核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为.pdf_大学文库

工程科学学报，第37卷，第11期：14471455,2015年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.11:1447-1455,November 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.11.009:http://journals..ustb.edu.cn 核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为杨晓雅”，何岸2》，谢甘霖)，王西涛》区 1)北京科技大学新金属材料国家重点实验室，北京1000832)亚琛工业大学钢铁治金系，亚琛52072，德国 3)北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:xtwang(@usth.cd.cn 摘要利用Gleeble-1500D热模拟试验机对316LN奥氏体不锈钢进行单道次热压缩试验，分别设置变形温度为900~ 1200℃、应变速率为0.001-10s、真应变为0.1-0.9及试样的初始晶粒度为122-297μm之间，以研究热变形条件及初始晶粒度对316LN钢动态再结晶行为的影响.对试验数据进行处理，得到临界应变与峰值应变以及临界应力与峰值应力的比值分别为0.38和0.89，建立了动态再结晶动力学方程和晶粒尺寸演变方程.对建立的动态再结晶模型进行修正，将修正后的模型嵌入DEFORM3D有限元模拟软件中进行计算，发现修正模型的模拟值和试验值符合较好，证明修正模型的准确性. 关键词奥氏体不锈钢：热变形；动态再结晶：数学模型：数值模拟：核电站分类号TG142.71 Dynamic recrystallization behavior of an austenitic stainless steel for nuclear power plants YANG Xiao-ya”,HEAn.2》,XIE Gan4-im》,WANG Xi-tao)s 1)State Key Laboratory for Advanced Metals and Materials,University of Seience and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Department of Ferrous Metallurgy,RWTH Aachen University,Aachen 52072,Germany 3)Collaborativelnnovation Center of Steel Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:xtwang@ustb.edu.cn ABSTRACT In order to study the effects of deformation conditions and initial grain size on the dynamic recrystallization behavior of 316LN austenitic stainless steel,single pass hot compression tests were conducted on a Gleeble-1500D thermal-mechanical simulator with the deformation temperature of 900-1200 C,the strain rate of 0.001-10s,the true strain of 0.1-0.9 and the initial grain size of 122-297 um.It is obtained that the ratio of critical strain to peak strain and the ratio of critical stress to peak stress are 0.38 and 0.89,respectively.A dynamic recrystallization kinetic model and a grain size evolution model were established based on experi- mental data.In addition,the developed models were modified for DEFORM-3D finite element simulation.It can be found that the simulated values by the modified model and experimental data agree well,indicating that the modified models have good accuracy. KEY WORDS austenitic stainless steel:hot deformation:dynamic recrystallization:mathematical models:numerical simulation; nuclear power plants 金属材料的热塑性变形是一个非常复杂的过程，变速率、应变量等热变形参数的控制.对于低层错能在这一过程中会发生许多物理治金现象，例如加工硬或中低层错能的金属材料，动态再结晶是最主要的组化、动态回复、动态再结晶等.在热塑性变形过程中，织转变机制，它可以显著地细化晶粒，降低变形抗力，金属材料的变形行为和组织结构转变受变形温度、应有利于提高产品的最终力学性能和材料的热塑性变形收稿日期：2015-06-17 基金项目：国家高技术研究发展计划资助项目(2012AA03A507,2012AA050901):国家重大专项资助项目(2011ZX0600402)

