简介概要

新型喷射成形镍基高温合金热变形行为的研究

来源期刊：稀有金属2005年第5期

论文作者：孙剑飞曹福洋沈军康福伟李庆春张国庆李周

关键词：喷射成形; 高温合金; 热变形; 激活能;

摘要：采用Gleeble-3500热模拟实验机对新型喷射成形镍基高温合金在1050～1140 ℃, 应变速率为0.01～10.0 s-1, 最大工程应变量为80%的条件下, 进行了等温恒应变轴向压缩热变形实验.确定了该合金最佳热变形条件为温度1050 ℃, 应变速率10.0 s-1, 工程应变量20%～60%;分析了变形条件对流变应力、峰值应力及软化系数的影响规律, 在相同的应变速率下, 随着温度的升高, 峰值应力降低;在相同的实验温度下, 随着应变速率的升高, 峰值应力降低;软化系数增加.计算了该喷射成形合金的热变形激活能为920.74 kJ*mol-1, 从而确定了该合金的本构方程, 经验算此方程较好地描述该合金的变形特点.

稀有金属 2005,(05),609-614 DOI:10.13373/j.cnki.cjrm.2005.05.003

新型喷射成形镍基高温合金热变形行为的研究

张国庆李周孙剑飞沈军曹福洋李庆春

哈尔滨工业大学材料科学与工程学院,北京航空材料研究院,北京航空材料研究院,哈尔滨工业大学材料科学与工程学院,哈尔滨工业大学材料科学与工程学院,哈尔滨工业大学材料科学与工程学院,哈尔滨工业大学材料科学与工程学院黑龙江哈尔滨150001 哈尔滨理工大学材料科学与工程学院,黑龙江哈尔滨150040 ,北京100095 ,北京100095 ,黑龙江哈尔滨150001 ,黑龙江哈尔滨150001 ,黑龙江哈尔滨150001 ,黑龙江哈尔滨150001

摘要：

采用Gleeble-3500热模拟实验机对新型喷射成形镍基高温合金在1050¹140℃, 应变速率为0.01¹0.0 s-1, 最大工程应变量为80%的条件下, 进行了等温恒应变轴向压缩热变形实验。确定了该合金最佳热变形条件为温度1050℃, 应变速率10.0 s-1, 工程应变量20%⁶0%;分析了变形条件对流变应力、峰值应力及软化系数的影响规律, 在相同的应变速率下, 随着温度的升高, 峰值应力降低;在相同的实验温度下, 随着应变速率的升高, 峰值应力降低;软化系数增加。计算了该喷射成形合金的热变形激活能为920.74 kJ.mol-1, 从而确定了该合金的本构方程, 经验算此方程较好地描述该合金的变形特点。

关键词：

喷射成形;高温合金;热变形;激活能;

中图分类号： TG132.2

收稿日期：2005-06-30

基金：国防基础科研计划资助项目 (K1400061101);

Hot Deformation Behavior of a New Type Spray Formed Nickel-Base Superalloy

Abstract：

The hot deformation characteristics of a new type spray formed Ni-base superalloy were investigated by compression testing at isothermal constant strain rates in the range of 0.01～0.1 s^-1, and testing temperature in the range of 1050～1140 ℃ with maximum engineering strain 80% by means of Gleeble-3500 thermal mechanical simulator.The optimum deformation parameters were determined by hot compression testing, 1050 ℃, 10.0 s^-1, engineering strain 20%～60%.The influence of deformation parameters on flow stress, peak stress and softening coefficient were analyzed.The peak stress is decreased with testing temperature increase at the same strain rates, and the peak stress is increased with strain rates increase at the same testing temperature.With the increasing strain rates, the soften coefficient is increased.The constitutive equation of the spray formed superalloy is presented by calculating the deformation activation energy 920.74 kJ·mol^-1.The constitutive equation represents well the spray formed superalloy deformation features.

