暖通空調用鋼的熱變形行為與組織研究

曾國安

(廈門海洋職業技術學院 機電學院,福建 廈門 361000)

暖通空調用鋼的碳含量介于1.0%～2.1%(質量分數),由于較高的碳含量而使得暖通空調用鋼制品通常具有較高的硬度和強度,適宜于制造輕量化設備和有較高強度和耐磨性要求的鋼鐵制品[1]。然而,暖通空調用鋼中高的碳含量會使得鑄坯硬而脆,后續熱加工較為困難,生產過程中由于熱變形工藝參數選擇不當而極易出現裂紋等缺陷[2-4],一定程度上限制了暖通空調用鋼的應用。通過實驗室軋機/液壓機等對暖通空調用鋼的熱變形過程進行模擬,雖然能夠取得一定的經驗參數,但是模擬結果往往與工業生產存在較大差異,且試驗成本較高;而采用熱力學模擬的方法可以便捷地模擬暖通空調用鋼的熱變形過程,其試驗成本較低,同時可以較全面、準確地反映熱變形過程中的各項參數對組織演變的影響[5-6]。目前,國內在暖通空調用鋼方面的研究多集中在成分設計、熱處理工藝優化等方面,而通過熱模擬的方法研究暖通空調用鋼的熱變形行為,并對組織演變規律進行研究方面的報道較少[7-9]。熱模擬的研究將有助于弄清楚暖通空調用鋼熱變形過程中的變形參數與應力之間的關系及組織演變規律,并為后續暖通空調用鋼的產品設計和工業生產提供參考。

1 材料與方法

實驗用鋼材料為Fe-1.2C-4.8Cr-0.38Mo-0.35V暖通空調用鋼,主要元素化學成分(質量分數):C為1.220%,Cr 為4.790%,Mo為0.380%,V為0.360%,Si為0.780%,Mn為0.660%,P為0.009%,S為0.003%,余量為Fe;基體組織為鐵素體+M2C碳化物。

Fe-1.2C-4.8Cr-0.38Mo-0.35V鋼的熱壓縮工藝示意圖如圖1所示。在變形溫度保溫60 s后進行不同應變速率的等溫壓縮,應變量為40%,冷卻方式為水淬。高溫熱變形過程中,為了避免試樣發生粘連壓頭和氧化等現象,預先在試樣兩端涂抹潤滑油和放置石墨片,并進行抽真空處理。

圖1 實驗鋼的熱壓縮工藝示意圖

采用線切割方法從熱變形試樣的同一部位(沿中心軸線方向)截取金相試樣,經過冷鑲嵌、60～1 500目砂紙逐級打磨、金剛石研磨膏拋光,用10 g 氫氧化鉀+10 g鐵氰化鉀+100 mL去離子水混合溶液加熱至微沸后浸蝕,清水和酒精清洗后吹干;在Leica DM6M型金相顯微鏡上觀察晶粒形貌,采用附帶Image Pro plus 6.0軟件測試晶粒尺寸,取10個視場下的平均晶粒尺寸。

2 結果與分析

2.1 不同熱變形條件下高碳鋼的真應力-真應變

圖2為不同熱變形條件下高碳鋼的真應力-真應變曲線。在變形初始階段,不同應變速率和變形溫度下實驗鋼的真應力會隨著真應變增加而快速增大,這主要是由于變形早期階段位錯密度顯著升高,加工硬化作用占主導所致[10]。應變速率為0.1 s-1時,變形溫度950～1 100 ℃的曲線為動態回復型曲線(未出現峰值應力,處于穩定變形階段),變形溫度1 150 ℃時出現了峰值應力后真應力降低的現象;應變速率為1 s-1、變形溫度1 050～1 150 ℃和應變速率5 s-1、變形溫度950～1 150 ℃的流變應力都在達到峰值后降低。在相同應變速率下,變形溫度越高則相同應變下的真應力越小,這主要是因為高溫下實驗鋼中的位錯滑移和位錯攀移更加容易,動態回復和動態再結晶行為更加顯著[11]。在對實驗鋼進行熱壓縮過程中,位錯密度增大引起的加工硬化和動態回復與動態再結晶引起的動態軟化同時存在,當加工硬化作用占主導時真應力會增大,二者趨于平衡時進入穩態變形階段,而動態軟化作用占主導時真應力會減小[12]。

