劉德罡，胡小龍，蔡明暉，丁 樺

(東北大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110004)

隨著能源危機(jī)和環(huán)境污染問(wèn)題的日益嚴(yán)重，在保證安全性能的前提下盡可能輕量化以降低油耗和減少溫室氣體的排放，已成為現(xiàn)代汽車(chē)工業(yè)的發(fā)展趨勢(shì)[1].通過(guò)向鋼中加入一定量的Al元素，在獲得良好強(qiáng)韌性的同時(shí)，憑借擴(kuò)大鋼的晶格常數(shù)和其低的相對(duì)原子質(zhì)量降低鋼的密度，可顯著提高鋼在汽車(chē)工業(yè)中應(yīng)用的優(yōu)越性和競(jìng)爭(zhēng)力[2-3].目前，F(xiàn)e-Mn-Al-C系低密度鋼的研究和開(kāi)發(fā)受到廣泛關(guān)注.為了獲得強(qiáng)塑性配合較好、可應(yīng)用于汽車(chē)工業(yè)的低密度鋼板，需要通過(guò)合理的鍛造、軋制等熱加工工藝環(huán)節(jié).變形抗力作為軋制過(guò)程最基本的控制參數(shù)，其精確計(jì)算成為順利進(jìn)行軋制生產(chǎn)的必要條件[4].建立材料的熱加工圖，結(jié)合加工過(guò)程中材料的組織特征分析其不同變形條件下的高溫變形機(jī)制，從而明確熱加工“安全區(qū)”和“不安全區(qū)”，實(shí)現(xiàn)組織調(diào)控、避免缺陷產(chǎn)生和優(yōu)化工藝參數(shù)的目的[5].

本文對(duì)中錳高鋁Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼進(jìn)行研究，在熱模擬機(jī)上進(jìn)行單道次壓縮實(shí)驗(yàn)，分析熱加工工藝參數(shù)(變形程度、變形溫度和應(yīng)變速率)對(duì)變形抗力的影響，建立合理的變形抗力模型，為制定合理的熱軋工藝規(guī)程提供技術(shù)支撐和理論指導(dǎo)，同時(shí)，建立熱加工圖，確定該材料最佳的熱加工工藝窗口.

1 實(shí)驗(yàn)材料及研究方法

本文采用的實(shí)驗(yàn)材料為Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼.利用真空感應(yīng)爐熔煉鑄造得到50 kg 鋼錠，具體化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為：C 0.92，Mn 11.36，Al 9.86，余量為Fe.將鋼錠鍛造成截面尺寸為40 mm×100 mm的方形坯料，通過(guò)在1 200 ℃保溫2 h的均勻化處理后得到12 mm的熱軋板.在1 000 ℃保溫1 h水淬處理后，在熱軋板上沿軋制方向加工尺寸為Φ8 mm×15 mm的圓柱形試樣.

在Gleeble-1500熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單道次壓縮實(shí)驗(yàn)，以30 ℃/ s加熱到1 250 ℃保溫240 s后，以20 ℃/ s冷卻到變形溫度保溫30 s，進(jìn)行壓縮變形，達(dá)到真應(yīng)變0.7，立即水冷以保持高溫變形組織.變形溫度為800～1 100 ℃，應(yīng)變速率為0.001～10 s-1.

