D0I:10.13374/i.issnl00113.2009.12.019 第31卷第12期 北京科技大学学报 Vol.31 No.12 2009年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2009 316L不锈钢动态再结晶行为 项建英) 宋仁伯)任培东) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)酒泉钢铁股份有限公司技术中心，嘉输关735100 摘要在Gleeble-一l500热模拟试验机上，通过高温压缩实验对316L不锈钢的动态再结晶行为进行了系统研究.结果表 明：316L不锈钢热变形加工硬化倾向性较大，在真应力应变曲线上没有出现明显的应力峰值9，；316L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316L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TG142.71 Dynamic recrystallization behavior of 316 L stainless steel XIANG Jian-ying,SONG Ren-bo).REN Pei-dong2) 1)School of Materials Science and Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China 2)Technological Center.Jiuquan Iron &Steel Co.Ltd.Jiayuguan 735100.China ABSTRACT Dynamic recrystallization(DRX)in 316 L stainless steel was systematically studied by high temperature compression tests on a Gleeble-1500 thermal simulation testing machine.The results show that 316L stainless steel has a large hot work-hardening tendency and there is no peak stress on its true stress"strain 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 de- formation equation of 316 L stainless steel were derived after 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 Zener-Hollomon parameter of 316 L stainless steel were obtained. KEY WORDS stainless steel:stress"strain curve:dynamic recrystallization:thermal deformation 316L不锈钢属于铬镍系奥氏体不锈钢，由于 了热变形方程，这些结果为316L不锈钢动态再结 其优良的耐海水腐蚀、耐晶间腐蚀、高温力学性能和 晶的理论发展和实际生产提供了参考， 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】.动态再结晶是发生在 1实验材料及实验方法 热变形过程中的一种重要的软化机理，对晶粒大 实验材料取自工业生产的大型316L不锈钢连 小、形态以及后续的静态再结晶的发生有着重要的 铸坯，取样位置为铸坯横截面的1/4处，并机加工 影响，因此研究316L不锈钢动态再结晶机理，对 成8mmX12mm的Rastegaev标准压缩试样，试 控制晶粒大小、形态和均匀程度，改善材料性能有 样的化学成分见表1， 直接的指导作用，具有重要的学术意义和工程价 高温压缩实验在Gleeble一l500热模拟试验机 值.本文从高温压缩实验出发，对316L不锈钢动 上进行，采用圆柱形碳化钨作为压头，在压缩试样 态再结晶行为进行了系统研究，分析了316L不锈 端部涂抹一层MoS2高温润滑剂，以减少变形过程 钢的高温变形特征和真应力应变曲线，得到了动态 中试样与压头之间的摩擦，保证压缩变形的均匀性 再结晶发生的临界条件，并运用数学分析方法得到 和稳定性，实验采用的变形温度分别为950,1000， 收稿日期：2009-03-26 作者简介：项建英(1985一)，男，硕士研究生；宋仁伯(l970一)，男，副教授，博士，E-mail:songrb@mater~ustb.ed:cm
316L 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316L 不锈钢的动态再结晶行为进行了系统研究．结果表 明：316L 不锈钢热变形加工硬化倾向性较大在真应力应变曲线上没有出现明显的应力峰值 σp；316L 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316L 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∙71 Dynamic recrystallization behavior of316L stainless steel XIA NG Jian-ying 1）SONG Ren-bo 1）REN Pe-i dong 2） 1） School of Materials Science and EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 2） Technological CenterJiuquan Iron ＆ Steel Co．