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期: 1447--1455，2015 年 11 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 11: 1447--1455，November 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 11． 009; http: / /journals． ustb． edu． cn 核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为杨晓雅1) ，何岸1，2) ，谢甘霖1) ，王西涛3)  1) 北京科技大学新金属材料国家重点实验室，北京 100083 2) 亚琛工业大学钢铁冶金系，亚琛 52072，德国 3) 北京科技大学钢铁共性技术协同创新中心，北京 100083  通信作者，E-mail: xtwang@ ustb． edu． cn 摘要利用 Gleeble-1500D 热模拟试验机对 316LN 奥氏体不锈钢进行单道次热压缩试验，分别设置变形温度为900 ～ 1200 ℃、应变速率为 0. 001 ～ 10 s － 1、真应变为 0. 1 ～ 0. 9 及试样的初始晶粒度为 122 ～ 297 μm 之间，以研究热变形条件及初始晶粒度对 316LN 钢动态再结晶行为的影响．对试验数据进行处理，得到临界应变与峰值应变以及临界应力与峰值应力的比值分别为 0. 38 和 0. 89，建立了动态再结晶动力学方程和晶粒尺寸演变方程．对建立的动态再结晶模型进行修正，将修正后的模型嵌入 DEFOＲM-3D 有限元模拟软件中进行计算，发现修正模型的模拟值和试验值符合较好，证明修正模型的准确性．关键词奥氏体不锈钢; 热变形; 动态再结晶; 数学模型; 数值模拟; 核电站分类号 TG142. 71 Dynamic recrystallization behavior of an austenitic stainless steel for nuclear power plants YANG Xiao-ya1) ，HE An1，2) ，XIE Gan-lin1) ，WANG Xi-tao3)  1) State Key Laboratory for Advanced Metals and Materials，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Department of Ferrous Metallurgy，ＲWTH Aachen University，Aachen 52072，Germany 3) CollaborativeInnovation Center of Steel Technology，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: xtwang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT In order to study the effects of deformation conditions and initial grain size on the dynamic recrystallization behavior of 316LN austenitic stainless steel，single pass hot compression tests were conducted on a Gleeble-1500D thermal-mechanical simulator with the deformation temperature of 900 － 1200 ℃，the strain rate of 0. 001 － 10 s － 1，the true strain of 0. 1 － 0. 9 and the initial grain size of 122 － 297 μm． It is obtained that the ratio of critical strain to peak strain and the ratio of critical stress to peak stress are 0. 38 and 0. 89，respectively． A dynamic recrystallization kinetic model and a grain size evolution model were established based on experimental data． In addition，the developed models were modified for DEFOＲM-3D finite element simulation． It can be found that the simulated values by the modified model and experimental data agree well，indicating that the modified models have good accuracy． KEY WOＲDS austenitic stainless steel; hot deformation; dynamic recrystallization; mathematical models; numerical simulation; nuclear power plants 收稿日期: 2015--06--17 基金项目: 国家高技术研究发展计划资助项目( 2012AA03A507，2012AA050901) ; 国家重大专项资助项目( 2011ZX06004-02) 金属材料的热塑性变形是一个非常复杂的过程，在这一过程中会发生许多物理冶金现象，例如加工硬化、动态回复、动态再结晶等．在热塑性变形过程中，金属材料的变形行为和组织结构转变受变形温度、应变速率、应变量等热变形参数的控制．对于低层错能或中低层错能的金属材料，动态再结晶是最主要的组织转变机制，它可以显著地细化晶粒，降低变形抗力，有利于提高产品的最终力学性能和材料的热塑性变形

