 对lnε · -ln(sinhασ)进行拟合,结果如图4(c)所 示,求得直线斜率倒数的平均值n 为4.9986,这也 揭示了 试 验 钢 的 蠕 变 行 为 以 高 温 攀 移 为 主[25-27]。 热变形激活能反映的是热加工切削性能。根据式 (4)绘制1000/T-ln(sinhασ)拟合曲线,如图4(d) 所示,求得斜率的平均值Q/(nR)为14.3057,计算 得到Q 为594.523kJ·mol -1,这说明该试验钢热 加工困难,变形抗力大。 通过引入参数 Z(Zener-Hollomon参数)来描 述温度T 与应力σ 之间的关系[28]。三者之间的关 系表达式为 Z =ε · exp Q RT =A(sinhασ)n (5)在高温低应变速率下Z 较小,反之则Z 较大, 因此在一定程度上Z 可反映材料发生动态再结晶 的程度。一般 Z 越小,材 料 越 容 易 发 生 动 态 再 结 晶[22]。式(5)两端取对数得: lnZ =lnA +nln(sinhασ) (6) 对lnZ 与ln(sinhασ)进行拟合,结果如图4(e) 所示,得到线性相关系数R 2 为0.9854,说明拟合准 确度较高;截距lnA 为51.8263,则材料常数 A 为 3.22×10 22。因 此,在 真 应 变 0.3 下,4Cr5MoSiV1 钢的 Arrhenius高温本构方程为 ε · =3.22×10 22[sinh(0.007514σ)]4.9986 × exp[-5.94523×10 5/(8.314T)] (7)

2.4 热加工图

根据 DMM 理论[19],功率耗散指数η 和应变速 率敏感指数m 的表达式分别为 η=J/Jmax =2m/(m +1) (8)m = ∂J ∂G = ε ·∂σ σ∂ε · = ∂lnσ ∂lnε · (9) 式中:J 为耗散协量;Jmax 为理想线性耗散协量;G 为由塑性变形引起的能量耗散。 将不同变形温度和真应变下的应力和应变速率 取对数,进行3次拟合后,求出 m,从而得到不同真 应变下的η,进而绘制出的真应变0.25下试验钢的 三维功率耗散图和二维功率耗散图,如图5所示。 图5(b)中等值线上的数字即为η值,箭头的指向代 表η增加的方向。η 能有效反映材料在不同变形 条件下的组织演变规律。η 峰值(0.36)区 域 对 应 的热加工参数为变形温度835~865 ℃、应变速率 0.0010~0.0013s -1;该区域可能是4Cr5MoSiV1 钢在真应变0.25下容易发生动态再结晶软化行为 的热加工窗 口,但 需 结 合 流 变 失 稳 图 以 及 显 微 组 织进行确认。用流变失稳判据失稳参数ξ(ε ·)来表征材料流 变失稳区间,其表达式为 ξ(ε ·)= ∂ln[m/(m +1)] ∂lnε · +m <0 (10) ξ(ε ·)是应变速率和变形温度的函数。将ξ(ε ·) 随应变速率和变形温度的变化绘制成流变失稳图, 图中ξ(ε ·)为负值时对应的区域即为失稳区。根据 式(10),绘制出4Cr5MoSiV1钢在真应变0.25下的 流变失稳图。由图6可以看出,4Cr5MoSiV1钢的 流变失 稳 区 域 (灰 色)面 积 较 大,其 范 围 贯 穿 整 个 0.001~0.1s -1 应 变 速 率 区 间,仅 在 高 温 (900~ 1050 ℃)范围内存在安全加工区域(白色)。 通过 叠 加 功 率 耗 散 图 和 流 变 失 稳 图 获 取 4Cr5MoSiV1钢在真应变0.25下的热加工图,并采用相同方法得到4Cr5MoSiV1钢在0.35下的热加 工图。由图7可知,4Cr5MoSiV1钢的合理热加工 区间为变形温度900~1050 ℃、应变速率0.001~ 0.01s -1,4Cr5MoSiV1 钢 的 流 变 失 稳 面 积 与 功 率耗散指数随 真 应 变 的 增 大 基 本 不 变;功 率 耗 散 峰 值区域 出 现 在 变 形 温 度 840~860 ℃、应 变 速 率 0.001s -1 处,但结合流变曲线可知,该条件下的变 形抗力较大,且 结 合 失 稳 图 可 知 该 区 域 有 失 稳 倾 向,因此该 区 域 不 宜 作 为 加 工 区 域。结 合 显 微 组 织分析可知,4Cr5MoSiV1钢真正合理的热加工区 间为 变 形 温 度 1050 ℃、应 变 速 率 0.001~0.01 s -1,此时组织中碳化物细小且弥散分布,第二相强 化效果显著,力学性能良好[20]。

3 结 论

(1)在 热 压 缩 过 程 中,随 着 真 应 变 的 增 加, 4Cr5MoSiV1钢的变形抗力迅速增大,在应力达到 峰值应力后,真应力随应变增大趋于平缓或呈现轻 微下降趋势;4Cr5MoSiV1钢的变形抗力随变形温 度的升高或应变速率的降低而显著降低。 (2)基于 Arrhenius关系构建了4Cr5MoSiV1 钢在真应变0.3下的热变形本构方程,该方程为ε · = 3.22×10 22[sinh(0.007514σ)]4.9986exp[-5.94523× 10 5/(8.314T)]。 (3)在试验参数范围内,4Cr5MoSiV1钢合理的 热加工区间为变形温度1050 ℃、应变速率0.001~ 0.01s -1,此时组织中碳化物细小且弥散分布,第二 相强化效果显著。

来源：材料与测试网