S30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比.pdf

第 44 卷第 5 期2023 年 10 月Vol.44.No.5October 2023特殊钢SPECIAL STEELS30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比陈其为1，包汉生1，杨钢1，王敬忠2，陈根保3，代卫星3（1 钢铁研究总院有限公司，北京 100081；2 西安建筑科技大学冶金工程学院，西安 710055；3 永兴特种材料科技股份有限公司，湖州 313099）摘 要：利用Gleeble热模拟试验机，完成了同炉冶炼的S30432钢连铸和模铸工艺生产的管坯在高温下的拉伸热变形过程，设置了1 000、1 050、1 100、1 150 系列温度和0.1、1、5 s-1应变速率的不同热模拟试验条件，获得了同炉冶炼的S30432钢连铸和模铸工艺生产的管坯在各个高温拉伸条件下的高温应力-应变曲线，并对其进行修正和拟合，使其尽可能符合实际试验情况。对同炉冶炼的S30432钢连铸管坯和模铸管坯的热变形本构方程进行了拟合，并对2种工艺管坯的高温热塑性差异进行对比分析。结果表明，连铸管坯和模铸管坯的热塑性在不同拉伸温度和速率下表现出一定规律性，连铸管坯的热塑性存在较大的波动，且整体上略逊于模铸管坯，为改进优化管坯的穿孔工艺提供了参考。通过扫描电镜对高温拉伸断口的微观组织结构进行表征，发现高温拉伸失效形式为塑性断裂，绝大部分断口形貌属于韧窝断口。然而，在特定条件下，部分连铸管坯试样表现出较差的热塑性，其断裂形式转变为脆性断裂。对于S30432钢连铸管坯的高温塑性加工，建议使用较高的应变速率和较高的应变温度以获得良好的加工性能。关键词：S30432钢；连铸；模铸；高温拉伸；变形本构方程DOI:10.20057/j.1003-8620.2023-00145 中图分类号：TG115Comparison of High-temperature Processing Properties of Continuous Casting and Die Casting Tube Billets of S30432 SteelChen Qiwei1，Bao Hansheng1，Yang Gang1，Wang Jingzhong2，Chen Genbao3，Dai Weixing3（1 Center Iron and Steel Research Institute Co.，Ltd.，Beijing 100081，China；2 School of Metallurgy and Engineering，Xian University of Architecture and Technology，Xian 710055，China；3 Yongxing Spexial Materials Technology Co.，Ltd.，Huzhou 313099，China）Abstract：The high-temperature tensile thermal deformation processes of continuously cast and mold cast S30432 steel tube billets in same heat were investigated using the Gleeble thermal simulation machine，different thermal simulation conditions were set for temperature series of 1 000，1 050，1 100，and 1 150，and strain rates of 0.1，1，and 5 s-1.The high-temperature stress-strain curves of continuously cast and mold cast S30432 steel billets from in same heat were obtained for both types of billets under various high-temperature tensile conditions，and these curves were corrected and fitted to align as closely as possible