０　引　言

    FV５２０B馬氏體不銹鋼具有較高的強度和硬度、良好的耐腐蝕性能和焊接性能,是制造離心壓縮機和汽輪機葉片的常用材料[１Ｇ２].在實際生產中,多數(shù)葉片都是通過熱鍛造工藝制造的,因此材料的流變應力對最終成形葉片的力學性能和顯微組織有著重要的影響.隨著計算機技術的發(fā)展,數(shù)值模擬已被廣泛用于研究各種零件的成形規(guī)律,而精確的本構方程能夠提高模擬的準確性.國內外學者對多種材料的本構方程進行了研究,并提出了多種模型,如JohnsonＧCook模型[３]Arrhenius模 型[４]、ZerilliＧArmstrong模 型[５]等.其中,Arrhenius模型的預測精度相對較高,常被用于建立各種金材料的本構方程.程曉農等[６]基于 Arrhenius模型建立了新型 CHDGＧA０６奧氏體不銹鋼在不同變形溫度和應變速率下的本構方程,該本構方程可以準確地預測該鋼在熱變形過程中的流變應力.HAN等[７]利用 Arrhenius模型對鑄態(tài)２５４SMO

    超奧氏體不銹鋼熱變形過程中的本構關系進行了研究,由所建立的本構方程計算得到的流動應力預測值與試驗值吻合較好.馬龍騰等[８]通過熱壓縮試驗研究了 AISI４０３ 馬 氏 體 不 銹 鋼 的 熱 變 形 行 為,基 于Arrhenius雙曲正弦函數(shù)模型建立的本構方程能夠較好地描述該不銹鋼的流變行為.張威等[９]和袁武華等[１０]采用 Arrhenius雙曲正弦模型分別建立了１３CrＧ５NiＧ２Mo超低碳馬氏體不銹鋼和０Cr１６Ni５Mo低碳馬氏體不銹鋼在熱變形過程中的本構方程,所建立的本構方程均具有較高的精度.目前,對 FV５２０B馬氏體不銹鋼的研究主要集中在熱處理、耐腐蝕性能、焊接性能、疲勞性能等方面[１１Ｇ１３],而有關該不銹鋼高溫塑性變形行為和本構方程的研究卻鮮有報道.為此,作者采用GleebleＧ３５００型熱模擬試驗機對FV５２０B馬氏體不銹鋼進行了單道次等溫熱壓縮試驗,得到了FV５２０B馬氏體不銹鋼在不同變形溫度和應變速率下的應力Ｇ應變曲線,分析了該不銹鋼在熱變形過程中的組織演變,在此基礎上使用 ZenerHollomon參數(shù)和 Arrhenius雙曲正弦模型建立了該不銹鋼的本構方程,并對該本構方程進行了修正和試驗驗證.

１ 試樣制備與試驗方法

    試驗材料為 FV５２０B 馬氏體不銹鋼棒,由長安東日金屬材料有限公司提供,初始狀態(tài)為預硬態(tài),直徑為３０mm,其化學成分(質量分數(shù)/％)為０．０６C,０．７０Mn,０．３８Si,≤０．００９P,≤０．０２０S,１４．１Cr,５．２８Ni,１．６７Mo,１．５２Cu,０．３６Nb.利用線切割將鋼棒加工成尺寸為?８mm×１２mm 的圓柱形壓縮試樣,在 GleebleＧ３５００型熱模擬試驗機上進行單道次等溫壓縮試驗,在試樣兩端與砧座之間加入石墨片以減輕試樣端部因摩擦而帶來的鼓肚效應.在壓力為１．０１×１０５ Pa的氬氣氣氛中,將試樣以５ ℃??s－１的升溫 速 率 加 熱 到 １１５０ ℃,保 溫 ５ min 后 再 以５ ℃??s－１的 冷 卻 速 率 分 別 冷 卻 至 ８５０,９２５,１０００,１０７５,１１５０ ℃,保 溫 ２ min 后 再 分 別 以 ０．００５,０．０５０,０．５００,５．０００s－１的應變速率進行等溫壓縮變形,最大真應變?yōu)椋埃梗保?相當于工程應變６０％),變形結束后立即水淬.沿試樣壓縮方向截取金相試樣,經研磨、拋光和用質量分數(shù)６０％硝酸溶液腐蝕后,在蔡司Z１m 型光學顯微鏡上觀察顯微組織.

