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·