Chinese Journal of Material Research 2016 , 30 (8): 595-602 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2015.714

Orginal Article

Si-Mn-Cr-B合金钢的高温变形行为及组织演变研究*

毕金凤, 李祖来, 山泉, 蒋业华, 韦贺, 焦岩

昆明理工大学材料科学与工程学院昆明 650093

Investigation on High Temperature Deformation Behavior and Microstructure Evolution of Si-Mn-Cr-B Alloy Steel

BI Jinfeng, LI Zulai^**, SHAN Quan, JIANG Yehua, WEI He, JIAO Yan

School of Materials Science and Engnineering, Kunming University of Scinece and Technology, Kunming 650093, China

文献标识码: 分类号 TG142 文章编号 1005-3093(2016)08-0595-08

收稿日期: 2015-12-8

网络出版日期: 2016-09-28

基金资助: * 云南省科学技术厅项目619320130010资助

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摘要

利用Gleeble-1500D热模拟压缩试验机对Si-Mn-Cr-B合金钢进行高温单道次热压缩试验, 研究了不同应变速率(0.01-5 s^-1)、不同变形温度(950-1200℃)、50%变形程度条件下的热变形行为, 探索了应变速率和变形温度对应力-应变曲线和微观组织演变的影响, 并在Arrhenius型双曲正弦函数的基础上建立了Si-Mn-Cr-B合金钢的热变形本构方程。结果表明: Si-Mn-Cr-B合金钢高温变形时的峰值应力随应变速率的增大和变形温度的降低而升高, 而高温变形受热激活能过程的控制, 其热变形激活能为Q=372.6 kJ/mol; 材料在变形过程中发生了动态再结晶, 随着温度的升高和应变速率的降低, 动态再结晶晶粒的平均尺寸均呈增大趋势。

关键词： 金属材料 ; Si-Mn-Cr-B合金钢 ; 热变形 ; 组织演变 ; 动态再结晶 ; 本构方程

Abstract

The high-temperature single-pass compression test was carried out by utilizing Gleeble-1500D thermal simulation compression testing machine for Si-Mn-Cr-B alloy steel, while its thermal deformation behavior was studied by different strain rate (0.01-5 s^-1) in temperature range 950-1200℃ for the same deformation degree i.e. 50%. The influence of strain rate and temperature on the stress - strain curve and microstructure evolution was explored, and the thermal deformation constitutive equation of Si-Mn-Cr-B alloy steel was established on the basis of Arrhenius hyperbolic sine function. The results show that: the peak stress of the high temperature deformation of the Si-Mn-Cr-B alloy steel increases with the increase of strain rate and the decrease of deformation temperature, but high temperature deformation is controlled by thermal activation energy and its thermal activation energy is Q=372.6 kJ/mol; dynamic recrystallization occurs during deformation, and the average size of the dynamically recrystallized grains all shows a trend of increase with the increase of temperature and the decrease of strain rate.

Keywords： metallic materials ; Si-Mn-Cr-B alloy steel ; thermal deformation ; microstructure materials evolution ; dynamicrecry stallization ; constitutive equations

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毕金凤, 李祖来, 山泉, 蒋业华, 韦贺, 焦岩. Si-Mn-Cr-B合金钢的高温变形行为及组织演变研究*[J]. , 2016, 30(8): 595-602 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2015.714

BI Jinfeng, LI Zulai, SHAN Quan, JIANG Yehua, WEI He, JIAO Yan. Investigation on High Temperature Deformation Behavior and Microstructure Evolution of Si-Mn-Cr-B Alloy Steel[J]. Chinese Journal of Material Research, 2016, 30(8): 595-602 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2015.714

贝氏体/马氏体复相钢不仅具有较高的硬度, 同时由于其组织含有一定含量的贝氏体组织, 使得材料的韧性也较好。近年来, 贝氏体/马氏体复相钢成为耐磨材料领域的研究和应用热点。Si₂Mn₃系列钢是制备应用于耐磨工况下贝氏体/马氏体复相钢的一种材料, 已得到了较好的研究和应用, 蒋业华等^[1]研究表明Si₂Mn₃系列贝氏体/马氏体复相钢的强韧性配合良好, 抗磨料磨损性能优异, 具有很好的综合力学性能^[2]。有文献^[3]报道硅锰钢履带, 对比了各种附加物对芯砂抗开裂性能的影响, 并进行了浇注试验; 还有利用正火提高硅锰钢铸件的冲击韧性等^{[4, 5]}。综合以上研究, 材料的成型主要利用铸造工艺, 其组织会存在夹渣、气孔等铸造缺陷, 材料的韧性不高, 导致目前在高冲击耐磨工况下贝氏体/马氏体复相钢没有得到较好的应用。

与铸造成型工艺不同, 锻压工艺具备了可使材料的组织致密、韧性提高等优势^[6], 但Si₂Mn₃钢的可锻性成为关键, 欲将锻压工艺应用于Si₂Mn₃钢的成型, 其高温变形行为和组织演变等研究迫在眉睫, 而截至目前本方面的研究鲜有报道^[7]。

