316L不锈钢动态再结晶行为

1、1556北京科技大学学报第31卷第31卷第12期2009年12月Vol. 31 No. 12Dec. 2009北 京 科 技 大 学 学 报Journal of University of Science and Technology Beijing316L不锈钢动态再结晶行为项建英1）宋仁伯1）任培东2）1）北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 2）酒泉钢铁股份有限公司技术中心，嘉峪关735100摘 要 在Gleeble- 1500热模拟试验机上，通过高温压缩实验对 316 L不锈钢的动态再结晶行为进行了系统研究.结果表明:316 L不锈钢热变形加工硬化倾向性较大，在真应力应变曲

2、线上没有出现明显的应力峰值叩;316 L不锈钢在热变形过程中发生了动态再结晶，但只是在局部区域观察到了动态再结晶晶粒.对动态再结晶的实验数据进行拟合，得到316 L不锈钢的热激活能和热变形方程，并给出了发生动态再结晶的临界应变和临界应力以及Zener - Hollomon参数和稳态应力的关系.关键词 不锈钢；应力应变曲线；动态再结晶；热变形分类号 TG142 171'! ¥ “I占电囂扈 険哨 ' " ；：.：- c& 11lii .a_.wrH .« -e “=.> j 7i 卫 i. ' uS.*Dyn amic recr

3、ystallizatio n behavior of 316 L sta in less steelXIA NG Jian 2ying1) , SON G Ren2bo1) , REN Pe2dong2)滞:盘飞飞|逸|1) School of Materials Scienceand Engineering , University of Scienceand Technology Beijing , Beijing 100083 , China2) Technological Center , Jiuquan Iron & Steel Co. Ltd , Jiayuguan 735

4、100 , ChinaABSTRACT Dynamic recrystallization (DRX ) in 316 L stainless steel was systematically studied by high temperature compression tests on a Gleeble21500 thermal simulation testing machine. The results show that 316L stainless steel has a large hot work2hardening tendency and there is no peak

5、 stress on its true stress2strain flow curves. DRX occurs in the hot working of 316L stainless steel , but DRX grains can be observed only in the local area of metallographic phase. The activation energy for deformation and the thermal de2 formation equation of 316 L stainless steel were derived aft

6、er the fitting analysis of experimental data of DRX. The critical strain and the critical stress of DRX as well as the relationship between steady state stress during hot deformation and Zener2Hollomon parameter of 316 L stainless steel were obtained.KEY WOR DS stainless steel; stress2strain curve ;

7、 dynamic recrystallization ; thermal deformation7?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷316L不锈钢属于铬镍系奥氏体不锈钢，由于其优良的耐海水腐蚀、耐晶间腐蚀、高温力学性能和 冲击韧性，被广泛用于管道、换热器、高温螺栓和轮 船制造，市场需求量大1-2.动态再结晶是发生在 热变形过程中的一种重要的软化机理，对晶粒大小、形态以及后续的静态再结晶的发生有着重要的 影响.因此研究316L不锈钢动态再结晶机理，对 控制晶粒大小、形态和均匀程度，改善材料性能有 直接的指导作用，具有重要的学术意义和工程价 值.本文从高温压缩实

8、验出发，对316L不锈钢动态再结晶行为进行了系统研究，分析了 316L不锈钢的高温变形特征和真应力应变曲线，得到了动态再结晶发生的临界条件，并运用数学分析方法得到了热变形方程.这些结果为316L不锈钢动态再结 晶的理论发展和实际生产提供了参考.1实验材料及实验方法实验材料取自工业生产的大型 316L不锈钢连 铸坯，取样位置为铸坯横截面的 1/4处，并机加工 成8 mm X12 mm的Rastegaev标准压缩试样 .试 样的化学成分见表1.高温压缩实验在Gleeble - 1500热模拟试验机上进行.采用圆柱形碳化钨作为压头，在压缩试样 端部涂抹一层MoS2高温润滑剂，以减少变形过程 中试样与

9、压头之间的摩擦，保证压缩变形的均匀性和稳定性.实验采用的变形温度分别为950,1 000,7?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷收稿日期：2009203226作者简介:项建英（1985 ）,男,硕士研究生；宋仁伯（1970 ,男,副教授,博士 , E2mail: songrbmater. ustb. edu. cn©& ChrnaJoibulaI klcctronx relishing House. All righrs rescued, httpenki.nrr表1316L不锈钢试样的化学成分（质量分数）Table 1Chemical co

