0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼的熱變形行為及其熱加工圖

袁武華，龔雪輝,，孫永慶，梁劍雄

(1湖南大學 材料科學與工程學院，長沙 410082；2 鋼鐵研究總院 特殊鋼研究所，北京 100081)

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0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼的熱變形行為及其熱加工圖

袁武華1，龔雪輝1,2，孫永慶2，梁劍雄2

(1湖南大學 材料科學與工程學院，長沙 410082；2 鋼鐵研究總院 特殊鋼研究所，北京 100081)

在Gleeble-3800 熱模擬試驗機上進行高溫壓縮實驗, 研究 0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼在變形溫度為900～1150℃、應變速率為0.01～10s-1條件下的熱變形行為。采用雙曲正弦模型確定了該材料的熱變形參數隨應變量的變化規律,建立了相應的熱變形本構方程。根據動態材料模型建立并分析了其熱加工圖，同時觀察了變形組織。結果表明:在熱壓縮過程中, 流變應力隨變形溫度的升高而降低，隨應變速率的升高而增加，變形條件對材料的組織結構有較大影響。材料熱變形參數與應變量之間可采用四次函數關系式表示，并且具有很好的相關性，獲得了該材料的最佳熱變形工藝參數范圍為：變形溫度980～1150℃，應變速率0.01～0.2s-1。

0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼；流變應力；本構模型；動態再結晶；熱加工圖

低碳馬氏體不銹鋼是在傳統馬氏體不銹鋼的基礎上通過減少碳、添加鎳和鉬來提高其綜合性能的新型不銹鋼[1,2]。0Cr16Ni5Mo不銹鋼屬于此類低碳馬氏體不銹鋼，因其具有良好的綜合力學性能以及耐沖蝕、耐腐蝕性能，在水輪機組件、石油輸送管線和航空航天等領域得到了廣泛的應用。由于該鋼中含有較高的鉻含量，因此其組織中常含有一定量的δ-鐵素體[3]。 在高溫鍛造時該鋼為奧氏體-鐵素體的兩相組織，如果鍛造不當，極易在兩相界面上出現微裂紋，造成鍛件開裂，因此研究0Cr16Ni5Mo不銹鋼的熱加工性能可為實際生產提供重要依據，而目前對該鋼的熱變形行為及熱加工圖的研究報道較少。同時，當前在建立合金的變形本構關系時大多是以峰值應力或者穩態應力為基礎建立的，并未考慮塑性應變量的影響[4-7]。事實上，由此建立的模型在描述流變應力隨應變的變化特征時有一定的局限性，這是因為累積塑性應變也是決定材料顯微組織演變的主要參數。一些研究者的研究表明[8-10]采用考慮應變量相關的雙曲正弦模型能更好地反映合金在熱變形過程中流變應力的變化規律?；诖耍竟ぷ髟贕leeble-3800熱模擬試驗機上進行單道次熱壓縮實驗，研究變形溫度和變形速率對0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼流變應力的影響，計算了不同應變量下的熱變形參數，并建立了相應的本構模型，同時根據動態材料模型建立熱加工圖。

1　實驗材料與方法

實驗材料為0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼，采用真空感應+電渣重熔冶煉，鑄錠在1150℃開坯鍛造成φ100mm的圓棒。材料的化學成分(質量分數/%)為：C 0.040，Cr 15.75，Ni 5.19,Mo 0.66，Si 0.30，Mn 0.77，P 0.0064，S 0.009，其余為Fe。為使初始晶粒大小均勻，首先將棒材進行1100℃/1h固溶處理，然后從固溶后棒材上取樣，試樣尺寸為φ8mm×12mm, 在Gleeble-3800熱模擬試驗機上進行壓縮實驗。圖1為試樣固溶處理后的晶粒形貌。進行熱壓縮實驗時，先以20℃/s的升溫速率將試樣加熱到預定變形溫度后，保溫3min，使試樣溫度均勻, 再進行等溫壓縮變形, 變形結束后立即水冷，以保留試樣的高溫變形組織。用線切割機將變形后的試樣沿軸向切開，經研磨、拋光后采用KMnO4+H2SO4+H2O腐蝕顯示其奧氏體晶粒。實驗變形溫度分別為900,950,1000,1050,1100,1150℃，應變速率分別為0.01,0.1,1，10s-1，總壓下量為60%(真應變為0.9)。

