張學瑞，秦鳳明，何文武，陳慧琴

(太原科技大學 材料科學與工程學院，太原 030024)

Mn18Cr18N高氮奧氏體不銹鋼因具有高強高韌以及良好的抗應力腐蝕性能被廣泛應用于發(fā)電機護環(huán)的生產[1]。鑒于電渣重溶鋼錠純凈度和致密度高的優(yōu)良品質，目前均采用Mn18Cr18N電渣重熔鋼錠進行大型發(fā)電機護環(huán)的生產制造。但是由于電渣重溶過程中鋼錠的特殊冷卻條件，一般電渣重熔鋼錠均具有粗大的柱狀晶組織，從而導致電渣重熔鋼錠的熱塑性差，熱加工溫度區(qū)間窄，容易產生微觀裂紋和粗晶、混晶等問題[2-4]。所以，Mn18Cr18N電渣重熔鋼錠鍛造的關鍵是細勻化晶粒組織[5-6]。

Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼具有較低的層錯能[7]，熱變形過程中將發(fā)生動態(tài)回復或動態(tài)再結晶，從而使流變應力曲線呈現動態(tài)回復型曲線和動態(tài)再結晶型曲線。其中，動態(tài)再結晶在降低材料流動應力方面有著重要作用，能夠改善材料的熱加工性能。季長濤[8]等人對0Cr18Mn18N0.6奧氏體不銹鋼熱軋板進行了不同變形量的塑性變形，并對塑性變形及再結晶前后的組織進行了分析。Fengming Qin[9-10]等對鑄態(tài)的Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼在不同的變形參數下進行熱壓縮實驗，得到了其本構方程，并分析討論了位錯和孿晶兩種動態(tài)再結晶機制。Z.Yanushkevich[11]等的研究表明奧氏體不銹鋼的微觀組織演變機理是由變形位錯控制的不連續(xù)動態(tài)再結晶。

本文通過實驗方法確定了變形溫度和應變速率對流動應力以及微觀組織的影響，并采用兩段式流動應力模型構建了電渣重熔Mn18Cr18N鋼的熱變形本構方程，分析了動態(tài)再結晶微觀組織演變規(guī)律，構建了動態(tài)再結晶的體積分數模型，可為電渣重熔Mn18Cr18N鋼熱加工工藝提供理論依據。

1 試樣制備與實驗方法

采用的實驗材料為電渣重熔Mn18Cr18N護環(huán)鋼(ESR Mn18Cr18N)，其化學成分見表1.在Gleeble-1 500D熱模擬試驗機上進行單向壓縮試驗，試樣尺寸為Φ8×12 mm.材料的原始微觀組織結構如圖1所示。熱壓縮實驗中，試樣以10 ℃/s加熱到1 200 ℃并保溫120 s，然后以10 ℃/s降溫到不同變形溫度(950 ℃，1 000 ℃，1 050 ℃，1 100 ℃，1 150 ℃)保溫120 s以消除試樣內部的溫度梯度。應變速率為0.001～1 s-1，真應變?yōu)?.69，試樣在熱變形結束后迅速水淬以保留其高溫變形后的組織狀態(tài)。熱變形后的試樣沿軸向切開，經過金相樣品的制備流程后在OLYMPUS-PMG3金相顯微鏡下進行組織觀察，腐蝕劑為1 mLHF、1.5 mLHCl、2.5 mLHNO3和95 mLH2O組成的混合液體[12]。

表1 Mn18Cr18N鋼的化學成分(wt%，質量分數)Tab.1 Chemical composition of Mn18Cr18N steel (wt%，mass fraction)

圖1 ESR Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼原始微觀組織Fig.1 The original structure in ESR Mn18Cr18N austenitic stainless steel