with actual experimental situations.The constitutive equations for the hot deformation of the continuously cast and mold cast S30432 steel billets from the same heat were derived through fitting，and a comparative analysis of the high-temperature hot plasticity differences between the two processing methods was conducted.The results indicated that the hot plasticity of both types of billets exhibited certain regularities at different tensile temperatures and rates，the continuously cast tube billets showed more significant fluctuations in hot plasticity and were slightly inferior to the mold cast tube billets in overall performance，providing insights for improving and optimizing the piercing process of the tube billets.Scanning electron microscopy was employed to characterize the microstructural features of the high-temperature tensile fracture surfaces，it was observed that the predominant fracture mode at high temperatures was ductile rupture，with most fracture surfaces exhibiting dimple features.However，under specific conditions，some samples of continuously cast tube billets exhibited poor hot plasticity and its fracture form was transformed into brittle fracture patterns.For the high-temperature plastic processing of S30432 steel continuously cast tube billets，it is recommended to employ higher strain rates and temperatures to achieve enhanced processing performance.Key Words：S30432 Steel；Continuous Casting；Die Casting；High Temperature Stretching；Deformation Instanton Equation作者简介：陈其为（1994），男，博士研究生；E-mail：；收稿日期：2023-07-15通信作者：包汉生（1979），男，博士，教授级高级工程师；E-mail：97第 44 卷 特殊钢积极应对环保和能源安全问题，发展高效的超（超）临界燃煤电站，以高参数、大容量、低能耗、低排放的火电机组替代现有高污染、低参数火电机组，是电力行业节能减碳的关键。S30432（Super304H）钢作为一种典型的含铌奥氏体耐热不锈钢，因其出色的高温强度、抗腐蚀性、稳定性，广泛用于超（超）临界电站机组的过热器和再热器管道1。然而，因为含铌奥氏体耐热不锈钢的合金含量高，且凝固条件复杂，国内冶金企业在此类钢的铸造技术方面掌握不足。国内外学者2-6深入研究了长时服役过程中富铌相的演变及影响，但含铌奥氏体耐热不锈钢的铸造、轧制和穿管等工艺研究仍较有限。同时，高质量发展和节能减碳压力促使国内外不锈钢产业朝向连铸工艺生产含铌奥氏体耐热不锈钢，瑞典山特维克和日本住友金属等是先行者。