《1 绪论》
1 绪论
推行部分钢材塑性成形与热处理一体化工程是钢铁制造业可持续发展的一个重要举措
《2 应力对钢中铁素体和珠光体相变的影响》
2 应力对钢中铁素体和珠光体相变的影响
单轴应力提供膨胀功有利于钢中铁素体和珠光体相变 (形变产生缺陷所提供的扩散通道影响甚小) 。1949年, Jepson和Thompson
目前对应力下钢中铁素体相变和珠光体相变动力学已建立较多模型, 李自刚
《图1》
其中f为相变分数,
《图2》
图1 0.38C-Cr-Mo钢在压应力下铁素体相变开始温度 (点:实验值;线:计算值)
Fig.1 Starting temperatures of ferrite formation under stresses in 0.38C-Cr-Mo steel (△, ᐁ, ○, □ represent experiment data, lines—calculated results)
《图3》
图2 0.38C-Cr-Mo钢在压应力下珠光体相变的结束温度 (点:实验值;线:计算值)
Fig.2 Finishing temperatures of pearlite transformation under stresses in 0.38C-Cr-Mo steel (△, ᐁ ○, □ represent experiment data, lines—calculated results)
利用传统的随机论模拟方法, 结合现代模拟晶粒长大动力学的方法, 对0.38C-Cr-Mo钢在无应力下和施加应力状态下相变过程中及不同冷却速度下相变后形成的显微组织做了模拟, 与实际情况符合得很好
上述动力学方程中, A和B的数值因不同钢种而异, 在建模和模拟工作中需要参照已有资料, 并需作相当量的实验。为便于一体化工程工艺的设计, 应力下铁素体和珠光体相变的建模和模拟尚待进一步推进。
《3 Scheil相加性原则的讨论及修正》
3 Scheil相加性原则的讨论及修正
Scheil (1935) 和Steinberg (1938) 原始提出等温相变的孕育期具有相加性, 以此即能计算连续冷却时的孕育期。此原则曾广泛应用于孕育期的计算, 并扩展至整个相变过程的计算 (见文献
其中τx (θ) 为在等温温度θ时达到相变体积分数为x所需的时间, tx为连续冷却时相变体积分数达到x的时间。但是Zener在1946年及以后直至20世纪80年代都发现:相加性原则在许多钢中并不与实验结果相符。笔者等
笔者认为应用相加性原则所得结果和连续冷却实验不符的原因在于冷却速率。修正式 (2) 使之成为与冷却速率有关的式 (3) :
其中v为冷却速率。由具体钢的2个实验, 分别测得不同冷却速度 (v1, v2) 下开始相变的温度和时间, 结合TTT图即可求得式 (3) 中a和b。经测得几种低合金钢的参数a和b, 由式 (3) 计算这些钢铁素体和珠光体相变的开始温度, 与实验值很好符合。
《4 应力对贝氏体相变的影响》
4 应力对贝氏体相变的影响
1948年, Guanieri和Kanter揭示合金钢大铸件中的内应力加速残余奥氏体分解形成贝氏体。同年Howard和Cohen报道到了马氏体的形成 (相变应力) 促使贝氏体相变;类似的研究结果, 以后相继发表。柯俊等发现试样表面易促发贝氏体相变, 表明材料内部压应力的释放有利于膨胀型相变。Cottrell在对合金钢试样作力学性质测试中, 注意到应力促使贝氏体相变, 并引述早年的工作。如Hall (1929) , Abron和Bain (1936) 以及Nishiyama (1936) 等工作, 认为高合金钢中, 奥氏体在室温经冷变形, 加速γ→α相变已为熟知的事实。笔者著文介绍了论述应力对贝氏体相变影响的文献, 并讨论其机制
以往工作都发现应力加速贝氏体相变, 有的作出应力缩短孕育期的TTT图, 都认为应力增加贝氏体相变的形核率, 但很少或几乎没有对此作深入的讨论, 也未提出应力作用下贝氏体相变的动力学模型。
高宁等
其中fmax为最大相变分数, t为等温时间, k为动力学参数, n为动力学指数, 设n=2, fmax和k都为应力函数。他们并测得该钢由贝氏体相变所产生的塑性。相变塑性对热处理工艺是一个重要参数。
对贝氏体相变中奥氏体力学稳定化的机制, 数位作者都认为与马氏体相变中奥氏体力学稳定化的机制相同
笔者对应力增加贝氏体相变形核率和缩短其孕育期, 应力下贝氏体相变动力学及奥氏体的力学稳定化加以讨论, 认为:
