低合金鋼具有高強度、高韌性、優良的綜合力學性能、較好的冷熱加工性以及良好的焊接性和耐腐蝕性等優點,被廣泛應用于船舶、壓力容器、橋梁等承受較高載荷的結構件中[1]。低合金鋼在艦艇上的應用極其廣泛,例如潛艇的耐壓殼體、艦船的船體結構件和特種裝置等,低合金鋼的應用極大減輕了艦艇結構的質量,提高了艦艇的結構強度、耐腐蝕性和作戰性能。在實際服役過程中,多變的海洋環境、各種復雜的戰術動作等因素會使部件產生局部塑性變形,進而縮短艦艇的服役壽命。 

目前,國內外研究學者對塑性變形與材料力學性能之間的關系進行了大量研究。楊鋼等[2]對奧氏體不銹鋼在不同塑性變形處理后的力學性能進行了研究,發現用不同塑性變形方法獲得試樣的晶粒尺寸及屈服強度具有明顯差異,常規塑性變形后,試樣的屈服強度隨著晶粒的細化而不斷增大,而超大塑性變形方法獲得試樣的屈服強度隨著晶粒的細化而不斷降低。李桂榮等[3]研究了微塑性變形對TC4合金的組織及力學性能的影響,發現隨著微塑性變形程度的增加,材料中的位錯密度逐漸增大,變形后試樣的彈性模量提高了34.4%。LOU等[4]研究了AZ31鎂合金的動態塑性變形對其力學性能的影響機制,發現隨著動態塑性變形量的增加,材料的屈服強度逐漸增大,時效熱處理后材料的屈服強度和抗拉強度明顯增大,時效熱處理可以提高動態塑性變形后AZ31鎂合金的強度。BAKHSHI等[5]對7005鋁合金在大塑性變形處理和時效熱處理后的力學性能進行了研究,發現對7005鋁合金試樣進行大塑性變形處理＋自然時效處理后,試樣的力學性能優于常規的固溶＋人工時效處理的試樣,大塑性變形處理后試樣的屈服強度可以提高到400 MPa以上。目前,關于塑性變形處理對艦艇用低合金結構鋼力學性能的影響及損傷機制的研究較少。因此,研究塑性變形對艦艇用低合金結構鋼拉伸性能的影響,建立塑性變形與材料拉伸參數之間的關系模型,對于保證低合金結構鋼在艦艇中的安全應用具有重要意義。 

筆者對10CrNi3MoV型低合金結構鋼進行不同塑性變形處理,并對變形后不同時效溫度處理后的材料進行拉伸試驗,獲得塑性變形和時效熱處理對材料拉伸性能的影響規律,隨后建立塑性變形量與材料拉伸參數之間的關系模型,為該型低合金結構鋼的工程應用提供技術支持。 

1.   試驗材料及方法

試驗所用材料為10CrNi3MoV低合金結構鋼,其組織為回火索氏體(見圖1)。依據GB/T 228.1—2021 《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》對拉伸試樣進行加工,拉伸試樣的尺寸結構如圖2所示。 

圖  1  10CrNi3MoV低合金鋼顯微組織形貌

圖  2  拉伸試樣尺寸結構示意

依據GB/T 228.1—2021對試樣進行拉伸試驗,獲得試樣的屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率、最大力總應變和彈性模量。試驗速率為0.45 mm/min,試驗設備精度為0.5級,使用精度為0.5級的引伸計對拉伸全過程的應力－應變曲線進行測試并記錄,獲得原始試樣的最大力總應變。分別對原始試樣進行塑性變形率r為最大力總應變的10%,30%,50%,70%,100%的塑性變形預處理,預處理速率為0.45 mm/min。使用千分尺對預變形后試樣的直徑進行測量,隨后對預變形后的試樣進行拉伸試驗,獲得不同塑性變形后試樣的應力－應變曲線。塑性變形率的計算方法如式(1)所示。 

式中：εT為預變形過程中的總應變；εgt為原始材料最大力時的總應變。 

為了探究時效溫度對塑性變形的影響規律,使用馬弗爐對30%和70%塑性變形后的試樣分別在400,500,600 ℃溫度下進行24 h時效熱處理,將時效后的試樣按照上述條件進行測試。使用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察不同塑性變形后試樣的斷口形貌。 

2.   試驗結果

2.1   不同塑性變形預處理后試樣的拉伸性能

不同塑性變形預處理后試樣的應力－應變曲線如圖3所示,試樣的拉伸試驗結果如表1所示。由圖3和表1可知：預變形過程中,隨著塑性變形率的增大,再次拉伸時試樣的應力－應變會表現出較大的差異,即塑性變形對材料的力學性能有較大的影響；隨著塑性變形率的增大,材料屈服時的平臺應力會逐漸增大,當試樣的塑性變形率超過原始試樣最大力總延伸率的50%時,試樣的屈服平臺會消失；再次拉伸時,應力－應變曲線在彈性段時達到最大值,然后迅速下降,直至試樣發生斷裂。 

