95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为_李松松

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第30卷第2期塑性工程学报Vol.30No.22023年2月JOURNALOFPLASTICITYENGINEERINGFeb.2023引文格式:李松松,李伟,肖强,等.95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为[J].塑性工程学报,2023,30(2):105-114.LISongsong,LIWei,XIAOQiang,etal.Hightemperaturedeformationbehaviorof95Cr18martensitestainlesssteel[J].JournalofPlasticityEngineering,2023,30(2):105-114.95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为李松松,李伟,肖强,于辉(燕山大学机械工程学院,河北秦皇岛066004)摘要:为研究95Cr18马氏体不锈钢的高温变形行为,在变形温度900~1150℃、应变速率0.1~20s-1条件下进行了热压缩实验。研究了变形条件与流动应力之间的关系,根据Arrhenius方程与Z参数在应变0.1~0.6内构建了应变补偿的本构方程,基于动态材料模型与Prasad失稳判据绘制了应变为0.2、0.4和0.6时的热加工图,并对变形组织进行了观察。结果表明,95Cr18不锈钢应力随应变的变化呈现出典型的动态再结晶型特征,流动应力随温度的降低及应变速率的增大而增加。在应变速率为5s-1时,本构模型预测应力与实验数据吻合良好,R与e分别为0.9935和2.977%,证明了本构方程准确性较高。热加工图失稳AARE区分布在低温高应变速率区域,95Cr18不锈钢热变形可加工工艺区间为变形温度975~1150℃、应变速率0.1~2.7s-1。关键词:95Cr18马氏体不锈钢;高温变形;本构方程;热加工图;显微组织中图分类号:TG142.71文献标识码:A文章编号:1007-2012(2023)02-0105-10doi:10.3969/j.issn.1007-2012.2023.02.013Hightemperaturedeformationbehaviorof95Cr18martensitestainlesssteelLISong-song,LIWei,XIAOQiang,YUHui(CollegeofMechanicalEngineering,YanshanUniversity,Qinhuangdao066004,China)Abstract:Tostudythehightemperaturedeformationbehaviorof95Cr18martensiticstainlesssteel,thehotcompressionexperimentswerecarriedoutundertheconditionsofdeformationtemperatureof900-1150℃andstrainrateof0.1-20s-1.Therelationshipbetweende-formationconditionsandflowstresswasstudied,thestrain-compensatedconstitutiveequationwasconstructedaccordingtotheArrheniusequationandZparameterwithstrainof0.1-0.6,andbasedondynamicmaterialmodelandthePrasadinstabilitycriterion,thehotpro-cessingmapswithstrainof0.2,0.4and0.6weredrawn,andthedeformedmicrostructurewasobserved.Theresultsshowthatthevaria-tionofstresswithstrainof95Cr18stainlesssteelexhibitstypicaldynamicrecrystallizationcharacteristics,andtheflowstressincreaseswiththedecreaseoftemperatureandtheincreaseofstrainrate.Thepredictedstressofconstitutivemodelisingoodagreementwiththe-1experimentaldatawhenthestrainrateis5s.RandeAAREare0.9935and2.977%,respectively,whichdemonstratesthattheaccuracyofconstitutiveequationsishigh.Theinstabilityregionofhotprocessingmapisdistributedintheregionwithlowtemperatureandhighstrainrate.Theprocessableprocessrangeofhotdeformationof95Cr18stainlesssteelisthedeformationtemperatureof975-1150℃andthestrainrateof0.1-2.7s-1.Keywords:95Cr18martensitestainlesssteel;hightemperaturedeformation;constitutiveequation;hotprocessingmap;microstructure船舶航空、石油化工及核能核电等特种装备领[1-3]引言域。近年来,随着科技与工业的快速发展,对在高温高摩擦极端工况条件下服役的95Cr18不锈钢95Cr18作为高碳高铬马氏体不锈钢,因具有高性能提出了更高的要求。因此,目前对95Cr18不锈强度、高耐磨性及优良的耐腐蚀性而被广泛应用于钢的研究报道多集中于对其加工成品性能的提基金项目:河北省自然科学基金资助项目(E2021203237);中央引导地方科技发展资金资助项目(216Z1002G)通信作者:于辉,男,1974年生,博士,教授,主要从事金属塑性加工工艺与质量控制、塑性变形及多尺度模拟研究,E-mail:yuhui@ysu.edu.cn第一作者:李松松,男,1995年生,博士研究生,主要从事轧制理论及金属塑性变形研究,E-mail:lss9524@163.com收稿日期:2022-04-23;修订日期:2022-12-16

1106塑性工程学报第30卷[4-6]高。但是,研究表明95Cr18不锈钢中大量Cr元素的添加在提高强度和耐磨性的同时会降低其塑性[7-9]与韧性,恶化冷热加工性能。同时,变形温度和应变速率对95Cr18热成形过程影响较大,加工温度范围狭窄,轧制塑性成形差,在热加工过程中极易出[10]现变形缺陷,力学性能控制难度较高。因此,研究95Cr18不锈钢的高温变形行为,确定合理的热变形可加工区间,选择最优的变形温度、应变速率等工艺参数,对材料性能的提高具有重要的工程意义。本文采用热模拟压缩实验,系统性分析了热轧马氏体不锈钢95Cr18在变形温度900~1150℃、应图1热压缩实验工艺变速率0.1~20s-1范围内的高温变形行为,并构建Fig.1Hotcompressionexperimentprocess了应变补偿后的本构方程,根据动态材料模型与率下的真应力-真应变曲线如图2a~图2e所示。从Prasad失稳判据创建了应变0.2、0.4和0.6下的热曲线中可以看出,在材料的初始变形阶段,因变形加工图,结合变形后的材料显微组织,确定了热变量增加使位错大量增殖,塑性变形加工硬化迫使内形的可加工工艺区间,为95Cr18不锈钢实际热轧生部应力迅速增大。随着应变的增加,加工硬化逐步产工艺探究提供理论基础支撑。被流动软化抵消,应力呈现出平滑或稳定的流动应力状态。从图中可以看到,在低温条件下,应力曲1实验材料及方法线升高至峰值后缓慢降低;而随着温度的升高,硬化与软化交替竞争,出现周期性类似波浪形的流变实验材料采用95Cr18马氏体不锈钢棒材坯料,应力曲线。因此,在此变形条件下95Cr18不锈钢软其主要化学成分如表1所示。利用电火花线切割技[11-12]术将其加工成尺寸为Φ10mm×15mm的圆柱试样,化机制以动态再结晶为主。对比不同应变速率下的真应力-应变曲线可知,并在Gleeble-3800动态模拟压缩试验机上进行等温材料存在一定的应变率效应,在不同变形温度下,恒应变速率热压缩实验。如图1所示,实验的变形流动应力都随应变速率的增大而增大。从图2f可以温度为900、950、1000、1050、1100和1150℃;-1-1-1看到,应变速率由0.1s增加至20s时,在应变速率为0.1、1、5、10和20s;最大变形量为-1900℃时,峰值应力由334.6MPa增加至60%。