鎳微合金化9310鋼的高溫?zé)嶙冃涡袨?/h1>
2014-09-27 01:25:40張志正王春旭黃順喆劉憲民周曉龍
機(jī)械工程材料 2014年10期
張志正，王春旭，黃順喆，厲 勇，劉憲民，周曉龍
（1.昆明理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093；2.鋼鐵研究總院特殊鋼研究所，北京 100081）
0 引 言
9310鋼是國內(nèi)外廣泛使用的一種低成本軸類用高強(qiáng)度滲碳鋼，具有優(yōu)良的綜合性能，如強(qiáng)度高、韌性好、淬透性和焊接性較好，多用于制造截面尺寸較大且受重載荷的傳動(dòng)構(gòu)件，如航空領(lǐng)域中的關(guān)鍵齒輪、齒輪軸、主旋翼軸、尾槳軸等［1］。目前國內(nèi)外對(duì)9310鋼的研究較多，主要集中在奧氏體冷卻轉(zhuǎn)變和晶粒長(zhǎng)大行為、組織和性能以及高溫?zé)嶙冃涡袨榈确矫妫?－5］，而將鎳微合金化技術(shù)應(yīng)用于9310鋼的相關(guān)研究還鮮見報(bào)道。作者采用Gleeble-3800型熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)真空感應(yīng)熔煉鎳微合金化9310鋼的熱變形行為進(jìn)行了研究，為其工業(yè)化試制提供技術(shù)支持。
1 試樣制備與試驗(yàn)方法
試驗(yàn)用鎳微合金化9310鋼（以下簡(jiǎn)稱試驗(yàn)鋼）采用真空感應(yīng)冶煉，其化學(xué)成分為（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）0.12C，1.21Cr，3.24Ni，0.11Mo，0.66Mn，0.26Si，0.017Nb，余Fe。鋼錠經(jīng)高溫?cái)U(kuò)散退火后，鍛造成型，然后加工成尺寸為φ10mm×15mm的壓縮試樣。軸向壓縮試驗(yàn)在Gleeble-3800型熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試樣先以10℃·s－1的加熱速率加熱到1 473K，保溫5min后再以10℃·s－1的冷卻速率冷卻到變形溫度，保溫5s后進(jìn)行壓縮變形。變形溫度分別為1 173，1 273，1 373，1 473K，變形速率分別為0.01，0.1，1，10s－1，最大真應(yīng)變?yōu)?.9，變形后立刻噴水淬火，以便分析其高溫組織。用線切割機(jī)把熱壓縮試樣沿壓縮方向從中間剖開，磨平、拋光后，使用腐蝕液（飽和苦味酸＋少量海鷗洗劑靈的混合溶液）腐蝕奧氏體晶界，用光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。
2 試驗(yàn)結(jié)果與討論
2.1 高溫流變曲線及變形組織
從圖1中可以看出，在不同的變形條件下，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)回復(fù)型和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型［6］兩種類型。在試驗(yàn)范圍內(nèi)，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶只在較高的變形溫度和較低的應(yīng)變速率條件下發(fā)生。在高溫變形過程中，試驗(yàn)鋼的流變應(yīng)力隨著變形溫度的降低和應(yīng)變速率的增大而提高。在相同應(yīng)變速率下，變形溫度越高，動(dòng)態(tài)軟化速率越快，因而動(dòng)態(tài)軟化程度越大，峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力逐漸降低，峰值應(yīng)變也隨著變形溫度的升高而逐漸減小。而在相同的變形溫度下，隨著應(yīng)變速率的增加，試驗(yàn)鋼的加工硬化率提高，峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力也隨之升高。當(dāng)應(yīng)變速率為0.01s－1、變形溫度高于1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼的流變曲線就表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型；而當(dāng)應(yīng)變速率提高至0.1s－1和1s－1，變形溫度分別在1 273～1 473K和1 373～1 473K時(shí)，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線才表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型；而當(dāng)變形速率達(dá)到10s－1時(shí)，在試驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線只表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)回復(fù)型。然而金屬在高溫變形過程中是否發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，單從高溫流變曲線上還不能完全斷定，必須借助于相應(yīng)的顯微組織加以分析確認(rèn)。