Keyword：

spray forming;superalloy;hot deformation;activation energy;

Received： 2005-06-30

喷射成形技术出现于20世纪70年代, 至今已有30多年的发展历史 ^[1,2,3] 。由于该技术属于快速凝固范畴, 利用该技术制备的材料除了具有快速凝固技术的特点以外, 还具有其自身的独特性, 即它将雾化和沉积在一步中完成, 制备的合金含氧量低 ^[4] , 改善合金的热加工性能等 ^[5,6] ; 所以喷射成形技术一经提出就受到了各国工作者的青睐。现在该技术已成功应用于制备铝合金、铜合金、铁基合金、高温合金等材料, 对于喷射成形中的雾化、熔滴飞行、热传输等过程都进行了模拟研究, 对喷射成形材料的组织、性能及改善机理等方面也进行了广泛的研究 ^[7,8,9,10] 。但是在提高合金塑性方面的研究较少, 尤其是改善喷射成形高温合金热加工性能方面, 而高温合金热加工性能的提高对于扩大合金的使用范围和条件是至关重要的。本文主要通过热模拟实验研究喷射成形高温合金的变形特性, 确定了其本构方程, 为该合金锻造工艺奠定基础。

1 实验方法

利用喷射成形技术制备高温合金坯锭, 合金成分如表1所示。从坯锭中切取Φ8 mm×12 mm圆柱形压缩试样若干, 在Gleeble-3500热/力模拟试验机上进行高温压缩热变形实验。变形温度为1050, 1080, 1100和1140 ℃, 试样以10 ℃·s^-1速度加热到不同的变形温度, 然后保温120 s, 分别以恒定的应变速率0.01, 0.1, 1.0和10.0 s^-1进行热压缩试验, 变形量为20%～80%, 变形后试样快速气淬冷却。实验数据的采集由Gleeble-3500设备的计算机采集系统来完成。为减少压缩时试样两端的摩擦力, 在压缩试样两端粘贴润滑剂片。

2 实验结果及分析

2.1 变形能力及真应力-真应变曲线

实验发现所有试样在变形量为50%时都没断裂, 只是在不同的实验温度和应变速率下试样表面出现不同程度的裂纹。在较低的变形温度下 (T=1050 ℃) , 即使变形速率很低 , 试样在压缩时也出现了裂纹; 而在较高温度下 (T=1140 ℃) , 当应变速率时, 试样表面也没有出现裂纹, 这说明变形温度和变形速率对材料的变形特性有明显的影响。随着变形温度或应变速率的升高, 喷射成形高温合金更容易变形。图1是喷射成形合金在不同变形温度、应变速率时的塑性图, 纵坐标为无裂纹时的最大工程应变。从图中可见, 喷射成形合金在高应变速率 (10.0 s^-1) 条件下, 在所实验温度范围内具有其他应变速率条件下更好的变形能力。这是与其他合金变形的不同之处, 按照一般规律, 在温度不变的条件下, 随着应变速率的增大, 材料的变形能力不好, 而喷射成形合金却相反, 分析认为这与快速凝固过程形成的组织特征有关。喷射成形过程中, 在材料内部产生了大量的空位和位错, 加速了原子的扩散速率, 提高了合金的变形能力。从图1可见本文研究的喷射成形高温合金最佳热变形条件为应变速率10.0 s^-1, 变形温度1050～1140 ℃, 或变形温度1140 ℃, 应变速率0.01～10.0 s^-1。从提高生产效率和降低生产成本角度考虑, 低温高应变速率是最合适的。这可以作为确定其热加工工艺的重要依据。

表1 喷射成形高温合金主要成分 (质量分数, %)

Table 1Chemical composition of spray formed superalloy (mass fraction, %)

