盧 云 高 杰 劉劍輝

(1.安徽工業(yè)大學 材料科學與工程學院，安徽 馬鞍山 243000； 2.鋼鐵研究總院，北京 100081)

雙相不銹鋼(duplex stainless steel, DSS)固溶態(tài)組織中含有近似等體積分數的鐵素體和奧氏體，其力學性能和耐應力腐蝕性能等優(yōu)于奧氏體不銹鋼，已廣泛應用于建筑、石油化工、海洋工程等領域[1- 4]。近年來，國內外對2507雙相不銹鋼的研究主要集中在耐蝕性能[5]、時效析出[6]及開發(fā)更高Cr含量超超級雙相不銹鋼[7]等方面，但對其高溫變形行為及變形機制的研究不如傳統(tǒng)Cr- Ni系節(jié)Ni型雙相不銹鋼多[5- 8]，其與2205雙相不銹鋼熱變形規(guī)律的差異也有待進一步探討。

根據雙相不銹鋼相圖，在較高變形溫度，奧氏體與鐵素體共存，由于兩者晶體結構有差異，導致其熱變形抗力不同，軟化機制也不同，軋制時易產生邊裂、起皺等缺陷。因此,研究雙相不銹鋼的高溫變形行為及機制尤為迫切。目前對雙相不銹鋼熱變形的研究主要集中在節(jié)Ni型雙相不銹鋼[8- 9]，對2507雙相不銹鋼的研究不多。通常，鐵素體具有較高的層錯能，在熱變形過程中更易發(fā)生動態(tài)回復[10]。一般認為，鐵素體只發(fā)生動態(tài)回復而不發(fā)生動態(tài)再結晶，但童駿等[11]通過試驗發(fā)現，雙相不銹鋼在不同熱變形過程中鐵素體有動態(tài)回復和動態(tài)再結晶兩種軟化機制。奧氏體的層錯能較低，致使動態(tài)回復受限，僅在熱變形初期少量發(fā)生，只有當應變量達到一定程度才發(fā)生動態(tài)再結晶軟化[12- 13]。因此，2507不銹鋼熱加工過程中兩相的軟化機制及對熱塑性控制亟待進一步研究。本文采用Gleeble- 3500熱模擬試驗機對2507雙相不銹鋼進行了高溫單向熱壓縮試驗，以探討熱變形參數對其熱加工行為的影響，構建最大變形抗力的本構方程，并基于動態(tài)材料模型(dynamic materials model, DMM) 理論繪制不同熱變形條件下的熱加工圖，檢驗熱變形后組織，優(yōu)化熱加工工藝，為2507雙相不銹鋼的實際生產提供理論依據。

1 試驗材料及方法

2 試驗結果和分析

2.1 高溫流變曲線特征

采用熱力學軟件計算的2507雙相不銹鋼相比例隨溫度(600～1 500 ℃)的變化如圖 1所示。圖1表明，此鋼在加熱或冷卻過程中除了發(fā)生鐵素體與奧氏體之間的轉變外，還形成了M2(C,N)相、σ相、χ相和Laves相等金屬間化合物和碳化物。在平衡冷卻過程中，鐵素體是先共晶相，奧氏體轉變開始溫度低于1 385 ℃，而且隨著溫度的降低奧氏體質量分數增加，溫度降至1 075 ℃時，奧氏體和鐵素體質量分數各占50%。σ相轉變始于約1 000 ℃，且隨著溫度的降低，會取代部分鐵素體相。本文即在該相圖的溫度范圍內采用Gleeble- 3500熱模擬機進行熱壓縮試驗。

圖1 2507雙相不銹鋼中相質量分數隨溫度的變化Fig.1 Variation in mass fraction of phases in the 2507 duplex stainless steel with temperature

圖2 2507雙相不銹鋼在不同溫度以0.01(a)、0.1(b)、1(c)和10 s-1(d)的應變速率壓縮變形時的真應力- 真應變曲線Fig.2 True stress- true strain curves of the 2507 duplex stainless steel during compression deforming at different temperatures at stain rates of 0.01(a), 0.1(b), 1(c), and 10 s-1(d)

2.2 熱變形本構方程

(1)

在低應力水平下，式(1)可變換為：

(2)

在高應力水平下，式(1)可變換為：

(3)

為了獲得熱變形過程中溫度與應變速率之間的關聯性，引入Z(Zener-Hollomon)參數[15]。Z參數是溫度補償的變形速率因子，常用于研究變形速率和溫度對熱變形過程的影響。熱變形過程Z參數的表達式為：