·1448. 工程科学学报，第37卷，第11期能力-刀.因此，研究金属材料的动态再结晶行为，对为0.1、0.3,0.5、0.7和0.9.首先将试样以10℃s的速于产品的性能改善和变形工艺的优化设计都有着十分率升温到1200℃，保温60s,然后以10℃·s的速率重要的意义降温到变形温度，保温10s后以相应的应变速率进行随着有限元技术的发展，大型工件的热塑性变形热压缩变形.图1为试验流程示意图工艺可以采用有限元法快速而准确地进行设计和优温度1 化.建立动态再结晶模型，是采用有限元法对热塑性 1200℃.60÷ 变形过程组织转变进行数值模拟的必不可少的条件. 因此，近年来国内外许多学者展开了动态再结晶模型研究.例如：吴晋彬等圆建立了SCM435钢动态再结 10℃· 晶动力学模型并确定了模型的参数：冯玮和徐富家网 105 研究了20 CrMnTiH钢在热压缩变形过程中微观组织演变并建立了动态再结晶模型：Saadatkia等深入研 I0℃· 究了普碳钢的热变形和动态再结晶行为：Rodriguez-- 水淬 Martinez等研究了Ti6A4V合金的动态再结晶行为. 时间由于优异的力学性能和耐腐蚀性能以及良好的焊图1单道次热压缩试验流程图接性能，316LN可用作API000第三代核电站的主管道 Fig.1 Schematic diagram of single pass hot deformation tests 材料.主管道采用整体锻造成形，其体积较大，形状复杂.采用实验方法制定主管道锻造工艺的成本和能耗结果分析巨大，经济效益低.因此，数值模拟方法成为了制定和 2.1真应力一真应变曲线优化主管道锻造工艺的主要方法.316LN钢在锻造过图2为部分典型变形条件下的真应力一真应变曲程中发生热塑性变形，不发生相变过程，其力学性能主线.在图2中未标明初始晶粒度的图片描述均对应初要通过控制动态再结晶过程进行优化.所以，深入细始晶粒度为297m的试样.可以看出试样的真应力致地研究316LN钢的动态再结晶过程是十分必要的. 随着温度的升高而降低，随着应变速率的升高而升高，本文利用Gleeble-500D热模拟试验机对3l6LN 随着初始晶粒度的增大而升高.当变形温度为900℃，钢进行单道次热压缩试验.基于试验数据，获得临界应变速率为0.5s时，如图2(b)所示，真应力一真应应力应变和峰值应力应变的表达式，建立动态再结晶变曲线呈现典型的动态回复型曲线，随着变形温度的动力学模型和晶粒尺寸演变模型.随后对建立的动态升高或者应变速率的降低，真应力一真应变曲线呈现再结晶模型进行修正，将修正后的模型嵌入DEFORM3D 典型的动态再结晶型曲线（如图2(a)和图2(b)所有限元模拟软件中进行计算，发现模型的模拟值和试验值符合较好，证明模型修正的准确性。示).当变形温度高于1000℃时，真应变一真应变曲线均呈现动态再结晶型曲线（如图2(c)和图2(d)所 1试验材料及方法示).这是因为非连续动态再结晶是一个热激活过程，试验用316LN奥氏体不锈钢的化学成分如表1所当变形温度较高时材料储存的能量较高，动态再结晶示.首先将钢锭加热至1100℃，保温1、5和10h后，钢容易发生，当应变速率较小时材料有足够的时间完成锭的初始晶粒度分别为122、206和297μm,随后将热动态再结晶，所以当温度较高或者应变速率较低时真处理过的钢锭机加工为8mm×l5mm的试样应力一真应变曲线呈现动态再结晶型曲线2 2.2临界应力和应变表1316LN奥氏体不锈钢的化学成分（质量分数）在热变形过程中，只有当变形量超过某一临界值 Table 1 Chemical composition of 316LN austenitic stainless steel 时，金属材料才会发生动态再结晶，这一临界值称为动 C N Cr Ni Mo Si Mn Fe 态再结晶的临界应变()，对应的应力称为临界应力 0.0110.12217.1813.122.230.241.3余量 (σ).加工硬化率(0)是真应力（σ）对真应变（ε）的导数.研究表明，临界应力和临界应变可以通过0一σ 利用Gleeble-450oD热模拟试验机对三种不同初或ln-s曲线的拐点特征求取.以图3(a)为例，始晶粒度的试样进行单道次热压缩试验.变形温度分日-σ曲线可以划分为四个区域5-：加工硬化区、动别为900、950、1000、1050、1100、1150和1200℃，应变态回复区、动态再结晶区和动态再结晶Ⅱ区.加工速率分别为0.001、0.01、0.1、0.5、1和10s,应变量分别硬化区代表从热塑性变形开始到亚晶形成.随后，发

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期能力［1--7］．因此，研究金属材料的动态再结晶行为，对于产品的性能改善和变形工艺的优化设计都有着十分重要的意义．随着有限元技术的发展，大型工件的热塑性变形工艺可以采用有限元法快速而准确地进行设计和优化．建立动态再结晶模型，是采用有限元法对热塑性变形过程组织转变进行数值模拟的必不可少的条件．因此，近年来国内外许多学者展开了动态再结晶模型研究．例如: 吴晋彬等［8］建立了 SCM435 钢动态再结晶动力学模型并确定了模型的参数; 冯玮和徐富家［9］研究了 20CrMnTiH 钢在热压缩变形过程中微观组织演变并建立了动态再结晶模型; Saadatkia 等［10］深入研究了普碳钢的热变形和动态再结晶行为; ＲodríguezMartínez 等［11］研究了 Ti6Al4V 合金的动态再结晶行为．由于优异的力学性能和耐腐蚀性能以及良好的焊接性能，316LN 可用作 AP1000 第三代核电站的主管道材料．主管道采用整体锻造成形，其体积较大，形状复杂．采用实验方法制定主管道锻造工艺的成本和能耗巨大，经济效益低．因此，数值模拟方法成为了制定和优化主管道锻造工艺的主要方法． 316LN 钢在锻造过程中发生热塑性变形，不发生相变过程，其力学性能主要通过控制动态再结晶过程进行优化．所以，深入细致地研究 316LN 钢的动态再结晶过程是十分必要的．本文利用 Gleeble-1500D 热模拟试验机对 316LN 钢进行单道次热压缩试验．基于试验数据，获得临界应力应变和峰值应力应变的表达式，建立动态再结晶动力学模型和晶粒尺寸演变模型．随后对建立的动态再结晶模型进行修正，将修正后的模型嵌入 DEFOＲM-3D 有限元模拟软件中进行计算，发现模型的模拟值和试验值符合较好，证明模型修正的准确性． 1 试验材料及方法试验用316LN 奥氏体不锈钢的化学成分如表 1 所示．首先将钢锭加热至1100 ℃，保温1、5 和10 h 后，钢锭的初始晶粒度分别为 122、206 和 297 μm，随后将热处理过的钢锭机加工为 8 mm × 15 mm 的试样．表 1 316LN 奥氏体不锈钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of 316LN austenitic stainless steel % C N Cr Ni Mo Si Mn Fe 0. 011 0. 122 17. 18 13. 12 2. 23 0. 24 1. 3 余量利用 Gleeble-1500D 热模拟试验机对三种不同初始晶粒度的试样进行单道次热压缩试验．变形温度分别为 900、950、1000、1050、1100、1150 和 1200 ℃，应变速率分别为 0. 001、0. 01、0. 1、0. 5、1 和 10 s － 1，应变量分别为0. 1、0. 3、0. 5、0. 7 和0. 9．