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Cr18Mn18N奥氏体不锈钢热镦裂纹分析和高温塑性研究

Cr18Mn18N钢是用于制造大型发电机护环的新钢种。由于它的塑性、韧性指标均高于原有的护环钢，而且具有较高的抗应力腐蚀能力，近来来得到推广。但是，由于热加工工艺制度还很不完善，往往在水压机上进行热镦时产生裂纹，使锻坯报废，降低成材率。

为防止在热镦时产生裂纹，提高成材率，本文采用等效模拟法，在引进的Gleeble-1500热力模拟机上对该钢种进行了热镦工艺模拟，测定了该钢种的高温拉伸塑性图测径仪和高温压缩临界变形程度，分析了热镦裂纹形成的机理，为制定热加工工艺规范和优化热镦工艺规程提供理论依据。

2 试验用料和试验方法

试验用钢的化学成分为（WT%）：C-0.11，Si-0.31，Mn-18.75，Cr-17.97，N-0.513，P-0.022，S-0.004。试样从电渣重熔的铸坯上截取，分别加工成Φ8×15mm的圆柱状试样。实验在Gleeble-1500热力模拟试验机上进行。为模拟水压机的变形过程然后完成对实验带进行逼迫加载、高温拉伸实验和高温压缩实验的变形速率均取0.02s-1，变形温度均在700℃～1300℃之间。

高温拉伸实验的工艺如图1所示：温度升至1250℃，保温30min，然后10℃/s的冷却速度降至压缩温度（1250℃，1200℃…750℃，700℃），再保温30min，施力拉伸，分别测定断面收缩率φ%和延伸率δ%。

高温压缩实验按保温时间分两组进行。其中一组如图2a所示：温度升至1250℃，保温30min，然后以10℃/s的冷却速度降至压缩温度（1250℃，1200℃…750℃，700℃），再保温1min，进行单道次压缩，观察热压后试样侧表面出现的裂纹来确定其临界变形程度；另一组如图2b所示：温度升至压缩温度（1250℃，1200℃…750℃，700℃），保温3min，进行单道次压缩，观察热压后试样侧表面出现的裂纹来确定其临界变形程度。 3 试验结果及分析

3.1 Cr18Mn18N钢热塑性曲线的特征继续严打“地条钢”

图3是按图1的实验工艺测取的Cr18Mn18N钢的高温塑性图。由图可见，变形温度在1000℃～1250℃范围内，具有较好的塑性，其φ值在50%～60%之间；变形温度在1000℃以下1250℃以上，塑性显著降低，接近熔点温度时，塑性几乎等于零。因此可将Cr18Mn18N钢的塑性曲线分成三个特征区（如图4所示）：Ⅰ区为高温脆性区；Ⅱ区为高温塑性区；Ⅲ区为二次脆性区。可以根据金属内部组织结构及力学性能与温度之间的关系，解释形成上述三个特征区的原因。 在高温脆性区（第Ⅰ区），试验钢的晶粒急剧长大，偏聚在晶界的低熔点共晶体和易熔元素开始熔化，沿晶界出现液相，造成晶界强度显著下降，晶粒间的相互协调能力变差。晶界强度低于晶内强度，在受力情况下首先出现裂纹，裂纹扩展，造成沿晶断裂。因此，铸坯在高温脆性区进行热镦时，一经受力，锻坯就会出现裂纹，使产品报废。在1300℃进行压缩试验时就发生过局部熔化现象。

在高温塑性区（第Ⅱ区），高氮奥氏体不锈钢由多相组织转变为单相组织，处于单相奥氏体状态。铸坯还有的碳化物全部溶解于奥氏体中，呈奥氏体和化合物共晶组织。晶界与晶内的协调能力增强，提高了钢的热塑性，是热镦最理想的温度区间。

在二次脆性区（第Ⅲ区），塑性的下降主要原因与第二相的析出有关。当锻坯在此温度范围内停留时间较长时，在晶界开始析出硬而绘图机脆的碳化物，如Cr23C6或FeCr7C3。这些碳氮化合物分布在晶界，就容易在塑性变形过程中产生脆性断裂；形成二次脆性区的另一个原因是由于3、输出情势：①书面报告；②曲线图γ－α的转变引起的。低碳钢在900℃以下开始发生相变由奥氏体转变为铁素体，温度越三菱配件低，就应当没有问题α转变量越大。由于奥氏体和铁素体的强度及塑性差别较大，变形过程中两相协调能力下降，塑性就降低。因此，应避免在二次脆性区进行热镦。

综上所述，Cr18Mn18N钢的最佳热镦温度区间为1000℃～1250℃。

3.2 高温压缩临界变形程度曲线特征

图5是试验钢的高温瑜伽馆压缩塑性曲线，其中曲线2、1分别为按图2a、b所示压缩实验工艺所测定的临界变形程度曲线。 由图可知，曲线2较曲线1塑性指标高出30%～40%。这是因为：由图2b所示的压缩实验工艺、试验钢被加热到变形温度后，短时间保温，铸坯的碳化物不能充分固溶，铸造组织中有许多析出的碳化物分布于晶界，铸锭内部存在的疏松、气孔和组织偏析等缺陷也不能消除，晶界处碳化物不能充分固溶，导致塑性降低。在900℃附近其临界变形程度只有20%左右，在这种塑性条件下锻坯实际上难以热镦成形。相反，按图2a所示的压缩实验工艺，试验钢在高温区有较长的保温时间，均匀化充分，塑性显