SA508 Gr.3Cl.1鋼動態再結晶行為研究

馬 璟，劉建生，郭 楨

(1.太原科技大學 材料科學與工程學院,山西 太原 030024；2.河南科技大學 材料科學與工程學院,河南 洛陽 471023)

0 引言

SA508 Gr.3Cl.1鋼由于具有優良的低溫沖擊韌性、淬透性、抗中子輻照性能及切削加工性能，廣泛用于制造壓水堆核電站壓力容器等核電設備的關鍵零件[1-2]。根據美國材料與試驗協會ASTME112標準，這些鍛件的晶粒尺寸應為5級或更細，目前，這些零件都是通過自由鍛工藝加工制造的。在材料熱變形過程中，動態再結晶對金屬材料內部微觀組織的變化起著至關重要的作用。在工業加工過程中，動態再結晶是控制金屬組織和性能有效且可行的常用方法[3-4]。因此，詳細了解其動態再結晶行為對工業生產具有重要意義。

目前，研究人員對SA508 Gr.3Cl.1鋼組織、性能及成形過程進行了許多研究。文獻[5]通過微觀分析的方法研究了核電SA508-3鋼高溫回火過程中，M-A島對沖擊韌性的影響，深冷或回火預處理可改善正火態SA508-3鋼650 ℃高溫回火后析出相聚集區中M3C的尺寸、 形態和分布，進而在一定程度上提高了SA508-3鋼低溫沖擊韌性，其中400 ℃預回火處理效果最佳。文獻[6]研究了熱處理工藝參數對顯微組織、強度和低溫沖擊韌性的影響，結果表明：隨著冷速下降，材料的強度和沖擊韌性同時降低，冷速在10～50 ℃/s時發生馬氏體相變，SA508-3鋼可以達到強度和低溫沖擊韌性的良好結合。文獻[7]研究了SA508-3鋼粗大非平衡組織重新加熱時的靜態再結晶機制及晶粒長大規律，發現奧氏體晶核優先在晶界處以球狀形成，在晶內有少數晶核形成，在900 ℃以上，奧氏體晶粒長大速率緩慢，大于1 000 ℃時，奧氏體晶粒迅速粗化。文獻[8]發現了SA508-3鋼熱處理工藝參數對微觀組織的影響規律。文獻[9-10]通過物理模擬和數值模擬相結合的方法建立了SA508-3鋼高溫變形本構模型，并應用于封頭的成形過程，驗證了該模型與試驗結果吻合良好。文獻[11]研究了SA508-3鋼的奧氏體晶粒生長過程，通過試驗分析了奧氏體晶粒隨加熱溫度和加熱時間的變化規律，并建立了與試驗結果吻合的奧氏體晶粒生長的數學模型。文獻[12]研究了SA508-3鋼的奧氏體晶粒長大規律，在低溫條件下由于晶界釘扎作用奧氏體化晶粒尺寸很快達到極值，而在高溫條件下由于沉淀相融化，在所研究加熱時間內晶粒尺寸迅速增大，但并未達到極值。然而，對其動態再結晶動力學及再結晶晶粒尺寸模型的研究較少。由于大型鍛件質量達數十噸甚至上百噸，對其采用實物模擬研究耗時長、試驗成本過高，采用縮比試驗與實際成形過程相差較大，因此多采用數值模擬的方法進行研究，而提高數值模擬精度的關鍵就是建立精確的動態再結晶的數學模型[13-16]。本文通過等溫壓縮熱模擬試驗研究了SA508 Gr.3Cl.1鋼熱變形行為，基于改進的Avrami方程建立了動態再結晶動力學模型，以變形溫度和應變速率為變量建立了再結晶晶粒尺寸模型，可為SA508 Gr.3Cl.1鋼鍛件的熱加工工藝參數提供理論依據和指導。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

本次試驗所用的鋼材是由太原重工股份有限公司鍛造分公司提供的鍛態SA508 Gr.3Cl.1鋼，材料的化學成分見表1。

表1 SA508 Gr.3Cl.1鋼的化學成分 %

1.2 試驗方法

對淬火后的試樣進行鑲嵌、打磨和拋光，用過飽和苦味酸溶液腐蝕試樣，在光學顯微鏡下觀察試驗材料熱變形后的晶粒形貌，借助Image-Pro Plus分析軟件測得晶粒尺寸。

