4Cr5MoSiV1钢的热变形行为及热加工图 Hot Deformation Behavior and Hot Processing Map of 4Cr5MoSiV1 Steel

doi:10.12677/MS.2013.31001

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Material Sciences 材料科学, 2013, 3, 1-6

http://dx.doi.org/10.12677/ms.2013.31001 Published Online January 2013 (http://www.hanspub.org/journal/ms.html)

Hot Deformation Behavior and Hot Processing Map of

4Cr5MoSiV1 Steel*

Fuwei Kang1#, Huanmin Wang2, Xuemin Zhang1, Xin Bai1, Qiang Zhang1, Erjun Guo1

1School of Materials Science and Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin

2AVIC Harbin DongAn Engine (Group) Corporation Ltd., Harbin

Email: #fuwei_kang@163.com

Received: Nov. 25th, 2012; revised: Dec. 19th, 2012; accepted: Dec. 28th, 2012

Abstract: The hot deformation characteristics of 4Cr5MoSiV1 steel have been investigated by hot compression tests in

the temperature range of 950˚C to 1100˚C at strain rates of 0.01 s−1 to 10.0 s−1 and maximum engineering strain of 50%

by means of Gleeble-1500D thermal mechanical simulator. The results show that the true stress-strain curves exhibited

oscillation behavior at strain rates of 10.0 s−1. The activation energy of 4Cr5MoSiV1 steel was calculated as 416.16

kJ·mol−1 and the constitutive equation was developed, namely



6.4

15 50055.3

6.810sinh 0.00605expT





 







 on

the basis of the testing data. The constitutive equation and testing results were nearly consistent by verification. The hot

processing map developed base on dynamic materials model was divided into two domains. The stability domain ap-

peared at lower strain rates (0.01 s−1 and 0.1 s−1), and at testing temperature 1050˚C, with a peak efficiency of power

dissipation of 0.3. The instability domain appeared at higher strain rates (1 s−1 and 10 s−1). The optimum hot working

condition was determined in the stability domain by combining with microstructure analysis.

Keywords: 4Cr5MoSiV1 Steel; Activation Energy; Constitutive Equation; Hot Processing Map

4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图*

康福伟 1#，王焕敏 2，张雪敏 1，白鑫1，张强1，郭二军 1

1哈尔滨理工大学材料科学与工程学院，哈尔滨

2中航工业哈尔滨东安发动机(集团)有限公司，哈尔滨

Email: #fuwei_kang@163.com

收稿日期：2012 年11 月25 日；修回日期：2012年12 月19 日；录用日期：2012年12 月28 日

摘要：利用 Gleeble-1500D 热模拟试验机对 4Cr5MoSiV1 钢在950℃~1100℃，应变速率为0.01 s−1~10.0 s−1，最

大应变量为50%的条件下进行了热压缩实验。结果表明：真应变–应力曲线在应变速率为 10 s−1时出现波动现

象；经计算得到4Cr5MoSiV1 钢的激活能为 416.16 kJ·mol−1，建立该合金的本构方程形式为



6.4

15 50055.3

6.810sinh 0.00605expT





 











