夏文真，赵宪明，张晓明，吴　迪

（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　１１０８１９）

摘  要：为研究超低碳贝氏体钢的热加工特性，在实验室热模拟试验机上分别进行了单道次压缩实验和双道次压缩实验。研究表明，该钢进行两阶段轧制时，在奥氏体再结晶区时应进行大压下低速轧制，在奥氏体未再结 晶 区 时 应 进 行 快 速 轧 制 以 缩 短 轧 制 周 期；其 奥 氏 体 动 态 再 结 晶 临 界 应 变 为εｃ ＝０．００３７１２ε０．１２６１１８ｅｘｐ（４８３７８．８６６７／Ｔ），且变形激活能为４０２．２２２ｋＪ／ｍｏｌ；利用经过调整后的周纪华式流变应力模型进行非线性拟合，模型具有较高的可靠性；其奥氏体静态再结晶动力学方程为：ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］，且静态再结晶激活能为３９４．８５２ｋＪ／ｍｏｌ。

关键词：超低碳贝氏体钢；动态再结晶；流变应力模型；静态再结晶

超 低 碳 贝 氏 体 （Ｕｌｔｒａ－ｌｏｗ　Ｃａｒｂｏｎ　Ｂａｉｎｉｔ，ＵＬＣＢ

）钢是近几十年来发展起来的具有高强度、高韧性、焊接性能优良的新钢种系列，被誉为绿色环保钢种［１］。这类钢由于大幅度降低碳含量，使碳的危害、碳化物析出的影响等问题已基本消除，故其钢材的焊接性能极佳，可以实现焊前不预热、焊后不热处理。钢的强度不再依靠碳含量，而主要依靠细晶强化，位错、亚结构强化，以及沉淀强化等来保证，因此钢的强韧性匹配极佳［２，３］。

钢的组织性能和生产成本与其热加工过程密切相关。为了尽可能提高产品的力学性能和降低生产成本，需要控制好热加工过程中的参数，为后期的在线或者离线热处理提供很好的初始条件。因此，对超低碳贝氏体钢的流变行为、动态及静态软化行为的研究非常必要。

１实验材料及方法

实验用高强度超低碳贝氏体钢的化学成分（质量 百 分 数）为：ｗ（Ｃ）＝ ０．０５％，ｗ（Ｓｉ）＝０．４８３％，ｗ（Ｍｎ）＝１．７１％，ｗ（Ｐ）＝０．００４５％，

ｗ（Ｓ）＝０．００１７％，ｗ（Ｎｂ）＝ ０．０９％，Ｔｉ、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｂ适量。

在东北大学轧制技术及连轧自动化国家重点验室ＭＭＳ－３００热变形模拟试验机上进行了单道次、双道次压缩实验，以研究实验钢的热变形行为，试样尺寸为Φ８ｍｍ×１５ｍｍ。

单道次压缩实验方案：在充满氮气的状态下，试样 先 以２０℃／ｓ的 速 率 加 热 至

１２５０℃，保 温３ｍｉｎ，使微合金元素充分固溶、奥氏体充分均匀化。然后以１０℃／ｓ的速率冷却 到 至 变 形 温 度８００、８５０、９００、９５０、１０００、１０５０、１１５０℃，保温１０ｓ后压缩，变形量为８０％，变形速率为０．０１、０．１、１．０、１０．０ｓ－１，记录变形时的应力应变曲线。

双道次压缩实验方案：将试样以２０℃／ｓ的速率加热到１２５０℃，保温３ｍｉｎ后，以１０℃／ｓ的速率冷却至变形温度８５０、９００、９５０、１０００、１０５０℃，保温６０ｓ后进行第１次压缩，变形速率５ｓ－１，变形量２５％；第１次压缩变形完成后卸载，等温分别保持１、５、２０、５０、１００、４００ｓ后以同样的变形速率进行第２次压缩，变形量３０％，第２次压缩完成后立即进行水冷、卸载和记录应力应变曲线。

２实验结果与讨论

２．１单道次压缩应力应变曲线及分析

图１为单道次压缩不同变形温度和不同变形速率下的应力应变曲线。由图１可知，应变速率越大，变形温度越小，材料的变形抗力越大；变形速率在１ｓ－１以上时，不同变形温度下均不发生动态再结晶；变形速率为０．１ｓ－１，变形温度在９００℃以上时发生了动态再结晶；变形速率为０．０１ｓ－１，不同变形温度下都发生了动态再结晶。这是由于变形速率大，其要求位错运动速率大，这样所需的变形抗力增加；变形温度与原子间结合力是负相关关系，因此变形温度越小，变形抗力越大［４］；变形温度和变形速率对动态再结晶的临界变形量有影响，高温低速时，临界变形量变小，亦即在高温低速条件下变形时容易发生动态再结晶［５］。由此，在奥氏体再结晶区轧制时应采用“大压下低速轧制”，在奥氏体未再结晶区轧制时应快速轧制以缩短轧制周期。

