崔海濤，董旭光，邵忠財

（沈陽理工大學(xué)，沈陽 110159）

隨著汽車工業(yè)的迅速發(fā)展，先進(jìn)高強(qiáng)韌性汽車用鋼成為汽車輕量化的重要發(fā)展方向[1-3]。由于Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼同時具備較高的強(qiáng)度和塑性，在變形過程中產(chǎn)生形變誘導(dǎo)孿晶與形變誘導(dǎo)馬氏體，使得Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼具有較高的吸收能力，在強(qiáng)度增加的同時塑性也得到提高，是一種新型汽車用鋼[4-6]。由于 Mn，Si，Al等元素含量較高，使得Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼的熱塑性較差[7]，熱連軋時容易產(chǎn)生邊裂。另外，由于Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼的加工硬化率較大，對工業(yè)軋機(jī)要求較高。因此，在工業(yè)生產(chǎn)中需要首先解決Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼的成形問題。

要實現(xiàn)Fe-Mn-Si-Al系高錳鋼的大規(guī)模工業(yè)化生產(chǎn)，需要對其熱變形行為進(jìn)行深入研究，明確加工溫度、應(yīng)變速率等關(guān)鍵因素對其流變行為的影響規(guī)律。文中就典型成分的高錳鋼進(jìn)行了不同條件下的熱模擬單道次壓縮實驗，分析了實驗鋼在高溫變形過程中的熱變形行為，觀察了顯微組織變化規(guī)律。利用熱模擬實驗得到不同變形溫度和速率下的流變應(yīng)力，建立該實驗鋼的變形抗力模型，對實際生產(chǎn)過程中的工藝制定及自動控制具有重要指導(dǎo)意義。

1 實驗材料和方法

實驗鋼采用真空感應(yīng)爐熔煉，通過化學(xué)成分檢測，各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)見表1。實驗鋼鑄錠制備完成后開坯，并軋制成厚 10 mm的板材。在軋后的板材上切取熱模擬試樣，并在MMS-300型試驗機(jī)上進(jìn)行單道次熱模擬壓縮實驗。試樣尺寸為φ8 mm×15 mm，制定的熱模擬變形溫度區(qū)間為 850～1050 ℃，間隔50 ℃取一個實驗溫度，變形速率ε˙分別為0.01，0.10，1.00，10.0 s-1，具體實驗工藝為：將試樣以 20 ℃/s加熱至1200 ℃；保溫3 min，確保試樣完全奧氏體化；以 10 ℃/s的冷卻速度，將試樣冷卻至既定變形溫度后并保溫20 s；以既定變形速率將試樣壓縮至真應(yīng)變0.6；變形結(jié)束后，為保留高溫組織，立即對試樣進(jìn)行噴水冷卻。

完成熱模擬后的試樣沿縱截面切取并制備金相試樣，然后再在光學(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織。

表1 Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼的化學(xué)成分%

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線分析

圖 1為實驗鋼在不同溫度條件下，應(yīng)變速率為ε˙=0.01 s-1和ε˙=1.00 s-1時的流變應(yīng)力曲線。可以看出，當(dāng)應(yīng)變速率較低時（ε˙=0.01 s-1），流變應(yīng)力隨應(yīng)變的增加先迅速增加到最大值而后逐漸下降，在變形過程中發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶是造成這一現(xiàn)象的原因。當(dāng)應(yīng)變速率較高（ε˙=1.00 s-1）時，流變應(yīng)力在達(dá)到峰值后基本不再發(fā)生變化，說明變形過程中實驗鋼發(fā)生了動態(tài)回復(fù)。