(4)

式(4)變形整理可得：

(5)

根據雙曲正弦函數的性質，可將流變應力表達為：

(6)

式中：材料常數A、α、n和Q可通過真應力、真應變數值求得。

為便于計算，式(1)中σ通常取峰值應力σp[15]值。對式(1)兩邊取對數可得：

(7)

圖3 2507雙相不銹鋼的與之間關系Fig.3 lnσp versus σp versus (b) for the 2507 duplex stainless steel

圖4 2507雙相不銹鋼的ln[sinh(ασ)]-1/T(a)和之間關系Fig.4 ln[sinh(ασ)] versus 1/T(a)and ln[sinh(ασ)] versus for the 2507 duplex stainless steel

對式(4)兩邊取對數得：

lnZ=lnA+nln[sinh(ασ)]

(8)

lnZ-ln[sinh(ασ)]曲線如圖5所示。對圖5數據進行線性擬合，直線截距l(xiāng)nA=41.464 55，求得A=1.02×1018，擬合線性相關性較好。

圖5 2507雙相不銹鋼的ln[sinh(ασ)]與 lnZ之間關系Fig.5 ln[sinh(aσ)] versus lnZ for the 2507 duplex stainless steel

通過上述計算得到了在試驗條件下2507雙相不銹鋼的熱變形參數，如表1所示，代入式(1)得到2507雙相不銹鋼的峰值應力本構方程：

表1 試驗用2507雙相不銹鋼的熱變形參數Table 1 Hot deformation parameters for the tested 2507 duplex stainless steel

(9)

將材料參數代入式(9)，進而求得適合于工藝流程的流變應力方程：

(10)

(11)

有很多研究者研究過典型雙相不銹鋼的熱變形激活能。蘇煜森等[17]研究了經濟型2101雙相不銹鋼的熱變形特性；Faccoli等[18]研究了2205雙相不銹鋼的熱變形特性；童駿等[11,19]研究了00Cr25Ni7超級雙相不銹鋼的高溫熱變形過程。對比發(fā)現，研究用材料的主要成分及熱變形激活能Q均不盡相同，如表 2所示。

表2 不銹鋼的化學成分和熱變形激活能 Table 2 Chemical composition and thermal deformation active energy of stainless steels

變形激活能Q反映的是高溫塑性變形時應變硬化與動態(tài)軟化之間的平衡關系，即材料熱變形的難易程度，與材料組織有關。從表 2可以看出，Q值均為400～600 kJ/mol。Duprez等[21]認為，單相奧氏體的熱變形激活能(390～500 kJ/mol)高于單相鐵素體(270～400 kJ/mol)，而超級雙相不銹鋼的熱變形激活能則介于這兩者之間，為425.00 kJ/mol。相比較，表2中超級雙相不銹鋼(鉻質量分數大于25%)的熱變形激活能稍高于一般22Cr型雙相不銹鋼，說明合金元素含量高的雙相鋼難以熱變形。本文計算的鋼的應力指數n為4.63，結合獲得的熱變形激活能可以推斷，其變形機制主要是晶內熱激活自擴散引起的位錯攀移[22]。

2.3 熱加工圖

為了優(yōu)化雙相不銹鋼的熱加工性能，確定材料最佳的熱加工工藝參數，避開加工失穩(wěn)區(qū)，廣泛采用基于動態(tài)材料模型理論(dynamic materials model, DMM)的熱加工圖制定熱加工工藝。通過熱加工圖的構建不僅可將材料各熱加工區(qū)域內耗散微觀組織結構演變與變形介質力學聯系起來，還能明確熱加工過程中的不穩(wěn)定動態(tài)響應的區(qū)域，為材料熱加工工藝的制定和優(yōu)化提供依據。從DMM模型可知，外界對工件做功主要通過兩種形式耗散，即熱量耗散產生的能量耗散和材料微觀組織演變引起的能量耗散。引入功率耗散系數η[23]：

(12)

(13)

式中：m為應變速率敏感系數。根據圖2中真應力-真應變數據求得m值，從而計算出η值。

(14)

圖6 應變量為0.7的功率耗散效率系數η值的等高線圖(a)和失穩(wěn)參數圖(b)Fig.6 Contour maps of power dissipation coefficient η(a) and the rheological instability parameter under the condition of strain being 0.7

