T122耐热钢热变形加工图及热成形性

D01:10.13374.ism1001053x2007.2.B6 第29卷第12期 北京科技大学学报 Vol.29 No.12 2007年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2007 T122耐热钢热变形加工图及热成形性 曹金荣1，四 刘正东2)程世长2)杨 钢2谢建新) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)钢铁研究总院.北京100081 摘要在Gleeble3500热模拟试验机上进行热压缩实验.采用动态材料模型理论，双曲线本构方程及Liapunov稳定性判 据.建立了T122耐热钢热变形加工图.利用所建立的加工图.分析了不同温度和应变速率下T122钢的热成形性及其与显微 组织的关系.结果表明：T122钢在1085℃以上、应变速率小于0.37s1压缩变形时，功率耗散效率达到峰值02，此时发生了 完全动态再结晶：对于工业热加工，建议在变形温度为1085~1150℃和应变速率大于013s1的范围内选择加工参数. 关键词T122耐热钢：热压缩实验：加工图：成形性 分类号TG113.3 T122钢(12C一2W-Mo-Nb-C-N-B)是一 1基于动态材料模型的加工图基本 种先进的铁素体型马氏体耐热钢.与T91耐热钢相 比，T122钢具有更高的持久强度和高温耐蚀性”， 原理 可用于制作更高参数的超临界火电机组锅炉管件 动态材料模型)认为：对于材料热变形过程 然而该钢种成分复杂，合金含量高，且易残留⑧铁 热变形工件是外界输入功率P的耗散体.在给定应 素体对于实际应用，有必要研究T122钢的成形性 变速率变形时，单位体积耗散的功率由G和J两部 能.研究材料加工性有各种方法，如应力一应变曲线 分组成：G为不改变组织的功率，J为改变组织的功 形状评估法习、标准动力学参数法到和加工图法. 率，其数学表达式为： 加工图有两类：一是Fost和A shby!根据主导变形 0 P=o=G+J=ode十edo 1) 特定机制所建立的变形机制图；另一种是Prasad和 0 0 Ggl等9基于热力学的动态材料模型的加工图 式中，ō和e分别为流变应力和应变速率. (功效耗散因子图和稳定图).利用动态材料模型建 相对于G和J的功率耗散效率因子分别为G 立的加工图能够直观反映材料在不同条件下宏观变 和，功效因子总和为c十=1. 形规律，方便了材料成形性的分析过程，因此得到了 在塑性变形时，主要考虑改变组织的功率耗散 广泛研究川.然而，采用Prasad方法构建加工图 效率因子，其表达式为： 时，由于采用了幂指数流变应力模型和三次样条函 2-是 (2) 数拟合应变速率敏感指数m与应变速率的关系，使 得建立变形稳定图十分困难且准确性不高？.本 功率耗散效率因子图确定以后，还需要确定稳 工作在Gleebe3500热模拟试验机上进行热压缩实 定变形（或失稳）图，因为在加工失稳区（变形中可能 验，依据动态材料模型理论、流变应力的双曲线本构 出现的裂纹)功率耗散效率也可能较大. 关系及Liapunov稳定性判据，建立Tl22钢的热变 根据热力学原理，稳定被视为系统连续减少其 形加工图(process map),进而分析T122耐热钢热加 总能量的状态系统能量最小的状态最稳定.在工 工成形性能及其与显微组织的相互对应关系，为 程系统中，能量的输入和耗散是由系统的熵(s)和功 T122钢热加工参数的选择和组织控制提供了理论 率耗散比λ=J/G两个变量所控制.对于大应变塑 依据。 性变形系统系统的熵为=宁。（了为变 形温度)，功率耗散比入可用应变速率敏感指数m 代替.将工程控制系统的两个Liapunov稳定性判据 收稿日期：200609-13修回日期：2007-0403 应用于大应变热塑变形条件，即可得到动态材料模 基金项目：国家高技术研究发展计划资助项目(N。.2003AA331060) 型的稳定变形判据19， 作者简介：曹金荣(1966一)，男，高级工程师，博士

T122 耐热钢热变形加工图及热成形性 曹金荣1, 2) 刘正东2) 程世长2) 杨 钢2) 谢建新1) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院, 北京 100083 2) 钢铁研究总院, 北京 100081 摘 要 在 Gleeble 3500 热模拟试验机上进行热压缩实验.采用动态材料模型理论、双曲线本构方程及 Liapunov 稳定性判 据, 建立了 T122 耐热钢热变形加工图.利用所建立的加工图, 分析了不同温度和应变速率下 T122 钢的热成形性及其与显微 组织的关系.结果表明:T122 钢在 1085 ℃以上 、应变速率小于 0.37 s -1压缩变形时, 功率耗散效率达到峰值 0.2, 此时发生了 完全动态再结晶;对于工业热加工, 建议在变形温度为 1 085 ～ 1150 ℃和应变速率大于 0.13 s -1的范围内选择加工参数. 关键词 T122 耐热钢;热压缩实验;加工图;成形性 分类号 TG113.3 收稿日期:2006-09-13 修回日期:2007-04-03 基金项目:国家高技术研究发展计划资助项目( No .2003AA331060) 作者简介:曹金荣( 1966—) , 男, 高级工程师, 博士 T122 钢( 12Cr-2W-Mo-Nb-V-Cu-N-B) 是一 种先进的铁素体型马氏体耐热钢.与 T91 耐热钢相 比, T122 钢具有更高的持久强度和高温耐蚀性[ 1] , 可用于制作更高参数的超临界火电机组锅炉管件 . 然而该钢种成分复杂, 合金含量高, 且易残留 δ铁 素体, 对于实际应用, 有必要研究 T122 钢的成形性 能.研究材料加工性有各种方法, 如应力-应变曲线 形状评估法[ 2] 、标准动力学参数法[ 3] 和加工图法 . 