江華德，陳元芳，湯 萌

（重慶理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，重慶400054）

0 引 言

汽車半軸是汽車驅(qū)動(dòng)橋的關(guān)鍵零件，需承受彎曲、扭轉(zhuǎn)、沖擊等載荷作用，半軸凸緣與桿連接的軸臺(tái)階處的扭轉(zhuǎn)疲勞剪切應(yīng)力很大［1］，故對(duì)半軸材料的鍛后性能要求很高。如果材料內(nèi)部存在裂紋，在扭轉(zhuǎn)疲勞剪切應(yīng)力作用下，裂紋快速擴(kuò)展，進(jìn)而導(dǎo)致汽車半軸出現(xiàn)早期疲勞斷裂。38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼鍛后或軋后能夠獲得良好的綜合力學(xué)性能和均勻的顯微組織，因而被廣泛應(yīng)用于汽車行業(yè)［2-4］。基于動(dòng)態(tài)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(wěn)區(qū)，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(diào)質(zhì)鋼加工圖研究的報(bào)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(yàn)，得到了該鋼的應(yīng)力、應(yīng)變數(shù)據(jù)，并建立兩種不同判據(jù)下的加工圖，給出了38MnVTi鋼合理的加工工藝參數(shù)。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼，其主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）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(jī)加工成尺寸為φ10mm×12mm的圓柱形試樣。采用Gleeble-1500D型熱模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單道次恒溫?zé)釅嚎s試驗(yàn)，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(yīng)變速率分別為0.01，0.1，1，10s-1，壓縮工程應(yīng)變?yōu)?0%。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?jǐn)?shù)）硝酸酒精溶液。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

從圖1中可以看出，38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼在熱壓縮變形過程中的真應(yīng)力隨著應(yīng)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(yīng)變速率（0.01，0.1s-1）下，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)相似，都是隨著應(yīng)變?cè)黾?，?yīng)力先增加到峰值后開始下降，最后趨于平緩。這是因?yàn)閴嚎s前期，加工硬化占主導(dǎo)，當(dāng)真應(yīng)變超過一定值后，動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶引起的材料軟化使得應(yīng)力降低，當(dāng)軟化作用與加工硬化相互平衡時(shí)，曲線趨于平緩。在較高的應(yīng)變速率（10s-1）下，各個(gè)變形溫度下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線均呈穩(wěn)態(tài)流變特征，即應(yīng)力上升到一定值后不再隨著應(yīng)變的增加而出現(xiàn)明顯的變化。在應(yīng)變速率為1s-1時(shí)，材料在較低溫度下的軟化主要表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)回復(fù)，隨著溫度升高，積累的能量誘使材料發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，從而使得應(yīng)力下降，最后和加工硬化作用相互平衡，使曲線保持平穩(wěn)。在壓縮后期，由于潤(rùn)滑性能的改變致使摩擦力增大，應(yīng)力值會(huì)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(dòng)態(tài)材料模型（DMM）于1984年提出的評(píng)價(jià)材料熱加工性能的方法［10］，它由物理系統(tǒng)模型［11］、大塑性流變連續(xù)介質(zhì)力學(xué)［12］、不可逆熱力學(xué)理論及動(dòng)態(tài)系統(tǒng)的確定性混沌理論［13-14］等組成。動(dòng)態(tài)材料模型把塑性變形過程中的熱加工工件看成是一個(gè)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(guān)系，可用一個(gè)無量綱的參數(shù)η表示［15］：

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

式中：m為應(yīng)變速率敏感因子；η為功率耗散系數(shù)。

國(guó)外學(xué)者基于DMM理論發(fā)展了一些確定失穩(wěn)變形區(qū)或穩(wěn)定變形區(qū)的判據(jù)［16-17］。由不可逆熱力學(xué)極值原理推導(dǎo)的Parasd和Murty失穩(wěn)判據(jù)是目前應(yīng)用比較普遍的準(zhǔn)則。

3.1 Parasd失穩(wěn)判據(jù)

Parasd［18］和 Kalyan Kumar［19］基于 Ziegler［12］提出的將最大熵產(chǎn)生原理應(yīng)用到大塑性流變的理論中，推導(dǎo)出了失穩(wěn)區(qū)的判據(jù)：

圖2 不同變形溫度下lnσ與ln的關(guān)系曲線（應(yīng)變?yōu)?.8）Fig.2 Relationship curves between lnσand lnat different deformation temperatures and strain of 0.8

3.2 Murty失穩(wěn)判據(jù)

Murty等［20-22］認(rèn)為，對(duì)于純金屬和合金化程度低的合金而言，可認(rèn)為式（1）中的m是恒定的，而對(duì)于復(fù)雜的合金，m值會(huì)隨應(yīng)變速率的改變而變化，這就使得式（2）不適用。基于這種情況，Murty等［20］在研究鎳基高溫合金IN718的熱變形時(shí)，推導(dǎo)出了一種對(duì)于任何應(yīng)力-應(yīng)變速率關(guān)系都適用的失穩(wěn)判據(jù)，即當(dāng)2m＜η或η≤0時(shí)，便會(huì)出現(xiàn)流變失穩(wěn)。

