·1526· 工程科学学报，第39卷，第10期 可以减少δ铁素体含量，而且还能提高材料的强度.N 表1试验钢化学成分（质量分数） 含量的添加改善相组织的同时也会影响热加工性能， Table 1 Chemical composition of the tested steels % 因此研究N含量对OCrl6N5Mo马氏体不锈钢高温热 试样 Mn Si Cr Ni Mo N Fe 变形影响很有必要，能够为实际生产提供重要依据. LN0.0500.800.3215.855.190.880.008余量 根据试验钢成分和变形条件的不同，其流变应力满足 MN0.0530.810.3215.855.010.890.036余量 的方程可能存在差异，直接采用常用双曲正弦模型构 HN0.0560.830.3115.835.210.900.051余量 建本构方程可能带来较大误差.因此本文以流变应力 的不同表达式为基础，构建不同本构模型.通过对比 15min使其充分奥氏体化，然后以10℃·s的速度降 拟合应力值与实验应力值的拟合度，选取最佳本构模 到实际变形温度，在Gleeble--3800模拟机上进行等温 型，建立试验钢高温热变形本构方程. 热压缩实验.变形结束后采用水冷冷却以保持试样的 高温变形组织.实验变形温度(T)分别为800、900、 1实验材料和方法 1000和1100℃；变形速率(e)分别为0.01、0.1、1和 通过在氩保护气氛下添加不同含量的氨化铬铁合 10s;变形量为60%（真应变为0.9）.对变形后试样 金，经真空感应炉熔化形成钢锭，然后在大气压下电渣 通过线切割机沿轴向切开，利用KMnO.+H,SO,+H,0 重熔获得三种不同N含量试验钢.表1是三种试验钢 溶液腐蚀出试验钢的奥氏体晶粒，采用光学显微镜对 的化学组成成分.用LN表示常用可控无N钢，MN和 变形试样中心部位，进行金相组织观察。 HN表示两种含N试验钢.钢锭经过1150℃开坯锻造 图1是三种试验钢经1150℃奥氏体化后未变形 成圆锭，在圆锭中心处取样，加工成8mm×12mm的 的原始金相组织图.通过金相图像分析软件对三种试 热压缩样品 验钢的晶粒尺寸进行统计，得到LN钢、MN钢和HN 将试样以20℃·s的速度加热到1150℃，保温 钢的原始晶粒尺寸分别为21.8919.94和15.46μm. (a) (b) 50μm 50 jm 50μm 图1三种试验钢原始金相组织.(a)LN钢：(b)MN钢：(c)HN钢 Fig.1 Original microstructures of the tested steels:(a)LN steel;(b)MN steel;(c)HN steel 氏体不锈钢，较高的层错能会使扩展位错发生束集从 2实验结果与分析 而发生交滑移，这些交滑移在第二相的钉扎下产生F- 2.1应变-应力曲线 R源，造成位错增殖密度增加，表现为流变应力值的上 图2是三种试验钢真应变0.9时不同变形条件下 升[o- 的真应力-应变曲线.由图可知：相同变形条件下，试 2.2金相组织 验钢流变应力值随着变形温度的升高而下降.曲线所 热变形过程中金相组织的演变主要包括形变组织 呈现的应力-应变依存关系反映了材料在热变形过程 (图3())→部分再结晶组织（图3(b))→完全再结 中加工硬化与动态软化之间的竞争机制.通过对比相 晶（图3(c))→晶粒长大（图3(d))四个过程.变形温 同应变量和变形速率下三种试验钢的流变应力值，发 度较低时，变形试样主要以形变组织为主，随着变形温 现在相同变形条件下，HN钢的峰值流变应力值（σ）最 度的升高，再结晶晶粒首先在形变组织周围产生随后 高，而LN钢的峰值流变应力值最低，由此说明了N含 完全形成最后发生晶粒的长大.HN试验钢在真应变 量的增加引起高温热变形过程中试验钢真应力值的增 0.9,变形温度1100℃发生完全动态再结晶，通过金相 加.N元素作为小尺寸元素，主要以间隙固溶形式存 图像分析软件对HN钢改变形温度下，变形速率为0.1~ 在于基体内部，引起材料晶格畸变并起到固溶强化作 10s的试样进行再结晶晶粒尺寸统计.e为0.01s1 用，从而提高了试验钢流变应力值.此外，N含量的增 时，再结晶晶粒尺寸dam=21.50μm;其余变形速率 加使得组织中产生弥散分布的C,N,试验钢为低碳马 下，再结晶晶粒尺寸分别为d。1=14.23um,d,=12.27工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 可以减少 啄 铁素体含量,而且还能提高材料的强度. N 含量的添加改善相组织的同时也会影响热加工性能, 因此研究 N 含量对 0Cr16Ni5Mo 马氏体不锈钢高温热 变形影响很有必要,能够为实际生产提供重要依据. 