加工图有两类:一是 Frost 和 Ashby [ 4] 根据主导变形 特定机制所建立的变形机制图;另一种是 Prasad 和 Gegel 等 [ 5] 基于热力学的动态材料模型的加工图 (功效耗散因子图和稳定图) .利用动态材料模型建 立的加工图能够直观反映材料在不同条件下宏观变 形规律, 方便了材料成形性的分析过程, 因此得到了 广泛研究[ 6-11] .然而, 采用 Prasad 方法构建加工图 时, 由于采用了幂指数流变应力模型和三次样条函 数拟合应变速率敏感指数 m 与应变速率的关系, 使 得建立变形稳定图十分困难且准确性不高 [ 12] .本 工作在 Gleebe 3500 热模拟试验机上进行热压缩实 验, 依据动态材料模型理论、流变应力的双曲线本构 关系及 Liapunov 稳定性判据, 建立 T122 钢的热变 形加工图( process map) , 进而分析 T122 耐热钢热加 工成形性能及其与显微组织的相互对应关系, 为 T122 钢热加工参数的选择和组织控制提供了理论 依据 . 1 基于动态材料模型的加工图基本 原理 动态材料模型 [ 5-7] 认为:对于材料热变形过程, 热变形工件是外界输入功率 P 的耗散体 .在给定应 变速率变形时, 单位体积耗散的功率由 G 和J 两部 分组成:G 为不改变组织的功率, J 为改变组织的功 率, 其数学表达式为: P =σε ·=G +J =∫ ε· 0 σd ε · +∫ 0 0 ε · d σ ( 1) 式中, σ和ε ·分别为流变应力和应变速率. 相对于 G 和J 的功率耗散效率因子分别为 ηG 和 ηJ , 功效因子总和为 ηG +ηJ =1 . 在塑性变形时, 主要考虑改变组织的功率耗散 效率因子 ηJ , 其表达式为: ηJ = 1 σε ·∫ σ 0 ε · dσ ( 2) 功率耗散效率因子图确定以后, 还需要确定稳 定变形(或失稳)图, 因为在加工失稳区(变形中可能 出现的裂纹)功率耗散效率也可能较大. 根据热力学原理, 稳定被视为系统连续减少其 总能量的状态, 系统能量最小的状态最稳定 .在工 程系统中, 能量的输入和耗散是由系统的熵( s) 和功 率耗散比 λ=J/ G 两个变量所控制.对于大应变塑 性变形系统, 系统的熵为 s = 1 T ln σ ( 1/ T ) ε, ε· ( T 为变 形温度), 功率耗散比 λ可用应变速率敏感指数 m 代替.将工程控制系统的两个 Liapunov 稳定性判据 应用于大应变热塑变形条件, 即可得到动态材料模 型的稳定变形判据[ 13-14] : 第 29 卷 第 12 期 2007 年 12 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol.29 No.12 Dec.2007 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2007.12.036

第12期 曹金荣等：T122耐热钢热变形加工图及热成形性 。1205。 am 间放置石墨钽箔进行隔离和润滑，压头移动速度按 L1= 0 ane a.r (3) 指数关系逐渐降低以保证应变速率恒定， L2= 0 试样以10℃·s1加热到1200℃、保温5min,再 ane a.T (4) 以2.5℃s1降至设定的热变形温度、保温30s后 Liapunov判据的物理意义在于：其值愈负变形 愈稳定，出现裂纹的几率愈低：反之，变形不稳定，出 按预先设定的变形温度和应变速率进行压缩变形， 最大真应变为0.7，压缩结束后快速冷却至室温.对 现裂纹的几率愈高.采用与功率耗散效率图同样的 加热和变形后的快冷试样沿压缩轴方向对半剖开， 方法，即可建立变形稳定图（或失稳图） 选择中心区域进行显微组织观察.热压缩应力一应 建立功率耗散效率图和变形稳定图后即可利用 变曲线的有效性按文献[15]进行判定，并按文献 其分析材料的热成形性. [1(中的方法对较低温度和高应变速率的变形温升 2实验材料和方法 进行修正 实验材料取自T122实验钢热锻后的退火棒 3结果与分析 料，化学成分（质量分数%）为：C012,Si0.38 3.1流变曲线 Mn058,P0.007,S0.007,Cr1L.37,Ni0.37, T122钢热压缩的典型真应力真应变曲线如图 Mo0.38,W1.93,Nb0.05,V0.20,Ti0.058 1所示.图1()表明：流变应力随温度的升高而降 B0.0028,Cu086,N0.067,A10037,Fe余量. 低：当温度升高到1100℃以上，且变形量达到临界 热压缩试样尺寸为10mmX15mm.在Gleeble 值后材料发生动态再结晶.从图1(b)可以看出：流 3500热模拟试验机进行等温一恒应变速率压缩，变 变应力随应变速率的下降而降低；当应变速率在 形温度为900~1200℃应变速率取值为0.0L, 0.1s及其以下时，流变应力达到峰值后下降，最 0.L,L,10s1.铂-铑热电偶焊接在试样1/2高度 后降低到稳定阶段，在此阶段发生了完全动态再 外表面以测量和控制温度.为减少试样温度的不均 匀性及与压头之间的摩擦和粘接，在试样与压头之 结晶 300 (a) 200 -900℃ (b) 八10s 250 -950℃ 160 200 1000℃ 120H wnr1s- 150 -1050℃ 1100℃ 0.1s1 100 g4*o258E 0.01s1 50 0 变形温度：1100℃ 应变速率：1s1 00.10.20.30.40.50.60.70.80.9 00i020.30.4050.60.70.80.9 真应变 真应变 图1T122钢的真应厅真应变曲线.（到=1s4(b)1100℃ Fig.I True stress true stain curves of T122 steel:(a)=1s;(b)1 100 C 3.2T122钢加工图及其分析 属在较宽应变速率(0.0001~1000s)和温度范围 确定功率耗散效率因子需要确定材料热变 内(0.5Tm~0.8Tm,Tm为材料的热力学温度熔点， 形的应力应变本构关系.Prasad等1川采用幂指 单位为K)的流变应力的本构关系，而且能保证在整 数关系o=k"(k为常数)并利用式(2)推导出= 个热变形范围内应变速率与应力的连续性，因此采 2m/(m十1).在确定应变速率敏感指数m与e的 用它作为建立加工图的流变应力模型.将双曲线关 关系时，Prasad等1采用三次样条函数拟合no一 系代入式2)得： 曲线.然而，这种方法不但使计算变得十分困难 do(5) 而且存在很大误差.大量的研究表明16网，双曲线 关系=A机sncs小”ex一号更能准确描述金 式中，A、a、n为材料常数，Q为变形激活能，R为 气体常数