连铸相对于模铸具有高效、高收得率和低能耗等优势，通过调节工艺参数可控制凝固条件得到质量优于模铸的铸坯7。然而，连铸需控制钢水洁净度、过热度、结晶器形状等参数，以改善冷却效率和流动性，需要二冷技术、拉坯矫直等，其难度更大，不良工艺影响质量。因此，国产含铌奥氏体耐热不锈钢管质量问题导致国内超（超）临界电站机组的建造仍依赖外国供应商。国内亟需系统掌握含铌奥氏体耐热不锈钢的连铸技术，以生产高质量的铸坯，解决斜轧穿孔荒管成材率低的问题，并最终生产出高质量的含铌奥氏体耐热不锈钢钢管。根据相关调研和课题组的前期研究，国产含铌奥氏体耐热不锈钢钢管生产中，主要质量问题为铸造过程中由铌偏析引起的一次富铌相异常析出问题8-10。在对同为含铌奥氏体耐热不锈钢的TP347H的连铸坯研究中，研究者11发现，连铸坯横向截面上，从连铸坯1/2半径处开始存在严重的铌偏析现象，并导致TP347H连铸坯横向截面的 1/2 半径处和中心的一次富铌相尺寸较大，形貌呈团簇状或长链状，其作用类似于夹杂物。异常析出的一次富铌相会导致制管过程中穿管工序的成材率降低，团簇分布的富铌相还会影响钢管的高温服役性能12-14。多篇文献15-19报道了国产含铌奥氏体耐热不锈钢连铸坯经过热轧、斜轧穿孔等工艺制备出的荒管内壁出现了批量间断无规律的裂纹缺陷和内表面鼓包，并将其产生的原因归结为含铌的脆性质点。部分研究者20-22还发现国产含铌奥氏体耐热不锈钢成品钢管的微观组织中有较多的大颗粒含铌析出相，沿轧制方向呈链状分布。因此，可以说连铸坯中严重的富铌相偏析使得材料在制管过程中的热塑性较差，从而导致斜轧穿孔工序的荒管成材率大幅降低。为了对比同炉生产的S30432钢连铸管坯和模铸管坯间的斜轧穿管差异，参考李胜祗、加藤健三等23-24的研究，确定斜轧穿管的轧辊作用方向对圆管坯施加的应力状态为压应力和拉应力的混合状态，其中，在靠近圆管坯与轧辊接触面处为压应力，而在圆管坯中心区域则为拉应力。据此，通过Gleeble试验机进行高温拉伸热模拟试验，对2种管坯进行模拟斜轧穿管高温热变形过程的性能对比研究，以分析并修正其真应力-真应变曲线，并拟合得到相应的本构方程。通过对比分析S30432钢铸造工艺对其斜轧穿管性能的影响，旨在揭示连铸与模铸工艺对S30432钢制管过程中的关键影响因素。1试验材料与方法使用同炉生产的S30432钢连铸管坯和模铸管坯。该炉熔炼的钢液重量为20 t，部分钢液熔炼得到方形模铸锭（近似210 mm210 mm），部分钢液用于生产210 mm210 mm的连铸坯。S30432钢连铸坯和模铸锭的横向截面的铌分布的微束荧光X射线扫描如图1所示，扫描图展示了连铸坯与模铸锭间的微观结构差异。模铸锭存在一定的铌偏析，主要表现为中心处存在低铌区域与高铌区域混杂的情况，但整体的偏析区为块状，偏析区内部偏析情况均匀。连铸坯的铌偏析则表现为在中心处存在圈状低铌区，在1/4边长处存在铌偏析的条块区域，在边缘存在线形高铌区域，连铸坯的元素与组织均匀性整体上较模铸锭差。S30432钢连铸坯与模铸锭均轧制加工成90 mm圆管坯。2种管坯的成分符合GB/T 53102017要求，成分要求与试验用钢成分典型值见表1，管坯的生产工艺流程如图2所示。取样位置位于管坯边缘到中心的R/2处均匀对称取4个点。连铸和模铸试样各取3个管坯。试样为带螺纹的 M10 mm110 mm 热模拟试样，螺纹长度为10 mm，加工精度要求为+0 mm、-0.03 mm。在设定的试样长度下，0.1、1、5 s-1三个应变速率对应的拉伸速率分别为11、110、550 mm/s。使用Gleeble-3500热模拟试验机进行高温拉伸试 验。采 用 4 种 试 验 温 度（1 000、1 050、1 100、1 150）和3种试验应变速率（0.1、1、5 s-1），形成共98第 5 期陈其为等：S30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比计12组正交试验。高温拉伸试验以 10/s的速率将试样加热到1 100，保温5 min，然后以10/s的速率将试样加热或冷却至预设的试验温度（对于1 100 的拉伸试验，则直接进行拉伸），最后以设定的应变速率进行拉伸，直到试样断裂为止。使用蔡司钨灯丝扫描电镜EVO25对2种管坯试样的高温拉伸断口的微观组织结构进行表征。2S30432钢连铸管坯与模铸管坯的真应力-真应变曲线与本构方程根据高温拉伸试验的行程（Stroke，mm）和力值（Force，N）数据，可以计算绘制S30432钢2种管坯的真应力-真应变拉伸曲线。