工程科学学报，第40卷，第1期：76-83,2018年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.I:76-83,January 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.010;http://journals.ustb.edu.cn 基于应变控制的4Cr5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳 行为 左鹏鹏巴，吴晓春，曾艳，何西娟 上海大学材料科学与工程学院，上海200072 区通信作者，E-mail:p0513@163.com 摘要采用MTS®热机械疲劳电液伺服试验机研究了4C5 MoSiV1热作模具钢400~700℃范围内拉压对称机械应变控制的 同相及反相热机械疲劳行为.结果表明：当应变幅为±0.50%时，4C5 MoSiV1钢反相热机械疲劳寿命约为同相的60%：无论 同相还是反相加载，应力-应变滞后回线均呈现不对称性，同相加载时表现为平均压缩应力，反相加载时表现为平均拉伸应 力.两种加载方式下，最大应力与最大应变及峰值温度均不同步，在高温半周出现应力松弛现象.此外，高温半周呈现持续循 环软化，而低温半周呈现初始循环硬化，随后持续循环软化的特征.同相加载时断口以主裂纹、撕裂脊和准解理特征为主，裂 纹少而深：反相加载时断口以疲劳条纹和大量的凹坑特征为主，裂纹多而浅. 关键词热作模具钢：热机械疲劳：应变控制：应力应变行为：疲劳断口 分类号TG142.1 Strain-controlled thermal-mechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel ZUO Peng-peng,WU Xiao-chun,ZENG Yan,HE Xi-juan School of Materials Science and Engineering,Shanghai University,Shanghai 200072,China Corresponding author,E-mail:zpp513@163.com ABSTRACT In-phase (IP)and out-of-phase (OP)thermal-mechanical fatigue (TMF)tests of 4Cr5MoSiVI hot work die steel were conducted in full reverse mechanical strain control in the temperature range of 400-700 C by a TMF servo-hydraulic testing system (MTS).The results indicate that,when the strain amplitude is 0.50%,the OP TMF life of 4Cr5MoSiVI steel is-60%of the IP TMF life.The stress-strain hysteresis loops show asymmetries for both IP and OP loading.IP loading leads to comprehensive mean stress,while OP loading gives rise to tensile mean stress in the temperature range of 400-700C.The changes of maximum strain and peak temperature with maximum stress are inconsistent,and the stress relaxation phenomenon could be observed under IP and OP load- ing.Moreover,two kinds of TMF cycling exhibite continuous cyclic softening in the high temperature half stage,while in the low tem- perature half stage,cyclic hardening occurs initially and is then followed by continuous cyclic softening.The fractured surfaces under IP TMF loading display striation and tear ridge,and exhibits quasi-cleavage characteristics.In addition,the cracks are less but longer. However,fractured surfaces under OP TMF loading mainly display striation and dimple characteristics,and the cracks are shorter and more abundant. KEY WORDS hot work die steel;thermal-mechanical fatigue;strain control;stress and strain behavior;fatigue fracture 收稿日期：2017-03-13 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2016YFB0300400,2016YFB0300404)
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期:76鄄鄄83,2018 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 1: 76鄄鄄83, January 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 01. 010; http: / / journals. ustb. edu. cn 基于应变控制的 4Cr5MoSiV1 热作模具钢热机械疲劳 行为 左鹏鹏苣 , 吴晓春, 曾 艳, 何西娟 上海大学材料科学与工程学院, 上海 200072 苣通信作者,E鄄mail: zpp0513@ 163. com 摘 要 采用 MTS 襆 热机械疲劳电液伺服试验机研究了 4Cr5MoSiV1 热作模具钢 400 ~ 700 益范围内拉压对称机械应变控制的 同相及反相热机械疲劳行为. 结果表明:当应变幅为 依 0郾 50% 时,4Cr5MoSiV1 钢反相热机械疲劳寿命约为同相的 60% ;无论 同相还是反相加载,应力鄄鄄应变滞后回线均呈现不对称性,同相加载时表现为平均压缩应力,反相加载时表现为平均拉伸应 力. 两种加载方式下,最大应力与最大应变及峰值温度均不同步,在高温半周出现应力松弛现象. 此外,高温半周呈现持续循 环软化,而低温半周呈现初始循环硬化,随后持续循环软化的特征. 同相加载时断口以主裂纹、撕裂脊和准解理特征为主,裂 纹少而深;反相加载时断口以疲劳条纹和大量的凹坑特征为主,裂纹多而浅. 