L1 = m ln ε · σ, T <0 ( 3) L2 = s lnε · σ, T <0 ( 4) Liapunov 判据的物理意义在于:其值愈负变形 愈稳定, 出现裂纹的几率愈低 ;反之, 变形不稳定, 出 现裂纹的几率愈高.采用与功率耗散效率图同样的 方法, 即可建立变形稳定图(或失稳图) . 建立功率耗散效率图和变形稳定图后即可利用 其分析材料的热成形性. 2 实验材料和方法 实验材料取自 T122 实验钢热锻后的退火棒 料, 化学成分(质量分数, %) 为:C 0.12, Si 0.38, M n 0.58, P 0.007, S 0.007, Cr 11.37, Ni 0.37, M o 0.38, W 1.93, Nb 0.05, V 0.20, Ti 0.058, B 0.002 8, Cu 0.86, N 0.067, Al 0.037, Fe 余量 . 热压缩试样尺寸为 10 mm ×15 mm .在 Gleeble 3500 热模拟试验机进行等温-恒应变速率压缩, 变 形温度为 900 ～ 1 200 ℃, 应变速率取值为 0.01, 0.1, 1, 10 s -1 .铂-铑热电偶焊接在试样 1/2 高度 外表面以测量和控制温度 .为减少试样温度的不均 匀性及与压头之间的摩擦和粘接, 在试样与压头之 间放置石墨钽箔进行隔离和润滑, 压头移动速度按 指数关系逐渐降低以保证应变速率恒定. 试样以10 ℃·s -1加热到 1 200 ℃、保温 5 min, 再 以 2.5 ℃·s -1降至设定的热变形温度 、保温 30 s 后 按预先设定的变形温度和应变速率进行压缩变形, 最大真应变为0.7, 压缩结束后快速冷却至室温 .对 加热和变形后的快冷试样沿压缩轴方向对半剖开, 选择中心区域进行显微组织观察 .热压缩应力-应 变曲线的有效性按文献[ 15] 进行判定, 并按文献 [ 16] 中的方法对较低温度和高应变速率的变形温升 进行修正. 3 结果与分析 3.1 流变曲线 T122 钢热压缩的典型真应力-真应变曲线如图 1 所示 .图 1( a) 表明 :流变应力随温度的升高而降 低 ;当温度升高到 1 100 ℃以上, 且变形量达到临界 值后材料发生动态再结晶.从图 1( b) 可以看出 :流 变应力随应变速率的下降而降低 ;当应变速率在 0.1s -1及其以下时, 流变应力达到峰值后下降, 最 后降低到稳定阶段, 在此阶段发生了完全动态再 结晶. 图 1 T122 钢的真应力-真应变曲线.( a) ε·=1 s -1 ;( b) 1 100 ℃ Fig.1 True stress-true stain curves of T122 steel:( a) ε·=1 s -1 ;(b) 1 100 ℃ 3.2 T122 钢加工图及其分析 确定功率耗散效率因子 ηJ 需要确定材料热变 形的应力-应变本构关系 .Prasad 等 [ 5-11] 采用幂指 数关系 σ=kε ·m ( k 为常数)并利用式( 2) 推导出ηJ = 2m/( m +1) .在确定应变速率敏感指数 m 与ε ·的 关系时, Prasad 等[ 5-11] 采用三次样条函数拟合 ln σ- ln ε ·曲线 .然而, 这种方法不但使计算变得十分困难 而且存在很大误差.大量的研究表明[ 16-18] , 双曲线 关系 ε · =A[ sinh( ασ)] n exp -Q R T 更能准确描述金 属在较宽应变速率( 0.000 1 ～ 1 000 s -1 )和温度范围 内( 0.5 T m ～ 0.8 T m, T m 为材料的热力学温度熔点, 单位为 K)的流变应力的本构关系, 而且能保证在整 个热变形范围内应变速率与应力的连续性, 因此采 用它作为建立加工图的流变应力模型.将双曲线关 系代入式( 2)得: ηJ = 1 σε ·∫ σ 0 A[ sinh( ασ)] n exp - Q R T dσ ( 5) 式中, A 、α、n 为材料常数, Q 为变形激活能, R 为 气体常数. 第 12 期 曹金荣等:T122 耐热钢热变形加工图及热成形性 · 1205 ·

。1206 北京科技大学学报 第29卷 显然，是应变e、应变速率e和变形温度T的 此，本文只计算应变量为06时的功效因子 函数：而且，值愈大，用于改变材料组织的功效愈 根据式(5)，计算的T122钢的二维功率耗散效 高.当变形量e一定时，建立%与应变速率e和变 率等值图如图3所示. 形温度T之间的关系图，即可得到材料变形的三维 1250 功率耗散效率图和二维功率耗散效率等值图 1200 为了确定双曲线本构方程中的材料常数，本文 1150 02000 采用文献19]中的非线性最小平方差法.不同温度 E1100 0.19060.1800 1050 0,16000.1400 和应变速率条件下，流变应力的预测曲线和实验数 1000 0.1700 据比较如图2所示.