回火态Aer Met100钢的热物理性能

焦清洋，赵 栋，王新宇，李世键

（沈阳飞机工业（集团）有限公司，辽宁 沈阳 110850）

AerMet100钢是Carpenter公司开发的二次硬化型Ni-Co-Cr系航空结构钢，该合金钢在最终热处理状态下具有较高的抗拉强度（1965 MPa）、断裂韧性（126.4 MPa·m1/2）和优秀的抗应力腐蚀开裂能力，3.5%NaCl溶液中的应力腐蚀临界应力场强度因子KISCC可达38.5 MPa·m1/2，因此适合应用于海军军用飞机起落架系统的承力部件[1-4]。

基于AerMet100钢应用领域的重要性，有必要将有限元分析（Finite element analysis，FEA）技术应用于模拟该材料的热处理过程，定量分析温度场、应力应变场以及相变情况。在对零件进行热处理工艺设计阶段，FEA技术有助于筛查设计缺陷，优化设计方案，从而有效节约试验成本，缩短设计周期[5]。由于热处理过程模拟属于热-结构-相变多物理场耦合问题，计算难度较大；另一方面热处理模拟过程涉及的金属热性能及物理性能参数较多，且均随温度变化，个别参数随温度的变化规律存在显著非线性[6-8]。目前尚缺乏系统性AerMet100钢热物理性能数据，因此研究并掌握AerMet100钢热物理性能数据十分重要。

本文通过试验获得了AerMet100钢回火马氏体及奥氏体的密度、热应变、弹性模量、泊松比、热导率、流变应力随温度的变化情况，并结合该合金的CCT曲线构建了热物理性能数据库，最后以齿轮淬火过程为例，采用SYSWELD有限元分析软件进行了仿真分析，模拟结果符合热处理淬火的基本规律。此外，本研究获得的AerMet100钢的热物理性能数据也可用于焊接过程及其他热加工过程的模拟。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

本试验用国产AerMet100钢的化学成分见表1，材料为预备热处理状态的回火马氏体组织，显微组织如图1（a）所示，由颜色较深的针状回火马氏体和颜色较浅的残留奥氏体组成。图1（b）为该状态下试验钢的XRD图谱，可以看出回火态AerMet100钢中的相主要以BCC结构的马氏体和FCC结构的残留奥氏体为主。

表1 试验用Aer Met100钢的化学成分（质量分数，%）Table 1 Chemical composition of the tested Aer Met100 steel（mass fraction，%）

图1 回火态AerMet100钢的显微组织（a）及XRD图谱（b）Fig.1 Optical microstructure（a）and XRD spectrum（b）of the tempered AerMet100 steel

1.2 试验方法

热导率测试使用耐驰LFA427激光热导测试仪从室温开始每隔100℃测试一次直至1200℃。热应变测试使用DIL821热机械分析仪测量φ5 mm×20 mm圆柱形试样自室温至1200℃的热应变，升温速率为3℃/min。密度测试使用梅特勒-托利多XS105密度天平测量试样的室温密度，并根据热应变数据推导其高温密度。弹性模量及泊松比测试使用RFDA HTVP1750-C高温动态弹性模量分析仪进行。反应热焓测试采用差示扫描量热法，使用耐驰STA449F3量热仪测量φ3 mm×1 mm片状样品的DSC曲线，升温速率为10℃/min。高温拉伸测试使用SANSCMT5205万能试验机测量材料在室温至900℃的真应力-塑性真应变曲线，拉伸速率为2 mm/min，测量温度间隔为100℃。

