AH60C 高強鋼熱變形下動態(tài)再結晶行為研究

趙興通 閆 寒 田海濤 陳叢虎 霍桂蘭

（安陽鋼鐵股份有限公司）

0 前言

高強度鋼廣泛應用于工業(yè)領域，在社會經濟中具有舉足輕重的地位。安陽鋼鐵近幾年開發(fā)了強度大于460 MPa 的AH60C 微合金化高強鋼，AH60C高強鋼強度高、抗震性強，市場需求量較大[1]。因此，本研究主要針對AH60C 微合金化高強鋼熱變形下的動態(tài)再結晶行為進行研究，微合金鋼在熱變形條件下的動態(tài)再結晶可以降低位錯密度、影響變形抗力、細化晶粒等，從而進一步提高產品的力學性能[2-3]。該研究通過Gleeble-3800 熱模擬機對AH60C 高強鋼進行單道次壓縮試驗，研究了AH60C 高強鋼在變形溫度850 ℃、950 ℃、1 050 ℃，應變速率0.1 s-1、1 s-1、10 s-1條件下的動態(tài)再結晶行為，計算出AH60C 高強鋼α、n、A等材料參數(shù)以及熱變形激活能Q，建立本構方程，利用加工硬化原理確定動態(tài)再結晶臨界條件，得到了臨界條件和熱變形參數(shù)之間的定量關系，從而為AH60C高強鋼在實際中的熱加工工藝制定、優(yōu)化以及生產提供一定的參考依據(jù)。

1 試驗材料和方法

該試驗材料為安鋼生產的AH60C 高強度結構鋼連鑄坯，工藝流程：轉爐→吹氬站→LF 精煉爐→VD →寬板坯連鑄機，化學成分見表1。

表1 AH60C 化學成分

在200 mm×1 500 mm 連鑄坯上取200 mm×750 mm 的試驗樣，將試驗樣切割并加工成φ8 mm×12 mm 的圓柱體，打磨成光滑表面。在設定的變形溫度、應變速率、應變量等條件下，利用Gleeble-3800 熱模擬機進行恒溫、恒應變速率的壓縮試驗。采用單道次壓縮試驗，將試樣以20 ℃/s 加熱至1 200 ℃，保溫5 min，然后以10 ℃/s 冷卻至850 ℃、950 ℃、1 050 ℃，保溫10 s 開始變形，應變速率為0.1 s-1、1 s-1、10 s-1，應變量為1.20，快速水冷，試驗方案參數(shù)見表2，工藝如圖1 所示。

表2 AH60C 單道次壓縮試驗方案

圖1 單道次壓縮試驗工藝

2 結果與討論

2.1 不同變形條件下應力-應變曲線

AH60C 高強鋼在不同變形溫度和不同應變速率下的應力應變曲線，如圖2 所示。

圖2 AH60C 應力應變曲線

圖3 峰值應力與應變速率的關系

圖4 與ln[sinh（ασp)]的關系

從圖2 可以看出，應變速率一定時，隨著變形溫度的升高，流變應力降低。并且，流變應力隨著應變的增大而迅速增大，明顯呈現(xiàn)出加工硬化現(xiàn)象。隨著變形溫度的升高，分子間的動能增加，導致原子間的結合力逐漸降低，此時合金的變形抗力隨著變形溫度的升高逐漸降低。當應變速率為0.1 s-1，變形溫度達到1 050 ℃時，變形抗力先增加后下降，明顯發(fā)生了動態(tài)再結晶行為。當變形溫度在950 ℃、850 ℃時，隨著應變的增加，流變應力不斷增加，并沒有顯示出動態(tài)再結晶現(xiàn)象。在熱變形激活能的控制下，動態(tài)再結晶的形核率隨著變形溫度的不斷升高而不斷增大，從而增加了晶核長大的驅動力，進而增強了動態(tài)再結晶的軟化作用。因此，隨著變形溫度的升高，流變應力逐漸降低，動態(tài)再結晶的程度逐漸增加。相反，隨著變形溫度的降低，流變應力逐漸增加，動態(tài)再結晶的程度逐漸降低，甚至不會發(fā)生動態(tài)再結晶現(xiàn)象。當應變速率為1 s-1時，變形溫度達到1 050 ℃時，應力應變曲線有減緩趨勢，說明有發(fā)生動態(tài)回復，可以判斷出該應變速率下的軟化作用弱于應變速率為0.1 s-1時。隨著應變速率的增大，應力應變曲線沒有出現(xiàn)很好的峰值現(xiàn)象，是因為隨著應變速率的增大，在變形過程中很快形成了足夠的位錯塞積，變形儲能就會很快超過臨界值，從而誘發(fā)動態(tài)再結晶。這一過程快速、反復進行，晶粒尺寸較小，對后續(xù)變形阻力減小程度不明顯，很難出現(xiàn)動態(tài)再結晶特征曲線的完美峰值，甚至不會出現(xiàn)動態(tài)再結晶現(xiàn)象。此外，所需的時間會隨著應變速率的提高而縮短，導致應變更加局部化，此時需要更大的應力才能使整體材料都發(fā)生應變，因此隨著應變速率的增大，流變應力不斷增大。