首先将试样以 10 ℃·s － 1的速率升温到 1200 ℃，保温 60 s，然后以 10 ℃·s － 1的速率降温到变形温度，保温 10 s 后以相应的应变速率进行热压缩变形．图 1 为试验流程示意图．图 1 单道次热压缩试验流程图 Fig． 1 Schematic diagram of single pass hot deformation tests 2 结果分析 2. 1 真应力--真应变曲线图 2 为部分典型变形条件下的真应力--真应变曲线．在图 2 中未标明初始晶粒度的图片描述均对应初始晶粒度为 297 μm 的试样．可以看出试样的真应力随着温度的升高而降低，随着应变速率的升高而升高，随着初始晶粒度的增大而升高．当变形温度为900 ℃，应变速率为 0. 5 s － 1时，如图 2( b) 所示，真应力--真应变曲线呈现典型的动态回复型曲线，随着变形温度的升高或者应变速率的降低，真应力--真应变曲线呈现典型的动态再结晶型曲线( 如图 2 ( a) 和图 2 ( b) 所示) ．当变形温度高于 1000 ℃时，真应变--真应变曲线均呈现动态再结晶型曲线( 如图 2 ( c) 和图 2 ( d) 所示) ．这是因为非连续动态再结晶是一个热激活过程，当变形温度较高时材料储存的能量较高，动态再结晶容易发生，当应变速率较小时材料有足够的时间完成动态再结晶，所以当温度较高或者应变速率较低时真应力--真应变曲线呈现动态再结晶型曲线［12--13］． 2. 2 临界应力和应变在热变形过程中，只有当变形量超过某一临界值时，金属材料才会发生动态再结晶，这一临界值称为动态再结晶的临界应变( εc ) ，对应的应力称为临界应力 ( σc ) ．加工硬化率( θ) 是真应力( σ) 对真应变( ε) 的导数．研究表明，临界应力和临界应变可以通过 θ － σ 或 ln － ε 曲线的拐点特征求取［14］．以图 3 ( a) 为例， θ － σ曲线可以划分为四个区域［15--16］: 加工硬化区、动态回复区、动态再结晶Ⅰ区和动态再结晶Ⅱ区．加工硬化区代表从热塑性变形开始到亚晶形成．随后，发 · 8441 ·

杨晓雅等：核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为 ·1449· 300 ( 900 应变速率：0.14 应变速率0.5s1 350 250 ,900℃ 300 900℃ 200 250 1000℃ 200 1000℃ 100 1100℃ 150 1100℃ 100 1200℃ -1200℃ 0.2 0.40.6 0.8 1.0 0.2 0.40.6 0.8 1.0 真应变真应变 300 (c) 温度：1000℃ 温度：100℃ 200 250 200 0.54 150 0.5s1 -0.151 150 0.1s4 0.01s-1 100 -0.01s4 0.2 04 0.6 0.8 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 真应变真应变 400 160r (e) 温度：900℃ 温度：1200℃ 350 140 300 *n297um1s4 120 250 --------297m.0.1s1 100 200 206mis297m.0.01s-t 206m.0.1s w206m.1s 150 206m.0.01s 60 、→-297m.0.1 206m,0.1s+ 100 40 --297m.0.01- 206um,0.01s-t 0.2 0.4 0.60.81.0 1.2 02040.60.81.012 真应变直应变图2不同变形条件下试样的真应力-真应变曲线.(a)应变速率为0.1s1,温度不同：(b)应变速率为0.5s1,温度不同：(c)温度为1000 ℃，应变速率不同：(d)温度为1100℃，应变速率不同：(c)温度为900℃，初始品粒度和应变速率不同：(0温度为1200℃，初始品粒度和应变速率不同 Fig.2 True stress-true strain curves of samples under different deformation conditions:(a)strain rate of0.1s with different temperatures:(b) strain rate of.5swith different temperatures:(e)temperature of 1000 C with different strain rates:(d)temperature of 1100C with different strain rates:(e)temperature of 900 C with different initial grain sizes and temperatures:(f)temperature of 1200 C with different initial grain sizes and temperatures 生动态回复，曲线进入第二区域.当真应力达到临界峰值应力和峰值应变可表示为初始晶粒度、应变应力时，动态再结晶开始.当日降低到0值时，真应力速率和变形温度的函数，对试验数据进行拟合处理得达到峰值应力（σ，），此时日-σ曲线进入第四区域，真到两者的表达式如方程(2).可以看出试验用钢的临应力开始下降界应变与峰值应变的比值很小，表明材料在热变形的临界应变和峰值应变以及临界应力和峰值应力之过程中较难发生动态回复行为，其主要的软化方式为间存在线性关系，对临界应变和峰值应变以及临界应动态再结晶力和峰值应力数据进行线性拟合处理（如图4），可以「e。=0.38ep (1) 分别得到临界应变和峰值应变以及临界应力和峰值应 lg.=0.89op 力之间的关系方程（如方程(1）). 式中，e为临界应变，e,为峰值应变，σ为临界应力，op