，经验证与实验结果吻合较好；基于动态材料模型建立的热加

工图可分为两个区域，在低应变速率0.01 s−1和0.1 s−1时为加工稳定区，且变形温度为 1050℃时，能量耗散功

率达到最大值0.3；在高应变速率1 s−1和10 s−1时为加工失稳区。结合变形组织的分析，合金在稳定区下具有较

好的热加工性能。

关键词：4Cr5MoSiV1 钢；激活能；本构方程；热加工图

*资助信息：黑龙江省自然基金资助(E201107)。

#通信作者。

4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图

1. 引言表1所示。将其加工成尺寸为Φ8 × 12 mm的圆柱体

压缩试样若干，在 Gleeble-1500D 热模拟机上进行高

温压缩实验。实验温度为 950℃、1000℃、1050℃、

1100℃，应变速率为 0.01 s−1、0.1 s−1、1.0 s−1、10.0 s−1，

最大变形量为50%。为减小试样与压头之间的摩擦，

压缩前在试样两端粘贴石墨片做为润滑剂。压缩结束

后试样立即水冷保留高温组织以便观察。

4Cr5MoSiV1 钢(相当于美国AISI H13钢)是国际

上广泛应用的一种空冷硬化热作模具钢。该钢在 600℃~

650℃下具有良好的抗拉强度、冲击韧性、热稳定性

以及抗疲劳性能，因此广泛用于制作中型锤锻模、中

小机锻模、热挤压模以及铝、镁合金压铸模等[1-3]。其

失效形式主要表现为塑性变形、疲劳断裂、磨损等，

通过对其热加工及后续热处理工艺的优化，可以显著

改善合金组织，提高合金性能，延长模具使用寿命。

目前关于 4Cr5MoSiV1钢的热处理工艺优化问题国内

外学者已做了大量的研究[4-6]，但是在热加工方面研究

的还比较少[7] 。本文主要通过热模拟实验研究

4Cr5MoSiV1 钢的变形特性，建立本构方程及热加工

图，优化该合金的热加工工艺。

3. 实验结果及分析

3.1. 真应力–真应变曲线

图1为4Cr5MoSiV1钢在不同变形温度和应变速

率下的真应力–真应变曲线。从图 1可见，4Cr5MoSi-

Table 1. Chemical composition of 4Cr5MoSiV1 steel (mass fraction

表1. 4Cr5MoSiV1 钢的化学成分(质量分数%)

2. 实验材料及方法 C Cr Si Mo Mn V P S Fe

0.385.12 1.02 1.32 0.35 0.85 0.02 0.01余

实验所用材料为4Cr5MoSiV1 钢，其化学成分如

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

100

150

200

250

300

rue stress,

True strain

10s-1

1s-1

0.1s-1

0.01s-1

950℃

0.0 0.1 0.2 0.30.4 0.5 0.6 0.7

100

150

200

250

rue stress,

True strain

10s-1

1s-1

0.1s-1

0.01s-1

1000℃

(a) (b)

0.0 0.10.2 0.3 0.4 0.50.6 0.7

100

150

200

rue stress,

True strain

10s-1

1s-1

0.1s-1

0.01s-1

1050℃

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

100

150

200

rue stress,

True strain

10s-1

1s-1

0.1s-1

0.01s-1

1100℃

Figure 1. The true stress-strain curves of 4Cr5MoSiV1 steel: (a) 950˚C; (b) 1000˚C; (c) 1050˚C; (d) 1100˚C

图1. 4Cr5MoSiV1 钢的真应力–应变曲线：(a) 950℃；(b) 1000℃；(c) 1050℃；(d) 1100℃

4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图

V1 钢既是温度敏感材料也是应变速率敏感材料，在

温度 950℃~1100℃，应变速率 0.01 s−1~10.0 s−1范围

内，流变应力随着变形温度的降低和应变速率的增加

而增大。在变形初期，流变应力随着应变的增加而迅

速升高，之后随着应变的增加，曲线呈现近水平状态，

即稳态流变特征，而且在小应变速率下的流变曲线均

为平滑直线，说明变形过程中的主要变形机制是典型

的动态回复。但在应变速率为 10.0 s−1时，曲线呈现锯

齿形波动。分析认为，4Cr5MoSiV1钢热导率低，在

高应变速率下，变形时间变短，合金产生的位错数量

急剧增加，从而导致流变应力增大；同时高应变速率

条件下，合金因摩擦而产生的热量增加，软化作用增

强，两者共同作用，导致曲线出现锯齿形波动现象。

3.2. 4Cr5MoSiV1 钢本构关系的建立

金属和合金的热变形过程是一个热激活过程，通

常，稳态流变应力与应变速率、变形温度之间的关系

可用蠕变方程式(1)表示[8-11]：



exp Q

RT f













 (1)

式中：Z为Zener 和Hollomon 提出的“温度补偿应变

速率参数”；







为应变速率，s−1；R为气体常数，

J/(mol·K)；T为绝对温度，K；Q为热激活能，KJ/mol。

应力方程 f



可表示如下三种形式：

 

10.8



 (2)

 

2exp 1.2fB







(3)

 



3sinh n







全部应力 (4)