10、mposition of 316Lstainless steel%CSiMnPSNiCrCuMoN0101601510111100102201001101110161320010302106001032 07?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷1 050,1 100,1 150,1 200 和 1 250 C,应变速率分别 为 0101 ,011 ,015,1,215,5 和 10s- 1.试样以 10 C?s 1的加热速率加热到变形温度并保温2 min ,以消除试样内部的温度梯度，然后在变形温度下以不同?的应变速率&压缩到真应变0191（工程应变约6

11、0%）,压缩热变形结束瞬间喷水快速冷却，以冻结奥氏体不锈钢高温变形后的形变组织 .然后制备 试样观察显微组织，采用（FeCb + HCI + H20）溶液 侵蚀试样.2实验结果及分析211316L不锈钢变形抗力的变化规律图1是316L不锈钢高温压缩的真应力应变曲线.不锈钢高温压缩变形过程一般可分为两个阶段：第1阶段为强加工硬化阶段，即在变形开始时 随着应变的增加，位错不断增殖，位错的交互作用 又增大了位错运动的阻力，应力迅速上升，呈现明显的加工硬化；第2阶段是稳加工硬化阶段，当应7?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷0.«.O1J2

12、7?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷图1316 L不锈钢高温压缩的真应力-应变曲线.(a) 7= 0101 s-I (b) T = 1 250 CFig. 1 True stress2strain curves of 316 L stainless steel in high temperature compression tests : (a) ? = 0101 s-1 ; (b) T = 1 250 C变达到软化的临界应变时（包括动态回复临界应变和动态再结晶临界应变）,晶粒便开始了软化过程，但软化作用始终抵消不了加工硬化的作用.由图1可以看出316L不锈

13、钢流变应力的特点，即在整个变形过程中加工硬化都存在，流变应力一直增加,没有出现通常的流变应力峰值现象.212316L不锈钢动态再结晶的临界应变经典判断动态再结晶的方法是判断应力应变曲 线上是否出现峰值,而不出现明显峰值特征的应力 应变曲线通常被认为与动态回复有关3.然而 Poliak和Jon as指出，对于某些奥氏体不锈钢，虽然在实验室条件下做出的应力应变曲线上没有出现 峰值，但材料在变形过程中是可能发生动态再结晶 的，因此用是否出现峰值来考虑再结晶显然是不 够.Poliak、Medina 和 McQueen等4-6发现,奥氏体 不锈钢的动态再结晶过程中曲线9 -八in9- ln和ln 9 -

14、7 （9 = 5刃5 & , c为真应力，£为真应变）出现 偏转，其偏转点即为动态再结晶的开始.如图1和图2（a）所示，虽然316L不锈钢的真 应力应变曲线上没有出现典型的流变应力峰值现象，但这并不能说明 316L不锈钢在变形过程中没 有发生动态再结晶，应力峰值不是判断动态再结晶 的必要条件7.从数学角度上分析，动态再结晶开始的临界点 在曲线9 - c、|n 9 - in c和ln 9 - £的偏转点上意味着 （5B/5O?与加工硬化率y£成正比4.根据定义，规范化的加工硬化率为在动态再结晶启动时9c£?,c= «=C cc式(2)等价

15、于：（C为常数）5ln c?7 ,c(1)因此在ln 9 -ln c曲线上也可以看到动态再结晶开始的偏转点.同样式（2）也可以改写成r x <口 r 97? = l 57因此在ln 9-7曲线上也能反映动态再结晶的开始实际上，式（3）、式 是利用傅里叶变换将式7?1556北京科技大学学报第31卷7?1556北京科技大学学报第31卷©Cllima /tcadcmic Joiimal EkctrMix Publishing Husc- AH rigtils rescued. hltp-ww criki.ncr7?第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为155730EdsD4

16、0ooT= 200 弋£（A>-0.0| s'15-' 頁匚 y-o.5 r' icoj-ajs'120016020FEB(c9 8 7 6 5 rtd 京-All.6Hin 4.04-2444.64.K5.0Ini（T Al Pa）图2316 L不锈钢在1200 C变形的真应力-应变曲线和加工硬化曲线.（a） 一 £曲线；（b） 0-。曲线；（c）lnO-lna曲线；（d）lnO-£曲线Fig. 2 True stresS2stra in curves a nd work2harde nin g curves of 316L