2.2 不同應變速率和變形溫度下的峰值應力

表1為實驗鋼在不同應變速率和變形溫度下的峰值應力統計結果。當變形溫度從950 ℃上升至1 150 ℃,應變速率為0.01 s-1時的峰值應力,從135.90 MPa降低至33.27 MPa;應變速率為0.1 s-1時的峰值應力,從183.08 MPa降低至47.21 MPa;應變速率為1 s-1時的峰值應力,從174.64 MPa降低至60.27 MPa;應變速率為5 s-1時的峰值應力,從214.33 MPa降低至79.46 MPa。當應變速率從0.01 s-1上升至5 s-1,950 ℃的峰值應力,從135.90 MPa增加至214.33 MPa;1 000 ℃的峰值應力,從76.40 MPa增加至182.97 MPa;1 050 ℃的峰值應力,從66.99 MPa增加至137.04 MPa;1 100 ℃的峰值應力,從45.92 MPa增加至119.23 MPa;1 150 ℃的峰值應力,從33.27 MPa增加至79.46 MPa。由此可見,當變形溫度從950 ℃上升至1 150 ℃,應變速率為0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1和5 s-1時實驗鋼的峰值應力都呈現逐漸減小的趨勢;當應變速率從0.01 s-1上升至5 s-1,變形溫度為950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100 ℃和1 150 ℃時,實驗鋼的峰值應力都呈現逐漸增大的趨勢。

表1 實驗鋼在不同應變速率和變形溫度下的峰值應力

2.3 不同應變速率下實驗鋼的晶粒組織

圖3為不同應變速率下實驗鋼的晶粒組織,變形溫度為1 150 ℃。對比分析可見,不同應變速率下實驗鋼中都存在尺寸不等的奧氏體晶粒,部分奧氏體晶粒內部還可見亞晶組織。在較低的應變速率下(0.01 s-1),實驗鋼在高溫下變形的時間較長,再結晶晶粒之間發生了合并和長大,晶粒內部可見被位錯割裂而形成的亞晶組織;隨著應變速率升高,實驗鋼在高溫下變形的時間縮短,再結晶晶粒尺寸和晶粒內亞晶組織比例減小,平均晶粒尺寸從0.1 s-1時的45 μm減小至5 s-1時的30 μm。這主要是因為隨著應變速率增加,實驗鋼中的加工硬化更加顯著,再結晶晶粒形核時間變短,且由于變形速率高,這些晶粒來不及長大而被保存下來形成了細小再結晶晶粒[13]。此外,對比分析不同應變速率下的晶粒組織可知,當應變速率達到1 s-1及以上時,實驗鋼中的等軸晶晶粒尺寸分布均勻且較為細小。因此,建議實際應用中實驗鋼的熱變形應變速率控制在1 s-1及以上。

圖3 不同應變速率下實驗鋼的晶粒組織(1 150 ℃)

2.4 不同變形溫度下實驗鋼的晶粒組織

圖4為不同變形溫度下實驗鋼的晶粒組織,應變速率為1 s-1。當變形溫度為950 ℃時,實驗鋼的組織為形變奧氏體晶粒+少量等軸動態再結晶晶粒;變形溫度升高至1 000 ℃時,實驗鋼的基體組織中可見等軸晶和亞晶組織,此時的實驗鋼仍然以動態回復為主,動態再結晶行為并不明顯;當變形溫度升高至1 050 ℃時,實驗鋼中可見晶界連續的再結晶晶粒;變形溫度為1 150 ℃時的基體組織中基本都為晶粒尺寸分布均勻的等軸狀動態再結晶。當應變速率為1 s-1,變形溫度從950 ℃上升至1 150 ℃過程中,超高碳中位錯滑移和攀移的能量更多,動態再結晶更加容易[14];在變形溫度為1 100 ℃和1 150 ℃時,平均再結晶晶粒尺寸分別約為24 μm和45 μm。綜合而言,當變形溫度在1 050 ℃及以下時,實驗鋼中主要以動態回復為主,并伴隨有少量動態再結晶;當變形溫度達到1 100℃及以上時,實驗鋼的軟化機制主要以動態再結晶為主。根據不同變形溫度下的晶粒組織觀察結果可知,實驗鋼適宜在1 100 ℃及以上溫度進行熱加工變形。