式中：A，B，C，α，β为常数，p为应力指数，且 p







。

式(2)、(3)、(4) 分别称为指数方程、幂函数方程和双

曲正弦方程。一般情况下，指数方程适用于流 p







变应力较高的热变形过程(0.8







方程适

用于流变应力较低的热变形过程(1.2

)，幂函数





 )，而双曲

正两种情况下都有较好的适用性。

从式(1)和式

弦方程在

(4)可见，只要确定不同应变下的参数

Q，

(3)式分别代入(1)式整理得到：

C和α的值，就可以确定材料在不同变形条件下

的应力。

将(2)、













pexB





(6)







式中：B′和B″是与变形温度无关的

材料常数。对式(5)

和(6)两边分别取自然对数得：

ln lnp

(5)











 (7)

lnln B













将峰值应力带入式(7) 、(8)，分

(8)

别做 ln~ ln





、

ln ~





关系图，并进行线性拟合，如图取

各直线斜率的平均值即可求得式(7)、(8)中p

和β，分别为 8.85 和0.0535。则可得到

2所示。

(a)、(b) 中

6.05 10p





。

为计算变形激活能从式(1)和(4)可得：



ln sinh





 



ln sinhT

QR Rns











 

 

(9)

-5 -4 -3 -2 -101234

4.2

4.4

4.6

4.8

5.0

5.2

5.4

5.6

5.8

6.0

n1=0.1

n2=0.1

n3=0.11739

n4=0.13478

950℃

1100℃

1050℃

1000℃

ln), MPa

ln,s-1

(a)

-5-4-3-2-101234

120

150

180

210

240

270

300

ln,s-1

n1=19.4087

n2=18.9996

n3=19.4272

n4=16.9854

950℃

1100℃

1000℃

1050℃

,MPa

(b)

Figure 2. Relationships bet strain and fiow stress: (a) ween









ln~ ln





; (b)



~ln 





图2. 4Cr5MoSiV1 钢应变速率与流变应力的关系：(a)









ln~ ln





；(b)



~ln 





4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图



sinh T



















ln sinh()

式中，， sT









。

入式(9)，做将 α值代 ln



-ln



sinh p









、



ln sinh







p

-1T之间的关系曲线如图 3

n和s值分别为

416.16 K

和图 4所

37 和

活能

示，通过线性拟合确定出 6. 0

8.314 6.370 7858JmolQRns

7858，所以激



 

由(1)和(4)式变形得：

 。



ln lnln

Qsinh ln





C









(10)

做ln



ln sinh









ln 36.46

Z

过系数对比可得，

关系曲线如图 5所示，

。与式(10)通

。所以

钢的本构方程为：

并得到

拟合直线



6.4 sinhp





6.8 10

C ，n



15 

4Cr5MoSiV1

6.4

-0.8-0.6-0.4-0.20.0 0.20.4 0.6 0.8 1.0 1.2

-5

-4

-3

-2

-1

n4=6.08426

n3=6.03118

n2=6.09036

n1=7.27819

950℃

1000℃

1050℃

1100℃

ln,s-1

[

sin

(



)

]

Figure 3. The n value at peak stress of 4Cr5MoSiV1 steel

图3. 4Cr5MoSiV1 钢在峰值应力处的 n值

0.72 0.75 0.78 0.81 0.84

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

s4=6.6667

s3=7.2

s2=9.46667

s1=8.1

1s-1

0.01s-1

0.1s-1

10s



6.4 50055.3



10sinh 0.00605exp





6.8 T



 



(11)

图6是4Cr5MoSiV1 钢在不同应变速率和不同变

形温度下

功率耗散图和失

稳图

峰值应力计算值和实验值的比较情况。从图

中可以看出，计算结果与实验数据吻合较好，除少数

点外，实验值误差基本在 10%以内。

3.3. 4Cr5MoSiV1 钢的热加工图

材料热加工图包括热激活能图、

，通常基于动态材料模型(DMM)建立的能量耗散

率图和失稳图叠加而成为热加工图[11,12]。DMM 认为：

变形体(热加工工件)作为一个功率耗散体，在塑性变

形过程中，将外界输入变形体的功率消耗在以下两个

-0.8-0.6-0.4-0.20.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.01.2

lnZ

ln[sinh( p)]

lnZ=36.46+6.4[sinh(p)]

Figure 5. Relationship between and ln Z





lnsinh









图5. ln Z与lnsin h













之间关系

9009501000 1050 1100 1150

100

150

200

250

300

350

0.01s-1

0.1s-1

1s-1

10s-1

, MPa

T,0C

-1

ln[sinh()]