從圖2可以看出，變形前試驗(yàn)鋼奧氏體晶粒平均尺寸約為70μm。從圖3可以看出，應(yīng)變速率為0.01s－1、變形溫度為1 173K 時(shí)，試驗(yàn)鋼組織大部分為拉長(zhǎng)的條狀變形晶粒，此時(shí)試驗(yàn)鋼在變形過程中未發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，只發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)；當(dāng)變形溫度高于1 173K后，顯微組織均為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒，并且隨著變形溫度的升高，晶粒發(fā)生長(zhǎng)大。
圖1 試驗(yàn)鋼在不同變形條件下的高溫流變曲線Fig.1 High temperature flow stress curves of test steel under different deformation conditions
同樣，應(yīng)變速率為0.1s－1，變形溫度為1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼組織（圖略）主要為變形晶粒，在變形過程中發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)，當(dāng)變形溫度高于1 173K后組織表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。應(yīng)變速率為1s－1的試驗(yàn)鋼組織（圖略）表明，變形溫度為1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼只發(fā)生了動(dòng)態(tài)回復(fù)，當(dāng)變形溫度升高至1 273K后，組織為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒，這與相應(yīng)的高溫流變曲線特征存在差別。應(yīng)變速率為10s－1試驗(yàn)鋼組織（圖略）表明，變形溫度只要高于1 273K，試驗(yàn)鋼就可以發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，與高溫流變曲線特征明顯不同。這可能與9310鋼添加鎳后的加工硬化率的變化有關(guān)。具有較高加工硬化率的金屬在高溫變形過程中往往會(huì)出現(xiàn)部分動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，但所產(chǎn)生的軟化不足以抵消加工硬化，此時(shí)即使發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，在高溫流變曲線上也不會(huì)表現(xiàn)出動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的明顯特征，必須通過組織觀察分析來確定。
圖2 變形前試驗(yàn)鋼顯微組織Fig.2 Microstructure of test steel before deformation
2.2 熱變形方程
金屬材料的高溫流變應(yīng)力既與材料化學(xué)成分有關(guān)，又與變形溫度T、應(yīng)變速率ε·以及應(yīng)變?chǔ)庞嘘P(guān)，當(dāng)材料成分不變時(shí)，流變應(yīng)力σ與變形條件之間具有如下的雙曲正弦關(guān)系［7－8］：
式中：σ為峰值應(yīng)力σp成穩(wěn)定狀態(tài)流變應(yīng)力σs，或相應(yīng)于某指定應(yīng)變量的流變應(yīng)力，此處σ采用峰值應(yīng)力σp；R為氣體常數(shù)；Q為控制軟化過程的激活能；A，n，α為相關(guān)常數(shù)。
在低應(yīng)力時(shí)，式（1）可簡(jiǎn)化為
其中，常數(shù)α，β及n′之間滿足α＝β/n′。對(duì)式（2）和（3）兩邊分別取對(duì)數(shù)并整理得到：
在高應(yīng)力時(shí)，式（1）可簡(jiǎn)化為
圖3 應(yīng)變速率為0.01s－1時(shí)不同變形溫度下試驗(yàn)鋼的顯微組織Fig.3 Microstructure of test steel after deformation at different temperatures with stain rate of 0.01s－1
將圖1的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線數(shù)據(jù)按式（4）和（5）處理得到峰值應(yīng)力－應(yīng)變速率關(guān)系曲線，如圖4所示。從圖中可以看出和都近似呈線性關(guān)系，通過線性回歸分析可得，β＝0.072 75MPa－1和n′＝7.736 4，進(jìn)而計(jì)算得α＝β/n′≈0.009 403 9。
對(duì)式（1）兩邊取自然對(duì)數(shù)得：
圖4 峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率的關(guān)系Fig.4 Relationship between peak stress and strain rate
