56 工程科学学报，第42卷，第1期 1800 (a) 1600 1500[D 1400 1400 Fe-C-Mn钢 1300 -Fe-C-Mn钢 800 动态应变时效发 1200 600 生的临界应变 400 Fe-C-Mn-N钢 1100 Fe-C-Mn-N钢 200 1000 0 0.100.200.300.400.50 0.20 0.25 0.30 0.35 0.40 真应变 真应变 0.40[(c 1600 0.40[(d 11600 Fe-C-Mn钢 (8 0.38 0.38 e-C-Mn-N钢 (5) (6(7) 0.36 1500 0.36 (6 1500 5 (4) 0.34 3) 0.34 4) 3) 2) 1400 1400 0.32 170℃ edw/tf 0.32 70℃ 0.30 1300 0.30 1300 0.28 0.28 4p℃ 40℃ 0.2 1200 0.26 12012513013514014515015516 20125130135140145150155160200 时间/s 时间/s 3 5) 3) 4 图9Fe-C-Mn和FeC-Mn-N钢的工程应力-应变曲线(a),(a)中蓝色矩形区域的放大图(b),Fe-C-Mn钢(c)和Fe-C-Mn-N钢(d)的应力锯齿 类型和PLC带的形核位置吲 Fig.9 Engineer stress-strain curves (a)of Fe-C-Mn and Fe-C-Mn-N steels,magnification view (b)of the area marked by blue rectangle in (a);the different types of stress serrations and the nucleation sites of PLC bands for Fe-C-Mn steels (c)and Fe-C-Mn-N steels (d)4s1 PLC效应的发生 临界退火处理会同时影响各相体积分数，奥氏体 3中锰钢塑性失稳研究中的焦点问题和未 机械稳定性，元素配分，晶粒尺寸，以及位错密度 等.现有大多数研究针对其中一个方面进行展开， 来研究展望 因此得出了不同的理论解释，建议研究应变速率 3.1尚未解决的焦点问题 对吕德斯应变的影响，可在初始组织相同时探索 以上文献调研结果表明，中锰钢不连续屈服 吕德斯应变的决定性因素 形成机理尚没有统一的理论共识，但是近期研究 (2)对于铁素体优先变形的冷轧中锰钢，不连 结果偏向于认为，较低可动位错密度和较强位错 续屈服行为归因于铁素体中间隙原子和缺陷之间 增殖能力是造成中锰钢不连续屈服和较长屈服平 的相互钉扎和脱钉作用.而奥氏体优先变形的中 台的原因.然而，位错源是双相界面还是马氏体相 锰钢则归因于更多相界面导致位错的快速增殖 变转变提供的尚需要进一步研究.目前，关于中锰 目前并没有针对以上两种情况都能适用的统一理 钢吕德斯应变的研究中存在的相悖观点概括如下 论解释，此为下一阶段研究目标 (1)室温下准静态拉伸时，吕德斯应变随临界 (3)现有关于片层和等轴结构分别导致连续 退火温度升高和临界退火时间延长而降低.但是 和不连续屈服的研究，主要集中在钢中铁素体和PLC 效应的发生. 3    中锰钢塑性失稳研究中的焦点问题和未 来研究展望 3.1    尚未解决的焦点问题 以上文献调研结果表明，中锰钢不连续屈服 形成机理尚没有统一的理论共识，但是近期研究 结果偏向于认为，较低可动位错密度和较强位错 增殖能力是造成中锰钢不连续屈服和较长屈服平 台的原因. 然而，位错源是双相界面还是马氏体相 变转变提供的尚需要进一步研究. 目前，关于中锰 钢吕德斯应变的研究中存在的相悖观点概括如下. （1）室温下准静态拉伸时，吕德斯应变随临界 退火温度升高和临界退火时间延长而降低. 但是 临界退火处理会同时影响各相体积分数，奥氏体 机械稳定性，元素配分，晶粒尺寸，以及位错密度 等. 现有大多数研究针对其中一个方面进行展开， 因此得出了不同的理论解释. 建议研究应变速率 对吕德斯应变的影响，可在初始组织相同时探索 吕德斯应变的决定性因素. （2）对于铁素体优先变形的冷轧中锰钢，不连 续屈服行为归因于铁素体中间隙原子和缺陷之间 的相互钉扎和脱钉作用. 而奥氏体优先变形的中 锰钢则归因于更多相界面导致位错的快速增殖. 目前并没有针对以上两种情况都能适用的统一理 论解释，此为下一阶段研究目标. （3）现有关于片层和等轴结构分别导致连续 和不连续屈服的研究，主要集中在钢中铁素体和 600 400 200 0 800 1600 1400 1200 1800 1000 0 0.30 0.10 0.20 0.40 0.50 真应变 Fe−C−Mn−N钢 Fe−C−Mn钢 动态应变时效发 生的临界应变 (a) 真应力/MPa 1300 1400 1200 1100 1500 1000 1300 1400 1200 1600 1500 0.20 0.30 0.25 0.35 0.40 真应变 Fe−C−Mn−N钢 Fe−C−Mn钢 (b) 真应力/MPa 120 0.30 0.28 0.32 0.26 0.38 0.40 0.36 0.34 125 130 135 150 155 140 145 40 ℃ 70 ℃ (3) (2) (1) (4) (5) (6) (7) (8) (1) (4) (5) (6) (7) (8) (3) (2) (3) (1) (4) (5) (6) (7) (8) (2) 160 时间/s Fe−C−Mn钢 样品表面温度 (c) 真应变 真应力/MPa 1300 1400 1200 1600 1500 120 0.30 0.28 0.32 0.26 0.38 0.40 0.36 0.34 125 130 135 150 155 140 145 40 ℃ 70 ℃ (3) (2) (1) (4) (5) (6) (7) (8) 160 时间/s Fe−C−Mn−N钢 样品表面温度 (d) 真应变 真应力/MPa 图 9    Fe–C–Mn 和 Fe–C–Mn–N 钢的工程应力−应变曲线（a），（a）中蓝色矩形区域的放大图（b），Fe–C–Mn 钢（c）和 Fe–C–Mn–N 钢（d）的应力锯齿 类型和 PLC 带的形核位置[45] Fig.9    Engineer stress‒strain curves (a) of Fe–C–Mn and Fe–C–Mn–N steels, magnification view (b) of the area marked by blue rectangle in (a); the different types of stress serrations and the nucleation sites of PLC bands for Fe–C–Mn steels (c) and Fe–C–Mn–N steels (d)[45] · 56 · 工程科学学报，第 42 卷，第 1 期