工程科学学报，第40卷，第1期：59-67,2018年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.I:59-67,January 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.008;http://journals.ustb.edu.cn 形变过程中TRP效应的相变热动态研究 高绪涛12)四，赵爱民3) 1)北京交通大学机械与电子控制工程学院，北京100042)北京市地铁运营有限公司地铁运营技术研发中心，北京102208 3)北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心，北京100083 区通信作者，E-mail:xutaotall(@163.com 摘要采用拉伸与测温试验同时进行的方法，将应力应变曲线与热能曲线相结合，动态研究热轧TRP钢拉伸过程中的相 变热。研究表明：热轧TP钢在拉伸过程中材料增加的热能由部分转变的塑性功和马氏体相变热组成，因此，拉伸过程中实 际测得的试样热能高于由塑性功转变的热能。利用平均综合热能损失系数对低速拉伸的TP钢的热能进行补充，通过计算 与推导，证实了试样在刚进入塑性变形时，一定数量的较不稳定残余奥氏体首先集中发生马氏体相变，随着应变的进一步加 大，剩余的较稳定的残余奥氏体根据其稳定情况发生马氏体相变的数量逐渐减少，在试样均匀延伸结束前绝大部分残余奥氏 体已转变为马氏体.结合相变热变化可动态描述热轧TRP钢形变过程中马氏体相变的情况. 关键词热轧TP钢：残余奥氏体：塑性变形：相变热：拉伸 分类号TG115.2 Dynamic study on phase-change heat of TRIP effect during deformation GAO Xu-tao)ZHAO Ai-min) 1)College of Mechanical,Electronic and Control Engineering,Beijing Jiaotong University,Beijing 100044,China 2)Subway Operation Technology Center,Beijing Mass Transit Railway Operation Corporation Ltd,Beijing 102208,China 3)Collaborative Innovation Center of Steel Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail;xutaotall@163.com ABSTRACT During tensile and temperature tests,the latent heat of hot-rolled TRIP steel was dynamically investigated by observing the stress-strain and thermal curves.The results indicated that during the tensile test,the hot-rolled TRIP steel increased the thermal energy,which originated from the partial transformation of plastic work and martensitic transformation.Therefore,the actual heat of the measured sample was higher than that converted by plastic work.During the low speed tensile test,the thermal energy of the TRIP steel was supplemented by the average integrated heat loss coefficient.Through calculation and deduction,it was confirmed that a certain a- mount of the unstable residual austenite first became martensite,when the plastic deformation had just begun.As the strain increased further,the amount of the remaining,stable,retained austenite that would become martensite,decreased gradually according to its sta- bility.Most of the retained austenite had almost become martensite before the end of the uniform elongation.During the deformation process of the hot rolled TRIP steel,the martensitic transformation could be dynamically described by the change of latent heat. KEY WORDS hot-rolled TRIP steels;retained austenite;plastic deformation;phase-change heat;tensile 在室温情况下，TP钢组织中含有一定量相对能[4-).在发生马氏体相变过程中，因为其是放热反 稳定存在的残余奥氏体-).但在形变过程中，这部 应，所以试样形变过程中的TRP效应可通过相关 分稳定存在残余奥氏体将会逐步发生马氏体转变， 热效应来体现.目前开展的相关研究中，利用热成 产生TRP效应，从而使材料具有优异的力学性 像仪研究TP钢在形变过程中发生马氏体相变产 收稿日期：2017-05-30
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期:59鄄鄄67,2018 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 1: 59鄄鄄67, January 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 01. 008; http: / / journals. ustb. edu. cn 形变过程中 TRIP 效应的相变热动态研究 高绪涛1,2) 苣 , 赵爱民3) 1)北京交通大学机械与电子控制工程学院, 北京 100044 2)北京市地铁运营有限公司地铁运营技术研发中心, 北京 102208 3)北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心, 北京 100083 苣通信作者,E鄄mail:xutaotall@ 163. com 摘 要 采用拉伸与测温试验同时进行的方法,将应力应变曲线与热能曲线相结合,动态研究热轧 TRIP 钢拉伸过程中的相 变热. 研究表明:热轧 TRIP 钢在拉伸过程中材料增加的热能由部分转变的塑性功和马氏体相变热组成,因此,拉伸过程中实 际测得的试样热能高于由塑性功转变的热能. 利用平均综合热能损失系数对低速拉伸的 TRIP 钢的热能进行补充,通过计算 与推导,证实了试样在刚进入塑性变形时,一定数量的较不稳定残余奥氏体首先集中发生马氏体相变,随着应变的进一步加 大,剩余的较稳定的残余奥氏体根据其稳定情况发生马氏体相变的数量逐渐减少,在试样均匀延伸结束前绝大部分残余奥氏 体已转变为马氏体. 结合相变热变化可动态描述热轧 TRIP 钢形变过程中马氏体相变的情况. 