本论文针对以上问题, 结合高冲击耐磨工况, 在传统Si₂Mn₃材料的基础上, 对材料的设计进行优化, 添加了一定量的Cr、B等合金元素, 获得了一种Si-Mn-Cr-B合金, 并利用热模拟压缩试验机对该Si-Mn-Cr-B合金进行高温单道次热压缩试验, 研究了不同应变速率(0.01-5 s^-1)、不同变形温度(950-1200℃)、50%变形量条件下的热变形行为, 成功建立了本构方程, 并研究了应变速率和变形温度对应力-应变曲线和微观组织演变的影响。本文可为该合金的热加工工艺的制定提供理论依据, 并为Si₂Mn₃系列贝氏体/马氏体复相钢在高冲击耐磨工况下的应用提供指导。

1 实验方法

利用中频感应电炉熔炼Si-Mn-Cr-B合金, 其成分见表1。熔炼完毕, 浇注成基尔试块, 然后加工成尺寸为ϕ8 mm×12 mm圆柱体, 用于热变形(热压缩)测试。

表1 中碳低合金钢的化学成分

Table 1 Chemical composition of low alloy medium carbon steel (%, mass fraction)

Elements	C	Si	Mn	Cr	B	Fe
Content	0.4	2.0	2.5	0.5~0.75	0.005~0.0075	Bal.

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热压缩试验在Gleeble-1500D热模拟试验机上进行, 具体工艺为: 将试样以10℃/s的速率加热到预定温度前50℃时, 加热速率变为2℃/s, 加热到预定温度(950、1000、1050、1100、1150和1200℃)后保温5 min, 以消除试样内部的温度梯度, 使试样温度均匀化。然后保持变形温度不变, 以恒定的应变速率进行压缩试验。热模拟实验方案为: 变形量为50%, 变形速率0.01、0.1、0.5、1和5 s^-1, 变形温度为950、1000、1050、1100、1150和1200℃, 压缩完毕后瞬间喷水快速冷却试样。整个实验过程是在真空环境下完成的, 以防止高温下试样被氧化。

采用线切割方法将压缩后的试样沿轴线剖开, 制备金相试样, 利用光学显微镜观察其纵剖面的显微组织, 腐蚀剂为饱和苦味酸+纯净水+洗涤剂(配比4:2:1, 质量比)+1到2滴盐酸, 腐蚀时间40-50 s。

2 结果与讨论

2.1 真应力-真应变曲线

Si-Mn-Cr-B合金钢热压缩变形时在不同应变速率和不同温度条件下的真应力-真应变曲线如图1所示。从图1中可以看出: 流变应力主要与应变速率、变形温度及应变量有关。在变形初始阶段, 流变应力因加工硬化作用随着应变的增大而递增, 当达到峰值后又因动态回复与再结晶软化作用大于加工硬化作用而逐渐降低, 最终趋于稳定值, 表现为稳态流变特征^{[8, 10]}。在相同的应变速率条件下, 随着温度的升高, 流变应力逐渐下降, 如试样在应变速率0.01 s^-1时, 当变形温度从950℃升高到1200℃, 流变应力从100 MPa降低到40 MPa。这是因为随温度的升高, 热变形激活能作用增强, 原子的动能增大, 滑移系的临界切应力下降, 因此, 流变应力下降。

Si-Mn-Cr-B合金钢的真应力-真应变曲线分两类, 一类是动态回复型: 当加工硬化与动态回复基本达到平衡时, 流变应力也基本不再上升, 应力趋于稳定, 另一类是动态再结晶型: 应力在达到峰值应力后下降至稳态值且保持不变, 同时在变化过程中, 峰值应力随应变速率的增大和变形温度的降低而升高。同时有研究表明, 当变形程度足够时, 动态回复型曲线在达到峰值应力前已经发生了再结晶^{[11, 12]}。

在图1a-d中, 即应变速率从0.01-1 s^-1的低应变速率下, 对应的不同变形温度下的真应力-真应变曲线变为动态再结晶型, 即应力随应变的增加, 流变应力急剧增加, 直至达到峰值后又随应变下降, 最后达到稳定态的应力值。如应变速率为0.01 s^-1, 温度为950℃时, 应力随着应变的增大急剧增加, 达到峰值97.174 MPa又随应变下降到76.213 MPa后趋于稳定, 其他温度下的流变应力曲线也具有相同的趋势。由此可知, 在峰值之前, 加工硬化占据主导作用, 只发生了部分动态再结晶, 硬化作用大于软化作用, 当应力达到极大值后, 随着再结晶的加快, 软化作用大于硬化作用, 使得曲线下降, 当变形造成的硬化与再结晶造成的软化达到动态平衡时, 曲线达到稳定态。

图1e中, 即应变速率为5 s^-1的高应变速率下, 对应的不同变形温度下的真应力-真应变曲线变为动态回复型, 即变形开始时, 应力先随应变而增大, 但相对于动态再结晶型, 其增加率越来越小, 相继开始均匀的塑性变形, 并伴随着加工硬化的发生, 最后曲线转为水平, 加工硬化率为零, 达到稳定态。如图1e中, 温度为1000℃时, 应力先随应变增加到191.08 MPa, 这一过程的增加率也是在逐渐减小, 最后转为水平, 同样其他温度下的流变应力曲线也具有相同的趋势。

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图1 Si-Mn-Cr-B合金钢在不同应变速率和不同温度下的真应力-真应变曲线

Fig.1 The true stress-true strain curve of Si-Mn-Cr-B alloy steel under different strain rate and temperature (a) 0.01 s^-1; (b) 0.1 s^-1; (c) 0.5 s^-1; (d) 1 s^-1; (e) 5 s^-1