圖4 不同變形溫度下實驗鋼的晶粒組織(1 s-1)

2.5 流變應力方程

(1)

(2)

(3)

(4)

式中:Q為變形熱激活能,kJ/mol;R為氣體常數,8.314 J/(mol·K);A1、A2、A、n1、n、α和β(β=αn1[16])都為與實驗鋼相關的常數。分別對公式(2)、公式(3)、公式(4)進行取對數處理可得:

(5)

(6)

(7)

圖5 不同熱變形條件下實驗鋼的對數曲線

圖6 不同熱變形條件下實驗鋼的關系曲線

圖7 不同熱變形條件下實驗鋼的ln[sinh(ασ)]-1/T關系曲線

對公式(7)進行1/T取偏導處理,可得到變形激活能Q的關系表達式:

(8)

由圖7的ln[sinh(ασ)]-1/T關系曲線斜率(14.075),并代入R和n值,可計算得到實驗鋼的變形激活能Q=729.266 kJ/mol。結合公式(1)和公式(4),Z可表示為:

(9)

將Q值代入公式(9)可得不同應變速率和變形溫度下的lnZ值,如表2所示?？梢?在相同變形溫度下,隨著應變速率從0.01 s-1上升至5 s-1,lnZ值逐漸增大;在相同應變速率下,隨著變形溫度從950 ℃上升至1 150 ℃,lnZ值逐漸減小。

表2 實驗鋼在不同應變速率和變形溫度下的lnZ值

繪制不同熱變形條件下實驗鋼的lnZ-ln[sinh(ασ)]關系曲線,如圖8所示?？梢?ln[sinh(ασ)]隨著lnZ增加而逐漸增大,lnZ-ln[sinh(ασ)]線性擬合直線的線性相關系數為0.969 1,表明lnZ-ln[sinh(ασ)]的線性相關性較好[19]。采用最小二乘法線性回歸,可得lnA=63.35,進而求得結構因子A=3.26×1027。

圖8 不同熱變形條件下實驗鋼的lnZ-ln[sinh(ασ)]關系曲線

將上述計算得到的α(0.010 6)、n(6.232)、Q(729.266 kJ/mol)和A(3.26×1027)值代入公式(4)可得實驗鋼的雙曲正弦Arrhenius流變應力方程為:

(10)

值得注意的是,本文的流變應力方程忽略了應變軟化與應變硬化的影響,為了驗證上述流變應力方程的準確性,將熱壓縮過程中的應變速率和變形溫度代入公式(10)并與表1對比,表明應變速率0.01～5 s-1、變形溫度950～1 150 ℃時實驗鋼的峰值應力計算值與實測值誤差均在10%以內?？梢?實驗鋼的Arrhenius流變應力方程在熱壓縮過程中具有較好的適應性和應用價值。

3 結論

1)當變形溫度從950 ℃上升至1 150 ℃,應變速率為0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1和5 s-1時,實驗鋼的峰值應力都呈現逐漸減小的趨勢;當應變速率從0.01 s-1上升至5 s-1,變形溫度為950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100 ℃和1 150 ℃時實驗鋼的峰值應力都呈現逐漸增大的趨勢。

2)當變形溫度為1 150 ℃,應變速率為1 s-1及以上時,實驗鋼中的等軸晶晶粒尺寸分布均勻且較為細小,建議實驗鋼的熱變形應變速率適宜控制在1 s-1及以上。當變形溫度在1 050 ℃及以下時,實驗鋼中主要以動態回復為主,并伴隨有少量動態再結晶;當變形溫度達到1 100 ℃及以上時,實驗鋼的軟化機制主要以動態再結晶為主;當應變速率為1 s-1,實驗鋼適宜在1 100 ℃及以上溫度進行熱加工變形。

3)實驗鋼的雙曲正弦Arrhenius流變應力方程為:

(11)

應變速率0.01～5 s-1、變形溫度950～1 150 ℃時實驗鋼的峰值應力計算值與實測值誤差均在10%以內。