新型高強(qiáng)軸承鋼的熱壓縮變形行為與熱加工圖

程海洲,羅志輝,許婄鑫

(1.河南農(nóng)業(yè)職業(yè)學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院,鄭州 451450;2.洛陽(yáng)中重鑄鍛有限責(zé)任公司,洛陽(yáng) 471000;3.鄭州大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,鄭州 450001)

0 引 言

軸承鋼作為機(jī)械傳動(dòng)部分的基礎(chǔ)材料,常用來(lái)制作滾珠和軸承套圈等用于傳遞運(yùn)動(dòng)和承受載荷的重要支撐轉(zhuǎn)動(dòng)部件。在服役過程中軸承鋼需要承受各種交變應(yīng)力、壓力、摩擦力等作用[1],這就要求軸承鋼具備高硬度、優(yōu)異耐磨性(低摩擦因數(shù))、良好沖擊韌性、高接觸疲勞強(qiáng)度和良好尺寸穩(wěn)定性等性能[2]。近年來(lái)國(guó)內(nèi)在軸承鋼種類(高碳鉻軸承鋼、無(wú)鉻軸承鋼、滲碳軸承鋼、不銹軸承鋼和中高溫軸承鋼)、冶金技術(shù)(電爐、轉(zhuǎn)爐)、熱加工技術(shù)(鍛造、連鑄連軋)和熱處理技術(shù)(淬火+低溫回火、正火)等方面都取得了較大進(jìn)步[3-5]。開發(fā)出的高碳鉻軸承鋼GCr15、GCr15SiMn等再通過后續(xù)淬回火熱處理,形成的馬氏體鋼基本能滿足中低端軸承領(lǐng)域的性能需求[6],但是高端軸承鋼仍然很大程度上依賴進(jìn)口。研究[7-8]發(fā)現(xiàn),與馬氏體鋼相比,貝氏體鋼具有更高的強(qiáng)韌性、更好的沖擊韌性和更優(yōu)異的尺寸穩(wěn)定性?；诖?國(guó)外在傳統(tǒng)高碳鉻軸承鋼GCr15的基礎(chǔ)上,通過調(diào)整碳、硅、錳、鉻、鎳、鉬、硫、磷等元素含量將馬氏體組織調(diào)控為貝氏體組織,得到了一種新型貝氏體軸承鋼。熱加工處理是軸承鋼生產(chǎn)過程中的重要環(huán)節(jié),目前有關(guān)熱變形行為的研究主要集中在高碳鉻軸承鋼GCr15、GCr15SiMn、100Cr6等鋼種上,而對(duì)新型貝氏體軸承鋼的熱變形行為研究較少[9]。貝氏體軸承鋼的熱變形行為會(huì)因化學(xué)成分和顯微組織的差異而與傳統(tǒng)馬氏體軸承鋼明顯不同[10],因此有必要對(duì)其熱變形行為進(jìn)行研究,以通過優(yōu)化變形溫度、應(yīng)變速率等來(lái)避免其在熱加工過程中產(chǎn)生塑性失穩(wěn)[11]。基于此,作者研究了自主開發(fā)的新型貝氏體軸承鋼在變形溫度900～1 200℃、應(yīng)變速率0.01～5 s-1下的熱壓縮變形行為,構(gòu)建了熱變形本構(gòu)方程,并繪制了熱加工圖,以期為優(yōu)化貝氏體軸承鋼的熱加工工藝參數(shù)和改善其使用性能提供試驗(yàn)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為在GCr15軸承鋼基礎(chǔ)上,通過調(diào)整化學(xué)成分自主開發(fā)得到的新型貝氏體軸承鋼鍛坯,尺寸為?60 mm×150 mm,采用電感耦合等離子發(fā)射光譜法測(cè)得其化學(xué)成分如表1所示,顯微組織如圖1所示,可知其組織為下貝氏體。采用截點(diǎn)法統(tǒng)計(jì)得到鍛態(tài)試驗(yàn)鋼的平均晶粒尺寸約為58μm。

圖1 熱壓縮前鍛態(tài)試驗(yàn)鋼的顯微組織Fig.1 Microstructure of test steel in forged state before hot compression:(a)SEM morphology and(b)OM morphology

表1 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of test steel

在鍛坯上截取尺寸為?8 mm×12 mm 的試樣,在Gleeble-3800型熱力模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單道次熱壓縮試驗(yàn),將試樣以10℃·s-1速率加熱至1 200℃,保溫8 min后,以相同冷卻速率降溫至熱變形溫度(900,1 000,1 100,1 200℃),保溫1 min后以應(yīng)變速率0.01,0.05,0.1,0.5,1,5 s-1熱壓縮至變形量60%,結(jié)束后水淬直至冷卻到室溫。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 熱變形行為