2.2 热成形本构方程的建立

高温流变应力、应变速率和温度之间的关系可用包含激活能Q和温度T的双曲正弦修正的Arrhenius方程表示^[13-18]:

低应力水平时 $\begin{matrix} Y_{ασ} < 0.8 Y \end{matrix}$

$\begin{matrix} ε = A_{1} σ^{n_{1}} \exp (- \frac{Q}{RT}) \end{matrix}$ (1)

高应力水平 $\begin{matrix} Y_{ασ} > 1.2 Y \end{matrix}$

$\begin{matrix} ε = A_{2} \exp (βσ) \exp (- \frac{Q}{RT}) \end{matrix}$ (2)

对于所有应力

$\begin{matrix} ε = A [\sinh {(ασ)]}^{n} \exp (- \frac{Q}{RT}) \end{matrix}$ (3)

式中A₁、A₂、A、β均为与温度无关的常数; n_1、n为应力指数; ε为应变速率(s^-1); σ为峰值应力(MPa); R为气体常数(kJ/molK); Q为变形激活能(kJ/mol), σ=β/n₁。

对(1)、(2)、(3)式两边分别取自然对数, 并假设热激活能Q与温度T无关, 整理可得:

$\begin{matrix} \ln ε = \ln A_{1} + n_{1} \ln σ - Q / RT \end{matrix}$ (4)

$\begin{matrix} \ln ε = \ln A_{2} + βσ - Q / RT \end{matrix}$ (5)

$\begin{matrix} \ln ε = \ln A + n \ln [\sinh (ασ)] - Q / RT \end{matrix}$ (6)

依据(4)、(5), 分别以lnε-lnσ和lnε-σ为坐标作图, 其斜率分别近似表示为n₁、β。从图2中, lnε-lnσ关系图和lnε-σ关系图的数据拟合结果, 可以得到n₁=7.23和β=0.074, α=β/n₁=0.01/MPa。将峰值应力和所求的α值代入式(6)中进行线性回归分析得到图2c。

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图2 峰值应力与应变速率的关系曲线

Fig.2 The relation curve of peak stress and strain rate

在材料热变形过程中, Zener和Hollomon^[19]指出, 变形温度(T)和应变速率(ε)对流变应力的影响可归结为复合因子的影响, 即Z参数。因此, 将采用Z参数来综合分析应变速率、变形温度对Si-Mn-Cr-B合金钢的高温变形流变应力的影响。Zener-Hollomon参数表示为^[20]:

$\begin{matrix} Z = ε \exp (\frac{Q}{RT}) \end{matrix}$ (7)

式中Z参数的物理意义为温度补偿的应变速率因子^[21], Q为变形激活能。结合式(3), Z参数的表达式表述为:

$\begin{matrix} Z = ε \exp (\frac{Q}{RT}) = A [\sinh {(ασ)]}^{n} \end{matrix}$ (8)

在恒应变速率下, 假定一定温度范围内Q值不变, 根据式(8)得:

$\begin{matrix} \ln [\sinh (ασ)] = \overset{′}{A} + \overset{′}{B} \frac{1000}{T} \end{matrix}$ (9)

式中 $\begin{matrix} \overset{′}{A} \end{matrix}$ 、 $\begin{matrix} \overset{′}{B} \end{matrix}$ 为与温度无关的常数。

将不同变形条件下的流变应力峰值代入式(9)进行计算, 即可绘制出ln[sinh(ασ)]-1000/T的关系曲线图, 如图3所示。从图3可知, 变形温度与流变应力之间呈较好的线性关系, 这也证明了中碳低合金钢在高温变形时流变应力与变形温度之间满足双曲正弦函数关系式。

计算变形激活能, 对式(6)两边取偏微分得:

$\begin{matrix} Q = R {\{\frac{\partial \ln ε}{\partial [\sinh (ασ)]}\}}_{T} {\{\frac{\partial [\sinh (ασ)]}{\partial (1 / T)}\}}_{ε} \end{matrix}$

$\begin{matrix} n = {\{\frac{\partial \ln ε}{\partial [\sinh (ασ)]}\}}_{T} \end{matrix}$

$\begin{matrix} \overset{′}{n} = {\{\frac{\partial [\sinh (ασ)]}{\partial (1 / T)}\}}_{ε} \end{matrix}$

$\begin{matrix} Q = Rn \overset{′}{n} \end{matrix}$ (10)

式中, $\begin{matrix} n \end{matrix}$ 和 $\begin{matrix} \overset{′}{n} \end{matrix}$ 分别为图2和图3的斜率, 取图2中各直线斜率平均值, 得 $\begin{matrix} n \end{matrix}$ =5.374, 取图3中各直线斜率的平均值, 得 $\begin{matrix} \overset{′}{n} \end{matrix}$ =8.344, 将 $\begin{matrix} n \end{matrix}$ 、 $\begin{matrix} \overset{′}{n} \end{matrix}$ 和R代入式(10), 得到变形激活Q=372.6 kJ/mol。

由式(6)及图3可知, 直线的截距L即为lnA-Q/RT的值, 将L、Q、R、T的值代入L=lnA-Q/RT即可求得不同温度下的A值, 取其平均值, 得A=3.5×10¹³/s。

