Ti_IF钢铁素体区热变形行为研_省略__Hollomen参数方程的建立_王昭东

文章编号:1005-0299(2000)04-0006-05Ti-IF钢铁素体区热变形行为研究和Zener-Hollomen参数方程的建立王昭东1,何晓明2,赵　昆2,张丕军2,李自刚2,刘相华1,王国栋1(1.东北大学轧制技术及连轧自动化国家重点实验室,辽宁沈阳110006;2.宝山钢铁集团公司,上海200000)摘　要:利用单道次压缩变形,研究了变形温度、变形速率和变形程度对一种Ti-I F钢的奥氏体区、铁素体区和两相区的热变形行为的影响.在奥氏体区和铁素体区变形时,随变形温度的降低流变应力增加,而在两相区变形时,随变形温度的降低流变应力降低.T i-I F钢的铁素体动态再结晶受变形温度的影响最大,在铁素体变形高温区可以发生动态再结晶,铁素体区变形高温区域的变形抗力显著降低.根据流变应力曲线,确定了T i-I F钢Z-Hollomen参数方程.关键词:T i-IF钢;铁素体变形;动态再结晶;Z-Hollomen参数中图分类号:T G151 文献标识码:A Ferritic hot deformation behavior and expression of Zener-Hollomenparameter of a Ti-IF steelWANG Zhao-dong1,H E Xiao-ming2,ZHAO Kun2,ZHANG Pi-jun2,LI Zi-gang2,LIU Xiang-hua1,WANG Guo-dong1(1.Na tio nal Key Lab of Rolling and Automation Nor theastern University,Sheny ang110006,China;2.Bao Ironand Steel Corp,Shanghai200000,China)A bstract:Presents the investigation of defo rmation temperature,strain rates and strain o n the deformation behavior of a Ti-IF steel using single pass compressing test in Gleeble thermal simulator and the increase of flow stress w ith the decrease of deformation temperature in austenite reg ion and ferrite region,and its de-crease with the increase of deformation temperature inγ※αregion and concludes that the ferritic dy namic recrystallization was most influenced by defo rmation temperature and in the high ferritic deformation tem-perature region,dynamic recrystallization is more easily happened and flow stress w as rem arkable inclined. Key words:Ti-IF steel;ferritic deformation;dynamic recrystallization;Z-Hollomen parameter 采用铁素体区热轧工艺不仅可以降低成本,简化工序、节约能源、提高生产效率,因此铁素体区轧制工艺研究成为轧制工艺研究的热点问题之一,日本、美国、德国比利时等国一些钢铁生产企业已经将铁素体区轧制技术成功地应用于工业生产中[14].传统的观点认为,随着轧制温度的降低,轧制负荷的增加,特别是进入铁素体区轧制负收稿日期:2000-03-07基金项目:国家重大基础研究项目(G1998061509)作者简介:王昭东(1968-),博士,副教授.荷更是急剧增加,在这个区间轧制,会对设备造成损害.而实质上,当变形进入两相区时,由于奥氏体晶粒的面心立方结构和铁素体晶粒的体心立方结构的差异,随相变过程的进行变形抗力将急剧下降.因此对在铁素体区变形时的变形行为的变化特点深入了解是实现铁素体区高精度轧制的关键问题之一.本文将采用热模拟实验手段,对一种Ti-IF钢的热变形行为,特别是铁素体区热变形行为进行了研究,总结了变形温度、应变速率对其流变应力的影响,并建立了铁素体区热变形方程.第8卷　第4期 材　料　科　学　与　工　艺 Vol.8　No.4 2000年12月 MATERIAL SCIENCE&TECHNOLOGY Dec.　20001　实验材料和实验方法 实验用钢为宝钢工业生产的一种Ti -IF 钢(无间隙原子钢),化学成分w (B )/%为C 0.0025,Si 0.03%,M n 0.15,P 0.01,S 0.052,Al 0.037,N 0.0024,Ti 0.072.