Al、Ni对1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢热变形行为的影响

doi:10.11900/0412.1961.2019.00403

Al、Ni对1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢热变形行为的影响

赵嫚嫚¹, 秦森¹, 冯捷¹, 代永娟¹, 国栋^,¹^,²

1.河北科技大学材料科学与工程学院石家庄 050000

2.天津职业技术师范大学机械工程学院天津 300222

Effect of Al and Ni on Hot Deformation Behavior of 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB Steel

ZHAO Manman¹, QIN Sen¹, FENG Jie¹, DAI Yongjuan¹, GUO Dong^,¹^,²

1. College of Materials Science and Engineering, Hebei University of Science and Technology, Shijiazhuang 050000, China

2. College of Mechanical Engineering, Tianjin Vocational and Technical Normal University, Tianjin 300222, China

通讯作者: 国栋，guodongbill@126.com，主要从事耐热钢的研究

责任编辑: 毕淑娟

收稿日期: 2019-11-25 修回日期: 2020-02-29 网络出版日期: 2020-07-11

基金资助:

国家自然科学基金项目. 51774108
国家自然科学基金项目. 51874116

Corresponding authors: GUO Dong, associate professor, Tel: (022)88181083, E-mail:guodongbill@126.com

Received: 2019-11-25 Revised: 2020-02-29 Online: 2020-07-11

Fund supported:

National Natural Science Foundation of China. 51774108
National Natural Science Foundation of China. 51874116

作者简介 About authors

赵嫚嫚，女，1993年生，硕士生

摘要

在T92钢的成分基础上添加了Al元素并对Ni含量进行适当调整后制备出新型1Cr9Al(1~3)Ni(1~ 7)WVNbB高铝铁素体耐热钢。利用Gleeble-3800热模拟试验机，对1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢进行了950~1150 ℃、0.1~10 s^-1应变速率下60%变形量的等温恒速热压缩实验，研究了Al、Ni加入量对钢热变形行为、峰值应力及热变形激活能的影响，并通过拟合得到了含有Zener-Hollomon参数的流变应力表达式，建立了该耐热钢的本构方程。结果表明，Al的添加及Al含量的增大明显降低了热压缩下的流变应力与峰值应力，即明显降低了钢的加工难度；与T92钢相比，4组试样的热变形激活能分别提高了38.136%、19.188%、28.003%和11.915%。

关键词： 高铝铁素体耐热钢 ; 热压缩变形 ; 流变应力 ; 热变形本构方程

Abstract

The addition of Al and Ni to ferritic heat resistant steel can improve its high temperature strength and high temperature oxidation resistance. Al and Ni in steel have some effects on the thermal deformation behavior of steel. But there is less research on it. In this work, a new type of 1Cr9Al(1~3)Ni(1~ 7)WVNbB high aluminum ferrite heat-resistant steel was prepared by adding Al element to T92 steel and adjusting Ni content properly. Gleeble-3800 thermal simulation test machine was used to conduct isothermal and constant speed thermal compression experiment with 60% deformation at 950~1150 ℃ and 0.1~10 s^-1 strain rates, respectively. The effects of Al and Ni additions on the hot deformation behavior, peak stress and activation energy of hot deformation of the steel were studied. The rheological stress expression containing Zener-Hollomon parameters were obtained by fitting, and the constitutive equation of the test steel was established. The results show that the addition of Al and the increase of Al content significantly reduces rheological stress and peak stress under thermal compression, which greatly reduces the difficulty of test steel processing. Compared with T92 steel, the thermal deformation activation energies of four sample groups increase by 38.136%, 19.188%, 28.003%, and 11.915%, respectively. The peak stress calculated by the constitutive equation is in good agreement with the experimental data. The results show that the constitutive equation has high accuracy. The relationship between peak flow stress, deformation temperature and strain rate can be expressed well.

