氬氣霧化FGH95合金的熱模擬實(shí)驗(yàn)

王旭青，張敏聰，羅俊鵬，彭子超，盛俊英，言 建

(1.北京航空材料研究院 先進(jìn)高溫結(jié)構(gòu)材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；2.北京航空材料研究院 焊接與塑性成形研究所，北京 100095；3.中國航發(fā)南方工業(yè)有限公司，湖南 株洲 412002)

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氬氣霧化FGH95合金的熱模擬實(shí)驗(yàn)

王旭青1，張敏聰2，羅俊鵬3，彭子超1，盛俊英3，言 建3

(1.北京航空材料研究院 先進(jìn)高溫結(jié)構(gòu)材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；2.北京航空材料研究院 焊接與塑性成形研究所，北京 100095；3.中國航發(fā)南方工業(yè)有限公司，湖南 株洲 412002)

采用Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行氬氣霧化FGH95合金的熱壓縮實(shí)驗(yàn)，在不同的溫度和應(yīng)變速率下，獲得FGH95合金的變形應(yīng)力應(yīng)變曲線，根據(jù)變形數(shù)據(jù)，建立FGH95合金的變形本構(gòu)方程，并基于動(dòng)態(tài)材料模型，繪制合金的熱加工圖。計(jì)算得到氬氣霧化FGH95合金的變形激活能Q=695.78 kJ/mol，通過建立的本構(gòu)方程計(jì)算得出的峰值應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)值符合較好，平均誤差范圍約6%；根據(jù)熱加工圖，確定FGH95合金安全的熱加工區(qū)域如下：1070～1100 ℃，0.01～0.001 s-1，當(dāng)溫度增加到1100 ℃以上后，應(yīng)變速率可以增大到0.5 s-1。

氬氣霧化FGH95合金;高溫變形;本構(gòu)方程;熱加工圖

粉末高溫合金是一種廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱端部件的高溫材料，與傳統(tǒng)鑄鍛工藝相比，粉末冶金工藝可以消除鑄鍛合金內(nèi)部的宏觀偏析和組織不均勻，把偏析限制在單個(gè)粉末顆粒內(nèi)；同時(shí)粉末高溫合金具有組織均勻、晶粒細(xì)小、屈服強(qiáng)度高和疲勞性能好等優(yōu)點(diǎn)，成為高性能發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤的首選材料[1]。

FGH95粉末高溫合金是一種高溫高強(qiáng)型鎳基高溫合金，其γ′相含量達(dá)到45%～55%，屈服強(qiáng)度比GH4169合金提高約30%，是650 ℃使用溫度下強(qiáng)度最高的合金[2]。目前，國內(nèi)主要采用直接熱等靜壓成型(As-HIP)工藝制備氬氣霧化FGH95(AA-FGH95)粉末盤，該成型方式具有近凈尺寸成型的優(yōu)點(diǎn)，可以減少部件制造周期和成本。然而，采用氬氣霧化方法制備的FGH95合金粉末表面會(huì)吸附較多的氣體，經(jīng)直接熱等靜壓成型后，會(huì)在合金內(nèi)部產(chǎn)生較為嚴(yán)重的原始顆粒邊界(PPB)；另外，熱等靜壓較小的變形量會(huì)導(dǎo)致合金組織再結(jié)晶不充分[3]。

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)功重比的提高，對(duì)渦輪盤材料提出更高的要求，即在滿足高溫強(qiáng)度的同時(shí)，又要保證合金具有良好的塑性和低周疲勞性能[4-5]。20世紀(jì)80年代開始，美國GE公司開始采用“熱擠壓+等溫鍛造”工藝的路線制備鎳基粉末高溫合金盤件，“熱擠壓+等溫鍛造”工藝可以通過大變形量實(shí)現(xiàn)合金的再結(jié)晶，使合金組織細(xì)小均勻，提高合金塑性；同時(shí)通過擠壓工藝可以有效破碎合金內(nèi)部的原始顆粒邊界[6]，提高盤件壽命。

