NiTi形状记忆合金热变形行为及加工图

NiTi形状记忆合金热变形行为及加工图
陈强;王克鲁;鲁世强;李鑫
【摘要】目的应用Gleeble 3500热模拟试验机,研究NiTi形状记忆合金在变形温度650~1000℃、应变速率0.001~10 s–1条件下的热变形行为,并基于动态材料模型构建合金的加工图.方法采用包含Arrhenius项的Z参数法建立该合金的本构关系数学模型,计算变形激活能,构建应变量为0.7和1.2时的加工图,并结合微观组织观察验证加工图预测结果的准确性.结果 NiTi合金热变形激活能Q为227.9 kJ/mol.根据加工图可知,所研究NiTi合金的失稳变形工艺参数范围分别
为:650~930℃,0.1~10 s–1和930~1000℃,0.3~10 s–1,对应的失稳变形机制分别为局部流动和机械失稳;适宜的变形参数工艺范围为:750~800℃,0.01~0.03 s–1和850~900℃,0.01~0.03 s–1,对应的变形机制为动态再结晶.结论研究结果可为NiTi合金成形工艺制度的制定和优化提供理论依据.
【期刊名称】《精密成形工程》
【年(卷),期】2017(000)001
【总页数】6页(P47-52)
【关键词】NiTi形状记忆合金;热变形;本构方程;加工图
【作者】陈强;王克鲁;鲁世强;李鑫
【作者单位】南昌航空大学,南昌 330063;南昌航空大学,南昌 330063;南昌航空大学,南昌 330063;南昌航空大学,南昌 330063
【正文语种】中文
【中图分类】TG319
NiTi形状记忆合金具有良好的形状记忆效应、超弹性等力学和物理特性，在航空航天领域具有广泛的应用前景[1—2]。

国内外一些学者已对NiTi合金的热变形行为进行了研究，如张伟红等学者采用温度700～1050 ℃、应变速率0.01～7.8 s–1的压缩实验，构建了50.7Ni-Ti(at.%)合金的Jonas型流变应力数学模型[3]；Aliakbar等学者采用光学显微镜和扫描电子显微镜，研究了55Ni-Ti(at.%)合金热压缩后的组织演变规律，表明在应变速率0.1 s–1、温度900～1050 ℃范围时，其动态再结晶特征十分明显[4]；Jong等学者采用加工图和数值模拟方法，研究了55.5Ni-Ti(at.%)合金的塑性变形行为，认为应变速率0.01～0.1 s–1、温度825～875 ℃和950～1050 ℃区域为最佳的变形工艺参数范围[5]。

目前对NiTi合金热变形行为的研究，大多忽略了热压缩过程中摩擦对流变应力的影响[6—8]；同时，NiTi合金为难变形材料，不易得到组织及性能稳定一致的产品，变形过程中易出现局部流动、绝热剪切和机械失稳等流变失稳现象[9—10]，因而需要对NiTi合金的热变形行为及塑性变形机制进行深入研究。

文中在等温恒应变速率压缩实验的基础上，分析了变形工艺参数对新型 NiTi合金流变行为的影响规律，根据摩擦修正后的流变应力构建了本构关系数学模型，并采用加工图方法得到了该合金优化的变形工艺参数范围，研究结果可为 NiTi合金的实际生产提供理论参考。

实验所用材料为NiTi合金铸锭，NiTi形状记忆合金化学成分主要为Ni, Fe, C, N, H, O, Ti，对应的质量分数分别为56.3%, 0.06%, 0.015%, 0.016%, 0.001%,
0.08%, 余量。

铸锭经机械加工成Ф8 mm×12 mm的圆柱试样，采用Gleeble 3500热模拟机上进行压缩实验，变形温度范围为650～1000 ℃，应变速率范围为0.001～10 s–1，高度压下率为70 %。

变形后的试样迅速喷水冷却，并采用线切割机沿试样中轴线方向切开。

应用标准方法制备金相试样后，采用氢氟酸+硝酸
+纯净水(体积比1∶2∶10)进行腐蚀，最后在 XJP-6A型光学显微镜上观察其变形微观组织。

2.1 摩擦修正及流变应力曲线分析
采用式(1)对实验得到的流变应力进行摩擦修正[11]。

式中：σ为修正后的流变应力；p为实验测得的应力；h和R分别为试样的瞬时高度和半径，h=h0-Δh，；h0和R0分别为试样的原始高度和半径；Δh为试样瞬时压下量；k为摩擦因数，其计算见式(2)[12]：
式中：RT为试样底面半径；RM为试样压缩后的最大鼓肚半径；h1为试样压缩后的高度；Δh1为压缩后试样的高度变化量，Δh1=h0-h1。