Keywords： high alumina ferritic heat resistant steel ; thermal compression deformation ; rheological stress ; thermal deformation constitutive equation

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本文引用格式

赵嫚嫚, 秦森, 冯捷, 代永娟, 国栋. Al、Ni对1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢热变形行为的影响. 金属学报[J], 2020, 56(7): 960-968 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00403

ZHAO Manman, QIN Sen, FENG Jie, DAI Yongjuan, GUO Dong. Effect of Al and Ni on Hot Deformation Behavior of 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB Steel. Acta Metallurgica Sinica[J], 2020, 56(7): 960-968 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00403

1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝铁素体耐热钢是一种电站锅炉用钢，该钢是在T92耐热钢的成分基础上添加了Al元素，并对Ni元素含量进行了适当的调整。在钢中加入Al、Ni之后，Al会与Fe、Ni发生一定的反应，使钢中形成一些具有优良性能的有序金属间化合物^[1]。因为该种有序金属间化合物的原子排列较为复杂，且其键结合较强，同无序合金相比，其自扩散系数非常低，这样便可使得该钢具有较高的蠕变抗力，从而在高温下的强度更高^[2,3]。在火电厂的发展中，锅炉的使用对耐热钢提出了更高的要求，要求其在高温下具有更高的强度及抗变形能力等。因此，对高铝钢进行更近一步的研究具有非常现实的意义。

众所周知，在制备合金时需要经过热加工成形^[4]，高铝钢也是如此，在热加工成形的过程当中，微观结构的演变直接影响合金的力学性能，而控制微观结构的主要方式是进行变形温度、应变速率等热加工参数的有效优化^[5,6]。若变形条件发生异常，极有可能引起材料表面的开裂^[7,8]，为了有效避免此类现象的发生，要对1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢在热变形过程中的流变行为进行深入的研究，进而探究Al、Ni的加入对钢热变形行为的影响。许林青^[9]对T92钢进行了温度850~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1的热变形行为研究，得到了T92钢的真应力-真应变曲线，并建立了T92钢的热变形本构方程及热加工图，得出了T92钢的最佳热加工参数范围。班宜杰等^[10]对Cu-0.8Cr-0.3Zr-0.2Mg合金进行了550~900 ℃、0.001~10 s^-1应变速率下的热变形行为研究，并对整个实验完成后的组织演变进行了观察，得出了Cu-0.8Cr-0.3Zr-0.2Mg合金的最佳热加工参数范围。众多学者对不同成分合金钢在热压缩下的流变行为进行了丰富的研究，表明合金钢的应力受到了温度及应变速率变化带来的明显影响，但Al、Ni元素对高铝钢流变行为的影响研究较少。

因此，本工作主要以1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢为研究对象，利用Gleeble-3800热模拟试验机对其进行等温恒应变速率热压缩实验，以研究不同Al、Ni含量钢在不同温度、应变速率下的应力，并建立该耐热钢的热变形本构方程，从而得出Al、Ni加入量对高铝钢热压缩行为的影响。

1 实验方法

实验用1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢采用ZG-25F真空感应熔炼炉冶炼，经锻造、固溶处理后得到钢锭，其化学成分如表1所示。将钢锭加工成圆柱形热压缩试样，尺寸为直径10 mm、长15 mm，压缩方向与钢锭的纵向保持一致。

表1 T92钢^[9]及1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢的化学成分 (mass fraction / %)

Table 1 Chemical compositions of T92 steel^[9] and 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB steel

Alloy No.	C	N	Si	Mn	Cr	Mo	Ni	Al	Nb	V	W	B	P	S	Fe
Alloy No.
T92^[9]	0.07~0.13	0.03~0.07	≤0.50	0.30~0.60	8.50~9.50	0.30~0.60	≤0.40	0	0.040~0.090	0.150~0.250~	1.50~2.00	0.001~0.006	≤0.020	≤0.010	Bal.
1	0.10	0.05	0.30	0.50	9.00	0.30	3.8	1.0	0.06	0.20	1.50	0.003	0.001	0.001	Bal.
2	0.10	0.05	0.30	0.50	9.00	0.30	1.4	1.0	0.06	0.20	1.50	0.003	0.001	0.001	Bal.
3	0.10	0.05	0.30	0.50	9.00	0.30	7.3	3.0	0.06	0.20	1.50	0.003	0.001	0.001	Bal.
4	0.10	0.05	0.30	0.50	9.00	0.30	3.9	3.0	0.06	0.20	1.50	0.003	0.001	0.001	Bal.