杨晓雅等: 核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为图 2 不同变形条件下试样的真应力--真应变曲线． ( a) 应变速率为 0. 1 s － 1，温度不同; ( b) 应变速率为 0. 5 s － 1，温度不同; ( c) 温度为 1000 ℃，应变速率不同; ( d) 温度为 1100 ℃，应变速率不同; ( e) 温度为 900 ℃，初始晶粒度和应变速率不同; ( f) 温度为 1200 ℃，初始晶粒度和应变速率不同 Fig． 2 True stress--true strain curves of samples under different deformation conditions: ( a) strain rate of 0. 1 s － 1 with different temperatures; ( b) strain rate of 0. 5 s － 1 with different temperatures; ( c) temperature of 1000 ℃ with different strain rates; ( d) temperature of 1100 ℃ with different strain rates; ( e) temperature of 900 ℃ with different initial grain sizes and temperatures; ( f) temperature of 1200 ℃ with different initial grain sizes and temperatures 生动态回复，曲线进入第二区域．当真应力达到临界应力时，动态再结晶开始．当 θ 降低到 0 值时，真应力达到峰值应力( σp ) ，此时 θ － σ 曲线进入第四区域，真应力开始下降．临界应变和峰值应变以及临界应力和峰值应力之间存在线性关系，对临界应变和峰值应变以及临界应力和峰值应力数据进行线性拟合处理( 如图 4) ，可以分别得到临界应变和峰值应变以及临界应力和峰值应力之间的关系方程( 如方程( 1) ) ．峰值应力和峰值应变可表示为初始晶粒度、应变速率和变形温度的函数，对试验数据进行拟合处理得到两者的表达式如方程( 2) ．可以看出试验用钢的临界应变与峰值应变的比值很小，表明材料在热变形的过程中较难发生动态回复行为，其主要的软化方式为动态再结晶． εc = 0. 38εp， σc = 0. 89σp { ． ( 1) 式中，εc为临界应变，εp为峰值应变，σc为临界应力，σp · 9441 ·

杨晓雅等: 核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为对方程( 3) 中的第一个式子两边求两次对数可得 ln［－ ln( 1 － Xdrx) ］= lnβd + kd ln( ε － εc ) － kd ln( ε0. 5 ) ． ( 4) 对 ln［－ ln( 1 － Xdrx) ］和 ln( ε － εc ) 数据进行线性拟合，拟合结果见图 5．拟合得到的直线斜率即为 kd，截距为 lnβd － kd lnε0. 5，通过计算可以得到 βd ．图 5 ln［－ ln( 1 － Xdrx) ］和 ln( ε － εc ) 之间的关系 Fig． 5 Ｒelationship between ln［－ ln( 1 － Xdrx) ］and ln( ε － εc ) 图 6 初始晶粒度为 297 μm 的试样在温度为 1200 ℃、应变速率为 1 s － 1时不同应变量对应的心部组织． ( a) 0; ( b) 0. 3; ( c) 0. 5; ( d) 0. 9 Fig． 6 Microstructures at the core of specimens with the initial grain size of 297 μm deformed at a temperature of 1200 ℃，a strain rate of 1 s － 1 and different strains of 0 ( a) ，0. 3 ( b) ，0. 5 ( c) and 0. 9 ( d) 通过线性拟合和计算得到的动态再结晶体积分数表达式如下: Xdrx [ ( = 1 － exp － 1. 24 ε － εc ε ) 0. 5 ] 0. 95 ． ( 5) 对方程( 3) 中的第二个式子两端求对数，可得 lnε0. 5 = lna1 + h1 lnd0 + m1 lnε · + Q1 ＲT． ( 6) 假设 lnε0. 5 = y，lna1 = a，h1 = b1，lnd0 = x1，m1 = b2， lnε · = x2，Q1 /( ＲT) = b3，1000 / T = x3，则方程( 6) 可以转换为 y = a + b1 x1 + b2 x2 + b3 x3 ． ( 7) 可利用最小二乘法原理计算获得方程( 7) 中的系数 a、b1、b2和 b3 ．相应的 ε0. 5的表达式如下: ε0. 5 = 2. 1 × 10 － 4 d0. 51 0 ε ·0. 018 ( exp 60310 ) ＲT ． ( 8) 2. 4 动态再结晶晶粒尺寸演变模型图 6 所示为初始晶粒度 297 μm 的试样在 1200 ℃ 温度下以 1 s － 1的应变速率变形后心部的金相组织．从图 6( b) 中可以看出: 当真应变达到 0. 3 时，试样心部原始晶界处形成少量的再结晶晶粒，动态再结晶体积分数较小; 当真应变升高到 0. 5 时( 如图 6( c) 所示) ，动态再结晶体积分数达到 30% 左右; 真应变继续升高到 0. 9 时( 如图 6( d) 所示) ，动态再结晶体积分数已经达到 90% ，再结晶基本完成，此时的组织均匀且晶粒 · 1541 ·

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期细小．可见，变形量对材料再结晶的影响很大．图 7 所示为初始晶粒度 297 μm 的试样在不同温度和不同应变速率下变形应变量达到 0. 9 时，心部的图 7 初始晶粒度为 297 μm 的试样真应变达到 0. 9 时的心部组织． ( a) 温度为 1000 ℃，应变速率为 0. 1 s － 1 ; ( b) 温度为 1100 ℃，应变速率为 0. 1 s － 1 ; ( c) 温度为 1200 ℃，应变速率为 0. 1 s － 1 ; ( d) 温度为 1100 ℃，应变速率为 0. 01 s － 1 ; ( e) 温度为 1100 ℃，应变速率为 0. 5 s － 1 ; ( f) 温度为 1100 ℃，应变速率为 1 s － 1 Fig． 7 Microstructures at the core of specimens deformed to a strain of 0: ( a) temperature of 1000 ℃ and strain rate of 0. 1 s － 1 ; ( b) temperature of 1100 ℃ and strain rate of 0. 1 s － 1 ; ( c) temperature of 1200 ℃ and strain rate of 0. 1 s － 1 ; ( d) temperature of 1100 ℃ and strain rate of 0. 01 s － 1 ; ( e) temperature of 1100 ℃ and strain rate of 0. 