喬 石

(中國第一重型機械股份公司科技部，黑龍江161042)

42CrNiMoV鋼的高溫熱壓縮流變行為

喬 石

(中國第一重型機械股份公司科技部，黑龍江161042)

利用Gleeble-3500熱模擬試驗機研究了42CrNiMoV鋼在不同溫度與應(yīng)變速率下的熱壓縮流變行為，并且構(gòu)建了它的高溫流變應(yīng)力本構(gòu)方程，發(fā)現(xiàn)修正擬合后的結(jié)果與實測值吻合較好，平均誤差只有4.024%。

42CrNiMoV鋼；高溫熱壓縮；流變應(yīng)力；本構(gòu)方程

42CrNiMoV鋼作為一種高強度低合金鋼，廣泛應(yīng)用于各個工業(yè)領(lǐng)域，尤其是在海洋油氣田開采中，由于它具有較高的力學(xué)性能、低溫沖擊性能和抗硫化氫腐蝕性能，常用于生產(chǎn)井口頭、防噴器、連接器、導(dǎo)管頭和閥箱等各種耐壓構(gòu)件等[1-2]。目前世界海洋石油開采已經(jīng)逐漸從近海轉(zhuǎn)向深海，但國內(nèi)在深水鉆井與裝備的材料設(shè)計和制造上與國際水平相差較大。

目前國內(nèi)外對42CrMo鋼的熱流變行為研究較為深入，例如，國內(nèi)中南大學(xué)的藺永成等人[3]對42CrMo鋼的熱壓縮流變應(yīng)力行為進行了研究，但其研究僅局限于應(yīng)用熱壓縮數(shù)據(jù)建立本構(gòu)方程，且方程沒有經(jīng)過修正處理。

本研究采用Gleeble-3500熱模擬試驗機對42CrNiMoV(AISI 4140改進型)鋼進行高溫熱壓縮試驗，并以此為基礎(chǔ)，建立了不同變形條件下的真應(yīng)力-真應(yīng)變本構(gòu)方程，從而準確預(yù)測流變應(yīng)力與變形溫度和變形速率之間的關(guān)系。另一方面，結(jié)合真應(yīng)力真應(yīng)變曲線，對熱壓縮試樣的再結(jié)晶情況進行了分析，為發(fā)展海洋采油用井口鍛件材料提供理論支持。

1 試驗

1.1 試驗材料

根據(jù)海洋井口鍛件抗硫化物應(yīng)力開裂(SSC)高強度鋼合金化設(shè)計準則[4-6]，以及JMatPro模擬計算的結(jié)果，在保證合適硬度和強度的基礎(chǔ)上，盡量提高材料的韌性要求(低溫沖擊)及抗硫化氫應(yīng)力腐蝕性能，結(jié)合目前國際石油設(shè)備制造企業(yè)的改進型合金成分的調(diào)研結(jié)果，設(shè)計了42CrNiMoV合金鋼的成分。根據(jù)所設(shè)計的化學(xué)成分，采用真空電磁感應(yīng)熔煉技術(shù)進行冶煉，其化學(xué)成分如表1所示。

表1 42CrNiMoV鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical composition of 42CrNiMoV steel (mass fraction, %)

1.2 試驗方法

鋼錠取樣并加工成?10 mm×15 mm標準試樣進行熱壓縮試驗，試驗設(shè)備采用Gleeble-3500熱模擬試驗機。熱壓縮變形溫度分別為850℃、950℃、1 000℃、1 050℃、1 100℃、1 150℃和1 200℃，應(yīng)變速率為0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1和10 s-1，壓下量為60%，加熱標樣至1 200℃，保溫3 min然后冷卻至相應(yīng)變形溫度進行熱壓縮試驗。試驗過程中，試樣兩端粘接鉭片和石墨片進行潤滑，標樣中間焊接熱電偶用于測量試樣溫度，試驗中監(jiān)控載荷、應(yīng)力、應(yīng)變、溫度以及位移。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗結(jié)果

