GH39合金拉伸應(yīng)變硬化行為與斷口形貌

王　輝，　陳明和，　張成祥，　趙海艷，　王鵬飛，　雷曉晶

(1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 南京 210016; 2.西安航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)有限公司， 西安 710021)

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GH39合金拉伸應(yīng)變硬化行為與斷口形貌

王輝1，陳明和1，張成祥1，趙海艷2，王鵬飛2，雷曉晶2

(1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 南京 210016; 2.西安航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)有限公司， 西安 710021)

采用不同應(yīng)變速率(0.0001～0.1s-1)下單軸拉伸實(shí)驗(yàn)對(duì)GH39合金應(yīng)變硬化行為與斷口特征進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：應(yīng)變硬化指數(shù)在不同應(yīng)變量下表現(xiàn)出多重性，真應(yīng)力應(yīng)變不完全遵循Hollomon對(duì)數(shù)線性關(guān)系。塑性變形開始階段，應(yīng)變硬化指數(shù)n為恒定；真應(yīng)變?chǔ)旁?.014～0.13,n隨著應(yīng)變的增加而增加，在此過程由于形成大量形變孿晶，孿晶與位錯(cuò)相互作用，硬化能力增強(qiáng)；隨著應(yīng)變速率的提高，材料的應(yīng)變硬化指數(shù)略下降；在低應(yīng)變速率時(shí)段合金的拉伸斷口為延性斷裂，隨著應(yīng)變速率的增加從韌窩狀延性斷裂向半解理斷裂過渡。

GH39合金；形變孿晶；應(yīng)變硬化；應(yīng)變速率；斷口形貌

鎳基高溫合金為現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)最常用材料，具有強(qiáng)度高、抗氧化性好、抗疲勞能力強(qiáng)等特點(diǎn)。主要用于航空航天領(lǐng)域高溫條件下工作的結(jié)構(gòu)部件，如航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作葉片、渦輪盤、燃燒室等[1]。隨著航空航天技術(shù)的迅猛發(fā)展，結(jié)構(gòu)輕量化成為其主要方向，薄壁結(jié)構(gòu)越來越廣泛的應(yīng)用于航天器中。這些薄壁零件大都通過板材的塑性成形工藝得到。由于鎳基合金板材彈性模量大、成形性較差，造成了薄壁零件回彈大、成形質(zhì)量差，且由于材料本身價(jià)格較貴，傳統(tǒng)的基于試錯(cuò)修模的方法往往使得制造成本大大提高。有限元仿真技術(shù)可以有效的預(yù)測(cè)成形中的質(zhì)量問題，對(duì)模具以及工藝參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要作用，可以有效降低試模成本[2-3]。有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性常常又取決于材料的本構(gòu)關(guān)系，通過實(shí)驗(yàn)研究材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，以得到其本構(gòu)方程，對(duì)其后續(xù)利用有限元仿真對(duì)該材料進(jìn)行工藝優(yōu)化具有指導(dǎo)性意義。

Ludwigon[4]早期發(fā)現(xiàn)錳和氮強(qiáng)化的奧氏體不銹鋼以及鎳、銀、銅、鋁等合金的拉伸行為在塑性變形區(qū)存在對(duì)數(shù)坐標(biāo)下的非線性關(guān)系，Hollomon關(guān)系仍然成立，但在對(duì)數(shù)非線性階段，實(shí)際曲線與Hollomon關(guān)系式存在一個(gè)與該階段n和ε相關(guān)的偏差量。之后許多研究者對(duì)應(yīng)變硬化行為研究進(jìn)行了廣泛研究[5-8]，付瑞東等[9]研究發(fā)現(xiàn)氮強(qiáng)化高錳奧氏體鋼應(yīng)變硬化指數(shù)n隨著真應(yīng)變的增大而提高，其微觀機(jī)制表現(xiàn)為孿晶的形成速率以及孿晶與位錯(cuò)之間的相互作用相協(xié)調(diào)，且在塑性變形區(qū)未發(fā)現(xiàn)馬氏體即其應(yīng)變硬化行為主要與形變孿晶有關(guān)，這一現(xiàn)象稱為“孿晶誘發(fā)塑性”。鄺霜等[10]研究發(fā)現(xiàn)C-Si-Mn冷軋雙相鋼的應(yīng)變行為微觀機(jī)制與高錳鋼明顯不同，在發(fā)生塑性變形時(shí)發(fā)生鐵素體與馬氏體相互轉(zhuǎn)變，鐵素體與馬氏體的彈塑性行為的差異是造成雙相鋼硬化的主要原因；本工作發(fā)現(xiàn)GH39合金拉伸過程應(yīng)變硬化指數(shù)n表現(xiàn)為多重性，為了探究其原因，繼而研究了其應(yīng)變硬化規(guī)律、斷口形貌以及變形前后的微觀組織。

