夏文真，趙憲明，張曉明，吳　迪

（東北大學軋制技術及連軋自動化國家重點實驗室，遼寧沈陽　１１０８１９）

摘  要：為研究超低碳貝氏體鋼的熱加工特性，在實驗室熱模擬試驗機上分別進行了單道次壓縮實驗和雙道次壓縮實驗。研究表明，該鋼進行兩階段軋制時，在奧氏體再結晶區時應進行大壓下低速軋制，在奧氏體未再結 晶 區 時 應 進 行 快 速 軋 制 以 縮 短 軋 制 周 期；其 奧 氏 體 動 態 再 結 晶 臨 界 應 變 為εｃ ＝０．００３７１２ε０．１２６１１８ｅｘｐ（４８３７８．８６６７／Ｔ），且變形激活能為４０２．２２２ｋＪ／ｍｏｌ；利用經過調整后的周紀華式流變應力模型進行非線性擬合，模型具有較高的可靠性；其奧氏體靜態再結晶動力學方程為：ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］，且靜態再結晶激活能為３９４．８５２ｋＪ／ｍｏｌ。

關鍵詞：超低碳貝氏體鋼；動態再結晶；流變應力模型；靜態再結晶

超 低 碳 貝 氏 體 （Ｕｌｔｒａ－ｌｏｗ　Ｃａｒｂｏｎ　Ｂａｉｎｉｔ，ＵＬＣＢ

）鋼是近幾十年來發展起來的具有高強度、高韌性、焊接性能優良的新鋼種系列，被譽為綠色環保鋼種［１］。這類鋼由于大幅度降低碳含量，使碳的危害、碳化物析出的影響等問題已基本消除，故其鋼材的焊接性能極佳，可以實現焊前不預熱、焊后不熱處理。鋼的強度不再依靠碳含量，而主要依靠細晶強化，位錯、亞結構強化，以及沉淀強化等來保證，因此鋼的強韌性匹配極佳［２，３］。

鋼的組織性能和生產成本與其熱加工過程密切相關。為了盡可能提高產品的力學性能和降低生產成本，需要控制好熱加工過程中的參數，為后期的在線或者離線熱處理提供很好的初始條件。因此，對超低碳貝氏體鋼的流變行為、動態及靜態軟化行為的研究非常必要。

１實驗材料及方法

實驗用高強度超低碳貝氏體鋼的化學成分（質量 百 分 數）為：ｗ（Ｃ）＝ ０．０５％，ｗ（Ｓｉ）＝０．４８３％，ｗ（Ｍｎ）＝１．７１％，ｗ（Ｐ）＝０．００４５％，

ｗ（Ｓ）＝０．００１７％，ｗ（Ｎｂ）＝ ０．０９％，Ｔｉ、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｂ適量。

在東北大學軋制技術及連軋自動化國家重點驗室ＭＭＳ－３００熱變形模擬試驗機上進行了單道次、雙道次壓縮實驗，以研究實驗鋼的熱變形行為，試樣尺寸為Φ８ｍｍ×１５ｍｍ。

單道次壓縮實驗方案：在充滿氮氣的狀態下，試樣 先 以２０℃／ｓ的 速 率 加 熱 至

１２５０℃，保 溫３ｍｉｎ，使微合金元素充分固溶、奧氏體充分均勻化。然后以１０℃／ｓ的速率冷卻 到 至 變 形 溫 度８００、８５０、９００、９５０、１０００、１０５０、１１５０℃，保溫１０ｓ后壓縮，變形量為８０％，變形速率為０．０１、０．１、１．０、１０．０ｓ－１，記錄變形時的應力應變曲線。

雙道次壓縮實驗方案：將試樣以２０℃／ｓ的速率加熱到１２５０℃，保溫３ｍｉｎ后，以１０℃／ｓ的速率冷卻至變形溫度８５０、９００、９５０、１０００、１０５０℃，保溫６０ｓ后進行第１次壓縮，變形速率５ｓ－１，變形量２５％；第１次壓縮變形完成后卸載，等溫分別保持１、５、２０、５０、１００、４００ｓ后以同樣的變形速率進行第２次壓縮，變形量３０％，第２次壓縮完成后立即進行水冷、卸載和記錄應力應變曲線。

２實驗結果與討論

２．１單道次壓縮應力應變曲線及分析

圖１為單道次壓縮不同變形溫度和不同變形速率下的應力應變曲線。由圖１可知，應變速率越大，變形溫度越小，材料的變形抗力越大；變形速率在１ｓ－１以上時，不同變形溫度下均不發生動態再結晶；變形速率為０．１ｓ－１，變形溫度在９００℃以上時發生了動態再結晶；變形速率為０．０１ｓ－１，不同變形溫度下都發生了動態再結晶。這是由于變形速率大，其要求位錯運動速率大，這樣所需的變形抗力增加；變形溫度與原子間結合力是負相關關系，因此變形溫度越小，變形抗力越大［４］；變形溫度和變形速率對動態再結晶的臨界變形量有影響，高溫低速時，臨界變形量變小，亦即在高溫低速條件下變形時容易發生動態再結晶［５］。由此，在奧氏體再結晶區軋制時應采用“大壓下低速軋制”，在奧氏體未再結晶區軋制時應快速軋制以縮短軋制周期。