然而，通过这种方法得到的高温拉伸真应力-真应变曲线与实际热变形过程相比存在较大的差异，差异主要由颈缩时局部失稳、试验时试样与夹具之间存在摩擦和震动等原因产生的系统误差所导致25-27。因此，对试验得到的真 应 力-真 应 变 曲 线 进 行 数 值 修 正 是 常 见 的方法28-32。采用Mirone等33-36提出的修正方法，该方法结合了物理试验和弹塑性理论。以误差较小的峰值应力为基准，将整个真应力-真应变曲线分为峰值应力前的未颈缩阶段和峰值应力后的颈缩阶段。首先统计了各试验条件下的峰值应力和与峰值应力对应的应变值，具体数据见表2。高温拉伸试验中，两种管坯的峰值应力随拉伸速率增加而升高，但随拉伸温度增加而减小。同时，对比相同条件下两种管坯的高温拉伸后获得的峰值应力，发现无论试验条件如何，模铸管坯的峰值应力始终高于连铸管坯，表明模铸管坯在高温下强度更好。值得注意的是，通常情况下，模铸工艺冷却速度较慢，晶粒生长图 1S30432钢连铸坯和模铸锭的横向截面的铌分布的微束荧光X射线扫描图：（a）连铸坯，（b）模铸锭Fig.1Microbeam fluorescence X-ray scan of niobium distribution in transverse sections of continuous cast billets and molded ingots of S30432 steel：（a）continuous casting billet，（b）mold casting ingot表 1S30432钢的成分要求与试验用钢成分典型值（质量分数）Table 1Chemical composition requirements of S30432 steel and typical values of chemical composition for tested steel%分类最大值最小值试验用钢典型值C0.130.070.074Si0.300-Mn1.000-Cr19.0017.0018.270Ni10.507.509.120B0.0100.001-Altot0.0300.003-Cu3.502.50-Nb0.6000.3000.410N0.1200.0500.097P0.0300-S0.0100-图 2试验用S30432钢连铸管坯和模铸管坯的生产工艺流程图Fig.2Production process flow diagram for continuous casting and die casting of S30432 steel tube billets for testing99第 44 卷 特殊钢周期较长，内部结构和晶粒取向存在异质性。连铸管坯由于连铸工艺快速冷却，内部结构均匀紧密。因此，连铸管坯的性能通常较稳定，在高温拉伸试验中具有优势7。然而，表2中S30432钢连铸管坯高温拉伸峰值应力低于模铸管坯，可能源于不成熟的连铸工艺。在峰值应力前的未颈缩阶段，应变硬化作用较为显著。基于Hollomon方程构建应力与应变之间的幂指数关系，其方程表达式如式（1）33。=kn（1）式中：为真应变值；为对应的真应力值，MPa；k为强度因子，MPa；n为应变硬化指数，是一个与温度相关的常数。以连铸管坯在1 000 下进行高温拉伸的试验数据为例，选取最接近0.010 0、0.013 0、0.016 0及与峰值应力对应的应变值，共计4个点，并使用最小二乘法进行拟合。通过最小二乘法拟合后，可以得到3条拟合直线的斜率，将这些斜率的平均值作为模铸管坯在1 000 下的应变硬化指数n，可近似取n0.315 8。然后，通过反算法，根据峰值应力和与之对应的应变值数据，计算得到不同拉伸速率下的强度因子 k。进而，可以得到不同试验条件下的Hollomon方程，并使用该方程来拟合在峰值应力前的未颈缩阶段的真应力-真应变曲线，具体的数据见表3。当试样在高温拉伸过程中，达到峰值应力后进入颈缩阶段，应变会集中在圆柱形试样的中心颈缩区域，使其逐渐变形为沙漏状，这将导致试样所受的应力状态改变为三轴性和非均匀性。此时需要使用Mirone34提出的MLR模型对峰值应力后的真应力-真应变曲线进行修正。MLR模型通过 Eq和Eq这 2 个参数进行转换，使用 2 个校正函数 MLR（Eq-N）和MLR（Eq-N），对峰值应力后的真应力-真应 变 曲 线 进 行 修 正，得 到 更 准 确 的（）函数35-36。