當(dāng)變形溫度恒定時(shí)，式（6）兩邊對(duì)應(yīng)變速率求偏導(dǎo)，得：
當(dāng)應(yīng)變速率恒定時(shí)，式（6）兩邊對(duì)1/T求偏導(dǎo)，得：
根據(jù)圖1中的高溫流變曲線數(shù)據(jù)，可得峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率和變形溫度之間的關(guān)系曲線，如圖5所示。通過線性回歸，可得出：A＝9.072 06×1017；n＝5.512 7；Q＝362.649kJ·mol－1。將上述結(jié)果代入式（1）中，可以確立鎳微合金化9310鋼的熱變形方程為
2.3 Zener-Hollomon因子
參數(shù)（Zener-Hollomon因子）被廣泛用以表征變形溫度及應(yīng)變速率對(duì)熱變形過程的綜合作用。在熱變形過程中有如下關(guān)系式［9］：
圖5 峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率和變形溫度的關(guān)系Fig.5 Relationships between peak stress and strain rate（a）and deformation temperature（b）
將式（10）帶入式（1）中可得：
故由式（9）可得試驗(yàn)鋼的參數(shù)表達(dá)式為
通過已求得的熱變形激活能，便可以計(jì)算得到不同變形條件下試驗(yàn)鋼的Z參數(shù)。可以看出，隨著Z值的增加，試驗(yàn)鋼熱變形過程中的峰值應(yīng)力相應(yīng)增加，且lnZ與lnsinh（ασp）呈線性關(guān)系，相關(guān)系數(shù)可達(dá)到0.99，如圖6（a）所示，根據(jù)參考文獻(xiàn)［10］中的處理方法，得到σp與Z參數(shù)的關(guān)系式（13），如圖6（b）所示。
3 結(jié) 論
（1）鎳微合金化9310鋼的流變應(yīng)力和峰值應(yīng)變隨著變形溫度的升高和應(yīng)變速率的降低而減?。辉囼?yàn)鋼在真應(yīng)變?yōu)?.9，應(yīng)變速率為0.01～10s－1的條件下，隨著變形速率的提高，其發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的溫度也逐漸升高。
圖6 lnsinh（ασp）-lnZ和σp－lnZ的關(guān)系曲線Fig.6 Relationship of lnsinh（ασp）-lnZ （a）and relationship ofσp－lnZ （b）
（2）鎳微合金化9310鋼的熱變形激活能為362.649kJ·mol－1，并得到了其熱變形方程。
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9310鋼是國內(nèi)外廣泛使用的一種低成本軸類用高強(qiáng)度滲碳鋼，具有優(yōu)良的綜合性能，如強(qiáng)度高、韌性好、淬透性和焊接性較好，多用于制造截面尺寸較大且受重載荷的傳動(dòng)構(gòu)件，如航空領(lǐng)域中的關(guān)鍵齒輪、齒輪軸、主旋翼軸、尾槳軸等［1］。目前國內(nèi)外對(duì)9310鋼的研究較多，主要集中在奧氏體冷卻轉(zhuǎn)變和晶粒長(zhǎng)大行為、組織和性能以及高溫?zé)嶙冃涡袨榈确矫妫?－5］，而將鎳微合金化技術(shù)應(yīng)用于9310鋼的相關(guān)研究還鮮見報(bào)道。作者采用Gleeble-3800型熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)真空感應(yīng)熔煉鎳微合金化9310鋼的熱變形行為進(jìn)行了研究，為其工業(yè)化試制提供技術(shù)支持。
1 試樣制備與試驗(yàn)方法
試驗(yàn)用鎳微合金化9310鋼（以下簡(jiǎn)稱試驗(yàn)鋼）采用真空感應(yīng)冶煉，其化學(xué)成分為（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）0.12C，1.21Cr，3.24Ni，0.11Mo，0.66Mn，0.26Si，0.017Nb，余Fe。鋼錠經(jīng)高溫?cái)U(kuò)散退火后，鍛造成型，然后加工成尺寸為φ10mm×15mm的壓縮試樣。軸向壓縮試驗(yàn)在Gleeble-3800型熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試樣先以10℃·s－1的加熱速率加熱到1 473K，保溫5min后再以10℃·s－1的冷卻速率冷卻到變形溫度，保溫5s后進(jìn)行壓縮變形。變形溫度分別為1 173，1 273，1 373，1 473K，變形速率分別為0.01，0.1，1，10s－1，最大真應(yīng)變?yōu)?.9，變形后立刻噴水淬火，以便分析其高溫組織。用線切割機(jī)把熱壓縮試樣沿壓縮方向從中間剖開，磨平、拋光后，使用腐蝕液（飽和苦味酸＋少量海鷗洗劑靈的混合溶液）腐蝕奧氏體晶界，用光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。
2 試驗(yàn)結(jié)果與討論
2.1 高溫流變曲線及變形組織