1　實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)用材為固溶處理(1050～1090 ℃,空冷)0.6 mm厚GH39合金冷軋板材，化學(xué)成分見表1。按照GB/T228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》經(jīng)線切割加工成比例試樣，標(biāo)距50 mm，厚度0.6 mm，邊緣用砂紙打磨光滑。將試樣在inston modle4500萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫單向拉伸試驗(yàn)，選擇10-4s-1,10-3s-1,10-2s-1,10-1s-14個(gè)應(yīng)變速率。在不同應(yīng)變區(qū)取金相試樣磨平、拋光、腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織；用掃描電鏡觀察試樣拉伸試樣斷口形貌。

表1　GH39合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1GH39合金拉伸特性

圖1為GH39合金在4種應(yīng)變速率下真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線，可以看出該合金在單軸拉伸表現(xiàn)為連續(xù)屈服，無明顯的屈服平臺(tái)；彈性階段曲線基本重合，表明在10-4～10-1s-1范圍內(nèi)應(yīng)變速率的變化對(duì)該階段沒有影響；進(jìn)入塑性變形階段，應(yīng)變的增加真應(yīng)力增加較快，該合金流變應(yīng)力也表現(xiàn)出應(yīng)變速率敏感性低，隨著應(yīng)變速率的提高其增加幅度很小。

圖1　不同應(yīng)變速率下GH39的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1　True stress-strain curves of GH39 at different strain rates

2.2GH39合金應(yīng)變硬化行為

圖2為GH39合金在4種應(yīng)變速率下均勻塑性應(yīng)變范圍內(nèi)真應(yīng)力與應(yīng)變lnσ和lnε關(guān)系曲線，由圖可以看到，兩者不是線性關(guān)系。此時(shí)的應(yīng)變硬化指數(shù)n不是恒定值，其在不同應(yīng)變量下表現(xiàn)出多重性，根據(jù)該合金硬化特性可將整個(gè)塑性變形過程分為三個(gè)階段，第Ⅰ、Ⅲ階段真應(yīng)力應(yīng)變雙對(duì)數(shù)曲線近似為線性關(guān)系，其n值恒定；第Ⅱ階段對(duì)數(shù)曲線呈明顯的凹形，已不是線性關(guān)系。實(shí)際曲線與Hollomon關(guān)系式存在一個(gè)與該階段n和ε相關(guān)的偏差量：

Δ=K2exp(n2ε)

(1)

進(jìn)而得到流變方程：

σ=K1εn1+K2exp(n2ε)

(2)

此階段應(yīng)變硬化指數(shù)與真應(yīng)變之前有線性關(guān)系，則可從上式得：

σ=Kεnexp(Mε)

(3)

利用二次多項(xiàng)式對(duì)其雙對(duì)數(shù)曲線進(jìn)行擬合得到流變方程[14]：

lnσ=Aexp(lnε/B)+C

(4)

使用Origin軟件計(jì)算該擬合方程，得到不同應(yīng)變速率下各參數(shù)值(見表2)，誤差分析表明擬合精度很高。

圖2　塑性階段不同應(yīng)變速率下GH39雙對(duì)數(shù)曲線Fig.2　ln σ-ln ε curve of GH39 during plastic stage at different strain rates

Strainrate/s-1ABCFittingprecision10-42.05372.40025.86950.9999410-32.30552.04455.91390.9999310-21.99942.46365.89660.9999510-11.94412.38615.97180.99993

對(duì)公式(4)流變方程以(lnε)為變量求導(dǎo)，得應(yīng)變硬化指數(shù)與真應(yīng)變之間關(guān)系：

n=dlnσ/dlnε=(A/B)exp(lnε/B)

(5)