LtdJiayuguan735100China ABSTRACT Dynamic recrystallization （DRX） in 316L stainless steel was systematically studied by high temperature compression tests on a Gleeble-1500thermal simulation testing machine．T he results show that316L stainless steel has a large hot work-hardening tendency and there is no peak stress on its true stress-strain flow curves．DRX occurs in the hot working of 316L stainless steelbut DRX grains can be observed only in the local area of metallographic phase．T he activation energy for deformation and the thermal deformation equation of 316L stainless steel were derived after the fitting analysis of experimental data of DRX．T he critical strain and the critical stress of DRX as well as the relationship between steady state stress during hot deformation and Zener-Hollomon parameter of 316L stainless steel were obtained． KEY WORDS stainless steel；stress-strain curve；dynamic recrystallization；thermal deformation 收稿日期：2009-03-26 作者简介：项建英（1985－）男硕士研究生；宋仁伯（1970－）男副教授博士E-mail：songrb＠mater．ustb．edu．cn 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●8mm×12mm 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9501000 第31卷 第12期 2009年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．12 Dec．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．12．019
,1556, 北京科技大学学报 第31卷 表1316L不锈钢试样的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of 316L stainless steel % C 分 Mn P Ni Cr Cu Mo N 0.016 0.510 1.110 0.022 0.001 10.110 16.320 0.030 2.060 0.0320 1050,1100,1150,1200和1250℃，应变速率分别 为0.01,0.1,0.5,1,2.5,5和10s1.试样以10℃. 2实验结果及分析 s的加热速率加热到变形温度并保温2min,以消 2.1316L不锈钢变形抗力的变化规律 除试样内部的温度梯度，然后在变形温度下以不同 图1是316L不锈钢高温压缩的真应力应变曲 的应变速率压缩到真应变0.91（工程应变约 线.，不锈钢高温压缩变形过程一般可分为两个阶 60%),压缩热变形结束瞬间喷水快速冷却，以冻 段：第1阶段为强加工硬化阶段，即在变形开始时， 结奥氏体不锈钢高温变形后的形变组织，然后制备 随着应变的增加，位错不断增殖，位错的交互作用 试样观察显微组织，采用(FCl3十HCl十H2O)溶液 又增大了位错运动的阻力，应力迅速上升，呈现明 侵蚀试样. 显的加工硬化；第2阶段是稳加工硬化阶段，当应 160 (a) 950℃ 160Fb) e=0.01s1 -1000℃ 7T-1250℃ 10s 120 120 1050℃ w25s1 80 0.5 s- 680 1150℃ 1100℃ 1200℃ cp4个 0.01s 40 1250℃ 0.20.40.60.81.012 020.40.60.81.012 e 图1316L不锈钢高温压缩的真应力应变曲线.(a)=0.01；1；(b)T=1250℃ Fig.1 True stress strain curves of 316L stainless steel in high temperature compression tests:(a)0.01s;(b)T=1250C 变达到软化的临界应变时（包括动态回复临界应变 象，但这并不能说明316L不锈钢在变形过程中没 和动态再结晶临界应变)，晶粒便开始了软化过程， 有发生动态再结晶，应力峰值不是判断动态再结晶 但软化作用始终抵消不了加工硬化的作用.由图1 的必要条件门， 可以看出316L不锈钢流变应力的特点，即在整个 从数学角度上分析，动态再结晶开始的临界点 变形过程中加工硬化都存在，流变应力一直增加， 在曲线0-o,ln0no和ln-e的偏转点上意味着 没有出现通常的流变应力峰值现象， (⑦/ao)与加工硬化率Y成正比[].