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图3 不同应变速率条件下硅锰钢 $ln [sinh (ασ)] - 1 / T$ 关系

Fig.3 The $ln [sinh (ασ)] - 1 / T$ relation curve of silico-mangan steel under different strain rate

将得到的Q、n、α、A等参数代入式(1)可得到Si-Mn-Cr-B合金钢高温流变峰值流变应力本构方程为:

$\begin{matrix} ε = 3.5 \times 10^{13} [\sinh {(0.01 σ)]}^{5.374} \times \exp (\frac{- 372600}{RT}) \end{matrix}$ (11)

根据双曲正弦函数的定义, 可以将流变峰值应力σ表述为Zener-Hollomon参数Z的函数:

$\begin{matrix} σ = \frac{1}{α} \ln {{(\frac{Z}{A})}^{\frac{1}{n}} + [{(\frac{Z}{A})}^{\frac{2}{n}} {+ 1]}^{\frac{1}{2}}} \end{matrix}$ (12)

将a和n代入式(12)可得包含Arrhenius项的Z参数来描述的流变应力σ、应变速率ε和温度T之间的本构关系式:

$\begin{matrix} σ = \frac{1}{0.01} \ln {{(\frac{Z}{3.5 \times 10^{13}})}^{\frac{1}{5.374}} \end{matrix}$

$\begin{matrix} + [{(\frac{Z}{3.5 \times 10^{13}})}^{\frac{2}{5.374}} {+ 1]}^{\frac{1}{2}}} \end{matrix}$ (13)

为了验证上述本构方程的精确度, 将不同应变速率和不同变形温度下的真应力-真应变曲线的预测值和实验值进行比较, 图4是根据式(13)计算得到的流变峰值应力值与实验测得流变应力峰值比较图。从图中可以清楚地看, 实验测得的峰值应力与根据流变应力本构模型计算出来的峰值应力基本吻合。因此, 本构方程具有较高的精确度, 可为Si-Mn-Cr-B合金钢热加工工艺的制定提供理论依据。

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图4 理论计算流变应力与实测峰值比较

Fig.4 The comparison between theoretical calculation flow stress and measured peak value

2.3 显微组织演变

2.3.1 温度对显微组织的影响在一定的应变速率下, 随着变形温度的升高, 其显微组织的形貌也不同。图5为应变速率为5 s^-1, 压缩量为50%, 温度分别为950℃、1000℃、1050℃、1100℃、1150℃、1200℃时压缩试样的显微组织。

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图5 应变速率为5 s^-1时不同温度下硅锰钢的显微组织

Fig.5 The microscopic structure of silico-mangan steel at different temperature when ε=5 s^-1. (a) 950℃; (b) 1000℃; (c) 1050℃; (d) 1100℃; (e) 1150℃; (f) 1200℃

从图5中可以看出, 实验钢的晶粒尺寸随着温度的升高而增大。在变形过程中, 随着温度的升高, 大晶粒逐渐取代小晶粒, 组织趋于稳定, 在稳定阶段显微组织形态以再结晶的等轴晶为主, 晶粒大小均匀, 但是在晶粒内部包含着被位错缠结所分割的亚晶粒, 说明其内部在发生动态再结晶的同时也伴随有动态回复的发生; 另外, 动态再结晶时由于一边发生形变一边发生变形, 所以晶界的迁移速度也较慢。当温度为1150℃时, 晶粒尺寸达到了最大, 到1200℃时晶粒尺寸较1150℃时几乎没有变化。这是因为原子活性随着温度的升高而增加, 此时材料的软化作用明显, 同时受热激活能作用的影响, 增大了驱动力, 促使晶粒开始迅速长大, 到1150℃时变形已经彻底, 随着温度的继续增加, 则晶粒尺寸不再继续长大。

2.3.2 应变速率对显微组织的影响在一定变形温度下, 随着应变速率的升高, 其显微组织的形貌也不同。图6为变形温度为1100℃, 压缩量为50%, 应变速率为0.1、0.5、1、5 s^-1时压缩试样的显微组织。

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图6 1100℃时不同应变速率下硅锰钢的显微组织

Fig.6 The microscopic structure of silico-mangan steel in different strain rate at 1100℃ (a) 0.1 s^-1; (b) 0.5 s^-1; (c) 1 s^-1; (d) 5 s^-1

从图6中可以看出, 实验钢的晶粒尺寸随着应变速率的增大而减小。应变速率为0.1s^-1时晶粒相对粗大, 随着应变速率的逐渐增大, 晶粒开始细化, 应变速率从0.1 s^-1到1 s^-1晶粒细化明显, 大小均匀, 晶粒随着应变速率的增大迅速减小; 应变速率为5 s^-1时, 晶粒更加细小均匀, 但和应变速率为1 s^-1时相比, 晶粒尺寸减小的程度减小。由此可以得出, 试样在高的应变速率条件下, 晶粒细化比较明显, 随着应变速率的增大晶粒细化程度慢慢趋于稳定。这是因为变形温度一定时, 空位原子扩散加剧, 位错攀移和交滑移不断增加, 促使晶界迁移和位错运动的驱动力增加, 因此再结晶就越容易发生, 而变形速率越慢, 即变形时间越长, 再结晶行为越彻底。