熱壓縮后試樣如圖1所示。可以看出，熱壓縮后的試樣沒有開裂，存在輕微的鼓肚現(xiàn)象。

圖1 10 s-1應(yīng)變速率下高溫熱壓縮試樣Figure 1 The samples of the hot compress deformation at strain rate of 10 s-1

相同應(yīng)變速率、不同應(yīng)變溫度條件下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖2所示?？梢钥闯?，隨著應(yīng)變溫度增加，所需流變應(yīng)力逐漸降低，這是由于隨著溫度增加，位錯能量增加，刃型位錯的攀移和螺型位錯的交滑移以及位錯相遇發(fā)生抵消，從而使位錯密度降低。當應(yīng)變速率為10 s-1時，對應(yīng)變控制采取位移控制模式，由于應(yīng)變量為60%，應(yīng)變速率較大，整個變形時間非常短暫，所以應(yīng)變量可能還未真正達到60%，熱壓縮機就開始卸載載荷。

流變應(yīng)力曲線可以很好地表征變形過程的力學(xué)行為及組織演變，位錯增殖導(dǎo)致加工硬化以及位錯相消導(dǎo)致動態(tài)軟化。根據(jù)軟化的程度不同，流變應(yīng)力曲線相應(yīng)分為加工硬化型、動態(tài)回復(fù)型和動態(tài)再結(jié)晶型3種類型[7-9]。

加工硬化型流變應(yīng)力曲線不存在峰值應(yīng)力，流變應(yīng)力在試驗范圍內(nèi)不斷升高，動態(tài)回復(fù)和動態(tài)再結(jié)晶型流變應(yīng)力曲線可分為3個階段。第1階段為微變形階段，隨著變形量的不斷增加，產(chǎn)生加工硬化，真應(yīng)力迅速提高，屈服后，變形進入第2階段，軟化速度仍然小于硬化速度，但加工硬化率逐漸降低，流變應(yīng)力增加到一個峰值后，進入第3階段。動態(tài)回復(fù)型曲線的穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力和峰值應(yīng)力相同，動態(tài)再結(jié)晶型流變應(yīng)力曲線表現(xiàn)為應(yīng)力達到峰值后不斷降低，動態(tài)再結(jié)晶晶粒可以重新產(chǎn)生變形，隨即又開始新的動態(tài)再結(jié)晶，如此反復(fù)，動態(tài)再結(jié)晶與加工硬化達到平衡，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線為一條近似水平的直線，隨著變形量的增加，流變應(yīng)力基本保不變。其中，應(yīng)變速率為0.01 s-1，應(yīng)變溫度超過950℃的變形曲線為動態(tài)再結(jié)晶型，應(yīng)變速率為0.1 s-1，應(yīng)變溫度超過1 000℃的應(yīng)力應(yīng)變曲線都為動態(tài)再結(jié)晶型；應(yīng)變速率為1 s-1，變形溫度在850～1 050℃之間的應(yīng)力應(yīng)變曲線為動態(tài)回復(fù)型；應(yīng)變速率為10 s-1，應(yīng)變溫度小于1 150℃的應(yīng)力應(yīng)變曲線都屬于加工硬化型。

應(yīng)變速率=0.01 s-1

應(yīng)變速率=0.1 s-1

應(yīng)變速率=1 s-1

應(yīng)變速率=10 s-1圖2 42CrNiMoV鋼真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Figure 2 True stress-strain curves for 42CrNiMoV steel

(a)T=1 150℃，℃，℃，圖3 不同條件下的再結(jié)晶情況Figure 3 Recrystallization in different conditions

2.2 再結(jié)晶分析

試樣經(jīng)過熱壓縮后進行水淬，保留熱壓縮后的初始形貌，并分析試樣的再結(jié)晶情況。圖3所示為不同應(yīng)變條件下的再結(jié)晶情況。結(jié)合應(yīng)力應(yīng)變曲線，可以看出，圖3(a)所示為動態(tài)再結(jié)晶后晶粒，晶界處存在大量細小晶粒；圖3(b)所示為動態(tài)回復(fù)型，晶粒呈等軸狀，發(fā)生了明顯的多邊形化；圖3(c)為加工硬化型，晶粒被壓縮變形，回復(fù)和再結(jié)晶幾乎沒有發(fā)生。