采用热膨胀法,确定相变点Ar 3和Ar 1分别为886℃和844℃.在Gleeble 热模拟试验机上进行单道次压缩实验,实验采用单道次平面应变压缩实验,研究实验钢的奥氏体区、两相区和铁素体区的热变形行为,实验工艺示意图如图1所示.实验过程中,试样以10℃/s 的速度加热到1050℃,保温5min 使其充分奥氏体化,然后以同样的速度将试样温度降到预定的变形温度,保温2min 使试样的温度分布均匀,之后进行变形.为了比较全面的反映变形速度对铁素体变形行为的影响,选择了七个应变速率0.001s -1、0.01s -1、0.1s -1、5s -1、10s-1、30s-1和70s-1.变形温度θD 范围选择为600～1050℃.其中在奥氏体区的变形温度间隔为50℃,在铁素体区和两相区变形温度最小间隔为25℃.以体现由奥氏体区到铁素体区的整个转化过程中的临界流变应力变化规律.实验钢不同变形温度和变形速率下的流变应力曲线如图2和图3所示.图1　单道次压缩实验工艺流程示意图Fig .1　Illustration o f sing le compresstest·7·　第4期 王昭东,等:T i -I F 钢铁素体区热变形行为研究和Z ener -Hollomen 参数方程的建立图2　变形温度对变形速率为5,10,30,70s -1时实验钢流变应力的影响Fig .2　I nfluence of deformation temperature on flow Stress of steel under test at strain rates of 5,10,30,70s -1图3　变形速率对实验钢流变应力的影响Fig .3　Influence of strain rate on flow stress of steel under test2　实验结果及分析 实验用Ti -IF 钢在变形速率为5s-1(图2a )、10s -1(图2b )、30s -1(图2c )、70s -1(图2d )时不同变形温度下的流变应力曲线中,a -1、b -1、c -1、d -1对应于四种变形速率下奥氏体变形时的应力应变曲线,a -3、b -3、c -3、d -3对应于铁素体变形时的应力应变曲线,a -2、b -2、c -2、d -2对应于γ※α相变区间的应力应变曲线.从图中可以看出,当变形在奥氏体区和铁素体区时,流变应力都是随着温度的降低而呈线性增加,而在γ※α相变区间变形时,随变形温度的降低流变应力下降.图3表示在铁素体区变形温度为800℃和600℃下应变速率对流变应力曲线的影响.虽然有学者认为[5,6],由于铁素体所具有的体心立方结构和高达180MJm -2到1450M Jm -2层错能,它在变形过程中容易进行动态回复,而不易发生动态再结晶,但在一定的变形条件下[7],铁素体也会发生动态再结晶现象.在变形温度为800℃时,变形速率在0.1～0.001s -1时,由于变形速率慢,再结晶得以充分进行,并有充分的时间使再结晶晶粒长大,软化作用大于硬化作用,因此流变应力随变形的进行而逐渐下降,随变形速率的增加,加工硬化作用逐渐占据主导作用,此时很难发生再结晶.在变形温度600℃时,相同应变速率下的临界流变应力较800℃时有很大的提高,尤其在0.001s -1的低应变速率下,临界流变应力几乎提高了一倍,这说明800℃时,低应变速率下铁素体的动态再结晶软化作用尤为明显,同时也可以发现在600℃变形时,Ti -IF 钢很难发生动态再结晶,大多数条件下只能发生动态回复.根据在不同变形条件下的流变应力曲线,可以得到不同温度与变形速度下的临界流变应力变化规律,如图4所示.IF 钢的临界流变应力随温度的变化可分为三个阶段:奥氏体区、两相区和铁素体区.在奥氏体区和铁素体区,临界流变应力随温度的降低而升高,而在两相区,则随温度的降低而显著降低.在铁素体区,由于铁素体自身晶体结构的特点,其变形抗力的起点值较低.在两相区,由于铁素体的层错能高,变形过程中容易发生交滑移,扩散系数较大,动态回复比奥·8·材　料　科　学　与　工　艺 第8卷氏体快,所以在相同的变形速率和温度下,铁素体比奥氏体的变形抗力要低.虽然,温度降低会使变形抗力有所增加,但此时这一作用较铁素体本身的特性影响要弱.因此,在两相区变形抗力随温度的降低而降低.当相变结束,奥氏体完全转变为铁素体后,随着温度的降低,变形机理发生变化,变形抗力随之升高.这是由于温度降低首先导致原子热振动的振幅减小,位错运动相对困难,加大了加工硬化程度;温度的降低还会导致滑移不易进行.而且,随着温度的降低,阻碍了回复和再结晶等软化行为的发生,从另一方面巩固了加工硬化的效果.所有这些都综合决定了铁素体区随温度的降低变形抗力升高的变化规律.综合图2和图4,可以发现在铁素体区变形700℃～850℃的高温区域,Ti -IF 钢的流变应力低于单相奥氏体900℃变形时的流变应力.