5 s － 1 ; ( f) temperature of 1100 ℃ and strain rate of 1 s － 1 金相组织．从图 7( a) ～ ( c) 中可以看出，试样心部的再结晶体积分数和再结晶晶粒尺寸随着变形温度的升高而增加．当温度为 1000 ℃ 时，试样心部出现项链状组织，原始晶界处出现非常细小的再结晶晶粒，原始晶粒内部出现大量的滑移带; 温度升高到 1100 ℃，滑移带几乎完全消失，原始晶界处出现大量的再结晶晶粒; 当变形温度为 1200 ℃时，试样心部再结晶体积分数达到 95% 以上，晶粒均匀细小．这说明温度对材料再结晶影响很大．原因是动态再结晶是一个热激活过程，温度越高，动态再结晶越容易发生．从图 7( d) 、( b) 、 ( e) 和( f) 可以看出，试样心部的再结晶体积分数随着应变速率的升高而降低．当应变速率为 0. 01 s － 1时，再结晶体积分数接近 85% ，试样心部存在少量被压长的未再结晶晶粒; 随着应变速率的升高，再结晶体积分数下降，当应变速率达到 1 s － 1 时再结晶体积分数仅为 · 2541 ·

杨晓雅等：核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为 ·1453· 60%.出现这种现象的原因如下：应变速率越小，材料从图8中可以看出，动态再结晶体积分数随着初始达到相同变形量时所用的时间越长，为动态再结晶提晶粒度的增加而减小.这是因为较小的初始晶粒度为再供的时间越充足结晶晶粒形核提供更多的晶界位置，再结晶形核率高 100um 100m 图8不同初始品粒度的试样在温度为1100℃、应变速率为1s1的变形条件下真应变达到0.5时的心部组织.(a)122um:(b)297m Fig.8 Microstructures at the core of specimens deformed to a strain of.5 at a temperature of 1100C and a strain rate of1swith different initial grain sizes:(a)122μm:(b)297μm 动态再结晶晶粒尺寸受变形温度、应变速率、变形量比如图9所示.从图9中可以看出模拟值和试验值存和初始晶粒度的影响可表示为在一定的误差.这是因为在方程(11)中，￡和分别代表真应变和真应变速率，而DEFORM3D软件在模 dn=adexp RT (9) 拟过程中使用等效应变和等效应变速率进行计算.压式中，da为动态再结晶晶粒尺寸，a2、h2n2和m2为材缩试样心部真应变和等效应变随压下率的变化规律如料常数，Q2为激活能图10所示.可以看出真应变和等效应变之间的差值对方程(9)利用最小二乘法原理进行计算，可以随着压下率的增加而增大，表明利用方程(11)模拟的得到再结晶晶粒尺寸的表达式如下：动态再结晶体积分数的模拟值与试验值之间的误差会随着压下率的增加而增大 dn=2.60×10e-a”e-a"exp -175166 RT 100 122umm.0.1s (10) 2.5动态再结晶模型修正对2.3和2.4节建立的动态再结晶模型进行总结，可表示为 60 。900℃模拟值 ●1000℃模拟值 =1脚-242）] 40 ▲1100℃模拟值、1200℃模拟值 900℃试验值 1000℃试验值 e。=0.38ep, 1100℃试验值 1200℃试验值 e,=6.00×10-3d65 aosexp /214131 RT 05 1.0 15 2.0 25 真应变 8a5=2.10×10-exp 60310 RT 图9动态再结品体积分数模拟值（未修正模型）与试验值对比 Fig.9 Comparison between the simulated (using the unmodified 4=2.60×10 "caxg-aDep(-l751661 model)and experimental values of DRX volume fraction RT (11) 将方程(11)中的真应变和真应变速率替换为相将公式(11)中动态再结晶模型导入DEFORM.3D 应的等效应变和等效应变速率，修正后的动态再结晶软件中模拟材料的动态再结晶行为.初始晶粒度为模型如方程(12)所示.将方程(12)中动态再结晶模 122um的试样，当应变速率为0.1s时，在不同变形型导入DEFORM-3D软件中，计算获得的动态再结晶温度下心部动态再结晶体积分数模拟值和试验值的对体积分数模拟值和试验值的对比如图11所示.从图

杨晓雅等: 核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为 60% ．出现这种现象的原因如下: 应变速率越小，材料达到相同变形量时所用的时间越长，为动态再结晶提供的时间越充足．从图8 中可以看出，动态再结晶体积分数随着初始晶粒度的增加而减小．这是因为较小的初始晶粒度为再结晶晶粒形核提供更多的晶界位置，再结晶形核率高．图 8 不同初始晶粒度的试样在温度为 1100 ℃、应变速率为 1 s － 1的变形条件下真应变达到 0. 5 时的心部组织． ( a) 122 μm; ( b) 297 μm Fig． 8 Microstructures at the core of specimens deformed to a strain of 0. 5 at a temperature of 1100 ℃ and a strain rate of 1 s － 1 with different initial grain sizes: ( a) 122 μm; ( b) 297 μm 动态再结晶晶粒尺寸受变形温度、应变速率、变形量和初始晶粒度的影响可表示为 ddrx = a2 d h2 0 ε n2 ε ·m2 ( exp Q2 ) ＲT ． ( 9) 式中，ddrx为动态再结晶晶粒尺寸，a2、h2、n2 和 m2 为材料常数，Q2为激活能．对方程( 9) 利用最小二乘法原理进行计算，可以得到再结晶晶粒尺寸的表达式如下: ddrx = 2. 60 × 106 d0. 49 0 ε － 0. 20ε · － 0. 13 ( exp － 175166 ) ＲT ． ( 10) 2. 5 动态再结晶模型修正对 2. 3 和 2. 4 节建立的动态再结晶模型进行总结，可表示为 Xdrx [ ( = 1 － exp － 1. 24 ε － εc ε ) 0. 5 ] 0. 95 ， εc = 0. 38εp， εp = 6. 00 × 10 － 3 d0. 45 0 ε ·0. 08 ( exp 21413 ) ＲT ， ε0. 5 = 2. 