9Cr18不銹鋼熱變形行為研究

趙翠清，宋仁伯，趙 聰，潘東遠(yuǎn)

（北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京，100083）

9Cr18屬于馬氏體不銹鋼，淬火后具有高硬度、高耐磨性和耐腐蝕性，常用于制作不銹鋼軸承，而軸承零件經(jīng)常處于摩擦、高溫等工況。近幾十年來(lái)，國(guó)內(nèi)外關(guān)于9Cr18不銹鋼的研究報(bào)道有很多，其中大多數(shù)是對(duì)其耐磨性和耐蝕性的研究，或是針對(duì)具體軸承零件的特點(diǎn)進(jìn)行的工藝改良，而針對(duì)9Cr18不銹鋼熱變形行為的研究還相對(duì)較少。為此，作者采用Gleeble－1500型熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)9Cr18不銹鋼進(jìn)行不同參數(shù)條件下的高溫壓縮試驗(yàn)，研究變形溫度、應(yīng)變速率等對(duì)其變形抗力的影響，并建立9Cr18的變形抗力模型，分析其在高溫壓縮過(guò)程中的變形特征，以期為9Cr18不銹鋼在實(shí)際生產(chǎn)中的工藝參數(shù)制定提供參考。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為符合GB／7 1220—2007的9Cr18棒料，直徑為10 mm，其化學(xué)成分如表1所示。采用車削加工除去棒材表面1 mm厚度材料，徑向切割，制成φ8 mm×15 mm的標(biāo)準(zhǔn)壓縮試樣。

表1 9Cr18不銹鋼的化學(xué)成分（wB／%）Table 1 Chemical compositions of 9Cr18 stainless steel

高溫壓縮試驗(yàn)在Gleeble－1500型熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，氬氣保護(hù)。采用圓柱形碳化鎢作壓頭，試驗(yàn)時(shí)壓縮端面涂抹MoS2高溫潤(rùn)滑劑，以減小由摩擦引起的試驗(yàn)誤差，保證變形的均勻性和穩(wěn)定性［1］。

采用DSC差熱分析掃描儀測(cè)出試樣熔點(diǎn)為1 384℃，根據(jù)熔點(diǎn)制定熱壓縮試驗(yàn)溫度為850～1 100℃，變形速率為0.01～10.0 s－1。試驗(yàn)設(shè)計(jì)工藝如圖1所示。

圖1 熱壓縮試驗(yàn)工藝示意圖Fig.1 Schematic diagram of hot compression deformation

2 結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)力－應(yīng)變曲線分析

圖2為試樣在不同工藝條件下的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線。由圖2可以看出，試樣在不同的應(yīng)變速率或應(yīng)變溫度下變形的過(guò)程中都出現(xiàn)了峰值應(yīng)力，即都發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。

圖2 9Cr18不銹鋼的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線Fig.2 True stress－true strain curves of 9Cr18 stainless steel

圖3 9Cr18不銹鋼加工硬化率與流變應(yīng)力的關(guān)系Fig.3 Relationship betweenθandσfor 9Cr18 stainless steel

圖4 9Cr18不銹鋼的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變量Fig.4 Critical strains of dynamic recrystallization for 9Cr18 stainless steel

由圖2可見(jiàn)，應(yīng)力達(dá)到峰值后的應(yīng)力－應(yīng)變曲線變化規(guī)律可分為兩種：①850℃和900℃時(shí)應(yīng)力－應(yīng)變曲線明顯下降，且直至形變結(jié)束也沒(méi)有出現(xiàn)平穩(wěn)或再度上升的現(xiàn)象。這表明隨著應(yīng)變量的增大，試樣的加工硬化效果逐漸顯著，由圖4可見(jiàn)，該溫度下動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變量εc較大，因此晶粒需要變形到一定程度以儲(chǔ)存足夠大的畸變能為第二輪動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒的形核與長(zhǎng)大提供動(dòng)力；②950～1 100℃時(shí)應(yīng)力－應(yīng)變曲線隨變形量的增大先有小幅度降低，后逐漸趨于平緩。這是由于該溫度下εc較小，第二輪動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒形核長(zhǎng)大容易進(jìn)行，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的進(jìn)行所引起的軟化作用與加工硬化相持平，最終達(dá)到加工穩(wěn)定硬化階段。

圖5 高溫壓縮試樣顯微組織（＝0.5 s－1）Fig.5 Microstructures of samples at different deformation temperatures（＝0.5 s－1）

2.2 變形抗力模型的建立

變形抗力模型的研究以考慮變形溫度、應(yīng)變速率和應(yīng)變量等宏觀量對(duì)流變應(yīng)力的影響為主，近年來(lái)國(guó)內(nèi)外對(duì)不同鋼種在不同條件下變形抗力模型的研究有很多，比較成熟的有Cigara模型、Hollomon模型以及周紀(jì)華－管克智模型等［4－6］。參考用于不銹鋼的流變抗力模型和經(jīng)驗(yàn)公式，結(jié)合理論研究以及多次曲線擬合、回歸分析和精度檢驗(yàn)，最終確定周紀(jì)華－管克智模型［6］能夠較好地描述9Cr18熱壓縮變形抗力與各變量的關(guān)系：

式中：σ為流變應(yīng)力，MPa；σ0、a1～a6為待定常數(shù)；ε為應(yīng)變量為應(yīng)變速率，s－1；T為熱力學(xué)溫度，K。由式（1）可知，變形溫度與變形抗力為對(duì)數(shù)關(guān)系，應(yīng)變速率與變形抗力為雙對(duì)數(shù)關(guān)系，變形程度與變形抗力近似為冪函數(shù)關(guān)系。

