圓盤剪用YC1鋼的熱變形行為及熱加工圖

劉 堅(jiān) 霍慶輝 汪宏斌 陳 卓

（上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444）

LD鋼（7Cr7Mo2VSi）是由上海材料研究所研制的高強(qiáng)韌冷作模具鋼，具有良好的耐磨性，被廣泛應(yīng)用于冷沖、冷鍛以及剪切刀具等產(chǎn)品[1-2]。目前，有關(guān)LD鋼的研究主要集中在表面改性[3]、熱處理工藝[4-5]、切削加工性能[6]、激光表面熔凝[7]等方面，有關(guān)LD鋼的熱變形行為和熱加工性能的研究較少。而本文選用的圓盤剪用YC1鋼是在LD鋼的基礎(chǔ)上調(diào)整化學(xué)成分而研制成的，研究YC1鋼的熱加工性能對(duì)優(yōu)化該鋼種的熱加工工藝及制定最佳鍛造工藝參數(shù)具有指導(dǎo)意義。本構(gòu)方程模型已經(jīng)用于研究金屬及合金的加工性能[8-10]，并且能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)其流變應(yīng)力，其中Arrhenius模型應(yīng)用較為廣泛。此外，熱加工圖也已經(jīng)廣泛應(yīng)用于鋁合金[11]、合金鋼[12]、鈦合金[13]等材料。

本文采用Gleeble-3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)YC1鋼進(jìn)行單向恒溫?zé)釅嚎s試驗(yàn)，獲得YC1鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同變形溫度、應(yīng)變速率及應(yīng)變量下流變應(yīng)力，基于傳統(tǒng)的Arrhenius模型[14]，對(duì)流變應(yīng)力本構(gòu)方程進(jìn)行改進(jìn)。根據(jù)動(dòng)態(tài)材料模型（dynamic materials model，DDM）[15]繪制YC1鋼的熱加工圖，確定其最佳熱加工區(qū)間，為生產(chǎn)中鍛造工藝的制定提供試驗(yàn)及理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為圓盤剪用YC1工具鋼，化學(xué)成分如表1所示。

表1 YC1鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical composition of YC1 steel（mass fraction） %

采用線切割切取φ8 mm×12 mm圓柱體試樣，表面打磨并拋光。在Gleeble-3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單向恒溫?zé)釅嚎s試驗(yàn)。為減小夾頭與試樣之間的摩擦，在夾頭和試樣之間涂抹潤(rùn)滑劑并加一層0.1 mm厚的鉭片。將試樣以10℃/s的速率加熱至1 130℃，保溫3 min，使試樣組織和成分均勻化，再以10℃/s的速率分別冷卻至970、990、1 010、1 030、1 050 ℃，保溫2 min 使試樣成分均勻，然后分別以0.01、0.05、0.1、1 s－1的應(yīng)變速率進(jìn)行等溫壓縮變形。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

YC1鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖1所示。在熱加工過程中，同時(shí)存在著因變形產(chǎn)生的加工硬化及動(dòng)態(tài)回復(fù)和再結(jié)晶引起的動(dòng)態(tài)軟化過程。由圖1可以看出，在變形初期，隨著真應(yīng)變的增大，流變應(yīng)力迅速增大，這是因?yàn)槲诲e(cuò)的產(chǎn)生和增殖造成位錯(cuò)密度迅速增加而產(chǎn)生加工硬化；而此時(shí)由刃型位錯(cuò)的攀移和螺型位錯(cuò)的交滑移使位錯(cuò)密度不斷減小而造成的軟化作用較小。在流變應(yīng)力達(dá)到峰值后，曲線趨于平緩或略微下降，這是因?yàn)榧庸び不蛙浕饔眠_(dá)到了動(dòng)態(tài)平衡[16]。

圖1 不同應(yīng)變速率下YC1鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-true strain curves of YC1 steel at different strain rates

應(yīng)變速率相同時(shí)，隨著變形溫度的升高，流變應(yīng)力減小，如圖1所示。這是因?yàn)殡S著溫度的升高，原子的活性增大，試驗(yàn)鋼動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形核及長(zhǎng)大速率增大，軟化作用顯著，流變應(yīng)力減小。變形溫度相同時(shí)，隨著應(yīng)變速率的減小，試驗(yàn)鋼有較多的時(shí)間發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，軟化作用增大，流變應(yīng)力減小。

