唐海燕等：C-C0-Mo-N齿轮钢的热变形行为及模锻工艺的有限元模拟 ·79 表1材料基本参数 下降到1O0MPa.这是由于变形温度较低时，材料的加 Table 1 Basic parameters of the material 工硬化与动态回复和再结晶软化相比，前者更占优势， 参数 数值 因而变形抗力增大，在宏观上表现为较大的应力.随 杨氏模量/GPa 209~260 着变形温度的升高，金属原子被激活的概率增大，迁移 切变模量/GPa 85-110 率增大，原子间的结合力减弱，剪切应力降低，材料的 泊松比 0.3 变形抗力降低.且温度上升提供了更高的储存能，使 导热系数/(Wml.K1) 33-34 得再结晶更容易发生.另外，高温下位错的滑移运动 热膨胀系数/K 0.95×10-5-1.2×10-5 和空位扩散的活动能力增强，也会降低变形抗力. 比热容/(kgK) 对比4个图还可看出，在相同变形温度下，随着应 600-760 变速率的增大，峰值应力和峰值应变相应增大.这是 密度1(kgm3) 7900 由于当变形温度一定时，随着应变速率的增加，单位时 热辐射率四 0.65 间内产生的位错数目增加，且在短时间内位错来不及 湮没，因而材料的流变应力增加 2试验结果及分析讨论 2.2本征方程 2.1热模拟试验 在热变形过程中，流变应力（σ）与应变速率() 图2示出了C-一Co-Mo一Ni钢在不同应变速率和 及温度(T)可用如下的表达式描述o-: (1) 变形温度下的流变应力曲线.从图中可以看出，变形 Z=gexp(Q/RT), 开始阶段，CrCo-Mo-Ni钢的真应力随真应变的增大 (2) 迅速增大.流变应力达到峰值后软化作用增强，流变 在低应力和高应力水平下，应力和应变速率间的关系 应力减小，最后达到稳态流变阶段.温度和应变速率 可以分别用指数关系式(3)和式(4)描述： 等试验参数对Cr-Co一Mo-Ni钢的热变形过程有很大 2=Boe,ao <0.8. (3) 影响.在同一应变速率下，随着温度的升高，峰值应力 Cexp (yo ),ao >1.2. (4) 和应变均下降.在应变速率为1s条件下，当变形温 式中：A、B、C和y是与变形温度无关的材料常数：Z是 度由700℃增加到1200℃时，流变应力峰值由620MPa 温度补偿的应变速率因子：Q是热变形活化能：R是气 600 (a) 700-b) 500 700℃ (600 800, 700℃ 400 500 800℃ 900气 400 900T 300 300 1000 200 1000℃ 1100 200 1100℃ 100 100 1200℃ 1200℃： 0.2 0.4 0.6 0.8 00 0.2 04 0.6 0.8 真应变 真应变 700) 700d 700℃ 600 700℃ 600 800℃ 500 80。 500 900℃ 900℃ 400 1000℃ 400 1000℃ 300 1100笔 300 1100℃ 200 1200℃ 200 1200℃ 0.2 0.4 0.6 0.8 0 0 0.2 0.40.6 0.8 1.0 真应变 真应变 图2不同温度和变形速率下的真应力-真应变曲线.(a)0.1s1:(b)1s1:(c)20s1:(d)50s1 Fig.2 True stress-rue strain curves at different temperatures and strain rates:(a)0.1s;(b)1s1:(c)20s;(d)50s唐海燕等: Cr--Co--Mo--Ni 齿轮钢的热变形行为及模锻工艺的有限元模拟 表 1 材料基本参数 Table 1 Basic parameters of the material 参数 数值 杨氏模量/GPa 209 ～ 260 切变模量/GPa 85 ～ 110 泊松比［20］ 0. 3 导热系数/( W·m － 1·K － 1 ) 33 ～ 34 热膨胀系数/K 0. 95 × 10 － 5 ～ 1. 2 × 10 － 5 比热容/( J·kg － 1·K － 1 ) 600 ～ 760 密度/( kg·m － 3 ) 7900 热辐射率［20］ 0. 65 2 试验结果及分析讨论 图 2 不同温度和变形速率下的真应力--真应变曲线． ( a) 0. 1 s － 1 ; ( b) 1 s － 1 ; ( c) 20 s － 1 ; ( d) 50 s － 1 Fig． 2 True stress-true strain curves at different temperatures and strain rates: ( a) 0. 1 s － 1 ; ( b) 1 s － 1 ; ( c) 20 s － 1 ; ( d) 50 s － 1 2. 1 热模拟试验 图 2 示出了 Cr--Co--Mo--Ni 钢在不同应变速率和 变形温度下的流变应力曲线． 从图中可以看出，变形 开始阶段，Cr--Co--Mo--Ni 钢的真应力随真应变的增大 迅速增大． 流变应力达到峰值后软化作用增强，流变 应力减小，最后达到稳态流变阶段． 温度和应变速率 等试验参数对 Cr--Co--Mo--Ni 钢的热变形过程有很大 影响． 在同一应变速率下，随着温度的升高，峰值应力 和应变均下降． 在应变速率为 1 s － 1条件下，当变形温 度由700 ℃增加到1200 ℃时，流变应力峰值由620 MPa 下降到 100 MPa． 这是由于变形温度较低时，材料的加 工硬化与动态回复和再结晶软化相比，前者更占优势， 因而变形抗力增大，在宏观上表现为较大的应力． 随 着变形温度的升高，金属原子被激活的概率增大，迁移 率增大，原子间的结合力减弱，剪切应力降低，材料的 变形抗力降低． 且温度上升提供了更高的储存能，使 得再结晶更容易发生． 另外，高温下位错的滑移运动 和空位扩散的活动能力增强，也会降低变形抗力． 对比 4 个图还可看出，在相同变形温度下，随着应 变速率的增大，峰值应力和峰值应变相应增大． 这是 由于当变形温度一定时，随着应变速率的增加，单位时 间内产生的位错数目增加，且在短时间内位错来不及 湮没，因而材料的流变应力增加． 2. 2 本征方程 在热变形过程中，流变应力( σ) 与应变速率( ε ·) 及温度( T) 可用如下的表达式描述［10--11］: Z = ε ·exp( Q /ＲT) ， ( 1) ε · = AF( σ) ( exp － Q ) ＲT ． ( 2) 在低应力和高应力水平下，应力和应变速率间的关系 可以分别用指数关系式( 3) 和式( 4) 描述: ε · = Bσβ p，ασ ＜ 0. 8． ( 3) ε · = Cexp ( γσp ) ，ασ ＞ 1. 2． ( 4) 式中: A、B、C 和 γ 是与变形温度无关的材料常数; Z 是 温度补偿的应变速率因子; Q 是热变形活化能; Ｒ 是气 · 97 ·