從圖1中可以看出，在不同的變形條件下，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)回復(fù)型和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型［6］兩種類型。在試驗(yàn)范圍內(nèi)，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶只在較高的變形溫度和較低的應(yīng)變速率條件下發(fā)生。在高溫變形過程中，試驗(yàn)鋼的流變應(yīng)力隨著變形溫度的降低和應(yīng)變速率的增大而提高。在相同應(yīng)變速率下，變形溫度越高，動(dòng)態(tài)軟化速率越快，因而動(dòng)態(tài)軟化程度越大，峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力逐漸降低，峰值應(yīng)變也隨著變形溫度的升高而逐漸減小。而在相同的變形溫度下，隨著應(yīng)變速率的增加，試驗(yàn)鋼的加工硬化率提高，峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力也隨之升高。當(dāng)應(yīng)變速率為0.01s－1、變形溫度高于1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼的流變曲線就表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型；而當(dāng)應(yīng)變速率提高至0.1s－1和1s－1，變形溫度分別在1 273～1 473K和1 373～1 473K時(shí)，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線才表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶型；而當(dāng)變形速率達(dá)到10s－1時(shí)，在試驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，試驗(yàn)鋼的高溫流變曲線只表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)回復(fù)型。然而金屬在高溫變形過程中是否發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，單從高溫流變曲線上還不能完全斷定，必須借助于相應(yīng)的顯微組織加以分析確認(rèn)。
從圖2可以看出，變形前試驗(yàn)鋼奧氏體晶粒平均尺寸約為70μm。從圖3可以看出，應(yīng)變速率為0.01s－1、變形溫度為1 173K 時(shí)，試驗(yàn)鋼組織大部分為拉長(zhǎng)的條狀變形晶粒，此時(shí)試驗(yàn)鋼在變形過程中未發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，只發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)；當(dāng)變形溫度高于1 173K后，顯微組織均為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒，并且隨著變形溫度的升高，晶粒發(fā)生長(zhǎng)大。
圖1 試驗(yàn)鋼在不同變形條件下的高溫流變曲線Fig.1 High temperature flow stress curves of test steel under different deformation conditions
同樣，應(yīng)變速率為0.1s－1，變形溫度為1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼組織（圖略）主要為變形晶粒，在變形過程中發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)，當(dāng)變形溫度高于1 173K后組織表現(xiàn)為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。應(yīng)變速率為1s－1的試驗(yàn)鋼組織（圖略）表明，變形溫度為1 173K時(shí)，試驗(yàn)鋼只發(fā)生了動(dòng)態(tài)回復(fù)，當(dāng)變形溫度升高至1 273K后，組織為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒，這與相應(yīng)的高溫流變曲線特征存在差別。應(yīng)變速率為10s－1試驗(yàn)鋼組織（圖略）表明，變形溫度只要高于1 273K，試驗(yàn)鋼就可以發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，與高溫流變曲線特征明顯不同。這可能與9310鋼添加鎳后的加工硬化率的變化有關(guān)。具有較高加工硬化率的金屬在高溫變形過程中往往會(huì)出現(xiàn)部分動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，但所產(chǎn)生的軟化不足以抵消加工硬化，此時(shí)即使發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，在高溫流變曲線上也不會(huì)表現(xiàn)出動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的明顯特征，必須通過組織觀察分析來確定。