2 试验结果及讨论

2.1 热物理性能结果与分析

图2（a）为回火态AerMet100钢的热导率和热应变在室温至1200℃范围内的变化曲线。可以看出热导率曲线在500℃及800℃存在明显拐点，导致热导率在500～800℃区间从0.031 W/（mm·K）下降至0.025 W/（mm·K），降幅达19%。热导率的急剧下降由奥氏体化过程中的吸热现象导致，下降幅度主要由试样厚度决定。结合图1可知，在室温至500℃范围内，AerMet100钢回火马氏体组织的热导率随温度升高线性系数（K）为9.05×10-6W/（mm·K·℃），奥氏体组织在800～1200℃温度区间的K值为2.13×10-5W/（mm·K·℃），可见AerMet100钢奥氏体化导致K值存在明显差异。图2（a）中的热应变曲线表明，回火马氏体和奥氏体的热膨胀系数分别为1.21×10-5℃-1和1.93×10-5℃-1，奥氏体化过程使试样的宏观热应变在600～800℃区间趋于平缓，由于BCC→FCC晶体结构改变导致的收缩抵消了温度升高引起的膨胀。试验室温密度测试结果为7970 kg/m3，根据热应变曲线可计算得到密度随温度的变化情况，如图2（b）所示，可以看出随温度升高，试验钢密度逐渐降低。

图2 回火态AerMet100钢的热导率、热应变（a）及密度（b）随温度的变化Fig.2 Curves of thermal conductivity and thermal strain（a）and density（b）of the tempered AerMet100 steel with temperature

图3为回火态试验钢弹性模量和泊松比随温度的变化情况，测试方法为敲击共振法，即通过触发敲击使矩形片状试样产生振动，探测系统采集的振动信号经数据处理获得不同测试温度下的频率，根据公式（1～3）得到拉伸弹性模量（E）、剪切弹性模量（G）和泊松比（P）。

图3 回火态AerMet100钢的拉伸弹性模量和泊松比随温度的变化Fig.3 Curves of Young,s modulus and Poisson,s ratio of the tempered AerMet100 steel with temperature

式中：l、b、t分别为试样的长宽高；f为振动频率；m为试样质量；T为测试温度。从图4可以看出，在500～800℃区间内奥氏体化导致E和P的变化趋势偏离了线性规律，与图2中热导率的变化范围一致。温度升高引起的材料线膨胀降低了原子间结合力，从而导致弹性模量随之降低。由测试结果可知，试样在1200℃的弹性模量仅为室温下的35%，而泊松比的相对变化量较小。

图4为回火态AerMet100钢以10℃/min的速度升温至1200℃的DSC升温曲线，从图4可判断Ac1为620℃，Ac3为815℃，奥氏体反应热焓为42 600 J/kg。图2～图4中热物理性能参数在500～800℃的非线性变化由AerMet100钢的奥氏体转变导致，将特征温度汇总于表2。由于热导率和弹性模量测试是在特定温度下的平衡状态进行，不同于热应变和DSC测试的连续升温过程，因此体现出奥氏体转变特征温度不同，升温速度越快，Ac1测量值越高，而Ac3的测量值基本一致。

图4 回火态AerMet100钢的DSC升温曲线Fig.4 DSC heating curve of the tempered AerMet100 steel

表2 不同测试方法获得的回火态Aer Met100钢奥氏体转变特征温度Table 2 Characteristic temperatures of austenite transformation of the tempered Aer Met100 steel revealed by different methods

图5为回火态AerMet100钢在不同温度进行拉伸性能测试得到的真应力-塑性真应变曲线，可以看出试验钢的室温屈服强度可达1250 MPa，并表现出明显的应变硬化效果，塑性应变量进行至4.5%时，其流变应力可达1620 MPa。当变形温度升高至500℃时，屈服强度呈线性规律逐渐降低至800 MPa，而且应变硬化的效果也逐渐减弱。在金属材料发生塑性变形的过程中，影响流变应力（σ）的主要因素有变形温度（T）、应变量（ε）和应变速率（），其相互关系可用本构方程σ=f（T，ε，）进行描述。在金属热处理过程中，应变速率可视为准静态变形速度，而且必须考虑相变对真应力-塑性真应变曲线的影响。当变形温度升高至600℃时，流变应力发生明显下降，并脱离了25～500℃范围的线性变化规律。这是因为高温拉伸与热导率和弹性模量测试相同，都属于在恒温平衡状态下进行，从表2可以看出，此时Ac1在500～600℃范围内，因此在600℃进行高温拉伸时材料内部已经形成奥氏体相。与BCC结构相比，位错在FCC结构奥氏体中的柏氏矢量较小、派纳力更低、滑移系数量更多，因此奥氏体的出现可显著降低材料整体的流变应力。测试温度为700℃时，平衡状态下奥氏体含量进一步增加，流变应力下降速度放缓，并且依然存在应变硬化行为。800℃时，试样已全部奥氏体化，变形时的流变应力约为100 MPa，且应变硬化效果消失。