3 结论

1. 随着变形温度的降低、应变速率的增大, Si-Mn-Cr-B合金钢热变形中的流变应力和峰值应力均呈增大趋势。

2. Si-Mn-Cr-B合金钢高温变形受热激活能过程的控制, 热变形激活能Q=372.6 kJ/mol, 峰值流变应力本构方程为:

$\begin{matrix} ε = 3.5 \times 10^{13} [\sinh {(0.01 σ)]}^{5.374} \times \exp (\frac{- 372600}{RT}) 。 \end{matrix}$

3. Si-Mn-Cr-B合金钢在高温变形过程中发生了动态再结晶, 当变形温度不变时, 低的应变速率有利于发生动态再结晶, 而应变速率不变时, 温度的升高有利于发生动态再结晶。动态再结晶晶粒的平均尺寸随着温度的升高、应变速率的降低而增大。

The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献

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被引期刊影响因子

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[5]	CAI Minghui, DING Hua, ZHANG Jiansu, LI Long, TANG Zhengyou, Deformation and fracture characteristics of ferrite/bainite dual-Phase steels, Chinese Journal of Materials Research, 23(1), 274(2009) [本文引用: 1] (蔡明晖, 丁桦, 张建苏, 李龙, 唐正友, 铁素体/贝氏体双相钢的变形和断裂特性, 材料研究学报, 23(1), 274(2009)) DOI URL [本文引用: 1] 摘要对一种低碳硅锰钢进行TMCP实验,获得了不同铁素体形态的铁素体/贝氏体双相钢(FB钢),研究了FB钢在单轴拉伸下的变形行为及断裂特性,结果表明:在均匀塑性变形阶段,FB钢的瞬时加工硬化指数n值与真应变ε 的关系曲线可分为n值较高、n值随ε缓慢下降以及n值随ε迅速下降三个阶段,与等轴铁素体/贝氏体双相钢相比,准多边形铁素体/贝氏体双相钢的强度和低应变区的n*值均比较高,FB钢拉伸试样颈缩区的孔洞或微裂纹产生在F-B相界面附近和铁素体内,有助于减弱裂纹尖端附近的局部应力集中,改善钢材的抗裂纹扩展性能.
[6]	WUYuanzhi, YAN Hongge, ZHU Suqin, CHEN Jihua, LIU Anmin, LIU Xianlan, Microstructure evolution and mechanical of Mg-Zn-Zr alloys during high strain rate triaxial-forging, Chinese Journal of Materials Research, 28(2), 144(2014) Magsci [本文引用: 1] (吴远志, 严红革, 朱素琴, 陈吉华, 刘安民, 刘先兰, Mg-Zn-Zr合金高应变速率多向锻造组织演变及力学性能, 材料研究学报, 28(2), 144(2014)) Magsci [本文引用: 1] 摘要 <p>对Mg-Zn-Zr合金进行高应变速率多向锻造变形, 研究了其组织演变和力学性能。结果表明, 高应变速率多向锻造工艺能强烈细化合金的晶粒组织, 形成由蜂窝状粗大再结晶组织和岛状细小再结晶组织构成的新颖组织, 初始晶界附近和初始晶粒内部的再结晶机制分别是旋转动态再结晶和孪生诱发动态再结晶。由于高应变速率多向锻造工艺具有强烈的晶粒细化能力并能有效避免强烈的基面织构, 可大幅提高合金的综合力学性能。累积应变∑Δ<italic></italic>ε=2.64时, ZK21和ZK60抗拉强度、屈服强度和延伸率分别为341.6 MPa、270.7 MPa、25.1%和330.2 MPa、232.3 MPa、24.8%。</p>
[7]	WANG Meng, WANG Zhong, SUN Shichao, FENG Xianlei, XIE Lingzhen, Hot compressive deformation behavior of 06Cr25Ni20 stainless steel, Transactions of Materials and Heat Treatment, 35(12), 222(2014) [本文引用: 1] (王孟, 王忠, 孙世超, 冯显磊, 谢玲珍, 06Cr25Ni20不锈钢的热压缩变形行为, 材料热处理学报, 35(12), 222(2014)) URL [本文引用: 1] 摘要采用Gleeble-3500热模拟机研究了06Cr25Ni20不锈钢在变形温度为950 ～1200℃,应变速率为0.5 ～50 s-1条件下的热压缩变形行为.通过线性回归分析确定06Cr25Ni20不锈钢的应变硬化指数以及变形表观激活能,获得06Cr25Ni20不锈钢高温条件下的流变应力本构方程,并验证该流变应力本构方程的准确性.研究结果表明,06Cr25Ni20不锈钢在热压缩变形过程中发生了明显的动态回复与动态再结晶,流变应力随应变速率的增加而增加,随温度升高而降低.
[8]	QIAO Huijuan, LI Fuguo, JI Guoliang, XIAO Meili, Deformation behavior at elevated temperature and processing map of Aermet100 steel, Rare Metal Materials and Engineering, 43(4), 926(2014) [本文引用: 1] (乔慧娟, 李付国, 冀国良, 肖美立, Aermet100钢高温变形行为及热加工图研究, 稀有金属材料与工程, 43(04), 926(2014)) URL [本文引用: 1] 摘要通过热模拟压缩试验研究了Aermet100钢在应变速率为0．01～50s-1，变形温度为1073～1473K和变形程度为0．05-0．9条件下的热变形行为，并采用正交分析方法研究了工艺参数（应变、应变速率、变形温度）对Aermet100钢热变形流动应力的影响规律，建立了基于正交分析的回归型Aermet100钢的热变形本构方程。综合考虑应变速率和变形温度对材料微观结构及性能的影响，依据动态材料模型（DMM）建立了基于本构方程的Aermet100钢的热加工图，并利用热加工图确定了Aermet100钢热变形时的流变失稳区，分析讨论了不同区域的Aermet100钢的高温变形特征。