由图１中的应力应变数据，可以获取ＵＬＣＢ钢在不同温度和应变速率下的峰值应力σ

ｐ及对应的峰值应变εｐ，见图２。由图２可知，ＵＬＣＢ钢的真应力－真应变曲线上的峰值应力与峰值应变都随着变形温度的升高而降低，且随着变形速率的增大而增大。

２．２变形激活能和动态再结晶临界应变

在文献［６－８］中，通过Ｚ（Ｚｅｎｅｒ－Ｈｏｌｌｏｍｏｎ）参数和双曲正弦函数来确定流变应力，即：

式中，Ｚ参数为补偿温度后的变形速率；Ｑ为变形激活能；Ａ、ｎ为与材料有关的系数；α

为用于调节使之与线性相关的系数。

实验得到的数据只能拟合出３个参数，上式中有４个参数，由于α是调节系数，不妨令

α为０．００１、０．００５、０．０１、０．０１５、０．０２０时分别拟合出Ａ，ｎ和

Ｑ的值，并计算其相对误差值，再根据数据点拟合其相对误差值的平方和ｙｃ与α的关系，

取ｙｃ最小时的α值。这样，４个参数均可拟合出。Ａ、ｎ和Ｑ相对误差值的平方和ｙｃ与

α的关系见图３，误差的平方和的最小值所对应的α值为α＝０．０１００２。这与文献［９

］中α对于碳钢、低合金钢一般取值０．０１２的结论相符合。

当变形温度一定时，对ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］求偏导，可 得 ＝５．０７３０；当 变 形 速 率 一 定 时，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］对１／Ｔ求 偏 导，可 推 得Ｑ ＝４０２．２２１９ｋＪ／ｍｏｌ。再通过ｎ和Ｑ值，推导出Ａ＝３．０２２５×１０１６。

ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］与１／Ｔ之间的关系曲线如图４所示，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］与之间的关系曲线如图５所示。

由图４、图５可知，ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］与１／Ｔ、ｌｎ［ｓｉｎｈ（ασｐ）］与的线性相关系数很高，这也说明ＵＬＣＢ钢在热加工变形时的流变应力与变形速率和温度之间是满足双曲正弦形式的双曲正弦关系的。动态再结晶临界应变是研究动态再结晶时的重要参数。由文献［９，１０］可知：

和的关系见图６。

这样，动态再结晶临界应变为：

                                 （１０）２．３　流变应力模型

根据真应力－真应变曲线的数据，选用经过调整后的周纪华式流变应力模型［９，１１］进行非线性拟合，其具体形式如下：

                                                               （１１）

式中，Ｔ为变形温度，Ｋ；Ｐ１～Ｐ９分别为与材料有关的参数。

对所有真应力－真应变曲线回归后得到的参数为：Ｐ１＝－２０６７３２、Ｐ２＝ ６７４１５０．８、Ｐ３＝－８２２４０３、Ｐ４

＝ ４４５６２１．７、Ｐ５＝－９０４６５．６、Ｐ６＝０．４６５８２、Ｐ７＝－０．４６１３、Ｐ８＝ １．６１０７６、Ｐ９＝０．３８５４９。

该模型进行非线性拟合的决定系数Ｒ２＝０．９７６６６，说明该模型具有较高的拟合精度。

２．４静态软化行为及分析

通过实验数据可得实验钢的静态软化率曲线，见图７。一般可以认为静态软化率Ｘｓ＝１５％～２０％时，开始发生再结晶，静态软化率Ｘｓ＝９０％时，再结晶完成。从图７可知，静态软化率随着温度的升高而明显升高。在８５０℃时，保温１～１００ｓ，软化率从

２０％缓慢升到３０％，到４００ｓ仅为５０％左右，而在１０５０℃时，保温１～５ｓ，软化率从６０％迅速升到９０％左右，保温１０～４００ｓ，软化率都在９０％以上。可见，软化率随着保温时间的增加而增大；此外可看出，在不同变形温度下都有一个明显的软化阶段，８５０、９００、９５０、１００、１０５０℃所对应的迅速软化阶段分别为１００～４００ｓ、２０～５０ｓ、５～２０ｓ、１～２０ｓ、１～５ｓ，可以看出，随温度的升高迅速软化提前发生。

２．５静态再结晶模型计算

静态再结晶动力学方程［１２］：

Ｑｒｅｘ＝３９４８５２．１

ｌｎｔ０．５与１／Ｔ的线性关系见图８，拟合后的决定系数Ｒ２＝０．９９６５９。

故得到实验钢奥氏体静态再结晶动力学方程：ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］                                           （１６）

３结论

（１）ＵＬＣＢ钢的真应力－真应变曲线上的峰值应力与峰值应变都随着变形温度的升高而降低，随着变形速率的增大而增大。

（２）该钢的变形激活能Ｑ ＝４０２．２２２ｋＪ／ｍｏｌ；动 态 再 结 晶 临 界 变 形 量 为εｃ＝０．００３７１２ε０．１２６１１８ｅｘｐ（４８３７８．８６６７／Ｔ）。

（３）利用经过调整后的周纪华式流变应力模型进行非线性拟合，该模型具有较高的拟合精度，可指导该钢在热轧过程中变形抗力的预报。

（４）变形温度是影响静态再结晶发生的一个主要因素。对于实验钢，变形温度在１０５０℃保温１０ｓ以上，已完成再结晶；而在９５０℃以 下保温４００ｓ，软化率都不超过８０％。该钢进行两阶段轧制时，在奥氏体再结晶区时应进行大压下低速轧制以保证充分再结晶，在奥氏体未再结晶区时应快速轧制以缩短轧制周期。

（５）实 验 钢 的 静 态 再 结 晶 激 活 能 为３９４．８５２ｋＪ／ｍｏｌ，实验的奥氏体静态再结晶动力学方程为：

ＦＳ＝１－ｅｘｐ［－０．６９３（ｔ／ｔ０．５）０．２３２２９３］

参考文献：

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