結(jié)合應(yīng)力應(yīng)變曲線圖進行分析，當變形溫度為850℃時，晶界活性較低，原子擴散動力不足，所以在變形過程中回復(fù)和動態(tài)再結(jié)晶很難發(fā)生，如圖3(c)所示，加工硬化的效果一直大于動態(tài)回復(fù)產(chǎn)生的軟化效果，所以其流變應(yīng)力一直不斷增加。對比圖3(b)和圖3(c)，相同應(yīng)變速率條件下，隨著變形溫度的升高，晶界活性增強，動態(tài)回復(fù)逐漸增強，晶粒形貌也由原來的長扁平形狀被等軸晶取代，其流變應(yīng)力表現(xiàn)為起初不斷增加，而后保持穩(wěn)定。對比圖3(a)和圖3(b)，相同變形溫度條件下，晶界活性相當，隨著應(yīng)變速率降低，變形時間增加，位錯不斷增殖并積累，當位錯積累到一定程度后，再結(jié)晶開始發(fā)生，形核優(yōu)先在晶界等位錯密集部位發(fā)生，大量位錯被再結(jié)晶核心的大角度界面推移而消除，軟化過程占據(jù)主導(dǎo)地位，流變應(yīng)力也開始降低，出現(xiàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線峰。

2.3 流變應(yīng)力本構(gòu)方程的建立

在高溫塑性變形條件下，常規(guī)熱變形的流變應(yīng)力、應(yīng)變速率和溫度之間的關(guān)系可用包含應(yīng)變激活能Q和溫度T的雙曲正弦形式表示[10-12]：

(1)

式中，F(xiàn)(σ)為應(yīng)力的函數(shù)。F(σ)有以下3種表達形式：

(2)

(3)

(4)

對式(2)、式(3)、式(4)分別求對數(shù)得：

(5)

(6)

(7)

(8)

對ln[sinh(ασ)]-1/T直線取斜率取平均值得d{ln[sinh(ασ)]}/d(1/T)=8 470.20，將n及氣體常數(shù)代入，求解得不同溫度和不同應(yīng)變速率條件下的變形激活能Q=5.37×105J/mol。根據(jù)式(7)，當溫度T=1 373.15K(1 100℃)時，截距Q/(nRT)-lnA/n=0.095，代入Q、n、R、T，求平均值可得，lnA=46.24，A=1.21×1020。將所求得的結(jié)果代入式(2)中，42CrNiMoV鋼高溫變形條件下的流變應(yīng)力本構(gòu)方程為：

(9)

根據(jù)所計算的流變應(yīng)力本構(gòu)方程計算得到應(yīng)變溫度為1 100℃、1 000℃和不同應(yīng)變速率條件下的預(yù)測值，并與實測值進行對比，如圖5所示。可以看出，計算結(jié)果與實測值存在15 MPa左右的誤差，本構(gòu)方程應(yīng)該進行修正。

圖和ln[sinh(ασ)]-1/T關(guān)系圖Figure 4 Relationship diagrams of -lnσ,

(a)1 100℃

(b)1 000℃圖5 不同溫度下實測值與擬合值對比Figure 5 Comparison between the fitted values andthe experimental results at different temperatures

(a)1 000℃

(b)1 100℃圖6 不同溫度條件下修正前后擬合值與實驗值對比Figure 6 Comparison between the fitted values before and after modification and the experimental results at different temperatures表2 流變應(yīng)力修正擬合值與實測值對比Table 2 Comparison between the fitted values and the experimental values of flow stress

應(yīng)變速率/s-1850℃下應(yīng)力值/MPa1000℃下應(yīng)力值/MPa1100℃下應(yīng)力值/MPa1200℃下應(yīng)力值/MPa實測值修正擬合值實測值修正擬合值實測值修正擬合值實測值修正擬合值0.010.1110148.90192.62217.09262.88144.40187.60224.98262.7770.86101.59142.91186.8978.52108.02141.62177.5948.1568.43100.65133.9652.4972.26100.52133.3130.2646.1470.92101.9132.5548.5270.4698.35平均誤差(%)2.335.763.814.21