实验时以10℃·s的速率加热至1250℃并-1407.5MPa,增加了22%;在1150℃时,峰值应力保温5min,使试样组织均匀,后以5℃·s的冷却速率调整至变形温度,保温2min消除试样内部由88.1MPa增加至205.3MPa,增加了133%。在相同温度下,随着应变速率的增大,变形时间相应的温度梯度后,按照设定的应变速率进行变形,达减少,试样内部的畸变程度随之增强,促使变形阻到设定应变量后立即水冷至室温。将变形后的试样力增加。同时,变形时间减少导致材料在高温下停沿轴线剖开,经过打磨抛光,用苦味酸与盐酸溶液留的时间缩短,变形抗力增加。进行腐蚀后观察显微组织。在热变形过程中,材料存在热敏感性,温度升表195Cr18不锈钢化学成分(%,质量分数)高使金属内部的热激活作用增强,金属塑性流动性Tab.1Chemicalcompositionof95Cr18stainlesssteel提高使材料的变形抗力降低[13]。由图2f可知,温(%,massfraction)度由1150℃下降至900℃时,在0.1s-1时,峰值应力由88.1MPa增加至334.6MPa,增加了280%;元素CSiMnPSCrNiFe在20s-1时峰值应力由205.3MPa增加至含量0.90.80.80.040.03180.6余量407.5MPa,增加了98%。由此可见,变形温度相2结果与分析比应变速率对峰值应力的影响更大。2.2高温流变本构模型的构建2.1高温变形真应力-真应变曲线分析由图2可知,95Cr18马氏体不锈钢在不同变形95Cr18马氏体不锈钢在不同变形温度和应变速温度与应变速率下,峰值应力变化存在一定的规律

2第2期李松松等:95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为107图295Cr18不锈钢在不同变形条件下的真应力-真应变曲线与峰值应力变化(a)·ε=0.1s-1(b)·ε=1s-1(c)·ε=5s-1(d)·ε=10s-1(e)·ε=20s-1(f)峰值应力变化Fig.2Truestress-truestraincurvesandpeakstresschangeof95Cr18stainlesssteelunderdifferentdeformationconditions(a)·ε=0.1s-1(b)·ε=1s-1(c)·ε=5s-1(d)·ε=10s-1(e)·ε=20s-1(f)Peakstressvariation[14]活过程控制,因此需要考虑变形温度对应变速率的性,可采用双曲正弦函数Arrhenius方程描述应影响。ZENERC等[15]给出了温度补偿应变速率因力与变形条件之间的关系:■n-Q子Z参数:|Aσ1exp,ασ<0.81()Q|RT·n|Z=εexp()=A[sinh(ασ)](2)·|-QRTε=■A2exp(βσ)exp(),ασ>1.2(1)对式(2)取自然对数,lnZ-ln[sinh(ασ)]呈|RT|-Q线性关系,代入峰值应力-应变数据可获得拟合线n||A3[sinh(ασ)]exp(),全应力水平性回归直线,如图3e所示,其对应的截距即为lnA。■RT式中:·ε为应变速率(s-1);σ为峰值应力综上,计算获得峰值应力条件下本构方程的系数,-1如表2所示。(MPa);Q为热变形激活能(J·mol);R为摩尔气体常数,R=8.314J·(mol·K)-1;T为绝对温度表2本构方程系数(K);α、β、A1、A2、A3为材料常数;n、n1为材Tab.2Coefficientsofconstitutiveequation料加工硬化指数,均与温度无关,且β=αn1。-1参数αβnn1Q/(J·mol)A对式(1)取自然对数变换后可知,温度T一值0.00470.04937.751910.48955565833.942×1021···定时,lnσ-lnε、σ-lnε、ln[sinh(ασ)]-lnε和ln[sinh(ασ)]-1/T均呈线性关系。将峰值应力所对从而得到在峰值应力计算条件下,95Cr18马氏应的应力-应变数据代入式中进行拟合,获得线性体不锈钢在900~1150℃范围时的双曲正弦函数本回归直线,如图3a~图3d所示,对应斜率分别为构方程为:1/n、1/β、1/n和Q/Rn,对相应直线数值取平均·=3.942×10217.75191ε[sinh(0.0047σ)]·得到参数n1、β、n和Q的值。556583exp(-)(3)在高温塑性变形过程中,由于应变速率受热激8.314T