当低于700℃时,Ti -IF 钢的流变应力高于单相奥氏体变形时的流变应力图4　变形温度和应变速率对临界流变应力σCFS 的影响F ig .4　I nfluence of T emperature and Strain Rate on CriticalF low Stress3　实验钢铁素体热变形方程的建立 在等温变形条件下,实验钢的应力应变关系曲线由变形速率、变形温度通过Z -Hollomen 参数决定[8],Z -Hollomen 参数方程为Z =﹒εexp (Q re x /R T )(1)式中:Q rex 为动态软化激活能,kJ /mol ,R 为气体常数,8.31J /mol .根据流变应力同温度、应变速率之间的强烈依赖关系,Sellars [8]认为﹒ε、T 和σp之间存在一个普遍适用的双曲正弦关系式:﹒ε=A [sin h (ασp )]n·ex p (-Q rex /R T )(2)式中:A 、α、n 是与钢种成分有关的参数.α值变化较小,其值在0.012～0.013之间,取0.012.其他参数需根据实验数据确定.对式(2)两边取对数,整理得:ln ﹒ε+Q rex/R T -ln A =n ·ln [sin h (ασp )](3)当﹒ε一定时,根据式(3),对1/T 求偏导数,得:Q rex =R n [ln sin h (ασp )] (1/T )=Rnb (4)式中:b =[ln sin h (ασp )] (1/T )﹒ε,回归后得到1/T 与ln sin h (ασp )之间关系曲线,其平均斜率即为b ,如图5(a ).图5　ln sin h (ασp )与1/T 、ln ﹒ε之间的关系Fig .5　Relationship between ln sin h (ασp )and 1/T ,ln ﹒ε 若变形温度一定,根据式(3),对ln ﹒ε求偏导,可以求得n 值,即:n =ln ﹒εln sin h (ασp )T(5)ln sin h (ασp )与ln ﹒ε之间存在线性关系,采用最小二乘法进行回归,其关系曲线平均斜率的倒数即为n 值,如图5.将n 、b 的值代入式(4),即可求得动态软化过程激活能Q rex .根据上述推导及计算,得到实验钢式(4)中的有关参数值如表1所示.表1　实验钢的A 、b 、n 及Q rex 值Ta ble 1　A 、b 、n and Q r ex v alue of the experim ental IF steelA b n Q rex /kJ ·mol -17.437×10159311.734.9494838993·9·　第4期 王昭东,等:T i -I F 钢铁素体区热变形行为研究和Z ener -Hollomen 参数方程的建立4　结　论 (1)当变形在奥氏体区和铁素体区时,Ti-IF钢的流变应力随着温度的降低而增大,而在γ※α相变区间变形时,随变形温度的降低流变应力下降.在铁素体区变形700～850℃的高温区域,Ti-IF钢的流变应力低于单相奥氏体900℃变形时的流变应力.随变形速率的增大,Ti-IF 钢的流变应力增大.(2)当变形温度足够高和变性速率足够低时,Ti-IF钢不仅会发生动态回复,而且也会发生动态再结晶.(3)通过Z-Hollomen参数建立了实验钢铁素体区热变形方程,确定了动态软化过程激活能(Q re x)为382.993kJ/mol.参考文献:[1]Langer H,Bleck W.M etallurgical aspect of ferriticho t rolling[A],M odern LC and U LC shee t steels forcold for ming[C].P rocessing and Properties,1998,301-312.[2]M atsuoka S.Development of super deep drawablesheet by lubricant hot rolling in ferrite reg ion[A],Recent development of modern L C and U LC sheetsteels in Japan,M odern LC and U LC Sheet Steels fo rCold Fo rming[C].P rocessing and Properties,1998,85-96.[3]Parks W H,Rock T R.Ferritic rolling of interstitial-free steel[J].Iron and Steel Engineer,1997(10):35-36.[4]Herman J C,Cantinieaux P,Langlais J M.Futureprospects o f ferritic hot-rolled thin strip steel:a new″low cost″approach for steel sheet production[J].SteelWorld.48-54.[5]Bleck 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