(10)

根據(jù)修正后的流變應(yīng)力本構(gòu)方程求解得T=850℃、1 000℃、1 100℃和1 200℃條件下的流變應(yīng)力，并與實測值進行比較，結(jié)果如圖6和表2所示?？梢钥闯?，經(jīng)過修正后，計算結(jié)果與實測值已經(jīng)十分接近，平均誤差為4.02%。

3 結(jié)論

(1)采用Gleeble-3500熱模擬試驗機對42CrNiMoV鋼進行了熱壓縮試驗，試樣經(jīng)過熱壓縮后沒有發(fā)現(xiàn)開裂現(xiàn)象。應(yīng)變速率為0.01s-1和0.1s-1時，應(yīng)力應(yīng)變曲線以動態(tài)再結(jié)晶型為主，在晶界處大量細小晶粒形核，發(fā)生再結(jié)晶；應(yīng)變速率為1s-1時，應(yīng)力應(yīng)變曲線以動態(tài)回復(fù)型為主，通過位錯的攀移和亞晶的合并，原有晶粒發(fā)生多邊形化，晶粒以等軸晶為主；應(yīng)變速率為10s-1時，應(yīng)力應(yīng)變曲線以加工硬化型為主，晶粒隨著試樣的壓縮而變形。

(2)通過對本構(gòu)方程的修正，計算得到42CrNiMoV鋼的應(yīng)變激活能Q=414 728.01J/mol。得到流變應(yīng)力本構(gòu)方程。將通過本構(gòu)方程計算得到的流變應(yīng)力與實測值進行比較，結(jié)果比較吻合，平均誤差為4.02%。

[1]MaligasMN,LillianASkogsberg.Materialselectionfordeepwaterwellheadapplications[C].NACEInternational,Corrosion2001,No.01001.

[2] 李長榮, 周志剛, 蒲海山. 抗H2S 應(yīng)力腐蝕用鋼30CrMoVTiA1的力學(xué)性能[J]. 貴州工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 1997, 26( 6) : 21-24．

[3] 藺永成，陳明松，鐘掘. 42CrMo鋼的熱壓縮流變應(yīng)力行為[J]. 中南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2008，39(3)：549-553.

[4] ANSI/API 6A/ISO 10423—2003, Specification for Wellhead and Christmas Tree Equipment[S].

[5] NACE MR0175/ISO 15156—2:2003, Petroleum and natural gas industries-Materials for Use in H2S-containing Environments in Oil and Gas Production[S].

[6] ASTM A105/A105M:2005, Standard Specification for Carbon Steel Forgings for Piping Applications[S].

[7] 宋維錫．金屬學(xué)[M]．北京：冶金工業(yè)出版社，2008．

[8] 胡庚祥，蔡珣，戎詠華．材料科學(xué)基礎(chǔ)[M]．上海：上海交通大學(xué)出版社，2006．

[9] 余永寧．材料科學(xué)基礎(chǔ)[M]．北京：高等教育出版社，2006.

[10] McQueen H J, Yue S, Ryan N D, et al. Hot working characteristics of steels in austenitics state[J]. Materials Process Technology, 1995, 53(1/2): 293-310.

[11] Shi H, Mclaren A J, Sellars C M, et al. Constitutive equations for high temperature flow stress of aluminum alloys[J]. Materials Science and Technology, 1997, 13(3): 210-216.

[12] Sellars C M, Tegart W J M. On the mechanism of hot deformation[J]. Acta Metallurgical, 1996, 14(9): 1136-1138.

編輯 杜青泉

High Temperature Compression Deformation Rheological Behavior of 42CrNiMoV Steel

Qiao Shi

By using Gleeble-3500 thermal simulation testing machine, the thermal compression rheological behavior of 42CrNiMoV steel at different temperatures and strain rates has been studied. Meanwhile, the constitutive equation of high temperature deformation flow stress has been built. The results show that the modified and fitted results agree with the actual values well with average error only 4.024%.

42CrNiMoV steel; high temperature compression deformation; flow stress; constitutive equation

2016—09—01

TB31；TG142.21

A