关键词 热作模具钢; 热机械疲劳; 应变控制; 应力应变行为; 疲劳断口 分类号 TG142郾 1 收稿日期: 2017鄄鄄03鄄鄄13 基金项目: 国家重点研发计划资助项目(2016YFB0300400,2016YFB0300404) Strain鄄controlled thermal鄄mechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel ZUO Peng鄄peng 苣 , WU Xiao鄄chun, ZENG Yan, HE Xi鄄juan School of Materials Science and Engineering, Shanghai University, Shanghai 200072, China 苣Corresponding author, E鄄mail: zpp0513@ 163. com ABSTRACT In鄄phase (IP) and out鄄of鄄phase (OP) thermal鄄mechanical fatigue (TMF) tests of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel were conducted in full reverse mechanical strain control in the temperature range of 400鄄鄄 700 益 by a TMF servo鄄hydraulic testing system (MTS 襆 ). The results indicate that, when the strain amplitude is 依 0郾 50% , the OP TMF life of 4Cr5MoSiV1 steel is ~ 60% of the IP TMF life. The stress鄄鄄strain hysteresis loops show asymmetries for both IP and OP loading. IP loading leads to comprehensive mean stress, while OP loading gives rise to tensile mean stress in the temperature range of 400鄄鄄700 益 . The changes of maximum strain and peak temperature with maximum stress are inconsistent, and the stress relaxation phenomenon could be observed under IP and OP load鄄 ing. Moreover, two kinds of TMF cycling exhibite continuous cyclic softening in the high temperature half stage, while in the low tem鄄 perature half stage, cyclic hardening occurs initially and is then followed by continuous cyclic softening. The fractured surfaces under IP TMF loading display striation and tear ridge, and exhibits quasi鄄cleavage characteristics. In addition, the cracks are less but longer. However, fractured surfaces under OP TMF loading mainly display striation and dimple characteristics, and the cracks are shorter and more abundant. KEY WORDS hot work die steel; thermal鄄mechanical fatigue; strain control; stress and strain behavior; fatigue fracture
左鹏鹏等：基于应变控制的4C5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 .77 热作模具（压铸模、热挤压模、热锻模、热冲压 理论支持.因此，本文基于对称拉压应变控制模式， 模等)在服役过程中，型腔表面都要承受来自热锻 以目前国内广泛使用的通用型热作模具钢 工件（一般1100~1200℃）或熔融金属（比如：铝合 4C5 MoSiV1为研究对象，对比其在温度循环与机械 金压铸时模具承受最高温度可达600~700℃，而铜 载荷同相和反相加载时的热机械疲劳行为，探究两 合金800~900℃)急冷急热的温度变化1-].当表 者在循环应力应变响应、循环硬化及软化、寿命和断 层急热膨胀时由于受到温度较低的次表层的约束而 口特征等方面的异同. 产生压应力和压应变：当表层急冷收缩时，由于受到 1试验材料及方法 温度较高的次表层的约束而产生拉应力和拉应变. 同时，热作模具还要承受周期性的机械载荷的作 1.1试验材料 用).因此，热作模具由于同时受到温度和机械载 本试验钢为某特钢厂经电渣重熔冶炼生产的高 荷周期性交变作用而产生热机械疲劳(thermal-me- 品质锻造热作模具钢4C5 MoSiV1,其化学成分如表 chanical fatigue,TMF)导致模具软化而最终热裂失 1所示.4C5 MoSiV1钢的所有试样均采用1030℃ 效[3-)，在此过程中，由于应力的变化比较复杂，有 真空油淬后再经600℃，2h回火两次的工艺进行热 可能与温度的变化呈现同步或异步.据不完全统 处理，采用Leco R-260型洛氏硬度计测得其回火硬 计[)，压铸模具中热机械疲劳引起的热裂失效约占 度为44.0~46.0HRC,采用BDS-500Y型冲击试验 失效模具总数的80%. 机（所用摆锤能量为500J)测得其7mm×10mm× 一直以来，热机械疲劳行为是疲劳行为中最复 55mm无缺口试样冲击功为266.6J,表现出优良的 杂的课题，它涉及到温度、载荷、氧化、蠕变、环境等 强韧性 多种因素的影响，国内外在高温合金领域及其他工 表14C5 MoSiV1钢的化学成分（质量分数） 程构件上已经取得了一些成果[6-刀.2000年以后， Table 1 Chemical composition of 4Cr5MoSiVI steel 国内吉林大学姜启川、方健儒等[8-对Cr-Ni-Mo铸 C Si Mn Cr Mo V P S Fe 造热作模具钢进行了热机械疲劳行为的研究，但采 0.390.990.355.321.421.000.0100.002其余 用的是应力控制，其现象和规律与应变控制有所不 同，且热作模具钢的疲劳行为主要为高温低周疲劳， 将热处理后的4Cr5 MoSiV1钢试样按照图1所 采用应变控制更合适：国外Oudin等[io]对5Cr-Mo- 示的要求采用数控车床进行加工，测试部分按图中 V马氏体型热作模具钢热机械疲劳行为、损伤及寿 表面粗糙度要求进行磨抛，最终得到标距部分直径 命进行了研究，都证实了热机械疲劳行为在热作模 为6mm,长度为36mm且符合试验要求的热机械疲 具钢领域的理论研究价值和工程应用价值，但国内 劳试样.采用Zeiss Supra-40型场发射扫描电子显 外在热作模具钢热机械疲劳方面可查文献也少之甚 微镜(SEM)和JEM-200CX型透射电子显微镜 少，且由于设备及技术的限制，国内外对于热作模具 (TEM)观察热机械疲劳试验前后试样的微观组织 钢一直集中在UDDHOLM自约束热疲劳行为研 形貌，金相和扫描电镜试样经不同目数砂纸和抛光 究4-5.1-2，温度循环最高值大多在600~700℃，此 绒布磨抛后，采用体积分数为4%的硝酸乙醇溶液 温度为热作模具服役时型腔能达到的瞬间接触温 进行腐蚀.透射电镜试样制备方法：首先用电火花 度，而热疲劳只是单纯的温度变化导致的热应变行 切割机切取厚度为300m样品，然后手工机械研磨 为，热机械疲劳才更能贴合热作模具实际的服役工 样品至厚度为50~80um,在专用冲孔器上冲出直 况，更能为热作模具钢的疲劳失效行为提供可靠的 径3mm的圆片样品，随后在MTP-1A型电解双喷仪上 50 68 O0.01 36 1.5×45 0.4 0.01A 168 ○0.01 ∥0.01B 0.01A 图1热机械疲劳试样图（单位：mm) Fig.1 Requirements of TMF specimen (unit:mm)
