40CrNi2MoE鋼的高溫塑性變形特征

蘇新生，徐文帥，黃順喆，王春旭，厲 勇

（1.中國航空動力機械研究所，株洲 412005；2.鋼鐵研究總院特殊鋼研究所，北京 100081；3.貴州安大航空鍛造有限責任公司，安順 561005）

0 引 言

40CrNi2MoE鋼是一種典型的優質低合金超高強度鋼，是制造飛機起落架和其他主要結構部件的關鍵材料[1]。關于這種鋼的研究已有大量文獻報道[2－5]，這些研究主要集中在組織相變、疲勞斷裂性能以及鋼中氫脆等方面，但關于其熱變形行為還鮮有報道。為此，作者采用熱模擬試驗機對40CrNi2MoE鋼進行了高溫軸向單道次壓縮變形試驗，系統地研究了其熱變形行為，并對變形后的顯微組織進行了分析，為其熱加工工藝的制定和優化提供技術指導和理論依據。

1 試樣制備與試驗方法

試驗用40CrNi2MoE鋼棒材化學成分（質量分數/%）為0.41C，0.78Mn，0.25Si，0.000 6P，0.001S，0.85Cr，1.80Ni，0.25Mo，0.000 6O，0.001 0N。從棒材上切取并加工成Ф8 mm×15 mm的圓柱形壓縮試樣，然后在Gleeble-3800型熱模擬試驗機上進行高溫軸向單道次壓縮試驗。試樣先以10 K·s-1的加熱速率加熱到1 423 K，保溫5 min，然后以10 K·s-1的冷卻速率冷卻到不同的變形溫度（1 123，1 223，1 323，1 423 K），保溫5 s后進行壓縮變形；其應變速率分別為0.01，0.1，1，10 s－1，最大真應變為0.9，變形后立刻噴水冷卻，以便保留高溫變形后的晶界。用線切割機把熱壓縮試樣沿壓縮方向從中間剖開，磨平、拋光后，使用飽和苦味酸＋少量海鷗洗劑混合溶液來腐蝕，顯示奧氏體晶界，用LEICA MEF4M型光學顯微鏡觀察其顯微組織。

2 試驗結果與討論

2.1 高溫流變曲線及變形組織

從圖1中可以看出，在不同的變形條件下，40CrNi2MoE鋼的高溫流變曲線表現為動態回復型和動態再結晶型[6]兩種類型，主要是以動態回復型為主。在高溫變形過程中，40CrNi2MoE鋼的峰值應力和穩態流變應力隨著變形溫度的降低和應變速率的增大而提高。在應變速率相同的條件下，變形溫度越高，動態軟化速率越快，因而動態軟化程度越大，峰值應力和穩態流變應力逐漸降低，峰值應力和應變也隨著變形溫度的升高而逐漸減小[7]。在變形溫度相同的條件下，40CrNi2MoE鋼的加工硬化率、峰值應力和穩態流變應力也隨應變速率的增大而升高。

圖1 在不同變形條件下40CrNi2MoE鋼的高溫流變曲線Fig.1 High temperature flow stress curves of 40CrNi2MoE steel under different deformation conditions

從圖1中還可以看出，當應變速率為0.01 s-1，變形溫度高于1 123 K時，40CrNi2MoE鋼的流變曲線出現應力峰，表現出動態再結晶型曲線的特征；當應變速率提高到0.1 s-1和1 s-1時，只有當變形溫度分別高于1 223 K和1 323 K時，40CrNi2MoE鋼的高溫流變曲線才表現為動態再結晶型。由此可見，隨著應變速率的提高，其發生完全動態再結晶的溫度也逐漸升高。而當應變速率達到10 s-1時，在試驗溫度范圍內，40CrNi2MoE鋼的高溫流變曲線只表現為動態回復型。對于具有較高的加工硬化率的金屬，在高溫變形過程中，發生部分動態再結晶所產生的軟化不足以抵消加工硬化，此時即使發生了動態再結晶，而在高溫流變曲線上也不會表現出動態再結晶的明顯標志，即曲線上出現峰值。所以，從40CrNi2MoE鋼的高溫流變曲線上還不能完全斷定其是否發生了動態再結晶，還必須借助于顯微組織觀察加以分析。

由圖2可以看到，當以0.01 s-1的應變速率在1 123 K下發生0.9的真應變后，其組織已經發生部分再結晶；而當其它條件不變，變形溫度升高到1 223 K后，組織中基本上都為等軸的再結晶晶粒，說明40CrNi2MoE鋼發生了完全的動態再結晶。當應變速率提高為1 s-1時，其發生完全動態再結晶的溫度也提升到1 223 K之上；而當應變速率提高為10 s-1時，變形溫度只有達到1 323 K之上40CrNi2MoE鋼才能發生完全動態再結晶。變形溫度相同時，隨著應變速率的增大，完全動態再結晶晶粒尺寸逐漸變小；應變速率相同時，隨著變形溫度的升高，完全動態再結晶晶粒尺寸逐漸變大。

2.2 塑性變形本構方程

金屬材料的高溫流變應力與材料化學成分、變形溫度T、應變速率ε以及應變ε有關，在材料化學成分不變時，流變應力σ與變形條件之間具有如下的雙曲正弦關系[8-10]：

圖2 不同變形條件下40CrNi2MoE鋼的顯微組織Fig.2 Microstructure of 40CrNi2MoE steel under different deformation conditions

