简介概要

Hastelloy C-276镍基合金的热压缩变形行为

来源期刊：稀有金属2013年第2期

论文作者：杜彬李德富郭胜利谢伟

文章页码：215 - 223

关键词：Hastelloy C-276合金;热变形;本构方程;

摘要：采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Hastelloy C-276镍基合金在0.01～10 s-1、1000～1250℃、应变量0.7条件下的高温恒温压缩变形行为,对热压缩后的组织进行了金相显微分析。结果表明:C-276合金热变形流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增大。热变形过程中发生了动态再结晶,当温度T≥1200℃时,发生了完全动态再结晶,T<1200℃时,发生部分动态再结晶。热变形流变应力可用Zener-Hollomon参数来描述,根据修正后的流变应力曲线建立了Hastelloy C-276合金峰值应力下的高温变形本构方程,热变形材料常数为:激活能Q=446.51 kJ·mol-1,α=0.0037346,n=4.42851,A=1.11×1016。

稀有金属 2013,37(02),215-223

Hastelloy C-276镍基合金的热压缩变形行为

杜彬李德富郭胜利谢伟

北京有色金属研究总院加工事业部

宝钢集团特种材料有限公司

摘要：

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了Hastelloy C-276镍基合金在0.01～10 s-1、1000～1250℃、应变量0.7条件下的高温恒温压缩变形行为,对热压缩后的组织进行了金相显微分析。结果表明:C-276合金热变形流变应力随着应变速率的增大和变形温度的降低而增大。热变形过程中发生了动态再结晶,当温度T≥1200℃时,发生了完全动态再结晶,T<1200℃时,发生部分动态再结晶。热变形流变应力可用Zener-Hollomon参数来描述,根据修正后的流变应力曲线建立了Hastelloy C-276合金峰值应力下的高温变形本构方程,热变形材料常数为:激活能Q=446.51 kJ·mol-1,α=0.0037346,n=4.42851,A=1.11×1016。

关键词：

Hastelloy C-276合金;热变形;本构方程;

中图分类号： TG115.53

作者简介：杜彬(1989-),男,青海乐都人,硕士研究生;研究方向:难变形金属塑性成形;李德富(E-mail:lidf@grinm.com);

收稿日期：2012-10-31

基金：国家自然科学基金资助项目(50834008);

Hot Compressive Deformation Behaviors of Nickel Base Alloy Hastelloy C-276

Abstract：

The hot deformation behavior of nickel base alloy Hastelloy C-276 was investigated by compression test under isothermal hot working conditions of varying temperature(between 1000 and 1250 ℃) and strain rates(between 0.01 and 10 s-1) up to a true strain of 0.7 on Gleeble 3500 simulator.The deformed microstructures of vertical sections were observed by using optical microscope.The results showed that the flow stress of C-276 decreased with the increase of strain rate and with the increase of deformation temperature.Dynamic recrystallization(DRX) occurred during hot deformation;there was a complete dynamic recrystallization when temperature was not less than 1200 ℃,and part of dynamic recrystallization when temperature was less than 1200 ℃.The flow stress of the alloy during thermal deformation can be described by a Zener-Hollomon parameter to described.The constitutive equation under peak stress was established based on the corrected flow stress.The material constants of thermal deformation were as follows: activation energy Q of 446.51 kJ·mol-1,α of 0.0037346,n of 4.42851,and A of 1.11×1016.

Keyword：

Hastelloy C-276 alloy;hot deformation;constitutive equation;

Received： 2012-10-31

Hastelloy C-276合金是γ相固溶强化型镍基耐蚀合金, 在多种不同的腐蚀介质中均具有优异的耐蚀性, 既耐氧化性腐蚀又耐还原性腐蚀, 故被认为是万能的耐蚀合金, 亦是近二三十年来应用最广泛的镍基耐蚀合金之一, 主要应用于化学、航空航天、核工业、能源环保、油气工业等要求苛刻的工作环境中, 解决了一般不锈钢及非金属材料无法解决的腐蚀问题 ^[1,2] 。

