肖紅亮 張慧杰

(1.湖南省國際工程咨詢中心有限公司，湖南長沙 410016；2.湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司材料研究所，湖南湘潭 411101)

E36船板鋼動態(tài)再結晶行為研究

肖紅亮1張慧杰2

(1.湖南省國際工程咨詢中心有限公司，湖南長沙 410016；2.湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司材料研究所，湖南湘潭 411101)

利用MMS- 200熱模擬試驗機對E36船板鋼進行單道次壓縮試驗，研究了試驗鋼在變形溫度850～1 100 ℃，應變速率為0.01～1 s-1條件下的動態(tài)再結晶行為。結果表明，E36船板鋼在變形過程中發(fā)生了動態(tài)再結晶，且隨著變形溫度的升高和應變速率的降低，動態(tài)再結晶越易發(fā)生。通過計算得到的試驗鋼的變形激活能為373.78 kJ/mol，并由此建立了試驗鋼的本構方程及動態(tài)再結晶臨界應變模型，為試驗鋼熱變形工藝參數(shù)的制定提供了理論支持。

E36船板鋼 動態(tài)再結晶 變形激活能 本構方程

E36船板鋼具有較高的強度、良好的韌性以及優(yōu)良的焊接性能。生產(chǎn)此類高性能船板鋼時，必須采用控軋控冷工藝，通過控制熱軋和軋后冷卻過程中鋼的相變過程，獲得細小均勻的鐵素體和珠光體組織[1]。因此了解奧氏體再結晶規(guī)律是合理制定E36船板鋼控軋控冷工藝的基礎。本文以E36船板鋼為研究對象，通過研究流變應力與變形速率、變形溫度等參數(shù)之間的關系，建立了E36船板鋼的本構方程，并在此基礎上確定了動態(tài)再結晶的臨界應變值，為熱加工工藝參數(shù)的制定提供理論依據(jù)。

1 試驗材料和方法

試驗采用工業(yè)生產(chǎn)的E36船板鋼鑄坯，其主要化學成分如表1所示。

將試驗鋼加工成φ8 mm×15 mm的圓柱體試樣，在MMS- 200熱模擬試驗機上進行單道次壓縮試驗。具體工藝為：將試樣以10 ℃/s 的速度加熱到1 200 ℃保溫5 min，然后以5 ℃/s 分別冷卻到850、900、950、1 000、1 050和1 100 ℃保溫30 s，再進行單道次壓縮，變形量為60%，應變速率分別為0.01、0.1、1.0 s-1(如圖1 所示)。

表1 試驗鋼的化學成分(質量分數(shù))Table 1 Chemical composition of tested steel (mass fraction) %

2 試驗結果與分析

2.1 試驗鋼的真應力- 真應變曲線

E36船板鋼在不同應變速率(0.01、0.1、1.0 s-1)，不同變形溫度(850、900、950、1 000、1 050、1 100 ℃)下單道次壓縮的真應力- 真應變曲線如圖2所示。

圖1 單道次壓縮試驗工藝示意圖Fig.1 Schematic illustration of single- pass compression test

圖2 試驗鋼在不同變形條件下的真應力- 真應變曲線Fig.2 True stress- true strain curves of tested steel under different deformation conditions

從圖2可以看出，流變應力受變形溫度及應變速率的影響較顯著。E36船板鋼在熱壓縮變形中出現(xiàn)了明顯的動態(tài)回復與動態(tài)再結晶。隨著變形速率的增加，材料可發(fā)生動態(tài)再結晶的下限溫度不斷升高。當應變速率為0.01 s-1時，發(fā)生動態(tài)再結晶的下限溫度為900 ℃；應變速率為0.1 s-1時，其動態(tài)再結晶的下限溫度為950 ℃；當應變速率增大到1 s-1時，試驗鋼發(fā)生動態(tài)再結晶的下限溫度為1 050 ℃。且在相同的應變速率下，隨著變形溫度的升高，峰值應力逐漸降低，且峰值應力對應的應變也減小，說明越容易發(fā)生動態(tài)再結晶。這是由于變形溫度越高，空位原子擴散和位錯進行交滑移及攀移的驅動力越大，因此更容易發(fā)生動態(tài)再結晶[2]。

變形溫度相同時，隨著應變速率的增大，加工硬化能力越大，就越不容易發(fā)生動態(tài)軟化，導致變形抗力逐漸增大。這是由于軟化需要一個時間過程，應變速率較大時，晶粒沒有足夠的時間形核與長大；相反，當應變速率較低時，有足夠的時間進行再結晶晶粒的形核與長大，即容易發(fā)生動態(tài)再結晶[3]。