２ 試驗結果與討論

２．１ 應力Ｇ應變曲線

由圖１可以看出:試驗鋼的流變應力隨著變形

    溫度的升高和應變速率的減小而降低;在變形的初始階段,在加工硬化的作用下,真應力隨真應變的增大而急劇增加,隨著變形程度的增大,試驗鋼開始出現(xiàn)動態(tài)軟化現(xiàn)象,動態(tài)軟化和加工硬化相互作用;在應變速率為０．００５s－１、溫度為１０００~１１５０℃或應變速率為０．０５０~５．０００s－１、溫度為１０７５~１１５０ ℃條件下,試驗鋼發(fā)生了     較明顯的動態(tài)再結晶,流變應力先上升到峰值應力后緩慢減小,并逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài),由此可知,隨著應變速率的增大,試驗鋼發(fā)生動態(tài)再結晶的溫度范圍逐漸變窄,這是由于應變速率越大,變形時間越短,導致在較低溫度下晶粒沒有足夠的時間形核和長大而造成的;在其他變形條件下,試驗鋼均表現(xiàn)出動態(tài)回復的特征,流變應力增加到某一峰值后趨于穩(wěn)定.

２．２ 顯微組織

    由圖２可以看出:在應變速率為０．００５s－１條件下,當變形溫度為８５０℃時,試驗鋼晶粒沿垂直于壓縮方向被明顯拉長;隨著溫度的升高,晶粒逐漸變?yōu)榫鶆蚣毿〉容S狀,且在１０００ ℃變形時,試驗鋼發(fā)生了動態(tài)再結晶,當變形溫度升高到１１５０ ℃時,動態(tài)再結晶晶粒長大.在變形溫度為１１５０ ℃條件下,試驗鋼在低應變速率下的再結晶晶粒尺寸明顯大于高應變速率下的,這是因為應變速率越高,變形時間越短,再結晶晶粒來不及長大.

２．３ 熱變形本構方程的建立

    本構方程可以反映變形參數(shù)對材料流變應力的影響規(guī)律.采用 Arrhenius雙曲正弦模型建立試驗鋼的本構方程,該模型的表達式為

    式中:A１,n１,A２,β,A,α,n 均為材料常數(shù),其中α＝β/n１;ε?? 為應變速率,s－１;Q 為熱變形激活能,kJ??mol－１;R 為氣體常數(shù),８．３４１J??mol－１??K－１;σ 為流變應力,MPa;T 為變形溫度,K.應變速率和變形溫度對流變應力的影響可以用Z(ZenerＧHollomon)參數(shù)[１４]來表示,其關系式為

    研究表明,本構方程中的材料常數(shù)均可以用應變的多項式來表示[１５Ｇ１６],以應變?yōu)椋埃埃禐槔齺碚f明材料常數(shù)的求解過程.在一定變形溫度下,對式(１)兩邊取對數(shù),然后求偏微分,可以得到

    根據(jù)式(３)和式(４)分別得到lnσＧlnε ?? 曲線和 σＧlnε ?? 曲線,如圖３(a)和(b)所示,通過計算兩組曲 線斜率即可得到不同變形溫度下n１ 和β的平均值,分別為１６．２０２３６和０．１５４６４,故α＝β/n１＝０．００９５４.在一定溫度或一定應變速率下,對式(１)兩邊取對數(shù),然后求偏微分,可以得到

    根據(jù)式(５)和式(６)分別得到ln[sinh(ασ)]Ｇlnε??曲線和ln[sinh(ασ)]ＧT－１曲線,如圖３(c)和(d)所示,通過計算兩組曲線的斜率可得到n＝１０．７７０７８,Q＝６１６．７６９４kJ??mol－１.對式(３)兩邊取對數(shù)可知,(Q/RT－lnA)/n 是ln[sinh(ασ)]Ｇlnε?? 曲線的截距,根 據(jù) 已 經 得 到 的n 和Q,計 算 得 到lnA ＝５６．２４６４５.

    為了研究不同變量與應變的響應關系,計算了應變步長為０．０５時,不同應變(０．０５~０．８０)下的α,n,Q,A.通過對不同變量和應變進行多項式擬合,發(fā)現(xiàn)用八階多項式來表示變量與應變ε的關系最合適,擬合曲線及其線性相關系數(shù) R 如圖４所示,擬合關系式為

    結合式(１)~式(２)、式(７)~式(１０)可以推導出 試驗鋼的流變應力與變形溫度、應變速率、應變的關 系,其本構方程為

    為了驗證本構方程的準確性,將根據(jù)式(１１)計算得到的流變應力預測值與試驗值進行對比.由圖５可以看出,大部分變形條件下流變應力的預測值與試驗值吻合較好,而在應變速率０．００５s－１、變形溫度８５０ ℃,應變速率５．０００s－１、變形溫度８５０ ℃和應變速率５．０００s－１、變形溫度９２５ ℃條件下,流變應力預測值與試驗值間存在較大誤差.造成誤差較大的原因有很多,主要包括:式(１)和式(２)均有一定的適用范圍,因此本構方程中變量的求解過程可能使預測值產生誤差;在試驗過程中,試樣與模具間接觸面的摩擦導致測驗數(shù)據(jù)不準確,從而影響了本構方程的預測精度;在較高應變速率下,由于變形產生的熱量來不及轉移,導致壓縮試樣的溫度上升,使得流變應力預測值與試驗值產生偏差.綜上所述,需要對本構方程進行修正以提高其預測準確性.