C-276合金是在Hastelloy C合金的基础上降低碳、硅含量发展起来的, 极低的碳(≤0.02%)、硅(≦0.08)含量在改善合金抗晶间腐蚀性能的同时极大的改善了合金的加工成形性 ^[3] ; 同时, 合金中Cr, Mo等合金元素的含量较高(高达15%左右), 这赋予C-276合金良好的耐蚀性, 但也使得其变形抗力增大而难以变形, 限制了该合金的成形和应用。而通过热变形来获得需要的组织性能对C-276合金来说是一种较好的成形方法, 然而, 目前国内关于C-276合金的研究报道仅限于材料的腐蚀性能、焊接工艺及其应用等方面 ^[4,5] , 而对于其热变形成形方面的研究鲜有报道。李新和等 ^[6] 对Hastelloy C-276合金超薄壁大径厚比筒体的旋压鼓形失稳机制与规律进行了有限元模拟研究。朱冠妮等 ^[7] 对铸态Hastelloy C-276合金在小变形量(ε≤0.3)下的锻造成形进行了简单的热物理模拟研究, 没有深入的探讨变形条件对热变形的影响及微观组织的演变过程。因此, 对该合金高温塑性变形的流变行为进行系统的研究是很有必要的, 以便为实际生产制定合理的工艺制度提供可靠的理论依据和实验指导。为此, 本文利用热物理模拟实验对C-276合金的热变形行为进行了研究, 建立了C-276合金热变形本构方程, 深入分析了变形条件对流变应力和热变形组织的影响, 通过对比分析, 最终获得比较适合C-276合金热变形的条件。

1 实验

实验材料选用上海宝钢集团生产的直径为D=100 mm的Hastelloy C-276镍基合金锻态棒材, 其主要的化学成分(%, 质量分数)为: Mo 16.87, W 4.17, Fe<4.26, Mn<0.01, P<0.005, Si 0.057, Cr 15.97, C 0.0032, S 0.0005, Co≤2.5, 余量为Ni。

锻棒在1200 ℃温度下经过2.5 h固溶处理后, 沿纵向切取Ф8 mm×12 mm的圆柱形试样用于高温压缩实验, 其显微组织为均匀的等轴晶, 如图1所示。

高温压缩实验在Gleeble-3500热模拟试验机上进行, 预设变形温度为1000～1250 ℃, 应变速率0.01～10.00 s^-1, 应变量为0.7(对应工程应变量50%)。变形前在试样端面与夹头之间放置钽片+石墨片作为润滑剂来减小摩擦, 试样以10 ℃·s^-1的速度升温至变形温度, 保温3 min使试样受热均匀, 变形后立即水冷至室温, 沿压缩方向切开制备金相试样, 试样经研磨抛光后利用10 ml H₂SO₄+100 ml HCl+10 g无水CuSO₄粉末配制成的混合溶液进行腐蚀, 在Axiovert200MAT光学金相显微镜上观测合金的变形组织。

图1 Hastelloy C-276合金固溶处理后的显微组织

Fig.1 Microstructure of Hastelloy C-276 alloy after solution treatment

2 Hastelloy C-276合金热变形流变行为

2.1 流变应力曲线

热变形应力应变曲线是材料内部微观组织变化规律的宏观表现 ^[8] , 它反映了流变应力与变形温度及应变速率之间的一种必然的、内在的联系。 Hastelloy C-276合金不同变形条件下的高温压缩流变应力曲线如图2中实线所示。由图可知, 当应变速率 $\dot{ε} = 0.01 s^{- 1}$ 或者变形温度T≥1200 ℃时, 流变应力曲线上出现了比较明显的峰值和稳态流变现象, 这说明变形过程中C-276合金发生了动态再结晶现象; 而随着温度的降低和应变速率的增大, 流变应力达到峰值后并未出现明显的降低, 流变应力曲线类似于“动态回复型曲线” ^[9] 。