3108塑性工程学报第30卷图3应力与温度和应变速率之间的关系曲线···(a)lnσ-lnε(b)σ-lnε(c)ln[sinh(ασ)]-lnε(d)ln[sinh(ασ)]-1/T(e)lnZ-ln[sinh(ασ)]Fig.3Relationcurvesbetweenstress,temperatureandstrainrate12345在金属材料的高温变形过程中,Z参数也常被■|α=B0+B1ε+B2ε+B3ε+B4ε+B5ε用于验证材料模型的可靠性,将上述计算所得参数|12345|n=C0+C1ε+C2ε+C3ε+C4ε+C5ε■代入由其变换后的方程中可得以Z参数表示的本构Q=D+Dε1+Dε2+Dε3+Dε4+Dε5|012345模型:||12345lnA=E+Eε+Eε+Eε+Eε+Eε■0123451Z1/7.7519(6)σ=ln+0.0047{(3.942×1021)通过五阶多项式拟合曲线可以求得多项式系数B、C、D和E(i=0、1、2、3、4、5),如表3iiii2/7.75191/2■Z■所示。将拟合计算得到的参数代入本构方程,获得|+1|(4)|(21)|}■3.942×10■应变补偿后的本构模型如下:··1/nZ=εexp[556583/(8.314T)](5)1εexp[Q/(RT)](ε)(ε)σ=ln{{}+从上述本构模型中可以看出,由于在计算过程α(ε)A(ε)·2/n1/2中只选取了不同变形条件下的峰值应力,只考虑了εexp[Q/(RT)](ε)(ε)应变速率与变形温度对应力的影响,但是本构参数{{}+1}}(7)A(ε)α、n、Q和lnA与应变之间也存在相应关系,在求为检验本构模型的准确性,对应变速率5s-1条解过程中必须考虑应变对应力的影响。为此,以同件下获得的不同温度真应力-真应变数据与本构方样的方法求解应变为0.1~0.6范围内的α、n、Q和程计算的预测数据进行比较,结果如图5a所示。从lnA值,并对各应变下同一本构参数变量按照五阶图中可以看到,本构模型预测的真实应力与实验数多项式进行拟合,得到α、n、Q和lnA与真应变ε据吻合良好。的关系曲线,如图4所示。其中以真应变为自变量通过相关系数R与平均相对误差绝对值eAARE的多项式可以表示为:可进一步评估本构模型的准确性,如式(8)所示:

4第2期李松松等:95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为109图4各本构参数应变补偿拟合(a)α-ε(b)n-ε(c)Q-ε(d)lnA-εFig.4Straincompensationfittingforeachconstitutiveparameter表3α、n、Q和lnA多项式系数如图5b所示,绘制应力预测计算值与实验值Tab.3α,n,QandlnApolynomialcoefficients的误差散点图并进行线性拟合,计算得到R与-1αnQ/(J·mol)lnAe的值分别为0.9935和2.977%,表明预测值AAREB=0.0218C=10.7581D=1.645×106E=117.0320000与实验值之间具有良好的一致性,上述所得本构B=-0.2624C=-32.9844D=-1.471×107E=-831.0711111方程可以较好预测95Cr18马氏体不锈钢的高温流B=1.5436C=193.889D=8.563×107E=4746.262222变应力。B=-4.3146C=-578.202D=-2.397×108E=-13171.933332.3热加工图构建B=5.7786C=823.691D=3.214×108E=17564.34444热加工图是研究金属热加工成形性能的重要方B=-2.9744C=-441.795D=-1.645×108E=-8913.445555法,通过建立热加工图可对金属材料塑性变形工艺参数进行选择。PRASADY等[16]基于动态材料模型N■(σi-σ-)(σi-σ-)提出热加工图理论,将材料输入的能量P分为耗散|∑eepp|R=i=1量G与耗散协量J两部分。当温度和应变恒定时,|N·m|(σi-σ-)2(σi-σ-)2流变应力与应变速率之间满足σ=Kε,其中K为■∑eepp(8)|i=1常数,m为应变速率敏感指数,其大小可反映出能|Nσi-σi1ep量P转化为G或J的情况,对其进行变换可求得m||eAARE=∑i■Ni=1σe为:ii式中:N为计算数据量;σ为实验应力值;σ为本∂lnσepm=(9)--ii·构模型预测应力值;σ和σ分别为σ和σ的平∂lnεepep均值。此时,能量P可表示为:

5110塑性工程学报第30卷··ε·σ·PmPP=σε=G+J=∫σdε+∫εdσ=+00m+1m+1(10)定义无量纲参数η为能量耗散因子,在理想情况下,耗散协量J=J=P/2,可得η:maxJ2mη==(11)Jm+1max能量耗散因子η越大,表明材料在变形过程中用于微观组织演变的能量越多,在变形过程中越容易出现能够改善组织性能的微观组织变化机制,材料的热加工性能越好。将不同变形条件下所得的η值进行绘制便可获得能量耗散图。图6为95Cr18不锈钢在应变为0.2、0.4和0.6时的能量耗散效率的等值曲线图及其三维云图。从图6中可以看到,在不同应变下的能量耗散图中均存在明显的高能量耗散与低能量耗散区域,分别位于耗散图的右下角与左上角区域,且不同应变条件下能量耗散因子变化趋势大致相同,η值区域位置能够基本吻合。一般情况下合金出现动态再结晶行为会图5流变应力预测值与实验值的误差曲线在η值达到0.3~0.55时,并且层错能的变化对动态再(a)·ε=5s-1时预测值与实验值对比(b)相关性曲线结晶发生有重大影响[17]。95Cr18在不同应变下的能量Fig.5Errorcurvesbetweenpredictedandexperimentalvaluesofflowstress耗散图中均存在耗散因子大于0.3的区域,因此其塑(a)Comparisonofpredictedandexperimentalvalueswith·ε=5s-1性变形过程中存在动态再结晶现象,这与热压缩实验(b)Correlationcurve呈现出动态再结晶型应力-应变曲线的结果一致。图695Cr18在不同应变下的能量耗散图及其云图(a)ε=0.2,能量耗散图(b)ε=0.4,能量耗散图(c)ε=0.6,能量耗散图(d)ε=0.2,能量耗散云图(e)ε=0.4,能量耗散云图(f)ε=0.6,能量耗散云图Fig.6Energydissipationdiagramandclouddiagramof95Cr18stainlesssteelwithdifferentstrains(a)ε=0.2,energydissipationdiagram(b)ε=0.4,energydissipationdiagram(c)ε=0.6,energydissipationdiagram(d)ε=0.2,clouddiagramofenergydissipation(e)ε=0.4,clouddiagramofenergydissipation(f)ε=0.6,clouddiagramofenergydissipation

6第2期李松松等:95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为111如图6a和图6d所示,应变量为0.2时,能量耗散因子η值随温度的升高逐渐增大,在1075~1150℃区间内达到峰值;在低温900~975℃内,η值随应变速率的变化较小;当温度持续升高,η值大小随应变速率的增加而减小,且该变化速率随温度升高呈现出由快至缓的趋势,在1120℃左右即峰值位置时变化速率达到最慢。由图6b和图6e、图6c和图6f可知,随着应变量的增加,η值大小呈现出整体增大的趋势,且峰值位置向低温区域移动,但移动幅度有限,整体分布规律仍具有高度相似性。不同应变条件下,95Cr18不锈钢在低温高应变速率区域的能量耗散因子η都处于0.1以下,加工硬化效果强烈,容易出现失稳;而其塑性变形高能量耗散效率区全都位于高温低应变速率区域,η≥0.3基本分布于温度1060~1150℃和应变速率0.1~1s-1的区域内,因此在该区域有可能获取其最佳的塑性变形工艺参数。一般情况下,能量耗散因子越小,越容易失稳;能量耗散因子越大,材料热变形塑性越好,热加工性能也就越好。但是,热加工过程中可能会出现绝热剪切带、负塑性流动、空洞形核和楔形裂纹等缺[18]陷,这些变形缺陷的出现也会导致出现失稳。为此,引入以最大熵原理为基础获得的Prasad材料流[19]动失稳连续性判据:m∂lnm+1ξ=+m<0(12)·∂lnε式中:ξ为塑性失稳因子,ξ<0表示材料处于塑性失稳态。为保证材料在变形过程中不发生失稳,应当在进行热加工时远离失稳区域。将不同应变速率、变形温度下所得的塑性失稳因子ξ绘制成塑性流动失稳图,与能量耗散图叠加得到热加工图。图7为95Cr18不锈钢在应变0.2、0.4、0.6时的热加工图795Cr18不锈钢在不同应变下的热加工图(a)ε=0.2(b)ε=0.4(c)ε=0.6图。