[9]	TAN Zhilin, XIANG Song, Behavior of hot deformation and critical strain for dynamic recrystallization of a Q690 low carbon microalloyed steel, Transactions of Materials and Heat Treatment, 34(05), 42(2013) (谭智林, 向嵩, Q690低碳微合金钢热变形行为及动态再结晶临界应变, 材料热处理学报, 34(05), 42(2013)) URL 摘要利用Gleeble-3800数字控制热/力模拟试验机对Q690低碳微合金钢进行高温单道次热压缩实验,研究了不同变形温度(850～1150℃)、应变速率(0.01～30 s-1)条件下的热变形行为。采用峰值应力和饱和应力共同描述流变应力,确定了实验钢热变形激活能Q=356.05 kJ/mol,数值模拟回归出了实验钢的热变形本构方程。根据应变硬化率和应力的关系,确定了动态再结晶的临界应变值及其与Zener-Hollomon因子的关系式。
[10]	SUN Shuli, ZHANG Mingang, HE Wenwu, CHEN Huiju, TIAN Xiangju, Hot deformation mechanism and microstructure evolution of 9%Cr heat resistant steel, Materials Engineering, (12), 19(2010) [本文引用: 1] (孙述利, 张敏刚, 何文武, 陈慧琴, 田香菊, 9%Cr耐热钢的高温热变形机制及组织演变, 材料工程, (12), 19(2010)) [本文引用: 1]
[11]	Z. Yang, F. Zhang, C. Zheng, M. Zhang, B. Lv, L. Qu, Study on hot deformation behaviour and processing maps of low carbon bainitic steel, Materials & Design, (66), 258(2014) [本文引用: 1]
[12]	FU Jia, LI Yongtang, FU Jianhua, SONG Jianli, LEI Bufang, QI Huiping, Dynamic recrystallization behavior of as-cast 42CrMo steel during hot compression deformation, Materials for Mechanical Engineering, 36(2), 91(2012) [本文引用: 1] (付甲, 李永堂, 付建华, 宋建丽, 雷步芳, 齐会萍, 铸态42CrMo钢热压缩变形时的动态再结晶行为, 机械工程材料, 36(2), 91(2012)) URL [本文引用: 1] 摘要基于Gleeble-1500型热模拟试验机进行热压缩试验,通过对试验数据进行线性回归分析推导出了铸态42CrMo钢热压缩变形的本构方程,同时探讨了热压缩变形参数对显微组织的影响。结果表明:在相同的变形温度(850～1 150℃)下,该钢变形后的显微组织随着应变速率的增大逐渐变细,在5s-1时达到最细;在相同的应变速率(0.1～5s-1)下,显微组织随着变形温度的升高逐渐变细后再粗化,在1 050℃时马氏体板条最细;在相同的应变速率(1～5s-1)和变形温度(900～1 050℃)下,随着变形量的增加,再结晶晶粒尺寸均得到了显著细化;在温度为1 050℃、应变速率为5s-1、应变为0.6时热压缩后晶粒的细化效果最为显著。
[13]	XIA Yufeng, ZHAO Lei, YU Chuntang, QUAN Guozheng, ZHOU Jie, Dynamic recrystallization critical conditions of 42CrMo steel, Transactions of Materials and Heat Treatment, 34(4), 74(2013) [本文引用: 1] (夏玉峰, 赵磊, 余春堂, 权国政, 周杰, 42CrMo钢动态再结晶的临界条件, 材料热处理学报, 34(4), 74(2013)) URL [本文引用: 1] 摘要采用Gleeble-1500热模拟试验机对挤压态42CrMo钢进行等温热压缩实验,研究了在温度为1123～1348 K,应变速率为0.01～10 s-1条件下的动态再结晶行为。流变应力曲线对比分析表明:42CrMo钢在0.01～1 s-1的低应变速率下(除1 s-1和1123 K)发生动态再结晶型软化,在1～10 s-1的高应变速率下(含1 s-1和1123 K)发生动态回复型软化。采用加工硬化率的方法处理流变应力数据,结合lnθ-ε曲线的拐点及2(lnθ)/ε2-ε曲线的零点判据,研究42CrMo钢热塑性变形中动态再结晶发生的临界条件。结果表明:所有压缩试样均发生了动态再结晶;增加应变速率及降低变形温度会抑制动态再结晶的发生。进一步引入表征动态再结晶临界条件的临界应变模型,建立了临界条件与各热力参数之间的数学关系。验证表明该模型相对误差不超过7.8%。
[14]	C. M. Sellars, W. J. Mctegart, On the mechanism of hot deformation, Acta Metallurgica, 14(9), 1136(1966) DOI URL 摘要 Publication » On the mechanism of hot deformation.
[15]	ZHANG Xuemin, CAO Fuyang, YUE Hongyan, FENG Yicheng, GUO Erjun, KANG Fuwei, Establishment of constitutive equations of TC11 alloy during hot deformation, Rare Metal Materials and Engineering, 42(5), 937(2013) Magsci (张雪敏, 曹福洋, 岳红彦, 冯义成, 郭二军, 康福伟, TC11钛合金热变形本构方程的建立, 稀有金属材料与工程, 42(5), 937(2013)) Magsci
[16]	H. Takuda, H. Fujimoto, N. Hatta, Modelling on flow stress of Mg-Al-Zn alloys at elevated temperatures, Journal of Materials Processing Technology, 80(98), 513(1998) DOI URL 摘要 For the evaluation of flow stress of magnesium-based alloys AZ31 and AZ91 in hot working processes, a formula is derived by analysing the stress data measured at various temperatures and strain rates. The formula is expressed in a simple form by means of the temperature-compensated strain rate, i.e. the Zener–Hollomon parameter, Z. It is demonstrated that a linear equation of the logarithmic Z fits the flow stress of the alloys at elevated temperatures.