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热压缩实验在Gleeble-3800热模拟试验机上进行，热压缩工艺如图1所示，以20 ℃/s的速率加热至1200 ℃并保温2 min，在组织均匀化处理之后以10 ℃/s的速率分别冷却至950、1000、1050、1100和1150 ℃，然后保温1 min，从而使小圆柱内外保持相同温度，接下来以0.1、1和10 s^-1的变形速率进行压缩，变形量控制在60%，在压缩结束之后迅速将圆柱试样水冷。在进行压缩实验之前，要在试样两端加垫一层石墨片，石墨片与试样间要均匀地涂覆上一层润滑剂以减小摩擦，从而有效避免试样出现腰鼓等现象而给试样应力状态带来不利的影响。

图1

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图1 等温压缩工艺流程示意图

Fig.1 Schematic of isothermal compression test ( $\dot{ε}$ —strain rate; T—deformation temperature; ε—engineering strain)

2 实验结果

2.1 真应力-真应变曲线

图2是合金钢在理想状态下的真应力-真应变曲线。在热压缩后，可以看到2种类型的真应力-真应变曲线，即图中的a、b曲线。其中，a曲线具有明显的动态回复(DRV)特性，当材料的加工硬化与软化处于同步状态时，即发生DRV样式曲线，当动态回复结束后，材料的流变应力不再增大或减小。然而，若材料达到峰值流变应力(σ_p)后，应力趋于平稳状态的速率较为缓慢，这便说明材料发生了动态再结晶(DRX)，如b曲线。一般情况下，b曲线可以明显地分为4个阶段^[11]，即加工硬化(Ⅰ)、动态回复(Ⅱ)、动态再结晶(Ⅲ)与稳定阶段(Ⅳ)。

图2

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图2 合金钢理想状态下的真应力-真应变曲线

Fig.2 True stress-ture strain curves of alloy steel under ideal conditions (σ_p—peak flow stress; ε_p—strain under peak stress; I—work hardening stage; Ⅱ—dynamic recovery stage; Ⅲ—the dynamic recrystallization stage; Ⅳ—stable stage)

其中，在第Ⅰ阶段中，应变很小，而应力却迅速上升，这是因为热压缩实验导致材料内部受到强烈的挤压，材料组织中的位错密度发生了极为快速的增加，加大了材料发生变形的难度，与之抗衡的外力也就越来越大，于是产生了材料的加工硬化^[12,13]。加工硬化通常会增大材料在加工变形过程中的强度与硬度，降低加工变形中材料的塑形与韧性。

在第Ⅱ阶段中，材料组织中一部分位错密度抵消了材料加工硬化时产生的位错，所以位错密度有所降低，使材料的加工硬化率有所降低，即材料发生了动态回复。由于此时材料产生的加工硬化仍比动态软化高，所以，材料的应力仍处于上升趋势，并将持续达到σ_p。

在第Ⅲ阶段中，材料进入再结晶阶段，促进了再结晶的形核，且于晶界位置有细小晶粒长大，形成再结晶晶粒。在此阶段中，材料发生的DRX与DRV相结合发生的软化作用高于材料加工硬化，使得材料的应力所有降低。

在第Ⅳ阶段中，材料DRV消失，只有材料再结晶存在，且与材料的加工硬化相平衡，因此该阶段属于平衡阶段，在真应力-真应变图上呈现出直线状态。

2.2 Al及Ni含量对真应力-真应变曲线的影响

图3给出了950和1150 ℃及1 s^-1应变速率下1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢及T92钢^[9]热压缩的真应力-真应变曲线。由图可知，Al、Ni含量的变化使钢的应力受到了明显影响，在相同实验参数下，应力大小关系为T92钢>No.2试样>No.3试样>No.1试样>No.4试样，由此可得，加大钢中Al元素的添加后，钢的流变应力有所降低。并且，一部分曲线表现出明显的DRX特性，当实验参数为950 ℃、1 s^-1时，No.2和No.3试样发生明显的DRX。当实验参数为1150 ℃、1 s^-1时，Nos.1~3试样发生了明显的DRX。在钢热加工过程中，其流变应力越大则加工难度越大，所以，在950和1150 ℃及1 s^-1应变速率下，加工难易程度由大到小依次为T92钢、No.2试样、No.3试样、No.1试样、No.4试样。同T92钢相比，Al的添加及Al含量的增加明显降低了钢的加工难度。

图3

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图3 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢及T92钢^[9]在950 ℃、1150 ℃及1 s^-1应变速率下的真应力-真应变曲线

Fig.3 True stress-true strain curves of 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB steel and T92 steel^[9] at 950 ℃ (a) and 1150 ℃ (b) with strain rate of 1 s^-1

2.3 No.4试样的真应力-真应变曲线

图4为950~1150 ℃及0.1~10 s^-1应变速率下No.4试样热压缩的真应力-真应变曲线。由图可知，温度及应变速率的变化使No.4试样的应力受到了明显影响，在低温下进行压缩，或者采取较高应变速率进行压缩，所得到的钢的整个应力水平便会上升。并且，一部分应力曲线表现出了较为明显的DRX特性，当应变速率为0.1、1 s^-1时，DRX发生在950、1000 ℃(图4a和b)。当应变速率为10 s^-1时，由于应变速率较大，No.4试样在950~1150 ℃下出现了明显连续动态再结晶(图4c)。