1000/T,K-1

Figure 4. The s values at peak stress of 4Cr5MoSiV1 steel

图4. 4Cr5MoSiV1 钢在峰值应力处的 s值

Figure 6. Error between experimental peak stress and calculated of

4Cr5MoSiV1 steel

图6. 4Cr5MoSiV1 钢峰值应力实验值与计算值误差图

4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图

方面，1) 塑性变形引，用G



起的粘塑性热







)表示；2) 变形过程中组织变

的0

化而消耗

功率，用 J(









)表示。工件在热加工过程

中单位体积内吸收的功可分为两部分，综合表示

为式(12)：

率P

ddGJ











 











(12)

在恒定温度和应变条件下，工件材料

形时

在经受热变

的动态反映可以用下面的方程来表示：





 (13)

式中，K，m均为常数。而应变速率敏感指数 m决定

了在热变形过程中材料塑性变形而消耗的能量 G和

材料组织动态变化所消耗的能量J，J与G的变化率

就构成了应变速率敏感指数的定义式，即：

lnJ











 (14)

当材料处于理想的线性耗散状态时(m = 1)，J达

到了







最大值

max

max 2

JP (15)

此时，材料处于非线性耗散

表示

过程，能量消耗效率

为[12]：

0d1













 (16)

即，



 (17)

功率耗散率 η随温度和应变

部的可加工性能并不是能量消耗功率越

大而

[12]

速率的变化就构成了功率

耗散图，它可以定量描述合金的热加工过程中组织变

化特征。

材料内

越好，还取决于加工失稳区能量消耗的功率，因

为在此区域能量消耗的功率也可能会高，所以有必要

先判断出合金的加工失稳区。在动态材料模型中，加

工失稳区判据是由Prasad 等人提出来的，该判据可以

表示为如下形式：



ln 10

 















应变，变形温度和应变速率下的m、



、



值。从而

绘制 4Cr5MoSiV1 钢在工程应变为 50%时的能量热加

工图如图 7所示。从图 7中可以看出，热加工图明显

分为两个区域：加工稳定区和失稳区。实验材料在

1000℃~1050℃、应变速率为 0.01 s−1~0.1 s−1能量耗散

率



值大于0.25，在应变速率为 0.01 s−1，变形温度为

105 ℃，能量消耗效率0



达到峰值，约为 0.3。加工失

稳区发生在高应变速率条件 1 s−1~10 s−1。这与

4Cr5MoSiV1 钢的应力–应变曲线相符合。

图8为4Cr5MoSiV1钢在 1

0.1 s







，T = 1050℃

条件下变形试样显微组织照片。呈现明显的

动态再结晶特征，没有出现楔形裂纹和内部空穴等缺

陷，此变形条件下，为变形安全区。能量耗散率

图中组织



值

最大，变形组织易于控制。因此变形温度为1050

应变速率为 0.1 s−1是较佳的变形条件。该结果为

4Cr5MoSiV1 钢热加工工艺的制定提供了依据。

℃，

0.08750

0.1313

0.1750

0.2188

0.2297

0.2406

0.2625

0.2734

0.2844

0.3063

0.04375

0.1750

9609801000 1020 1040 1060 1080 110

-4

-3

-2

-1

ln,s-1

Temperature,℃

Figure 7. The hot processing map of 4Cr5MoSiV1 steel

图7. 4Cr5MoSiV1 钢的热加工图

Figure 8. The microstructure at deformation condition 0.1 s−1,



(18)

按照式(14)、(17)、(18)计算出 4Cr5MoSiV1 钢在不同

1050˚C

图8. 1

0.1 s







，T = 1050℃变形条件下的显微组织

4Cr5MoSiV1 钢的热变形行为及热加工图

4. 结

1) 4Cr5MoSiV1钢既是温度敏感材料，也是应变

速率

4Cr5MoSiV1 钢热变形激活能为 41

kJ·m

论

敏感材料，在应变速率为10 s−1时，曲线出现了

波动。

2) 6.16

ol−1，热变形方程为：



6.4

15 50055.3

6.810sinh 0.00605expT





 













该方程与实验结果吻合较好。

图，变形温度

为1

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3) 建立了 4Cr5MoSiV1钢的热加工

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