2.2 變形激活能

從以上試驗得到的應力-應變曲線分析，已知隨著變形溫度的降低，峰值應力以及對應的能量越高，動態(tài)再結晶發(fā)生的可能性越小。這種關系可以通過Zener-Hollomon（Z）來表示[4]：

Z是溫度補償變形因子。當變形溫度較低，并且變形程度較高時，Z值越大。

與高溫金屬材料變形過程不同的是，高溫延伸過程類似的熱激活能過程取決于變形溫度和變形速率，因此可以選用包含變形激活能Q和溫度T的雙曲正弦方程描述[5-7]。

低應力水平下：

高應力水平下：

可以通過A、α、n、Q之間的關系來描述高溫的流變特性。

熱變形的條件已被W.J.M.Tegart 和C.M.Sellars通過實驗驗證了，可用溫度補償電壓率的齊納-霍爾參數(shù)來表示[8]：

對式（2）、式（3）、式（4）兩邊取對數(shù)，計算得到以式（5）、式（6）、式（7）：

通過單道次壓縮試驗得到的AH60C 在不同溫度不同速率條件下的峰值應力σp，見表3。

表3 AH60C 高強鋼峰值應力

利用方程線性回歸法，取得三條線上的平均斜率，得n'=10.186 15，β=0.079 323，故α==0.007 787（mm2/N）。

對于所有應力下，T和σ之間可以用雙曲線正弦關系表示：

由以上可知，α=0.007 787 mm2/N，化學成分對n 值的影響較大，不同的化學成分對n 值的影響不同，因此需要通過實驗來確定n 值。對式（8）兩邊取對數(shù)，得：

同理，通過式（9）可以看出ln[sinh（ασp)]與ln之間也存在線性關系，n 為斜率。因此得到其二者之間的關系曲線（如圖5 所示），推斷出平均值n=8.116 563。

圖5 ln[sinh（ασp)]與ln的關系

由此可以算出AH60C 高強鋼動態(tài)再結晶激活能Q=Rnb=293 305.163 J/mol。

通過式（1）和式（4）可以得出：

通過不同溫度下的應變速率得到不同的Z值，從而得到不同的Z 值與A[sinh（ασ）]n其中對應的峰值應力的對應關系（見表4），根據(jù)式（7）繪制出lnZ與ln[sinh（ασ）]的曲線關系（如圖6 所示），通過線性回歸方程所得的直線得出lnA=26.701 52。

表4 Z 值對應峰值應力σp

圖6 lnZ 與ln[sinh（ασ）]的關系

因此計算得到AH60C 高強鋼峰值應力條件下的高溫本構方程：

2.3 動態(tài)再結晶臨界條件

如前所述，所得到的的應力應變曲線并沒有明顯的顯示出動態(tài)再結晶的特性峰值，但也不能說明該過程僅僅發(fā)生了動態(tài)回復，并沒有發(fā)生動態(tài)再結晶。其中，動態(tài)再結晶臨界條件是關鍵的研究目標，因此利用Poliak 和Jonas 研究發(fā)現(xiàn)的θ-σ關系曲線，當材料發(fā)生動態(tài)再結晶時，θ-σ關系曲線會出現(xiàn)拐點，即?2θ/?σ=0。對其求導推導出?（lnθ）/?ε=?θ/?σ，說明不僅θ-σ曲線會出現(xiàn)拐點，lnθ-ε曲線也會出現(xiàn)拐點。因此，通過應力應變曲線繪制lnθ-ε曲線，利用?2（lnθ）/?ε=0 計算出臨界應變，進而確定動態(tài)再結晶發(fā)生的臨界條件[9]。當變形溫度在1 050 ℃，應變速率0.1 s-1條件下，應力應變曲線如圖7所示。