图5 回火态AerMet100钢在不同温度下的拉伸流变应力曲线Fig.5 Tensile flow stress curves of the tempered AerMet100 steel at different temperatures

测量AerMet100钢在1000℃保温30 min后，以10种不同的冷速冷却至室温的应变量。冷却速度分别为20、30、40、50、60、70、80、90、100、150℃/min，冷却曲线如图6所示，由于图中10条曲线几乎重合，因此纵坐标示意性地将曲线由上至下排列，以突出反应热应变突变点的温度。马氏体转变开始温度点Ms为213℃，且基本不随冷却速度而变化，表明该钢具有良好的淬透性，通常采用空冷即可得到马氏体组织。根据Carpenter公司发布的官方AerMet100钢CCT曲线，可见其Ms点为219℃，与本研究测量值的偏差可能来源于成分的微小差异。官方CCT曲线表明219℃的马氏体转变量为1%，205℃的马氏体转变量为15%，将其带入描述马氏体转变过程的Koistinen-Marburger模型（4）可计算出马氏体转换系数Km值为0.011 736。

图6 AerMet100钢自1000℃经不同冷却速率冷却至室温的热应变曲线Fig.6 Thermal strain curves of the AerMet100 steel cooling from 1000℃to room temperature with different cooling rates

式中：Pm为马氏体体积分数；Ms为马氏体转变开始温度；T为温度；Pa为温度下降至Ms时剩余的奥氏体体积分数，本研究Pa为1。

2.2 热处理仿真分析验证

为了验证试验获得的回火态AerMet100钢热物理性能数据的有效性，基于SYSWELD软件进行了数据库构建，并以齿轮热处理淬火过程为例进行了仿真分析验证。

图7为AerMet100钢齿轮的热处理过程有限元模拟结果，其中图7（a）所示为二维齿轮模型，为了提高模拟精度，在划分网格时将零件表层在深度方向进行细化。模拟时将加热温度设置为885℃，保温1000 s，然后置入20℃油中进行淬火，并在油中放置6000 s后结束。图7（b）为奥氏体相在加热保温过程中t=900 s的分布情况，图7（c）为t=1120 s下的齿轮截面温度分布情况，图7（d）为淬火时t=1700 s的马氏体分布情况，图7（e）为t=7000 s时温度变化导致的热应力分布情况，图7（f）为t=7000 s时热膨胀和相变引起的变形情况。

图7 AerMet100钢齿轮的热处理过程有限元模拟结果Fig.7 FEA results of AerMet100 gear during the heating and quenching process

通过模拟结果可知，随着保温时间的延长从边缘向心部逐步形成奥氏体；在冷却过程中，温度从边缘向心部逐渐冷却，马氏体转变从边缘向心部逐步形成；淬火后应力分布与变形分布对应性较好。模拟结果符合加热奥氏体化及淬火马氏体化过程的基本规律，证明试验获得的回火态AerMet100钢热物理数据可用于该材料热处理仿真分析。

3 结论

1）回火态AerMet100钢的室温组织为回火马氏体+残留奥氏体，在升温过程中奥氏体反应热焓为42 600 J/kg。其他热物理性能参数，如密度、热应变、弹性模量、泊松比、热导率、流变应力等均在Ac1～Ac3范围内发生非线性变化，且不同测试方法体现出Ac1和Ac3存在差异，该差异由测试状态和升温速度导致。

2）回火态AerMet100钢加热至1000℃经20～150℃/min冷却速度降至室温，Ms基本一致，约为213℃，且基于Koistinen-Marburger模型描述马氏体转变行为的Km值为0.011 736。

3）基于本研究获得的回火态AerMet100钢各项热物理性能数据可用于SYSWELD软件，从而进行该材料升温和降温热处理过程中的温度场、相组成、应力场等的仿真分析。