將相同應變量下的功率耗散系數η等高線圖與流變失穩(wěn)參數圖疊加在一起，即得到材料在該應變量時的熱加工圖。圖7為應變量分別為0.3、0.5和0.7時2507雙相不銹鋼的DMM熱加工圖，陰影部分表示塑性失穩(wěn)區(qū)域。由圖7可以看出，在0.3、0.5和0.7的應變速率范圍內，熱加工圖中的失穩(wěn)區(qū)域位置基本相同，均是灰色區(qū)，僅是區(qū)域的大小略有不同。隨著應變量的增大，僅高溫區(qū)的失穩(wěn)范圍縮小，說明在此應變量范圍內雙相不銹鋼的熱加工性能對溫度敏感。當應變速率大于1 s-1且變形溫度較高時，或者溫度低于950 ℃、應變速率較小時，試驗鋼最易發(fā)生失穩(wěn)。而圖7的中下部分(中高溫、中低應變速率區(qū))，功率耗散系數η>0.30，數值較大，在此區(qū)域內熱變形易發(fā)生動態(tài)再結晶，因而鋼的塑性變形性能良好，不在失穩(wěn)區(qū)，應盡可能選擇在這一參數范圍內進行熱加工。根據圖7可以推斷，適合2507不銹鋼的熱加工工藝參數范圍為變形溫度950～1 100 ℃、應變速率0.01～0.85 s-1。

圖7 應變量0.3(a)、0.5 (b) 和0.7(c)對應的2507雙相不銹鋼的熱加工圖Fig.7 Hot working maps corresponding to stains of 0.3(a), 0.5(b) and 0.7(c) for the 2507 duplex stainless steel

大部分塑性變形機制都是多晶體內滑移系開動、位錯滑移或攀移和位錯交割。位錯運動需要材料多晶組織的協(xié)同變形或轉動配合。隨著應變速率的增大，材料在形變過程中短時間接受的外力做功越多，材料發(fā)生大的塑性變形。若晶粒不能及時變形，部分滑移系難以開動，位錯塞積使其滑移受阻而發(fā)生應力集中，則只能通過局部區(qū)域的失穩(wěn)變形即不均勻變形或開裂等形式釋放外部所做的功，即出現塑性失穩(wěn)。

圖8為2507雙相不銹鋼在不同溫度以不同應變速率熱壓縮變形后的顯微組織。熱變形前的組織為鐵素體(深色)和奧氏體(淺色)，奧氏體沿軋制方向呈條帶狀或短桿狀分布在鐵素體中，兩相含量基本相同。目前絕大多數的研究者均認為，雙相不銹鋼中鐵素體較軟，因此鐵素體優(yōu)先發(fā)生變形；奧氏體變形以動態(tài)再結晶軟化機制為主。應變速率較大或變形溫度較低時，鐵素體的動態(tài)回復緩慢，奧氏體的動態(tài)再結晶將成為材料的主要軟化機制[14]。

由圖2、圖7和圖8可知，不同應變量下的失穩(wěn)區(qū)(試驗范圍內)主要集中在低溫、低應變速率以及高溫、高應變速率區(qū)，此時功率耗散系數較小。非失穩(wěn)區(qū)處于高溫和低應變速率區(qū)，而且功率耗散系數均較大(大于0.30)，即優(yōu)化的熱加工區(qū)變形溫度為950～1 100 ℃、應變速率為0.01～0.85 s-1。

圖8 熱壓縮變形前(a)及在900(b, c, d)、1 100(e)、1 150 ℃(f, g, h)以0.01(f)、0.1(b, c, e)、1(g)、10 s-1(d,h)的應變速率熱壓縮后2507雙相不銹鋼的微觀組織Fig.8 Microstructures of the 2507 DDS before (a) and after hot compression deformation at 900(b, c, d),1 100(e), and 1 150 ℃(f, g, h) and at strain rates of 0.01(f), 0.1(b, c, e), 1(g),and 10 s-1(d, h)

3 結論

(1)在低應變速率下，2507雙相不銹鋼的流變應力-應變曲線上動態(tài)再結晶特征明顯，而在高應變速率下，流變曲線主要表現為動態(tài)回復特征。

(2)2507雙相不銹鋼的高溫熱壓縮變形受熱激活過程控制，其熱變形激活能Q為 473.01 kJ/mol；峰值流變應力本構方程為：

(3)在950 ～ 1 100 ℃溫度和0.01～0.85 s-1應變速率區(qū)間內，2507雙相不銹鋼的功率耗散系數較大，發(fā)生明顯的奧氏體動態(tài)再結晶，是最佳的熱加工區(qū)間。