从图2中可以看出，计算与实 0.12000.1100 950 0.15001.1300 0.1000 测数据符合得非常好，说明由所确定的材料常数得 900454 -3 -2-10 12 到的T122钢双曲线本构关系能够连续地描述流变 In(E/s) 应力与变形温度及应变速率的变化规律 图3二维功率耗散效率(1)等值图(=Q0 6.0 Fig 3 Two-dimensional iso-efficiency map(=0.6) 5.5 900℃ 5.0 950℃ 由图3可见，T122钢的耗散效率因子随变 4.5 1000℃ 形温度的升高或应变速率的降低而增加，，值的变 ·1050℃ ·0.01 4.0 110C Q-422 kJ-mol 化范围为008~0.2，最大功效耗散效率因子位于 ·1150℃ 3.8023 A-2.142×105 温度大于1085℃、应变速率小于0.37s1(1ne= 3.5 1200℃ ·试验值 一计算值 一1)的变形区域.图4所示为T122钢变形温度为 3.054-3 -2 -10 2 1100○时的典型组织（图中箭头所指为压缩方向）. In(E/s) 可以看出：当变形速率为0.01s时，晶粒基本为等 图2对数应力与对数应变速率关系(=Q6) 轴状，而且晶界弯曲不规则，说明材料在该变形条件 Fig.2 Logarithm stress as a function of logarithm strain rate 下发生了动态再结晶，与之相对应的功耗因子为 0.194:当应变速率提高到10s1时，原始晶粒沿变 确定T122钢的双曲线本构方程后，根据式(5)， 形方向拉长（见图(）)，说明变形组织为动态回复型 采用数值积分法计算不同变形条件下的功率耗散效 组织，与之相对应的功耗因子为于0.14.图3与 率因子.研究表明1切，变形量对双曲线本构方程 图1的流变曲线相对照也表明，功率耗散因子的变 中的材料常数及变形激活能影响不大，所以变形量 化与组织变化相对应，功耗因子越大，发生动态再结 对根据式(5)计算的功效因子)的影响不显著.为 晶的可能性越高. (b) 20m 20m 图4T122钢在1100℃压缩变形后的组织(=06).(=001s~1:(b)=10s1 Fig.4 Optical micrographs of the T122 steel compressed at 1100 C:(a)=0.01s;(b)=10s 由式(3)和式(4)计算得到的T122钢不同温度 值图十分相似，Liapunov函数皆为负值，因此T122 和应变速率条件下的二维Liapunov函数等值图如 钢在图示范围内变形不会发生失稳.从图中还可看 图5和图6所示. 出，在高温低应变速率和较低温度高应变速率的 从图5和图6可以看出，两个Liapunov函数等 Liapunov函数值较高，例如变形温度大于1150C

显然, ηJ 是应变ε、应变速率 ε ·和变形温度 T 的 函数;而且 ηJ 值愈大, 用于改变材料组织的功效愈 高.当变形量 ε一定时, 建立 ηJ 与应变速率ε ·和变 形温度 T 之间的关系图, 即可得到材料变形的三维 功率耗散效率图和二维功率耗散效率等值图 . 为了确定双曲线本构方程中的材料常数, 本文 采用文献[ 19] 中的非线性最小平方差法 .不同温度 和应变速率条件下, 流变应力的预测曲线和实验数 据比较如图 2 所示.从图 2 中可以看出, 计算与实 测数据符合得非常好, 说明由所确定的材料常数得 到的 T122 钢双曲线本构关系能够连续地描述流变 应力与变形温度及应变速率的变化规律 . 图 2 对数应力与对数应变速率关系( ε=0.6) Fig.2 Logarithm stress as a function of logarithm strain rate 确定 T122 钢的双曲线本构方程后, 根据式( 5), 采用数值积分法计算不同变形条件下的功率耗散效 率因子 .研究表明[ 15-17] , 变形量对双曲线本构方程 中的材料常数及变形激活能影响不大, 所以变形量 对根据式( 5)计算的功效因子 ηJ 的影响不显著 .为 此, 本文只计算应变量为 0.6 时的功效因子. 根据式( 5), 计算的 T122 钢的二维功率耗散效 率等值图如图 3 所示. 图 3 二维功率耗散效率( ηJ ) 等值图( ε=0.6) Fig.3 Two-dimensional iso-efficiency map( ε=0.6) 由图 3 可见, T122 钢的耗散效率因子 ηJ 随变 形温度的升高或应变速率的降低而增加, ηJ 值的变 化范围为 0.08 ～ 0.2, 最大功效耗散效率因子位于 温度大于 1 085 ℃、应变速率小于 0.37 s -1 (lnε · = -1)的变形区域.图 4 所示为 T122 钢变形温度为 1 100 ℃时的典型组织(图中箭头所指为压缩方向) . 可以看出:当变形速率为 0.01 s -1时, 晶粒基本为等 轴状, 而且晶界弯曲不规则, 说明材料在该变形条件 下发生了动态再结晶, 与之相对应的功耗因子为 0.194 ;当应变速率提高到 10 s -1时, 原始晶粒沿变 形方向拉长(见图( b)) , 说明变形组织为动态回复型 组织, 与之相对应的功耗因子为于 0.14 .图 3 与 图 1的流变曲线相对照也表明, 功率耗散因子的变 化与组织变化相对应, 功耗因子越大, 发生动态再结 晶的可能性越高. 图 4 T122 钢在 1 100 ℃压缩变形后的组织( ε=0.6) .( a) ε·=0.01 s -1 ;( b) ε·=10 s -1 Fig.4 Optical micrographs of the T122 steel compressed at 1 100 ℃:( a) ε·=0.01 s -1 ;( b) ε·=10 s -1 由式( 3)和式( 4)计算得到的 T122 钢不同温度 和应变速率条件下的二维 Liapunov 函数等值图如 图 5 和图 6 所示 . 从图 5 和图 6 可以看出, 两个 Liapunov 函数等 值图十分相似, Liapunov 函数皆为负值, 因此 T122 钢在图示范围内变形不会发生失稳 .从图中还可看 出, 在高温低应变速率和较低温度高应变速率的 Liapunov函数值较高, 例如变形温度大于 1 150 ℃、 · 1206 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 29 卷