3.3 加工圖

圖3 基于Parasd失穩(wěn)判據(jù)建立的應(yīng)變?yōu)?.8時(shí)試驗(yàn)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(wěn)判據(jù)建立的應(yīng)變?yōu)?.8時(shí)試驗(yàn)鋼的加工圖共有3個(gè)失穩(wěn)區(qū)：溫度為950～1 050℃，應(yīng)變速率為1～10s-1；溫度為1 150～1 200℃，應(yīng)變速率為1～10s-1與應(yīng)變速率為0.01～0.03s-1。結(jié)合圖1的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線可知，在較低的應(yīng)變速率（0.01～1s-1）和較高的溫度（1 100～1 200℃）下，試驗(yàn)鋼的應(yīng)力出現(xiàn)了峰值，此后將發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。此外，在圖3中呈現(xiàn)出了唯一的功率耗散系數(shù)峰區(qū)，即溫度為1 150～1 200℃、應(yīng)變速率為0.06～0.32s-1的區(qū)域，功率耗散系數(shù)的峰值為0.35。一般認(rèn)為，高的功率耗散系數(shù)區(qū)域?qū)?yīng)著最佳的加工區(qū)間，在該區(qū)間內(nèi)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶等組織轉(zhuǎn)變會(huì)使功率耗散的值升高，這與真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線出現(xiàn)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的加工參數(shù)范圍是一致的。

從圖3還可以看出，左上角的功率耗散系數(shù)較低。這是因?yàn)樵诘蜏亍⒏邞?yīng)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(shù)較低。而右下角黑色區(qū)域的功率耗散系數(shù)甚至小于0，這意味著組織轉(zhuǎn)變出現(xiàn)了失穩(wěn)［23-24］。

從圖4中可以看出，基于Murty失穩(wěn)判據(jù)建立的應(yīng)變?yōu)?.8時(shí)試驗(yàn)鋼的加工圖有4個(gè)失穩(wěn)區(qū)：溫度為950～1 000℃，應(yīng)變速率為1～5.6s-1；溫度為1 025～1 150℃，應(yīng)變速率為5.6～10s-1；溫度為1 175～1 200℃，應(yīng)變速率為0.01～0.05s-1與1～3.2s-1。功率耗散系數(shù)峰值位置的變形條件：溫度為1 175～1 200℃，應(yīng)變速率為0.18～1s-1，峰值大小為0.36。

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

圖4 基于Murty失穩(wěn)判據(jù)建立的應(yīng)變?yōu)?.8時(shí)試驗(yàn)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(wěn)判據(jù)均沒有得到陰影的失穩(wěn)特征，而在圖5（a）中卻發(fā)現(xiàn)了裂紋，由此可見低的功率耗散系數(shù)可以作為識(shí)別失穩(wěn)的一種方法。同理，圖5（b）也是因?yàn)槭Х€(wěn)導(dǎo)致η值降低。此外，在高應(yīng)變速率下，經(jīng)過大應(yīng)變（0.8）壓縮變形后材料的組織均出現(xiàn)不同程度的失穩(wěn)，如圖5（c～f）所示。由此可見，38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼在大應(yīng)變速率下變形時(shí)會(huì)發(fā)生失穩(wěn)，應(yīng)避免在這種情況下進(jìn)行加工。有些失穩(wěn)區(qū)域?yàn)樵囼?yàn)工藝方案外的部分，還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

圖5 不同熱壓縮變形條件下失穩(wěn)區(qū)域試驗(yàn)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(shù)識(shí)別38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼的熱變形失穩(wěn)，在制定熱加工工藝時(shí)應(yīng)避免在高應(yīng)變速率下進(jìn)行大應(yīng)變量變形。

在安全加工區(qū)內(nèi)，功率耗散系數(shù)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(shù)的變化可知，功率耗散系數(shù)高于0.25的變形區(qū)間是值得推薦的加工工藝，結(jié)合圖1的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線可以得到38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼在高溫變形時(shí)的最佳工藝參數(shù)：溫度為1 050～1 200℃，應(yīng)變速率為0.04～1s-1。

4 結(jié) 論

（1）基于Parasd和Murty判據(jù)得到的試驗(yàn)鋼加工圖中，失穩(wěn)區(qū)域的面積大小相近，功率耗散系數(shù)變化趨勢(shì)相似，但失穩(wěn)區(qū)域位置分布有差異。

（2）可以通過低的功率耗散系數(shù)識(shí)別38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼的熱變形失穩(wěn)，應(yīng)避免在高應(yīng)變速率下進(jìn)行大應(yīng)變量變形。

（3）38MnVTi非調(diào)質(zhì)鋼最佳的變形工藝參數(shù)：溫度為1 050～1 200℃，應(yīng)變速率為0.04～1s-1。

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