左鹏鹏等: 基于应变控制的 4Cr5MoSiV1 热作模具钢热机械疲劳行为 热作模具(压铸模、热挤压模、热锻模、热冲压 模等)在服役过程中,型腔表面都要承受来自热锻 工件(一般 1100 ~ 1200 益 ) 或熔融金属(比如:铝合 金压铸时模具承受最高温度可达 600 ~ 700 益 ,而铜 合金 800 ~ 900 益 ) 急冷急热的温度变化[1鄄鄄2] . 当表 层急热膨胀时由于受到温度较低的次表层的约束而 产生压应力和压应变;当表层急冷收缩时,由于受到 温度较高的次表层的约束而产生拉应力和拉应变. 同时,热作模具还要承受周期性的机械载荷的作 用[3] . 因此,热作模具由于同时受到温度和机械载 荷周期性交变作用而产生热机械疲劳 (thermal鄄me鄄 chanical fatigue,TMF) 导致模具软化而最终热裂失 效[3鄄鄄4] ,在此过程中,由于应力的变化比较复杂,有 可能与温度的变化呈现同步或异步. 据不完全统 计[5] ,压铸模具中热机械疲劳引起的热裂失效约占 失效模具总数的 80% . 一直以来,热机械疲劳行为是疲劳行为中最复 杂的课题,它涉及到温度、载荷、氧化、蠕变、环境等 多种因素的影响,国内外在高温合金领域及其他工 程构件上已经取得了一些成果[6鄄鄄7] . 2000 年以后, 国内吉林大学姜启川、方健儒等[8鄄鄄9]对 Cr鄄鄄Ni鄄鄄Mo 铸 图 1 热机械疲劳试样图 (单位:mm) Fig. 1 Requirements of TMF specimen (unit: mm) 造热作模具钢进行了热机械疲劳行为的研究,但采 用的是应力控制,其现象和规律与应变控制有所不 同,且热作模具钢的疲劳行为主要为高温低周疲劳, 采用应变控制更合适;国外 Oudin 等[10]对 5Cr鄄鄄 Mo鄄鄄 V 马氏体型热作模具钢热机械疲劳行为、损伤及寿 命进行了研究,都证实了热机械疲劳行为在热作模 具钢领域的理论研究价值和工程应用价值,但国内 外在热作模具钢热机械疲劳方面可查文献也少之甚 少,且由于设备及技术的限制,国内外对于热作模具 钢一直集中在 UDDHOLM 自约束热疲劳行为研 究[4鄄鄄5, 11鄄鄄12] ,温度循环最高值大多在 600 ~ 700 益 ,此 温度为热作模具服役时型腔能达到的瞬间接触温 度,而热疲劳只是单纯的温度变化导致的热应变行 为,热机械疲劳才更能贴合热作模具实际的服役工 况,更能为热作模具钢的疲劳失效行为提供可靠的 理论支持. 因此,本文基于对称拉压应变控制模式, 以目 前 国 内 广 泛 使 用 的 通 用 型 热 作 模 具 钢 4Cr5MoSiV1 为研究对象,对比其在温度循环与机械 载荷同相和反相加载时的热机械疲劳行为,探究两 者在循环应力应变响应、循环硬化及软化、寿命和断 口特征等方面的异同. 1 试验材料及方法 1郾 1 试验材料 本试验钢为某特钢厂经电渣重熔冶炼生产的高 品质锻造热作模具钢 4Cr5MoSiV1,其化学成分如表 1 所示. 4Cr5MoSiV1 钢的所有试样均采用 1030 益 真空油淬后再经 600 益 ,2 h 回火两次的工艺进行热 处理,采用 Leco R鄄鄄260 型洛氏硬度计测得其回火硬 度为44郾 0 ~ 46郾 0 HRC,采用 JBDS鄄鄄500Y 型冲击试验 机 (所用摆锤能量为 500 J) 测得其 7 mm 伊 10 mm 伊 55 mm 无缺口试样冲击功为 266郾 6 J,表现出优良的 强韧性. 表 1 4Cr5MoSiV1 钢的化学成分 (质量分数) Table 1 Chemical composition of 4Cr5MoSiV1 steel % C Si Mn Cr Mo V P S Fe 0郾 39 0郾 99 0郾 35 5郾 32 1郾 42 1郾 00 0郾 010 0郾 002 其余 将热处理后的 4Cr5MoSiV1 钢试样按照图 1 所 示的要求采用数控车床进行加工,测试部分按图中 表面粗糙度要求进行磨抛,最终得到标距部分直径 为 6 mm,长度为 36 mm 且符合试验要求的热机械疲 劳试样. 采用 Zeiss Supra鄄鄄40 型场发射扫描电子显 微镜 ( SEM) 和 JEM鄄鄄 200CX 型 透 射 电 子 显 微 镜 (TEM) 观察热机械疲劳试验前后试样的微观组织 形貌,金相和扫描电镜试样经不同目数砂纸和抛光 绒布磨抛后,采用体积分数为 4% 的硝酸乙醇溶液 进行腐蚀. 透射电镜试样制备方法:首先用电火花 切割机切取厚度为 300 滋m 样品,然后手工机械研磨 样品至厚度为 50 ~ 80 滋m,在专用冲孔器上冲出直 径3 mm 的圆片样品,随后在 MTP鄄鄄1A 型电解双喷仪上 ·77·
78· 工程科学学报，第40卷，第1期 进行减薄，电解液为体积分数4%高氯酸乙醇溶液 (Emh)im=-1;循环周期t=120s.所有实验都进 1.2试验方法 行至试样断裂后停止.同时，4C5 MoSiV1钢从室温 热机械疲劳实验采用的是美国计算机辅助控制 至7O0℃的杨氏模量采用日本RFDA MF型高温弹 100kN的TS@Landmark370.10型热机械疲劳电 性模量及内耗测试系统进行测定 液伺服试验机，该试验机的核心测试部分各主要部 750 1.00 温度 件如图2所示.该试验机采用10kW固态中频发射 700 机械应变(OP,中=180°) 0.75 器对试样标距部分进行加热，通过在试样标距范围 60 0.50 0.25 内点焊热电偶来实现温度的控制，温度控制精度可 600 达±3℃：通过轴向高温陶瓷引伸计来实现轴向拉 550 500 0.25 压机械应变控制，机械应变的控制精度可达 450 0.50 0.01%:通过压缩空气冷却试样标距部分并配合水 400 机械应变(P,中=0) -0.75 冷液压夹头对试样降温，本试验的具体原理、预实验 350 1.00 30 60 90 120 方法及应变控制的实现方式见参考文献[13]. 时间s 图3热机械疲劳实验波形图 Fig.3 Schematics of TMF test waveforms 感应线圈 试样 热电偶 高温引伸计 2结果与分析 压缩空气冷却装置 水冷液压夹具 2.1循环应力-应变滞后回线 图4是温度和机械应变同相及反相加载时 图2热机械疲劳电液伺服测试系统核心测试部分 Fig.2 Schematic of the central part of the TMF servo-hydraulic tes- 4Cr5 MoSiV1钢热机械疲劳循环第一周、第二周及半 ting system 寿命周的应力-应变滞后回线.从图4(a)可以看 出，在同相加载时，温度和机械应变同步变化，即在 相位角（中）是指作用于试样上的最大温度和最 机械应变达到最大值0.50%（最大拉应变）时温度 大机械应变的波形移位程度，用度（°）来表示.为了 为循环最高温度700℃：当机械应变降到最小值 便于参考，如果温度最大值领先于机械应变最大值， -0.50%(最大压应变)时温度为循环最低温度 则相位角为正(0≤中≤180)，否则相位角为负.由 400℃.对于反相条件下，如图4(b)所示，温度和机 于热作模具服役时复杂的外加载荷和温度变化的不 械应变变化相反，即在机械应变达到最大值0.50% 确定性，本实验采用热机械疲劳试验中最典型的温 (最大拉应变)时温度为最低温度400℃：当机械应 度和机械应变同相(in-phase,中=0，简称P)及反 变降到最小值-0.50%（最大压应变）时温度为最 相(out-of-phase,中=180°，简称0P)加载，如图3 高温度700℃. 所示.温度和机械应变的循环波形均为三角波；温 尽管采用的是拉压对称的机械应变控制，但滞 度循环范围为400~700℃，参考温度T。=550℃：机 后回线都出现明显的不对称，同相加载时，最大拉应 械应变幅△Erh/2=0.50%,应变比R.=(Emah)ms/ 力的绝对值小于最大压应力的绝对值，拉伸塑性应 (a) 400 写 800r ·第一周 ·第一周 700 ·第二周 ·第二周 600 ·半寿命周 200 ·半寿命周 500 加热 400 0.8 -0.6 0.4 02 4 0.60.8 冷却 300 -100 机械应变/% 200 -200 100 热 -300 冷却 0.8 0.6 0.2 70.40.60.8 机械应变/% -500 -300 600 -400 图4最初两周和半寿命的应力-应变滞后回线.(a)同相加载：(b)反相加载 Fig.4 Stress-strain hysteresis loops during initial two and half-life TMF cycle:(a)IP;(b)OP