圖1　試樣固溶熱處理后顯微組織Fig.1　Microstructure of the specimen after solution treatment

2　實驗結果與分析

2.1真應力-應變曲線分析

圖2為0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼在不同變形條件下的真應力-應變曲線。由圖2可知，變形條件對0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼的流變應力的影響較大：在同一應變速率時，隨著變形溫度的升高，材料的流變應力下降；在同一變形溫度下, 流變應力隨著應變速率的增大而增加。當變形速率和變形溫度固定的條件下，在壓縮初期，流變應力隨著應變的增大而迅速增加，此時為加工硬化階段；隨后出現兩種情況，一種是應變速率較小(0.01s-1)時，流變應力到達峰值后下降或者逐漸趨于穩定，此時表現為動態再結晶；另一種是應變速率較大(>0.01s-1)時，流變應力隨應變的增加趨勢放緩，達到一定值后，隨著應變的繼續增加，流變應力變化不大，沒有明顯的峰值應力，這種情況單從應力-應變曲線上很難判斷是發生了動態回復還是動態再結晶, 需要借助微觀組織的觀察來進一步確定其狀態。

圖2　0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼應力-應變曲線Fig.2　Stress-strain curves of 0Cr16Ni5Mo martensitic stainless =10s-1

2.2流變應力模型的建立

(1)

(2)

式中：A為常數；σ為曲線的峰值應力或者流變應力；α為應力因子；n為與應變速率敏感性相關的指數。

在低應力(ασ<0.8)時，式(2)可簡化為

(3)

在高應力(ασ>1.2)時，式(2)可簡化為

(4)

其中α，β，n1為常數，且滿足

α=β/n1

(5)

由圖2可知，應變量對該材料在較高變形速率時的流變應力σ有較大的影響，但式(2)中并未考慮到應變量的影響，因此建立與應變量相關的本構關系，對于更準確地預測材料的流變應力σ具有重要的意義。本工作假定材料熱變形參數A，α，n和Q等均與應變量有關，根據式(2)雙曲正弦函數模型來建立0Cr16Ni5Mo不銹鋼在不同應變量下的本構關系。依次在0Cr16Ni5Mo不銹鋼的真應力-真應變曲線上選取ε=0.1～0.9(每隔0.1取一數值)時對應的流變應力σ，然后求各個應變量下材料的熱變形參數，最后對各個參數進行擬合得到與應變量相關的多項式函數。

(6)

(7)

將以上求得的數值帶入公式(1)，則Zener-Hollomon參數為：

(8)

根據Z=A[sinh(ασ)]n對其兩邊取對數，則有

lnZ=lnA+nln[sinh(ασ)]

(9)

根據公式(9)作lnZ-ln[sinh(ασ)]之間的關系曲線，如圖4所示，可以看出，實驗值基本落在回歸直線的附近，線性相關系數為0.982。通過確定回歸直線的截距即可確定式(9)中的lnA=36.64。因此可知應變量在0.4時材料的熱變形參數為：α=0.007，n=6.342，Q=426.324kJ/mol，lnA=36.64。其他應變量下的熱變形參數均按上述方法計算。

圖3　0Cr16Ni5Mo不銹鋼峰值應力與變形速率 (a)和變形溫度 (b)的關系(ε=0.4)Fig.3　Relationship between peak stress and deformation temperature (a) and strain rate (b) at ε=0.4 for 0Cr16Ni5Mo stainless steel

圖4　0Cr16Ni5Mo不銹鋼峰值應力與Z參數的關系(ε=0.4)Fig.4　Relationship between ln[sinh(ασ)] and lnZ (ε=0.4)

圖5為0Cr16Ni5Mo不銹鋼的熱變形參數α，n，Q和lnA隨應變量的變化關系。由圖(5)可知，其變形參數均隨著應變量的增大而發生變化，這主要是因為隨著變形的不斷深入，其動態再結晶程度不斷加大而使晶粒細化。以熱激活能Q的變化為例，應變量從0.1增大至0.7時，熱激活能降低，這主要是由于在變形初期，大多滑移系和晶粒并未開動，因而此時材料的熱變