由图可知,应变为0.2时,95Cr18不锈钢的失Fig.7Hotprocessingmapsof95Cr18stainlesssteelwithdifferentstrains稳区集中在中低温、中高应变速率区,即900~1030℃、1.6~20s-1范围内,且η在该区域取得的艺参数下变形时,其可加工性将恶化,因此应尽可最小值为0.048(图7a);应变为0.4时,失稳区集能避免在此工艺参数下进行热成形加工。中在中低温、中高应变速率区,即900~1025℃、从图7a中可以看到,在同一应变下,低温条件2.7~20s-1范围内,且η在该区域取得的最小值为下失稳区域分布相对较广,随着变形温度的升高,0.062(图7b);应变为0.6时,失稳区集中在低温、失稳区向着高应变速率区域移动。在不同应变下,高应变速率区,即900~980℃、5~20s-1范围内,且失稳区随着应变的增大向低温高应变速率方向移动,η在该区域取得的最小值为0.059(图7c)。依据塑但移动幅度有限。从整体上看,95Cr18不锈钢在塑性失稳因子ξ,当95Cr18不锈钢在上述失稳区的工性变形时,变形温度与应变速率对热加工图有较大

7112塑性工程学报第30卷影响,失稳区主要分布在低温、高应变速率、低能呈现缩小的趋势。量耗散效率(900~1050℃、1.5~20s-1、η≤0.1)2.4高温变形组织分析区域。主要是由于在低温条件下,金属晶体原子间图8为95Cr18不锈钢不同变形温度和应变速率相对稳定,塑性流动性较弱,在高温变形过程中极下的微观组织形貌。图8a~图8c所示为900℃时不易产生加工缺陷,导致材料加工失稳;而在高应变同应变速率下的微观组织,可以看到,变形组织晶速率下位错、变形缺陷与基体之间存在强烈的相互粒尺寸不均且较为粗大。由于未达到动态再结晶温作用,动态回复、再结晶与应变累积退化受到限制,度,此时变形过程中软化机制以动态回复为主,动促进了楔形裂纹、空洞和绝热剪切带的形成,也会态再结晶现象并不明显。随着应变速率的增加,变[20]导致材料出现失稳。形时间相应减少,试样内部的畸变程度随之增强,应变为0.2时热加工图中的失稳区域面积随着晶粒尺寸更加粗大且破裂现象明显。在此条件下进应变速率的提升和温度的下降呈现出扩张的趋势;行加工极易出现开裂,在热加工图上反映为材料处当应变达到0.4时,热加工失稳区面积明显缩小,于失稳区且能量耗散因子η值较小。在形变失稳区的高温低应变速率区域收缩程度较为变形温度较低时,动态再结晶形核驱动力主要明显;当应变继续升高至0.6时,失稳区面积进一来自位错滑移产生的畸变能,随着温度的升高,形步缩小,流动不稳定性发生在应变速率的最高水平核驱动力减小,新生动态再结晶晶粒数量增多。如(5~20s-1)。从上述分析中可知,95Cr18不锈钢在图8d所示,此时热变形组织发生了一定程度的动态此热加工工艺范围内以动态再结晶为主,随着应变再结晶,由于热变形内能增加较少,动态再结晶进的增大,材料内部快速积累能量,金属流动能力增行并不充分,组织为变形的粗大不规则晶粒与细小强,能量耗散效率整体明显升高,降低了变形过程动态再结晶晶粒组成的混晶。如图8e所示,随着温中出现失稳的概率,因此随着应变的增大,失稳区度继续升高,动态再结晶晶粒数量进一步增多,晶图895Cr18不锈钢在不同变形条件下的组织形貌(a)T=900℃,·ε=0.1s-1(b)T=900℃,·ε=5s-1(c)T=900℃,·ε=20s-1(d)T=1000℃,·ε=0.1s-1(e)T=1100℃,·ε=0.1s-1Fig.8Microstructuremorphologiesof95Cr18stainlesssteelunderdifferentdeformationconditions

8第2期李松松等:95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为113粒进一步细化,体积也有所增大,提高了材料的综术,2021,(2):18-21.JINLei.StudyonprocessofstablecontrolofinclusioninG95Cr18合力学性能,有利于塑性变形加工。由此可见,steel[J].SpecialSteelTechnology,2021,(2):18-21.95Cr18不锈钢动态再结晶受温度影响较大,高温有[4]李一磊,包汉生,李权,等.硬度对95Cr18钢滚动摩擦性能利于动态再结晶的发生,提高材料塑性加工成形能的影响[J].金属功能材料,2020,27(5):38-45.力。