本工作通過對(duì)HIP態(tài)AA-FGH95合金進(jìn)行熱模擬壓縮實(shí)驗(yàn)，得到1050～1120 ℃，0.001～10 s-1，不同溫度和不同應(yīng)變速率下材料的真應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線。通過分析曲線特征，選擇適合的經(jīng)驗(yàn)方程作為材料本構(gòu)關(guān)系模型，并繪制FGH95合金的變形失穩(wěn)圖和功率耗散圖。通過AA-FGH95合金的熱模擬實(shí)驗(yàn)研究，計(jì)算得到AA-FGH95合金的熱變形參數(shù)，為其熱擠壓和等溫鍛造的工藝制定提供理論指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)采用氬氣霧化方法制備FGH95合金粉末(見圖1)，通過篩分將粉末粒度控制在63 μm目以下，然后采用HIP工藝將粉末壓制成實(shí)驗(yàn)錠坯。在實(shí)驗(yàn)錠坯中心區(qū)取樣，制成規(guī)格為φ8 mm×12 mm圓柱形試樣。在Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)上對(duì)試樣進(jìn)行了4個(gè)溫度(1050 ℃，1080 ℃，1100 ℃，1120 ℃)和8個(gè)應(yīng)變速率(0.001 s-1，0.01 s-1，0.1 s-1，0.5 s-1，1 s-1，2 s-1，5 s-1，10 s-1)的熱模擬壓縮實(shí)驗(yàn)，對(duì)壓縮試樣進(jìn)行熱處理，并觀察組織。

圖1 AA-FGH95合金粉末形貌Fig.1 Morphology of AA-FGH95 superalloy

2 結(jié)果與分析

2.1 組織分析

圖2是AA-FGH95合金的顯微組織照片。圖2(a)是熱等靜壓態(tài)組織照片，從圖2(a)中可以看出，AA-FGH95合金經(jīng)熱等靜壓后的組織再結(jié)晶不完全，晶粒粗大，合金內(nèi)部存在著大量的原始顆粒邊界。圖2(b)是熱等靜壓態(tài)試樣經(jīng)變形后得到的顯微組織，從圖2(b)中可以發(fā)現(xiàn)，經(jīng)變形后，合金晶粒組織再結(jié)晶充分，晶粒細(xì)化，且原始顆粒邊界已經(jīng)完全消失，說明通過變形可以有效提高合金的再結(jié)晶程度，細(xì)化晶粒，并有效消除原始顆粒邊界。

2.2 流變曲線特征

FGH95高溫合金在不同變形溫度下的真應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。FGH95合金的流變應(yīng)力曲線隨著變形量的增加，流變應(yīng)力迅速達(dá)到峰值，然后保持不變或逐漸下降，最終曲線呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)流變特征。合金的變形可分為三個(gè)階段：第一階段隨著變形量的增加，流變應(yīng)力迅速增大，這是因?yàn)榇藭r(shí)金屬內(nèi)部的位錯(cuò)密度不斷增加；第二階段軟化機(jī)制開始作用，此時(shí)位錯(cuò)密度也增大，位錯(cuò)消失速率也增大，流變應(yīng)力增速趨緩；隨著變形量的增加，金屬內(nèi)部形變能不斷升高，達(dá)到一定程度后將發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶導(dǎo)致位錯(cuò)大量消失，流變應(yīng)力開始降低，達(dá)到了應(yīng)力應(yīng)變曲線上的最高點(diǎn)。第三階段，流變應(yīng)力值開始減小，曲線下降，一直到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶結(jié)束，軟化速率與加工硬化速率才達(dá)到平衡，流變應(yīng)力此時(shí)趨于穩(wěn)定[7-8]。

圖2 AA-FGH95合金的顯微組織 (a)HIP態(tài)；(b)變形態(tài)Fig.2 Microstructure of AA-FGH95 superalloys (a)HIP；(b)hot deformation

圖3 FGH95高溫合金不同溫度下的真應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves of FGH95 superalloys at different temperatures (a)1050 ℃;(b)1080 ℃;(c)1100 ℃;(d)1120 ℃

FGH95合金的流變應(yīng)力對(duì)溫度和速率都比較敏感，在同一溫度下，應(yīng)變速率越大，流變應(yīng)力越大；應(yīng)變速率一定，溫度越高，流變應(yīng)力越大。