2.2 流變應(yīng)力本構(gòu)方程的構(gòu)建

雙曲線正弦Arrhenius模型被廣泛用來描述流變應(yīng)力、變形溫度與應(yīng)變速率之間的關(guān)系[17-18]。為預(yù)測(cè)不同變形參數(shù)下YC1鋼的變形抗力，構(gòu)建了YC1鋼在真應(yīng)變?yōu)?.5時(shí)的雙曲正弦型Arrhenius高溫本構(gòu)方程。其表達(dá)式為：

綜合考慮變形溫度和應(yīng)變速率的影響，聯(lián)立式（1）和式（5）可以得到：

然而，利用Arrhenius模型構(gòu)建多應(yīng)變量下的流變應(yīng)力本構(gòu)方程有明顯的局限性。為了解決上述問題，相關(guān)文獻(xiàn)對(duì)Arrhenius本構(gòu)模型進(jìn)行了改進(jìn)[20]。

Lin等[21]采用應(yīng)變補(bǔ)償法對(duì)Arrhenius本構(gòu)方程進(jìn)行了修正，能很好描述42CrMo鋼的變形行為。本文根據(jù)熱壓縮試驗(yàn)得到的YC1鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變數(shù)據(jù)，對(duì)Arrhenius模型進(jìn)行改進(jìn)，分別取真應(yīng)變?yōu)?～0.8間間隔為0.05的真應(yīng)力，求得熱變形激活能Q以及材料常數(shù)α、n、ln A，以真應(yīng)變0.5為例，求解4個(gè)參數(shù)的過程如下：

對(duì)式（2）、（3）兩邊取對(duì)數(shù)得：

圖2 真應(yīng)變?yōu)?.5時(shí)YC1鋼的不同熱變形參數(shù)的關(guān)系曲線Fig.2 Relationship curves between different hot deformation parameters of YC1 steel at true strain of 0.5

對(duì)式（3）兩邊同時(shí)取對(duì)數(shù)得：

進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖2（c，d）所示，可得出應(yīng)力指數(shù)n＝4.501，表明試驗(yàn)鋼的蠕變行為以高溫攀移為主[22]。熱變形激活能Q ＝564.703 kJ/mol，表明試驗(yàn)鋼熱變形抗力大，熱加工難度大。

對(duì)式（6）兩邊同時(shí)取對(duì)數(shù)得：

對(duì)lnZ － ln[sinh（ασ）]進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖3所示，得到的線性相關(guān)系數(shù)為0.975，說明擬合結(jié)果準(zhǔn)確度較高。通過擬合曲線得到截距l(xiāng)n A為49.862，材料常數(shù)A為4.52×1021。

圖3 真應(yīng)變?yōu)?.5時(shí)lnZ與ln[sinh（ασ）]之間的擬合曲線Fig.3 Fitting curve between lnZ and ln[sinh（ασ）]at true strain of 0.5

按照求解真應(yīng)變?yōu)?.5時(shí)的α、n、Q和A參數(shù)的過程，分別求出真應(yīng)變?yōu)?.05～0.75時(shí)的4個(gè)材料常數(shù)與真應(yīng)變之間的關(guān)系，如圖4所示。對(duì)4個(gè)材料常數(shù)進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，其中6次多項(xiàng)式擬合結(jié)果具有最好的相關(guān)性。6次多項(xiàng)式（11）中的系數(shù)如表2所示。

圖4 α、n、Q、lnA與真應(yīng)變之間的關(guān)系Fig.4 Relationship between α，n，Q，lnA and true strain

表2 材料常數(shù)α、n、Q、lnA的6次多項(xiàng)式擬合結(jié)果Table 2 6th order polynomial fitted values of material constants α，n，Q and ln A

