GH39合金拉伸应变硬化行为与断口形貌

王　辉，　陈明和，　张成祥，　赵海艳，　王鹏飞，　雷晓晶

(1.南京航空航天大学 机电学院， 南京 210016; 2.西安航空发动机集团有限公司， 西安 710021)



GH39合金拉伸应变硬化行为与断口形貌

王辉1，陈明和1，张成祥1，赵海艳2，王鹏飞2，雷晓晶2

(1.南京航空航天大学 机电学院， 南京 210016; 2.西安航空发动机集团有限公司， 西安 710021)

采用不同应变速率(0.0001～0.1s-1)下单轴拉伸实验对GH39合金应变硬化行为与断口特征进行了研究。结果表明：应变硬化指数在不同应变量下表现出多重性，真应力应变不完全遵循Hollomon对数线性关系。塑性变形开始阶段，应变硬化指数n为恒定；真应变ε在0.014～0.13,n随着应变的增加而增加，在此过程由于形成大量形变孪晶，孪晶与位错相互作用，硬化能力增强；随着应变速率的提高，材料的应变硬化指数略下降；在低应变速率时段合金的拉伸断口为延性断裂，随着应变速率的增加从韧窝状延性断裂向半解理断裂过渡。

GH39合金；形变孪晶；应变硬化；应变速率；断口形貌

镍基高温合金为现代航空发动机最常用材料，具有强度高、抗氧化性好、抗疲劳能力强等特点。主要用于航空航天领域高温条件下工作的结构部件，如航空发动机的工作叶片、涡轮盘、燃烧室等[1]。随着航空航天技术的迅猛发展，结构轻量化成为其主要方向，薄壁结构越来越广泛的应用于航天器中。这些薄壁零件大都通过板材的塑性成形工艺得到。由于镍基合金板材弹性模量大、成形性较差，造成了薄壁零件回弹大、成形质量差，且由于材料本身价格较贵，传统的基于试错修模的方法往往使得制造成本大大提高。有限元仿真技术可以有效的预测成形中的质量问题，对模具以及工艺参数的优化设计具有重要作用，可以有效降低试模成本[2-3]。有限元仿真结果的准确性常常又取决于材料的本构关系，通过实验研究材料的应力应变关系，以得到其本构方程，对其后续利用有限元仿真对该材料进行工艺优化具有指导性意义。

Ludwigon[4]早期发现锰和氮强化的奥氏体不锈钢以及镍、银、铜、铝等合金的拉伸行为在塑性变形区存在对数坐标下的非线性关系，Hollomon关系仍然成立，但在对数非线性阶段，实际曲线与Hollomon关系式存在一个与该阶段n和ε相关的偏差量。之后许多研究者对应变硬化行为研究进行了广泛研究[5-8]，付瑞东等[9]研究发现氮强化高锰奥氏体钢应变硬化指数n随着真应变的增大而提高，其微观机制表现为孪晶的形成速率以及孪晶与位错之间的相互作用相协调，且在塑性变形区未发现马氏体即其应变硬化行为主要与形变孪晶有关，这一现象称为“孪晶诱发塑性”。邝霜等[10]研究发现C-Si-Mn冷轧双相钢的应变行为微观机制与高锰钢明显不同，在发生塑性变形时发生铁素体与马氏体相互转变，铁素体与马氏体的弹塑性行为的差异是造成双相钢硬化的主要原因；本工作发现GH39合金拉伸过程应变硬化指数n表现为多重性，为了探究其原因，继而研究了其应变硬化规律、断口形貌以及变形前后的微观组织。

1　实验材料与方法

实验用材为固溶处理(1050～1090 ℃,空冷)0.6 mm厚GH39合金冷轧板材，化学成分见表1。按照GB/T228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》经线切割加工成比例试样，标距50 mm，厚度0.6 mm，边缘用砂纸打磨光滑。将试样在inston modle4500万能试验机上进行室温单向拉伸试验，选择10-4s-1,10-3s-1,10-2s-1,10-1s-14个应变速率。在不同应变区取金相试样磨平、抛光、腐蚀，在光学显微镜下观察其显微组织；用扫描电镜观察试样拉伸试样断口形貌。