2.2 FGH95合金變形過程中的本構(gòu)方程

本構(gòu)方程是指材料的流動(dòng)應(yīng)力與溫度、應(yīng)變速率等熱力參數(shù)之間的關(guān)系，它表征了材料變形過程中的特征動(dòng)態(tài)響應(yīng)，是有限元方法對(duì)塑性成型過程進(jìn)行數(shù)值模擬的前提條件[9-11]。本工作通過對(duì)FGH95合金應(yīng)力應(yīng)變曲線的回歸分析，建立FGH95合金的變形本構(gòu)方程，為材料成形過程數(shù)值模擬提供準(zhǔn)確材料模型。

目前，最為典型的數(shù)學(xué)模型是Arrhenius型方程，用其來描述這一熱激活過程中流變應(yīng)力與應(yīng)變速率之間的關(guān)系，它的數(shù)學(xué)表達(dá)式有指數(shù)型、冪函數(shù)型和雙曲正弦型，即以下3種表達(dá)形式：

(1)

(2)

(3)

假定變形激活能和變形溫度之間沒有任何關(guān)系，將上述3式兩邊分別取自然對(duì)數(shù)，可以得出：

(4)

(5)

(6)

α=β/n1

(7)

假設(shè)FGH95合金熱壓縮流變應(yīng)力與應(yīng)變速率之間分別滿足以上3種不同的表達(dá)關(guān)系式。將不同變形溫度下FGH95高溫合金的峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率的數(shù)據(jù)帶入(4)～(6)式中，并用一元線性回歸處理，得到如圖4所示的關(guān)系圖，其分析結(jié)果如表1所示。

圖4 FGH95合金熱壓縮最大應(yīng)力σp與的關(guān)系Fig.(a)σ-ln ε;(b)ln σ-ln ε;(c)on [sinh (ασ)]-ln ε

表1為FGH95合金熱壓鍋降值應(yīng)力與應(yīng)變速率關(guān)系線性回歸分析結(jié)果。從圖4和表1可以看出，F(xiàn)GH95合金在不同變形溫度下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)線性關(guān)系擬合都比較好，其回歸方程的線性相關(guān)系數(shù)也很高。在這3種不同的關(guān)系中，指數(shù)型和雙曲正弦型函數(shù)關(guān)系的線性相關(guān)系數(shù)較高；但是指數(shù)型函數(shù)一般適用于應(yīng)力水平較低的情況(ασ<0.8)，而雙曲正弦型函數(shù)適用于所有應(yīng)力水平；因此，雙曲正弦型函數(shù)關(guān)系更適合描述FGH95合金在熱變形過程中流變應(yīng)力與應(yīng)變速率之間的關(guān)系。

表1 FGH95合金熱壓縮峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率關(guān)系的線性回歸分析結(jié)果

由式(6)可得材料的變形激活能為：

(8)

圖5 FGH95合金ln[sinh(ασ)]-1000/T關(guān)系圖Fig.5 Relationship between ln[sinh(ασ)] and 1000/T of FGH95 superalloys

由圖5得出直線斜率的平均值，帶入公式(8)就可以求出合金的變形激活能Q=695.78 kJ/mol。

(9)

(10)

將不同變形溫度和應(yīng)變速率帶入公式(9)中計(jì)算出不同變形條件下的Z值，并以ln Z-ln[sinh(ασ)]作圖并進(jìn)行線性擬合，如圖6所示。

圖6 FGH95合金流變應(yīng)力與Z參數(shù)之間的關(guān)系Fig.6 Relationship between flow stress and Z of FGH95 superalloy

根據(jù)上圖得到的擬合數(shù)據(jù)，可計(jì)算得到A=3.11×1025，所以得到FGH95合金高溫本構(gòu)方程可以表示為：

(11)

FGH95合金高溫峰值應(yīng)力和Z參數(shù)的解析式為：

(12)

(13)

為驗(yàn)證該方程的有效性，采用該方程算出不同溫度及形變速率條件下的峰值應(yīng)力，同實(shí)驗(yàn)測得數(shù)值進(jìn)行比對(duì)，如圖7所示。

圖7 FGH95合金峰值應(yīng)力與計(jì)算值對(duì)比Fig.7 Contrast between experiment and simulate data of FGH95 superalloy

