含硼不锈钢的热变形行为

廉晓洁

(1.太原钢铁(集团)有限公司，先进不锈钢材料国家重点实验室，太原 030003；2. 山西太钢不锈钢股份有限公司技术中心，太原 030003)

0 引 言

含硼不锈钢不仅具有良好的吸收中子性能，还具有高的强度和良好的韧性，在废核燃料储存及运输的容器方面得到越来越多的应用[1-3]。但硼在γ相中的溶解度很低，过量添加硼元素会导致不锈钢铸坯中析出硬而脆的(Fe,Cr)2B相，导致钢的热加工性能变差，在锻造、轧制时极易造成轧件开裂，甚至引发断裂事故[4]；同时硼元素的加入使不锈钢的凝固态组织为共晶组织，且随着硼含量的增加，液相线下降，共晶硼化物数量增多，在晶界处由网状连续分布变成呈棒状、团球状分布，从而导致不锈钢的塑韧性降低[1]。目前有关含硼奥氏体不锈钢的研究主要集中在硼含量、热处理工艺等对其显微组织和性能的影响方面[5-7]，但是对其热变形行为的研究却鲜有报道。热变形行为的研究对于优化生产工艺、促进产品开发与提高产品质量等都具有非常的意义。因此，作者在304奥氏体不锈钢的成分基础上，添加了质量分数为1.96%的硼元素，采用真空感应熔炼技术制备含硼不锈钢；通过单道次热压缩试验获得该钢的真应力-真应变曲线，基于试验数据建立该钢的热变形本构模型，获得动态再结晶的临界条件，研究含硼不锈钢的热变形行为，为含硼不锈钢的热加工工艺制定提供理论依据。

1 试样制备与试验方法

在304奥氏体不锈钢成分基础上加入一定量的硼铁合金，采用50 kg真空感应熔炼炉进行熔炼，得到含硼不锈钢铸坯，测得其化学成分(质量分数/%)为0.039C，1.02Mn，17.79Cr，1.66Ti，12.03Ni，1.96B，余Fe。

用线切割方法在铸坯上截取尺寸为φ10 mm×15 mm的试样，在Gleeble 3800型热模拟试验机上进行单道次热压缩试验，即以20 ℃·s-1的速率将试样加热到1 050 ℃保温150 s，再以25 ℃·s-1的速率加热或冷却至变形温度保温30 s，然后分别在0.1，1，10 s-1应变速率下进行压缩变形。试验钢在变形温度1 150 ℃、应变速率0.01 s-1、变形量50%和变形温度1 200 ℃、应变速率0.01 s-1、变形量30%条件下热压缩后的宏观形貌如图1所示，可以看出在变形量较大(50%)或者变形温度较高(1 200 ℃)条件下，试样均出现了严重的开裂，且在1 200 ℃热压缩后试样已出现熔化现象，这也验证了文献[3]和文献[4]的结果，即当硼质量分数大于0.5%时，将试验钢加热至1 200 ℃时其热延性为零。因此，试验钢的热变形温度不应高于1 150 ℃，设置为900，950，1 000，1 050，1 100，1 150 ℃，变形量(工程应变)设为30%(真应变为0.356 7)。试验结束后采用喷水方式将试样冷却到室温。采用EVO18型扫描电子显微镜(SEM)观察微观形貌。

图1 试验钢在不同条件下热压缩后的宏观形貌Fig.1 Macromorphology of test steel after hot compression under different conditions

2 试验结果与结论

由图2可知，不同条件下热压缩后试验钢的流变应力曲线均可分为3个阶段。当应变量较小时，随着热压缩变形的进行，应力随着应变量的增加而迅速增加到峰值，流变曲线呈现明显的加工硬化特征。这是因为在热压缩过程中晶格畸变使得试验钢组织中产生了大量的位错并形成缠结，加工硬化作用远远大于由原子扩散和位错湮灭而引起的软化作用[8]。随着变形的进行，再结晶的驱动力不断增大，动态再结晶软化速率加快，在流变曲线上表现为真应力趋于稳定值，这表明此时加工硬化作用与再结晶软化作用处于动态平衡状态，试验钢发生了动态再结晶[9]。当变形量继续增加时，流变曲线呈下降趋势，这说明动态软化效应已超过了加工硬化作用。当应变速率达到10 s-1时，900 ℃下的真应力急剧增大至峰值，这是由低变形温度和大变形速率下位错大量增殖所致。在相同应变速率下，随着变形温度的升高，试验钢的峰值应力及其对应的真应变降低，这是由于随着温度的升高，原子发生扩散和位错发生攀移的驱动力增大，动态软化速率加快[8]。当变形温度一定(1 150 ℃)时，随着应变速率的减小，峰值应力及其对应的真应变降低，这是由变形速率越低，动态再结晶越容易发生所致。综上可知，在试验条件下随着变形量的增加，真应力先迅速上升，达到峰值应力后下降，流变应力曲线呈典型的动态再结晶型，软化机制以动态再结晶为主。

图2 试验钢在0.1,1,10 s-1和不同变形温度以及1 150 ℃和不同应变速率下热压缩时的真应力-真应变曲线Fig.2 True stress-true strain curves of test steel during hot compression at 0.1,1,10 s-1 and different deformation temperatures (a-c) and 1 150 ℃ and different strain rates (d)

3 热变形本构方程的建立与验证

3.1 本构方程的建立

(1)

(2)