2.2 峰值應力與變形條件之間的關系

峰值應力與變形溫度、應變速率之間的關系如圖3所示。從圖3中可以看出，當應變速率相同時，隨著變形溫度的逐漸升高，峰值應力逐漸減小。在較高的變形溫度下，動態(tài)軟化能力較強，位錯很容易通過滑移等方式消失。變形溫度相同時，峰值應力隨著應變速率的增大而增大，這主要是由于應變速率增大，加工硬化能力增強。

圖3 峰值應力與變形溫度、應變速率之間的關系Fig.3 Relationship among peak stress, deformation temperature and strain rate

2.3 熱變形過程的本構方程

金屬的塑性變形是一個熱激活的過程。熱變形的流變應力、應變速率和變形溫度之間的關系可用包含變形激活能Q和變形溫度T的雙曲正弦函數(shù)[4-6]表示：

(1)

在低應力(ασ<0.8)時，式(1)可簡化為：

(2)

在高應力(ασ>1.2)時，式(1)可簡化為：

(3)

式中：α=β/n；n、β和A均為常數(shù)；Q為熱變形激活能，kJ/mol，反映材料熱變形的難易程度；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；T為絕對溫度，K；sinh為雙曲正弦函數(shù)；σ為曲線的穩(wěn)態(tài)流變應力或峰值應力，MPa。

對式(2)、式(3)兩邊分別取自然對數(shù)得：

(4)

(5)

從圖4可以求出β=0.050 876 MPa- 1和n=6.527 642 521(具體數(shù)據(jù)見表2)，進而可計算得出α=β/n= 0.007 794。

圖4 不同變形溫度下峰值應力σP與應變速率的關系Fig.4 Relationship between strain rate and peak stress at different deformation temperatures

表2 試驗鋼在不同變形溫度下的應力指數(shù)n和βTable 2 Stress exponents of tested steel under different deformation temperatures

當應變速率一定時，對式(1)求導，可得ln[sinh(ασ)]-1/T的關系式式(6)：

Q/(nR)={?ln[sinh(ασ)]/?(1/T)}

(6)

作ln[sinh(ασ)]-1/T的關系曲線見圖5，該直線的斜率為Q/(nR)，將R值和表2中計算得到的n值代入，可得0.01、0.1、1.0 s-1應變速率下的熱變形激活能分別為415.41、352.97、352.97 kJ·mol-1。由此可知，E36船板鋼的動態(tài)再結晶熱變形激活能為373.78 kJ/mol。

對式(1)兩邊取對數(shù)可得：

(7)

將上述計算得到的Q、n、α和A等材料常數(shù)值代入式(1)，可得試驗鋼的熱變形本構方程：

(8)

2.4 峰值應力與Z參數(shù)的關系

Z參數(shù)即Zener- Hollomon參數(shù)[7- 9]，是表征溫度補償?shù)膽兯俾室蜃?，其表達式為：

圖5 不同應變速率下的ln[sinh(ασ)]-1/T關系圖Fig.5 Relation of ln[sinh(ασ)]to 1/T at different strain rates

圖6 不同變形溫度下的關系圖Fig.6 Relation of ln[sinh(ασ)] to ln at different deformation temperatures

(9)

將上述Q、A、α、n的結果代入式(9)可得：

1032[sinh(0.007 794σ)]6.527 6

(10)

根據(jù)式(10)可得E36船板鋼在不同變形溫度與應變速率下的Z值，如表3所示。

表3 試驗鋼在不同變形溫度及應變速率下的Z值Table 3 Z- values of tested steel at different temperatures and strain rates

根據(jù)以上計算結果，可將峰值應力σP用Z參數(shù)來表示：

=128.3×ln{[Z/2.979 44×1032]0.15+ [(Z/2.979 44×1032)0.31+1]0.5}

(11)

根據(jù)計算得出的Z值和式(11)，可得峰值應力σP與Z參數(shù)之間的關系如圖7所示。從圖7可以看出，兩者呈直線關系。

圖7 試驗鋼峰值應力與Z參數(shù)之間的關系Fig.7 Relationship between peak stress and Z parameter for tested steel

2.5 動態(tài)再結晶的臨界條件

臨界應變量εc是判斷材料是否發(fā)生動態(tài)再結晶的關鍵，只有當變形量大于臨界應變量時，奧氏體才會發(fā)生動態(tài)再結晶。動態(tài)再結晶對應的臨界應變量εc值在真應力- 真應變曲線上很難確定，而峰值應變εp比較容易確定，一般來說，奧氏體動態(tài)再結晶開始的臨界應變εc和峰值應變εp之間存在如下關系[10- 11]：

εc=0.8εp

(12)

εp=A1Zm

(13)

對式(13)兩邊取自然對數(shù)可得：

lnεp=lnA1+mlnZ

(14)