由圖2可知,試驗(yàn)鋼在變形溫度900～1 200℃、應(yīng)變速率0.01～5 s-1下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線可分為4個(gè)階段[12-13]:(1)彈性變形階段,真應(yīng)力隨著真應(yīng)變的增大而快速增大,這主要是由于此時(shí)組織中位錯(cuò)密度急劇增大產(chǎn)生加工硬化作用所致;(2)塑性變形階段,隨著真應(yīng)變的繼續(xù)增大,試驗(yàn)鋼組織中出現(xiàn)位錯(cuò)滑移和攀移,在回復(fù)軟化作用下真應(yīng)力增加速率減小;(3)穩(wěn)定變形階段,在該階段試驗(yàn)鋼同時(shí)發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶軟化,抵消部分加工硬化作用,使得真應(yīng)力保持穩(wěn)定;(4)應(yīng)力下降階段,當(dāng)試驗(yàn)鋼到達(dá)峰值應(yīng)力后,繼續(xù)增加應(yīng)變會(huì)使軟化作用逐漸占主導(dǎo),真應(yīng)力隨著真應(yīng)變?cè)黾佣鴾p小。通過對(duì)比可知,當(dāng)變形溫度不低于1 000℃、應(yīng)變速率低于0.1 s-1時(shí),試驗(yàn)鋼在熱壓縮過程中的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶較明顯。在相同應(yīng)變速率下,變形溫度越高,峰值應(yīng)力越小,到達(dá)峰值應(yīng)力的真應(yīng)變也越小,這主要是因?yàn)樽冃螠囟鹊纳呖梢允乖囼?yàn)鋼在熱壓縮過程中具有較高的變形激活能,動(dòng)態(tài)回復(fù)和再結(jié)晶更加顯著,軟化作用更強(qiáng)[14]。在相同變形溫度下,應(yīng)變速率越大,峰值應(yīng)力越大,到達(dá)峰值應(yīng)力的真應(yīng)變也越大,這是因?yàn)閼?yīng)變速率的增加會(huì)增大位錯(cuò)密度,并提升試驗(yàn)鋼的加工硬化效果。

圖2 不同變形溫度和應(yīng)變速率下試驗(yàn)鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.2 True stress-true strain curves of test steel at different deformation temperatures and strain rates

2.2 熱變形本構(gòu)方程

對(duì)于不同變形溫度和應(yīng)變速率下的熱壓縮變形,可用Arrhenius本構(gòu)方程來(lái)建立變形溫度T、應(yīng)變速率ε·和真應(yīng)力σ之間的關(guān)系[15],其表達(dá)式為

式:中,,A,1,,A,2A n1nαβ均為與材料有關(guān)的常數(shù),其中β=αn1;Q為變形激活能,kJ·mol-1;R為氣體常數(shù),8.314 J·mol-1·K-1。

對(duì)式(1)兩邊取自然對(duì)數(shù),可得:

將熱變形溫度和應(yīng)變速率代入式(2),采用Origin軟件繪制峰值應(yīng)力σp與應(yīng)變速率的關(guān)系,結(jié)果如圖3(a)和圖3(b)所示。采用最小二乘法[16]對(duì)lnσp-lnε·和σp-lnε·關(guān)系曲線進(jìn)行線性擬合,分別計(jì)算曲線的斜率并求平均值后,得到n1=6.090 2,β=0.071 6,因此α=β/n1=0.011 8。采用Origin軟件繪制得到的ln sinh(ασp)-lnε·和ln sinh(ασp)-1 000/T關(guān)系曲線如圖3(c)和圖3(d)所示,采用最小二乘法[16]對(duì)曲線進(jìn)行線性擬合,分別計(jì)算曲線的斜率并求平均值后,得到n=4.271,Q=479.119 kJ·mol-1?？梢?該貝氏體軸承鋼的n與傳統(tǒng)GCr15馬氏體軸承鋼(4.512)相近,而Q明顯大于傳統(tǒng)GCr15馬氏體軸承鋼(323.336 kJ·mol-1)[2]。這說明新型貝氏體軸承鋼與傳統(tǒng)GCr15馬氏體軸承鋼在熱變形過程中的應(yīng)力敏感程度相當(dāng),但是在相同變形溫度下新型貝氏體軸承鋼更難以變形[17]。

圖3 不同變形溫度和應(yīng)變速率下試驗(yàn)鋼不同變量之間的關(guān)系曲線Fig.3 Curves between different variates of test steel at different deformation temperatures and strain rates