关键词 热轧 TRIP 钢; 残余奥氏体; 塑性变形; 相变热; 拉伸 分类号 TG115郾 2 收稿日期: 2017鄄鄄05鄄鄄30 Dynamic study on phase鄄change heat of TRIP effect during deformation GAO Xu鄄tao 1,2) 苣 , ZHAO Ai鄄min 3) 1) College of Mechanical, Electronic and Control Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China 2) Subway Operation Technology Center, Beijing Mass Transit Railway Operation Corporation Ltd, Beijing 102208, China 3) Collaborative Innovation Center of Steel Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣Corresponding author,E鄄mail:xutaotall@ 163. com ABSTRACT During tensile and temperature tests, the latent heat of hot鄄rolled TRIP steel was dynamically investigated by observing the stress鄄鄄strain and thermal curves. The results indicated that during the tensile test, the hot鄄rolled TRIP steel increased the thermal energy, which originated from the partial transformation of plastic work and martensitic transformation. Therefore, the actual heat of the measured sample was higher than that converted by plastic work. During the low speed tensile test, the thermal energy of the TRIP steel was supplemented by the average integrated heat loss coefficient. Through calculation and deduction, it was confirmed that a certain a鄄 mount of the unstable residual austenite first became martensite, when the plastic deformation had just begun. As the strain increased further, the amount of the remaining, stable, retained austenite that would become martensite, decreased gradually according to its sta鄄 bility. Most of the retained austenite had almost become martensite before the end of the uniform elongation. During the deformation process of the hot rolled TRIP steel, the martensitic transformation could be dynamically described by the change of latent heat. KEY WORDS hot鄄rolled TRIP steels; retained austenite; plastic deformation; phase鄄change heat; tensile 在室温情况下,TRIP 钢组织中含有一定量相对 稳定存在的残余奥氏体[1鄄鄄3] . 但在形变过程中,这部 分稳定存在残余奥氏体将会逐步发生马氏体转变, 产生 TRIP 效应,从而使材料具有优异的力学性 能[4鄄鄄7] . 在发生马氏体相变过程中,因为其是放热反 应,所以试样形变过程中的 TRIP 效应可通过相关 热效应来体现. 目前开展的相关研究中,利用热成 像仪研究 TRIP 钢在形变过程中发生马氏体相变产
·60· 工程科学学报，第40卷，第1期 生的热效应，但未进行TP钢形变过程中的热效 取，得到铁素体+贝氏体+残奥组织.轧后冷却工 应与其所受应力应变情况相结合的研究，无法动态 艺如图1所示. 的了解TRP钢在形变过程中发生马氏体相变的过 终轧温度：800℃ 800℃ 程.因此本文通过将热轧TP钢拉伸过程中的应 冷速 冷速 力应变曲线与热能曲线相结合，利用相变热动态研 30℃s 30℃·8-1 710℃ =。====。。= 究其在变形过程中的TRP效应，动态说明残余奥 空冷 670℃ 氏体在形变过程中发生相变的情况，为热轧TRP 钢的实际应用提供理论基础. 冷速 卷取 1实验材料及方法 >50℃s1 450℃ 试验钢主要化学成分（质量分数，%）为：C 0.21,Si1.42,Mn1.34,Nb0.035,V0.1,余量为铁. 卷取 锻坯经5道次热轧成厚度为7mm的钢板.终轧后 1试验钢水冷到710℃，随后在保温炉内随炉冷却， 图1轧后冷却工艺示意图 得到铁素体+珠光体组织.2"试验钢冷却工艺为先 Fig.I Schematic of cooling process after hot rolling 以30℃·s1的冷速水冷到710℃，空冷到670℃，最 后以大约50℃·s-1的冷速水冷到450℃后随炉卷 1"和2试验钢微观组织形貌如图2所示. a 2 Mag 200K 0:0 : 2 200K 图2试验钢扫描组织照片.(a)1钢：(b)2*钢 Fig.2 SEM micrographs of tested steels:(a)1 steel;(b)2 steel 轧制后的钢板，将其制备成圆棒拉伸试样（直 测测测测测测测 径为Φ5mm,标距长度为25mm),利用MTS型试验 温温温温温温温 点点点点点点点 1234567 机进行拉伸实验（拉伸速度为5 mm.min1).在拉 2 mm 2.5mm 伸过程中，为了能够时刻跟踪试样温度的变化，将7 2兰个 组热电偶焊接在试样上进行试样拉伸过程中的温度 ←2.5mm 测量，并同时用引伸计测量试样拉伸过程中应力与 图3拉伸试样的温度采集点及编号 应变曲线，以便将试样拉伸过程中温度的变化与拉 Fig.3 Temperature collection points and number of tensile speci- mens 伸试样的应力与应变曲线联系起来.由于拉伸试样 中心对称，可以只对试样中心到其中一个夹持端的 残余奥氏体，利用X射线衍射测量其残余奥氏体的 温度变化进行测量.拉伸试样的温度采集点布置及 含量.将结果分别与拉伸前及拉断后的两根TP 编号如图3所示. 钢试样的光学显微组织和残余奥氏体的含量进行比 试验中拉伸试样和设备如图4所示. 较，如图5所示 同时为了说明热轧TRP钢(2钢)形变前、中、 后残余奥氏体发生相变的情况，将一根TP钢拉 2结果分析和讨论 伸试样拉伸到工程应变εE=9%时停止，取拉伸试 2.1试样拉伸过程中的能量守恒 样中间位置，沿轴向刨分，用两步法腐蚀实验用 金属在发生塑性变形时，能量平衡公式为： 钢8】，观察其光学显微组织，其中白亮色的组织为 W。=Q。+W。 (1)
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 生的热效应,但未进行 TRIP 钢形变过程中的热效 应与其所受应力应变情况相结合的研究,无法动态 的了解 TRIP 钢在形变过程中发生马氏体相变的过 程. 因此本文通过将热轧 TRIP 钢拉伸过程中的应 力应变曲线与热能曲线相结合,利用相变热动态研 究其在变形过程中的 TRIP 效应,动态说明残余奥 氏体在形变过程中发生相变的情况,为热轧 TRIP 钢的实际应用提供理论基础. 1 实验材料及方法 试验钢 主 要 化 学 成 分 ( 质 量 分 数,% ) 为: C 0郾 21,Si 1郾 42,Mn 1郾 34,Nb 0郾 035,V 0郾 1,余量为铁. 锻坯经 5 道次热轧成厚度为 7 mm 的钢板. 终轧后 1 #试验钢水冷到 710 益 ,随后在保温炉内随炉冷却, 得到铁素体 + 珠光体组织. 2 #试验钢冷却工艺为先 以 30 益·s - 1的冷速水冷到 710 益 ,空冷到 670 益 ,最 后以大约 50 益·s - 1 的冷速水冷到 450 益 后随炉卷 取,得到铁素体 + 贝氏体 + 残奥组织. 轧后冷却工 艺如图 1 所示. 图 1 轧后冷却工艺示意图 Fig. 1 Schematic of cooling process after hot rolling 1 #和 2 #试验钢微观组织形貌如图 2 所示. 图 2 试验钢扫描组织照片. (a) 1 #钢;(b) 2 #钢 Fig. 2 SEM micrographs of tested steels:(a) 1 # steel; (b) 2 # steel 轧制后的钢板,将其制备成圆棒拉伸试样(直 径为 准5 mm,标距长度为 25 mm),利用 MTS 型试验 机进行拉伸实验(拉伸速度为 5 mm·min - 1 ). 在拉 伸过程中,为了能够时刻跟踪试样温度的变化,将 7 组热电偶焊接在试样上进行试样拉伸过程中的温度 测量,并同时用引伸计测量试样拉伸过程中应力与 应变曲线,以便将试样拉伸过程中温度的变化与拉 伸试样的应力与应变曲线联系起来. 由于拉伸试样 中心对称,可以只对试样中心到其中一个夹持端的 温度变化进行测量. 拉伸试样的温度采集点布置及 编号如图 3 所示. 试验中拉伸试样和设备如图 4 所示. 同时为了说明热轧 TRIP 钢(2 #钢)形变前、中、 后残余奥氏体发生相变的情况,将一根 TRIP 钢拉 伸试样拉伸到工程应变 着E = 9% 时停止,取拉伸试 样中间位置,沿轴向刨分,用两步法腐蚀实验用 钢[8] ,观察其光学显微组织,其中白亮色的组织为 图 3 拉伸试样的温度采集点及编号 Fig. 3 Temperature collection points and number of tensile speci鄄 mens 残余奥氏体,利用 X 射线衍射测量其残余奥氏体的 含量. 将结果分别与拉伸前及拉断后的两根 TRIP 钢试样的光学显微组织和残余奥氏体的含量进行比 较,如图 5 所示. 2 结果分析和讨论 2郾 1 试样拉伸过程中的能量守恒 金属在发生塑性变形时,能量平衡公式为: Wp = Qp + Ws (1) ·60·