17、 sta ini ess steel compressedat 1 200 "C： （a） c£ curve ; （b） 02t curve, （c） In 02 In a curve ; （d） lnO£ curve第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为1557(2)对应的曲线变得更加光滑和准确.从式(3)对应的ln 0-l n a曲线可以得出动态再结晶发生的临界应 力值，而从式(4)对应的In0 -£曲线可以得出动态 再结晶发生的临界应变.图2(b)(d)为316 L不锈钢在变形温度为1 200 C、变形速率分别为 0101 , 011 ,

18、 015和215 s-1 下的加工硬化曲线.图中箭头处为加工硬化曲线的 偏转点，表示在此处开始发生动态再结晶.由 图2(b)、(c)曲线的偏转点可以得到相应变形条件 下动态再结晶发生的临界应力值ac,由图2(d)中曲线的偏转点可以得出动态再结晶发生的临界应变 £c.由于316L不锈钢的流变应力曲线上没有明显 的峰值应力，因此无法定义 ac/ ap和£c/ £p ,这种情 况下通常可以考虑将稳态应力as作为最大的流变应力，因此在动态再结晶开始时可以根据ac/ as这一比值得到稳态应力as.表2是316 L不锈钢在1 200 C不同的变形速率下发生动态再结晶的稳态 应

19、力值as和稳态应变值£s.图3是与图2中的变形条件相对应的高温形变 微观组织.由图可知，在各个变形条件下，变形过 程中都有不同程度动态再结晶发生.但从总体来看,再结晶等轴晶粒分散地分布在金相图中，动态再表21 200 C时316 L不锈钢动态再结晶的实验数据Table 2 Experimental data of dynamic recrystallization in 316 L stain2 less steel at 1200 C?£ac/ MPaaj MPa£ c£s0101381542170107011201146135114010601100

20、1562167515010801132157313811401090115结晶发生在局部区域，这也许就是316L不锈钢动 态再结晶的特点之一，即其在高温变形时会发生动 态再结晶，但动态再结晶不完全，在微观组织的局 部区域发生，因此其软化作用不能完全抵消加工硬 化的作用.213 316L不锈钢的热变形方程动态再结晶是由热激活能控制的过程，与Z参数(Zener-Hollomon参数)有关8. Z 一般表示为：?Z = sexp ( Q/ RT) = f ( a)(5)?式中，£为变形速率；Q为热变形激活能；R为摩 尔气体常量；T为热力学温度；f(a)为应力函数， 为了计算方便，常取峰值应

21、力ap或者稳态应力as, 在本实验中，由于316L不锈钢没有明显的峰值应 力，因此采用稳态应力as来表达应力函数.应力函第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为1557第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为1557炽阴牛2&1 & ChiM Academic JouniJ bkclronx Fttilishine HouseAll rigtirs reserved第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为15571558北京科技大学学报第31卷图3 316 L不锈钢在1 200 C下不同变形速率的高温形变组织.(a)纟=o1ois-1; (b) ?=01

22、1s-1; (c) ? = 0l5s-1; (d) ?=2l5s-1Fig. 3 Microstructures of 316L stainless steel hot2deformed at 1 200 "C and different strain rates: (a) ? = 0101s-1; (b) I = 011 s- 1; (c) I = 015 s-1 ; (d) ? = 215 s- 1数f (0有以下几种表现形式：1人(6)f &) = Bexp (B(rs)(7)乂 A sinh(acrs) n(8)式中，A'、n'、B、A和n为常数.式为

23、幕函数 模型，适用于高温低应变率条件；式(7)为指数函数模型，适用于低温高应变率条件；式(6)、式(7)可合并为式(8),为双曲正弦函数模型，此模型可描述所有热变形条件下的动态再结晶过程，其中a可由式(6)幕函数模型中的n'与式(7)指数模型中的B共同确定，即a = 3/ n'9.再将式(5)与式(8) 合并，则Z参数可完整表示为：?nZ = sexp( Q/ RT) = A sinh(acrs)(9)式变换得到：?s = A sinh (a(rs) nexp ( - Q/ RT)(10)其对数形式为：?In s =ln A + nln sinh(as) - Q/ RT (11