图4

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图4 No.4试样在950~1150 ℃及0.1~10 s^-1应变速率下的真应力-真应变曲线

Fig.4 True stress-true strain curves of sample No.4 at strain rates of 0.1 s^-1 (a), 1 s^-1 (b), 10 s^-1 (c) and 950 ℃ (d), 1000 ℃ (e), 1050 ℃ (f), 1100 ℃ (g), 1150 ℃ (h)

2.4 Al及Ni含量对峰值应力的影响

图5为1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢和T92钢^[9]在950~1150 ℃及0.1~10 s^-1应变速率下的三维σ_p图，σ_p取自热压缩实验中各试样对应的真应力-真应变数据。由图可知，当温度不变时，4组试样的σ_p均随着应变速率的增加而增大。以1150 ℃下的热变形为例，当应变速率( $\dot{ε}$ )由0.1 s^-1增加至10 s^-1时，No.1试样峰值流变应力由51.44 MPa增大至110.94 MPa。这是由于应变速率的增加在很大程度上缩短了材料变形所花费的时间，导致材料内部出现的位错在短时间内急剧增多^[14,15]，这也就使材料抵抗变形的作用力快速增大，即σ_p快速增大。另外，在低应变速率下压缩过程中，材料的DRV及DRX具有充足的时间进行，其软化效果抵消掉一部分加工硬化，从而使得σ_p有所降低。而在高应变速率下的压缩过程中，材料的DRV及DRX的时间不充足，加工硬化的作用效果得不到完全抵消，从而使得σ_p无法降低。所以，在等温压缩实验当中，高应变速率下的σ_p比低应变速率高。

图5

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图5 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢和T92钢^[9]在不同变形温度和应变速率下的三维峰值流变应力图

Fig.5 Three-dimensional peak flow stress diagrams at different deformation temperatures and strain rates of samples No.1 (a), No.2 (b), No.3 (c), No.4 (d) and T92 steel^[9] (e)

在同一应变速率下，随温度升高，1Cr9Al(1~3)Ni(1~ 7)WVNbB钢的σ_p呈现出不断减小的趋势。以 $\dot{ε}$ =10 s^-1为例，当温度由950 ℃升高至1150℃时，No.1试样的σ_p由211.68 MPa减小至110.94 MPa。这是由于温度的上升增大了试样的热激活效果，增大了钢组织中原子间的动能，从而使得原子间的临界切应力有所降低。其次，温度的上升使试样动态回复及少量再结晶所引起的软化程度变大。所以，温度较高时的σ_p及整个应力水平较低。

由图5还可得知，在同一变形条件下，No.2试样的σ_p最大，No.4试样的σ_p最小，且4组试样的σ_p均比T92钢小，说明Al元素的添加及Ni元素的调整降低了钢在热加工过程中的σ_p，降低了材料热加工变形的难度。

2.5 热变形本构方程

高温环境中，钢的变形属于一种热激活过程^[16]，其σ_p与变形温度、应变速率之间有着一定关系^[17,18]。根据Arrhenius关系，Bruni等^[19]提出分别用幂律函数(式(1))和指数定律(式(2))来描述低应力和高应力水平下的这一关系，用双曲正弦函数(式(3))来描述整个应力水平范围内的这一关系：

\dot{ε} = A_{1} \cdot σ_{p}^{n_{1}} \cdot e x p (- \frac{Q}{R T}) (α σ_{p} < 0.8)

(1)

\dot{ε} = A_{2} \cdot e x p (β σ_{p}) \cdot e x p (- \frac{Q}{R T}) (α σ_{p} > 1.2)

(2)

\dot{ε} = A \cdot {[s i n h (α σ_{p})]}^{n} \cdot e x p (- \frac{Q}{R T}) (a l l)

(3)

式中，Q是热变形激活能，T是变形温度，R是气体常数(R=8.314 J/(mol·K))，A、A₁、A₂是结构因子，n、n₁是应力指数，β是与材料有关的参数，α是应力水平参数(满足α=β/n₁)^[20]。

在材料的热压缩变形中，变形温度与应变速率之间的关系可由Zener-Hollmon参数(Z)来表示^{[21,22,23,24,25]}：

Z = \dot{ε} \cdot e x p (\frac{Q}{R T}) = A \cdot {[s i n h (α σ_{p})]}^{n}

(4)