高绪涛等：形变过程中TRP效应的相变热动态研究 61· 图4拉伸试样及设备.(a)拉伸试样：(b)拉伸设备：(c)温度采集设备 Fig.4 Tensile sample and equipment:(a)tensile sample;(b)tensile equipment;(c)temperature collection equipment 40μm 404m」 18 d 16 12 6 2 40μum 01 13579111315 工程应变% 图5拉伸试样残余奥氏体.(a)未拉伸试样：(b)9%工程应变试样：（©）拉断试样：(d)残余奥氏体含量 Fig.5 Residual austenite of tensile specimen:(a)unstretched specimen:(b)specimen with 9%engineering strain;(c)broken specimen;(d) volume fraction of residual austenite BW。=Qp (2) 热量的损失包括两部分.其一为热量的传导， 式中：W。表示试样拉伸过程中外界对试样所做的塑 主要通过三种途径进行，即：热传导、热辐射和热 性功；Q。为试样的热能，即由塑性功而转化的热能； 对流：其二为测量过程中热电势在热电偶材料中的 W。为试样的储能：B为塑性功向热量的转换比例系 损耗，因此热损失公式如下： 数，其为转化的热量与塑性功之比 Ws=W。+W。+W.+W (4) 在本试验中，由于拉伸过程较长，应有一定的热 式中：W。表示通过热传导而损失的一部分热量：W 量损失.因此建立能量平衡方程的时候应考虑热损 表示通过热对流损失的一部分热量：W,表示通过热 失的影响，试验用钢在发生塑性变形时，能量平衡可 辐射而损失的一部分热量：W表示热电偶测量过程 以由式(3)来表示. 中所造成热量损耗.（因本次拉伸试验在室温进行， BW。=Qp+Was (3) 对流和辐射损失的热量可忽略) 式中，W为试样的热损失 本次实验中，公式(1)中试样的热能Q。、塑性功
高绪涛等: 形变过程中 TRIP 效应的相变热动态研究 图 4 拉伸试样及设备. (a)拉伸试样;(b)拉伸设备;(c) 温度采集设备 Fig. 4 Tensile sample and equipment:(a) tensile sample; (b) tensile equipment; (c) temperature collection equipment 图 5 拉伸试样残余奥氏体. (a)未拉伸试样;(b)9% 工程应变试样;(c)拉断试样;(d)残余奥氏体含量 Fig. 5 Residual austenite of tensile specimen:( a) unstretched specimen; ( b) specimen with 9% engineering strain; ( c) broken specimen; ( d) volume fraction of residual austenite 茁Wp = Qp (2) 式中:Wp 表示试样拉伸过程中外界对试样所做的塑 性功;Qp 为试样的热能,即由塑性功而转化的热能; Ws 为试样的储能;茁 为塑性功向热量的转换比例系 数,其为转化的热量与塑性功之比. 在本试验中,由于拉伸过程较长,应有一定的热 量损失. 因此建立能量平衡方程的时候应考虑热损 失的影响,试验用钢在发生塑性变形时,能量平衡可 以由式(3)来表示. 茁Wp = Qp + Wloss (3) 式中,Wloss为试样的热损失. 热量的损失包括两部分. 其一为热量的传导, 主要通过三种途径进行[9] ,即:热传导、热辐射和热 对流;其二为测量过程中热电势在热电偶材料中的 损耗,因此热损失公式如下: Wloss = Wc + Wh + Wr + Wi (4) 式中:Wc 表示通过热传导而损失的一部分热量;Wh 表示通过热对流损失的一部分热量;Wr 表示通过热 辐射而损失的一部分热量;Wi 表示热电偶测量过程 中所造成热量损耗. (因本次拉伸试验在室温进行, 对流和辐射损失的热量可忽略) 本次实验中,公式(1)中试样的热能 Qp 、塑性功 ·61·
.62· 工程科学学报，第40卷，第1期 W。及试样的储能W,计算公式如下0-4]： 位置，所以颈缩阶段其温度的升高值明显高于其他 Q。=p,CAT (5) 四个测温点的温度.将7个测温点的温度相加取平 式中，P。表示实验用钢的密度，C为实验用钢的比热 均值T,绘制真应力-时间-平均温度曲线，如图9 容，V为试样体积，△T为试样的温差（即实际温度T 所示. 与室温T。的差值) 35 800 工程应力时间曲线750 W=VxK 3 3 1700 n+1 (6) 32 650 31 600 式中：V表示拉伸试样的体积，ε为真应变，K为材料 550 9 500 常数（即真应变为1.0时所对应的真应力）：n为应 8 450 27 1通道温度 400 变硬化指数.将塑性区内每一时刻的真应变代入上 26 2通道温度 350 3通道温度 300 式即可求得在不同应变下试样的塑性功. 4250 33 4通道温度 200 5通道温度 150 (7) 21 6通道温度 100 7通道温度 50 式中：α是几何系数；以为切变模量：R为位错剪切半 01020304050607080901010120138 1 径，R≈103b,b为柏氏矢量的模；r。数量级为b~ 时间s 10b,4.605≤ln R 图6拉伸试样工程应力-时间-温度曲线 ≤6.908：e为真应变；K为材 Fig.6 Engineering stress-time-temperature curves of tensile speci- 料常数：S为圆棒拉伸试样沿轴向的中间截面面积： men L为每根位错的长度.根据拉伸过程中的真应力应 800 750 真应力应变曲线 变曲线，将塑性区内每一时刻的真应变代入上式即 700 do/de=o 650 可求得在不同应变下试样的塑性储能值 321 1通道温度 2.2无TRP效应的试样在拉伸过程中的热效应 450 通道温度 3通道温度 28 27 本试验的相关计算将以试样标距内的形变为研 -4通道温度 30 究对象，并认为试样标距内应变分布均匀.针对1 250 5通道温度 6通道温度 654321 试验钢，其组织为铁素体+珠光体，因此拉伸的过程 一7通道温度 中无相变发生，所以将不会产生相变热.利用温度 19 0.02 0.04 0.06 0.08 真应变 采集设备可采集温度与时间曲线.为了将每一时刻 测量的温度与拉伸过程中的工程应力相对应，由拉 图7拉伸试样真应力-真应变-温度曲线 Fig.7 伸设备及引伸计采集出工程应力与时间的曲线，其 True stress-true strain-temperature curves of tensile speci- men 工程应力-时间-温度曲线如图6所示.同时拉伸设 备采集的工程应力也与工程应变相对应，这样以时 间为中间变量，可以实现应力、应变、温度、时间等变 量间的相互对应.因此，在图6的基础上，将相关变 23456789 量转换后，其真应力-真应变-温度曲线如图7所 示.图中dσ/de=σ所对应的真应变，代表拉伸试 样结束均匀伸长而产生局部集中变形时所对应的真 应变 123456 图6及图7给出拉伸试样随应力的升高，7个 测温点温度也升高.从图7中可以看出试样从进入 塑性区到均匀延伸结束，随着真应力的增加，试样的 图8拉断无TRP效应试样 表面温度以一定的斜率均匀向上攀升.直到试样进 Fig.8 Broken specimen of no TRIP effect 入到颈缩阶段时，试样表面各点温度值才出现了不 规律的变化，从图6和图7中可以看出颈缩阶段测 从图9中可以看出，试样在弹性变形区内，其平 温点5,6、7的温度上升最为明显.从试样拉断后的 均温度略有降低.由固体力学可知在试样拉伸的过 照片图8中可以看出测温点5、6、7靠近试样的颈缩 程中，在弹性变形区域当拉伸试样的真应变为ε