()=()MLR(Eq-N)（2）MLR(Eq-N)=1-0.605 8(Eq-N)2+0.631 7(Eq-N)3-0.210 7(Eq-N)4（3）=MLR(Eq-N)（4）MLR(Eq-N)=1-0.265 0(Eq-N)+0.241 0(Eq-N)2-0.074 0(Eq-N)3（5）式中：Eq为材料的等效塑性应变；为拉伸试验得到的真应力值；为拉伸试验得到的真应变值；为修正后的真应力值；为修正后的真应变值；N为颈缩开始时的应变值，即峰值应力对应的应变值。通过使用MLR模型进行修正，可以获得能更准确地反映材料颈缩后应力-应变特性的真应力-真应变曲线。结合Hollomon方程，可以得到完整的真应力-真应变修正曲线。2种管坯在不同试验条件下进行高温拉伸的修正后真应力-真应变曲线分别如图3和图4所示。为了分析材料在高温变形时的流动应力与应变关系，使用本构方程来描述温度和应变速率对流动应力与应变关系的影响规律。合金塑性流变应力 取决于形变亚结构、变形温度 T 和应变速率 37-38。表明材料高温拉伸变形时的流动应力与变形温度和应变速率之间的关系的Arrhenius本构方表 2S30432钢的两种管坯高温拉伸的峰值应力Table 2Peak stress of two kinds of tube billets of S30432 steel at high temperature tensile浇注方式模铸管坯连铸管坯拉伸速率/s-10.11.05.00.11.05.0拉伸温度/1 000p0.028 10.037 50.047 90.024 40.035 80.041 8p/MPa133.767 9177.113 0212.553 5121.277 5174.544 6201.044 3p0.026 20.030 50.040 10.021 50.027 90.043 01 050p/MPa110.582 6147.472 5175.687 3104.693 4138.281 4172.371 31 100p0.026 00.028 20.036 70.023 60.029 80.040 9p/MPa88.431 9128.319 4153.175 585.287 6113.862 6145.995 41 150p0.024 50.026 10.023 90.019 80.027 80.025 8p/MPa75.267 198.024 0128.403 767.983 397.576 6127.652 8表 3S30432 钢的连铸管坯在 1 000 高温拉伸的 Hollomon方程Table 3Hollomon equation for high temperature tensile testing of continuous casting tube billets of S30432 steel at 1 000C拉伸速率/s-10.11.05.0n0.315 80.315 80.315 8k/MPa391.735 8499.761 8547.891 2Hollomon方程=391.735 80.315 8=499.761 80.315 8=547.891 20.315 8100第 5 期陈其为等：S30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比程如式（6）39-43。=Asinh()nexp(-QRT)（6）根据不同拉伸温度、不同拉伸应变速率的多次高温拉伸试验的数据，得到材料在不同拉伸温度T、不同拉伸应变速率 下的塑性流变应力（使用峰值应力p代替），代入式（6）计算出材料的Arrhenius本构方程相关常数A、n和Q，最终拟合出材料的Arrhenius本构方程。以模铸管坯为例，如图5（a）所示为p-ln 拟合曲线，平均斜率 1/=16.644 9。如图 5（b）所示为lnp-ln 拟合曲线，平均斜率1/n=0.128 6。因此，计算出，=0.060 1，n=7.776 8，=/n=7.725 310-3。将求得的代入，计算并绘制ln sinh（）-1/T的 拟 合 曲 线，如 图 5（c）所 示，平 均 斜 率 k1=8 923.875 5，并 求 得 Q=k1 R n=576 985 J mol-1=576.985 kJmol-1。根据不同的应变速率，绘制ln（Z）-ln sinh（）的拟合曲线，如图5（d）所示，计算得到截距ln（A）=50.012 9。因此，可以计算出A=5.251 81021。