对式(4)进行转换，得出：

s i n h (α σ_{p}) = \sqrt[n]{\frac{Z}{A}}

(5)

对式(5)进行转换，得出：

e x p (α σ_{p}) - e x p (- α σ_{p}) = 2 \sqrt[n]{\frac{Z}{A}}

(6)

由式(4),(5),(6)可得出σ_p的表达式为：

σ_{p} = \frac{1}{α} \cdot l n [\sqrt[n]{\frac{Z}{A}} + \sqrt[]{\sqrt[n]{{(\frac{Z}{A})}^{2} + 1}}]

(7)

取式(1),(2),(3)等式两边的对数，得出：

l n \dot{ε} = l n A_{1} + n_{1} σ_{p} - \frac{Q}{R T}

(8)

l n \dot{ε} = l n A_{2} + β σ_{p} - \frac{Q}{R T}

(9)

l n \dot{ε} = l n A + n l n [s i n h (α σ_{p})] - \frac{Q}{R T}

(10)

由式(8),(9),(10)可以看出，当T一定时，lnσ_p与 $l n \dot{ε}$ 、σ_p与 $l n \dot{ε}$ 、ln[sinh(ασ_p)]与 $l n \dot{ε}$ 之间存在线性关系。作No.4试样lnσ_p- $l n \dot{ε}$ 和σ_p- $l n \dot{ε}$ 、ln[sinh(ασ_p)]- $l n \dot{ε}$ 的关系曲线，并对其进行拟合，如图6a~c所示。在图6a中，lnσ_p- $l n \dot{ε}$ 关系曲线的斜率平均值为n₁，n₁=6.19188。在图6b中，σ_p- $l n \dot{ε}$ 关系曲线的斜率平均值为β，β=0.06565。由此可得，α=β/n₁=0.0106。在图6c中，ln[sinh(ασ_p)]- $l n \dot{ε}$ 关系曲线的斜率平均值为n，n=4.43233。

图6

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图6 No.4试样lnσ_p- $l n \dot{ε}$ 、σ_p- $l n \dot{ε}$ 、ln[sinh(ασ_p)]- $l n \dot{ε}$ 、ln[sinh(ασ_p)]-1000/T的关系曲线

Fig.6 Relationship curves of sample No.4 with respect to lnσ_p- $l n \dot{ε}$ (a), σ_p- $l n \dot{ε}$ (b), ln[sinh(ασ_p)]- $l n \dot{ε}$ (c) and ln[sinh(ασ_p)]-1000/T (d) (α—stress level parameter)

对式(10)进行转换，得出：

l n [s i n h (α σ_{p})] = \frac{l n \dot{ε} - l n A}{n} + \frac{Q}{R T} \cdot \frac{1}{T}

(11)

由式(11)可以看出，当 $\dot{ε}$ 一定时，No.4试样ln[sinh(ασ_p)]与1000/T存在线性关系，作ln[sinh(ασ_p)]-1000/T的关系曲线，并拟合，如图6d所示。在图6d中，ln[sinh(ασ_p)]-1000/T关系曲线的斜率平均值为s，s=11.69251。由式(11)可以推出：

Q = n R s

(12)

将n、s的数值带入式(12)，得出No.4试样的Q=430.874 kJ/mol。

对式(4)两边取对数，得出：

l n Z = l n \dot{ε} + \frac{Q}{R T} = l n A + n l n [s i n h (α σ_{p})]

(13)

由式(13)可以看出，当 $\dot{ε}$ 、T、Q一定时，lnZ与ln[sinh(ασ_p)]存在线性关系，作No.4试样Z参数与σ_p的关系曲线，并拟合，如图7所示，图中直线的截距lnA=28.5778。所以，A=5.67709×10¹⁶。

图7

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图7 No.4试样lnZ-ln[sinh(ασ_p)]的关系曲线

Fig.7 Relationship curve of lnZ-ln[sinh(ασ_p)] of sample No.4 (Z—Zener-Hollmon parameter)

综上，得出了No.4试样在峰值应力下的本构方程参数，以同样的方法计算得出No.1~No.3试样的本构方程参数，如表2所示。与T92钢相比，4组试样的热变形激活能分别提高了38.136%、19.188%、28.003%和11.915%。

表2 峰值应力下1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢本构方程参数

Table 2 Parameters of the constitutive equation of 1Cr9Al-(1~3)Ni(1~7)WVNbB high aluminum steel under peak stress