2 試驗結果分析

2.1 流動應力-應變曲線

金屬材料的高溫塑性變形是一個加工硬化和加工軟化共同作用的過程。一方面，隨著變形的增加，位錯增殖和位錯糾纏增加，導致加工硬化；另一方面，動態回復(dynamic recovery,DRV)和動態再結晶(dynamic recrystallization,DRX)則會引起加工軟化。動態回復和動態再結晶是金屬熱變形過程中兩種典型的軟化機制[17-18]。 SA508 Gr.3Cl.1在變形溫度為950～1 200 ℃、應變速率為0.001-1s-1、0.01-1s-1、0.1-1s-1和1 s-1時的流變應力-應變曲線如圖1所示，流變應力與變形溫度和應變速率關系密切。從圖1a和圖1b中可以看出：在應變速率為0.001～0.01 s-1、變形溫度950～1 200 ℃的條件下，流變應力曲線均出現了明顯的動態再結晶特征。以1 050 ℃、0.01 s-1為例，在變形初始階段(變形量ε≤臨界應變εc，見圖1b)，流變應力曲線顯示出明顯的加工硬化特征，流變應力隨應變的增加快速增加。在這一階段，由應變增加引起金屬晶格畸變，產生大量的位錯增殖和位錯糾纏。加工硬化導致的應力增加大于原子擴散和位錯湮滅引起的軟化導致的應力減小。當ε>εc時，應力曲線出現峰值，加工硬化速率隨著應變的增加而降低。在這一階段，位錯密度隨著應變的增加持續增加，導致再結晶驅動力增加，促進動態再結晶速率增加，位錯密度運動速率增大，同時變形時間充足，增加了位錯湮滅的可能性，導致軟化作用增強。故流變應力增加，速度減小，當加工硬化速率達到0時，流變應力達到峰值應力。接著，由于應變的增加，動態再結晶持續產生，動態回復和動態再結晶導致的軟化速率超過硬化速率，流變應力逐漸減小。當硬化和軟化達到平衡時，流變應力曲線出現一段水平階段。圖1c和圖1d與圖1a和圖1b對比可以看出：當變形溫度較低時，以1 000 ℃、1 s-1為例，流變應力曲線未出現動態再結晶特征，流變應力隨應變的增加持續增加，達到峰值以后趨于平穩。在此變形條件下，在變形初期，其流變應力曲線變化趨勢與圖1a和圖1b中相同；而在變形后期，隨著應變的增加，位錯密度增加，由于位錯的相互干擾形成位錯堆垛、位錯塞積及位錯林，從而阻礙位錯運動。同時，低的變形溫度和高的應變速率阻礙了動態再結晶的產生[19]。綜上，在高溫低應變速率下，SA508 Gr.3Cl.1鋼更容易發生動態再結晶。

2.2 熱變形參數對動態再結晶組織的影響

SA508Gr.3Cl.1鋼在不同變形條件下的晶粒形貌如圖2所示。變形溫度、壓下量和應變速率對動態再結晶均產生一定的影響。由圖2a～圖2c可以看出：當應變速率為0.1 s-1、壓下量為50%、變形溫度為950 ℃時，原始晶粒被拉長，動態再結晶僅在晶界處少量出現，可看到少量的細小等軸晶晶粒；溫度升高至1 050 ℃時，新的等軸狀再結晶晶粒已布滿晶界并向晶內擴展，原始晶粒被新的等軸狀再結晶晶粒取代，說明動態再結晶已發生完全；溫度升至1 150 ℃時，動態再結晶晶粒尺寸明顯長大。由圖3d～圖3f可以看出：變形溫度為1 050 ℃、壓下量為10%時，由于變形量較小，仍然為原始粗大晶粒，動態再結晶基本沒有發生；當壓下量為30%時，新的等軸狀再結晶晶粒已大量出現；當壓下量增大至50%時，新的細小動態再結晶晶粒已布滿整個基體。對比圖3b、圖3f和圖3g可以看出：在變形溫度為1 050 ℃、壓下量為50%時，應變速率為0.1～0.001 s-1，動態再結晶均完全產生，但隨著應變速率的降低，由于變形時間增加，會使新的細小動態再結晶晶粒產生明顯的長大。綜上所述，隨著溫度的升高、壓下量增大、應變速率降低，動態再結晶驅動力增加，材料動態再結晶更容易產生。而且當動態再結晶充分發生的情況下，隨著變形溫度的升高和變形速率的降低，新的動態再結晶晶粒產生一定的長大。