第12期 曹金荣等：T122耐热钢热变形加工图及热成形性 。1207。 应变速率小于0.05s(1ne=一3)和变形温度小于 察表明，在最大功率耗散效率因子相对应的组织变 950℃、应变速率大于0.53s'(1n=1.7)的两个区 化机制为完全动态再结晶. 域的Liapunov函数值比其他区域的Liapunov函数 (2)T122钢在900~1200℃、0.01~10s1的 值高100%以上：表明在此区域变形时，出现裂纹的 压缩变形条件下，不存在失稳，但在高温低应变速率 几率比其他区域高2倍多，选择实际加工参数应予 区（变形温度大于1150℃应变速率小于005s) 避免.塑性变形损伤机制的研究表明0：材料在高 和较低温度高应变速率区（变形温度小于950℃、应 温低应变速率条件下变形时，晶粒三叉交界处易产 变速率大于0.53s)出现裂纹的风险较高，选择实 生楔型裂纹：在较低温度高应变速率条件下变形时， 际加工参数应予避免. 硬质粒子与基体间易萌生空洞.因此，图5和图6 (3)根据T122钢的热压缩变形功率耗散效率 中出现这两个高值区也是合理的.对于T122为高 图和变形稳定图及其分析，对于工业热加工，建议在 合金钢而言，1000℃以下的变形抗力较大（见 变形温度为1085~1150℃和应变速率大于0.13 图1(a)),进行热加工时应选择较高温度. s的范围内选择加工参数 1200 0.004P0060P 0.00800.021 0.021 参考。文献 1150 00 0.010 -0.018 1100 I]Masuyama F.History of power plants and progress in heat resis -0.016 .018 tant steel.ISIJ Int.2001.41(6):612 1050 -0.020 [2 Weis I.Froes F H.Eylon D.et al.Modification of alpha mor 1000 -0.012 phology in T~6A-4V by thermomechanical processing.Metall 950 0.014 0.014 0.016 Trans A,1986.17(11):1935 -0.0080 900 【3习Jo图sJJ,Sellars C M,Tegart W J M.Strength and structure 4 -3-2-1 0 under hot-w orking condi tions.Metall Rev.1969.14:I In(s-) [4 Fmst HJ.Ashby M F.Deformation-Mechanism Maps.Oxford: 图5二维Liapunov函数（式(3）)等值图 Pergamon Press,1982:35 Fig.5 Iso-value map of the 2-dimensional first Liapunov fuction [5 Prasad Y V R K.Sasidharaa S.Hot working Guide A Com- pendium of Processing Maps.M aterials Park,OH:ASM Interna tional.1997:17 1200 1150E 020.320.34 I6 Sivaprasad P V.Venugopal S.Sirdhar V.et al.Validation of 0.460.51 0.60 process map of 15Cr-Ni autensitic stainess steel using to hot 1100 0.56 forging and rolling.J Mater Process Technol,2003,132(1/3): 1050 262 -0.60 1000 0.70 0.65 0.56 [7 Sivaprasad P V,VenugopalS.Davies C H J.et al.Identification 950 9510.46-0.4m of optimum process parameters for hot extmusion using finite dle 900 ment simulation and pmeessing maps.Modell Simul Mater Sci 4.5-4 -3 -2-1 012 In(/s) Eg,2004,12:285 [习鞠泉，李殿国，刘国权.15C一25N一Fe基合金高温高温塑性变 图6二维Liapunov函数（式(4）)等值图 形行为的加工图.金属学报，2006,42(2)：218 Fig.6 Iso-value map of the 2-dimensional 2 nd Liapunov function 【身黄光胜，汪凌云，陈华，等.2618铝合金的热变形和加工图 中国有色金属学报，2005,15(5)：763 综合图3、图5和图6及其分析，变形参数应在 [10汪凌云，范永革，黄光杰，等.镁合金AZ31B的高温塑性变 变形温度1085~1150℃和应变速率大于0.13s1 形及加工图.