電鑄Ni-W合金熱壓縮變形的流變行為

成生偉，田文懷

(北京科技大學 材料科學與工程學院，北京100083)

藥型罩做為破甲彈戰斗部的核心部件，其形狀、材質、成形工藝等都對破甲效果有直接影響[1-4]。在成形工藝方面，最近的研究表明電鑄技術是制備藥型罩較為合適的方法[5-7]。在選材方面，鎳及其合金由于具有優良的塑性、沖擊韌性和耐腐蝕等特點，成為制備藥型罩的常選材料之一[8-9]。W具有高熔點、高密度，Ni具有高聲速、優良的動態變形性能，二者的結合使得Ni-W合金成為一種有潛力的藥型罩材料。另外，藥型罩在裝藥前一般要進行機加工以確保其尺寸精度，因而熱變形是藥型罩制造過程中必不可少的重要環節，對藥型罩的性能有較大的影響。Ni-W合金作為該類合金的新品種之一，有關其熱變形研究方面還未見報道。

本文作者研究電鑄Ni-W合金在熱壓縮過程中的真應力—應變曲線，以及流變應力與變形速率、變形溫度的關系，確立合金熱變形的本構方程，擬為其熱加工工藝的制定以及生產過程中變形組織和性能的預測和控制提供依據。

1 實驗

以氨基磺酸鎳和鎢酸鈉為主鹽，檸檬酸為絡合劑，用氨水調節電鑄液pH為4，采用直流電鑄法制備Ni-W合金，陽極采用純度為99.98%的鎳板，陰極為單面用過氯乙烯膠絕緣的不銹鋼薄片，電鑄溫度為70 ℃，陰極電流密度為10 A/dm2，電鑄時間為100 h。制備的合金成分如表1所列。電鑄完成后試樣加工成圓柱體，尺寸為d8 mm×10 mm。

表1 電鑄Ni-W合金的化學成分Table1 Chemical composition of electroformed Ni-W alloy(mass fraction, %)

將加工好的試樣在Gleeble-1500型熱模擬機上進行等溫壓縮試驗。壓縮溫度為400~600 ℃，應變速率為0.001~0.1 s-1，總壓縮量達到真應變0.7。試驗時將試樣以5 ℃/s的速度加熱到所需溫度，保溫3 min，在試樣兩端面涂敷機油石墨潤滑劑以減小摩擦力的影響，壓縮后的試樣迅速水冷到室溫。熱模擬試驗后的試樣沿中面切割、腐蝕，然后在OLYMPUS PMG3顯微鏡上觀察其金相組織。

2 結果與討論

2.1 應變速率與變形溫度對真應力—應變曲線的影響

壓縮試驗的真應力—應變曲線如圖1所示。由圖1可以看出，在相同溫度下，隨應變速率的增加，材料的真應力值升高；在相同的應變速率下，真應力隨溫度增加而下降。圖1(a)、(b)中變形速率為0.001、0.01 s-1時550、600 ℃對應的曲線和圖1(c)中450~600 ℃對應的曲線表現為應力達到峰值后下降至一穩定值保持不變，為動態再結晶型應力應變曲線；圖1(a)、(b)中的400~500 ℃的曲線其應力值在較大應變下保持不變或者仍上升，為動態回復型應力—應變曲線。可以推知，隨著變形溫度的升高和變形速率的降低，其真應力—應變曲線由動態再結晶型向動態回復型轉變。

圖1 電鑄Ni-W合金在不同條件下熱壓縮變形的真應力—應變曲線Fig.1 True stress—true strain curves of electroformed Ni-W alloy during hot compression deformation under different conditions: (a) =0.001 s-1; (b) =0.01 s-1; (c) =0.1 s-1

應變速率對合金的流變應力影響顯著，在溫度一定、材料的組織結構不變的情況下，隨應變速率的增大，位錯結構形成的速度越快，晶體內由于原子間和位錯間的相互作用迅速形成內應力場和能量勢壘。然而，變形是由擴散控制的位錯攀移引起的或者由割階攀移控制的螺位錯開動引起，位錯運動需要外力和熱激活的驅動來克服有內應力構成的障礙和能量勢壘，在溫度一定的情況下，熱起伏的作用是有限的，因此流變應力隨應變速率增大而增大[10-11]。變形溫度是影響流變應力的另一重要因素，隨著變形溫度的升高，原子活動的動能增加，各種點缺陷的擴散加快，依賴于擴散的位錯開動易于進行，熱激活能的作用增強，位錯運動依靠的有效應力減小致使流變應力降低；另一方面，高溫下變形將發生動態回復和動態再結晶，這種軟化作用也隨著溫度的提高而加強，可減輕或消除由于塑性變形而產生的加工硬化[12]。