因此,在高温低应变速率区域95Cr18不锈钢可LIYilei,BAOHansheng,LIQuan,etal.Effectofhardnesson获得最佳的塑性变形工艺参数。rollingwearpropertiesof95Cr18steel[J].MetallicFunctional从上述对95Cr18不锈钢在不同变形条件下热加Materials,2020,27(5):38-45.[5]WANGYJ,SONGRB,LIYP.Microstructuralevolutionand工图与显微组织分析可知,变形温度与应变速率对mechanicalpropertiesof9Crl8steelafterthixoforgingandheat热加工图有较大影响;热加工图失稳区变形温度treatment[J].MaterialsCharacterization,2017,127:64-72.-1900~1050℃,应变速率1.5~20s,应避免在此区[6]安敏,付中元,袁超,等.淬火后清洗和冷处理工艺对9Cr18域进行热成形加工。综上,95Cr18不锈钢热变形的钢轴承套圈残留奥氏体含量的影响[J].金属热处理,2021,可加工工艺区间为变形温度975~1150℃,应变速46(6):21-24.率0.1~2.7s-1。ANMin,FUZhongyuan,YUANChao,etal.Effectsofpost-quenchingcleaningandcoldtreatmentprocessonretainedaustenitecontentof9Cr18steelbearingring[J].HeatTreatmentofMet-3结论als,2021,46(6):21-24.[7]SONGYY,PINGDH,YINFX,etal.Microstructuralevolu-(1)95Cr18不锈钢在实验变形条件下的真应tionandlowtemperatureimpacttoughnessofaFe-13%Cr-4%Ni-Momartensiticstainlesssteel[J].MaterialsScienceandEngi-力-真应变曲线呈现典型的动态再结晶型特征;在neeringA,2010,527(3):614-618.热变形过程中,变形温度和应变速率对流动应力影[8]杨霞,白英龙,连玉栋,等.合金元素对马氏体时效强化不响程度较大,峰值应力随温度的下降及应变速率的锈钢力学性能的影响[J].炼钢,2011,27(4):65-69.提高而增大。YANGXia,BAIYinglong,LIANYudong,etal.Effectofallo-(2)基于双曲正弦函数Arrhenius方程与温度补yingelementsonmechanicalpropertiesofmaragingstainlesssteel[J].Steelmaking,2011,27(4):65-69.偿应变速率因子Z参数,构建了在应变0.1~0.6范[9]张宝丽,陈刚,袁武华,等.16Cr超级马氏体不锈钢的热变围内经过应变补偿后的本构方程:形特性[J].金属热处理,2017,41(11):141-147.·1/n(ε)1εexp[Q(ε)/(RT)]+ZHANGBaoli,CHENGang,YUANWuhua,etal.Hotdeform-σ=ln{{}αA(ε)(ε)ationbehaviorof16Crsupermartensiticstainlesssteel[J].Heat·2/n1/2TreatmentofMetals,2017,41(11):141-147.εexp[Q/(RT)](ε)(ε){{}+1}}。[10]罗兵,林秋华.提高95Cr18不锈轴承钢的初轧开坯成坯率A(ε)[J].特钢技术,2011,(1):38-40,66.(3)建立了95Cr18不锈钢在应变0.2、0.4、LUOBing,LINQiuhua.Improvementonbilletyieldduring0.6时的热加工图,失稳区分布在变形温度900~bloomingof95Cr18stainlessbearingsteel[J].SpecialSteel1050℃,应变速率1.5~20s-1范围内,随应变的增Technology,2011,(1):38-40,66.大,失稳区中的高温低应变速率区域收缩程度明显;[11]邓磊,张海栋,李国爱,等.挤压铸造态6082铝合金的加工图及热变形行为[J].中国有色金属学报(英文版),2022,95Cr18不锈钢热变形可加工工艺区间为变形温度-132(7):2150-2163.975~1150℃,应变速率0.1~2.7s。