中国有色金属学报，2004,147)：1068 的区域内选择 11]Karthikeyan R,Ramanathan S,Gupta M.Devebpment of pro cessing maps for AVSiCp composite using fuzzy logic.J Mater 4结论 Process Techndl.2007.183(1):104 [12]Bozzini B.CerriE.Numerical reliability of hot working pmocess (1)采用动态材料模型理论、双曲线本构方程 ing maps.Mater Sci Eng A.2002.328(1/2):344 及Lia即uov稳定性判据，构建了T122耐热钢热变 13]Alexander J M //Lenard J G.ed.Modelling of hot deformation 形加工图（功效图和稳定图）.T122钢的功率耗散 of steel.Berlin:Springer-Verlag,1989:101 14 Cari M.Allende R.Pialba F,et al.Simulation of the forming 效率因子随变形温度升高和应变速率降低而增加： behaviour of a boron modified P9l ferritic steel.Steel Res Int. 当在1085℃以上、应变速率小于037s1以下压缩 2004.75(1)：26 变形时，功率耗散效率因达到最大值022.组织观 15]Roebuck B.Lomd JD,Brooks M.et al.Measuring flow stress

应变速率小于 0.05 s -1 (ln ε · =-3)和变形温度小于 950 ℃、应变速率大于 0.53 s -1 ( lnε · =1.7) 的两个区 域的 Liapunov 函数值比其他区域的 Liapunov 函数 值高 100 %以上;表明在此区域变形时, 出现裂纹的 几率比其他区域高 2 倍多, 选择实际加工参数应予 避免.塑性变形损伤机制的研究表明[ 20] :材料在高 温低应变速率条件下变形时, 晶粒三叉交界处易产 生楔型裂纹;在较低温度高应变速率条件下变形时, 硬质粒子与基体间易萌生空洞 .因此, 图 5 和图 6 中出现这两个高值区也是合理的.对于 T122 为高 合金钢而言, 1 000 ℃以下的变形抗力较大( 见 图 1( a)), 进行热加工时应选择较高温度 . 图 5 二维 Liapunov 函数( 式( 3)) 等值图 Fig.5 Iso-value map of the 2-dimensional first Liapunov function 图 6 二维 Liapunov 函数( 式( 4)) 等值图 Fig.6 Iso-value map of the 2-dimensional 2 nd Liapunov function 综合图 3 、图 5 和图 6 及其分析, 变形参数应在 变形温度 1 085 ～ 1 150 ℃和应变速率大于 0.13 s -1 的区域内选择. 4 结论 (1) 采用动态材料模型理论、双曲线本构方程 及 Liapunov 稳定性判据, 构建了 T122 耐热钢热变 形加工图(功效图和稳定图) .T122 钢的功率耗散 效率因子随变形温度升高和应变速率降低而增加 ; 当在 1 085 ℃以上、应变速率小于 0.37 s -1以下压缩 变形时, 功率耗散效率因达到最大值 0.22 .组织观 察表明, 在最大功率耗散效率因子相对应的组织变 化机制为完全动态再结晶. ( 2) T122 钢在 900 ～ 1 200 ℃、0.01 ～ 10 s -1的 压缩变形条件下, 不存在失稳, 但在高温低应变速率 区(变形温度大于 1 150 ℃、应变速率小于 0.05 s -1 ) 和较低温度高应变速率区( 变形温度小于 950 ℃、应 变速率大于 0.53 s -1 ) 出现裂纹的风险较高, 选择实 际加工参数应予避免. ( 3) 根据 T122 钢的热压缩变形功率耗散效率 图和变形稳定图及其分析, 对于工业热加工, 建议在 变形温度为 1 085 ～ 1 150 ℃和应变速率大于 0.13 s -1的范围内选择加工参数 . 参 考 文 献 [ 1] Masuyama F .History of power plants and progress in heat resis￾tant steel.ISIJ Int, 2001, 41( 6) :612 [ 2] Weiss I, Froes F H, Eylon D, et al.Modification of alpha mor￾phology in Ti-6Al-4V by thermomechani cal processing .Metall Trans A, 1986, 17( 11) :1935 [ 3] Jonas J J, Sellars C M, Tegart W J M .Strength and structu re under hot-w orking conditions.Metall Rev, 1969, 14:1 [ 4] Frost H J, Ashby M F .Def ormation-Mechanism Maps.Oxford: Pergamon Press, 1982:35 [ 5] Prasad Y V R K, Sasidharaa S.Hot w orking Guide:A Com￾pendium of Processing Maps.M aterials Park, OH :ASM Int erna￾tional, 1997:17 [ 6] Sivaprasad P V, Venugopal S, Sirdhar V, et al.Validation of process map of 15C r -Ni aut ensiti c stainless steel using t o hot forging and rolling .J Mater Process Technol, 2003, 132(1/3 ) : 262 [ 7] Sivaprasad P V, Venugopal S, Davies C H J, et al.Identification of optimum process parameters f or hot extrusion using finite ele￾ment simulation and p rocessing maps.Modell Simul Mater Sci Eng, 2004, 12:285 [ 8] 鞠泉, 李殿国, 刘国权.15Cr-25Ni-Fe 基合金高温高温塑性变 形行为的加工图.