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 Wp 及试样的储能 Ws 计算公式如下[10鄄鄄14] : Qp = 籽pVC驻T (5) 式中,籽p 表示实验用钢的密度,C 为实验用钢的比热 容,V 为试样体积,驻T 为试样的温差(即实际温度 T 与室温 T0 的差值). Wp = V 伊 K 着 n + 1 n + 1 (6) 式中:V 表示拉伸试样的体积,着 为真应变,K 为材料 常数(即真应变为 1郾 0 时所对应的真应力);n 为应 变硬化指数. 将塑性区内每一时刻的真应变代入上 式即可求得在不同应变下试样的塑性功. Ws = 1 4仔琢 2 滋 ln ( R r ) 0 K 2 着 2n 伊 S 伊 L (7) 式中:琢 是几何系数;滋 为切变模量;R 为位错剪切半 径,R抑10 3 b, b 为柏氏矢量的模; r0 数量级为 b ~ 10b,4郾 605臆ln ( R r ) 0 臆6郾 908;着 为真应变;K 为材 料常数;S 为圆棒拉伸试样沿轴向的中间截面面积; L 为每根位错的长度. 根据拉伸过程中的真应力应 变曲线,将塑性区内每一时刻的真应变代入上式即 可求得在不同应变下试样的塑性储能值. 2郾 2 无 TRIP 效应的试样在拉伸过程中的热效应 本试验的相关计算将以试样标距内的形变为研 究对象,并认为试样标距内应变分布均匀. 针对 1 # 试验钢,其组织为铁素体 + 珠光体,因此拉伸的过程 中无相变发生,所以将不会产生相变热. 利用温度 采集设备可采集温度与时间曲线. 为了将每一时刻 测量的温度与拉伸过程中的工程应力相对应,由拉 伸设备及引伸计采集出工程应力与时间的曲线,其 工程应力鄄鄄时间鄄鄄温度曲线如图 6 所示. 同时拉伸设 备采集的工程应力也与工程应变相对应,这样以时 间为中间变量,可以实现应力、应变、温度、时间等变 量间的相互对应. 因此,在图 6 的基础上,将相关变 量转换后,其真应力鄄鄄 真应变鄄鄄 温度曲线如图 7 所 示. 图中 d滓/ d着 = 滓 所对应的真应变,代表拉伸试 样结束均匀伸长而产生局部集中变形时所对应的真 应变. 图 6 及图 7 给出拉伸试样随应力的升高,7 个 测温点温度也升高. 从图 7 中可以看出试样从进入 塑性区到均匀延伸结束,随着真应力的增加,试样的 表面温度以一定的斜率均匀向上攀升. 直到试样进 入到颈缩阶段时,试样表面各点温度值才出现了不 规律的变化,从图 6 和图 7 中可以看出颈缩阶段测 温点 5、6、7 的温度上升最为明显. 从试样拉断后的 照片图 8 中可以看出测温点 5、6、7 靠近试样的颈缩 位置,所以颈缩阶段其温度的升高值明显高于其他 四个测温点的温度. 将 7 个测温点的温度相加取平 均值 Ta,绘制真应力鄄鄄 时间鄄鄄 平均温度曲线,如图 9 所示. 图 6 拉伸试样工程应力鄄鄄时间鄄鄄温度曲线 Fig. 6 Engineering stress鄄鄄 time鄄鄄 temperature curves of tensile speci鄄 men 图 7 拉伸试样真应力鄄鄄真应变鄄鄄温度曲线 Fig. 7 True stress鄄鄄 true strain鄄鄄 temperature curves of tensile speci鄄 men 图 8 拉断无 TRIP 效应试样 Fig. 8 Broken specimen of no TRIP effect 从图 9 中可以看出,试样在弹性变形区内,其平 均温度略有降低. 由固体力学可知在试样拉伸的过 程中,在弹性变形区域当拉伸试样的真应变为 着z ·62·
高绪涛等：形变过程中TRP效应的相变热动态研究 .63· 32 13 800 dolde=o 800 11 700 2 700 10 600 600 500 27 500 7 400 252423 400 65 二藏费器线如星 平均温度曲线 真应力曲线 43 200 200 100 21 100 06102030405060708090100 901020304050607080901001i10120138 19 时间s 时间s 图10拉伸试样平均温差-时间-真应力曲线 图9拉伸试样平均温度-时间-真应力曲线 Fig.10 Average temperature difference-time-true stress curves of Fig.9 Average temperature-time-true stress curves of tensile speci- tensile specimen men 32f 30 时，拉伸试样温度变化符合以下的关系式] 28 一塑性功 26 一储存能 △T_ T=-y(1-2μ)e 24 (8) dolde=o 式中，△T为试样在弹性变形过程中的温度变化，Y 16 14 为Gruineisen系数，其表达式为 y au/k C (9) 6 式中，α为体积热膨胀系数，μ为泊松比，k,为等温 4 压缩率，C,为比热容 00.010.020.030.040.050.060.070.080.09 从式(8)中可以看出，在弹性阶段，拉伸试样的 真应变，e 温度是降低的.温度的降低程度正比于试样在弹性 图11随真应变变化的塑性功和储存能 阶段变形的程度以及Gruineisen系数.对于大多数 Fig.11 Plastic work and storage energy with true strain 金属材料来说Gruneisen系数介于1.5~2之间. 的温度上升是较均匀的，所以由塑性功产生的热能 由于从图9中可以看出，在弹性阶段，拉伸试样 与实际测量试样的热能相减为这段区间随时间的变 温度变化极小，因此其对计算塑性形变过程中的热 化热能损失，如图13所示. 能影响不大，所以计算试样进入塑性阶段拉伸试样 18 瞬时表面平均的温差△T,将以拉伸试样在塑性阶 试样无热损时的温差曲线 试样实测时的温差曲线 段瞬时表面温度与试样在没有拉伸时测得的试样温 65432 度相减，得到温差△T,与时间对应曲线，如图10所 dolde=o 示.从图中可以看出试样从进入塑性区到均匀延伸 结束其温度是以一定的斜率升高 利用式(6)和式(7)分别计算出在试样标距内 /65432 随着真应力应变的增加对试样所做的总的塑性功和 储存能，其变化趋势如图11所示. 00.010.020.030.040.050.060.070.080.09 试样的塑性功与储存能之差就是反映在试样上 真应变，2 的热能，由公式(1)及(5)可以计算出由塑性功转化 图12塑性功温差与实际测的温差 Fig.12 Temperature difference of plastic work versus actual meas- 为热能后反映在试样标距内的温差，其随真应变的 ured temperature difference 变化率基本恒定，它与由热电偶测得的试样上的实 际温差比较如图12所示. 试样在塑性拉伸过程中虽温升不高，但也存在 从图12中可以看出由塑性功得到的试样标距 热量的损失，因此定义低温下综合的热能损失系数 内的温差大于由热电偶测得的温差.可以说明试样 =热能的损失，其中T为热能损失所经历的时间 在低速拉伸的过程中存在着热能的损失.同时试样 TS△t 进入塑性区到均匀延伸结束点这段区间，试样表面 (单位，s),S为圆棒拉伸试样标距内的表面积（单