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 變形條件對(duì)變形抗力的影響

2.1.1 變形程度對(duì)變形抗力的影響

圖1(a)和(b)為不同變形溫度和不同應(yīng)變速率下Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼真應(yīng)力-應(yīng)變曲線.從圖中可以看出，在變形初始階段，應(yīng)力迅速提升，呈現(xiàn)明顯的加工硬化現(xiàn)象；這是由于變形開(kāi)始后隨著應(yīng)變的增加，位錯(cuò)迅速增殖，同時(shí)位錯(cuò)間的相互作用限制了位錯(cuò)的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng)所致.當(dāng)應(yīng)力增大到一定值時(shí)，應(yīng)力增加趨于緩和并在達(dá)到峰值后緩慢下降，說(shuō)明此刻達(dá)到軟化(動(dòng)態(tài)回復(fù)或動(dòng)態(tài)再結(jié)晶)的臨界應(yīng)變，觸發(fā)軟化機(jī)制.在達(dá)到峰值應(yīng)力之后，變形進(jìn)入加工硬化和軟化相互競(jìng)爭(zhēng)的動(dòng)態(tài)過(guò)程.隨著應(yīng)變程度的增加，加工硬化和軟化的效果達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，應(yīng)力進(jìn)入相對(duì)穩(wěn)定的階段.

圖1 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼真應(yīng)變-應(yīng)力曲線Fig.1 True strain-stress curves of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel

2.1.2 變形溫度對(duì)變形抗力的影響

變形溫度是變形抗力的重要影響因素.由圖2不同變形量下變形抗力隨變形溫度的變化趨勢(shì)可以看出，在應(yīng)變速率一定的情況下，變形抗力隨著變形溫度的升高而降低，這主要是由于，變形溫度升高會(huì)導(dǎo)致金屬原子熱振動(dòng)振幅的增大，使滑移阻力減小，開(kāi)動(dòng)新的滑移系，從而降低變形抗力[6]；同時(shí)，變形溫度升高增大了空位原子擴(kuò)散和位錯(cuò)進(jìn)行攀移、交滑移的驅(qū)動(dòng)力，使軟化機(jī)制(動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶)容易發(fā)生[7].

2.1.3 應(yīng)變速率對(duì)變形抗力的影響

圖3為Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼在應(yīng)變量為0.1時(shí)不同變形溫度條件下，變形抗力和應(yīng)變速率間的變化關(guān)系.從圖中可以看出，在變形溫度相同的狀態(tài)下，隨著應(yīng)變速率的增大，變形抗力逐漸增大.在應(yīng)變速率更大的條件下，位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)速度隨之加快，需要更大的切應(yīng)力，同時(shí)更高的應(yīng)變速率導(dǎo)致在塑性變形過(guò)程中軟化過(guò)程進(jìn)行不充分，加劇了加工硬化，變形抗力必然提高[8].

圖2 不同變形程度下Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼變形抗力與變形溫度的關(guān)系Fig.2 Relationships between deformation resistance and temperature of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel at different true strains

圖3 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼真應(yīng)變0.1時(shí)變形抗力與應(yīng)變速率自然對(duì)數(shù)關(guān)系Fig.3 Natural logarithm relationships between deformation resistance and strain rate of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel at true strain of 0.1

2.2 變形抗力模型

根據(jù)金屬變形抗力數(shù)學(xué)模型建立的原則[9]，通過(guò)對(duì)變形程度、變形溫度和應(yīng)變速率3個(gè)宏觀因素對(duì)變形抗力的影響的分析，并根據(jù)Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼35組數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合回歸分析和精度比較，最終確定其變形抗力模型為：

+(a6-1)(ε/0.4)]

(1)

采用麥夸特法(Levenberg-Marquardt)和通用全局優(yōu)化法[10]，對(duì)熱壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)按照公式

(1)進(jìn)行非線性回歸擬合，得到回歸系數(shù)，如表1所示.

表1 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼變形抗力模型回歸系數(shù)Table 1 Regression coefficient of deformation resistance model of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel

將回歸系數(shù)代入，得到Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼變形抗力模型如下所示：

(2)

該模型回歸分析的相關(guān)系數(shù)為0.967，說(shuō)明該回歸方程具有較好的曲線擬合特性.