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 进行减薄,电解液为体积分数4%高氯酸乙醇溶液. 1郾 2 试验方法 热机械疲劳实验采用的是美国计算机辅助控制 100 kN 的 MTS 襆 Landmark 370郾 10 型热机械疲劳电 液伺服试验机,该试验机的核心测试部分各主要部 件如图 2 所示. 该试验机采用 10 kW 固态中频发射 器对试样标距部分进行加热,通过在试样标距范围 内点焊热电偶来实现温度的控制,温度控制精度可 达 依 3 益 ;通过轴向高温陶瓷引伸计来实现轴向拉 压机 械 应 变 控 制, 机 械 应 变 的 控 制 精 度 可 达 0郾 01% ;通过压缩空气冷却试样标距部分并配合水 冷液压夹头对试样降温,本试验的具体原理、预实验 方法及应变控制的实现方式见参考文献[13]. 图 2 热机械疲劳电液伺服测试系统核心测试部分 Fig. 2 Schematic of the central part of the TMF servo鄄hydraulic tes鄄 ting system 图 4 最初两周和半寿命的应力鄄鄄应变滞后回线 郾 (a) 同相加载;(b) 反相加载 Fig. 4 Stress鄄鄄strain hysteresis loops during initial two and half鄄life TMF cycle: (a) IP; (b) OP 相位角(准)是指作用于试样上的最大温度和最 大机械应变的波形移位程度,用度(毅)来表示. 为了 便于参考,如果温度最大值领先于机械应变最大值, 则相位角为正(0臆准臆180毅),否则相位角为负. 由 于热作模具服役时复杂的外加载荷和温度变化的不 确定性,本实验采用热机械疲劳试验中最典型的温 度和机械应变同相 (in鄄phase,准 = 0,简称 IP) 及反 相 (out鄄of鄄phase,准 = 180毅,简称 OP) 加载,如图 3 所示. 温度和机械应变的循环波形均为三角波;温 度循环范围为400 ~ 700 益 ,参考温度 T0 = 550 益 ;机 械应变幅 驻着mech / 2 = 0郾 50% ,应变比 R着 = (着mech ) max / (着mech ) min = - 1;循环周期 t = 120 s. 所有实验都进 行至试样断裂后停止. 同时,4Cr5MoSiV1 钢从室温 至 700 益的杨氏模量采用日本 RFDA MF 型高温弹 性模量及内耗测试系统进行测定. 图 3 热机械疲劳实验波形图 Fig. 3 Schematics of TMF test waveforms 2 结果与分析 2郾 1 循环应力鄄鄄应变滞后回线 图 4 是温度和机械应变同相及反相加载时 4Cr5MoSiV1 钢热机械疲劳循环第一周、第二周及半 寿命周的应力鄄鄄 应变滞后回线. 从图 4( a) 可以看 出,在同相加载时,温度和机械应变同步变化,即在 机械应变达到最大值 0郾 50% (最大拉应变) 时温度 为循环最高温度 700 益 ;当机械应变降到最小值 - 0郾 50% (最大压应变) 时温度为循环最低温度 400 益 . 对于反相条件下,如图 4(b)所示,温度和机 械应变变化相反,即在机械应变达到最大值 0郾 50% (最大拉应变) 时温度为最低温度 400 益 ;当机械应 变降到最小值 - 0郾 50% (最大压应变) 时温度为最 高温度 700 益 . 尽管采用的是拉压对称的机械应变控制,但滞 后回线都出现明显的不对称,同相加载时,最大拉应 力的绝对值小于最大压应力的绝对值,拉伸塑性应 ·78·
左鹏鹏等：基于应变控制的4C5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 .79 变绝对值大于压缩塑性应变：而反相加载时则相反. 合金碳化物，如图6(a)和(b)所示，而板条马氏体 产生这种现象的原因主要是热机械疲劳循环过程 的亚结构为大量高密度位错，如图6(c)和(d)所 中，材料的杨氏模量也随着温度的变化而变化. 示，这种固有的位错提高了热机械疲劳循环的起始 4Cr5 MoSiV1钢的杨氏模量随温度变化曲线如图5 加工硬化率，但随着温度的不断升高，尤其是超过其 所示，可见从室温到700℃，随着温度的不断升高， 回火温度600℃（此时屈服强度也大大降低），由于 杨氏模量迅速降低，近乎呈线性下降，400℃时为 热激活位错运动加快，即出现了动态回复，导致软化 189.4GPa,700℃时只有室温的66%，为140.3GPa, 过程占主导优势，因此，应力出现了先增加后降低： 材料出现弱化.因此，在400~700℃的热机械疲劳 但随着循环次数累加到一定的程度，马氏体动态回 循环过程中，低温半周杨氏模量较大，抵抗变形能力 复趋于完全，碳化物逐渐粗化，呈现平衡态粒状珠光 较强，所需应力较大，而高温半周则相反，从而出现 体组织形态，如图6(e)和(f)所示，这便等同于过回 了滞后环的不对称性 火软化，使得材料强度明显降低.(2)两种加载条 220 件下，由于试样第一周直接从室温淬回火态开始加 210F 21.8209.9 04.1 热，此时马氏体位错密度和基体强度都比之后的各 200 197.8 循环周次要高，因此，第一周的起始加工硬化率会比 189.4 190 179.8 较明显，使得滞后回线高温半周最大应力处表现为 180 明显凸起 170 165.9 图7是4Cr5 MoSiV1钢同相和反相加载热机械 160 150 疲劳循环时，基于半寿命周应力-应变滞后回线的 140 -0-4Cr5MoSiVl 塑性应变范围（△e)及应力范围（△σ）解析图，热 140.3 130 机械疲劳半寿命周的具体实验数值见表2.由表2 0100200300400500600700 温度℃ 可知，两种相位加载时的塑性应变范围和应力范围 图5杨氏模量随温度变化曲线 接近，但反相加载时，从循环温度的最高温度(700 Fig.5 Curve of Young's modulus versus temperature ℃)冷至最低温度(400℃)的过程中试样表面收缩， 如图4所示，3个循环周次的最大应力与最大 而此时要使外加应变达到拉应变0.50%，不让其收 应变及峰值温度都不同步，且第一周高温半周的最 缩，则会需要更大的拉应力，导致反相加载时平均应 大应力值格外高，滞后回线表现为明显凸起.以同 力（σ）表现为拉应力，而拉应力是导致热作模具 相加载时的第一周应力应变滞后回线为例，最大拉 热机械疲劳失效的关键因素，所以，此条件下 应力263.1MPa出现在机械拉应变幅为0.28%时， 4C5 MoSiV1钢试样更容易循环软化，热机械疲劳寿 此时对应的温度为634.7℃；随着机械拉应变加载 命更短.此外，图7进一步表明，同相加载方式下拉 到0.50%，温度到达最高700℃，拉应力却下降为 伸塑性应变大于压缩塑性应变，平均塑性应变表现 130.6MPa,出现应力松弛现象.其原因可能主要有 为拉伸塑性应变，而反相加载时刚好相反.同时，两 两点[2-14：(1)4C5 MoSiV1钢为马氏体钢，热机械 种相位加载条件下半寿命周应力-应变滞后回线关 疲劳之前的淬回火组织主要为典型的板条马氏体和 于原点近似对称 表2同相及反相加载的热机械疲劳循环实验结果（半寿命周） Table2 Summary of TMF testing results under IP and OP (half-life cycle) 相位角 N On/MPa min/MPa △o/MPa Omen/MPa △6a/% 同相（中=0） 800 171.9 -455.0 626.9 -141.6 0.65 反相(d=180°) 500 462.2 -165.0 627.2 148.6 0.61 2.2 循环应响应曲线 加载时循环应力响应曲线可观察到两种加载条件下 循环应力响应曲线体现的是材料在热机械疲劳 最大拉应力和最大压应力均呈现不对称，这与2.1 过程中的力学行为，对评估材料的循环软化、循环硬 节中应力-应变滞后回线的不对称性一致.两种加 化或循环稳定行为有着重要的意义.图8为 载条件下，低温半周循环应力响应曲线均表现为开 4C5 MoSiV1钢同相及反相加载的热机械疲劳循环 始轻微循环硬化，随后持续循环软化的现象：而高温 应力响应曲线.由图8(a)同相加载和图8(b)反相 半周表现为持续循环软化.不同的是，在同相加载