式中：n1,n，A，α，β均为材料常数，其中α=β/n1；R为气体常数，8.314 5 J·mol-1·K-1；Q为热变形激活能，kJ·mol-1。

在回归拟合较佳的条件下，由式(1)中双曲正弦函数求得的材料常数与由幂函数和指数函数求得的结果基本一致[12]。对式(1)中的幂函数和指数函数形式方程两边取自然对数可得：

(3)

(4)

对式(3)和式(4)两边进行偏微分可得：

(5)

(6)

对式(1)中的双曲正弦函数形式方程两边取自然对数可得：

(7)

对式(7)两边求导可得：

(8)

(9)

图3 试验钢热压缩时不同变量间的线性拟合曲线Fig.3 Linear fitting curves between different variables for test steel during hot compression

由式(1)和式(2)可得：

(10)

对式(10)两边取对数可得：

(11)

根据式(11)拟合得到lnZ-ln sinh(ασ)曲线如图3(e)所示，计算得到lnA为55.368 8，n为6.740 2。因此，在试验范围内基于峰值应力构建的试验钢的热变形本构方程为

(12)

高温变形条件下，与变形温度及应变速率相比，变形量对应力的影响较小[14]，因此大多数研究中不考虑变形量的影响。可知，上述基于峰值应力所构建的方程不能够准确地表征整个热变形过程中应力的变化。为了更精确地表征含硼不锈钢在热变形过程中的流变特征，利用以真应变为自变量的5次多项式来拟合含硼不锈钢在不同真应变下的材料常数α，Q，lnA，n，拟合曲线如图4所示，拟合结果如表1所示。由图4可知，含硼不锈钢材料常数与应变的5次多项式拟合相关系数均大于0.995，表明以变形量为自变量的5次多项式能够很好地表征含硼不锈钢材料常数的变化规律。根据双曲正弦函数定义，流变应力可表征为Z参数的函数，再结合5次多项式的拟合结果，含硼不锈钢的本构关系可描述为

(13)

3.2 本构模型的验证

为验证所建立本构模型的准确性，另选取4组工艺，即：950 ℃，7 s-1；1 050 ℃，5 s-1；1 100 ℃，3 s-1和1 150 ℃，0.01 s-1进行热压缩试验，将由试验测得的真应力-真应变曲线与模型预测曲线进行对比。由图5可知，随机选取的4组变形条件下的试验数据和预测数据吻合较好，平均相对误差绝对值仅为2.76%，这说明所建立的本构模型能够准确预测含硼不锈钢的热变形行为。

图4 试验钢的材料常数与真应变的拟合曲线Fig.4 Fitting curves between material constants and true strain for test steel

表1 试验钢材料常数5次多项式的拟合结果

图5 试验测得不同变形条件下真应力-真应变曲线与模型预测结果的对比Fig.5 Comparison of tested true stress-true strain curves and predicted results from model under different deformation condition

3.3 动态再结晶发生的临界条件

图6 试验钢在不同变形条件下的真应力与加工硬化率的关系曲线Fig.6 Relation curves between true stress and working hardening rate of test steel under different deformation conditions

由图7可知，在所有变形条件下，-∂θ/∂σ均存在一个最小值，其对应的真应力即为临界应力。随着变形温度的增加或变形速率的减小，临界应力减小，这表明在高温或低应变速率下变形，试验钢更容易发生动态再结晶，这与HAN等[17]的研究结果一致。

图7 试验钢在不同变形条件下的-∂θ/∂σ-σ曲线Fig.7 -∂θ/∂σ-σ curves of test steel under different deformation conditions

临界应力和峰值应力对应的临界应变εc和峰值应变εp的拟合曲线如图8所示。由图8可知：当εp较小时，εc-εp数据点位于拟合直线的下方，即变形温度较高、应变速率较小时，试验钢较易发生动态再结晶；而当εp较大时，εc-εp数据点基本上位于拟合直线的上方，即变形温度较低、应变速率较大时，动态再结晶不易发生。由图9可知：在1 150 ℃，1 s-1条件下热压缩后，当真应变为10%时，试验钢组织中出现了再结晶晶粒，此时热压缩试验过程中的流变应力大于临界应力，这验证了计算结果的准确性；随着变形量的进行，组织中形成了更多的再结晶晶粒。

图8 试验钢的εp与εc关系Fig.8 Relation between εp and εc of test steel

图9 试验钢在1 150 ℃和1 s-1条件下热压缩不同真应变时的显微组织Fig.9 Microstructures of test steel during hot compression with different true strains at 1 150 ℃ and 1 s-1

4 结 论

(1) 在变形温度900～1 150 ℃和应变速率0.1～10 s-1条件下热压缩后，含硼不锈钢的流变应力-应变曲线为典型的动态再结晶型，软化机制以动态再结晶为主；随着变形温度的升高或应变速率的减小，试验钢的峰值应力及其对应的真应变降低。

(2) 根据热压缩试验数据，基于Arrhenius方程并结合5次多项式拟合建立了含硼不锈钢的热变形本构方程，且由方程计算所得的真应力-真应变曲线与试验测得的相吻合，平均相对误差绝对值为2.76%，说明所建立的本构模型能够准确预测含硼不锈钢的热变形行为。结合加工硬化率-真应力曲线确定了含硼不锈钢发生动态再结晶的临界应力，变形温度较高、应变速率较小时，该钢较易发生动态再结晶。