在熱壓縮過程中,可采用Z ener-Hollmon等提出的溫度補(bǔ)償變形速率因子Z建立ε·和σ的關(guān)系[18],其表達(dá)式為

對(duì)式(3)兩邊取對(duì)數(shù)可得:

將上述得到的材料參數(shù)和Q代入式(4)并進(jìn)行線性擬合,結(jié)果如圖4所示,擬合線的截距即為lnA;計(jì)算得到A=1.241×1018,且擬合相關(guān)系數(shù)R2=0.96,表明擬合精度較高。綜上,該新型貝氏體軸承鋼的熱變形本構(gòu)方程為

圖4 試驗(yàn)鋼的ln sinh(ασp)-ln Z 關(guān)系曲線Fig.4 ln sinh(ασp)-ln Z curve of test steel

2.3 熱加工圖

為了更好地制定貝氏體軸承鋼的熱加工工藝,需要進(jìn)一步研究其在不同變形溫度和應(yīng)變速率下的熱加工圖,以較好地預(yù)測(cè)軸承鋼在熱變形過程中的安全區(qū)和不安全區(qū),優(yōu)化熱加工工藝參數(shù)。基于動(dòng)態(tài)材料模型建立軸承鋼的熱加工圖,單位體積內(nèi)的輸入能量P[19]的計(jì)算公式為

式中:k為與熱變形相關(guān)的溫度常數(shù);m為應(yīng)變速率敏感指數(shù),在非線性耗散條件下,m取值在0～1,在理想線性耗散條件下,m取1。

引入與變形溫度和應(yīng)變速率相關(guān)的功率耗散效率因子η來(lái)建立與應(yīng)變速率敏感指數(shù)m的關(guān)系[20]:

將Prasad失穩(wěn)區(qū)判據(jù)作為貝氏體軸承鋼發(fā)生流變失穩(wěn)的依據(jù),基于動(dòng)態(tài)材料模型可建立功率耗散效率因子與流變失穩(wěn)參數(shù)ζ(ε·)的關(guān)系[21],其表達(dá)式為

利用MATLAB軟件和Origin軟件對(duì)不同變形溫度和應(yīng)變速率下的峰值應(yīng)力進(jìn)行擬合,并繪制功率耗散圖和流變失穩(wěn)圖,兩圖疊加處理后即可得到試驗(yàn)鋼的熱加工圖。圖5為不同真應(yīng)變下試驗(yàn)鋼的熱加工圖,圖中灰色陰影區(qū)為流變失穩(wěn)區(qū),數(shù)字為η值。灰色陰影區(qū)所占面積越小,則試驗(yàn)鋼在熱變形域過內(nèi)程試中驗(yàn)的鋼可越加難工加范工圍[22]越。大 由,η圖5值 可越以小,看說出明:在當(dāng)該變區(qū)形溫度從900℃升高至1 200℃時(shí),在相同應(yīng)變速率下變形溫度越高,流變失穩(wěn)區(qū)越大,當(dāng)真應(yīng)變?yōu)?.7時(shí),在變形溫度高于1 100℃時(shí)都會(huì)出現(xiàn)流變失穩(wěn);在相同真應(yīng)變下,應(yīng)變速率越小,η值越大,流變失穩(wěn)越容易發(fā)生[23]。在熱壓縮過程中,變形溫度和應(yīng)變速率都會(huì)對(duì)流變失穩(wěn)區(qū)和功率耗散因子產(chǎn)生明顯影響。為了提高貝氏體軸承鋼的成形質(zhì)量,在熱加工過程中需要選擇處于η值較大的非灰色陰影區(qū)范圍的熱加工參數(shù)。觀察發(fā)現(xiàn),貝氏體軸承鋼適宜的熱加工范圍為變形溫度900～1 100℃、應(yīng)變速率1.4～2 s-1。

圖5 不同真應(yīng)變下試驗(yàn)鋼的熱加工圖Fig.5 Hot processing map of test steel at different true strains

3 結(jié) 論

(1)當(dāng)變形溫度不低于1 000℃、應(yīng)變速率低于0.1 s-1時(shí),試驗(yàn)鋼在熱壓縮過程中的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶較明顯。在相同應(yīng)變速率下,變形溫度越高,峰值應(yīng)力越小,到達(dá)峰值應(yīng)力的真應(yīng)變也越小;在相同變形溫度下,應(yīng)變速率越大,峰值應(yīng)力越大,到達(dá)峰值應(yīng)力的真應(yīng)變也越大。

(3) 通過熱加工圖確定,試驗(yàn)鋼適宜的熱加工區(qū)間為變形溫度900～1 100℃、應(yīng)變速率1.4～2 s-1。