24、) 采用麦夸特法和通用全局优化法10进行回归,可以得到系数a = 01013 , A = 4147 X1015, n =14112, Q =4501218 kJ?mol-.故 316L 不锈钢的热 变形方程为：?154112s =4147 X10 sinh(01013bs) 1exp(- 450218/ RT)(12)热变形激活能 Q是软化过程难易程度的表征.本次实验研究得到的 316L不锈钢的热变形激活能 为Q =4501218 kJ?mol-1 ,略低于316不锈钢的热 变形激活能 454kJ?mol-111.图4为应变速率对稳态应力的影响曲线.由图可知，在同一变形温度下，316 L不锈钢

25、的9ln sinh(a(is)与ln s呈线性关系，随着应变速率的 增加，稳态应力呈线性增加.Z参数被广泛用来表示变形温度以及应变速率 对热变形过程的综合作用，通过已求得的热变形激 活能Q值，由式(10)可以计算出316L不锈钢热变 形的Z参数.由图5可以看出，随着Z值的增加， 316L不锈钢的热变形稳态应力也相应增加.图4、图5曲线几乎一致，主要是因为参数Z?与S的比值是一个不变的数值，由式(9)可知此数值?等于 exp ( Q/ RT) , ln Z = ln s + Q/ RT ,即 ln sinh(ao-s)与 In Z 的线性关系就是 ln sinh( acrs) 与(In s+ q

26、/ rt)的线性关系，因此两曲线斜率一 样，但截距相差 Q/ RT.1558北京科技大学学报第31卷1558北京科技大学学报第31卷© 字出Joiinis上IccItmix Fyfrilishing House- All rigtils rcscr'cd.httpKwww ciiki.nrr第12期项建英等：316 L不锈钢动态再结晶行为1559-onIrKf S ')Q.S -F= l 200图4316L不锈钢热变形稳态应力与应变速率的关系Fig. 4 Relationship between steady state stress during hot defor

27、ma2tion and strain rate of 316 L stainless steelInZKDtiHIU-旦Ll_图5 316L不锈钢热变形稳态应力与 Z参数的关系Fig. 5 Relationship between steady state stress during hot deforma2tion and Z parameter of 316L stainless steel3结论(1) 316L不锈钢在整个变形过程中流变应力一直增加，没有出现通常的流变应力峰值现象.但是金相组织观察表明，316L不锈钢在高温变形过 程中确实发生了动态再结晶，不过动态再结晶不完 全,仅在局部

28、区域发生.正是这种软化作用不能完 全抵消加工硬化作用，才造成整个变形过程中流变 应力一直增加.因此不能利用是否出现流变应力峰值来判断是否发生动态再结晶，而应该利用B- 6、In 0 -ln 6或in B - e曲线上是否出现偏转来判断动态 再结晶发生与否.(2) 采用麦夸特法和通用全局优化法对给定的热变形条件下的动态再结晶数据进行拟合，得到1316L不锈钢的热变形激活能为4501218 kJ?mol ,其热变形方程为：?154112e =4147 X10 sinh(010136) 1 ?exp(- 450218/ RT).?(3) 316L 不锈钢的 In sin h ( a(rs)与 ln

29、e呈线?性关系，即稳态应力6s随着应变速率？的增加而增 加,ln sinh (a6s)与“ Z也呈线性关系，且两曲线 斜率一样，截距相差Q/ RT.参考文献1 Ding B F , Wu Y , Cao B , et al. Martensite transformation in2 duced by deformation and its phase electrochemical behavior for stainless steels AISI 304 and 316L. J Univ Sci Tech nol Beiji ng , 2002 , 9(6) : 4372 Lin H G

30、, Lin G, Wu J W. Han dbook of Desig nation and T rade Name of Worl dwi de Irons and Steels. Beijing : China Machine Press, 2007 : 319(林慧国，林钢，吴静雯.袖珍世界钢号手册.北京:机械工业 出版社,2007 : 319)3 Li H , Luo H W , Yang C F , et al. Review on mathematical mod2 eling of evolutions of microstructure and flow stress in a

31、ustenite stainless steels during the hot rolling process. M ater Rev , 2006 , 20(10) : 102(李红，罗海文，杨才福，等.奥氏体不锈钢热轧加工性能的数 学模型研究.材料导报,2006 , 20(10) : 102)4 Poliak E I , Jonas J J. Initiation of dynamic recrystallization in constant strain rate hot deformation. IS IJ Int , 2003 , 43 (5): 6845 McQueen H J , Yue S, Ryan N D , et al. Hot working character2 istics of steels in austenitic state. J M ater Process Technol , 1995 , 53 : 2936