由式(14)可以看出，lnεp與lnZ之間存在線性關系如圖8所示，直線的斜率為m，截距為lnA1，回歸可得m=0.215，A1=4.77×10-5。

將計算所得的m和A1值代入式(12)和式(13)可得：

εc=0.8εp=0.8×4.77×10-5Z0.215

=3.816×10-5Z0.215

(15)

圖8 試驗鋼的lnεP與lnZ參數(shù)之間的關系Fig.8 Dependence of the critical stress for the initiation of DRX on Zener- Hollomon parameter for tested steel

根據(jù)以上關系式，可以預測E36船板鋼在一定變形條件下發(fā)生動態(tài)再結晶的臨界應變和峰值應變，可為熱變形工藝參數(shù)的制定提供理論支持。

3 結論

(1)通過單道次壓縮模擬試驗，得到E36船板鋼在溫度850～1 100 ℃以應變速率0.01～1.0 s-1變形時容易發(fā)生動態(tài)再結晶。隨著變形溫度的升高和應變速率的降低，動態(tài)再結晶的臨界應變量越小，峰值應力越小，動態(tài)再結晶越容易發(fā)生。

(3)計算獲得了不同變形溫度和應變速率下的Z參數(shù)值，并確立了峰值應力與Z參數(shù)的關系式為：σp=128.3×ln{[Z/2.979 44×1032]0.15+[(Z/2.979 44×1032)0.31+1]0.5}

(4)確立了動態(tài)再結晶臨界應變εc與Z因子之間的關系式為：εc=3.816×10-5Z0.215，為試驗鋼熱變形工藝參數(shù)的制定提供了理論支持。

[1] 程曉茹,任勇,張細菊,等.E36船板鋼連續(xù)冷卻轉變行為研究[J].武漢科技大學學報,2008, 31(5):20- 24.

[2] 譚智林,向嵩. Q690低碳微合金鋼熱變形行為及動態(tài)再結晶的臨界條件[J].材料熱處理學報,2013,34(5): 42- 46.

[3] 趙英利.1 500 MPa級直接淬火馬氏體鋼的組織控制與強化機理研究[D].昆明:昆明理工大學,2010.

[4] MCQUEEN H J, YUE S, RYAN N D, et al. Hot working characteristics of steels in austenitics state[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1995, 53(1/2): 293- 310.

[5] 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.

[6] SELLARS C M, TEGART W J M. On the mechanism of hot deformation[J]. Acta Metallurgica, 1996, 14(9): 1136- 1138.

[7] ZENER C, HOLLOMON J H. Effect of strain- rate upon the plastic flow of steel[J]. Journal of Applied Physics, 1944, 15(1): 22- 27.

[8] RAO K P, HAWBOLT E B. Development of constituted relationship using compressing testing of a medium carbon steel[J]. Journal of Engineering Materials & Technology, 1992, 114(1):116- 123.

[9] JONAS J J, SELLERS C M, TEGART W J M. Strength and structure under hot working conditions[J]. Metallurgical Reviews,1969,14(1): 1- 24.

[10] KOMATSUBARA N, KUNISHIGE K, OKAGUCHI S, et al. Computer modeling for the prediction and control of mechanical properties in plate and sheet steel production[J]. The Sumitomo Search, 1990(44):159- 168.

[11] ROSSARD C. Mechanical and structural behaviour under hot working conditions[C]// Proc. 3rd Int Conf on Strength of Metals and Alloys. London： Institute of Metals, 1973:175- 203.

收修改稿日期：2016- 12- 28

ResearchonDynamicRecrystallizationBehaviorofE36ShipPlateSteel

Xiao Hongliang1Zhang Huijie2
(1.Hunan International Engineering Consulting Centre Co., Ltd., Changsha Hunan 410016, China; 2.Institute for Materials, Hunan Valin Xiangtan Iron and Steel Co., Ltd., Xiangtan Hunan 411101, China)

Dynamic recrystallization behavior of E36 ship plate steel was studied by means of single- pass compression tests on MMS- 200 thermo- simulation machine at temperature of 850 ℃ to 1 100 ℃ and strain rate of 0.01 s-1to 1.00 s-1. The results showed that dynamic recrystallization occurred for E36 ship plate steel during deformation, and higher deformation temperature and smaller strain rate rendered the dynamic recrystallization easier. The dynamic recrystallization activation energy of E36 steel calculated was 373.78 kJ/mol, and in view of the above the constitutive equation and dynamic recrystallization critical strain model was also set up, which could provide theoretical support for the development of hot deformation process parameters.

E36 ship plate steel，dynamic recrystallization，deformation activation energy，constitutive equation

肖紅亮，男，博士，從事先進鋼鐵材料研究，電話：0731- 84442032，Email：hkw1123@163.com