表1　GH39合金化学成分(质量分数/%)

2　实验结果与分析

2.1GH39合金拉伸特性

图1为GH39合金在4种应变速率下真实应力应变曲线，可以看出该合金在单轴拉伸表现为连续屈服，无明显的屈服平台；弹性阶段曲线基本重合，表明在10-4～10-1s-1范围内应变速率的变化对该阶段没有影响；进入塑性变形阶段，应变的增加真应力增加较快，该合金流变应力也表现出应变速率敏感性低，随着应变速率的提高其增加幅度很小。

图1　不同应变速率下GH39的真实应力-应变曲线Fig.1　True stress-strain curves of GH39 at different strain rates

2.2GH39合金应变硬化行为

图2为GH39合金在4种应变速率下均匀塑性应变范围内真应力与应变lnσ和lnε关系曲线，由图可以看到，两者不是线性关系。此时的应变硬化指数n不是恒定值，其在不同应变量下表现出多重性，根据该合金硬化特性可将整个塑性变形过程分为三个阶段，第Ⅰ、Ⅲ阶段真应力应变双对数曲线近似为线性关系，其n值恒定；第Ⅱ阶段对数曲线呈明显的凹形，已不是线性关系。实际曲线与Hollomon关系式存在一个与该阶段n和ε相关的偏差量：

Δ=K2exp(n2ε)

(1)

进而得到流变方程：

σ=K1εn1+K2exp(n2ε)

(2)

此阶段应变硬化指数与真应变之前有线性关系，则可从上式得：

σ=Kεnexp(Mε)

(3)

利用二次多项式对其双对数曲线进行拟合得到流变方程[14]：

lnσ=Aexp(lnε/B)+C

(4)

使用Origin软件计算该拟合方程，得到不同应变速率下各参数值(见表2)，误差分析表明拟合精度很高。

图2　塑性阶段不同应变速率下GH39双对数曲线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

对公式(4)流变方程以(lnε)为变量求导，得应变硬化指数与真应变之间关系：

n=dlnσ/dlnε=(A/B)exp(lnε/B)

(5)

图3　不同应变速率下应变硬化指数与真应变的关系Fig.3　Relation between strain hardening exponent and true strain at different strain rates

其中参数A，B与式(5)中相同，由此可得该材料4种应变速率下塑性阶段应变硬化指数与真应变的关系，如图3所示。由图3可以看出材料进入塑性变形的第Ⅱ阶段随着应变的增加应变硬化指数n值急剧增加；不同应变速率下，随着应变速率的增加n值略微减小(见表3)，对其影响程度较低。

表3　不同应变速率下第Ⅰ，Ⅲ阶段n值与均匀延伸率

2.2GH39合金应变硬化行为的微观机制

图4　GH39合金不同应变量的光学显微组织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合金拉伸断口形貌

3　结论

(1)GH39合金应变硬化指数随着应变量的变化表现出多重性，真应变在0.014～0.13范围内，应变硬化指数急剧增加，随后其值趋于稳定。

(2)随着应变速率的增加应变硬化指数略下降，表现出应变速率敏感性较低。

(3)变形过程的TWIP效应使GH39合金流变方程已不完全满足典型的Hollomon关系式，应变硬化增强阶段用方程lnσ=Aexp(lnε/(B)+C来表征应力应变关系更合理。

(4)应变量在0.005<ε<0.014范围时，材料硬化微观机制主要表现为位错与少量形变孪晶，当应变量在0.014～0.13范围时，形变孪晶数量大大增加，对应变硬化起主导作用，当应变大于0.13时，形变孪晶量基本稳定。

图5　GH39合金不同应变速率下断口形貌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)在低应变速率时，拉伸断口为韧窝状韧性断口，随着应变速率的增加，断裂方式有从韧性断裂向半解理断裂发展的趋势。

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(责任编辑：张峥)

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

陈明和(1962—)，男，博士，教授，主要从事金属板料成形技术研究，(E-mail)meemhchen@126.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.5.013

TG146.1+5

A

1005-5053(2016)05-0077-05