闫永明，刘雅政，周乐育，徐 盛

(北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083)

随着现代高频率、高冲击凿岩设备的应用，对钎具产品的质量提出了越来越高的要求.在钻凿过程中，钎头作为主要的受力部件，直接接触并破碎岩体，承受着巨大的冲击载荷和磨料的剧烈磨损.因此，钎头在具有较高强度的同时还应具有优良的韧性［1］.23CrNi3Mo 钢作为一种低碳 Cr、Ni、Mo合金钢，在国内外钎钢钎具行业广泛应用于钎头、钎尾和钎杆的生产过程.随着基础建设及矿山开采的日益发展，对于高寿命钎具产品的需求量也持续增加［2］.

钎具成品的原奥氏体晶粒大小是由轧制工艺和热处理工艺联合控制，晶粒细化不仅有利于提高产品的强度，更有利于获得细小且均匀分布的稳定奥氏体，大幅度地提高钎具产品的强韧性，从而增加钎具产品的使用寿命［3－5］.在轧制过程中，再结晶可以降低材料的变形抗力、细化晶粒，提高材料综合力学性能［6－7］.因此，掌握 23CrNi3Mo 钢的高温奥氏体动态再结晶规律及对其进行数学建模，对提高钎具产品质量尤为重要.本文利用Gleeble-1500热模拟试验机对23CrNi3Mo钢产品的轧制工艺参数范围内热变形过程中的显微组织演变规律进行研究，建立了热变形过程中动态再结晶模型和晶粒尺寸模型，充分利用动态再结晶过程细化晶粒，能够优化钎钢棒材热轧工艺，对提高最终产品的性能尤为重要.

1 试验

试验钢取自西宁特钢生产的23CrNi3Mo铸坯，其化学成分如表1所示.

表1 试验钢的化学成分(质量分数/%)

从铸坯中心位置截取Φ8 mm×15 mm的圆柱形试样，采用Gleeble-1500热模拟试验机进行单道次热压缩试验.将试样以10℃/s的速度加热到1 250℃保温3 min，然后冷却到变形温度(根据23CrNi3Mo钢生产轧制温度在925～1 035℃，选取900、950、1 000、1 050 ℃的4 个变形温度)，进行变形量70% 的压缩变形，变形速率取0.1、1、10 s－1，实验过程中记录真应力应变曲线，并在变形后迅速淬火保留奥氏体组织，然后截取试样的纵剖面经机械抛光后，采用过饱和苦味酸水溶液+缓蚀剂(海鸥洗发液)对试样进行热侵蚀(侵蚀温度70℃)，以显示淬火后原奥氏体晶界，并在光学显微镜下对显微组织进行了观察.使用Image Tool软件对不同工艺下的奥氏体晶粒尺寸进行了统计.

2 结果及分析

2.1 流变应力曲线

23CrNi3Mo钢在不同变形温度和应变速率下的真应力(σ)－真应变(ε)曲线如图1所示.相同的变形速率()下，随温度的升高，峰值应力逐渐降低;且峰值应力对应的应变减小.当温度不变时，应变速率较小时曲线峰值较低，且峰值应变较小，易于发生动态再结晶;随着应变速率增加，峰值应力增大，峰值应变增加.热变形过程中，材料的加工硬化和动态软化两种机制同时起作用.变形开始阶段，加工硬化起主导作用;随着变形的进行，当材料开始发生动态再结晶时，ε－σ曲线呈下降状态，此时动态软化机制起主要作用;随着再结晶的继续进行，当加工硬化和动态软化达到平衡时，ε应力为某一稳定值，材料进入完全再结晶状态.