元素	Cr	Mo	W	Ti	Nb	Co	Al	Ni
含量	11.06	4.55	2.64	2.59	2.74	14.4	3.12	余

图2是喷射成形高温合金热压缩变形时典型的真应力-真应变关系曲线曲线) 。由图可见, 变形温度和应变速率对合金流变曲线形状影响较大。在相同的变形温度下, 随着应变速率的升高, 最大流变应力增加 (图2 (a) , (b) ) ; 在相同的应变速率条件下, 随着变形温度的升高, 最大流变应力降低 (图2 (c) , (d) ) 。变形温度越高, 且应变速率越低, 则流变曲线越趋于平稳, 如图2 (b) , (c) 所示。从图2中还可以看出, 在变形开始阶段, 随着应变的增加, 由于加工硬化作用造成应力急剧增大, 在应变为-0.05～-0.15左右达到最大值, 随后应力降低, 表明喷射成形高温合金在该温度下变形, 已发生了动态再结晶, 在流变应力达到峰值应力时, 加工硬化和动态再结晶软化达到平衡, 出现了稳态流变阶段, 而且随温度升高, 变形速率减小, 动态再结晶的临界应变值变小 (如图2 (a) , (b) 所示, ε=-0.05) , 即表示喷射成形合金在高温下动态再结晶发生得很快。在较高应变速率1.0 s^-1下, 流变曲线出现了锯齿形波动, 表现为不连续动态再结晶特征 (如图2 (d) 所示) , 随着温度的升高, 锯齿形波动减弱, 不连续动态再结晶消失, 进入连续动态再结晶阶段。

图1 喷射成形高温合金不同变形条件下的工艺塑性图

Fig.1 Plasticity curves of spray formed superalloy at various testing conditions

图3是喷射成形高温合金峰值应力与温度、应变速率的关系曲线。从图中可以看出, 在相同的应变速率下, 随着变形温度的升高, 峰值应力降低; 在相同的变形温度下, 随着应变速率的升高, 峰值应力增加, 表明材料是正应变速率敏感材料。应变速率越高, 单位应变变形时间越短, 位错产生速度加快, 位错密度迅速增加, 使动态再结晶提供的软化过程时间缩短, 塑性变形进行不充分, 弹性变形量增大, 从而提高合金变形的临界切应力, 导致流变应力增大。

图4是不同应变速率条件下喷射成形高温合金流变软化系数与应变间的关系。流变软化系数可定义为 (1) 式的形式 ^[11] , 式中σ_p为峰值应力, σ_i为不同应变量所对应的应力。从图中清晰可见, 在实验条件下随着应变的增加, 软化系数增大, 在相同变形温度下, 随着应变速率的增加, 软化系数增大, 这与图2及前面的分析结果一致。

2.2 喷射成形高温合金热变形本构方程

由前述分析可知, 高温合金热变形过程的突出特点是对温度和应变速率高度敏感, 即变形条件发生微小的变化, 即可导致流变应力和微观组织的显著改变, 因此虽然高温合金的热变形温度范围很小, 但在相应温度区间内合金的流变应力却在很大范围内变化。为了研究合金在整个热加工变形条件范围内的流变行为, 首先要确定合金的变形激活能, 因为高温合金的热变形是一个热激活过程。在热变形过程中高温屈服应力决定于变形温度T和应变速率 , 一般用蠕变方程 (2) 来表示 ^[12,13,14] :

图2 喷射成形合金在不同温度和应变速率条件下的流变曲线

Fig.2 Flow curve sif spray formed superalloy at different temperatures and strain rates

(a) 1050℃; (b) 1080℃; (c) 0.01 s^-1; (d) 1.0 s^-1

式中Z为Zener-Hollomon参数, 即用温度修正过的应变率; Q为变形激活能, 它反映材料变形的难易程度; R为气体常数; f (σ) 为应力函数。分析表明: 峰值应力σ_p, 稳态应力σ_s和任意时刻对应的流变应力都符合 (2) 式。 f (σ) 有3种表示形式:

图3 喷射成形高温合金峰值应力与温度关系曲线

Fig.3 Maximum flow stress as function of temperature at different testing temperatures

f₁ (σ) =Aσⁿ¹ (α·σ<0.8) (3)

f₂ (σ) =B exp (βσ) (α·σ>1.2) (4)

图4 不同应变速率条件下喷射成形合金流变软化系数与应变间关系曲线

Fig.4 Relationship of soften coefficient and strain at various strain rates

f₃ (σ) =C[sinh (ασ) ]ⁿ (全部应力) (5)

