38MnVTi非調質鋼的高溫熱壓縮變形特性及加工圖

江華德，陳元芳，湯 萌

（重慶理工大學材料科學與工程學院，重慶400054）

0 引 言

汽車半軸是汽車驅動橋的關鍵零件，需承受彎曲、扭轉、沖擊等載荷作用，半軸凸緣與桿連接的軸臺階處的扭轉疲勞剪切應力很大［1］，故對半軸材料的鍛后性能要求很高。如果材料內部存在裂紋，在扭轉疲勞剪切應力作用下，裂紋快速擴展，進而導致汽車半軸出現早期疲勞斷裂。38MnVTi非調質鋼鍛后或軋后能夠獲得良好的綜合力學性能和均勻的顯微組織，因而被廣泛應用于汽車行業［2-4］?；趧討B材料模型的加工圖可以判斷材料在熱變形過程中的流變失穩區，并已成功用于分析鋁合金、銅合金、鎂合金、鋼和鈦合金等材料［5-9］的高溫變形特性。然而，目前還沒有38MnVTi非調質鋼加工圖研究的報道。為了給該鋼的熱加工研究提供幫助，作者通過熱模擬壓縮試驗，得到了該鋼的應力、應變數據，并建立兩種不同判據下的加工圖，給出了38MnVTi鋼合理的加工工藝參數。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為38MnVTi非調質鋼，其主要化學成分（質量分數/%）為0.36C，0.3Si，1.2Mn，0.1V，0.024Ti，0.026P，0.033S。材料取自熱軋棒材，將其機加工成尺寸為φ10mm×12mm的圓柱形試樣。采用Gleeble-1500D型熱模擬試驗機進行單道次恒溫熱壓縮試驗，先升溫至1 200℃，保溫3min后降至變形溫度（950，1 000，1 100，1 200℃），升降溫速率均為10℃·s-1；應變速率分別為0.01，0.1，1，10s-1，壓縮工程應變為60%。為減小試樣與壓頭之間的摩擦，在試樣兩端放置石墨片；熱壓縮變形完成后立即水淬，以保留變形組織。

采用Tescan Vega LMU型掃描電子顯微鏡觀察顯微組織，腐蝕劑為4%（體積分數）硝酸酒精溶液。

2 試驗結果與討論

從圖1中可以看出，38MnVTi非調質鋼在熱壓縮變形過程中的真應力隨著應變速率的增大而升高，隨著變形溫度的升高而降低。在較低的應變速率（0.01，0.1s-1）下，真應力-真應變曲線的變化趨勢相似，都是隨著應變增加，應力先增加到峰值后開始下降，最后趨于平緩。這是因為壓縮前期，加工硬化占主導，當真應變超過一定值后，動態回復和動態再結晶引起的材料軟化使得應力降低，當軟化作用與加工硬化相互平衡時，曲線趨于平緩。在較高的應變速率（10s-1）下，各個變形溫度下的真應力-真應變曲線均呈穩態流變特征，即應力上升到一定值后不再隨著應變的增加而出現明顯的變化。在應變速率為1s-1時，材料在較低溫度下的軟化主要表現為動態回復，隨著溫度升高，積累的能量誘使材料發生動態再結晶，從而使得應力下降，最后和加工硬化作用相互平衡，使曲線保持平穩。在壓縮后期，由于潤滑性能的改變致使摩擦力增大，應力值會有所增加，如圖1（a）所示。

3 加工圖理論

加工圖是Parasad等基于動態材料模型（DMM）于1984年提出的評價材料熱加工性能的方法［10］，它由物理系統模型［11］、大塑性流變連續介質力學［12］、不可逆熱力學理論及動態系統的確定性混沌理論［13-14］等組成。動態材料模型把塑性變形過程中的熱加工工件看成是一個能量耗散體，材料熱變形過程中顯微組織演變所耗散的能量與理想線性耗散能量的比例關系，可用一個無量綱的參數η表示［15］：

圖1 不同應變速率下38MnVTi鋼的真應力-真應變曲線Fig.1 True stress-true strain curves of 38MnVTi steel at different strain rates

式中：m為應變速率敏感因子；η為功率耗散系數。

國外學者基于DMM理論發展了一些確定失穩變形區或穩定變形區的判據［16-17］。由不可逆熱力學極值原理推導的Parasd和Murty失穩判據是目前應用比較普遍的準則。

3.1 Parasd失穩判據

Parasd［18］和 Kalyan Kumar［19］基于 Ziegler［12］提出的將最大熵產生原理應用到大塑性流變的理論中，推導出了失穩區的判據：

圖2 不同變形溫度下lnσ與ln的關系曲線（應變為0.8）Fig.2 Relationship curves between lnσand lnat different deformation temperatures and strain of 0.8