２．４ 本構方程的修正

    對應變速率０．００５s－１、變形溫度８５０ ℃,應變速率５．０００s－１、變形溫度８５０℃和應變速率５．０００s－１、變形溫度９２５ ℃條件下的預測值進行修正.在低應變速率(０．００５s－１)下,預測值的誤差主要是由界面摩擦引起的,因此需要從應變速率方面對本構方程進行修正.對式(２)中的應變速率指數(shù)進行修正,發(fā)現(xiàn)當指數(shù)為１４/１時,預測值與試驗值吻合得最好.在高應變速率(５．０００s－１)下,預測值的誤差主要由界面摩擦和變形熱引起,因此必須同時對應變速率和變形溫度進行修正.試驗發(fā)現(xiàn):測試溫度比設定溫度平均高２０℃,因此計算預測值時必須考慮變形熱引起的溫度差;同時應變速率指數(shù)為４/５時,預測值與試驗值的誤差最小.綜上,修正之后的本構方程為

    應變速率為０．０５０,０．５００s－１,不 同 變 形 溫 度下流變應力 的 預 測 值 與 試 驗 值 吻 合 良 好,不 需 要修正,因此只需對應變速度 為 ０．００５,５．００s－１,不同溫度下的流變應力預測值進行修正.由圖６可知,由修正后 本 構 方 程 計 算 的 流 變 應 力 預 測 值 與試驗值基本 吻 合,這 表 明 修 正 后 的 本 構 方 程 可 以較好地描 述 FV５２０B 馬 氏 體 不 銹 鋼 的 流 變 行 為.

    引入平均相 對 誤 差 的 絕 對 值δAARE 和 R 等 標 準 統(tǒng)計參數(shù) 來 進 一 步 驗 證 修 正 后 的 本 構 方 程 的 準 確性.由圖７ 可 知,由 修 正 后 的 本 構 方 程 計 算 的 流變應 力 的 預 測 值 與 試 驗 值 之 間 的 相 關 系 數(shù) 為０．９９７８８,平均相對誤差的絕對值為２．２２５％,這說明預測值和 試 驗 值 吻 合 較 好,誤 差 比 較 小 且 在 可接受范圍 內.綜 上 可 知,修 正 后 的 本 構 方 程 可 以準確地預測 FV５２０B馬氏體不銹鋼在不同變形條件下的流變應力.

３ 結 論

    (１)FV５２０B馬氏體不銹鋼的流變應力隨著變形溫度的升高和應變速率的減小而降低;在應變速率為０．００５s－１、溫度為１０００~１１５０ ℃或應變速率為０．０５０~５．０００s－１、溫度為１０７５~１１５０ ℃條件下該不銹鋼發(fā)生了較明顯的動態(tài)再結晶,流變應力先上升到峰值應力后緩慢減小,并逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài).

    (２)在應變速率０．００５s－１、變形溫度８５０℃,應變速 率 ５．０００s－１、變 形 溫 度 ８５０ ℃ 和 應 變 速 率５．０００s－１、變 形 溫 度 ９２５ ℃ 條 件 下,由 所 建 立 的FV５２０B馬氏體不銹鋼在高溫壓縮時的本構方程計算得到的流變應力與試驗值間的誤差較大;對本構方程進行修正后,流變應力的預測值與試驗值的相關系 數(shù) 為 ０．９９７８８,平 均 相 對 誤 差 的 絕 對 值 為２．２２５％,修 正 后 的 本 構 方 程 可 以 準 確 地 預 測FV５２０B馬氏體不銹鋼的流變應力.

    導致鋁合金的抗拉強度明顯增大,而塑性略有降低:多向鍛造工藝可以顯著提高６０６１鋁合金的力學性能.綜上可知,在由有限元模擬得到的最優(yōu)始鍛溫

４ 結 論

    (１)有限元模擬得到６０６１鋁合金多向鍛造工藝的最優(yōu)始鍛溫度為３００ ℃.

    (２)在最優(yōu)始鍛溫度下,經過４次循環(huán)多向鍛造后,６０６１鋁合金發(fā)生了完全的動態(tài)再結晶,晶粒高度細化且均勻分布,部分晶粒尺寸小于１μm,鋁合金呈超細晶的組織狀態(tài);６０６１鋁合金的拉伸性能得到顯著提高,抗拉強度由鍛造前的 ２６５．３３ MPa增加到３４４．７４MPa,斷后伸長率略有下降.度下,６０６１鋁合金的力學性能得到顯著提高.

（文章來源：材料與測試網(wǎng)- 機械工程材料 > 42卷 > 7期 (pp:53-56)）