所以，S30432钢模铸管坯在高温拉伸变形中的本构方程如式（7）。=5.251 8 1021sinh(7.725 3 10-3p)7.776 8exp(-576 9858.314T)（7）按照相同的方法，可以求得S30432钢连铸管坯在高温拉伸变形中的本构方程如式（8）。=6.411 1 1019sinh(8.159 7 10-3p)7.200 2exp(-526 7888.314T)（8）3S30432 钢连铸管坯与模铸管坯的热塑性对比分析按不同拉伸温度统计的S30432钢连铸管坯和模铸管坯整体的断面收缩率统计如图6所示，可以比较研究同一拉伸速率下 2种管坯之间的热塑性差异。图6（a）显示在相同拉伸温度下，模铸管坯的热塑性随着拉伸速率呈规律性变化。1 000 高温拉伸时，试样的热塑性随拉伸速率增加而降低；图 3S30432钢的模铸管坯的真应力-真应变拉伸曲线图（修正后）：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1Fig.3True stress-true strain tensile curves of die casting billets of S30432 steel（after correction）：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1图 4S30432钢的连铸管坯的真应力-真应变拉伸曲线图（修正后）：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1Fig.4 True stress-true strain tensile curves of continuous casting billets of S30432 steel（after correction）：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1101第 44 卷 特殊钢1 050 和1 100 下，热塑性随拉伸速率增加先升高后降低；1 150 下，试样的热塑性随拉伸速率增加而升高。高温塑性变形受应力下的位错运动和增殖的影响，形成位错亚结构，导致晶粒内滑移受阻，变形主要在晶界发生。拉伸速率影响热塑性，与位错密度和晶界滑移有关。低拉伸速率易在晶界形成裂纹，高拉伸速率需要高位错密度维持，增加晶粒强度，降低材料的塑性。此外，增加拉伸速率会降低晶界滑移引起的变形量占比，有利于热塑性提升。拉伸速率与热塑性的变化受两种机制相互制约44-46。因此，拉伸速率与金属材料热塑性之间的变化规律，同时受作用方向相反的两个机制制约，其具体规律需要分析拉伸条件、拉伸试样原始组织等因素对两个机制的影响。就模铸管坯而言：当拉伸温度适中且拉伸速率较低时，随着拉伸速率的增加，晶粒内部位错密度增加带来的热塑性降低的影响，弱于晶界滑移引起的变形量占比减小带来的热塑性升高的影响，材料热塑性整体上随拉伸速率的增加而升高；而当拉伸速率较高时，随着拉伸速率的增加，位错密度增加的影响开始增强。所以在适中的拉伸温度（1 050、1 100）时，同一拉伸温度下材料的热塑性随着拉伸速率的增加先升高后降低。当拉伸温度较低（1 000）时，材料的动态再结晶较缓慢，再结晶晶粒数量少，材料整体的晶粒尺寸较大，晶界数量较少，晶界滑移引起的变形量占比减小带来的热塑性升高的影响较弱，试样的热塑性随着拉伸速率的增加而降低。与之相反，当拉伸温度较高（1 150）时，由于高温使动态再结晶效应增强，晶界增加，晶界滑移引起的变形量占比减小带来的热塑性升高的影响显著提升，同一拉伸温度下，试样的热塑性随着拉伸速率的增加而升高。图6（b）为S30432钢连铸管坯的断面收缩率统计图。对比同一拉伸温度，当温度较低（1 000）时，随拉伸速率增加，连铸管坯的热塑性先升高后降低。