由圖7可以看出，由導(dǎo)出的本構(gòu)方程計(jì)算得出的峰值應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)值符合較好，平均誤差范圍約6%。排除測試系統(tǒng)響應(yīng)方面的問題，試樣組織性能的不穩(wěn)定性也可能導(dǎo)致測量值不夠精確。

在本實(shí)驗(yàn)中所建立的雙曲正弦型本構(gòu)方程，能夠比較精確地描述氬氣霧化FGH95合金的熱壓縮流變應(yīng)力的變化情況，從而為制定FGH95合金的鍛造工藝參數(shù)提供理論基礎(chǔ)，也為其有限元模擬分析提供了理論依據(jù)。

2.3 熱加工圖

基于動(dòng)態(tài)材料模型(Dynamic Materials Model，DDM)，Prasad等[13]建立了加工圖方法，該方法被廣泛應(yīng)用于材料的熱加工過程分析[14-15]。根據(jù)動(dòng)態(tài)材料模型，進(jìn)行熱加工變形的工件是一個(gè)非線性能量耗散單元。外力輸入的能量主要表現(xiàn)在兩個(gè)方面：一個(gè)是塑性變形，大部分轉(zhuǎn)為能量，小部分儲(chǔ)存在材料中；另一個(gè)是顯微組織轉(zhuǎn)變，如相變、回復(fù)、再結(jié)晶等。用于塑性變形的能量用G表示，用于顯微組織轉(zhuǎn)變的能量用J表示。

圖8 FGH95的熱加工圖 Fig.8 Processing map of FGH95 superalloy

3 結(jié) 論

(1)通過對(duì)氬氣霧化FGH95合金進(jìn)行熱模擬壓縮實(shí)驗(yàn)，得到不同溫度不同應(yīng)變速率的FGH95合金應(yīng)力應(yīng)變曲線。根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，計(jì)算了氬氣霧化FGH95合金的高溫材料常數(shù)：Q=695.78kJ/mol，α=0.004812MPa-1，n=3.2059，建立了FGH95合金的高溫變形本構(gòu)方程。按本構(gòu)方程計(jì)算得出的峰值應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)值符合較好，平均誤差范圍約6%。

(2)基于動(dòng)態(tài)材料模型，建立了氬氣霧化FGH95合金熱加工圖。確定了安全的熱加工區(qū)域如下：1070～1100 ℃，0.01～0.001s-1，當(dāng)溫度增加到1100 ℃以上后，應(yīng)變速率可以增大到0.5s-1。

(3)熱等靜壓態(tài)的氬氣霧化FGH95合金經(jīng)熱變形后，可以使組織再結(jié)晶充分，同時(shí)可以有效消除合金內(nèi)部的原始顆粒邊界。

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(責(zé)任編輯：徐永祥)

Thermal Simulation Test of AA-FGH95 Superalloy

WANG Xuqing1，ZHANG Mincong2，LUO Junpeng3，PENG Zichao1，SHENG Junying3，YAN Jian3

(1.Science and Technology on Advanced High Temperature Structural Materials Laboratory , Beijing Institute of Areonautical Materials，Beijing 100095; 2.Welding and Plastic Forming Research Institute，Beijing Institute of Areonautical Materials, Beijing, 100095; 3.AECC South Aviation Industry Co. Ltd., Zhuzhou, 412002 Hunan, China)

The hot deformation behavior of AA-FGH95 superalloy was investigated by hot compressive tests on Gleeble-1500D thermal simulation test machine in different temperatures and strain rates. The true stress-strain curves were obtained, and based on the deformation data, the constitutive equation and processing map of FGH95 superalloy were built. The deformation active energy of AA-FGH95 isQ=695.78 kJ/mol. The results show that the simulated maximum stresses are in agreement with the experimental data, and the average error is about 6%. Based on the processing map, the safety processing parameters of 1070-1100 ℃ and 0.01-0.001 s-1are confirmed. When the temperature reached 1100 ℃, the maximum strain rate increased to 0.5 s-1.

AA-FGH95 superalloy; hot-deformation; constitutive equation; processing map

2016-03-09；

2016-04-22

王旭青(1973—)，女，碩士，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)榉勰└邷睾辖穑?E-mail)wxqcjr@163.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.6.002

TG316

A

1005-5053(2016)06-0009-06