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(yīng)力腐蝕性能被廣泛應(yīng)用于發(fā)電機護環(huán)的生產(chǎn)[1]。鑒于電渣重溶鋼錠純凈度和致密度高的優(yōu)良品質(zhì)，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(chǎn)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(chǎn)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(guān)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(jié)晶，從而使流變應(yīng)力曲線呈現(xiàn)動態(tài)回復型曲線和動態(tài)再結(jié)晶型曲線。其中，動態(tài)再結(jié)晶在降低材料流動應(yīng)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(jié)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(shù)下進行熱壓縮實驗，得到了其本構(gòu)方程，并分析討論了位錯和孿晶兩種動態(tài)再結(jié)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(jié)晶。

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

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(jié)構(gòu)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(nèi)部的溫度梯度。應(yīng)變速率為0.001～1 s-1，真應(yīng)變?yōu)?.69，試樣在熱變形結(jié)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(jīng)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(zhì)量分數(shù))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(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖2為ESR Mn18Cr18N護環(huán)鋼在不同應(yīng)變速率和變形溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線?？梢钥闯?，在不同的變形參數(shù)條件下，該鋼的熱變形流變應(yīng)力曲線均呈現(xiàn)動態(tài)軟化型曲線特征，其峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變等特征值隨著變形溫度的降低以及應(yīng)變速率的升高而出現(xiàn)增大的趨勢。0.001～0.1 s-1的應(yīng)變速率范圍內(nèi)，峰值應(yīng)力隨應(yīng)變速率的升高顯著增大；0.1 s-1和1 s-1的應(yīng)變速率范圍內(nèi)，峰值應(yīng)力隨應(yīng)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(yīng)力分別為101 MPa、134 MPa、182 MPa、199 MPa.950 ℃～1 100 ℃之間，峰值應(yīng)力隨溫度的升高急劇降低；1 100 ℃～1 200 ℃之間，峰值應(yīng)力隨溫度的升高逐漸降低。如應(yīng)變速率0.1 s-1時，950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100 ℃、1 200 ℃條件下峰值應(yīng)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(jié)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(jié)晶主要是高位錯密度驅(qū)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(xiàn)象而使位錯累積產(chǎn)生的。變形溫度的升高為位錯的交滑移和攀移提供了驅(qū)動力，增大動態(tài)回復以及動態(tài)再結(jié)晶的軟化能力；應(yīng)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(jié)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(yīng)變速率情況下易發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶行為。

圖2 ESR Mn18Cr18N 護環(huán)鋼不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-應(yīng)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(jié)晶組織。相同溫度條件下(圖3(a)、(b))，隨著應(yīng)變速率的增大，動態(tài)再結(jié)晶百分數(shù)降低，動態(tài)再結(jié)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(yīng)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(yīng)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(jié)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(jié)晶晶粒尺寸增大，動態(tài)再結(jié)晶百分數(shù)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(jié)晶會有促進作用。

2.3 熱變形特征參數(shù)

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(yīng)變速率參數(shù)，即Z參數(shù)來表征變形溫度和應(yīng)變速率對動態(tài)再結(jié)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(shù)，R=8.314 41 J/(mol·k)；

T：絕對溫度(K)；σ：流變應(yīng)力(MPa)；

A1、A2、A、α、β為材料的常數(shù)。

圖4 峰值應(yīng)力和應(yīng)變速率的關(guān)系Fig.4 The relation of peak strain and strain

對式(1)兩邊同時取對數(shù)得式(2).