圖2 變形前試驗(yàn)鋼顯微組織Fig.2 Microstructure of test steel before deformation
2.2 熱變形方程
金屬材料的高溫流變應(yīng)力既與材料化學(xué)成分有關(guān)，又與變形溫度T、應(yīng)變速率ε·以及應(yīng)變?chǔ)庞嘘P(guān)，當(dāng)材料成分不變時(shí)，流變應(yīng)力σ與變形條件之間具有如下的雙曲正弦關(guān)系［7－8］：
式中：σ為峰值應(yīng)力σp成穩(wěn)定狀態(tài)流變應(yīng)力σs，或相應(yīng)于某指定應(yīng)變量的流變應(yīng)力，此處σ采用峰值應(yīng)力σp；R為氣體常數(shù)；Q為控制軟化過程的激活能；A，n，α為相關(guān)常數(shù)。
在低應(yīng)力時(shí)，式（1）可簡(jiǎn)化為
其中，常數(shù)α，β及n′之間滿足α＝β/n′。對(duì)式（2）和（3）兩邊分別取對(duì)數(shù)并整理得到：
在高應(yīng)力時(shí)，式（1）可簡(jiǎn)化為
圖3 應(yīng)變速率為0.01s－1時(shí)不同變形溫度下試驗(yàn)鋼的顯微組織Fig.3 Microstructure of test steel after deformation at different temperatures with stain rate of 0.01s－1
將圖1的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線數(shù)據(jù)按式（4）和（5）處理得到峰值應(yīng)力－應(yīng)變速率關(guān)系曲線，如圖4所示。從圖中可以看出和都近似呈線性關(guān)系，通過線性回歸分析可得，β＝0.072 75MPa－1和n′＝7.736 4，進(jìn)而計(jì)算得α＝β/n′≈0.009 403 9。
對(duì)式（1）兩邊取自然對(duì)數(shù)得：
圖4 峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率的關(guān)系Fig.4 Relationship between peak stress and strain rate
當(dāng)變形溫度恒定時(shí)，式（6）兩邊對(duì)應(yīng)變速率求偏導(dǎo)，得：
當(dāng)應(yīng)變速率恒定時(shí)，式（6）兩邊對(duì)1/T求偏導(dǎo)，得：
根據(jù)圖1中的高溫流變曲線數(shù)據(jù)，可得峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率和變形溫度之間的關(guān)系曲線，如圖5所示。通過線性回歸，可得出：A＝9.072 06×1017；n＝5.512 7；Q＝362.649kJ·mol－1。將上述結(jié)果代入式（1）中，可以確立鎳微合金化9310鋼的熱變形方程為
2.3 Zener-Hollomon因子
參數(shù)（Zener-Hollomon因子）被廣泛用以表征變形溫度及應(yīng)變速率對(duì)熱變形過程的綜合作用。在熱變形過程中有如下關(guān)系式［9］：
圖5 峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率和變形溫度的關(guān)系Fig.5 Relationships between peak stress and strain rate（a）and deformation temperature（b）
將式（10）帶入式（1）中可得：
故由式（9）可得試驗(yàn)鋼的參數(shù)表達(dá)式為
通過已求得的熱變形激活能，便可以計(jì)算得到不同變形條件下試驗(yàn)鋼的Z參數(shù)。可以看出，隨著Z值的增加，試驗(yàn)鋼熱變形過程中的峰值應(yīng)力相應(yīng)增加，且lnZ與lnsinh（ασp）呈線性關(guān)系，相關(guān)系數(shù)可達(dá)到0.99，如圖6（a）所示，根據(jù)參考文獻(xiàn)［10］中的處理方法，得到σp與Z參數(shù)的關(guān)系式（13），如圖6（b）所示。
3 結(jié) 論
（1）鎳微合金化9310鋼的流變應(yīng)力和峰值應(yīng)變隨著變形溫度的升高和應(yīng)變速率的降低而減?。辉囼?yàn)鋼在真應(yīng)變?yōu)?.9，應(yīng)變速率為0.01～10s－1的條件下，隨著變形速率的提高，其發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的溫度也逐漸升高。
圖6 lnsinh（ασp）-lnZ和σp－lnZ的關(guān)系曲線Fig.6 Relationship of lnsinh（ασp）-lnZ （a）and relationship ofσp－lnZ （b）
（2）鎳微合金化9310鋼的熱變形激活能為362.649kJ·mol－1，并得到了其熱變形方程。
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