根据试验钢成分和变形条件的不同,其流变应力满足 的方程可能存在差异,直接采用常用双曲正弦模型构 建本构方程可能带来较大误差. 因此本文以流变应力 的不同表达式为基础,构建不同本构模型. 通过对比 拟合应力值与实验应力值的拟合度,选取最佳本构模 型,建立试验钢高温热变形本构方程. 1 实验材料和方法 通过在氩保护气氛下添加不同含量的氮化铬铁合 金,经真空感应炉熔化形成钢锭,然后在大气压下电渣 重熔获得三种不同 N 含量试验钢. 表 1 是三种试验钢 的化学组成成分. 用 LN 表示常用可控无 N 钢,MN 和 HN 表示两种含 N 试验钢. 钢锭经过 1150 益 开坯锻造 成圆锭,在圆锭中心处取样,加工成 准8 mm 伊 12 mm 的 热压缩样品. 将试样以20益·s - 1 的速度加热到1150 益 ,保温 表 1 试验钢化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition of the tested steels % 试样 C Mn Si Cr Ni Mo N Fe LN 0郾 050 0郾 80 0郾 32 15郾 85 5郾 19 0郾 88 0郾 008 余量 MN 0郾 053 0郾 81 0郾 32 15郾 85 5郾 01 0郾 89 0郾 036 余量 HN 0郾 056 0郾 83 0郾 31 15郾 83 5郾 21 0郾 90 0郾 051 余量 15 min 使其充分奥氏体化,然后以 10 益·s - 1的速度降 到实际变形温度,在 Gleeble鄄鄄3800 模拟机上进行等温 热压缩实验. 变形结束后采用水冷冷却以保持试样的 高温变形组织. 实验变形温度( T) 分别为 800、900、 1000 和 1100 益 ;变形速率( 着 · ) 分别为 0郾 01、0郾 1、1 和 10 s - 1 ;变形量为 60% (真应变为 0郾 9). 对变形后试样 通过线切割机沿轴向切开,利用 KMnO4 + H2 SO4 + H2O 溶液腐蚀出试验钢的奥氏体晶粒,采用光学显微镜对 变形试样中心部位,进行金相组织观察. 图 1 是三种试验钢经 1150 益 奥氏体化后未变形 的原始金相组织图. 通过金相图像分析软件对三种试 验钢的晶粒尺寸进行统计,得到 LN 钢、MN 钢和 HN 钢的原始晶粒尺寸分别为 21郾 89、19郾 94 和 15郾 46 滋m. 图 1 三种试验钢原始金相组织 郾 (a)LN 钢;(b)MN 钢;(c)HN 钢 Fig. 1 Original microstructures of the tested steels:(a)LN steel; (b)MN steel; (c)HN steel 2 实验结果与分析 2郾 1 应变鄄鄄应力曲线 图 2 是三种试验钢真应变 0郾 9 时不同变形条件下 的真应力鄄鄄应变曲线. 由图可知:相同变形条件下,试 验钢流变应力值随着变形温度的升高而下降. 曲线所 呈现的应力鄄鄄应变依存关系反映了材料在热变形过程 中加工硬化与动态软化之间的竞争机制. 通过对比相 同应变量和变形速率下三种试验钢的流变应力值,发 现在相同变形条件下,HN 钢的峰值流变应力值(滓)最 高,而 LN 钢的峰值流变应力值最低,由此说明了 N 含 量的增加引起高温热变形过程中试验钢真应力值的增 加. N 元素作为小尺寸元素,主要以间隙固溶形式存 在于基体内部,引起材料晶格畸变并起到固溶强化作 用,从而提高了试验钢流变应力值. 此外,N 含量的增 加使得组织中产生弥散分布的 Cr2N,试验钢为低碳马 氏体不锈钢,较高的层错能会使扩展位错发生束集从 而发生交滑移,这些交滑移在第二相的钉扎下产生 F鄄鄄 R 源,造成位错增殖密度增加,表现为流变应力值的上 升[10鄄鄄11] . 2郾 2 金相组织 热变形过程中金相组织的演变主要包括形变组织 (图 3(a))寅部分再结晶组织(图 3( b)) 寅完全再结 晶(图 3(c))寅晶粒长大(图 3(d))四个过程. 变形温 度较低时,变形试样主要以形变组织为主,随着变形温 度的升高,再结晶晶粒首先在形变组织周围产生随后 完全形成最后发生晶粒的长大. HN 试验钢在真应变 0郾 9,变形温度 1100 益发生完全动态再结晶,通过金相 图像分析软件对 HN 钢改变形温度下,变形速率为 0郾 1 ~ 10 s - 1的试样进行再结晶晶粒尺寸统计. 着 · 为 0郾 01 s - 1 时,再结晶晶粒尺寸 d0郾 01 = 21郾 50 滋m;其余变形速率 下,再结晶晶粒尺寸分别为 d0郾 1 = 14郾 23 滋m,d1 = 12郾 27 ·1526·