NiTi合金摩擦修正前后的真应力-真应变曲线见图1。

由图1可知，修正后的流变应力变化趋势与修正前的基本相同，且修正前后的流变应力差值随应变的增大而增大。

对比分析图 1中各曲线可知，NiTi合金的流变应力随变形温度的降低和应变速率的升高明显增大。

2.2 本构关系数学模型
根据应力水平的不同，Arrhenius型方程有以下3种表达形式[13]：
式中：A1，A2，A，n1，n，α，β均为材料常数；；T为热力学温度；σ为流变应力；˙为应变速率；Q为变形激活能；R为气体常数，其值为8.314 J/(mol.K)。

采用最小二乘法，对峰值流变应力及其对应的应变速率进行线性回归处理，得到之间的关系曲线，分别见图2a—c。

由图 2a—c直线斜率的平均值可得：n1=5.198 78，β=0.021 62 MPa–1，α=β/n1=0.004 42 MPa–1。

当应变速率ε˙不变时，可得ln[sinh(ασ)]-1/T关系曲线见图2d；由图2d直线斜率的平均值可得∂ln ［ sinh（ασ）］/∂T-1= 7.98746。

变形激活能Q可根据式(6)计算：
将各参数值代入式(6)，可得Q=227.9 kJ/mol。

可用温度补偿应变速率因子Z表示峰值流变应力与变形温度T和应变速率ε˙之间
的关系[14]：
对式(7)两边取自然对数，可得：
将求得的变形激活能Q、变形温度T以及应变速率˙代入式(7)，得到不同变形条件下的Z值。

将峰值流变应力代入式(8)，可得线性回归曲线（见图2e），进一步可得。

由式(7)可推导出，得到NiTi合金在不同变形条件下的流变应力，其包含Z因子的表达式为：
其中：
将根据式(9)计算出的峰值流变应力与实验测得的峰值流变应力进行比较可知，两
者的平均相对误差仅为2.92%（见图2f），说明该本构方程能较好地预测NiTi合金热变形时的流变应力。

2.3 NiTi合金加工图及分析
根据动态材料模型理论，材料在热加工过程中吸收的能量P分为塑性变形所耗散
的能量（功率耗散量）G和微观组织演变所耗散的能量（功率耗散协量）J两部分，其表达式为[15]：
微观组织演变特征可以用功率耗散系数η来表示[15]：
式中：m为应变速率敏感指数。

η随应变速率和温度的变化便形成了功率耗散图。

基于动态材料模型理论，Prasad等学者提出的失稳准则见式(12)[16]：
式中：为失稳因子，其随温度和应变速率的变化构成失稳图，失稳图与功率耗散图叠加即为加工图。

根据式(11)和式(12)，分别绘制出NiTi合金在真应变0.7和1.2下的功率耗散图和失稳图，进一步构建出的加工图见图3。

图3等值线上的数字代表相应变形条件下的功率耗散系数值，而阴影区域对应NiTi合金热变形过程中的失稳变形区。

由图3可知，NiTi合金高温变形时存在2个峰值η区：其一为750～800 ℃和0.01～0.03 s–1范围，最大η值约 0.35；另一个峰值η区域为 850～900 ℃和0.01～0.03 s–1范围，最大η值约0.39。

NiTi合金稳定区的变形组织见图4，变形工艺参数处于这2个区域时，NiTi合金变形组织中出现了动态再结晶晶粒。

文献[17]认为，动态再结晶的发生条件随层错能的变化而不同，对于中、高层错能金属来说，动态回复形成的胞状亚结构和亚晶有利于再结晶形核，对应的功率耗散系数η值也较高。

由图3还可以看出，NiTi合金加工图中主要存在 2个失稳变形区：第 1个区域在650～930 ℃和0.1～10 s–1范围内，这是由于在低温、高应变速率下，变形过程中的单位体积变形功较大，转化为热能的也就越多；此外，由于该合金导热系数较小，变形热无法在短时间内散失到周围环境中，因而温度效应明显，易造成局部区域升温过高[18]，如图5a所示，呈现出典型的局部塑性流动特征。

第 2个区域为930～1000 ℃和0.3～10 s–1范围，变形工艺参数处于该区域时的变形组织见图5b，在大晶粒晶界附近出现少量的小晶粒，晶粒尺寸明显不均匀，呈现出典型的机械失稳特征；其主要原因为当应变速率较高时，只能在晶界处发生极少量动态再结晶，易造成力学性能不均。

1) 根据摩擦修正后的 NiTi合金真应力-真应变曲线可知，合金的流变应力随着变形温度的降低或应变速率的增加而明显增大，说明该合金为变形温度和应变速率敏感材料。

2) 采用包含 Arrhenius项的Z参数法构建了NiTi合金热变形时的流变应力数学模型，模型预测的应力值与实验值十分接近，其平均相对误差仅为2.92%。

计算得到的 NiTi合金热变形激活能Q为227.9 kJ/mol。

3) 根据加工图和微观组织观察结果，NiTi合金热变形时主要存在2个失稳变形区域和2个适宜的变形区域。

失稳变形区范围为：650～930 ℃，0.1～10 s–1和
930～1000 ℃，0.3～10 s–1；适宜的变形区范围为：750～800 ℃，0.01～0.03 s–1和850～900 ℃，0.01～0.03 s–1。

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