根据定义，规 2.2316L不锈钢动态再结晶的临界应变 范化的加工硬化率为： 经典判断动态再结晶的方法是判断应力应变曲 1 Y=- 0 (1) 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 在动态再结晶启动时： Poliak和Jonas指出，对于某些奥氏体不锈钢，虽 ad 0t =CYee=C (C为常数) (2) 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 式(2)等价于： Jn 的，因此用是否出现峰值来考虑再结晶显然是不 =C an可，e (3) 够.Poliak、.Medina和McQueen等J发现，奥氏体 因此在ln0Hino曲线上也可以看到动态再结晶开始 不锈钢的动态再结晶过程中曲线0o、ln01no和 的偏转点，同样式(2)也可以改写成 ln0-e(0=o/月e,o为真应力，e为真应变)出现 偏转，其偏转点即为动态再结晶的开始 ∂ge(aet (4) 如图1和图2(a)所示，虽然316L不锈钢的真 因此在ln-e曲线上也能反映动态再结晶的开始. 应力应变曲线上没有出现典型的流变应力峰值现 实际上，式（③）、式(4)是利用傅里叶变换将式
表1 316L 不锈钢试样的化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of 316L stainless steel ％ C Si Mn P S Ni Cr Cu Mo N 0∙016 0∙510 1∙110 0∙022 0∙001 10∙110 16∙320 0∙030 2∙060 0∙0320 1050110011501200和1250℃应变速率分别 为0∙010∙10∙512∙55和10s －1．试样以10℃· s －1的加热速率加热到变形温度并保温2min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 ε · 压缩到真应变 0∙91（工程应变约 60％）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（FeCl3＋HCl＋H2O）溶液 侵蚀试样． 2 实验结果及分析 2∙1 316L 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 图1 316L 不锈钢高温压缩的真应力－应变曲线．（a） ε·＝0∙01s －1；（b） T＝1250℃ Fig．1 True stress-strain curves of 316L stainless steel in high temperature compression tests：（a） ε·＝0∙01s －1；（b） T＝1250℃ 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． 2∙2 316L 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 Jonas ［4］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 θ－σ、lnθ－lnσ和 lnθ－ε（θ＝∂σ／∂εσ为真应力ε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θ－σ、lnθ－lnσ和 lnθ－ε的偏转点上意味着 （∂θ／∂σ）ε·与加工硬化率 γε·成正比［4］．根据定义规 范化的加工硬化率为： γε·＝ 1 σ ∂σ ∂εε·＝ θ σ （1） 在动态再结晶启动时： ∂θ ∂σε·c ＝Cγε·c＝C θc σc （C 为常数） （2） 式（2）等价于： ∂lnθ ∂lnσε·c ＝C （3） 因此在 lnθ－lnσ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 ∂θ ∂σε·＝ ∂lnθ ∂ε ε· （4） 因此在 lnθ－ε曲线上也能反映动态再结晶的开始． 实际上式（3）、式（4）是利用傅里叶变换将式 ·1556· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 项建英等：316L不锈钢动态再结晶行为 ,1557. (a) 200 2.5s1 (b) 120 7T-1200℃ T=1200℃ D 160 A)=0.01s 0.5s1 B=0.1s1 90 6C0.5s1 120 D2.5s1 0.1s1 60 80 30 40 0.20.40.60.81.0 1.2 3040 5060708090100 o/MPa (e) T=1200℃ 9(d) T=1200℃ 8- A0.01s A)0.01s B)-0.1s B)0.1s1 C)05s C)-0.5s1 (D)-2.5s D=2.5s1 9 D B 3.2343.63.84.04.24.44.64.85.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.01.2 In(o/MPa) e 图2316L不锈钢在1200℃变形的真应力应变曲线和加工硬化曲线.(a)一e曲线；(b)一o曲线：(c)ln一1no曲线；(d)ln-e曲线 Fig.2 True stress strain curves and work-hardening curves of 316L stainless steel compressed at 1200C:(a)curve:(b)0 curve.