利用公式(2)對(duì)材料的變形抗力進(jìn)行預(yù)測(cè)，其計(jì)算結(jié)果與熱壓縮實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)值相比較，如圖4所示，變形抗力模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值之間具有較好的吻合程度.為了進(jìn)一步明確Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼變形抗力模型的精確性，通過(guò)計(jì)算平均相對(duì)誤差Δ來(lái)表述：

(3)

式中，Ei為熱壓縮實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值，Pi變形抗力模型計(jì)算值，N為計(jì)算所含數(shù)據(jù)個(gè)數(shù).通過(guò)計(jì)算得到平均相對(duì)誤差值為4.12%，這說(shuō)明采用該變形抗力模型可以較為精確地計(jì)算Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼的變形抗力.

圖4 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Fig.4 Comparisons between experimental and calculated value of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel

2.3 熱加工圖

Prasad等人[11-13]提出動(dòng)態(tài)材料學(xué)模型，材料加工過(guò)程可被看作是一個(gè)能量耗散系統(tǒng)，將大塑性變形連續(xù)介質(zhì)力學(xué)和耗散微觀組織機(jī)構(gòu)演變建立聯(lián)系，成功地描述了材料在熱變形過(guò)程中組織的動(dòng)態(tài)響應(yīng).根據(jù)耗散結(jié)構(gòu)理論[12-13]，在給定溫度下的熱加工過(guò)程中，耗散功率P由兩部分組成：塑性變形所引起的功率耗散，其中大部分能量轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮?，剩余部分以晶體缺陷能的形式存儲(chǔ)的耗散量G，以及在變形過(guò)程中與微觀組織演變，如動(dòng)態(tài)回復(fù)、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、內(nèi)部裂紋、位錯(cuò)、相變等有關(guān)的耗散協(xié)量J，如下式所示：

(4)

上述兩種能量所占比例，由一定應(yīng)力下的應(yīng)變速率敏感指數(shù)m分配，m可表示為：

(5)

當(dāng)m值增大到1時(shí)，材料處于理想線性耗散狀態(tài)，耗散協(xié)量達(dá)到最大值Jmax=P/2[12-13].消耗過(guò)程非線性與理想線性耗散的比值即功率耗散因子η，描述的是熱變形過(guò)程中因微觀組織演變所耗散的能量與線性消耗總能量的比值[12-13].其數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

(6)

功率耗散因子隨變形溫度和應(yīng)變速率的變化就構(gòu)成了功率耗散圖.然而，在功率耗散圖中并不是η值越大，材料的可加工性能越好.因?yàn)樵诩庸なХ€(wěn)區(qū)η值也可能會(huì)較高，所以應(yīng)該先判斷出材料的加工失穩(wěn)區(qū).

基于最大熵增原理，Prasad等人[14]提出應(yīng)用于大應(yīng)變塑性流變中的失穩(wěn)判據(jù)ζ：

(7)

當(dāng)ζ的值小于0時(shí)，發(fā)生不穩(wěn)定流變過(guò)程.將功率耗散圖和流變失穩(wěn)圖進(jìn)行疊加構(gòu)成熱加工圖.圖5為Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼真應(yīng)變?yōu)?.7時(shí)的熱加工圖，圖中等值線上的數(shù)值表示功率耗散因子η值，陰影部分表示失穩(wěn)區(qū).

在熱加工圖中，能量耗散率的值在高于30%時(shí)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶較為充分進(jìn)行，該區(qū)域變性條件下具有較好的加工性能；然而鋼的相變、析出或超塑性現(xiàn)象的發(fā)生也可能會(huì)導(dǎo)致能量耗散率的值過(guò)大[7].Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼功率耗散因子η較大的值出現(xiàn)在較低的應(yīng)變速率條件區(qū)域A中，在變形溫度為800 ℃、應(yīng)變速率為0.001 s-1功率耗散因子η達(dá)到最大值68%以上.由圖5可以看出，F(xiàn)e-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼的熱加工圖中的失穩(wěn)區(qū)分別位于左上角和右上角區(qū)域，兩區(qū)域?qū)?yīng)著η值較小的區(qū)域，即變形溫度為800～870 ℃、應(yīng)變速率為0.05～10 s-1區(qū)域B，變形溫度為950～1 100 ℃、應(yīng)變速率為1～10 s-1區(qū)域C.