左鹏鹏等: 基于应变控制的 4Cr5MoSiV1 热作模具钢热机械疲劳行为 变绝对值大于压缩塑性应变;而反相加载时则相反. 产生这种现象的原因主要是热机械疲劳循环过程 中,材料的杨氏模量也随着温度的变化而变化. 4Cr5MoSiV1 钢的杨氏模量随温度变化曲线如图 5 所示,可见从室温到 700 益 ,随着温度的不断升高, 杨氏模量迅速降低,近乎呈线性下降,400 益 时为 189郾 4 GPa,700 益时只有室温的 66% ,为 140郾 3 GPa, 材料出现弱化. 因此,在 400 ~ 700 益 的热机械疲劳 循环过程中,低温半周杨氏模量较大,抵抗变形能力 较强,所需应力较大,而高温半周则相反,从而出现 了滞后环的不对称性. 图 5 杨氏模量随温度变化曲线 Fig. 5 Curve of Young爷s modulus versus temperature 如图 4 所示,3 个循环周次的最大应力与最大 应变及峰值温度都不同步,且第一周高温半周的最 大应力值格外高,滞后回线表现为明显凸起. 以同 相加载时的第一周应力应变滞后回线为例,最大拉 应力 263郾 1 MPa 出现在机械拉应变幅为 0郾 28% 时, 此时对应的温度为 634郾 7 益 ;随着机械拉应变加载 到 0郾 50% ,温度到达最高 700 益 ,拉应力却下降为 130郾 6 MPa,出现应力松弛现象. 其原因可能主要有 两点[12鄄鄄14] :(1) 4Cr5MoSiV1 钢为马氏体钢,热机械 疲劳之前的淬回火组织主要为典型的板条马氏体和 合金碳化物,如图 6( a)和( b) 所示,而板条马氏体 的亚结构为大量高密度位错,如图 6 ( c) 和( d) 所 示,这种固有的位错提高了热机械疲劳循环的起始 加工硬化率,但随着温度的不断升高,尤其是超过其 回火温度 600 益 (此时屈服强度也大大降低),由于 热激活位错运动加快,即出现了动态回复,导致软化 过程占主导优势,因此,应力出现了先增加后降低; 但随着循环次数累加到一定的程度,马氏体动态回 复趋于完全,碳化物逐渐粗化,呈现平衡态粒状珠光 体组织形态,如图 6(e)和(f)所示,这便等同于过回 火软化,使得材料强度明显降低. (2) 两种加载条 件下,由于试样第一周直接从室温淬回火态开始加 热,此时马氏体位错密度和基体强度都比之后的各 循环周次要高,因此,第一周的起始加工硬化率会比 较明显,使得滞后回线高温半周最大应力处表现为 明显凸起. 图 7 是 4Cr5MoSiV1 钢同相和反相加载热机械 疲劳循环时,基于半寿命周应力鄄鄄 应变滞后回线的 塑性应变范围 (驻着pl) 及应力范围 (驻滓)解析图,热 机械疲劳半寿命周的具体实验数值见表 2. 由表 2 可知,两种相位加载时的塑性应变范围和应力范围 接近,但反相加载时,从循环温度的最高温度(700 益 )冷至最低温度(400 益 )的过程中试样表面收缩, 而此时要使外加应变达到拉应变 0郾 50% ,不让其收 缩,则会需要更大的拉应力,导致反相加载时平均应 力(滓mean )表现为拉应力,而拉应力是导致热作模具 热机 械 疲 劳 失 效 的 关 键 因 素, 所 以, 此 条 件 下 4Cr5MoSiV1 钢试样更容易循环软化,热机械疲劳寿 命更短. 此外,图 7 进一步表明,同相加载方式下拉 伸塑性应变大于压缩塑性应变,平均塑性应变表现 为拉伸塑性应变,而反相加载时刚好相反. 同时,两 种相位加载条件下半寿命周应力鄄鄄应变滞后回线关 于原点近似对称. 表 2 同相及反相加载的热机械疲劳循环实验结果 (半寿命周) Table 2 Summary of TMF testing results under IP and OP (half鄄life cycle) 相位角 Nf 滓max / MPa 滓min / MPa 驻滓/ MPa 滓mean / MPa 驻着pl / % 同相(准 = 0) 800 171郾 9 - 455郾 0 626郾 9 - 141郾 6 0郾 65 反相(准 = 180毅) 500 462郾 2 - 165郾 0 627郾 2 148郾 6 0郾 61 2郾 2 循环应力响应曲线 循环应力响应曲线体现的是材料在热机械疲劳 过程中的力学行为,对评估材料的循环软化、循环硬 化或 循 环 稳 定 行 为 有 着 重 要 的 意 义. 图 8 为 4Cr5MoSiV1 钢同相及反相加载的热机械疲劳循环 应力响应曲线. 由图 8(a)同相加载和图 8(b)反相 加载时循环应力响应曲线可观察到两种加载条件下 最大拉应力和最大压应力均呈现不对称,这与 2郾 1 节中应力鄄鄄应变滞后回线的不对称性一致. 两种加 载条件下,低温半周循环应力响应曲线均表现为开 始轻微循环硬化,随后持续循环软化的现象;而高温 半周表现为持续循环软化. 不同的是,在同相加载 ·79·
·80. 工程科学学报，第40卷，第1期 204m 2 um 马氏体板条 0.2m 0.5um 图6热机械疲劳试验前后4C5 MoSiV1钢的微观组织.(a)~(d)试验前：(e)~(f)试验后 Fig.6 Microstructure photographs of 4Cr5MoSiVI steel before and after TMF tests:(a)-(d)before testing;(e)-(f)after testing 500r 应力均快速下降，其原因实际上是宏观裂纹形成后 ·P 400 ·OP 失稳扩展直至断裂的过程[] 由图4可知，滞后回线随着循环次数的增加，整 △=0 00-- 体斜率逐渐变小，滞后环逐渐“平躺”，同时伴随塑 0.8-0.6 0.4 40.2 4 0.60.8 性应变范围的增大：而由图8可知，不管是拉应力还 -100 :机械应变% 是压应力，整体上都随循环次数的增加持续减小，尤 1---200 △=0nt0n 其是低温半周更明显.这说明4Cr5 MoSiV1钢整个 =P 热机械疲劳过程中表现为循环软化累积损伤 -400 -500L 2.3循环平均应力响应曲线 图7基于半寿命周应力-应变滞后回线的塑性应变范围及应力 平均应力也是影响疲劳寿命的重要因素，在热 范围 机械疲劳中有着不可忽视的地位[).图9是 Fig.7 Stress range and inelastic strain range based on stress-strain 4Cr5 MoSiV1钢在同相和反相加载下的热机械疲劳 hysteresis loops during half-life cycle 循环平均应力响应曲线.由图可见：(1)同相加载 时，压缩半周（低温半周）比拉伸半周（高温半周） 时的平均应力为压应力，且随着循环周次的增加逐 循环软化更明显：而反相加载时则相反.同时，还能 渐降低，半寿命循环时的平均应力为-141.6MPa 观察到两种加载条件下试样在最终断裂前循环响应 (表2)：而反相加载时的平均应力为拉应力，半寿命
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 6 热机械疲劳试验前后 4Cr5MoSiV1 钢的微观组织 郾 (a) ~ (d) 试验前;(e) ~ (f) 试验后 Fig. 6 Microstructure photographs of 4Cr5MoSiV1 steel before and after TMF tests: (a)鄄鄄 (d) before testing; (e)鄄鄄 (f) after testing 图 7 基于半寿命周应力鄄鄄应变滞后回线的塑性应变范围及应力 范围 Fig. 7 Stress range and inelastic strain range based on stress鄄鄄strain hysteresis loops during half鄄life cycle 时,压缩半周 (低温半周) 比拉伸半周 (高温半周) 循环软化更明显;而反相加载时则相反. 同时,还能 观察到两种加载条件下试样在最终断裂前循环响应 应力均快速下降,其原因实际上是宏观裂纹形成后 失稳扩展直至断裂的过程[14] . 由图 4 可知,滞后回线随着循环次数的增加,整 体斜率逐渐变小,滞后环逐渐“平躺冶,同时伴随塑 性应变范围的增大;而由图 8 可知,不管是拉应力还 是压应力,整体上都随循环次数的增加持续减小,尤 其是低温半周更明显. 这说明 4Cr5MoSiV1 钢整个 热机械疲劳过程中表现为循环软化累积损伤. 2郾 3 循环平均应力响应曲线 平均应力也是影响疲劳寿命的重要因素,在热 机械 疲 劳 中 有 着 不 可 忽 视 的 地 位[15] . 图 9 是 4Cr5MoSiV1 钢在同相和反相加载下的热机械疲劳 循环平均应力响应曲线. 由图可见:(1) 同相加载 时的平均应力为压应力,且随着循环周次的增加逐 渐降低,半寿命循环时的平均应力为 - 141郾 6 MPa (表 2);而反相加载时的平均应力为拉应力,半寿命 ·80·
