鎳微合金化9310鋼的高溫熱變形行為

張志正，王春旭，黃順喆，厲 勇，劉憲民，周曉龍

（1.昆明理工大學材料科學與工程學院，昆明 650093；2.鋼鐵研究總院特殊鋼研究所，北京 100081）

0 引 言

9310鋼是國內外廣泛使用的一種低成本軸類用高強度滲碳鋼，具有優良的綜合性能，如強度高、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構件，如航空領域中的關鍵齒輪、齒輪軸、主旋翼軸、尾槳軸等［1］。目前國內外對9310鋼的研究較多，主要集中在奧氏體冷卻轉變和晶粒長大行為、組織和性能以及高溫熱變形行為等方面［2－5］，而將鎳微合金化技術應用于9310鋼的相關研究還鮮見報道。作者采用Gleeble-3800型熱模擬試驗機對真空感應熔煉鎳微合金化9310鋼的熱變形行為進行了研究，為其工業化試制提供技術支持。

1 試樣制備與試驗方法

試驗用鎳微合金化9310鋼（以下簡稱試驗鋼）采用真空感應冶煉，其化學成分為（質量分數/%）0.12C，1.21Cr，3.24Ni，0.11Mo，0.66Mn，0.26Si，0.017Nb，余Fe。鋼錠經高溫擴散退火后，鍛造成型，然后加工成尺寸為φ10mm×15mm的壓縮試樣。軸向壓縮試驗在Gleeble-3800型熱模擬試驗機上進行，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，最大真應變為0.9，變形后立刻噴水淬火，以便分析其高溫組織。用線切割機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，用光學顯微鏡觀察顯微組織。

2 試驗結果與討論

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，試驗鋼的高溫流變曲線表現為動態回復型和動態再結晶型［6］兩種類型。在試驗范圍內，動態再結晶只在較高的變形溫度和較低的應變速率條件下發生。在高溫變形過程中，試驗鋼的流變應力隨著變形溫度的降低和應變速率的增大而提高。在相同應變速率下，變形溫度越高，動態軟化速率越快，因而動態軟化程度越大，峰值應力和穩態流變應力逐漸降低，峰值應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，隨著應變速率的增加，試驗鋼的加工硬化率提高，峰值應力和穩態流變應力也隨之升高。當應變速率為0.01s－1、變形溫度高于1 173K時，試驗鋼的流變曲線就表現為動態再結晶型；而當應變速率提高至0.1s－1和1s－1，變形溫度分別在1 273～1 473K和1 373～1 473K時，試驗鋼的高溫流變曲線才表現為動態再結晶型；而當變形速率達到10s－1時，在試驗溫度范圍內，試驗鋼的高溫流變曲線只表現為動態回復型。然而金屬在高溫變形過程中是否發生了動態再結晶，單從高溫流變曲線上還不能完全斷定，必須借助于相應的顯微組織加以分析確認。

從圖2可以看出，變形前試驗鋼奧氏體晶粒平均尺寸約為70μm。從圖3可以看出，應變速率為0.01s－1、變形溫度為1 173K 時，試驗鋼組織大部分為拉長的條狀變形晶粒，此時試驗鋼在變形過程中未發生動態再結晶，只發生動態回復；當變形溫度高于1 173K后，顯微組織均為動態再結晶晶粒，并且隨著變形溫度的升高，晶粒發生長大。

圖1 試驗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，應變速率為0.1s－1，變形溫度為1 173K時，試驗鋼組織（圖略）主要為變形晶粒，在變形過程中發生動態回復，當變形溫度高于1 173K后組織表現為動態再結晶。應變速率為1s－1的試驗鋼組織（圖略）表明，變形溫度為1 173K時，試驗鋼只發生了動態回復，當變形溫度升高至1 273K后，組織為動態再結晶晶粒，這與相應的高溫流變曲線特征存在差別。應變速率為10s－1試驗鋼組織（圖略）表明，變形溫度只要高于1 273K，試驗鋼就可以發生動態再結晶，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。具有較高加工硬化率的金屬在高溫變形過程中往往會出現部分動態再結晶，但所產生的軟化不足以抵消加工硬化，此時即使發生了動態再結晶，在高溫流變曲線上也不會表現出動態再結晶的明顯特征，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力既與材料化學成分有關，又與變形溫度T、應變速率ε·以及應變ε有關，當材料成分不變時，流變應力σ與變形條件之間具有如下的雙曲正弦關系［7－8］：

式中：σ為峰值應力σp成穩定狀態流變應力σs，或相應于某指定應變量的流變應力，此處σ采用峰值應力σp；R為氣體常數；Q為控制軟化過程的激活能；A，n，α為相關常數。

在低應力時，式（1）可簡化為

其中，常數α，β及n′之間滿足α＝β/n′。對式（2）和（3）兩邊分別取對數并整理得到：

在高應力時，式（1）可簡化為

圖3 應變速率為0.01s－1時不同變形溫度下試驗鋼的顯微組織Fig.3 Microstructure of test steel after deformation at different temperatures with stain rate of 0.01s－1

將圖1的真應力－應變曲線數據按式（4）和（5）處理得到峰值應力－應變速率關系曲線，如圖4所示。從圖中可以看出和都近似呈線性關系，通過線性回歸分析可得，β＝0.072 75MPa－1和n′＝7.736 4，進而計算得α＝β/n′≈0.009 403 9。

對式（1）兩邊取自然對數得：

圖4 峰值應力與應變速率的關系Fig.4 Relationship between peak stress and strain rate

當變形溫度恒定時，式（6）兩邊對應變速率求偏導，得：

當應變速率恒定時，式（6）兩邊對1/T求偏導，得：

根據圖1中的高溫流變曲線數據，可得峰值應力與應變速率和變形溫度之間的關系曲線，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（Zener-Hollomon因子）被廣泛用以表征變形溫度及應變速率對熱變形過程的綜合作用。在熱變形過程中有如下關系式［9］：

圖5 峰值應力與應變速率和變形溫度的關系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）可得試驗鋼的參數表達式為

通過已求得的熱變形激活能，便可以計算得到不同變形條件下試驗鋼的Z參數。可以看出，隨著Z值的增加，試驗鋼熱變形過程中的峰值應力相應增加，且lnZ與lnsinh（ασp）呈線性關系，相關系數可達到0.99，如圖6（a）所示，根據參考文獻［10］中的處理方法，得到σp與Z參數的關系式（13），如圖6（b）所示。

3 結 論

（1）鎳微合金化9310鋼的流變應力和峰值應變隨著變形溫度的升高和應變速率的降低而減小；試驗鋼在真應變為0.9，應變速率為0.01～10s－1的條件下，隨著變形速率的提高，其發生完全動態再結晶的溫度也逐漸升高。

圖6 lnsinh（ασp）-lnZ和σp－lnZ的關系曲線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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