2 結果與討論

2.1 應力-應變曲線

圖2為ESR Mn18Cr18N護環(huán)鋼在不同應變速率和變形溫度下的應力-應變曲線?？梢钥闯觯诓煌淖冃螀禇l件下，該鋼的熱變形流變應力曲線均呈現動態(tài)軟化型曲線特征，其峰值應力、峰值應變等特征值隨著變形溫度的降低以及應變速率的升高而出現增大的趨勢。0.001～0.1 s-1的應變速率范圍內，峰值應力隨應變速率的升高顯著增大；0.1 s-1和1 s-1的應變速率范圍內，峰值應力隨應變速率的升高略有增大。如變形溫度1 000 ℃時，0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1條件下峰值應力分別為101 MPa、134 MPa、182 MPa、199 MPa.950 ℃～1 100 ℃之間，峰值應力隨溫度的升高急劇降低；1 100 ℃～1 200 ℃之間，峰值應力隨溫度的升高逐漸降低。如應變速率0.1 s-1時，950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100 ℃、1 200 ℃條件下峰值應力分別為232 MPa、182 MPa、136 MPa、115 MPa、53 MPa.金屬的熱變形過程就是動態(tài)軟化和加工硬化相互作用的過程。其中，動態(tài)軟化機制主要包括動態(tài)再結晶與動態(tài)回復。動態(tài)回復過程中主要是位錯的交滑移和攀移，而動態(tài)再結晶主要是高位錯密度驅動下晶核的形核和長大過程，從而使位錯密度降低；加工硬化則主要由位錯的增殖和位錯間的相互作用等現象而使位錯累積產生的。變形溫度的升高為位錯的交滑移和攀移提供了驅動力，增大動態(tài)回復以及動態(tài)再結晶的軟化能力；應變速率增大時，在同一變形量下的變形時間減少，動態(tài)再結晶的軟化機制不能得到充分的進行。所以，如圖2所示，較高的變形溫度和較低的應變速率情況下易發(fā)生動態(tài)再結晶行為。

圖2 ESR Mn18Cr18N 護環(huán)鋼不同應變速率下的真應力-應變曲線Fig.2 True stress-strain curves of ESR Mn18Cr18N retaining ring steel at different strain rates

2.2 熱變形微觀組織

圖3為ESR Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼熱變形過程中動態(tài)再結晶組織。相同溫度條件下(圖3(a)、(b))，隨著應變速率的增大，動態(tài)再結晶百分數降低，動態(tài)再結晶晶粒尺寸沒有明顯變化。表明ESR Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼的熱變形過程對應變速率較為敏感。

圖3 不同變形條件下的微觀組織Fig.3 Microstructures under different deformation conditions(ε=0.693)

相同應變速率條件下(圖3(c)、(d))，隨著變形溫度的升高，原子的擴散能力提升，提供給動態(tài)再結晶形核需要的能量也增多，從金相組織上可以觀察得到動態(tài)再結晶晶粒尺寸增大，動態(tài)再結晶百分數也提高。所以，ESR Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼熱變形過程中變形溫度的提高對動態(tài)再結晶會有促進作用。

2.3 熱變形特征參數

金屬的高溫塑性變形過程是一個熱激活過程。通常情況下，用溫度補償應變速率參數，即Z參數來表征變形溫度和應變速率對動態(tài)再結晶的綜合影響。如式(1)所示。

(1)

式中：Q：熱變形激活能(kJ/mol)；

R：氣體常數，R=8.314 41 J/(mol·k)；

T：絕對溫度(K)；σ：流變應力(MPa)；

A1、A2、A、α、β為材料的常數。

圖4 峰值應力和應變速率的關系Fig.4 The relation of peak strain and strain

對式(1)兩邊同時取對數得式(2).

(2)

圖5 峰值應力與應變和溫度的關系Fig.5 The relation of peak stress with strain rate and temperature

根據方程(2)，可以得到lnZ和ln[sinh(ασp)]的關系，從而得到Z與σp之間的關系。根據lnZ和ln[sinh(ασp)]的關系曲線，得到A的平均值A=1.96×1023.從而能得到式(1)中的雙曲正弦函數表達式(3).

(3)

2.4 基于動態(tài)軟化曲線特征點的兩段式本構方程的建立

由圖2看出，Mn18Cr18N鋼在實驗參數條件下的熱變形流動應變曲線由峰值應變前的硬化曲線和峰值應變后的動態(tài)再結晶軟化曲線組成，因此，本文采用兩段式Laasraoui方程建立該鋼的熱變形流動應力方程(本構方程)，如式(4)所示。

(4)

式中:σWH為加工硬化階段應力的外延值；σ0初始應力；σs飽和應力；σss穩(wěn)態(tài)應力；σc動態(tài)再結晶臨界應變；Kd，nd，K2均為常數。

2.4.1 特征應力參數的確定

根據文獻[17]，使用Z參數的函數來定義初始應力σ0，如式(5)所示：

σ0=pZq

(5)

式中：q為材料常數。根據實驗數據，通過線性回歸得到初始應力的表達式為：

σ0=0.132Z0.078

(6)

穩(wěn)態(tài)應力σss和飽和應力σs同樣可以由Z參數的函數來定義：

Z=Ass[sinh(ασss)]nss

(7)

Z=As[sinh(ασs)]ns

(8)

Ass、nss、AS、ns為常數，ln(sinh(ασss)-lnZ和ln(sinh(ασs)-lnZ的關系分別由圖6(a)、6(b)表示，通過線性回歸分別得到穩(wěn)態(tài)應力σss和飽和應力σs的表達式為：