[17]	HUANG Weichao, LU Yalin, JIANG Haitao, LI Miaoquan, Effect of the process parameters on microstructure of the semisolid Al-4Cu-Mg alloy in the isothermal compression process, Rare Metal Materials and Engineering, 34(5), 833(2005) (黄维超, 卢雅琳, 江海涛, 李淼全, 变形条件对半固态Al-4Cu-Mg合金微观组织的影响, 稀有金属材料与工程, 34(5), 833(2005)) DOI URL 摘要研究了用应变诱发熔化激活法(SIMA)制备的半固态Al- 4Cu-Mg合金在不同变形温度、变形程度和应变速率下半固态压缩变形时的微观组织演变.研究结果表明:在半固态条件下,随变形温度的升高,晶粒平均尺寸增大,分形维数减小;变形程度增大,晶粒平均尺寸减小,分形维数先减小后增大;应变速率增大,晶粒平均尺寸先减小后略有增大,且在小的应变速率下,晶粒平均尺寸随应变速率变化的趋势较大,分形维数随着应变速率的增大而增大.
[18]	C. Zener, J. H. Hollomon, Effect of strain rate upon plastic flow of steel, Journal of Applied Physics, 15(1), 22(1944) DOI URL [本文引用: 1] 摘要 An experiment has been designed to check a previously proposed equivalence of the effects of changes in strain rate and in temperature upon the stress﹕train relation in metals. It is found that this equivalence is valid for the typical steels investigated. The behavior of these steels at very high rates of deformation may, therefore, be obtained by tests at moderate rates of deformation performed at low temperatures. The results of such tests are described. Aside from changing the isothermal stress﹕train relation, an increase of strain rate tends to change the conditions from isothermal to adiabatic. It is found that at low temperatures, the adiabatic stress﹕train relation in the plastic range is radically different from the isothermal, having an initial negative rather than a positive slope. This initial negative slope renders unstable homogeneous plastic deformation.
[19]	S. F. Medina, C. A. Hernandez, General expression of the Zener-Hollomon parameter as a function of the chemical composition of low alloy and microalloyed steels, Acta Materialia, 44(1), 137(1996) DOI URL [本文引用: 1] 摘要 Using torsion tests the Zener-Hollomon parameter has been determined in a selection of 18 steels with compositions appropriate for the study of the influence of each alloying element (C, Mn, Si, Mo, Ti, V, Nb) on the Zener-Hollomon parameter ( exp(QRT) =A (sinh 伪 )). It is demonstrated that all the alloying elements influence, to a greater or lesser extent, the activation energy (Q). A rise in the content of any alloy was found to increase the activation energy, except in the case of carbon which has the opposite effect. An expression is given for Q as a function of the content of each alloying element and the second side of the equation is completed by determining the optimum values of 伪 and n for all the steels, giving 0.01187 MPaand 4.458, respectively. It is demonstrated that A is not a constant but is a function of the activation energy. In this way it is possible to calculate the peak stress ( ) at any temperature and strain rate for any low alloy or microalloyed steel in the austenite phase. This study brings a new dimension to the Zener-Hollomon parameter and potentially improves its applications, for example in the calculation of stress-strain curves.