峰值應力的出現是由位錯堆積造成的硬化和動態再結晶軟化共同作用的結果。金屬的高溫變形是一個熱激活過程，溫度升高會使熱激活過程增強，可以立即引起回復現象的出現而不需要孕育期。在這過程中，由加工硬化造成的位錯密度會有所下降，宏觀上表現為流變應力下降。

2.2 熱壓縮變形對合金組織的影響

圖2 電鑄Ni-W合金在=0.01 s-1和不同溫度下的金相組織Fig.2 Metallographic structures of electroformed Ni-Walloy under =0.01 s-1 and different temperatures: (a) Uncompressed; (b)400 ℃; (c) 450 ℃; (d) 500 ℃; (e) 550 ℃; (f) 600 ℃

2.3 合金熱激活能與本構方程

研究表明，金屬熱變形和高溫蠕變行為類似，都是一個受熱激活控制的過程，因此金屬的熱變形可用高溫蠕變時的應力—應變關系進行描述，即應變速率、溫度T與流變應力σ可用Zener-Hollomon參數Z表示[13-15]：

式中：為應變速率，s-1；T為熱力學溫度，K；R為摩爾氣體常數；Q為變形激活能，kJ/mol。

熱變形時、T和σ之間的數學關系主要有以下3種情況。

1) 低應力水平情況下(ασ＜0.8 時)：

2) 高應力水平下(ασ＞1.2 時)：

3) 整個應力水平時：

式中：A1、A2和β均為與溫度無關的常數；σ為流變應力，MPa；A為結構因子，s-1；α為應力水平參數，MPa-1，α=β/n；n為應力值數。

對式(2)和(3)兩邊取對數，并取σ為穩態流變應力，分別以ln和lnσ及ln和σ為坐標作圖，利用最小二乘法線性回歸，可得圖3。n可取圖3(a)中5條直線斜率的平均值，得n=15.083；β值可取圖3(b)中5條直線的斜率的平均值，得β=0.157。α=β/n=0.014。

在整個應力水平下，對式(4)兩邊取自然對數的微分可得：

取電鑄Ni-W合金材料在不同應變速率和溫度下的流變應力、應變和各自的應力水平參數，做出ln[sinh(ασ)]—1/T以及 ln—ln[sinh(ασ)]關系曲線，如圖4圖所示。根據圖4(a)可以求得直線的平均斜率為5.81，圖4(b)中直線的平均斜率為 8.52，從而可以得到變形激活能Q=411.55 kJ/mol。

圖3 電鑄Ni-W合金峰值應力與應變速率之間的關系Fig.3 Relationship between peak stress and strain rate of electroformed Ni-W alloy: (a) Curves between ln˙ and lnσ;(b) Curves between ln˙ and σ

將式(4)帶入式(1)，并對式兩邊取自然對數，可得

分別將合金的變形激活能Q、R以及對應的變形溫度T、應變速率帶入式(6)可求得相應的lnZ值。然后分別取不同應變速率和溫度下的穩態流變應力、應變值，作出lnZ—ln[sinh(ασ)]的散點圖，并作線性回歸，如圖5所示。由式(7)可知，lnA和n分別為 lnZ—ln[sinh(ασ)]關系曲線中的截距和斜率，可得n=8.12，lnA=45.6，則A=6.37×1019。

將求得的各材料參數帶入式(4)，得到電鑄 Ni-W合金熱壓縮時的流變應力方程為

圖4 ln[sinh(ασ)]與應變速率和變形溫度的關系Fig.4 Relationship between ln[sinh(ασ)]and strain rate and temperatures: (a) Curves between ln[sinh(ασ)]and 1/T; (b)Curves between ln and ln[sinh(ασ)]

圖5 參數Z與ln[sinh(ασ)]的關系Fig.5 Relationship between Zener-Hollomom parameter and ln[sinh(ασ)]

利用式(9)可為電鑄Ni-W合金變形組織的預測、控制及熱加工工藝的制定提供理論依據。

3 結論

1) 電鑄Ni-W合金熱壓縮變形時的流變應力隨應變速率提高而增大，隨變形溫度升高而降低。當溫度高于550 ℃和應變速率為0.01~0.1 s-1時，合金流變曲線呈現明顯的動態再結晶特征。

2) 變形溫度對電鑄Ni-W合金顯微組織有較大影響，當應變速率為0.01 s-1、變形溫度高于550 ℃時，合金發生了完全的動態再結晶。

3) 電鑄Ni-W合金熱壓縮變形時的熱變形激活能為 411.55 kJ/mol，流變應力方程為=6.37×1019·

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