式中：R為氣體常數；Q為控制軟化過程的激活能；A，n，α為相關常數。

在低應力時，式（1）可簡化為：

在高應力時，式（1）可簡化為：

其中，常數α，β及n'之間滿足α=β/n'。對式(2)和(3)兩邊分別取對數并整理得到：

將圖1的真應力-應變曲線數據按式（4）和（5）處理得到圖3所示的應力(或峰值應力σp)和應變速率之間的關系曲線。從圖3中可以看出，和關系曲線都近似呈線性，通過線性回歸分析可得：β=0.069 31MPa-1，n'=7.5 264，進而計算得α=β/n '≈0.009 2 MPa-1。

圖3 40CrNi2MoE鋼峰值應力與應變速率的關系Fig.3 Relationship between peak stress and strain rate of 40CrNi2MoE steel

圖4 40CrNi2MoE鋼lnsinh(ασp)-ln及lnsinh(ασp)-1/ T的關系曲線Fig.4 lnsinh(ασp)-lncurves(a) and lnsinh(ασp)-1/ T curves(b) of 40CrNi2MoE steel

對式（1）兩邊取自然對數得：

當變形溫度恒定時，式（6）兩邊對應變速率求偏導，得：

當變形速率恒定時，式（6）兩邊對1/T求偏導，得：

根據圖1中的高溫流變曲線數據，可得峰值應力與應變速率和變形溫度之間的關系曲線，如圖4所示。通過線性回歸，可得出：A＝1.5 636×1013；n＝5.567 9，Q＝333.726 kJ·mol-1。將上述結果代入式（1）中，可以確立40CrNi2MoE鋼的高溫塑性變形本構方程為：

2.3 Zener-Hollomon因子

Z參數（Zener-Hollomon因子）被廣泛用以表征變形溫度與應變速率對熱變形過程的綜合作用。在熱變形過程中，變形溫度、變形速率與Z參數的關系式如下[11]：

將式（10）帶入式（1）中可得：

Z=A[sinh(ασ)]n（11）

故40CrNi2MoE鋼的Z參數表達式為：

Z=1.563 6×1013[sinh(0.009 2σ)]5.5679（12）

通過已求得的激活能，便可以計算得到不同變形條件下40CrNi2MoE鋼的Z參數。由圖5可以看出，隨著Z值的增加，40CrNi2MoE鋼熱變形過程中的峰值應力相應增加，且lnZ與lnsinh(α σpp)呈線性關系，相關系數可達到0.991。

40CrNi2MoE鋼在表現為動態再結晶型流變曲線的條件下，它的峰值應力應變εp與Z參數的自然對數之間也存在較好的線性關系，見圖5（b）所示。從圖中可以看出，發生動態再結晶的臨界應變值隨著Z參數的增大而增加，也就是說Z參數越大，試驗鋼發生動態再結晶將越困難，峰值應變εp和lnZ的線性關系式為：

εp=0.054lnZ-1.15 （13）

圖5 40CrNi2MoE鋼lnsinh(ασp)-lnZ和εp-lnZ的關系曲線Fig.5 lnsinh(ασp)-lnZ curve(a) and εp-lnZ curve(b)of 40CrNi2MoE steel

3 結 論

（1）在真應變為0.9，變形溫度為1 123 K～1 423 K和應變速率為0.01～10 s-1的條件下，40CrNi2MoE鋼的高溫流變應力隨變形溫度的升高而減小，隨著應變速率的提高而增大。

（2）隨著應變速率的提高，40CrNi2MoE鋼發生完全動態再結晶的臨界溫度逐漸升高，當應變速率為10 s-1時，變形溫度高于1 323 K，才會發生完全動態再結晶，隨著Z參數值增大，40CrNi2MoE鋼發生動態再結晶將越困難，同時峰值應力應變隨之增加，40CrNi2MoE鋼峰值應變εp與Z參數之間滿足εp=0.054lnZ-1.15。

（3）在溫度為1 123～1 423 K和應變速率為0.01～10 s-1的條件下，40CrNi2MoE鋼的熱變形激活能為333.726 kJ·mol-1，其高溫塑性變形本構方程為

[1]柳木桐，劉建華，鐘平.超高強度鋼耐蝕性能的研究進展[J].科技導報，2010，28(9)：112-113.

[2]趙洪壯，LEE Y K，劉相華，等.AISI 4340鋼馬氏體相變的研究[J].東北大學學報，2006，27（6）：650-653

[3]劉文言，曲敬信，邵荷生.奧氏體-貝氏體復相組織疲勞斷裂性能研究[J].機械工程材料，1997，21（2）∶27-29.

[4]郭海丁，田錫唐.塑性形變對4340鋼中氫的富集及傳輸行為影響[J].腐蝕科學與防護技術，1995（1）∶47-52.

[5]馬利，鄭津洋，胡洋，等.AISI4340鋼的絕熱剪切與動態失效準則[J].兵工學報，2010，31（1）：79-82.

[6]SELLARS C M.Recrystallization of metals[J].Metals Forum,1981，4(1/2)∶75-80.

[7]ZHANG Bei-jiang，ZHAO Guang-pu，JIAO Lan-ying，et a1.Influence of hot working process on microstructures of superalloy GH4586[J].Acta Metallurgica Sinica,2005,41(4)∶351-356.

[8]FARAG M M,SELLARS C M.Flow stress in hot extrusion of commercial-purity aluminum[J].Journal of the Institute of Metals,1973,101(5)∶137-145.

[9]JONAS J J,SELLARS C M,TEGART W J.Strength and structure under hot working conditions[J].Int Met Rev,1969,130 (14)∶1-24.

[10]ZENER C，HOLLOMOM J H.Effect of strain rate upon the plastic flow of steel［J］.Appl Phys,1944,15(1)：22-32.

[11]MEDINA S F,HERNANDEZ C A.General expression of Zener-Hollomon parameter as a function of the chemical composition of low alloy and microally steels[J].Acta Materialia,1996,44(1)∶137-148.