高绪涛等: 形变过程中 TRIP 效应的相变热动态研究 图 9 拉伸试样平均温度鄄鄄时间鄄鄄真应力曲线 Fig. 9 Average temperature鄄鄄time鄄鄄true stress curves of tensile speci鄄 men 时,拉伸试样温度变化符合以下的关系式[15] . 驻T T = - 酌(1 - 2滋)着z (8) 式中,驻T 为试样在弹性变形过程中的温度变化,酌 为 Gr俟neisen 系数,其表达式为 酌 = 琢滋 / krCv (9) 式中,琢 为体积热膨胀系数,滋 为泊松比,kr 为等温 压缩率,Cv 为比热容. 从式(8)中可以看出,在弹性阶段,拉伸试样的 温度是降低的. 温度的降低程度正比于试样在弹性 阶段变形的程度以及 Gr俟neisen 系数. 对于大多数 金属材料来说 Gr俟neisen 系数介于 1郾 5 ~ 2 之间. 由于从图 9 中可以看出,在弹性阶段,拉伸试样 温度变化极小,因此其对计算塑性形变过程中的热 能影响不大,所以计算试样进入塑性阶段拉伸试样 瞬时表面平均的温差 驻Ta,将以拉伸试样在塑性阶 段瞬时表面温度与试样在没有拉伸时测得的试样温 度相减,得到温差 驻Ta 与时间对应曲线,如图 10 所 示. 从图中可以看出试样从进入塑性区到均匀延伸 结束其温度是以一定的斜率升高. 利用式(6)和式(7)分别计算出在试样标距内 随着真应力应变的增加对试样所做的总的塑性功和 储存能,其变化趋势如图 11 所示. 试样的塑性功与储存能之差就是反映在试样上 的热能,由公式(1)及(5)可以计算出由塑性功转化 为热能后反映在试样标距内的温差,其随真应变的 变化率基本恒定,它与由热电偶测得的试样上的实 际温差比较如图 12 所示. 从图 12 中可以看出由塑性功得到的试样标距 内的温差大于由热电偶测得的温差. 可以说明试样 在低速拉伸的过程中存在着热能的损失. 同时试样 进入塑性区到均匀延伸结束点这段区间,试样表面 图 10 拉伸试样平均温差鄄鄄时间鄄鄄真应力曲线 Fig. 10 Average temperature difference鄄鄄 time鄄鄄 true stress curves of tensile specimen 图 11 随真应变变化的塑性功和储存能 Fig. 11 Plastic work and storage energy with true strain 的温度上升是较均匀的,所以由塑性功产生的热能 与实际测量试样的热能相减为这段区间随时间的变 化热能损失,如图 13 所示. 图 12 塑性功温差与实际测的温差 Fig. 12 Temperature difference of plastic work versus actual meas鄄 ured temperature difference 试样在塑性拉伸过程中虽温升不高,但也存在 热量的损失,因此定义低温下综合的热能损失系数 h = 热能的损失 TS驻t ,其中 T 为热能损失所经历的时间 (单位,s),S 为圆棒拉伸试样标距内的表面积(单 ·63·
.64 工程科学学报，第40卷，第1期 0 试样温度升高，另一部分则表现在热量的损失上 与上节中相同，测量热轧TRP钢拉伸过程中 的试样表面的温度、应力及应变，转换后其各测温点 35 的真应力-真应变-温度曲线如图14所示.将7个 3. .5 测温点的温度相加取平均值T,绘制真应力-真应 2. 变-平均温度曲线如图15所示 1.5 1.0 1200 0.5 dolde=o 344 42 5101520253035404550 1000 40 塑性区域经历时间/s 38 800 36 图13拉伸试样时间-热能损失曲线 真应力应变 曲线 34 Fig.13 Time-thermal energy loss curve of tensile specimen 600 1通道温度 3 2通道温度 30 400 3通道温度 28 位，m2),△t表示试样在拉伸过程中试样表面的温度 4通道温度 26 5通道温度 24 与未拉伸时试样表面温度的差值（单位，℃）.将每 200 6通道温度 7通道温度 一时刻的热能损失除以试样标距内的表面积以及 000020040.060.080100i20id18 各时刻的温差及所经历时间，可以得到一系列的 真应变，e 综合热损系数.用以上的方法在相同环境下连续 图14热轧TRP钢拉伸试样真应力-真应变-温度曲线 做3次拉伸试验，相关数值在65~90Jsm2℃1 Fig.14 True stress-true strain-temperature curves of tensile speci- 之间波动，取平均后可以得到综合热损系数为79 men for hot-rolled TRIP steels Jslm-2℃-1 2.3热轧TRP钢拉伸过程中的TRP效应与热 1200 48 效应 1000 42 针对2"试验钢，其组织为铁素体+贝氏体+残 800 奥，并且残奥在拉伸的过程中将会发生相变，因此， 3 在不考虑热损失的前提下，TRP钢在发生塑性变形 600 2 30 时，能量平衡可以由下式决定 400 W。+Q.=Q°+W。 (10) 一试样表面平均温度 200 2 一其应力应变曲线 Q°=Qp+Qm (11) BW。=Q。=Q°-Qm (12) 00 0.020.040.060.080.100.120.14 真应变， 式中，W。表示试样拉伸过程中外界对试样所做的塑 图15热轧TP钢拉伸试样真应力-真应变-平均温度曲线 性功；Q·为试样的热能；Q。为由塑性功而转化的热 Fig.15 True stress-true strain-average temperature curves of tensile 能：Q为试样应变时，残余奥氏体向马氏体转变释 specimen for hot-rolled TRIP steels 放的热能：W,为试样的储能.B为塑性功向热能转 化系数. 计算其拉伸试样瞬时表面各个测温点与试样没 由于拉伸过程较长，应有一定的热量损失.因 有拉伸时测得的温度的温差△T,的平均值，绘制拉 此建立能量平衡方程的时候应考虑热损失的影响， 伸试样真应力-真应变-平均温差曲线如图16所 TRP钢在发生塑性变形时，能量平衡可以由式(13) 示，利用式(6)和式(7)分别计算出在试样标距内总 来表示. 的塑性功和储存能.其变化趋势如图17所示 BW。=Q°-Qr.+We (13) TRP钢试样与上节无TRP效应的试样相比较， 式中，W为试样的热损失. TRP钢试样的最大真应力可达到1082MPa,在产生 可以看出，与普通高强钢不同，TRP钢塑性变 局部集中变形前的真应变为0.095.而无TRP效应 形过程中，试样的内能由塑性功和相变热共同提供. 的试样的最大真应力为761MPa,在产生局部集中 塑性功所产生的能量一部分转变为试样的热能，一 变形前的真应变为0.054.因此TRP钢试样的综合 部分为试样储能，而相变热所产生的能量为试样的 力学性能明显好于无TRP效应的试样.比较图11 热能.试样热能可以分为两部分，一部分热能使得 与图17，由于TRP钢试样综合力学性更优，拉伸过
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 13 拉伸试样时间鄄鄄热能损失曲线 Fig. 13 Time鄄鄄thermal energy loss curve of tensile specimen 位,m 2 ),驻t 表示试样在拉伸过程中试样表面的温度 与未拉伸时试样表面温度的差值(单位,益 ). 将每 一时刻的热能损失除以试样标距内的表面积以及 各时刻的温差及所经历时间,可以得到一系列的 综合热损系数. 用以上的方法在相同环境下连续 做 3 次拉伸试验,相关数值在 65 ~ 90 J·s - 1m - 2益 - 1 之间波动,取平均后可以得到综合热损系数为 79 J·s - 1m - 2益 - 1 . 2郾 3 热轧 TRIP 钢拉伸过程中的 TRIP 效应与热 效应 针对 2 #试验钢,其组织为铁素体 + 贝氏体 + 残 奥,并且残奥在拉伸的过程中将会发生相变,因此, 在不考虑热损失的前提下,TRIP 钢在发生塑性变形 时,能量平衡可以由下式决定. Wp + QTr = Q * + Ws (10) Q * = Qp + QTr (11) 茁Wp = Qp = Q * - QTr (12) 式中,Wp 表示试样拉伸过程中外界对试样所做的塑 性功;Q *为试样的热能;Qp 为由塑性功而转化的热 能;QTr为试样应变时,残余奥氏体向马氏体转变释 放的热能;Ws 为试样的储能. 茁 为塑性功向热能转 化系数. 由于拉伸过程较长,应有一定的热量损失. 因 此建立能量平衡方程的时候应考虑热损失的影响, TRIP 钢在发生塑性变形时,能量平衡可以由式(13) 来表示. 茁Wp = Q * - QTr + Wloss (13) 式中,Wloss为试样的热损失. 可以看出,与普通高强钢不同,TRIP 钢塑性变 形过程中,试样的内能由塑性功和相变热共同提供. 塑性功所产生的能量一部分转变为试样的热能,一 部分为试样储能,而相变热所产生的能量为试样的 热能. 试样热能可以分为两部分,一部分热能使得 试样温度升高,另一部分则表现在热量的损失上. 与上节中相同,测量热轧 TRIP 钢拉伸过程中 的试样表面的温度、应力及应变,转换后其各测温点 的真应力鄄鄄真应变鄄鄄温度曲线如图 14 所示. 将 7 个 测温点的温度相加取平均值 Ta,绘制真应力鄄鄄 真应 变鄄鄄平均温度曲线如图 15 所示. 图 14 热轧 TRIP 钢拉伸试样真应力鄄鄄真应变鄄鄄温度曲线 Fig. 14 True stress鄄鄄true strain鄄鄄temperature curves of tensile speci鄄 men for hot鄄rolled TRIP steels 图 15 热轧 TRIP 钢拉伸试样真应力鄄鄄真应变鄄鄄平均温度曲线 Fig. 15 True stress鄄鄄true strain鄄鄄average temperature curves of tensile specimen for hot鄄rolled TRIP steels 计算其拉伸试样瞬时表面各个测温点与试样没 有拉伸时测得的温度的温差 驻Ta 的平均值,绘制拉 伸试样真应力鄄鄄 真应变鄄鄄 平均温差曲线如图 16 所 示,利用式(6)和式(7)分别计算出在试样标距内总 的塑性功和储存能. 其变化趋势如图 17 所示. TRIP 钢试样与上节无 TRIP 效应的试样相比较, TRIP 钢试样的最大真应力可达到 1082 MPa,在产生 局部集中变形前的真应变为 0郾 095. 而无 TRIP 效应 的试样的最大真应力为 761 MPa,在产生局部集中 变形前的真应变为 0郾 054. 因此 TRIP 钢试样的综合 力学性能明显好于无 TRIP 效应的试样. 比较图 11 与图 17,由于 TRIP 钢试样综合力学性更优,拉伸过 ·64·