圖2為不同應(yīng)變速率下實驗鋼在900 ℃時的流變曲線。由圖2可以看出，變形溫度一定，隨著變形速率的增加，實驗鋼的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變也隨之增加。在應(yīng)變速率比較低時，試樣發(fā)生了明顯的動態(tài)再結(jié)晶，流變應(yīng)力曲線在ε˙=0.01 s-1及ε˙=0.10 s-1時為動態(tài)再結(jié)晶型。隨著變形速率的增加，峰值應(yīng)力和應(yīng)變提高，動態(tài)再結(jié)晶發(fā)生困難。當(dāng)ε˙=1.00 s-1及ε˙=10.0 s-1時，流變應(yīng)力曲線為動態(tài)回復(fù)型。這是因為變形速率越大，加工硬化現(xiàn)象越顯著。以上結(jié)果說明應(yīng)變速率是影響熱加工性能的主要因素。

圖1 實驗鋼在不同溫度下的流變應(yīng)力曲線

圖2 實驗鋼在td =900 ℃時不同應(yīng)變速率下的流變應(yīng)力曲線

2.2 微觀組織的觀察

圖3為ε˙=0.01 s-1的應(yīng)變速率時，實驗鋼在不同變形溫度下的金相組織?？梢钥闯觯?dāng)變形溫度td=850 ℃時，組織內(nèi)有少量再結(jié)晶晶粒；當(dāng)td=900 ℃時，再結(jié)晶晶粒有所增多；當(dāng)td=950 ℃時，產(chǎn)生了大量的再結(jié)晶晶粒；當(dāng)變形溫度繼續(xù)升高到 1000 ℃和1050 ℃時，顯微組織全部為再結(jié)晶晶粒?？梢?，變形溫度越高，動態(tài)再結(jié)晶現(xiàn)象越明顯。

圖3 實驗鋼在ε˙=0.01 s-1時不同變形溫度下的金相組織

Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼在不同變形溫度和不同應(yīng)變速率下的金相組織如圖 4所示。由實驗鋼在td=850 ℃, ε˙=10 s-1時的顯微組織（圖 4a）觀察可知，此時未發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶；在 td=1000 ℃, ε˙=0.1 s-1時（圖4b），晶界上有少量再結(jié)晶，這與之前的流變曲線呈現(xiàn)的結(jié)果一致。

圖4 Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼在不同變形溫度和不同應(yīng)變速率下的金相組織

2.3 熱加工方程的建立

流變應(yīng)力受應(yīng)變速率和變形溫度的影響，在高溫變形時通常采用式（1）描述三者之間的關(guān)系[8-9]：

式中：A為常數(shù)；Q為材料熱變形激活能；α為應(yīng)力因子；n為應(yīng)力指數(shù)；pσ為材料峰值應(yīng)力；R為氣體常量，這里取8.31 J/(mol·K)

對式（1）兩邊取對數(shù)并整理后得：

溫度恒定時，對式（2）中l(wèi)nε˙求偏導(dǎo)，得：

圖 5為通過對實驗數(shù)據(jù)處理獲得的實驗鋼峰值應(yīng)力σp與應(yīng)變速率和溫度的關(guān)系。由圖5可知，當(dāng)溫度恒定時， ln[sinh(ασp)]與之間滿足線性關(guān)系，其斜率的倒數(shù)即為n，可以求出實驗鋼的n=3.10。

當(dāng)應(yīng)變速率相同時，l n[sinh(ασp)]與 1000/T 也呈線性關(guān)系，直線的平均斜率為b[10]。圖5b為實驗鋼峰值應(yīng)力與變形溫度的關(guān)系，可求出b=16。將已求得的n，b數(shù)據(jù)帶入式（4）中，可以求出Q=412.151 kJ/mol。將求得數(shù)據(jù)帶入式（1），可求出A=1.78 ×1 014。

由此可得，溫度為850～1050 ℃時，F(xiàn)e-20Mn-4Si-2Al高錳鋼的熱加工方程為：

2.4 動態(tài)再結(jié)晶規(guī)律的研究

通過以上求得的熱變形激活能，可計算Z參數(shù)[11]：

Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼熱變形峰值應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)系如圖6所示。由圖6可知，二者之間呈線性關(guān)系，利用最小二乘法確定線性相關(guān)性系數(shù)R2=0.92。經(jīng)線性回歸得到峰值應(yīng)力方程為：