The effect of controlled cooling anti-wear diphase bainitic cast iron grinding ball and cast steel plate, PhD thesis (Kunming,

2000

... 贝氏体/马氏体复相钢不仅具有较高的硬度, 同时由于其组织含有一定含量的贝氏体组织, 使得材料的韧性也较好.近年来, 贝氏体/马氏体复相钢成为耐磨材料领域的研究和应用热点.Si₂Mn₃系列钢是制备应用于耐磨工况下贝氏体/马氏体复相钢的一种材料, 已得到了较好的研究和应用, 蒋业华等^[1]研究表明Si₂Mn₃系列贝氏体/马氏体复相钢的强韧性配合良好, 抗磨料磨损性能优异, 具有很好的综合力学性能^[2].有文献^[3]报道硅锰钢履带, 对比了各种附加物对芯砂抗开裂性能的影响, 并进行了浇注试验; 还有利用正火提高硅锰钢铸件的冲击韧性等^{[4, 5]}.综合以上研究, 材料的成型主要利用铸造工艺, 其组织会存在夹渣、气孔等铸造缺陷, 材料的韧性不高, 导致目前在高冲击耐磨工况下贝氏体/马氏体复相钢没有得到较好的应用. ...

The effect of controlled cooling anti-wear diphase bainitic cast iron grinding ball and cast steel plate, PhD thesis (Kunming,

2000

耐磨钢铁件的市场与生产,

2004

耐磨钢铁件的市场与生产,

2004

1995

0.23C-1.9Mn-1.6Si钢中的残余奥氏体对韧塑性的影响,

2014

0.23C-1.9Mn-1.6Si钢中的残余奥氏体对韧塑性的影响,

2014

铁素体/贝氏体双相钢的变形和断裂特性,

2009

铁素体/贝氏体双相钢的变形和断裂特性,

2009

Mg-Zn-Zr合金高应变速率多向锻造组织演变及力学性能,

2014

... 与铸造成型工艺不同, 锻压工艺具备了可使材料的组织致密、韧性提高等优势^[6], 但Si₂Mn₃钢的可锻性成为关键, 欲将锻压工艺应用于Si₂Mn₃钢的成型, 其高温变形行为和组织演变等研究迫在眉睫, 而截至目前本方面的研究鲜有报道^[7]. ...

Mg-Zn-Zr合金高应变速率多向锻造组织演变及力学性能,

2014

06Cr25Ni20不锈钢的热压缩变形行为,

2014

06Cr25Ni20不锈钢的热压缩变形行为,

2014

Aermet100钢高温变形行为及热加工图研究,

2014

... Si-Mn-Cr-B合金钢热压缩变形时在不同应变速率和不同温度条件下的真应力-真应变曲线如图1所示.从图1中可以看出: 流变应力主要与应变速率、变形温度及应变量有关.在变形初始阶段, 流变应力因加工硬化作用随着应变的增大而递增, 当达到峰值后又因动态回复与再结晶软化作用大于加工硬化作用而逐渐降低, 最终趋于稳定值, 表现为稳态流变特征^{[8, 10]}.在相同的应变速率条件下, 随着温度的升高, 流变应力逐渐下降, 如试样在应变速率0.01 s^-1时, 当变形温度从950℃升高到1200℃, 流变应力从100 MPa降低到40 MPa.这是因为随温度的升高, 热变形激活能作用增强, 原子的动能增大, 滑移系的临界切应力下降, 因此, 流变应力下降. ...

Aermet100钢高温变形行为及热加工图研究,

2014

Q690低碳微合金钢热变形行为及动态再结晶临界应变,

2013

Q690低碳微合金钢热变形行为及动态再结晶临界应变,

2013

2010

2014

... Si-Mn-Cr-B合金钢的真应力-真应变曲线分两类, 一类是动态回复型: 当加工硬化与动态回复基本达到平衡时, 流变应力也基本不再上升, 应力趋于稳定, 另一类是动态再结晶型: 应力在达到峰值应力后下降至稳态值且保持不变, 同时在变化过程中, 峰值应力随应变速率的增大和变形温度的降低而升高.同时有研究表明, 当变形程度足够时, 动态回复型曲线在达到峰值应力前已经发生了再结晶^{[11, 12]}. ...

铸态42CrMo钢热压缩变形时的动态再结晶行为,

2012

铸态42CrMo钢热压缩变形时的动态再结晶行为,

2012

42CrMo钢动态再结晶的临界条件,

2013

... 高温流变应力、应变速率和温度之间的关系可用包含激活能Q和温度T的双曲正弦修正的Arrhenius方程表示^[13-18]: ...

42CrMo钢动态再结晶的临界条件,

2013

... 高温流变应力、应变速率和温度之间的关系可用包含激活能Q和温度T的双曲正弦修正的Arrhenius方程表示^[13-18]: ...

On the mechanism of hot deformation,

1966

TC11钛合金热变形本构方程的建立,

2013

TC11钛合金热变形本构方程的建立,

2013

Modelling on flow stress of Mg-Al-Zn alloys at elevated temperatures,

1998

变形条件对半固态Al-4Cu-Mg合金微观组织的影响,

2005

变形条件对半固态Al-4Cu-Mg合金微观组织的影响,

2005

Effect of strain rate upon plastic flow of steel,

1944

... 高温流变应力、应变速率和温度之间的关系可用包含激活能Q和温度T的双曲正弦修正的Arrhenius方程表示^[13-18]: ...

General expression of the Zener-Hollomon parameter as a function of the chemical composition of low alloy and microalloyed steels,

1996

... 在材料热变形过程中, Zener和Hollomon^[19]指出, 变形温度(T)和应变速率(ε)对流变应力的影响可归结为复合因子的影响, 即Z参数.因此, 将采用Z参数来综合分析应变速率、变形温度对Si-Mn-Cr-B合金钢的高温变形流变应力的影响.Zener-Hollomon参数表示为^[20]: ...

〈

〉

Si-Mn-Cr-B合金钢的高温变形行为及组织演变研究*

Investigation on High Temperature Deformation Behavior and Microstructure Evolution of Si-Mn-Cr-B Alloy Steel

1 实验方法

2 结果与讨论

2.1 真应力-真应变曲线

2.2 热成形本构方程的建立

2.3 显微组织演变

3 结论

参考文献 文献选项 原文顺序 文献年度倒序 文中引用次数倒序 被引期刊影响因子

参考文献

原文顺序

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文中引用次数倒序

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