(2)

圖5 峰值應(yīng)力與應(yīng)變和溫度的關(guān)系Fig.5 The relation of peak stress with strain rate and temperature

根據(jù)方程(2)，可以得到lnZ和ln[sinh(ασp)]的關(guān)系，從而得到Z與σp之間的關(guān)系。根據(jù)lnZ和ln[sinh(ασp)]的關(guān)系曲線，得到A的平均值A(chǔ)=1.96×1023.從而能得到式(1)中的雙曲正弦函數(shù)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(gòu)方程的建立

由圖2看出，Mn18Cr18N鋼在實驗參數(shù)條件下的熱變形流動應(yīng)變曲線由峰值應(yīng)變前的硬化曲線和峰值應(yīng)變后的動態(tài)再結(jié)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(yīng)力方程(本構(gòu)方程)，如式(4)所示。

(4)

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

2.4.1 特征應(yīng)力參數(shù)的確定

根據(jù)文獻[17]，使用Z參數(shù)的函數(shù)來定義初始應(yīng)力σ0，如式(5)所示：

σ0=pZq

(5)

式中：q為材料常數(shù)。根據(jù)實驗數(shù)據(jù)，通過線性回歸得到初始應(yīng)力的表達式為：

σ0=0.132Z0.078

(6)

穩(wěn)態(tài)應(yīng)力σss和飽和應(yīng)力σs同樣可以由Z參數(shù)的函數(shù)來定義：

Z=Ass[sinh(ασss)]nss

(7)

Z=As[sinh(ασs)]ns

(8)

Ass、nss、AS、ns為常數(shù)，ln(sinh(ασss)-lnZ和ln(sinh(ασs)-lnZ的關(guān)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(yīng)力σss和飽和應(yīng)力σs的表達式為：

圖6 穩(wěn)態(tài)應(yīng)力和飽和應(yīng)力與Z參數(shù)的關(guān)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(yīng)力、飽和應(yīng)力以及在加工硬化階段時不同變形條件下的應(yīng)力σ、應(yīng)變ε代入到方程(4)中，可以計算出K2：

K2=uZv

(11)

u、v為常數(shù)。通過對lnK2與lnZ之間做線性回歸，能夠得到K2關(guān)于Z的函數(shù)表達式為：

K2=4.2×10-6Z-0.045

(12)

2.4.2 動態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變的確定

動態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變是表征動態(tài)再結(jié)晶起始的特征應(yīng)變，一般略小于峰值應(yīng)變。通常根據(jù)硬化率θ與應(yīng)力σ的關(guān)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(yīng)變則對應(yīng)于曲線上的切點σc.同樣，峰值應(yīng)變、穩(wěn)態(tài)應(yīng)變和飽和應(yīng)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(yīng)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(yīng)變同樣可以由Z參數(shù)表示。通過加工硬化率曲線和實驗數(shù)據(jù)分析，獲得峰值應(yīng)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(yīng)變εc和峰值應(yīng)變εp之間的關(guān)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(yīng)變隨著Z參數(shù)的增大而增加，即高溫低應(yīng)變速率下(Z參數(shù)減小)臨界應(yīng)變較低，動態(tài)再結(jié)晶更容易發(fā)生。在應(yīng)變低于臨界應(yīng)變時，加工硬化處于主導地位，未發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶。當應(yīng)變超過臨界應(yīng)變時，位錯密度和畸變能隨著變形應(yīng)變的增加而增大，開始發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶；當應(yīng)變超過峰值應(yīng)變時，應(yīng)力軟化占主導作用；隨著應(yīng)變的增大，再結(jié)晶分數(shù)增加，應(yīng)力不斷軟化，直到應(yīng)力達到穩(wěn)定狀態(tài)。在穩(wěn)態(tài)變形過程中，隨著應(yīng)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(jié)晶過程結(jié)束。

動態(tài)再結(jié)晶分數(shù)與應(yīng)力(應(yīng)變)的關(guān)系由方程(15)表達：

(15)

為了得到常數(shù)kd和nd，把方程(15)變形，兩端分別取對數(shù)，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(guān)系曲線。

圖8 ln(-ln(1-Xdrx))與的關(guān)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(jié)晶分數(shù)模型由方程(17)表示：

(ε>εc)

(17)

根據(jù)以上分析，獲得實驗鋼的高溫流動應(yīng)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(jié)論

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

(1)Mn18Cr18N鋼的熱變形應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)變指數(shù)為4.95，說明實驗材料在熱變形過程中的流動應(yīng)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(gòu)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.