1) 经计算, 外加应力作为力学自由能提供相变驱动力, 影响形核率很微;“应力作用下会使相界能量有所下降, 也可能发生碳原子的重新分布, 如在晶界或其他缺陷处的偏聚, 增加形核驱动力, 都会显著地使形核率增大和孕育期缩短”的观点, 尚待进一步实验予以验证。
2) 无应力下贝氏体相变动力学可以用Johnson-Mehl-Avrami方程表述, 应力下贝氏体相变动力学符合应力下铁素体和珠光体相变的动力学模型——式 (1) , 即经修正的Johnson-Mehl-Avrami方程。如Umemoto等
3) 形变奥氏体在贝氏体相变时, 往往呈现奥氏体力学稳定化, 其机制和马氏体相变中的并不完全相同, 形变所形成的位错会阻碍贝氏体的定向长大, 这导致贝氏体相变进展迟滞, 甚至停止, 呈现力学稳定化, 其具体模型尚待建立。
应力下贝氏体相变的建模和组织模拟工作, 落后于应力下铁素体和珠光体相变, 尚需进一步开展。
《5 应力对马氏体相变的影响》
5 应力对马氏体相变的影响
应力和形变对马氏体相变的影响, 笔者在文献
《5.1 单轴应力对Ms的影响》
5.1 单轴应力对Ms的影响
Scheil早期在铁合金中探察到应力对马氏体相变的影响。1953年Patel和Cohen
由Mohr图可得
其中σ1为施加应力的绝对值, φ为试样的主轴与惯习面法线间的夹角, 则
在特殊位向上,
将应变值代入式 (10) , 再由式 (8) 可得Umax。对Fe-Ni, 如单轴应力为拉应力, γ0/ε0=0.2/0.04=5, 由 (10) 式2θ=79°, 可将dMs/dσ表为
求得Fe-20Ni-0.5C在拉应力或压应力下的dMs/dσ与实验值十分吻合。
田村今男等设惯习面上施加应力的最大切变方向与马氏体相变切变方向的夹角为α, 得施加应力σ1时的力学驱动力为
其中σ′即为诱发马氏体相变的临界应力值。φ″表Umax时的φ。式 (12) 与式 (8) 在
Gautier等
《5.2 应力诱发马氏体所需的临界应力值》
5.2 应力诱发马氏体所需的临界应力值
Gautier等
《5.3 应力—形变对马氏体形态的影响》
5.3 应力—形变对马氏体形态的影响
张修睦等
《5.4 相变塑性》
5.4 相变塑性
相变塑性在材料工程应用上甚具价值, 在相变研究上也具理论意义。田村在1970年就指出:在Ms和Md温度之间将奥氏体形变, 逐步增加马氏体量, 提高相变塑性。继后的研究发现相变塑性受诱发马氏体量和形态的影响, 在Ms~Md之间一定温度出现相变塑性的极大值。
《5.5 应力诱发马氏体的建模及其他》
5.5 应力诱发马氏体的建模及其他
一些作者分别建立了不同材料 (如Fe-Ni-C和ZrO2) 的应力诱发马氏体相变的模型。Zhang等
《6 相场理论及其应用》
6 相场理论及其应用
由Landau理论发展为Landau-Devonshire, Landau-Ginzburg的应用于一级相变、相界能呈梯度的理论, 建立以自由能密度作为相变量的函数的方程, 可描述相变的宏观过程, 详见
式中, F为自由能函数, 包括化学自由能、应变能及界面能等, p, q=1, 2, …, n, L0为动力学系数矩阵, ∂F/∂np为热力学驱动力, ξp为Langevin噪声项, 与热振动 (声子) 和弛豫时间有关, kB为Boltzmann常数。他们模拟了立方→正方 (四方) 马氏体相变后的组织 (孪晶马氏体变体) 。Artemev等还计算和模拟了应力改变孪晶马氏体变体的分数和形态。他们的计算较为复杂, 也只适用于孪晶马氏体, 对工程上的应用尚需作简化处理。
《7 结语》
7 结语
应力对钢中相变影响的研究已历数十年, 取得了一定认识, 但对应力下相变动力学的建模工作尚属开始。由TTT图计算CCT图还存在障碍。如何以现成相变数据, 结合尽可能少量的实验工作, 建立应力下相变动力学模型, 正为各国学者们所关心, 宜加注意。展望利用相场理论作材料在应力下各类相变的热力学、动力学建模, 尝试由此进行组织变化的模拟;结合应力下母相的动、静态再结晶研究以及相变中力学问题研究, 为一体化工程提供基础。
《注释》
注释
1徐祖耀.材料塑性成形与热处理一体化工程刍议.中国科协2003年学术年会报告, 沈阳, 2003年9月
2 (1) 徐祖耀, 应力对贝氏体相变的影响, 金属学报, 待发表
3 (2) Meng Q. Rong Y. Hsu T. Y. (徐祖耀) , Mechanism of autocatalytic nucleation of martensitic transformation, to be published.