由雙曲線正弦函數(shù)的定義式：

聯(lián)立式（6）、式（11）、式（12）得到Y(jié)C1 鋼的改進(jìn)Arrhenius型流變應(yīng)力本構(gòu)方程為：

確定α、n、Q、A的值后，就可以確定不同應(yīng)變量時(shí)的流變應(yīng)力。聯(lián)立式（5）、式（11）和式（13），則可預(yù)測(cè)不同變形溫度、應(yīng)變速率及應(yīng)變量下的流變應(yīng)力。為驗(yàn)證本構(gòu)方程（式（13））的準(zhǔn)確性，將不同變形溫度、應(yīng)變速率及應(yīng)變量下的300個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)繪制成試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的關(guān)系圖，如圖5所示，得到流變應(yīng)力試驗(yàn)值和預(yù)測(cè)值的相關(guān)系數(shù)為0.966，平均相對(duì)誤差為5.1% 。

圖5 流變應(yīng)力預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.5 Correlation between the predicted and experimental values of flow stress

2.3 熱加工圖

為避開熱加工的危險(xiǎn)區(qū)，確定材料最佳的熱加工工藝，以動(dòng)態(tài)材料模型為基礎(chǔ)繪制熱加工圖。熱加工圖由能量耗散圖和失穩(wěn)圖疊加而成。DMM模型[15]認(rèn)為，在材料變形過程中，外界對(duì)材料所做的功主要包括由加工變形造成的能量耗散和由組織變化造成的能量耗散兩部分。功率耗散因子η的表達(dá)式為：

式中：m為應(yīng)變速率敏感因子。通過真應(yīng)力-真應(yīng)變數(shù)據(jù)可以求出m，從而求出不同溫度和不同應(yīng)變速率下的η。試驗(yàn)鋼在真應(yīng)變?yōu)?.5時(shí)的三維功率耗散圖和二維功率耗散圖如圖6所示。一般認(rèn)為η值高的區(qū)域，材料的熱加工性能較好，但不是所有η值高的區(qū)域都適合熱加工，因?yàn)榇藚^(qū)域有可能會(huì)發(fā)生塑性失穩(wěn)。

文獻(xiàn)[23]提出了材料在一定溫度和應(yīng)變速率下失穩(wěn)的臨界條件為：

將ξ隨應(yīng)變速率和變形溫度的變化繪制成流變失穩(wěn)圖，ξ＜0的區(qū)域即為失穩(wěn)區(qū)。將相同應(yīng)變量下的功率耗散圖和流變失穩(wěn)圖疊加在一起就構(gòu)成了相應(yīng)應(yīng)變的熱加工圖。

YC1鋼在真應(yīng)變?yōu)?.5和0.7時(shí)的熱加工圖如圖7所示。圖中，灰色區(qū)域表示流變失穩(wěn)區(qū)，在同一真應(yīng)變下，灰度越淺說明ξ越大，等高線上的數(shù)字表示功率耗散因子η值。由圖6可知，功率耗散因子的峰值出現(xiàn)在變形溫度約1 010～1 030℃、應(yīng)變速率0.01 s－1處，但結(jié)合流變失穩(wěn)圖發(fā)現(xiàn)該區(qū)域可能會(huì)發(fā)生塑性失穩(wěn)。根據(jù)熱加工圖可知，YC1鋼合適的熱加工區(qū)間為變形溫度1 030～1 050 ℃、應(yīng)變速率0.01 ～0.13 s－1。

圖7 YC1鋼在真應(yīng)變?yōu)?.5和0.7時(shí)的熱加工圖Fig.7 Hot working maps of YC1 steel at true strains of 0.5 and 0.7

3 結(jié)論

（1）YC1鋼在熱壓縮過程的初期，隨著真應(yīng)變的增大，流變應(yīng)力迅速增大。在流變應(yīng)力都達(dá)到峰值后，真應(yīng)力值趨于穩(wěn)定或略微下降；隨著應(yīng)變速率的減小和變形溫度的升高，流變應(yīng)力減小。

（2）通過引入Zener-Hollomon參數(shù)及對(duì)Arrhenius模型進(jìn)行改進(jìn)，采用6次多項(xiàng)式擬合構(gòu)建的YC1鋼的流變應(yīng)力本構(gòu)方程具有較高的準(zhǔn)確性。該方程為采用該方程得到流變應(yīng)力試驗(yàn)值和預(yù)測(cè)值的平均相對(duì)誤差為5.1% ，相關(guān)系數(shù)為0.966。

（3）根據(jù)YC1鋼的熱加工圖，在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，YC1鋼合適的熱加工區(qū)間為變形溫度1 030～1 050 ℃、應(yīng)變速率0.01～0.13 s－1。