圖  3  不同塑性變形預處理后試樣的應力－應變曲線

為了探究預變形處理過程中塑性變形率對拉伸過程中各指標的影響規律,繪制了屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率、最大力總延伸率、彈性模量與塑性變形率之間的關系曲線(見圖4)。由圖4a),4b)可知：隨著塑性變形率的增大,材料的屈服強度和抗拉強度會逐漸增大,當塑性變形率為10%時,材料的屈服強度和抗拉強度與原始材料之間的差異較小；當塑性變形率大于10%時,材料的屈服強度和抗拉強度會隨著塑性變形率的增大而快速增大；當塑性變形率大于50%時,材料的屈服強度與抗拉強度基本相等,因為在塑性變形過程中,材料內部產生了較大的應變硬化,導致材料在拉伸過程中的均勻塑性變形能力降低；當塑性變形率為100%時,材料的屈服強度和抗拉強度均達到最大值,約為675 MPa,相比于原始材料試樣屈服強度提高約30%,抗拉強度提高約10%。 

圖  4  拉伸參數與塑性變形率之間的關系曲線

由圖4c),4d)可知：隨著塑性變形率的增加,材料的斷后伸長率和最大力總延伸率均逐漸降低；當塑性變形率達到70%時,最大力總延伸率約為0.5%,拉伸過程中材料的均勻塑性變形能力基本消失,此時試樣的變形主要是由拉伸過程中產生的頸縮變形引起；當塑性變形率為100%時,斷后伸長率和最大力總延伸率均達到最小值,分別約為17%和0.5%,比原始材料試樣分別下降38%和94%。 

由圖4e)可知：隨著塑性變形率的增大,材料的彈性模量逐漸減小,當塑性變形率為100%時,彈性模量達到最小值,約為166 GPa,比原始材料降低15%,即較大的塑性變形會導致材料的彈性模量下降。 

在拉伸過程中,試樣的直徑會隨著塑性變形量的增大而不斷減小,因此測得的應力和應變小于拉伸過程中試樣在某一瞬時的真實應力和應變,為了探究塑性變形率對材料真應力及真應變的影響規律,需要對試驗測得的應力－應變曲線進行修正。試樣在均勻變形階段真應力、真應變與實測應力、實測應變的關系如式(2),(3)所示。 

式中：σt為真應力；εt為真應變；σ為實測應力；ε為實測應變。 

將實測應力、實測應變數據分別代入式(2)和式(3),獲得不同塑性變形條件下試樣在均勻變形階段的真應力－真應變曲線,結果如圖5所示。由圖5可知：不同塑性變形預處理后試樣的真應力－真應變曲線在彈性變形階段的曲線斜率基本相同；隨著塑性變形率的增大,材料的真抗拉強度略有增大；當塑性變形率為100%時,真抗拉強度為690 MPa,其增大幅度小于實測抗拉強度,即塑性變形對真抗拉強度的強化效果相對較弱。 

圖  5  不同塑性變形條件下試樣均勻變形階段的真應力－真應變曲線

2.2   拉伸參數與塑性變形關系模型的建立

為了定量表征預變形過程中的變形量對屈服強度的影響規律,基于應變硬化－指數硬化模型(ESH),建立塑性變形率與屈服強度的關系模型,如式(4)所示。 

式中：σp,s為塑性變形預處理后試樣的屈服強度；σs為原始試樣的屈服強度；k1為形變強化系數；m為形變強化指數。 

結合式(1)和式(4)即可獲得拉伸過程中的塑性變形率與屈服強度的關系模型,式中k＝0.039,m＝0.312。使用該模型對不同塑性變形條件下的屈服強度進行計算,理論數據與實測數據的對比情況如圖6所示。由圖6可知：使用該模型得出的理論數據與實測數據的相關系數為0.99,兩者的吻合度較高。因此建立的塑性變形率與屈服強度關系模型可以對不同塑性變形條件下材料的屈服強度進行計算。 

圖  6  理論屈服強度與實測屈服強度對比

基于ESH模型,建立塑性變形率與屈服強度、抗拉強度、均勻延伸率之間的關系模型,如式(5)和式(6)所示。 

彈性階段： 

塑性階段： 

式中：σp,t為塑性變形后拉伸時的真應力；σp,tb為塑性變形后的真抗拉強度；σp,ts為塑性變形后的真屈服強度；εp,t為塑性變形后拉伸時的真應變；Ep,t為塑性變形后拉伸時的彈性模量；k2為硬化系數；n為應變硬化指數。 

使用該模型對不同塑性變形條件下試樣的真應力－真應變曲線進行計算,結果如圖7所示。由圖7可知：不同塑性變形條件下,使用該模型計算得出的理論數據與實測數據具有較好的相關性,因此該模型可以用于對塑性變形后材料的應力－應變關系進行計算。 