2.2 动态再结晶本构方程

研究表明［8］，变形温度和应变速率对材料峰值应力的影响可用式(1)和式(2)［9－10］表示，

图1 23CrNi3Mo钢流变应力曲线

Zener－Hollomon(Z)参数综合了材料的热变形条件，Z 参数可用式(3)［8］表示 ，

对式(1)、式(2)和式(3)进行恒等变形得到

热变形过程中，峰值应力与Z参数之间呈线性关系(见图3)，结合图2、式(6)，23CrNi3Mo钢的本构方程可表示为

图2 峰值应力与应变速率和温度的关系图

图3 峰值应力与lnZ的关系图

2.3 动态再结晶临界应变模型

临界应变量εc是判断材料是否发生动态再结晶的关键，只有变形量大于εc时，奥氏体才会发生动态再结晶.εc的大小表征了奥氏体发生动态再结晶的难易程度，因此，准确地确定动态再结晶开始时的临界应变量εc，对于研究热变形工艺参数至关重要.通常取 εc=(0.60 ～0.85)εp［11］，本文采用 Ryan ND的θ－σ模型［12］(θ=dσ/dε)准确地确定了动态再结晶过程中εc和εp等关键物理量.如图4所示，为实验钢应变速率0.1 s－1时不同温度的θ－σ曲线.图4中可以将θ－σ曲线分为4部分:第I部分直线段是线性硬化阶段;第II部分曲线斜率逐渐降低，动态回复速率降低;第III部分当流变应力或应变量达到动态再结晶临界值时，动态再结晶开始，曲线斜率急剧下降;第IV段为完全动态再结晶阶段，流变应力进入稳态应力阶段.其中，第II段的结束点σc对应发生动态再结晶的临界应变εc，曲线与σ轴的交点σp对应动态再结晶过程中的峰值应变εp.

图4 加工硬化率与应力关系图(=0.1 s-1)

对不同变形条件下的εc和εp进行了统计，如表2所示.通过计算，εc和εp的比值在0.61 ～0.65，取其平均值，23CrNi3Mo钢热变形过程中εc=0.63εp，此结果比通常采用的经验公式 εc=0.83εp更准确.

在热变形过程中，峰值应变εp和临界应变量εc取决于Z和ε.当Z一定时，随着变形量的增大，材料组织发生由加工硬化到动态回复到部分再结晶到完全再结晶的变化.对于一定的金属材料，峰值应变εp与应变速率和变形温度有如下关系［13－14］:

图5给出了lnεp－lnZ关系图，线性拟合分析得出 X=0.116 5，m=0.056.因此，

根据式(6)、式(9)和式(10)，利用matlab软件建立了23CrNi3Mo钢动态再结晶模型图，见图6.图6中εc曲面表示开始发生动态再结晶的临界变形，εs曲面表示发生完全动态再结晶的临界变形.当变形条件位于εc曲面以下时，材料不发生动态再结晶;当变形条件位于εs曲面以上时，材料发生完全动态再结晶;而在εc曲面和εs曲面之间时，材料发生部分再结晶，出现混晶现象.

表2 不同变形条件下动态再结晶临界应变(εc)、峰值应变(εp)及其比值

图5 峰值应变和lnZ关系图

图6 23CrNi3Mo钢动态再结晶模型图

2.4 高温变形过程中组织演变规律

变形温度、变形量和应变速率等工艺参数对热变形奥氏体的动态再结晶行为都有明显影响.图7所示为23CrNi3Mo钢不同工艺的高温形变组织.变形条件900℃，10 s－1时材料发生部分动态再结晶，如图7(a)所示，出现明显的混晶现象，混晶的出现会严重降低钢材的质量;当应变速率10 s－1，变形温度≥950℃时，均发生完全动态再结晶，且随着变形温度的升高平均晶粒尺寸变大;当变形温度为1 050℃时，随着应变速率的降低，平均晶粒尺寸增加.

动态再结晶是一个温度和速率控制的过程，变形温度和应变速率对再结晶晶粒尺寸有很大影响.当温度升高时，位错的滑移、攀移和交滑移比低温时更容易进行;同时，晶界迁移能力增强，这些都有利于动态再结晶的形核与晶粒长大［15－16］.利用Image tool软件，对完全动态再结晶试样的晶粒尺寸进行了统计，计算了其平均晶粒尺寸，如表3所示.Z参数综合反映了热变形过程中变形温度和应变速率的影响.根据表3和式(4)，如图8(a)所示，不同应变速率下，再结晶晶粒尺寸与lnZ呈线性关系.利用Matlab软件进行计算分析，得出再结晶晶粒尺寸与变形温度和应变速率的关系为

根据式(11)，利用 Matlab软件得到了23CrNi3Mo钢关于变形温度、应变速率和再结晶晶粒尺寸的三维模型图，见图8(b).结合材料的动态再结晶模型图(图6)，实际轧制过程中根据各道次的变形温度、变形速率、道次变形量可以有效地控制材料的再结晶状态及最终的晶粒尺寸，以获得产品优异的机械性能.

3 结论

1)采用回归方法，确定了23CrNi3Mo钢的动态再结晶激活能(293.23 kJ/mol)和综合表示材料热变形条件的Zener－Hollomon参数为Z=exp(293 231.26/RT).

3)确定了热变形过程中临界应变量 εc=0.073 4Z0.056，临界应变与峰值应变的平均比值εc/εp=0.63.

4)热变形过程中晶粒尺寸d=Q(T－1 120)/T－2.65ln，建立了动态再结晶模型图和晶粒尺寸模型图.

图7 热变形中显微组织演变规律

表3 不同变形条件下再结晶晶粒尺寸 (μm)

图8 晶粒尺寸与变形条件关系

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