这表明连铸管坯中的晶粒尺寸较小，即使拉伸温度较低、动态再结晶较弱时，整体晶粒尺寸仍然不大，晶界数量较多，晶界滑移变形占比减小带图 5S30432钢的模铸管坯的本构方程的拟合曲线：（a）p-ln 拟合曲线，（b）lnp-ln 拟合曲线，（c）ln sinh（）-1/T拟合曲线，（d）ln（Z）-ln sinh（）拟合曲线Fig.5Fitting curves of the constitutive equation for the die casting billets of S30432 steel：（a）p-ln fitting curve，（b）lnp-ln fitting curve，（c）ln sinh（）-1/T fitting curve，（d）ln（Z）-ln sinh（）fitting curve图 6S30432钢的2种管坯的断面收缩率统计图：（a）模铸管坯，（b）连铸管坯Fig.6Statistical figure of cross-sectional shrinkage rate of two billets of S30432 steel：（a）die casting tube billet，（b）continuous casting tube billet.102第 5 期陈其为等：S30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比来的热塑性升高的影响较为显著。高温（1 100、1 150）下，晶粒尺寸减小，晶界数量增多，滑移减少效应更强。同温度下，随速率增加，热塑性提升。但1 050 的情况不同，可能因连铸管坯整体组织不均匀，条件为1 050、0.1 s-1的试验热塑性较好，断面收缩率高于正常值。假设其正常断面收缩率低于82.44%（1 050、1 s-1），则整体变化趋势仍与其他温度接近。对S30432钢连铸管坯和模铸管坯的断面收缩率按不同拉伸速率进行对比分析，如图7所示。其中，图7（d）的对比数据计算公式如式（9）。AL2-AM2AM2 100%（9）式中，AL2为连铸管坯的断面收缩率，%；AM2为模铸管坯的断面收缩率，%。从图 7 中可以观察到，在较高拉伸速率（如5 s-1）下，模铸管坯和连铸管坯的断面收缩率随拉伸温度增加而升高，趋势相似，两者比较值相近。通常，随温度升高，屈服强度降低47-49，塑性增强。高温促进动态回复，减少晶界应力集中，延缓微裂纹生成，提升热塑性。因此，在适宜的拉伸温度范围，热塑性随温度升高而增强。低拉伸速率（0.1、1 s-1）下，2种管坯的热塑性随温度变化不明显。模铸管坯不同温度下的断面收缩率相对稳定，而连铸管坯的波动大，整体热塑性相对差。这表明连铸管坯组织均匀性较差，热塑性不及模铸管坯。为进一步分析S30432钢连铸管坯和模铸管坯的热塑性差异，对2种管坯相同试验条件下的高温拉伸试样断口组织进行表征。S30432钢连铸管坯和模铸管坯在1 050、5 s-1条件下的高温拉伸断口如图8所示，其中模铸管坯的断面收缩率为88.71%，连铸管坯的断面收缩率为88.84%，二者的断面收缩率对比值仅为0.15%。从断口整体的形貌中可以观察到，2个断口均为韧窝断口。其余条件的高温拉伸断口的扫描表征也显示，断口类型主要为韧窝断口，这表明在高温拉伸过程中，材料发生了动态再结晶，导致材料软化，整体上表现出较好的塑韧性，高温拉伸失效形式为塑性断裂。对比韧窝的形貌细节，可以观察到2个断口中的韧窝大小、深度均较为一致，符合二者的热塑性差异。S30432 钢连铸管坯和模铸管坯在 1 100、0.1 s-1条件下的高温拉伸断口如图9所示，其中模铸管坯的断面收缩率为92.49%，连铸管坯的断面收缩率为82.44%，二者的断面收缩率对比值为-10.87%，连铸管坯的热塑性远差于模铸管坯。从断口的微观形貌中可以观察到，模铸管坯仍为塑性断裂的韧窝断口。而连铸管坯尽管断面收缩率大于部分其他拉伸条件下的塑性断裂的模铸管坯试样，但断口整体平坦并被氧化层完全覆盖，部分区域呈现类似晶粒的界面被氧化层覆盖后的球节状隆起。这可能代表连铸管坯在1 100、0.1 s-1条件下高温拉伸的试样发生脆性的沿晶解理断裂，每个晶粒的断面呈多面体形貌，晶粒断面多面体被氧化层覆盖后则呈现如图9（e）、图9（f）的隆起。此外，脆性断裂由于断裂面外观上没有明显发生过塑性变形迹象，直接由弹性变形状态过渡到断裂，断裂面和拉伸轴接近正交，端口平齐，图 9（d）的平坦断口符合该特征。S30432钢连铸管坯在1 100、0.1 s-1条件下进行高温拉伸，其脆性断裂形式可能是由于S30432钢连铸管坯的连铸工艺缺陷导致一次富铌相异常析出，1 100、0.1 s-1条件下的连铸管坯高温拉伸试样中存在含铌的脆性质点，使试样在拉伸过程中发生脆断；也可能是由于该拉伸条件下，S30432钢连铸管坯的热塑性较差，无法有效进行高温塑性变形。