利用1stOpt軟件對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合。采用麥夸特法（Levenberg－Marquardt）和通用全局優(yōu)化法進(jìn)行計(jì)算［7］，計(jì)算用時(shí)55 min，迭代次數(shù)為35，擬合結(jié)果如表2所示。

表2 擬合結(jié)果Table 2 Fitted values

將參數(shù)的最佳估值代入式（1），確定9Cr18不銹鋼變形抗力模型為：

對(duì)該模型進(jìn)行誤差分析，得到相關(guān)系數(shù)R＝0.991 9，均方差為13.104 9，表明模型擬合度較高。

圖6為不同工藝參數(shù)下根據(jù)模型計(jì)算與實(shí)測(cè)得到的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線比較，從圖6中可以看出模型計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的吻合性良好。

圖6 實(shí)測(cè)與擬合的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of measured and simulated true stressstain curves

2.3 熱變形方程的建立

試樣在高溫壓縮熱變形過(guò)程中，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生是一個(gè)熱激活的過(guò)程，需要一定的形變激活能Q。能否發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶與Zener－Hollomon（Z－H）參數(shù)和ε有關(guān)［8］。

試樣的峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率的關(guān)系如圖7所示。從圖7中可以看出，應(yīng)變速率相同時(shí)，變形溫度越高，峰值應(yīng)力越低。

圖7 應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力的關(guān)系Fig.7 Relationship between lnε·and ln sinh（）［］ασ

鋼的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系取決于應(yīng)變速率和變形溫度T，可用Z－H參數(shù)表示為［9－10］：

式中：Z為Z－H參數(shù)，其物理意義是溫度補(bǔ)償?shù)淖冃嗡俾室蜃樱籖為氣體常數(shù)；n、α和A均為常數(shù)，與材料本身有關(guān)；Q為形變激活能，kJ／mol，它能反映材料熱變形的難易程度，也是材料在熱變形過(guò)程中重要的力學(xué)性能參數(shù)［11］。

通過(guò)轉(zhuǎn)化可得熱變形流變應(yīng)力方程：

利用最小二乘法對(duì)峰值應(yīng)力的雙曲正弦函數(shù)進(jìn)行線性擬合，通過(guò)斜率的計(jì)算可以得到9Cr18不銹鋼熱變形的形變激活能Q＝461.7 kJ／mol，其值高于一些常見(jiàn)鋼種的形變激活能，即9Cr18不銹鋼熱變形相對(duì)較難進(jìn)行，而這恰恰適用于常處于摩擦、高溫等工作環(huán)境中的軸承類零件，以保證其耐高溫性能。

結(jié)合式（4）和式（5）可以得到常數(shù)n、α和A的值分別為7.884 99、0.004 34和2.468 17×1018。

將形變激活能代入式（3）中得到Z－H參數(shù)的表達(dá)式為：

將形變激活能與各常數(shù)帶入式（4）中，得到9Cr18的熱變形流變應(yīng)力方程為：

3 結(jié)論

（1）應(yīng)變速率一定時(shí)，9Cr18動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量εc隨溫度的升高而降低，高的形變溫度和低的應(yīng)變速率有利于再結(jié)晶的發(fā)生。

（2）基于周紀(jì)華－管克智模型得到9Cr18不銹鋼變形抗力模型為：

且該抗力模型的擬合性較好。

（3）9Cr18不銹鋼形變激活能Q值為461.7 kJ／mol，其Z－H參數(shù)表達(dá)式為：

［1］ 陳程，尹海清，曲選輝，等.鉬塑性變形抗力數(shù)學(xué)模型的研究［J］.塑性工程學(xué)報(bào)，2007，14（2）：7－8.

［2］Najafizadeh A，Jonas J J.Predicting the critical stress for initiation of dynamic recrystallization［J］.ISIJ International，2006，46（11）：1 679－1 684.

［3］ 禹寶軍，關(guān)小軍，趙健，等.高性能橋梁鋼A709MHPS485wf動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件的預(yù)測(cè)［J］.材料熱處理學(xué)報(bào)，2011，32（1）：150－154.

［4］ Cingarra A，McQueen H J.New formula for calculating flow curves from high temperature constitutive data for 300 austenitic steels［J］.Journal of Materials Processing Technology，1992，36：31－42.

［5］ Koc P，Stok B.Computer－aided identification of the yield curve of a sheet metal after onset of necking［J］.Computational Materials Science，2004，31（1／2）：155－168.

［6］ 周紀(jì)華，管克智.金屬塑性變形阻力［J］.北京鋼鐵學(xué)院學(xué)報(bào)，1983（1）：123－139.

［7］ 宋仁伯，項(xiàng)建英，劉良元，等.316L不銹鋼的熱變形抗力模型［J］.機(jī)械工程材料，2010，34（6）：85－88.

［8］ 馬榮，楊亞峰，燕青芝，等.9Cr低活化馬氏體鋼高溫變形行為［J］.北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，33（2）：172－177.

［9］ Ebrahimi G R，Keshmiri H，Momeni A，et al.Dynamic recrystallization behavior of a superaustenitic stainless steel containing 16%Cr and 25%Ni［J］.Materials Science and Engineering A，2 0 1 1，5 2 8：7 488－7 493.

［10］Eskandari M，Najafizadeh A，Kermanpur A.Effect of strain－induced martensite on the formation of nanocrystalline 316L stainless steel after cold rolling and annealing［J］.Materials Science and Engineering A，2009，519：46－50.

［11］Momeni A，Dehghani K.Characterization of hot deformation behavior of 410 martensitic stainless steel using constitutive equations and processing maps［J］.Materials Science and Engineering A，2010，527：5 467－5 473.