形激活能Q相對較高，但是隨著應變量的增大，使更多的滑移系被激活啟動，導致激活能Q開始隨之下降；而當應變量高于0.7后，其熱激活能隨應變量的增加略有上升，這是由于材料在應變量進一步增大后，動態再結晶作用逐漸增大,晶內大量的位錯消失,晶粒也不斷細化,導致變形激活能也開始隨變形量的增大而略有增加。

根據計算值的變化趨勢用Origin軟件擬合材料的熱變形參數α，n，Q和lnA隨應變量變化的函數關系，可得函數關系式(10)～(13)，可以看出，各擬合曲線均與實驗數據的計算值吻合較好。

α=0.0111ε4-0.0347ε3+0.0369ε2-0.0163ε+0.00957

(10)

n=26.64ε4-59.33ε3+53.81ε2-25.39ε+11.01

(11)

Q=2563.72ε4-5793.32ε3+5059.49ε2-

2160.19ε+785.86

(12)

lnA=-103.47ε4+211.67ε3-96.88ε2-

31.16ε+54.14

(13)

圖5　 0Cr16Ni5Mo不銹鋼材料參數與應變量之間的變化關系　(a)α-ε;(b)n-ε;(c)Q-ε;(d)lnA-εFig.5　Relations between material parameters and strain for 0Cr16Ni5Mo stainless steel　(a)α-ε;(b)n-ε;(c)Q-ε;(d)lnA-ε

將式(10)，(11)，(12)，(13)代入式(2)可得新的本構方程式：

(14)

經過優化的本構方程式(14)更好地反映了應變量對本構關系的影響，同時在實際生產中也具有更重要的意義。

2.30Cr16Ni5Mo不銹鋼熱加工圖的建立

(15)

(16)

應變速率敏感性指數m為G與J之間的分配系數：

(17)

(18)

在功率耗散圖中，不是所有的高能量耗散區域都適合熱加工，同時還必須考慮材料的加工失穩區。Prasad等[16-18]根據不可逆力學極值原理推導出材料的流變失穩條件：

(19)

材料在真應變分別為0.6和0.8的熱加工圖如圖6所示，圖6中的數字為能量耗散率η，陰影部分則代表失穩區。在熱加工圖中，能量耗散效率值高于0.3時即可認為是該區域具有較佳加工性能[19]。由圖6可知，變形溫度的增加或應變速率的降低，都會使材料的能量耗散效率增加，在高功率耗散區域更有利于材料的加工。當應變量為0.6時，在低溫變形區域或高變形速率區域，能量耗散功率都不高。當變形溫度在983～1150℃，應變速率為0.01～0.4s-1時,該區域的能量耗散系數可以達到0.3～0.46，尤其變形溫度為1150℃，應變速率為0.01s-1時，其能量耗散效率達到46%，該區域具有良好的加工性能。當應變量為0.8時，變形溫度在980～1150℃，應變速率為0.01～0.2s-1,該區域的能量耗散系數可以達到0.3～0.51，而在整個低溫變形區域(900～980℃)內，其能量耗散效率均較低，因此該區域容易出現組織不均勻等問題。

從圖6還可以看出，應變量對該材料的失穩圖的影響較大。該材料的失穩區主要出現在低變形溫度和高應變速率區域。應變量為0.6時，出現了兩個失穩區，一個是在變形溫度947～1081℃，應變速率0.88～10s-1區域；另一個失穩區比較小，在變形溫度900～910℃，應變速率為0.71～10s-1之間。當應變量增加到0.8時，失穩區的面積增大，此時材料的失穩區主要集中在低溫高應變速率區域，其變形溫度為900～1086℃，應變速率在1s-1以上。實際生產中，在選擇熱加工工藝參數時，應盡量避免在失穩區域進行塑性變形，以免出現對微觀組織不利的各種缺陷，影響加工后材料的性能。綜上所述，可以獲得0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼的最佳熱變形工藝參數范圍：變形溫度為980～1150℃，應變速率為0.01～0.2s-1。這個區域的能量耗散效率較高同時又避開了失穩區，有利于材料的加工，并可以獲得均勻無缺陷的組織。