左鹏鹏等：基于应变控制的4C5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 81· 400 1000 a 200”··· 800 ·最大拉应力 ·最大压应力 600 0 400 200 400 -600f…… ·最大拉应力 200 ·最大压应力 00 -40 101 10 10 10 102 循环周次 循环周次 图8循环应力响应曲线.(a)同相加载：(b)反相加载 Fig.8 Cyclic stress response curves during TMF cycle:(a)IP;(b)OP 循环时的平均应力为148.6MPa(表2)：且两种加 于表面的优先氧化区域，或者内部碳化物、冶金缺陷 载方式下的平均应力均偏向低温半周，这可以认为 及晶界薄弱处).在同相加载条件下，疲劳断口主 是4C5 MoSiV1钢在高温半周和低温半周均持续循 要以疲劳条纹、撕裂脊和准解理特征为主，裂纹由主 环软化的共同作用结果.(2)与图8类似，平均应 裂纹和二次裂纹构成，并且由于试样在高温下承受 力响应曲线更直观看出两种加载条件下开始循环都 拉伸应力，断口被严重氧化，如图10(a)和(c)所示. 出现了轻微的循环硬化，随后持续循环软化，且反相 然而，在反相加载条件下，疲劳断口主要以疲劳条纹 加载时循环软化速率明显更大，导致疲劳寿命只有 和大量的凹坑特征为主，凹坑中常常伴有大颗粒碳 同相加载时的60%左右.这可能是由于高温半周位 化物或夹杂物，这种现象的形成表明裂纹扩展的速 错攀移和交滑移产生的位错重组及湮灭，导致材料 率很快[18-]，如图10(b)和(d)所示.对比两种加 基体强度的软化，但其在初始阶段不足以抵消因位 载方式下截面裂纹特征，如图10(e)和(f),发现同 错增殖所引起的硬化效应，而随后则由于位错的重 相加载时裂纹少而深，断口相对比较平整，而反相加 排和湮灭以及马氏体基体的回复和碳化物聚集长大 载时裂纹多而浅，且断口凹凸不平，颈缩更明显.这 导致持续循环软化的特征[6-] 表明反相加载时易于裂纹萌生且裂纹扩展的时间较 300 短，同时在低温半周发生同等应变需要比同相加载 200 时承受更大的拉伸应力，使其发生较大的塑性变形 这也是导致反相加载时寿命更低的原因之一. 100 3结论 100 (1)拉压对称应变控制条件下，当应变幅为± 0.50%时，4C5 MoSiV1钢同相加载热机械疲劳寿命 -200 ·P ·OP 为800周次，反相加载为500周次，反相加载时的寿 -30 10 10 102 命约为同相加载时的60%；半寿命周次同相和反相 循环周次 加载时应力范围和塑性应变范围接近 图9循环平均应力响应曲线 (2)4C5 MoSiV1钢在热机械循环过程中应力- Fig.9 Cyclic mean stress response curves during TMF cycle 应变滞后回线不对称，即同相加载时产生平均压缩 2.4断口特征 应力和平均拉伸塑性应变，反相加载时产生平均拉 为了更好的认识两种不同加载方式下 伸应力和平均压缩塑性应变，这与杨氏模量随温度 4C5 MoSiV1钢热机械疲劳的应力应变行为，对断裂 变化导致材料强度的变化有关.同时，最大应力与 后的试样断口特征及截面裂纹形貌进行了观察分 最大应变及峰值温度不同步，均在高温半周出现应 析.同相和反相加载方式下的断口均呈现典型的低 力松弛现象 周疲劳断口特征，包括裂纹萌生区、扩展区和瞬断 (3)4C5 MoSiV1钢在同相和反相热机械疲劳 区，如图10所示.两种加载方式下，裂纹常常萌生 整个循环过程中均呈现出高温半周持续循环软化
左鹏鹏等: 基于应变控制的 4Cr5MoSiV1 热作模具钢热机械疲劳行为 图 8 循环应力响应曲线. (a) 同相加载;(b) 反相加载 Fig. 8 Cyclic stress response curves during TMF cycle: (a) IP; (b) OP 循环时的平均应力为 148郾 6 MPa (表 2);且两种加 载方式下的平均应力均偏向低温半周,这可以认为 是 4Cr5MoSiV1 钢在高温半周和低温半周均持续循 环软化的共同作用结果. (2) 与图 8 类似,平均应 力响应曲线更直观看出两种加载条件下开始循环都 出现了轻微的循环硬化,随后持续循环软化,且反相 加载时循环软化速率明显更大,导致疲劳寿命只有 同相加载时的 60% 左右. 这可能是由于高温半周位 错攀移和交滑移产生的位错重组及湮灭,导致材料 基体强度的软化,但其在初始阶段不足以抵消因位 错增殖所引起的硬化效应,而随后则由于位错的重 排和湮灭以及马氏体基体的回复和碳化物聚集长大 导致持续循环软化的特征[16鄄鄄17] . 图 9 循环平均应力响应曲线 Fig. 9 Cyclic mean stress response curves during TMF cycle 2郾 4 断口特征 为了 更 好 的 认 识 两 种 不 同 加 载 方 式 下 4Cr5MoSiV1 钢热机械疲劳的应力应变行为,对断裂 后的试样断口特征及截面裂纹形貌进行了观察分 析. 同相和反相加载方式下的断口均呈现典型的低 周疲劳断口特征,包括裂纹萌生区、扩展区和瞬断 区,如图 10 所示. 两种加载方式下,裂纹常常萌生 于表面的优先氧化区域,或者内部碳化物、冶金缺陷 及晶界薄弱处[14] . 在同相加载条件下,疲劳断口主 要以疲劳条纹、撕裂脊和准解理特征为主,裂纹由主 裂纹和二次裂纹构成,并且由于试样在高温下承受 拉伸应力,断口被严重氧化,如图 10(a)和(c)所示. 然而,在反相加载条件下,疲劳断口主要以疲劳条纹 和大量的凹坑特征为主,凹坑中常常伴有大颗粒碳 化物或夹杂物,这种现象的形成表明裂纹扩展的速 率很快[18鄄鄄19] ,如图 10( b)和( d) 所示. 对比两种加 载方式下截面裂纹特征,如图 10(e)和(f),发现同 相加载时裂纹少而深,断口相对比较平整,而反相加 载时裂纹多而浅,且断口凹凸不平,颈缩更明显. 这 表明反相加载时易于裂纹萌生且裂纹扩展的时间较 短,同时在低温半周发生同等应变需要比同相加载 时承受更大的拉伸应力,使其发生较大的塑性变形. 这也是导致反相加载时寿命更低的原因之一. 3 结论 (1)拉压对称应变控制条件下,当应变幅为 依 0郾 50% 时,4Cr5MoSiV1 钢同相加载热机械疲劳寿命 为 800 周次,反相加载为 500 周次,反相加载时的寿 命约为同相加载时的 60% ;半寿命周次同相和反相 加载时应力范围和塑性应变范围接近. (2) 4Cr5MoSiV1 钢在热机械循环过程中应力鄄鄄 应变滞后回线不对称,即同相加载时产生平均压缩 应力和平均拉伸塑性应变,反相加载时产生平均拉 伸应力和平均压缩塑性应变,这与杨氏模量随温度 变化导致材料强度的变化有关. 同时,最大应力与 最大应变及峰值温度不同步,均在高温半周出现应 力松弛现象. (3) 4Cr5MoSiV1 钢在同相和反相热机械疲劳 整个循环过程中均呈现出高温半周持续循环软化, ·81·