(a) 950 ℃-0.1 s-1-50% (b) 1 050 ℃-0.1 s-1-50% (c) 1 150 ℃-0.1 s-1-50% (d) 1 050 ℃-0.01 s-1-10%

2.3 動態再結晶臨界應變的確定

(Ⅰ)對真實應力-真實應變曲線上的應力對應變求一階倒數，得到加工硬化率-流動應力(θ-σ)曲線，如圖3所示。

圖3 θ-σ曲線

(Ⅱ)將峰值應力之前的θ-σ曲線用三階多項式擬合，

θ=Aσ3+Bσ2+Cσ+D。

(1)

(Ⅲ)方程(1)對σ求二階導數，得：

(2)

(3)

圖曲線

(a) σc與Z之間的關系

εc=0.000 37Z0.173 46;

(4)

σc=0.415 738Z0.145 30。

(5)

2.4 動態再結晶動力學模型

引入動態再結晶體積分數，采用修正的Avrami方程來描述SA508 Gr.3Cl.1鋼的動態再結晶在熱變形過程中的進程。數學表達式[21]為：

(6)

其中：Xd為動態再結晶體積分數；Kd和nd為材料常數；εc和εp為臨界應變和峰值應變。同時，動態再結晶引起的軟化分數Xd可由式(7)估算：

(7)

其中：σss為流動應力中的穩態應變；σp、σss可以在試驗的應力-應變曲線上直接得出。

將方程 (6)兩邊取自然對數，得：

(8)

(9)

根據方程(9)得到不同熱變形條件下，SA508 Gr.3Cl.1鋼動態再結晶體積分數Xd與變形量ε之間的關系曲線，如圖6所示。由圖6a～圖6d可以看出：溫度一定時，Xd隨著應變的增加而增加。由圖6a可知：在應變速率為0.001 s-1時，ε超過0.6以后，Xd在試驗溫度范圍內均接近1，即發生了充分的動態再結晶。在變形溫度為1 200 ℃時，隨著應變速率的增加，Xd接近1的最小應變值逐漸增大，當應變速率增大至1，應變達到0.7時的Xd為0.9，仍然沒有發生充分的動態再結晶。因此，在較高溫度或較低應變時，Xd數值更接近或等于1，即動態再結晶更充分。

2.5 動態再結晶晶粒尺寸模型

動態再結晶晶粒尺寸與變形溫度和應變速率密切相關，因此選擇以變形溫度和應變速率兩個參數為變量的晶粒尺寸模型，數學表達式[22]為：

(10)

其中：dDRX為動態再結晶晶粒尺寸；f1、f2為與材料有關的常數；Q為動態再結晶激活能，J/mol；R為氣體常數，R=8.314 J/mol；T為開爾文溫度，K。對方程(10)兩邊取對數，得：

(11)

將試驗測得的再結晶晶粒尺寸和溫度、應變速率的數據代入式(11)，通過線性擬合(見圖7)可得：f1=30 272.25，f2=-0.211 4，Q=-89 323.78 J/mol，所以，SA508 Gr.3Cl.1鋼的動態再結晶模型為：

(12)

為驗證模型的準確性，將動態再結晶晶粒尺寸實測值與計算值進行對比，如圖8所示。試驗值與計算值之間的相關系數R為0.97，平均相對誤差為6.43%，均方根誤差為7.52，因此，該模型可以比較精確地預測SA508 Gr.3Cl.1在熱變形時的動態再結晶晶粒尺寸。

圖8 動態再結晶晶粒尺寸實測值與計算值對比

3 結論

(1) SA508 Gr.3Cl.1鋼的流動應力曲線可以分為有穩態階段和沒有穩態階段兩種。前一階段的變形機制以動態再結晶或動態回復為主導，而后一階段以應變硬化為主導。在高溫低應變速率下，更容易發生動態再結晶，在動態再結晶進行充分的情況下，溫度越高或變形速度越小，動態再結晶晶粒尺寸越大。

(2) 采用P-J法確定了SA508 Gr.3Cl.1鋼動態再結晶開始發生的臨界應力和臨界應變，并且建立了σc、εc與Z之間關系的數學模型。考慮變形溫度和應變速率對動態再結晶晶粒尺寸的影響，建立了精度較高的動態再結晶晶粒尺寸模型。所建立的數學模型可以為SA508 Gr.3Cl.1高溫熱變形生產實踐提供理論參考。