圖5 Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼峰值應(yīng)力與變形溫度和應(yīng)變速率的關(guān)系

圖6 Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼峰值應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)系

通過實驗鋼在 td=850～1050 ℃，應(yīng)變速率=0.01～10.0 s-1條件下的高溫顯微組織分析，可獲得lnZ與變形組織的關(guān)系。當(dāng)ln Z≤ 41.26630，即 Z ≤8.351× 1017時，F(xiàn)e-20Mn-4Si-2Al高錳鋼易發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶。因此，F(xiàn)e-20Mn-4Si-2Al高錳鋼易發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的條件是在較高溫度及較低應(yīng)變速率時變形。

3 結(jié)論

1）在高溫狀態(tài)下，應(yīng)變速率對Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼的動態(tài)再結(jié)晶行為有顯著影響。

2）Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼的熱變形激活能為Q=412.151 kJ/mol，熱加工方程為：

3）在進(jìn)行 Fe-20Mn-4Si-2Al高錳鋼軋制的過程中，應(yīng)在高溫及低應(yīng)變速率下變形，有利于降低軋機(jī)的負(fù)荷。

參考文獻(xiàn)：

[1] 康永林, 朱國明. 中國汽車發(fā)展趨勢及汽車用鋼面臨的機(jī)遇與挑戰(zhàn)[J]. 鋼鐵, 2014, 49(12)∶ 1-7.

[2] OLIVER H. Innovative Steel Products and Technologies for Automotive Lightweight Design[C]//Proceedings of 2009 International Symposium on Automobile Steel. Dalian∶ Metallurgical Industry Press, 2009.

[3] 王愛華. 我國汽車用鋼市場及其發(fā)展趨勢[J]. 軋鋼,2012, 29(6)∶ 49-51.

[4] DING Hao, DING Hua, QIU Chun-lin, et al. Formability of TRIP/TWIP Steel Containing Manganese of 18.8% [J].Journal of Iron and Steel Research, International, 2011,18(1)∶ 36-40.

[5] MA Li-li, WEI Ying-hui, HOU Li-feng, et al. Microstructure and Mechanical Properties of TWIP Steel Joints [J].Journal of Iron and Steel Research, International, 2014,21(8)∶ 749-756.

[6] 米振莉, 唐荻, 江海濤, 等. Fe-28Mn-3Si-3Al TWIP鋼變形的微觀組織特征[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報, 2007,29(12)∶ 1200-1203.

[7] 白韶斌, 李大趙, 宋金路, 等. 孿晶誘導(dǎo)塑性(TWIP)鋼組織性能研究現(xiàn)狀[J]. 熱加工工藝, 2016, 45(2)∶ 9-12.

[8] 曹金榮, 劉正東, 程世長, 等. 應(yīng)變速率和變形溫度對T122耐熱鋼流變應(yīng)力和臨界動態(tài)再結(jié)晶行為的影響[J]. 金屬學(xué)報, 2007, 43(1)∶ 35-40.

[9] 余琨, 黎文獻(xiàn), 王日初, 等. Mg-5.6Zn-0.7Zr-0.8Nd合金高溫塑性變形的熱/力模擬研究[J]. 金屬學(xué)報, 2003,39(5)∶ 492-498.

[10] 張維娜. 高錳TRIP鋼組織性能演變機(jī)理及薄帶成型方法研究[D]. 沈陽∶ 東北大學(xué), 2010.

[11] 范永革, 汪凌云, 黃光勝, 等. 變形鎂合金高溫變形流變應(yīng)力分析[J]. 重慶大學(xué)學(xué)報, 2003, 26(2)∶ 9-11.