圖6　0Cr16Ni5Mo不銹鋼的熱加工圖　(a)ε=0.6；(b)ε=0.8Fig.6　Processing maps of 0Cr16Ni5Mo stainless steel at different strains 　(a)ε=0.6；(b)ε=0.8

2.40Cr16Ni5Mo不銹鋼組織的演變

以真應變為0.8的熱加工圖為例對不同區域的熱變形試樣的組織進行觀察，如圖7所示。熱變形組織可以分為以下4類：1)形變組織(圖7(b))，此時對應的區域變形溫度為900℃，應變速率為10s-1, 材料處于失穩區，這時在變形過程中只發生動態回復，組織為變形的大晶粒，未觀察到動態再結晶跡象；2)部分再結晶組織(圖7(a)，(c))，這時的熱變形組織發生了不同程度的動態再結晶，但是動態再結晶進行得不夠充分，組織為變形的長條狀晶粒和一些細小的動態再結晶晶粒組成的混晶,在此區域進行熱加工會導致材料的性能不均勻；3)完全再結晶組織(圖7(d)，(e))，對應的區域變形溫度為1100℃，應變速率分別為0.1，1s-1，此時在熱變形過程中發生了完全動態再結晶，獲得大小均勻的等軸狀再結晶晶粒；4)粗大晶粒組織(圖7(f))，對應的區域變形溫度為1150℃，應變速率0.01s-1，其η值達到51%，由于η的提高，此時發生動態再結晶的程度增大。然而，由于變形溫度較高并且應變速率低，再結晶晶粒出現長大的情況。

圖7　不同變形條件下0Cr16Ni5Mo不銹鋼的典型熱變形組織　(a)T=900℃,℃, (c) T=950℃,℃,℃,℃,Fig.7　Typical microstructures of 0Cr16Ni5Mo stainless steel after hot deformation at different conditions　(a)T=900℃, ℃,℃,℃,(e)T=1100℃,℃,

3　結論

(1) 0Cr16Ni5Mo馬氏體不銹鋼在高溫壓縮變形時，流變應力隨變形溫度的升高而降低，隨應變速率的升高而增加。當應變速率較低時，有比較明顯的峰值應力，而隨著應變速率升高，流變曲線變得平緩，峰值應力不顯著。

(2) 基于雙曲正弦模型，建立了與應變量相關的本構關系模型，計算結果表明材料熱變形參數與應變量之間可采用四次函數關系式表示，并且具有很好的相關性。

(3) 通過熱加工圖分析可知，0Cr16Ni5Mo低碳馬氏體不銹鋼的最佳熱變形工藝參數范圍：變形溫度為980～1150℃，應變速率為0.01～0.2s-1。

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Hot Deformation Behavior and Processing Map of 0Cr16Ni5Mo Low Carbon Martensitic Stainless Steel

YUAN Wu-hua1,GONG Xue-hui1,2,SUN Yong-qing2,LIANG Jian-xiong2

(1 College of Materials Science and Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China;2 Institute for Special Steel,Central Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China)

The hot deformation behavior of 0Cr16Ni5Mo low carbon martensitic stainless steel was studied by the isothermal compression of cylindrical specimens at 900-1150℃ with the strain rate of 0.01-10s-1on a Gleeble-3800 simulated machine. The relations of the thermomechanical parameters with strain were obtained using the hyperbolic-sine mathematics model and the hot deformation constitutive relationship was established. Processing map was also established based on the dynamic materials model. The microstructure evolution at different conditions was analyzed. The results show that the flow stress decreases with the increase of deformation temperature and increases with the increase of strain rate, the deformation condition has a great influence on the material microstructure. The relationship between deformation parameters and strain have a good relativity, which can be expressed using four polynomial fitting. An optimum processing parameters of hot deformation for this steel can also be obtained by the maps, in which the hot temperature is 980-1150℃ and the strain rate is 0.01-0.2s-1.

0Cr16Ni5Mo martensitic stainless steel;flow stress;constitutive model;dynamic recrystallization;processing map

袁武華(1973-)，男，教授，博士，主要從事金屬與金屬基復合材料相關方面研究，聯系地址：湖南省長沙市岳麓區湖南大學材料科學與工程學院(410082)，E-mail:yuan46302@163.com

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.05.002

TG142.71

A

1001-4381(2016)05-0008-07

2014-09-16；

2015-11-21