由于C-276合金的层错能较低, 变形过程中不易发生位错的交滑移, 故其微观组织演变以动态再结晶为主 ^[10] , 只是在不同变形条件下的再结晶量有所不同, 宏观上表现为流变应力曲线的差异。如图2中T=1250 ℃时的4条曲线, 达到峰值应力后出现了稳态流变的特征, 即发生了完全动态再结晶。而图2(b), (c)中T≦1050 ℃时的4条曲线没有出现明显的峰值, 这是因为: 变形温度较低, 再结晶驱动力不足(热激活能小), 只发生了少量的动态再结晶, 再结晶对软化效应的贡献不大。当应变速率达到10.00 s^-1时, 一方面, 高应变速率导致的热效应促进动态再结晶的发生, 另一方面变形时间缩短, 动态再结晶不完全, 发生不连续动态再结晶行为, 再结晶曲线出现波动。

2.2 流变应力数据修正

通过实验发现, 压缩试样出现了明显的“鼓肚”现象, 这是由于试样端面与夹头之间存在摩擦的缘故。由于摩擦的存在, 限制了材料的径向流动, 改变了试样的单向应力状态, 严重影响到了试样变形的均匀性。此外, 高应变速率下变形过程中引发的“温度效应”会引起流变应力的明显降低, 从而使得流变应力值产生误差。以上两种现象导致实验数据偏离真实值, 直接影响到确定材料塑性变形的本构方程的精确性, 所以对压缩实验得到的流变应力进行数据修正是必要的。

本文根据文献 [ 11, 12, 13] 中给出的公式对流变应力实验数据进行了摩擦和温度的修正, 各变形条件下摩擦修正后应力增加的最大值如图3所示, 由图可知: 随变形温度升高, 摩擦对应力的影响逐渐降低, 在应变速率 $\dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ , 变形温度为 1000 ℃时摩擦对应力的影响最大, 达95 MPa左右; 而在 $\dot{ε} = 10.00 s^{- 1}$ 时, 摩擦引起应力的增加值比 $\dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ 时小, 这是因为为在高应变速率下变形时热效应显著, 引起了一定程度的应力降低。

变形热效应对材料流变应力的影响如图4所示, 从图中可以看出, $\dot{ε} = 10.00 s^{- 1}, Τ = 1000 ℃$ 时, 由于变形热效应引起的温升, 使得C-276合金的实际变形抗力大大降低, 其值高达180 MPa。随着变形温度的升高, 温升对流变应力的影响逐渐减弱, 这与实测和计算温升值随预设温度升高而降低的规律是吻合的。

图2 C-276合金数据修正前后流变应力曲线

Fig.2 True stress-strain curves of Hastelloy C-276 alloy before and after correction at strain rate $(a) \dot{ε} = 0.01 s^{- 1}$ ; $(b) \dot{ε} = 0.10 s^{- 1}$ ; $(c) \dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ ; $(d) \dot{ε} = 10.00 s^{- 1}$

C-276合金热变形数据修正前后流变应力曲线对比如图2所示。图2(a), (b)为应变速率0.01和0.10 s^-1经过摩擦修正的真应力应变曲线与实验曲线对比, 可见摩擦的存在使得变形抗力增大, 在较低温度下尤为明显; 另外, 峰值应力的位置基本上没有变化, 说明摩擦并未改变变形的宏观规律。图2(c), (d)为应变速率1.00和10.00 s^-1经过修正的真应力应变曲线与实验曲线对比, 由图可知, $\dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ 时, 由于应变速率相对较小, 修正前后曲线相差不大; 而在 $\dot{ε} = 10.00 s^{- 1}$ 、温度T≤1150 ℃时, 修正值大于原始值, 这可以解释为变形过程中热效应对流变应力的影响较大; 而在 T≥1200 ℃时, 修正曲线与原始曲线基本重合, 这可能是由于在较高温度下摩擦和热效应对流变应力的影响基本相当。

3 Hastelloy C-276合金热变形本构方程

本构方程是材料本身对热力参数变化的动态响应, 描述高温塑形变形时流变应力、应变速率和变形温度之间的关系。 C-276合金在变形过程中发生动态再结晶, 变形过程由热激活过程控制, 故其流变应力与应变速率、温度之间的关系采用Sellars和Tegart提出的包含变形激活能项的双曲正弦函数(Arrihenius关系式)来描述, 如式(1)所示。

$\dot{ε} = A \sinh (α σ)^{n} \exp (\frac{- Q}{R Τ}) (1)$

式中, A, α为材料常数, n为应力指数, 为Zener-Hollomon 参数, 即温度补偿的变形速率因子。值得注意的是, (1)式在以下两种情况下适用范围有所不同:

(1) 在较低应力水平(ασ<0.8)时, 应力-应变关系适用于指数关系:

$\dot{ε} = A_{1} σ^{n_{1}} (2)$

(2) 在高应力水平(ασ<1.2)时, 材料的流变应力与应变速率的关系需要用幂指函数来描述:

$\dot{ε} = A_{2} \exp (β σ) (3)$

其中, A, A₁, A₂为与温度有关的常数。

根据修正后的真应力-真应变曲线值, 取不同变形条件下的峰值应力, 分析峰值应力、应变速率和温度之间的关系, 绘制 $\ln \dot{ε} - σ, \ln \dot{ε} - \ln σ$ 曲线, 用最小二乘法线性回归, 如图5(a), (b)所示, 拟合直线的斜率即为n₁和β, 取1150～1250 ℃温度下3条直线斜率的平均值得n=5.20356, 取 1000～1100 ℃温度下3条曲线斜率的平均值得 β=0.019433, 则可求得应力水平参数α=β/n₁=0.0037346。利用得到的α值作 $\ln \dot{ε} - \ln [\sinh (α σ)]$ 关系图并线性回归, 如图5(c)所示, 取拟合直线斜率的平均值即为应力指数 $n = \bar{n} = 4.42851$ 。图5(d)为流变应力的双曲正弦对数和温度的倒数的关系(ln[sinh(ασ)]-1000/T关系), 经拟合二者较好地满足线性关系, {?ln[sinh(ασ)]/?(1/T)}=12.12731。

图5 C-276合金高温塑性变形峰值应力、应变速率及温度关系

Fig.5 Relationships between peak stress, strain rate and deformation temperature of Hastelloy C-276 alloy

图6 C-276合金热变形流变应力与Z参数关系

Fig.6 Relationship between Z parameter and deformation flow stress of C-276 alloy

对式(1)进行变形推导并求偏微分得:

$Q = R {\frac{\partial \ln \dot{ε}}{\partial \ln [\sinh (α σ)]}}_{Τ} {\frac{\partial \ln [\sinh (α σ)]}{\partial (1 / Τ)}}_{\dot{ε}} (4)$

由此求得C-276合金高温塑性变形的激活能Q=446.51097 kJ·mol^-1。

变形激活能Q通常与激活焓ΔH相等 ^[14] , 由此可求得不同变形条件下的Z值, 图6所示为lnZ-ln[sinh(ασ)]关系曲线, 线性回归得出二者的关系为: lnZ=36.94+4.41ln[sinh(ασ)], 相关系数达0.99, 从而求得材料常数A=1.11×10¹⁶。从图中可以发现, C-276合金流变应力双曲正弦项的自然对数和温度补偿应变速率因子Z参数的自然对数间满足线性关系, 即可以用双曲正弦模型来描述C-276合金热压缩变形流变应力行为。

将求得的材料常数代入(2)式, 得到修正后的Hastelloy C-276合金高温塑性变形的峰值应力本构关系模型:

$\dot{ε} = 1.10583 \times 10^{16} [\sinh (0.0037346 \cdot σ)]^{4.42851} \exp (- 446510.97 / R Τ) (5)$

Z参数表达式为:

$Ζ = \dot{ε} \exp (- 446510.97 / R Τ) (6)$

本构模型用Z参数可表达为:

σ=267.76629ln{(Z/1.10583×10¹⁶)^1/4.42851+

[(Z/1.10583×10¹⁶)^2/4.42851+1]^1/2} (7)

Hastelloy C-276 合金高温塑性变形本构关系模型在不同变形量下的变形常数如表1所示, 将这些数据代入(1)式可计算出任一变形条件下的流变应力值的大小。根据表1中数据对α, Q, n和lnA等参数进行多项式拟合即可得出其与应变量ε之间的函数关系式, 再结合(1)式则构成Hastelloy C-276合金的高温塑性变形本构关系模型。

表1 Hastelloy C-276合金不同应变量下的本构常数

Table 1Constitutive constant under different strain value of Hastelloy C-276 alloy