圖7 變形溫度1 050 ℃、應變速率0.1 s-1 時的應力應變曲線

該試驗獲得的應力應變曲線無法直接從曲線中計算出加工硬化率θ，通過對曲線進行擬合得到擬合方程，在經過微分得到在應變下的加工硬化率θ，繪制出lnθ與ε曲線以及?（lnθ）/?ε與ε曲線，如圖8 所示。

圖8 變形溫度1050℃、應變速率0.1s-1 時的ε 及?（lnθ）/?ε 與ε 之間的關系

從圖8 可以看出，在應變0.1 附近出現(xiàn)拐點，對其曲線進行三次擬合，得到：

當?2（lnθ）/?ε=0 時，所對應的應變即為材料在1 050 ℃、應變0.1 s-1時對應的臨界應變εc=0.134 27。

因此，通過此方法繪制出該高強鋼在不同條件下的lnθ與ε曲線，如圖9 所示。

圖9 AH60C 不同變形溫度和不同應變速率下的lnθ 與ε 關系曲線

從圖9 可以看出，不同變形溫度、不同應變速率下lnθ-ε曲線不同。加工硬化率在變形初期迅速降低，隨著變形增大逐漸進入緩慢階段，在緩慢階段出現(xiàn)了拐點。

不同變形溫度和不同應變速率下的?（lnθ）/?ε與ε的關系如圖10 所示。

圖10 AH60C 不同變形溫度和不同應變速率下的?（lnθ）/?ε 與ε的關系

從圖10可以看出，?（lnθ）/?ε-ε均有最大值，且最大值時的應變對應著lnθ-ε 曲線拐點處應變，此處應變?yōu)锳H60C 高強鋼發(fā)生動態(tài)再結晶時的臨時應變。當變形溫度一定時，臨界應變隨著應變速率的增大而增大；當應變速率一定時，臨界應變隨著變形溫度的增大而減小。

使用最廣泛的Sellras 模型來表示臨界應變：

對其兩邊求對數(shù)，得：

根據(jù)不同變形溫度和不同應變速率下的臨界應變εC和對應的Z值，繪制出lnεC-lnZ散點圖，對其進行線性擬合，如圖11 所示。

圖11 lnεC-lnZ 之間的關系

由圖11 可得到擬合方程：

故，臨界臨界應變預測模型為

3 結論

（1）AH60C 高強鋼在不同變形條件下對動態(tài)再結晶行為有顯著的影響，隨著變形溫度的升高，流變應力降低；隨著應變速率的增大，流變應力增大，并且變形溫度越高，應變速率越低，動態(tài)再結晶越徹底；采用Zener-Hollomon 參數(shù)的正弦函數(shù)計算出材料參數(shù)值α、n、A 以及AH60C 高強鋼熱變形激活能Q為293 305.163 J/mol。

（2）AH60C 高強鋼應力應變曲線具有動態(tài)再結晶特征，其變形溫度達到1 050 ℃，應變速率達到0.1 s-1時應力應變明顯出現(xiàn)了完全動態(tài)再結晶現(xiàn)象；并且lnθ-ε 曲線出現(xiàn)拐點，在?（lnθ）/?ε與ε曲線出現(xiàn)最大值，曲線最大值對應的應變即為動態(tài)再結晶臨界應變。

（3）AH60C 高強鋼發(fā)生動態(tài)再結晶行為時，臨界應變隨著變形溫度的升高而降低，隨著應變速率的增大而增大，且在本次試驗條件下，AH60C 高強鋼以及動態(tài)再結晶臨界應變預測模型為εC=3.04×10-4Z1.88975。