圖3　不同應(yīng)變速率下應(yīng)變硬化指數(shù)與真應(yīng)變的關(guān)系Fig.3　Relation between strain hardening exponent and true strain at different strain rates

其中參數(shù)A，B與式(5)中相同，由此可得該材料4種應(yīng)變速率下塑性階段應(yīng)變硬化指數(shù)與真應(yīng)變的關(guān)系，如圖3所示。由圖3可以看出材料進(jìn)入塑性變形的第Ⅱ階段隨著應(yīng)變的增加應(yīng)變硬化指數(shù)n值急劇增加；不同應(yīng)變速率下，隨著應(yīng)變速率的增加n值略微減小(見表3)，對(duì)其影響程度較低。

表3　不同應(yīng)變速率下第Ⅰ，Ⅲ階段n值與均勻延伸率

2.2GH39合金應(yīng)變硬化行為的微觀機(jī)制

圖4　GH39合金不同應(yīng)變量的光學(xué)顯微組織Fig.4　Microstructures of GH39 alloy during the different true strain　(a)ε=0.005；(b)ε=0.13；(c) ε=0.25

2.3合金拉伸斷口形貌

3　結(jié)論

(1)GH39合金應(yīng)變硬化指數(shù)隨著應(yīng)變量的變化表現(xiàn)出多重性，真應(yīng)變?cè)?.014～0.13范圍內(nèi)，應(yīng)變硬化指數(shù)急劇增加，隨后其值趨于穩(wěn)定。

(2)隨著應(yīng)變速率的增加應(yīng)變硬化指數(shù)略下降，表現(xiàn)出應(yīng)變速率敏感性較低。

(3)變形過程的TWIP效應(yīng)使GH39合金流變方程已不完全滿足典型的Hollomon關(guān)系式，應(yīng)變硬化增強(qiáng)階段用方程lnσ=Aexp(lnε/(B)+C來表征應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系更合理。

(4)應(yīng)變量在0.005<ε<0.014范圍時(shí)，材料硬化微觀機(jī)制主要表現(xiàn)為位錯(cuò)與少量形變孿晶，當(dāng)應(yīng)變量在0.014～0.13范圍時(shí)，形變孿晶數(shù)量大大增加，對(duì)應(yīng)變硬化起主導(dǎo)作用，當(dāng)應(yīng)變大于0.13時(shí)，形變孿晶量基本穩(wěn)定。

圖5　GH39合金不同應(yīng)變速率下斷口形貌Fig.5　Fractography of GH39 alloy at different strain rates　(a)10-4s-1;(b)10-3 s-1; (c)10-2s-1;(d)10-1 s-1

(5)在低應(yīng)變速率時(shí)，拉伸斷口為韌窩狀韌性斷口，隨著應(yīng)變速率的增加，斷裂方式有從韌性斷裂向半解理斷裂發(fā)展的趨勢(shì)。

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(責(zé)任編輯：張崢)

Tensile Strain Hardening Behavior and Fractography of Superalloy GH39

WANG Hui1，CHENG Minghe1，ZHANG Chengxiang1，ZHAO Haiyan2，WANG Pengfei2,LEI Xiaojing2

(1.College of Mechanic and Electronic Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China；2.AVIC Xi′an Aero-Engine(Group) Ltd, Xi′an 710021,China)

The strain hardening behaviour and fractography of superalloy GH39 was investigated by tensile test at different strain rates. Results indicate that strain hardening behaviours are different during the deformation process. True stress-strain curve obeys the Hollomon relationship partly. The strain hardening exponentn in this stage is constant in the initial plastic stage. However, the value of n increased with true strain ε increasing when true strain is between 0.014 and 0.13. A lot of deformation twinning can be found, the twins and dislocations worked together to increase the value ofn. The strain hardening exponent is increased lightly with the strain rate increasing, SEM observations show that in the case of low strain rate, the fracture mode is typical ductile, but there is a tendency from ductile to brittle fracture with increasing the strain rate.

superalloy GH39；deformation twins；strain hardening；strain rate；fractography

2015-07-29；

2015-10-19

陳明和(1962—)，男，博士，教授，主要從事金屬板料成形技術(shù)研究，(E-mail)meemhchen@126.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.5.013

TG146.1+5

A

1005-5053(2016)05-0077-05