ε	α	n	Q/(kJ·mol^-1)	lnA
0.1	0.006768	5.36565	430.7609	32.44951
0.2	0.005388	4.28761	442.5741	34.73892
0.3	0.004498	4.01910	431.0225	34.82029
0.4	0.004036	3.82842	415.2603	34.12726
0.5	0.003767	3.71007	404.6297	33.71286
0.6	0.003545	3.69730	399.5278	33.74389
0.7	0.003298	3.77538	405.0968	34.81322

图7为计算得到的流变应力曲线与修正后的流变应力曲线比较, 图7(a)为应变速率为1.00 s^-1时不同变形温度下计算值与修正值比较, 图7(b)为温度为1150 ℃时不同应变速率下计算值与修正值比较。从图中可以看出计算得到的流变应力值与修正值在微应变阶段差别较大, 而随着应变量的增大, 差值减小; 另外, 随着温度升高和应变速率的降低, 计算值与修正值越接近, 由图可知, 当 $\dot{ε} = 0.01 s^{- 1}, Τ = 1250 ℃$ 且ε>0.20时, 计算流变应力值与修正值基本重合。

4 Hastelloy C-276合金热变形显微组织分析

变形温度和应变速率对合金的动态再结晶过程有显著的影响, 随着变形温度的增加和应变速率的减小, 动态再结晶越易于进行, 动态再结晶过程进行得越充分 ^[14] 。图8为C-276合金在应变速率为0.01 s^-1、变形量为0.7时, 不同变形温度下的热变形显微组织。显然, 温度对C-276合金的变形组织有显著的影响。当温度T=1000 ℃时, 晶粒在垂直于压缩方向上被拉长, 再结晶晶粒在变形晶粒晶界上少量的形核, 晶粒内部看不到再结晶晶粒出现。当温度T=1050 ℃时, 发生部分再结晶, 出现了“项链”状组织 ^[15] , 如图8(b)所示; 在中间温度(1100, 1150 ℃)时, 动态再结晶体积分数进一步增大, 只有少量的未再结晶区, 如图8(c, d)。而在温度T=1200和1250 ℃时, 发生了完全动态再结晶, 并且随着温度升高, 发生了二次再结晶及晶粒长大。可见, 温度对Hastelloy C-276合金热变形流变应力及组织变化有显著的影响。温度过低不利于原子的扩散和位错的运动, 从而不利于动态再结晶的发生。随着温度的升高, 热激活作用增强, 再结晶体积分数增大。

图7 Hastelloy C-276合金修正与预测流变应力曲线比较

Fig.7 Corrected and predicted flow stress of Hastelloy C-276 alloy $(a) \dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ ; (b) T=1150 ℃

图9为C-276合金在变形温度为1150 ℃、变形量为0.7时, 不同应变速率下的热变形显微组织。应变速率为0.01 s^-1时, 变形组织基本上全部为动态再结晶区, 只有少量的未再结晶区, 如图9(a)。随着应变速率增大, 再结晶体积分数只有50%左右, 而且能够观察到垂直于压缩方向上被拉长的原始变形晶粒, 形成了“项链”状组织, 如图9(b); 当应变速率 $\dot{ε} = 1.00 s^{- 1}$ 时, 再结晶体积分数比 $\dot{ε} = 0.10 s^{- 1}$ 时稍有增大; 而当应变速率 $\dot{ε} = 10.00 s^{- 1}$ 时再结晶体积分数反而比 $\dot{ε} = 0.10$ 和1.00 s^-1时的大, 获得了完全动态再结晶组织。应变速率对再结晶的影响较为复杂: 当温度恒定、应变速率较低 $(\dot{ε} = 0.01 s^{- 1})$ 时, 有利于原子的扩散和位错的运动, 动态再结晶过程容易进行。变形速率增大即变形时间缩短, 溶质原子对位错的钉扎作用阻碍了动态再结晶的进行, 位错、空位等缺陷运动受阻, 动态再结晶只是在晶界和亚结构等高能量区形核且晶粒长大过程不充分 ^[16] 。当应变速率增大到10.00 s^-1时, 变形过程中的热效应促进了动态再结晶形核, 故再结晶体积分数反而较大。