10 × 10 － 4 d0. 51 0 ε ·0. 018 ( exp 60310 ) ＲT ， ddrx = 2. 60 × 106 d0. 49 0 ε － 0. 20ε · － 0. 13 ( exp － 175166 ) ＲT            ． ( 11) 将公式( 11) 中动态再结晶模型导入 DEFOＲM-3D 软件中模拟材料的动态再结晶行为．初始晶粒度为 122 μm 的试样，当应变速率为 0. 1 s － 1时，在不同变形温度下心部动态再结晶体积分数模拟值和试验值的对比如图 9 所示．从图 9 中可以看出模拟值和试验值存在一定的误差．这是因为在方程( 11) 中，ε 和 ε · 分别代表真应变和真应变速率，而 DEFOＲM-3D 软件在模拟过程中使用等效应变和等效应变速率进行计算．压缩试样心部真应变和等效应变随压下率的变化规律如图 10 所示．可以看出真应变和等效应变之间的差值随着压下率的增加而增大，表明利用方程( 11) 模拟的动态再结晶体积分数的模拟值与试验值之间的误差会随着压下率的增加而增大．图 9 动态再结晶体积分数模拟值( 未修正模型) 与试验值对比 Fig． 9 Comparison between the simulated ( using the unmodified model) and experimental values of DＲX volume fraction 将方程( 11) 中的真应变和真应变速率替换为相应的等效应变和等效应变速率，修正后的动态再结晶模型如方程( 12) 所示．将方程( 12) 中动态再结晶模型导入 DEFOＲM-3D 软件中，计算获得的动态再结晶体积分数模拟值和试验值的对比如图 11 所示．从图 · 3541 ·

·1454. 工程科学学报，第37卷，第11期 2.5 等效应变 e。=2.28×10-365eaw4exp 21413 真应变 RT 2.0 2.0 59015 1.6 o.=0.41"eep(RT) I.5 (2)316LN钢的动态再结晶行为受温度的影响较 1.2 大，应变速率影响次之，初始晶粒度影响最小.316LN 0 ￡=0 0.8 钢的动态再结晶动力学模型和晶粒尺寸演变模型如下： 0.4 -1--124）] 0.2 0.4 0.6 08 1.0 8=2.1x10-"ep( 60310 压下桌 RT 图10压缩试样心部真应变和等效应变随压下率的变化规律 /-175166 Fig.10 Relationships of true stress and effective stress with reduc- d=2.60×10Geaep(R7 tion ratio at the core of specimens (3)对动态再结晶模型进行修正，将修正后的模 11中可以看出，修正后的模型模拟值与试验值符良型导入DEFORM-3D软件后，能更准确地预测材料的动态再结晶行为，修正后的动态再结晶方程如下：好，说明修正后的模型可以更准确地预测材料的动态再结晶行为 1-e-12()] 122um.0.1s4 100 E.=0.35e, E。=5.18×10-G12exp 24183 80 ● RT ● 59962 60 ■900℃模拟值 5as=3.7x10G8安ep(R） 1000℃模拟值 11】 40 1200℃模拟值 4.=2.53x10da”g2”ep(-l681l） RT 900℃试验值 1000℃试验值 20 1100℃试验值参考文献 1200℃试验值 [He A,Xie C L.Yang X Y,et al.A physically-based constitutive 0.5 1.0 2.0 2.5 model for a nitrogen alloyed ultralow carbon stainless steel. 真应变 Comput Mater Sci,2015,98:64 图11动态再结晶体积分数模拟值（修正模型）与试验值对比 2]He A,Xie G L,Zhang H L,et al.A modified Zerilli-Armstrong Fig.11 Comparison between the simulated (using the modified mod- constitutive model to predict hot deformation behavior of 20CrMo el)and experimental values of DRX volume fraction alloy steel.Mater Des,2014,56:122 B]Momeni A,Kazemi S,Ebrahimi G,et al.Dynamic recrystalliza- 1-a卿-1)] tion and precipitation in high manganese austenitic stainless steel during hot compression.Int J Min Metall Mater,2014,21(1): 8。=0.358。, 6 E。=5.18×10-36空.mep 24183 4]Xiong Z P,Ren X P,Bao W P,et al.Effect of high temperature RT and high strain rate on the dynamic mechanical properties of Fe- a,=3.17×10-空ep(R 59962 30Mn-3Si-4Al TWIP steel.Int J Min Metall Mater,2013,20 (9):835 m=2.53×10'd4e-ao容ep(681 [5]Lin Y C.Chen X M.A eritical review of experimental results and RT constitutive descriptions for metals and alloys in hot working. (12) Mater Des,2011,32(4):1733 [6] Samantaray D,Patel A,Borah U,et al.Constitutive flow behav- 3结论 ior of IFAC austenitic stainless steel depicting strain saturation over a wide range of strain rates and temperatures.Mater Des, (1)在高温变形条件下，316LN奥氏体不锈钢的 2014,56:565 动态回复行为不容易发生，其临界应变和临界应力的 7]Haj M,Mansouri H.Vafaei R,et al.Hot compression deforma- 表达式如下： tion behavior of AlSI 321 austenitic stainless steel.Int Min

