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]
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