金属学报, 2006, 42( 2) :218 [ 9] 黄光胜, 汪凌云, 陈华, 等.2618 铝合金的热变形和加工图. 中国有色金属学报, 2005, 15( 5) :763 [ 10] 汪凌云, 范永革, 黄光杰, 等.镁合金 AZ31B 的高温塑性变 形及加工图.中国有色金属学报, 2004, 14( 7) :1068 [ 11] Karthikeyan R, Ramanathan S, Gupta M .Development of pro￾cessing maps f or Al/ SiCp composit e using fuzzy logi c.J Mater Process Technol, 2007, 183( 1) :104 [ 12] Bozzini B, Cerri E .Numerical reliability of hot w orking process￾ing maps.Mater Sci Eng A, 2002, 328( 1/2) :344 [ 13] Alexander J M ∥Lenard J G, ed.Modelling of hot def ormation of steel.Berlin:S pringer-Verlag, 1989:101 [ 14] Carsí M, Allende R, Peñ alba F, et al.Simulation of the forming behaviou r of a boron modified P91 ferritic steel.Steel Res Int, 2004, 75( 1) :26 [ 15] Roebuck B, Lord J D, Brook s M, et al.Measuring flow stress 第 12 期 曹金荣等:T122 耐热钢热变形加工图及热成形性 · 1207 ·

。1208· 北京科技大学学报 第29卷 in hot axisymmetric com pression tests.Nat ional Physics Labora- [18 McQueen H J.Yue S.Ryan N D.Constitutive analysis in hot toy,2002 working.Mater Sci Eng A.2002,322(1/2):43 【1g Davenport S B.Silk N J.Sellars C M.Development of constitu- 【19曹金荣，刘正东，程世长，等.应变速率和变形温度对T122 tive equations for modeling of ho mlling.Mater Sci Technol. 耐热钢流变应力和临界动态再结品行为的影响。金属学报， 2000.16(5):539 2007,431):35 [17 McQueen H J.Yue S,Ryan N D.et al.Hot working charac- 20 Raj R.Devebpment of a prooessing map for use in warm-fom- teristics of steels in Austenitic state.J Mater Process Technol. ing and hot-foming pmcesses.Metall Trans 1981,12A(6): 1995.531/2):293 1089 Processing maps and hot formability of T122 heat resistant steel CAO Jinrong.LIU Zhengdong,CHENG Shichang?,YANG Gang2,XIEJianxin 1)Material Science and Engineering School,University of Science and Technology Beijing.Beijng 100083.China 2)Central Iron and Steel Research Institute.Beijing 100081.China ABSTRACT Based on the dynamic materials model theories,hyperbolic sine equation and two Liapunov stabili- ty criteria,the processing maps of T122 heat resistant steel were constructed using the data obtained from isothermal hot compress tests by means of a Gleeble 3500 simulator.The hot formability of the T122 steel was studied and its relations with microstructure at various temperatures and strain rates were analyzed using the pro- cess maps.The result shows that the efficiency of power dissipation increases with the increase in