82· 工程科学学报，第40卷，第1期 a b I mm f 100m 100m 图10试样断口及裂纹截面形貌.(a)、(c)、(e)同相加载；(b)、(d)、()反相加载 Fig.10 TMF fracture surfaces and cross section of specimens:(a),(c),and (e)IP;(b),(d),and (f)OP 低温半周初始循环硬化，随后持续软化的特征：同 thermo-mechanical cyclic loads.J Mater Eng,2002(10):11 时，反相加载比同相加载循环软化累积损伤更严重. (方健儒，姜启川，韩增祥，等。热作模具钢在高温热机械应 (4)同相加载时断口以主裂纹、撕裂脊和准解 力循环下的疲劳断裂行为.材料工程，2002(10)：11) [5]Tong Q,Wu X C,Zhou Q C,et al.Thermal fatigue mechanism of 理特征为主，裂纹少而深：反相加载时断口以疲劳条 SDH3 hot work steel.Trans Mater Heat Treat,2010,31(5):81 纹和大量的凹坑特征为主，裂纹多而浅. (佟倩，吴晓春，周青春，等.热作模具钢SDH3热疲劳机理 材料热处理学报，2010,31(5)：81) 参考文献 [6]Zhang G D,Liu S L,He Y H,et al.Effect of hold time on life [1]Persson A,Hogmark S.Bergstrom J.Simulation and evaluation of and behavior of thermal-mechanical fatigue in PM superalloy thermal fatigue cracking of hot work tool steels.Int J Fatigue, FGH95.Chin J Mech Eng,2004,40(11)144 2004,26(10):1095 (张国栋，刘绍伦，何玉怀，等.保持时间对FGH95粉末盘材 [2]Wu Y D.Wang J M.Failure analysis of aluminum die casting 料热/机械疲劳行为与寿命的影响.机械工程学报，2004,40 dies.Mater Mech Eng,1989(6):49 (11):144) (吴玉道，王洁民。铝压铸模具失效分析。机械工程材料， [7]Yan M,Sun Z L,Yang Q,et al.Mechanical mechanism of creep- 1989(6):49) thermal fatigue interaction.Chin Mech Eng,2009,45(1):111 [3]Nagao Y,Knoerr M,Altan T.Improvement of tool life in cold (闫明，孙志礼，杨强，等。蠕变-热疲劳交互作用的力学机 forging of complex automotive parts.J Mater Process Technol, 理.机械工程学报，2009,45(1)：111) 1994,46(1-2):73 [8]Jiang Q C,Fang J R,Guan Q F.Thermomechanical fatigue be- [4]Fang J R,Jiang Q C,Han Z X,et al.High temperature fatigue havior of Cr-Ni-Mo cast hot work die steel.Scripta Mater,2001, and fracture behavior of hot work die steel under mechanical and 45(2):199
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 10 试样断口及裂纹截面形貌. (a)、(c)、(e) 同相加载;(b)、(d)、(f) 反相加载 Fig. 10 TMF fracture surfaces and cross section of specimens: (a), (c), and (e) IP; (b), (d), and (f) OP 低温半周初始循环硬化,随后持续软化的特征;同 时,反相加载比同相加载循环软化累积损伤更严重. (4)同相加载时断口以主裂纹、撕裂脊和准解 理特征为主,裂纹少而深;反相加载时断口以疲劳条 纹和大量的凹坑特征为主,裂纹多而浅. 参 考 文 献 [1] Persson A, Hogmark S, Bergstr觟m J. Simulation and evaluation of thermal fatigue cracking of hot work tool steels. Int J Fatigue, 2004, 26(10): 1095 [2] Wu Y D, Wang J M. Failure analysis of aluminum die casting dies. Mater Mech Eng, 1989(6): 49 (吴玉道, 王洁民. 铝压铸模具失效分析. 机械工程材料, 1989(6): 49) [3] Nagao Y, Knoerr M, Altan T. Improvement of tool life in cold forging of complex automotive parts. J Mater Process Technol, 1994, 46(1鄄2): 73 [4] Fang J R, Jiang Q C, Han Z X, et al. High temperature fatigue and fracture behavior of hot work die steel under mechanical and thermo鄄mechanical cyclic loads. J Mater Eng, 2002(10): 11 (方健儒, 姜启川, 韩增祥, 等. 热作模具钢在高温热机械应 力循环下的疲劳断裂行为. 材料工程, 2002(10): 11) [5] Tong Q, Wu X C, Zhou Q C, et al. Thermal fatigue mechanism of SDH3 hot work steel. Trans Mater Heat Treat, 2010, 31(5): 81 (佟倩, 吴晓春, 周青春, 等. 热作模具钢 SDH3 热疲劳机理. 材料热处理学报, 2010, 31(5): 81) [6] Zhang G D, Liu S L, He Y H, et al. Effect of hold time on life and behavior of thermal鄄mechanical fatigue in PM superalloy FGH95. Chin J Mech Eng, 2004, 40(11): 144 (张国栋, 刘绍伦, 何玉怀, 等. 保持时间对 FGH95 粉末盘材 料热/ 机械疲劳行为与寿命的影响. 机械工程学报, 2004, 40 (11): 144) [7] Yan M, Sun Z L, Yang Q, et al. Mechanical mechanism of creep鄄 thermal fatigue interaction. Chin J Mech Eng, 2009, 45(1): 111 (闫明, 孙志礼, 杨强, 等. 蠕变鄄鄄 热疲劳交互作用的力学机 理. 机械工程学报, 2009, 45(1): 111) [8] Jiang Q C, Fang J R, Guan Q F. Thermomechanical fatigue be鄄 havior of Cr鄄鄄Ni鄄鄄Mo cast hot work die steel. Scripta Mater, 2001, 45(2): 199 ·82·