3.2 Murty失穩判據

Murty等［20-22］認為，對于純金屬和合金化程度低的合金而言，可認為式（1）中的m是恒定的，而對于復雜的合金，m值會隨應變速率的改變而變化，這就使得式（2）不適用?；谶@種情況，Murty等［20］在研究鎳基高溫合金IN718的熱變形時，推導出了一種對于任何應力-應變速率關系都適用的失穩判據，即當2m＜η或η≤0時，便會出現流變失穩。

3.3 加工圖

圖3 基于Parasd失穩判據建立的應變為0.8時試驗鋼的加工圖Fig.3 Processing map of tested steel obtained basing Parasd criterion at strain of 0.8

從圖3可以看出，基于Parasd失穩判據建立的應變為0.8時試驗鋼的加工圖共有3個失穩區：溫度為950～1 050℃，應變速率為1～10s-1；溫度為1 150～1 200℃，應變速率為1～10s-1與應變速率為0.01～0.03s-1。結合圖1的真應力-真應變曲線可知，在較低的應變速率（0.01～1s-1）和較高的溫度（1 100～1 200℃）下，試驗鋼的應力出現了峰值，此后將發生動態再結晶。此外，在圖3中呈現出了唯一的功率耗散系數峰區，即溫度為1 150～1 200℃、應變速率為0.06～0.32s-1的區域，功率耗散系數的峰值為0.35。一般認為，高的功率耗散系數區域對應著最佳的加工區間，在該區間內動態再結晶等組織轉變會使功率耗散的值升高，這與真應力-真應變曲線出現動態再結晶的加工參數范圍是一致的。

從圖3還可以看出，左上角的功率耗散系數較低。這是因為在低溫、高應變速率下，大部分能量以熱能的形式消耗在剪切變形帶上，組織演變耗散的能量必然降低，因而功率耗散系數較低。而右下角黑色區域的功率耗散系數甚至小于0，這意味著組織轉變出現了失穩［23-24］。

從圖4中可以看出，基于Murty失穩判據建立的應變為0.8時試驗鋼的加工圖有4個失穩區：溫度為950～1 000℃，應變速率為1～5.6s-1；溫度為1 025～1 150℃，應變速率為5.6～10s-1；溫度為1 175～1 200℃，應變速率為0.01～0.05s-1與1～3.2s-1。功率耗散系數峰值位置的變形條件：溫度為1 175～1 200℃，應變速率為0.18～1s-1，峰值大小為0.36。

對比圖3和圖4可以發現，基于兩種失穩判據得到的加工圖有相似之處，即：失穩區域的面積大小相近，功率耗散系數的變化趨勢相似，具體表現為左下角功率耗散系數的值均較低（小于0.15），右下角的功率耗散系數急劇下降直至小于零?；趦煞N失穩判據做出的加工圖的差別在于：除了右下角失穩區域的位置相同以及左上角有部分干涉相同外，其它失穩區域的位置均不相同。

圖4 基于Murty失穩判據建立的應變為0.8時試驗鋼的加工圖Fig.4 Processing maps of tested steel obtained basing Murty criterion at strain of 0.8

兩種失穩判據均沒有得到陰影的失穩特征，而在圖5（a）中卻發現了裂紋，由此可見低的功率耗散系數可以作為識別失穩的一種方法。同理，圖5（b）也是因為失穩導致η值降低。此外，在高應變速率下，經過大應變（0.8）壓縮變形后材料的組織均出現不同程度的失穩，如圖5（c～f）所示。由此可見，38MnVTi非調質鋼在大應變速率下變形時會發生失穩，應避免在這種情況下進行加工。有些失穩區域為試驗工藝方案外的部分，還有待進一步驗證。

圖5 不同熱壓縮變形條件下失穩區域試驗鋼的顯微組織Fig.5 Microstructure of instability zones of tested steel under different thermal compression deformation conditions

綜上所述，可以通過低的功率耗散系數識別38MnVTi非調質鋼的熱變形失穩，在制定熱加工工藝時應避免在高應變速率下進行大應變量變形。

在安全加工區內，功率耗散系數越高，材料的可加工性就越好，綜合圖3和圖4中功率耗散系數的變化可知，功率耗散系數高于0.25的變形區間是值得推薦的加工工藝，結合圖1的真應力-真應變曲線可以得到38MnVTi非調質鋼在高溫變形時的最佳工藝參數：溫度為1 050～1 200℃，應變速率為0.04～1s-1。

4 結 論

（1）基于Parasd和Murty判據得到的試驗鋼加工圖中，失穩區域的面積大小相近，功率耗散系數變化趨勢相似，但失穩區域位置分布有差異。

（2）可以通過低的功率耗散系數識別38MnVTi非調質鋼的熱變形失穩，應避免在高應變速率下進行大應變量變形。

（3）38MnVTi非調質鋼最佳的變形工藝參數：溫度為1 050～1 200℃，應變速率為0.04～1s-1。

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