由圖１中的應力應變數據，可以獲取ＵＬＣＢ鋼在不同溫度和應變速率下的峰值應力σ

ｐ及對應的峰值應變εｐ，見圖２。由圖２可知，ＵＬＣＢ鋼的真應力－真應變曲線上的峰值應力與峰值應變都隨著變形溫度的升高而降低，且隨著變形速率的增大而增大。

２．２變形激活能和動態再結晶臨界應變

在文獻［６－８］中，通過Ｚ（Ｚｅｎｅｒ－Ｈｏｌｌｏｍｏｎ）參數和雙曲正弦函數來確定流變應力，即：

式中，Ｚ參數為補償溫度后的變形速率；Ｑ為變形激活能；Ａ、ｎ為與材料有關的系數；α

為用于調節使之與線性相關的系數。

實驗得到的數據只能擬合出３個參數，上式中有４個參數，由于α是調節系數，不妨令

α為０．００１、０．００５、０．０１、０．０１５、０．０２０時分別擬合出Ａ，ｎ和

Ｑ的值，并計算其相對誤差值，再根據數據點擬合其相對誤差值的平方和ｙｃ與α的關系，

取ｙｃ最小時的α值。這樣，４個參數均可擬合出。Ａ、ｎ和Ｑ相對誤差值的平方和ｙｃ與

α的關系見圖３，誤差的平方和的最小值所對應的α值為α＝０．０１００２。這與文獻［９

］中α對于碳鋼、低合金鋼一般取值０．０１２的結論相符合。

當變形溫度一定時，對ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］求偏導，可 得 ＝５．０７３０；當 變 形 速 率 一 定 時，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］對１／Ｔ求 偏 導，可 推 得Ｑ ＝４０２．２２１９ｋＪ／ｍｏｌ。再通過ｎ和Ｑ值，推導出Ａ＝３．０２２５×１０１６。

ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］與１／Ｔ之間的關系曲線如圖４所示，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］與之間的關系曲線如圖５所示。

由圖４、圖５可知，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］與１／Ｔ、ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］與的線性相關系數很高，這也說明ＵＬＣＢ鋼在熱加工變形時的流變應力與變形速率和溫度之間是滿足雙曲正弦形式的雙曲正弦關系的。動態再結晶臨界應變是研究動態再結晶時的重要參數。由文獻［９，１０］可知：

和的關系見圖６。

這樣，動態再結晶臨界應變為：

                                 （１０）２．３　流變應力模型

根據真應力－真應變曲線的數據，選用經過調整后的周紀華式流變應力模型［９，１１］進行非線性擬合，其具體形式如下：

                                                               （１１）

式中，Ｔ為變形溫度，Ｋ；Ｐ１～Ｐ９分別為與材料有關的參數。

對所有真應力－真應變曲線回歸后得到的參數為：Ｐ１＝－２０６７３２、Ｐ２＝ ６７４１５０．８、Ｐ３＝－８２２４０３、Ｐ４

＝ ４４５６２１．７、Ｐ５＝－９０４６５．６、Ｐ６＝０．４６５８２、Ｐ７＝－０．４６１３、Ｐ８＝ １．６１０７６、Ｐ９＝０．３８５４９。

該模型進行非線性擬合的決定系數Ｒ２＝０．９７６６６，說明該模型具有較高的擬合精度。

２．４靜態軟化行為及分析

通過實驗數據可得實驗鋼的靜態軟化率曲線，見圖７。一般可以認為靜態軟化率Ｘｓ＝１５％～２０％時，開始發生再結晶，靜態軟化率Ｘｓ＝９０％時，再結晶完成。從圖７可知，靜態軟化率隨著溫度的升高而明顯升高。在８５０℃時，保溫１～１００ｓ，軟化率從

２０％緩慢升到３０％，到４００ｓ僅為５０％左右，而在１０５０℃時，保溫１～５ｓ，軟化率從６０％迅速升到９０％左右，保溫１０～４００ｓ，軟化率都在９０％以上。可見，軟化率隨著保溫時間的增加而增大；此外可看出，在不同變形溫度下都有一個明顯的軟化階段，８５０、９００、９５０、１００、１０５０℃所對應的迅速軟化階段分別為１００～４００ｓ、２０～５０ｓ、５～２０ｓ、１～２０ｓ、１～５ｓ，可以看出，隨溫度的升高迅速軟化提前發生。

２．５靜態再結晶模型計算

靜態再結晶動力學方程［１２］：

Ｑｒｅｘ＝３９４８５２．１

ｌｎｔ０．５與１／Ｔ的線性關系見圖８，擬合后的決定系數Ｒ２＝０．９９６５９。

故得到實驗鋼奧氏體靜態再結晶動力學方程：ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］                                           （１６）

３結論

（１）ＵＬＣＢ鋼的真應力－真應變曲線上的峰值應力與峰值應變都隨著變形溫度的升高而降低，隨著變形速率的增大而增大。

（２）該鋼的變形激活能Ｑ ＝４０２．２２２ｋＪ／ｍｏｌ；動 態 再 結 晶 臨 界 變 形 量 為εｃ＝０．００３７１２ε０．１２６１１８ｅｘｐ（４８３７８．８６６７／Ｔ）。

（３）利用經過調整后的周紀華式流變應力模型進行非線性擬合，該模型具有較高的擬合精度，可指導該鋼在熱軋過程中變形抗力的預報。

（４）變形溫度是影響靜態再結晶發生的一個主要因素。對于實驗鋼，變形溫度在１０５０℃保溫１０ｓ以上，已完成再結晶；而在９５０℃以 下保溫４００ｓ，軟化率都不超過８０％。該鋼進行兩階段軋制時，在奧氏體再結晶區時應進行大壓下低速軋制以保證充分再結晶，在奧氏體未再結晶區時應快速軋制以縮短軋制周期。

（５）實 驗 鋼 的 靜 態 再 結 晶 激 活 能 為３９４．８５２ｋＪ／ｍｏｌ，實驗的奧氏體靜態再結晶動力學方程為：

ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］

參考文獻：

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