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期图 10 压缩试样心部真应变和等效应变随压下率的变化规律 Fig． 10 Ｒelationships of true stress and effective stress with reduction ratio at the core of specimens 11 中可以看出，修正后的模型模拟值与试验值符良好，说明修正后的模型可以更准确地预测材料的动态再结晶行为．图 11 动态再结晶体积分数模拟值( 修正模型) 与试验值对比 Fig． 11 Comparison between the simulated ( using the modified model) and experimental values of DＲX volume fraction Xdrx [ ( = 1 － exp － 1. 27 ε － εc ε ) 0. 5 ] 0. 91 ， εc = 0. 35εp， εp = 5. 18 × 10 － 3 d0. 51 0 ε ·0. 093 ( exp 24183 ) ＲT ， ε0. 5 = 3. 17 × 10 － 4 d0. 53 0 ε ·0. 016 ( exp 59962 ) ＲT ， ddrx = 2. 53 × 109 d － 0. 74 0 ε － 0. 013ε ·0. 10 ( exp － 168111 ) ＲT            ． ( 12) 3 结论 ( 1) 在高温变形条件下，316LN 奥氏体不锈钢的动态回复行为不容易发生，其临界应变和临界应力的表达式如下: εc = 2. 28 × 10 － 3 d0. 45 0 ε ·0. 084 ( exp 21413 ) ＲT ， σc = 0. 41d0. 11 0 ε ·0. 14 ( exp 59015 ) ＲT { ． ( 2) 316LN 钢的动态再结晶行为受温度的影响较大，应变速率影响次之，初始晶粒度影响最小． 316LN 钢的动态再结晶动力学模型和晶粒尺寸演变模型如下: Xdrx [ ( = 1 － exp － 1. 24 ε － εc ε ) 0. 5 ] 0. 95 ， ε0. 5 = 2. 1 × 10 － 4 d0. 51 0 ε ·0. 018 ( exp 60310 ) ＲT ， ddrx = 2. 60 × 106 d0. 49 0 ε － 0. 20ε · － 0. 13 ( exp － 175166 ) ＲT        ． ( 3) 对动态再结晶模型进行修正，将修正后的模型导入 DEFOＲM-3D 软件后，能更准确地预测材料的动态再结晶行为，修正后的动态再结晶方程如下: Xdrx [ ( = 1 － exp － 1. 27 ε － εc ε ) 0. 5 ] 0. 91 ， εc = 0. 35εp， εp = 5. 18 × 10 － 3 d0. 51 0 ε ·0. 093 ( exp 24183 ) ＲT ， ε0. 5 = 3. 17 × 10 － 4 d0. 53 0 ε ·0. 016 ( exp 59962 ) ＲT ， ddrx = 2. 53 × 109 d － 0. 74 0 ε － 0. 013ε ·0. 10 ( exp － 168111 ) ＲT            ．参考文献［1］ He A，Xie G L，Yang X Y，et al． A physically-based constitutive model for a nitrogen alloyed ultralow carbon stainless steel． Comput Mater Sci，2015，98: 64 ［2］ He A，Xie G L，Zhang H L，et al． A modified Zerilli--Armstrong constitutive model to predict hot deformation behavior of 20CrMo alloy steel． Mater Des，2014，56: 122 ［3］ Momeni A，Kazemi S，Ebrahimi G，et al． Dynamic recrystallization and precipitation in high manganese austenitic stainless steel during hot compression． Int J Min Metall Mater，2014，21( 1) : 36 ［4］ Xiong Z P，Ｒen X P，Bao W P，et al． Effect of high temperature and high strain rate on the dynamic mechanical properties of Fe-- 30Mn--3Si--4Al TWIP steel． Int J Min Metall Mater，2013，20 ( 9) : 835 ［5］ Lin Y C，Chen X M． A critical review of experimental results and constitutive descriptions for metals and alloys in hot working． Mater Des，2011，32( 4) : 1733 ［6］ Samantaray D，Patel A，Borah U，et al． Constitutive flow behavior of IFAC-1 austenitic stainless steel depicting strain saturation over a wide range of strain rates and temperatures． Mater Des， 2014，56: 565 ［7］ Haj M，Mansouri H，Vafaei Ｒ，et al． Hot compression deformation behavior of AISI 321 austenitic stainless steel． Int J Min · 4541 ·

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