高绪涛等：形变过程中TRP效应的相变热动态研究 .65 程中TRP钢试样的塑性功明显大于无TRIP效应 变￡=0.076附近，这就说明至少在真应变ε= 的试样，但TRP钢试样的储存能与无TRP效应的 0.076前的塑性区内发生了马氏体的相变.但由于 试样相比差距不大，因此TRP钢试样中将会有更 拉伸是在低速下进行的，不可避免的存在热的损失， 多的塑性功转变为热能，同时TRP钢试样在拉伸 并且热电偶在测温的过程中也有一些热的损耗，所 过程中还将有相变热，因此TP钢试样在拉伸过 以通过上节中求得的平均综合热能损失系数对其进 程中将产生更多的热能，其产生局部集中变形前 行热能的补充.热电偶可以测得每时刻试样表面的 TRP钢试样表面温差可达约19℃，其比无TRIP效 温度以及所经历的时间，试样的表面积取圆棒拉伸 应的试样的表面温差高约12℃ 试样标距内的表面积，这样就可求得试样在塑性区 1200 28 每时刻内损失的热能，将其与实测的热能相加，可得 dolds=o 3 到从试样拉伸形成的热能及在拉伸过程中马氏体相 1000 22 20 变的热能的总和，如图19所示. 800 18 16 60 600 14 羽性功转化的热能 12 50 实测试样的热能 10 400 6 40 200 一温差曲线 一真应力应变曲线 000.020.040.060080.100.120.14 0 真应变.： 20 图16热轧TP钢拉伸试样真应力-真应变-平均温差曲线 Fig.16 True stress-true strain-average temperature tensile specimen difference curves for hot-rolled TRIP steels 00.020.040.060.080.100.120.14 其应变， 图18塑性功热能与实测热能 Fig.18 Thermal energy of plastic work versus actual measured ther- 50 mal energy % dolde=o 60 30 塑性功转化的热能 试样经补充后的热能 50 一储存能 dolde=o 塑性功 40 230 0 0.020.040.060.080.100.120.14 直应变，￡ 20 图17热轧TRP钢随真应变变化的塑性功和储存能 Fig.17 Plastic work and storage energy with true strain for hot-rolled TRIP steels 0 0.020.040.060.080.100.12 试样的塑性功与储存能之差就是反映在试样上 真应变.e 的热能，其与热电偶实际测得的温度经换算后得出 图19塑性功热能与补充后试样热能 的试样实际的热能间的关系如图18所示.与上节 Fig.19 Thermal energy of plastic work versus thermal energy adding supplement 无TRP效应的试样拉伸不同，图18所示试样在进 入塑性区后试样实际测得的热能远高于试样由塑性 试样补充后的热能曲线对真应变求导，如图20 功转化的热能，这就充分的说明TRIP钢在塑性变 所示. 形时，试样热能的增加不仅仅有塑性功的贡献还有 由上节可知，无TP效应的试样拉伸过程中， 相变热的贡献，TRP钢中的残余奥氏体在塑性区内 在塑性变形阶段，试样热能仅由塑性功提供，其颈缩 发生了马氏体相变而放出热量，从图18上可以看出 前温升随真应变匀速上升，说明其在塑性变形阶段， 由塑性功转化的热能与实测试样热能的交点在真应 热能随真应变的变化率(dQ/de)基本恒定
高绪涛等: 形变过程中 TRIP 效应的相变热动态研究 程中 TRIP 钢试样的塑性功明显大于无 TRIP 效应 的试样,但 TRIP 钢试样的储存能与无 TRIP 效应的 试样相比差距不大,因此 TRIP 钢试样中将会有更 多的塑性功转变为热能,同时 TRIP 钢试样在拉伸 过程中还将有相变热,因此 TRIP 钢试样在拉伸过 程中将产生更多的热能,其产生局部集中变形前 TRIP 钢试样表面温差可达约 19 益 ,其比无 TRIP 效 应的试样的表面温差高约 12 益 . 图 16 热轧 TRIP 钢拉伸试样真应力鄄鄄真应变鄄鄄平均温差曲线 Fig. 16 True stress鄄鄄true strain鄄鄄average temperature tensile specimen difference curves for hot鄄rolled TRIP steels 图 17 热轧 TRIP 钢随真应变变化的塑性功和储存能 Fig. 17 Plastic work and storage energy with true strain for hot鄄rolled TRIP steels 试样的塑性功与储存能之差就是反映在试样上 的热能,其与热电偶实际测得的温度经换算后得出 的试样实际的热能间的关系如图 18 所示. 与上节 无 TRIP 效应的试样拉伸不同,图 18 所示试样在进 入塑性区后试样实际测得的热能远高于试样由塑性 功转化的热能,这就充分的说明 TRIP 钢在塑性变 形时,试样热能的增加不仅仅有塑性功的贡献还有 相变热的贡献,TRIP 钢中的残余奥氏体在塑性区内 发生了马氏体相变而放出热量,从图 18 上可以看出 由塑性功转化的热能与实测试样热能的交点在真应 变 着 = 0郾 076 附近, 这就说明至少在真应变 着 = 0郾 076 前的塑性区内发生了马氏体的相变. 但由于 拉伸是在低速下进行的,不可避免的存在热的损失, 并且热电偶在测温的过程中也有一些热的损耗,所 以通过上节中求得的平均综合热能损失系数对其进 行热能的补充. 热电偶可以测得每时刻试样表面的 温度以及所经历的时间,试样的表面积取圆棒拉伸 试样标距内的表面积,这样就可求得试样在塑性区 每时刻内损失的热能,将其与实测的热能相加,可得 到从试样拉伸形成的热能及在拉伸过程中马氏体相 变的热能的总和,如图 19 所示. 图 18 塑性功热能与实测热能 Fig. 18 Thermal energy of plastic work versus actual measured ther鄄 mal energy 图 19 塑性功热能与补充后试样热能 Fig. 19 Thermal energy of plastic work versus thermal energy adding supplement 试样补充后的热能曲线对真应变求导,如图 20 所示. 由上节可知,无 TRIP 效应的试样拉伸过程中, 在塑性变形阶段,试样热能仅由塑性功提供,其颈缩 前温升随真应变匀速上升,说明其在塑性变形阶段, 热能随真应变的变化率(dQ/ d着)基本恒定. ·65·
66 工程科学学报，第40卷，第1期 60 2000 0.30 一试样热能 一dQde 1500 0.25 一瞬时n值 -n=8 0 0.20 1000 =0.15 500 0.10 10 0.05 -500 0.020.040.060.080.10 0.02 0.040.06 0.080.10 真应变，e 真应变.e 图20补充后热能及其对真应变的求导 图219%工程应变下的试样n值 Fig.21 n-value of the 9%engineering strain Fig.20 Thermal energy adding supplement and its true strain deriva- tive 中变形6]，因此，从图21中可以看出，试样经工程 但有TRP效应的试样拉伸过程，热能由塑性 应变e=0.09停止后，仍处于塑性均匀延伸阶段 功及马氏体相变热两部分组成，从图20中可以看 (n≠ε).从图5(b)中可以看出当工程应变为9% 出，在刚进入塑性变形时，随着真应变的加大，其 时，大部分残余奥氏体已经转变成马氏体，只有极少 dQ/de逐步上升，在e=0.01附近，达到最大，可以 的晶粒尺寸较小的残余奥氏体存在.工程应变为 认为在这一阶段，除塑性功以外，相变热上升较快， 9%时，残余奥氏体的体积分数为2.3%，而当试样 即残奥发生马氏体相变的数量较多，随着真应变的 断裂时，残余奥氏体的体积分数为1.2%.