圖  7  真應力－真應變曲線的理論與實測數據對比

2.3   時效熱處理對塑性變形的影響

時效熱處理后試樣的實測應力－實測應變曲線及真應力－真應變曲線分別如圖8,9所示。由圖8,9可知：試樣在塑性變形預處理后的再次拉伸過程中,從應力－應變曲線上看,材料并未出現明顯的屈服現象,但是經過時效熱處理后,應力－應變曲線中的屈服平臺較為明顯,即時效熱處理可以有效消除因冷變形引起的應變硬化現象,從而提高材料的塑性變形能力。 

圖  8  時效熱處理后實測應力－實測應變曲線

圖  9  時效熱處理后真應力－真應變曲線

時效熱處理后試樣的拉伸試驗結果如表2所示。為了探究時效熱處理對拉伸過程中各指標的影響規律,繪制屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率和最大力總延伸率與時效熱處理溫度之間的關系曲線,結果如圖10所示。由圖10和表2可知：當塑性變形率為30%時,隨著時效溫度的升高,試樣的屈服強度和抗拉強度均呈先增大后減小的趨勢,試樣的斷后伸長率呈先減小后增大的趨勢；當時效溫度為400 ℃時,屈服強度和抗拉強度達到最大值,分別為595 MPa和636 MPa,相比于未進行時效熱處理的試樣分別提高了3.5%和3.3%；當時效溫度為600 ℃時,屈服強度和抗拉強度達到最小值,分別為495 MPa和585 MPa,相比于未進行時效熱處理的試樣分別下降了14%和5%；當塑性變形率為70%時,隨著時效溫度的升高,試樣的屈服強度和抗拉強度整體呈逐漸減小的趨勢,時效溫度為600 ℃時達到最小值,分別為501 MPa和582 MPa,相比于未進行時效熱處理的試樣分別下降了23%和11%；試樣的斷后伸長率和最大力總延伸率隨著時效溫度的升高而逐漸增大,600 ℃時達到最大值,分別由最初的19.0%和0.5%增大至25.5%和11.5%。因此時效熱處理可以消除因塑性變形而產生的塑性降低現象。 

圖  10  拉伸參數與時效溫度之間的關系曲線

2.4   試樣斷口形貌

不同塑性變形處理后試樣斷口SEM形貌如圖11所示。由圖11可知：不同塑性變形處理后試樣斷口均具有纖維區、輻射區和剪切唇區3個典型區域,且試樣的斷口存在大量韌窩,因此試樣的斷裂形式均為韌性斷裂；在纖維區的邊緣存在較多裂紋,因為在拉伸過程中,最大主應力位于試樣的中心區域,該區域的微缺陷處率先產生微孔；隨著應力的不斷增大,微孔在中心區域長大聚合形成微裂紋,在力的作用下裂紋沿垂直于拉應力的方向擴展,使試樣的中心區域率先斷裂,形成纖維區；裂紋由纖維區向試樣表面擴展,形成輻射區,裂紋到達試樣表面時迅速擴展,直至剪切斷開,形成剪切唇；隨著塑性變形率的增大,纖維區產生的裂紋尺寸先增大后減小,當塑性變形率為30%時,裂紋尺寸達到最大值,當塑性變形率超過70%時,試樣的斷口區域不再產生裂紋。 

圖  11  不同塑性變形后試樣斷口SEM形貌

3.   結論

(1) 隨著塑性變形率的增大,材料的屈服強度和抗拉強度逐漸增大,斷后伸長率和最大力總延伸率逐漸減小。當塑性變形率大于50%時,材料的屈服強度與抗拉強度基本相等,拉伸過程中材料的均勻塑性變形能力基本消失,此時試樣的變形主要是由拉伸過程中產生的頸縮變形引起。當塑性變形率為100%時,屈服強度和抗拉強度均達到最大值,約為675 MPa,相比原始試樣的屈服強度提高約30%,抗拉強度提高約10%,斷后伸長率和最大力總延伸率分別約為17%和0.5%,比原始試樣分別下降38%和94%。 

(2) 基于ESH模型,建立了塑性變形率與材料的屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率、最大力總延伸率之間的關系模型,使用該模型對不同塑性變形條件下材料的屈服強度及真應力－真應變曲線進行計算,理論數據與實測數據具有較好的相關性,該模型可用于預測不同塑性變形后材料的拉伸性能。 

(3) 隨著時效溫度的升高,材料的屈服強度和抗拉強度均呈先增大后減小的變化趨勢,400 ℃時達到最大值,材料的最大力總延伸率隨著時效溫度的升高不斷增大,即時效熱處理可以消除因冷變形引起的應變硬化,提高材料的塑性變形能力。 

(4) 隨著塑性變形率的增大,纖維區產生的裂紋尺寸先增大后減小。當塑性變形率為30%時,裂紋尺寸達到最大值。當塑性變形率超過70%時,試樣斷口區域不再產生裂紋。不同塑性變形后試樣的斷口均存在大量韌窩,斷裂形式均為韌性斷裂。

文章來源——材料與測試網