temperature and the decrease in strain rate.The T122 steel exhibited dynamic recrystallization with a peak power dissipation efficiency of 0.2 occurring at the temperature upw ards 1085 Cand the strain rate less than 0.37s.The tem- perature of 1085-1150 Cand the strain rate more than 0 13s are recommended to set the industrial forming conditions. KEY WORDS T122 heat resistant steel;hot compress test;processing maps;fomability

in hot axisymmetric com pression tests.National Physics Labora￾t ory, 2002 [ 16] Davenport S B, Silk N J, S ellars C M .Development of constitu￾tive equations for modeling of hot rolling.Mater Sci Technol, 2000, 16( 5) :539 [ 17] McQueen H J, Yue S, Ryan N D, et al.Hot w orking charac￾t eristics of steels in Aust enitic state.J Mater Process Technol, 1995, 53( 1/ 2) :293 [ 18] McQueen H J, Yue S, Ryan N D.Constitu tive analysis in hot working .Mater Sci Eng A, 2002, 322( 1/ 2) :43 [ 19] 曹金荣, 刘正东, 程世长, 等.应变速率和变形温度对 T 122 耐热钢流变应力和临界动态再结晶行为的影响.金属学报, 2007, 43( 1) :35 [ 20] Raj R.Development of a processing map f or use in warm-f orm￾ing and hot-f orming p rocesses.Metall Trans, 1981, 12A( 6 ) : 1089 Processing maps and hot formability of T122 heat resistant steel CAO Jinrong 1, 2) , LIU Zhengdong 2) , CHENG Shichang 2) , Y ANG Gang 2) , XIE Jianxin 1) 1) Material Science and Engineering School, Universit y of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Central Iron and S teel Research Institu te, Beijing 100081, C hina ABSTRACT Based on the dynamic materials model theories, hyperbolic sine equation and two Liapunov stabili￾ty criteria, the processing maps of T122 heat resistant steel w ere constructed using the data obtained from isothermal ho t compress tests by means of a Gleeble 3 500 simulator .The hot formability of the T122 steel was studied and its relations w ith microstructure at various temperatures and strain rates were analyzed using the pro￾cess maps .The result show s that the efficiency of power dissipation increases w ith the increase in temperature and the decrease in strain rate .The T122 steel exhibited dynamic recrystallization w ith a peak power dissipation efficiency of 0.2 occurring at the temperature upw ards 1 085 ℃and the strain rate less than 0.37s -1 .The tem￾perature of 1085 ～ 1 150 ℃and the strain rate mo re than 0.13 s -1 are recommended to set the industrial fo rming conditions. KEY WORDS T122 heat resistant steel;ho t compress test ;processing maps ;fo rmability · 1208 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 29 卷