两者已经 进一步加大，其dQ/de逐步减小，可以认为发生马 十分的接近.可以说明当工程应变为9%时，试样中 氏体相变的残奥数量逐渐减少.而从图中可以看出 绝大部分残余奥氏体已经完成了马氏体的转变. 在e=0.084附近时，dQ/de便接近恒值，而本次 3结论 TRP试验钢发生颈缩的ε=0.095，可以认为在颈 缩前TRP钢中的残余奥氏体向马氏体的转变已接 (1)对于铁素体+珠光体组织的试验钢，从进 近结束，基本不再有相变热的放出，此点后试样热能 入塑性区到均匀延伸结束，试样表面的温升是均匀 的增加由塑性功提供，所以其值变为基本恒定.将 的.利用试验钢（钢的组织为铁素体+珠光体），可 真应变￡=0.084转换为工程应变得ee=0.0876. 测得在室温条件下试样在低速拉伸过程中从塑性区 影响残余奥氏体在形变过程中的稳定性因素较 开始阶段到均匀延伸结束这一区间的平均综合热能 多，其中残余奥氏体的含量及其碳含量、残余奥氏体 损失系数. 的尺寸和形貌等起着至关重要的作用.从图20中 (2)对于TRP钢，在拉伸过程中实际测得的试 可以看出刚进入塑性变形时，相变热上升较快，而后 样热能高于由塑性功计算的热能，这与常理相悖. 上升速度逐渐下降并趋缓，这是由于刚进入塑性变 这是因为在拉伸过程中存在残余奥氏体向马氏体转 形时，一定数量的较不稳定的残余奥氏体首先集中 变，即材料增加的热能一部分来自转变的塑性功，一 发生马氏体相变，放出的相变热较大，而剩余的较稳 部分来自马氏体相变热. 定的残余奥氏体在后续的形变过程中根据其稳定情 (3)利用平均综合热能损失系数对低速拉伸的 况发生马氏体相变的数量逐渐减少.同时为了验证 TRP钢的热能进行补充，通过计算与推导可证实在 图20中TRP钢试样在颈缩前其残余奥氏体向马氏 刚进入塑性变形时，一定数量的较不稳定残余奥氏 体的转变是否已基本接近结束，将一根TRP钢拉 体首先集中发生马氏体相变，随着应变的进一步加 伸试样拉伸到工程应变6=0.09时停止，其结果分 大，剩余的较稳定的残余奥氏体在后续的形变过程 别与拉伸前及拉断后的两根试样的光学显微组织和 中根据其稳定情况发生马氏体相变的数量逐渐减 残余奥氏体的含量进行比较，相关结果如图5所示. 少，在试样均匀延伸结束前绝大部分残余奥氏体已 为判断试样在工程应变εe=0.09时是否处于均匀 经完成了马氏体的转变. 变形阶段，绘制衡量材料塑性均匀变形的形变硬化 指数n的曲线，如图21所示. 参考文献 当n=ε时，试样将结束均匀伸长而产生局部集 [1]Powers W F.Automotive materials in the 21st century.Adr Mater
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 20 补充后热能及其对真应变的求导 Fig. 20 Thermal energy adding supplement and its true strain deriva鄄 tive 但有 TRIP 效应的试样拉伸过程,热能由塑性 功及马氏体相变热两部分组成,从图 20 中可以看 出,在刚进入塑性变形时,随着真应变的加大,其 dQ/ d着 逐步上升,在 着 = 0郾 01 附近,达到最大,可以 认为在这一阶段,除塑性功以外,相变热上升较快, 即残奥发生马氏体相变的数量较多,随着真应变的 进一步加大,其 dQ/ d着 逐步减小,可以认为发生马 氏体相变的残奥数量逐渐减少. 而从图中可以看出 在 着 = 0郾 084 附近时, dQ/ d着 便接近恒值,而本次 TRIP 试验钢发生颈缩的 着 = 0郾 095,可以认为在颈 缩前 TRIP 钢中的残余奥氏体向马氏体的转变已接 近结束,基本不再有相变热的放出,此点后试样热能 的增加由塑性功提供,所以其值变为基本恒定. 将 真应变 着 = 0郾 084 转换为工程应变得 着E = 0郾 0876. 影响残余奥氏体在形变过程中的稳定性因素较 多,其中残余奥氏体的含量及其碳含量、残余奥氏体 的尺寸和形貌等起着至关重要的作用. 从图 20 中 可以看出刚进入塑性变形时,相变热上升较快,而后 上升速度逐渐下降并趋缓,这是由于刚进入塑性变 形时,一定数量的较不稳定的残余奥氏体首先集中 发生马氏体相变,放出的相变热较大,而剩余的较稳 定的残余奥氏体在后续的形变过程中根据其稳定情 况发生马氏体相变的数量逐渐减少. 同时为了验证 图 20 中 TRIP 钢试样在颈缩前其残余奥氏体向马氏 体的转变是否已基本接近结束,将一根 TRIP 钢拉 伸试样拉伸到工程应变 着E = 0郾 09 时停止,其结果分 别与拉伸前及拉断后的两根试样的光学显微组织和 残余奥氏体的含量进行比较,相关结果如图 5 所示. 为判断试样在工程应变 着E = 0郾 09 时是否处于均匀 变形阶段,绘制衡量材料塑性均匀变形的形变硬化 指数 n 的曲线,如图 21 所示. 当 n = 着 时,试样将结束均匀伸长而产生局部集 图 21 9% 工程应变下的试样 n 值 Fig. 21 n鄄value of the 9% engineering strain 中变形[16] ,因此,从图 21 中可以看出,试样经工程 应变 着E = 0郾 09 停止后,仍处于塑性均匀延伸阶段 (n屹着). 从图 5( b)中可以看出当工程应变为 9% 时,大部分残余奥氏体已经转变成马氏体,只有极少 的晶粒尺寸较小的残余奥氏体存在. 工程应变为 9% 时,残余奥氏体的体积分数为 2郾 3% ,而当试样 断裂时,残余奥氏体的体积分数为 1郾 2% . 两者已经 十分的接近. 可以说明当工程应变为 9% 时,试样中 绝大部分残余奥氏体已经完成了马氏体的转变. 3 结论 (1)对于铁素体 + 珠光体组织的试验钢,从进 入塑性区到均匀延伸结束,试样表面的温升是均匀 的. 利用试验钢(钢的组织为铁素体 + 珠光体),可 测得在室温条件下试样在低速拉伸过程中从塑性区 开始阶段到均匀延伸结束这一区间的平均综合热能 损失系数. (2)对于 TRIP 钢,在拉伸过程中实际测得的试 样热能高于由塑性功计算的热能,这与常理相悖. 这是因为在拉伸过程中存在残余奥氏体向马氏体转 变,即材料增加的热能一部分来自转变的塑性功,一 部分来自马氏体相变热. (3)利用平均综合热能损失系数对低速拉伸的 TRIP 钢的热能进行补充,通过计算与推导可证实在 刚进入塑性变形时,一定数量的较不稳定残余奥氏 体首先集中发生马氏体相变,随着应变的进一步加 大,剩余的较稳定的残余奥氏体在后续的形变过程 中根据其稳定情况发生马氏体相变的数量逐渐减 少,在试样均匀延伸结束前绝大部分残余奥氏体已 经完成了马氏体的转变. 参 考 文 献 [1] Powers W F. Automotive materials in the 21st century. Adv Mater ·66·
高绪涛等：形变过程中TRP效应的相变热动态研究 .67。 Processes,2000,157(5):38 the high temperature multiple porous insulation.Appl Therm Eng, [2]Yi H L,Xu W,Long L Z,et al.Research on microstructures and 2007,27(8-9):1352 mechanical properties of hot rolled Ti-microalloyed TRIP steel. [10]Hilditch T B,Speer JG,Matlock D K.Influence of low-strain Mater Eng,2014(12):66 deformation characteristics of high strength sheet steel on curl and (衣海龙，徐薇，龙雷周，等.热轧钛微合金化TRP钢的组织 springback in bend-under-tension tests.Mater Process Technol, 与性能研究.