图 7S30432钢的2种管坯的断面收缩率对比：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1，（d）对比值Fig.7Comparison of cross-sectional shrinkage rate of two billets of S30432 steel：（a）0.1 s-1，（b）1 s-1，（c）5 s-1，（d）reduced value103第 44 卷 特殊钢图 81 050，5 s-1条件下的S30432钢的2种管坯的韧窝断口对比：（a）模铸管坯，整体；（b）模铸管坯，韧窝-1；（c）模铸管坯，韧窝-2；（d）连铸管坯，整体；（e）连铸管坯，韧窝-1；（f）连铸管坯，韧窝-2。Fig.8Comparison of tough fossa fracture in the two kinds of tube billets of S30432 Steel under the 1 050 ，5 s-1 tensile conditions：（a）die casting tube billet，whole；（b）die casting tube billet，toughness-1；（c）die casting tube billet，toughness-2；（d）continuous casting tube billet，whole；（e）continuous casting tube billet，toughness-1；（f）continuous casting tube billet，toughness-2.图 91 100，0.1 s-1条件下的S30432钢的2种管坯的韧窝断口对比：（a）模铸管坯，整体；（b）模铸管坯，韧窝-1；（c）模铸管坯，韧窝-2；（d）连铸管坯，整体；（e）连铸管坯，细节-1；（f）连铸管坯，细节-2。Fig.9Comparison of tough fossa fracture in the two kinds of tube billets of S30432 Steel under the 1 100 ，0.1 s-1 tensile conditions：（a）die casting tube billet，whole；（b）die casting tube billet，toughness-1；（c）die casting tube billet，toughness-2；（d）continuous casting tube billet，whole；（e）continuous casting tube billet，toughness-1；（f）continuous casting tube billet，toughness-2.104第 5 期陈其为等：S30432钢连铸和模铸管坯的高温加工性能对比综上所述，对于S30432钢连铸管坯的高温塑性加工，建议使用较高的应变速率和较高的应变温度，使管坯达到较好的加工性能。4结论通过Gleeble试验机的高温拉伸热模拟试验，研究同炉冶炼的S30432钢连铸管坯和模铸管坯的高温拉伸热变形过程，得出以下结论。（1）S30432钢连铸管坯和模铸管坯在高温下的真应力-真应变曲线，通过Hollomon方程和MLR模型纠正了试验数据的系统误差，得到修正后的真应力-真应变曲线，修正后的曲线能更准确地反映材料的应力-应变特性。从2种管坯在不同条件下进行高温拉伸得到的峰值应力对比看，模铸管坯的高温强度稍优于连铸管坯。（2）通过对S30432钢连铸管坯和模铸管坯的高温拉伸试验数据进行分析和拟合，得到了2种管坯的本构方程。模铸管坯在高温拉伸变形中的本构方程为：=5.251 8 1021sinh(7.725 3 10-3p)7.776 8exp(-576 9858.314T)；而连铸管坯的本构方程为：=6.411 1 1019sinh(8.159 7 10-3p)7.200 2exp(-526 7888.314T)。（3）通过高温拉伸实验的断面收缩率数据分析，对S30432钢连铸管坯和模铸管坯的热塑性进行对比研究。结果显示，模铸管坯和连铸管坯的热塑性在不同拉伸温度和速率下呈现出一定规律性。2种管坯的热塑性在不同拉伸条件的影响下随拉伸速率的变化而规律性变化。二者在同一拉伸速率下，随着拉伸温度的增加，热塑性趋势相似，但连铸管坯的波动较大。整体上，连铸管坯的热塑性受组织均匀性的影响，整体上较模铸管坯稍差。对于S30432钢连铸管坯的高温塑性加工，建议使用较高的应变速率和较高的应变温度以获得更好的加工性能。（4）使用扫描电镜对S30432钢连铸管坯和模铸管坯的高温拉伸断口的微观组织结构进行表征，发现高温拉伸断口形貌大部分属于韧窝断口，表明在高温拉伸过程中，动态再结晶导致材