圖6 穩(wěn)態(tài)應力和飽和應力與Z參數的關系Fig.6 The relations of the steady stress and saturated stress with Z parameter

σss=83.33sinh-1(105 820Z)4.55

(9)

σs=83.33sinh-1(17 667.84Z)5.26

(10)

將初始應力、飽和應力以及在加工硬化階段時不同變形條件下的應力σ、應變ε代入到方程(4)中，可以計算出K2：

K2=uZv

(11)

u、v為常數。通過對lnK2與lnZ之間做線性回歸，能夠得到K2關于Z的函數表達式為：

K2=4.2×10-6Z-0.045

(12)

2.4.2 動態(tài)再結晶臨界應變的確定

動態(tài)再結晶臨界應變是表征動態(tài)再結晶起始的特征應變，一般略小于峰值應變。通常根據硬化率θ與應力σ的關系曲線，即加工硬化率曲線(θ-σ曲線)特征點確定[18]。如圖7所示的θ-σ曲線，臨界應變則對應于曲線上的切點σc.同樣，峰值應變、穩(wěn)態(tài)應變和飽和應變也可在圖7中的加工硬化率曲線特征點處確定。

圖7 在溫度1 000 ℃，應變速率0.01 s-1時θ-σ曲線Fig.7 The θ-σ curve at 1 000 ℃ and strain rate 0.01 s-1

特征應變同樣可以由Z參數表示。通過加工硬化率曲線和實驗數據分析，獲得峰值應變模型為：

εp=9.93×10-6Z0.165

(13)

通過對θ-σ曲線的讀取，找到臨界應變εc和峰值應變εp之間的關系有：

εc=0.83εp

(14)

2.4.3 動態(tài)軟化方程

由式(13)-(14)可知，臨界應變隨著Z參數的增大而增加，即高溫低應變速率下(Z參數減小)臨界應變較低，動態(tài)再結晶更容易發(fā)生。在應變低于臨界應變時，加工硬化處于主導地位，未發(fā)生動態(tài)再結晶。當應變超過臨界應變時，位錯密度和畸變能隨著變形應變的增加而增大，開始發(fā)生動態(tài)再結晶；當應變超過峰值應變時，應力軟化占主導作用；隨著應變的增大，再結晶分數增加，應力不斷軟化，直到應力達到穩(wěn)定狀態(tài)。在穩(wěn)態(tài)變形過程中，隨著應變的增加，加工硬化與動態(tài)軟化達到了動態(tài)平衡，此時動態(tài)再結晶過程結束。

動態(tài)再結晶分數與應力(應變)的關系由方程(15)表達：

(15)

為了得到常數kd和nd，把方程(15)變形，兩端分別取對數，得到方程(16)

(16)

對方程(16)中已確定的值進行線性回歸分析，得到圖8，ln(-ln(1-Xdrx))與ln((ε-εc)/εp)的關系曲線。

圖8 ln(-ln(1-Xdrx))與的關系Fig.8 The relation of ln(-ln(1-Xdrx)) and

通過上圖，把得到的nd、kd取平均值，得到nd=0.37，kd=0.535.因此，試驗鋼的動態(tài)再結晶分數模型由方程(17)表示：

(ε>εc)

(17)

根據以上分析，獲得實驗鋼的高溫流動應力模型:

(18)

式中:σ0=0.132Z0.078，K2=4.2×10-6Z-0.045，εp=9.93×10-6Z0.165，εc=0.83εp，σss=83.33sinh-1(105 820Z)4.55，σs=83.33sinh-1(17 667.84Z)5.26.

3 結論

通過Mn18Cr18N護環(huán)鋼在變形溫度為950 ℃～1 200 ℃和應變速率為0.001 s-1～1 s-1熱變形行為研究，獲得以下結論：

(1)Mn18Cr18N鋼的熱變形應力-應變曲線具有動態(tài)軟化曲線特征，熱變形激活能為637.351 kJ/mol，高于鍛態(tài)材料的激活能；應變指數為4.95，說明實驗材料在熱變形過程中的流動應力由位錯攀移所控制。

(2)建立了基于動態(tài)軟化曲線特征點的Mn 18Cr18N鋼的熱變形兩段式本構方程：

式中:σ0=0.132Z0.078，K2=4.2×10-6Z-0.045，εp=9.93×10-6Z0.165，εc=0.83εp，σss=83.33sinh-1(105 820Z)4.55，σs=83.33sinh-1(17 667.84Z)5.26.