DENGLei,ZHANGHaidong,LIGuoai,etal.Processingmapandhotdeformationbehaviorofsqueezecast6082aluminumalloy参考文献:[J].TransactionsofNonferrousMetalsSocietyofChina,2022,[1]袁兆静.热处理对G95Cr18和G102Cr18Mo钢的组织和力学性32(7):2150-2163.能的影响[J].上海金属,2018,40(2):59-63.[12]张晓琳,姜超平,赵东,等.Ti-6Al-7Nb合金高温塑性变形YUANZhaojing.Effectofheattreatmentonmicrostructureand行为及热加工图研究[J].稀有金属材料与工程,2022,mechanicalpropertiesofG95Cr18andG102Cr18Mosteels[J].(1):174-182.ShanghaiMetals,2018,40(2):59-63.ZHANGXiaolin,JIANGChaoping,ZHAODong,etal.High[2]GUOH,DUSM,LEIJZ,etal.InfluenceoftwincarbidetemperatureplasticdeformationbehaviorandhotprocessingmapofstructureonfrictionandwearpropertiesofG95Cr18stainlessbear-Ti-6A1-7Nballoy[J].RareMetalMaterialsandEngineering,ingsteel[J].FrontiersinMaterials,2019,6(162):1-9.2022,(1):174-182.[3]金磊.G95Cr18钢夹杂物稳定控制的工艺研究[J].特钢技[13]CAIX,HUXQ,ZHENGLG,etal.Hotdeformationbehavior

9114塑性工程学报第30卷andprocessingmapsof0.3C-15Cr-1Mo-0.5Nhighnitrogenmar-[17]LIX,HOULF,WEIYH,etal.Constitutiveequationandhottensiticstainlesssteel[J].ActaMetallurgicaSinica,2020:33processingmapofanitrogen-bearingmartensiticstainlesssteel(5):693-704.[J].Metals,2020,10:1-19.[14]SELLARSCM,MCTEGARTWJ.Onthemechanismofhotde-[18]ZHAOC,ZHANGJ,YANGB,etal.Hotdeformationcharac-formation[J].ActaMetallurgica,1966,14(9):1136-1138.teristicsandprocessingmapof1Cr12Ni2Mo2WVNbmartensitic[15]ZENERC,HOLLOMONJH.Effectofstrainrateuponplasticstainlesssteel[J].SteelResearchInternational,2020:1-13.flowofsteel[J].JournalofAppliedPhysics,1944,15(1):[19]PRASADY,SESHACHARYULUT.Processingmapsforhot22-32.workingoftitaniumalloys[J].MaterialsScienceandEngineering[16]PRASADY,GEGELHL,DORAIVELUSM,etal.ModelingA,1998,243:82-88.ofdynamicmaterialbehaviorinhotdeformation:ForgingofTi-[20]LIUC,ZHAOMC,UNENBAYART,etal.Hotdeformation6242[J].MetallurgicalTransactionsA,1984,15(10):behaviorofanewnuclearusereducedactivationferritic/martensitic1883-1892.steel[J].ActaMetallurgicaSinica,2019,(7):825-834.