式中: A, B, C, α, β为常数, n₁为应力指数, 且α=β/n₁。一般认为, (3) 式适用于应力较低的情况; (4) 式适用于应力较高的情况。两式如果应用于不合适的应力条件, 则会造成较大的误差。为了避免由于公式选用而造成的不必要的误差, Sellars和Tegart ^[14] 采用 (5) 式的双曲正弦关系表示应力, 该式能够在相对较宽的应力范围内适用描述材料的变形行为。通常经过优化的α值在0.010～0.016之间选取, 当α·σ<0.8时, 计算结果趋近于幂函数式 (3) 的计算结果, 当α·σ>1.2时, 趋近于指数函数式 (4) 的计算结果。在与实验数据拟合良好的情况下, 式 (5) 计算的Z与Q与式 (3) 和式 (4) 的计算结果基本一致。

为了研究合金在整个热加工变形条件范围内的流变行为, 采用式 (5) 给出的双曲正弦函数形式的本构方程计算合金的变形激活能, α值通过式 (3) 和 (4) 计算得到, 。经计算得 β=0.023395, n₁=6.12, 所以。

利用方程 (5) 经适当的计算可得变形激活能的表达式:

图5和6为根据喷射成形高温合金峰值应力计算获得的ln 与ln[sinh (ασ) ]之间、 ln[sinh (ασ) ]与1/T之间的关系曲线, 从而确定出n和s值分别为4.396和25192.4, 所以激活能Q=Rsn=8.314×25192.4×4.396=920.74 kJ·mol^-1。本文所计算出的高温变形激活能值远大于纯镍的体积扩散激活能272.7 kJ·mol^-1 ^[15,16] , 分析认为这可能是由于该高温合金中存在大量的固溶元素如Cr, Mo, W, Co等, 以及大量的γ′相, 即使是在喷射成形快速凝固过程中, 这些溶质原子的拖拽作用和第二相粒子的钉扎作用仍然存在, 所以导致Q值显著增加。

因为由 (2) 和 (5) 式可得,

所以有,

通过图6可得:

lnZ=79.03+4.3[sinh (ασ_p) ] (9)

与式 (8) 通过系数对比可得, C=2.186×10³⁴, n=4.3。所以喷射成形高温合金的本构方程为:

Z=C[sinh (ασ_p) ]ⁿ=2.186×10³⁴[sinh

(0.003823σ_p) ]^4.3 (10)

由式 (7) 和 (10) 可得

从 (11) 式可计算出本构方程确定的峰值应力σ_p。为了验证公式 (11) 双曲正弦规律是否能确切描述喷射成形高温合金变形过程中的流变行为, 选取一定温度和应变速率带入公式 (11) , 计算此条件下的峰值缨力值, 并与试验值相比较, 结果如图8所示。可见除几个点之外大部分据点处实验值与理论计算值误差在10%以内, 说明所选的双曲正弦函数是可行的, 拟合出的方程是正确的。

图5 喷射成形高温合金峰值应力处n值

Fig.5 n values of spray formed superalloy at peak stresses

图6 喷射成形高温合金峰值应力处s值

Fig.6 s values of spray formed superalloy at peak stress

图7 lnZ与ln[sinh (ασ) ]之间关系

Fig.7 Relationship of lnZ and ln[sinh (ασ) ]

图8 喷射成形高温合金峰值应力理论值与计算值误差图

Fig.8 Error graph between theoretical values and calculation values at peak stresses of spray foamed superalloy

3 结论

所研究的喷射成形高温合金最佳热变形条件为温度1050 ℃, 应变速率10 s^-1, 变形程度20%～60%。喷射成形高温合金在热变形过程中表现出在相同的应变速率下随着温度的升高, 峰值应力降低; 在相同的实验温度下, 随着应变速率的升高, 峰值应力降低。在相同的实验条件下, 随着应变的增加喷射成形高温合金的软化系数增加, 说明软化机制在材料变形过程中逐渐占主导地位。喷射成性高温合金的激活能为920.74 kJ·mol^-1, 高的激活能是由于第二相钉扎和拖拽作用所致。喷射成形高温合金的本构方程式为Z=A[sinh (ασ_p) ]ⁿ=2.186×10³⁴[sinh (0.003823σ_p) ]^4.3, 经验算该方程计算的应力与试验值吻合较好。