圖5 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼在真應(yīng)變0.7時(shí)的熱加工圖Fig.5 The processing map of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel at true strain of 0.7

圖6為Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼在真應(yīng)變0.7的熱變形組織照片.圖6(a)對(duì)應(yīng)圖5中的A區(qū)域，在變形溫度為800 ℃、應(yīng)變速率為0.001 s-1時(shí)，在該較低變形溫度緩慢的變形過(guò)程中發(fā)生了共析反應(yīng)，奧氏體→鐵素體+κ碳化物，κ碳化物的形成和長(zhǎng)大導(dǎo)致功率耗散因子η增大達(dá)到較高的數(shù)值.圖6(b)對(duì)應(yīng)圖5中的B區(qū)域，在變形溫度為800 ℃、應(yīng)變速率為10 s-1條件下，部分奧氏體發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，同時(shí)，細(xì)小的κ碳化物分布于再結(jié)晶晶粒界面位置，降低了晶界聚合力，在熱變形過(guò)程中容易導(dǎo)致裂紋的萌生引發(fā)失效[15].圖6(c)對(duì)應(yīng)圖中5的C區(qū)域，在變形溫度為1 050 ℃、應(yīng)變速率為10 s-1時(shí)，高應(yīng)變速率使變形過(guò)程的絕熱溫升沒(méi)有足夠的時(shí)間擴(kuò)散，局部溫度和變形儲(chǔ)能的增加促使在奧氏體晶界位置發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，形成鏈狀組織造成局部流變，導(dǎo)致不均勻變形[16].圖6(d)對(duì)應(yīng)圖中5的D安全區(qū)域，功率耗散因子η值大于35，在變形溫度為1 050 ℃、應(yīng)變速率為0.01 s-1時(shí)，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶充分進(jìn)行，形成均勻細(xì)小的等軸晶粒.

結(jié)合熱加工圖與熱變形組織的分析可知，熱加工過(guò)程應(yīng)選擇功率耗散因子較高的區(qū)域，同時(shí)應(yīng)避開(kāi)失穩(wěn)及析出物產(chǎn)生的區(qū)域.因此，F(xiàn)e-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼的最佳熱加工條件為變形溫度950～1 100 ℃、應(yīng)變速率0.01～1 s-1的區(qū)域.

3 結(jié) 論

(1)分析了變形程度、變形溫度和應(yīng)變速率對(duì)Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼變形抗力的影響.變形開(kāi)始時(shí)，變形抗力隨應(yīng)變量迅速增大，由于動(dòng)態(tài)回復(fù)和再結(jié)晶的發(fā)生，在達(dá)到峰值后逐漸下降，在加工硬化和軟化效果的平衡下趨于穩(wěn)定.變形抗力隨著應(yīng)變速率增加而增大，隨變形溫度的升高而降低.

(2)建立了變形抗力模型，與實(shí)測(cè)值比較，擬合程度較好.模型的平均相對(duì)誤差值為4.12%，表明預(yù)報(bào)精度較高，具有較高的工程應(yīng)用價(jià)值.

(3)建立了熱加工圖，結(jié)合不同變形條件下的熱變形組織，對(duì)熱加工圖的功率耗散因子峰值區(qū)和失穩(wěn)區(qū)進(jìn)行分析，最佳熱加工窗口為變形溫度950～1100 ℃、應(yīng)變速率0.01～1 s-1的區(qū)域.

圖6 Fe-11Mn-10Al-0.9C低密度鋼在真應(yīng)變0.7時(shí)不同熱變形條件下的熱變形組織Fig.6 Hot deformation microstructures of Fe-11Mn-10Al-0.9C low density steel at true strain of 0.7 (a)—800 ℃/0.001 s-1； (b)—800 ℃/10 s-1； (c)—1 050 ℃/10 s-1 ； (d)—1 050 ℃/0.01 s-1