材料工程，2014(12)：66) 2007,182(1-3):84 [3]Girault E,Jacques P,Harlet P,et al.Metallographic methods for [11]Song R,Ponge D.Raabe D.Mechanical properties of an ultra- revealing the multiphase microstructure of TRIP-assisted steels. fine grained C-Mn steel processed by warm deformation and an- Mater Charact,1998,40(2):111 nealing.Acta Mater,2005,53(18):4881 [4]Ray A,Dhua S K.Microstructural manifestations in color:some [12]Aravas N,Kim K S,Leckie F A.On the calculation of the stored applications for steels.Mater Charact,1996,37(1):1 energy of cold work.J Eng Mater Technol,1990,112(4):465 [5]Manochar PA,Kunishige K,Chandra T,et al.Continuous cool- [13]Lipinski P,Berveiller M,Reubrez E,et al.Transition theories ing transformation behaviour of Si-Mn and Al-Mn transformation of elastic-plastic deformation of metallie polycrystals.Arch Appl induced plasticity steels.Mater Sci Technol,2002,18(8):856 Meh,1995,65(5):291 [6]Mintz B.Hot dip galvanizing of transformation induced plasticity [14]Rusinek A,Klepaczko J R.Experiments on heat generated dur- and other intercritically annealed steels.Int Mater Rev,2001,46 ing plastie deformation and stored energy for TRIP steels.Mater (4):169 Des,2009,30(1):35 [7]Hanzaki A Z,Hodgson P D,Yue S.Hot deformation characteris- [15]Lee HT,Chen JC.Temperature effect induced by uniaxial ten- tics of Si-Mn TRIP steels with and without Nb microalloy addi- sile loading.J Mater Sci,1991,26(21):5685 tions.S订t,1995,35(3):324 [16]Li Y L.Definition and mechanical characteristics of true stress- [8]De A K,Speer J G,Matlock D K.Color tint-etching for multi- strain.J Chongqing Unin Nat Sci Ed,2001,24(3):58 phase steels.Ady Mater Processes,2003,161(2):27 (李玉兰.真应力-真应变的定义及其力学特征.重庆大学学 [9]Lim T K,Axcell B P,Cotton M A.Single-phase heat transfer in 报（自然科学版），2001,24(3)：58)
高绪涛等: 形变过程中 TRIP 效应的相变热动态研究 Processes, 2000, 157(5): 38 [2] Yi H L, Xu W, Long L Z, et al. Research on microstructures and mechanical properties of hot rolled Ti鄄microalloyed TRIP steel. J Mater Eng, 2014(12): 66 (衣海龙, 徐薇, 龙雷周, 等. 热轧钛微合金化 TRIP 钢的组织 与性能研究. 材料工程, 2014(12): 66) [3] Girault E, Jacques P, Harlet P, et al. Metallographic methods for revealing the multiphase microstructure of TRIP鄄assisted steels. Mater Charact, 1998, 40(2): 111 [4] Ray A, Dhua S K. Microstructural manifestations in color: some applications for steels. Mater Charact, 1996, 37(1): 1 [5] Manochar P A, Kunishige K, Chandra T, et al. Continuous cool鄄 ing transformation behaviour of Si鄄鄄 Mn and Al鄄鄄 Mn transformation induced plasticity steels. Mater Sci Technol, 2002, 18(8): 856 [6] Mintz B. Hot dip galvanizing of transformation induced plasticity and other intercritically annealed steels. Int Mater Rev, 2001, 46 (4): 169 [7] Hanzaki A Z, Hodgson P D, Yue S. Hot deformation characteris鄄 tics of Si鄄鄄 Mn TRIP steels with and without Nb microalloy addi鄄 tions. ISIJ Int, 1995, 35(3): 324 [8] De A K, Speer J G, Matlock D K. Color tint鄄etching for multi鄄 phase steels. Adv Mater Processes, 2003, 161(2): 27 [9] Lim T K, Axcell B P, Cotton M A. Single鄄phase heat transfer in the high temperature multiple porous insulation. Appl Therm Eng, 2007, 27(8鄄9): 1352 [10] Hilditch T B, Speer J G, Matlock D K. Influence of low鄄strain deformation characteristics of high strength sheet steel on curl and springback in bend鄄under鄄tension tests. J Mater Process Technol, 2007, 182(1鄄3): 84 [11] Song R, Ponge D, Raabe D. Mechanical properties of an ultra鄄 fine grained C鄄鄄Mn steel processed by warm deformation and an鄄 nealing. Acta Mater, 2005, 53(18): 4881 [12] Aravas N, Kim K S, Leckie F A. On the calculation of the stored energy of cold work. J Eng Mater Technol, 1990, 112(4): 465 [13] Lipinski P, Berveiller M, Reubrez E, et al. Transition theories of elastic鄄plastic deformation of metallic polycrystals. Arch Appl Mech, 1995, 65(5): 291 [14] Rusinek A, Klepaczko J R. Experiments on heat generated dur鄄 ing plastic deformation and stored energy for TRIP steels. Mater Des, 2009, 30(1): 35 [15] Lee H T, Chen J C. Temperature effect induced by uniaxial ten鄄 sile loading. J Mater Sci, 1991, 26(21): 5685 [16] Li Y L. Definition and mechanical characteristics of true stress鄄鄄 strain. J Chongqing Univ Nat Sci Ed, 2001, 24(3): 58 (李玉兰. 真应力鄄鄄真应变的定义及其力学特征. 重庆大学学 报(自然科学版), 2001, 24(3): 58) ·67·