左鹏鹏等：基于应变控制的4C5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 83· [9]Fang J R,Jiang QC.Guan Q F,et al.The characteristics of fa- 合材料的热机械疲劳性能L.应力应变行为.金属学报， tigue under isothermal and thermo-mechanical load in Cr-Ni-Mo 2001,37(11):1198) cast hot work die steel.Fatigue Fract Eng Mater Struct,2002,25 [14]Huang Z W,Wang Z G,Zhu S J,et al.Thermomechanical fa- (5):481 tigue behavior and life prediction of a cast nickel-based superal- [10]Oudin A,Lamesle P,Penazzi L,et al.Thermomechanical fa- loy.Mater Sci Eng A,2006,432(1-2)308 tigue behaviour and life assessment of hot work tool steels.Eur [15]Fang D N.Berkovits A.Mean stress models for low-cycle fatigue Struct Integr Soc,2002,29:195 of a nickel-base superalloy.Int J Fatigue,1994,16(6):429 [11]Sjostrom J,Bergstrom J.Thermal fatigue testing of chromium [16]Yang F M,Sun X F,Guan H R,et al.On the low cycle fatigue martensitic hot-work tool steel after different austenitizing treat- deformation of K40S cobalt-base superalloy at elevated tempera- ments.J Mater Process Technol,2004,153-154:1089 ture.Mater Lett,2003,57(19):2823 [12]Xu L P.Wu X C.Shao G J.et al.Effect of the tempering tem- [17]Rao K B S,Schiffers H,Schuster H,et al.Influence of time and perature on thermal fatigue behavior of 4Cr5MoSiVl and 8407 temperature dependent processes on strain controlled low cycle fa- steels.J Mater Eng,2001(2):3 tigue behavior of alloy 617.Metall Trans A,1988,19(2):359 (许珞萍，吴晓春，邵光杰，等.4C5MSiV1.8407钢的热疲 [18]Mishnev R,Dudova N,Kaibyshev R.Low eycle fatigue behavior 劳性能.材料工程，2001(2)：3) of a 10%Cr martensitic steel at 600 C./S//Int,2015,55 [13]Qian L H,Wang Z G,Toda H,et al.Thermo-mechanical fatigue (11):2469 of SiC whisker reinforced 6061Al composites I.Stress and strain [19]Mishnev R,Dudova N,Kaibyshev R.Low cycle fatigue behavior during cycling.Acta Metall Sin,2001,37(11):1198 of a 10Cr-2W-Mo-3Co-NbV steel.Int J Fatigue,2016,83: (钱立和，王中光，户田裕之，等.SiC品须增强6061A1基复 344
左鹏鹏等: 基于应变控制的 4Cr5MoSiV1 热作模具钢热机械疲劳行为 [9] Fang J R, Jiang Q C, Guan Q F, et al. The characteristics of fa鄄 tigue under isothermal and thermo鄄mechanical load in Cr鄄鄄 Ni鄄鄄 Mo cast hot work die steel. Fatigue Fract Eng Mater Struct, 2002, 25 (5): 481 [10] Oudin A, Lamesle P, Penazzi L, et al. Thermomechanical fa鄄 tigue behaviour and life assessment of hot work tool steels. Eur Struct Integr Soc, 2002, 29: 195 [11] Sj觟str觟m J, Bergstr觟m J. Thermal fatigue testing of chromium martensitic hot鄄work tool steel after different austenitizing treat鄄 ments. J Mater Process Technol, 2004, 153鄄154: 1089 [12] Xu L P, Wu X C, Shao G J, et al. Effect of the tempering tem鄄 perature on thermal fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 and 8407 steels. J Mater Eng, 2001(2): 3 (许珞萍, 吴晓春, 邵光杰, 等. 4Cr5MoSiV1, 8407 钢的热疲 劳性能. 材料工程, 2001(2): 3) [13] Qian L H, Wang Z G, Toda H, et al. Thermo鄄mechanical fatigue of SiC whisker reinforced 6061Al composites I. Stress and strain during cycling. Acta Metall Sin, 2001, 37(11): 1198 (钱立和, 王中光, 户田裕之, 等. SiC 晶须增强 6061Al 基复 合材料的热机械疲劳性能 I. 应力应变行为. 金属学报, 2001, 37(11): 1198) [14] Huang Z W, Wang Z G, Zhu S J, et al. Thermomechanical fa鄄 tigue behavior and life prediction of a cast nickel鄄based superal鄄 loy. Mater Sci Eng A, 2006, 432(1鄄2): 308 [15] Fang D N, Berkovits A. Mean stress models for low鄄cycle fatigue of a nickel鄄base superalloy. Int J Fatigue, 1994, 16(6): 429 [16] Yang F M, Sun X F, Guan H R, et al. On the low cycle fatigue deformation of K40S cobalt鄄base superalloy at elevated tempera鄄 ture. Mater Lett, 2003, 57(19): 2823 [17] Rao K B S, Schiffers H, Schuster H, et al. Influence of time and temperature dependent processes on strain controlled low cycle fa鄄 tigue behavior of alloy 617. Metall Trans A, 1988, 19(2): 359 [18] Mishnev R, Dudova N, Kaibyshev R. Low cycle fatigue behavior of a 10% Cr martensitic steel at 600 益 . ISIJ Int, 2015, 55 (11): 2469 [19] Mishnev R, Dudova N, Kaibyshev R. Low cycle fatigue behavior of a 10Cr鄄鄄2W鄄鄄Mo鄄鄄3Co鄄鄄 NbV steel. Int J Fatigue, 2016, 83: 344 ·83·