Steel No.	n	α MPa^-1	A s^-1	Q kJ·mol^-1
1	6.69521	0.00759	6.38581×10²⁰	531.825
2	6.32410	0.00715	3.99328×10¹⁷	458.873
3	5.75805	0.00724	1.51538×10¹⁹	492.812
4	4.43233	0.01060	5.67709×10¹⁶	430.874

Note:n—stress index; A—structural factor; Q—deformation activation energy

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将A、α、n、R、Q的值代入式(3),(4)和(7)中，得出No.4试样的本构方程为：

\begin{array}{l} \dot{ε} = 5.67709 \times 10^{16} \cdot {[s i n h (0.0106 σ_{p})]}^{4.43233} \cdot \\ e x p (- \frac{430.874}{8.314 T}) \end{array}

(14)

\begin{array}{l} Z = \dot{ε} \cdot e x p (- \frac{430.874}{8.314 T}) = \\ 5.67709 \times 10^{16} {[s i n h (0.0106 σ_{p})]}^{4.43233} \end{array}

(15)

σ_{p} = \frac{1}{0.0106} \cdot l n [\sqrt[4.43233]{\frac{Z}{5.67709 \times 10^{16}}} + \sqrt[]{\sqrt[4.43233]{{(\frac{Z}{5.67709 \times 10^{16}})}^{2} + 1}}]

(16)

No.1试样的本构方程为：

σ_{p} = \frac{1}{0.00759} \cdot l n [\sqrt[6.69521]{\frac{Z}{6.38581 \times 10^{20}}} + \sqrt[]{\sqrt[6.69521]{{(\frac{Z}{6.38581 \times 10^{20}})}^{2} + 1}}]

(17)

No.2试样的本构方程为：

σ_{p} = \frac{1}{0.00715} \cdot l n [\sqrt[6.3241]{\frac{Z}{3.99328 \times 10^{17}}} + \sqrt[]{\sqrt[6.3241]{{(\frac{Z}{3.99328 \times 10^{17}})}^{2} + 1}}]

(18)

No.3试样的本构方程为：

σ_{p} = \frac{1}{0.00724} \cdot l n [\sqrt[5.75805]{\frac{Z}{1.51538 \times 10^{19}}} + \sqrt[]{\sqrt[5.75805]{{(\frac{Z}{1.51538 \times 10^{19}})}^{2} + 1}}]

(19)

2.6 热变形本构方程验证

为了对2.5节中建立的本构方程进行验证，比较了在不同变形条件下4组试样所有实验数据及本构方程计算数据，并对其进行拟合，如图8所示。由图可知，计算数据与实验数据表现出一定的线性关系，4组试样的相关指数分别为0.96895、0.97659、0.98437、0.98541。因此，本工作建立的所有本构方程能够较为精准地预测1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB钢在不同变形条件下的σ_p。

图8

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图8 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢在950~1150 ℃、0.1~10 s^-1应变速率下实验值和理论计算值之间的比较

Fig.8 Comparisons between experimental and theoretical calculated values of samples No.1 (a), No.2 (b), No.3 (c) and No.4 (d) at 950~1150 ℃ and 0.1~10 s^-1 strain rates

3 结论

(1) 在同一应变速率、温度下，1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢与T92钢的应力大小关系为T92钢>No.2试样>No.3试样>No.1试样>No.4试样，由此可得，钢中Al含量的增加降低了热压缩下的流变应力。在950和1150 ℃及1 s^-1应变速率下，加工难易程度由大到小依次为T92钢、No.2试样、No.3试样、No.1试样、No.4试样。同T92钢相比，Al的添加及Al含量的增大明显降低了钢的加工难度。

(2) 1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢的高温流变行为可以用含Zener-Hollmon参数的双曲正弦函数来表示，计算得到No.1~No.4试样热压缩变形的激活能分别为531.825、458.873、492.812和430.874 kJ/mol。与T92钢相比，4组试样的热变形激活能分别提高了38.136%、19.188%、28.003%、11.915%。

(3) 获得了1Cr9Al(1~3)Ni(1~7)WVNbB高铝钢高温变形本构方程，且峰值应力的实验数据与计算数据具有较好的吻合性，表明该本构方程具有较高的准确性。

参考文献

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文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

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Huang

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Thermodynamic analysis of Al-Fe intermetallic compounds formed by dissimilar joining of aluminum and galvanized steel

[J]. J. Jilin Univ. (Eng. Technol. Ed.), 2014, 44: 1037