(e)In Ina curve:(d)In curve (2)对应的曲线变得更加光滑和准确，从式(3)对应 表21200℃时316L不锈钢动态再结晶的实验数据 的ln0Hno曲线可以得出动态再结晶发生的临界应 Table 2 Experimental data of dynamic recrystallization in 316 L stain- 力值，而从式(4)对应的ln0e曲线可以得出动态 less steel at1200℃ 再结晶发生的临界应变 G/MPa 6/MPa 图2(b)~(d)为316L不锈钢在变形温度为 0.01 38.5 42.7 0.07 0.12 1200℃、变形速率分别为0.01,0.1,0.5和2.5s1 0.1 46.3 51.4 0.06 0.10 下的加工硬化曲线，图中箭头处为加工硬化曲线的 0.5 62.6 75.5 0.08 0.13 2.5 73.3 81.4 0.09 0.15 偏转点，表示在此处开始发生动态再结晶，由 图2(b)、(©)曲线的偏转点可以得到相应变形条件 结晶发生在局部区域，这也许就是316L不锈钢动 下动态再结晶发生的临界应力值o。,由图2(d)中 态再结晶的特点之一，即其在高温变形时会发生动 曲线的偏转点可以得出动态再结晶发生的临界应变 态再结晶，但动态再结晶不完全，在微观组织的局 。·由于316L不锈钢的流变应力曲线上没有明显 部区域发生，因此其软化作用不能完全抵消加工硬 的峰值应力，因此无法定义/o。和/。，这种情 化的作用， 况下通常可以考虑将稳态应力·，作为最大的流变 2.3316L不锈钢的热变形方程 应力，因此在动态再结晶开始时可以根据σ/。，这 动态再结晶是由热激活能控制的过程，与Z参 一比值得到稳态应力6，表2是316L不锈钢在 数(Zener Hollomon参数)有关[].Z一般表示为： 1200℃不同的变形速率下发生动态再结晶的稳态 Z=texp(Q/RT)-f() (5) 应力值6和稳态应变值E· 式中，为变形速率；Q为热变形激活能；R为摩 图3是与图2中的变形条件相对应的高温形变 尔气体常量；T为热力学温度；f(σ)为应力函数， 微观组织.由图可知，在各个变形条件下，变形过 为了计算方便，常取峰值应力·。或者稳态应力σ， 程中都有不同程度动态再结晶发生，但从总体来 在本实验中，由于316L不锈钢没有明显的峰值应 看，再结晶等轴晶粒分散地分布在金相图中，动态再 力，因此采用稳态应力¤，来表达应力函数，应力函
图2 316L 不锈钢在1200℃变形的真应力－应变曲线和加工硬化曲线．（a） σ－ε曲线；（b） θ－σ曲线；（c） lnθ－lnσ曲线；（d） lnθ－ε曲线 Fig．2 True stress-strain curves and work-hardening curves of316L stainless steel compressed at1200℃：（a） σ-εcurve；（b） θ-σcurve（c） lnθ- lnσcurve；（d） lnθ-εcurve （2）对应的曲线变得更加光滑和准确．从式（3）对应 的 lnθ－lnσ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 lnθ－ε曲线可以得出动态 再结晶发生的临界应变． 图2（b）～（d）为316L 不锈钢在变形温度为 1200℃、变形速率分别为0∙010∙10∙5和2∙5s －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 σc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 εc．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 σc／σp 和 εc／εp这种情 况下通常可以考虑将稳态应力 σs 作为最大的流变 应力因此在动态再结晶开始时可以根据 σc／σs 这 一比值得到稳态应力 σs．表2是316L 不锈钢在 1200℃不同的变形速率下发生动态再结晶的稳态 应力值 σs 和稳态应变值εs． 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2 1200℃时316L 不锈钢动态再结晶的实验数据 Table2 Experimental data of dynamic recrystallization in316L stainless steel at 1200℃ ε· σc／MPa σs／MPa εc εs 0∙01 38∙5 42∙7 0∙07 0∙12 0∙1 46∙3 51∙4 0∙06 0∙10 0∙5 62∙6 75∙5 0∙08 0∙13 2∙5 73∙3 81∙4 0∙09 0∙15 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． 2∙3 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＝ε · exp（ Q／RT）＝ f （σ） （5） 式中ε ·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 （σ）为应力函数 为了计算方便常取峰值应力 σp 或者稳态应力 σs 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σs 来表达应力函数．应力函 第12期 项建英等：316L 不锈钢动态再结晶行为 ·1557·
.1558. 北京科技大学学报 第31卷 a 100um 100Hm (d) 00m 100m 图3316L不锈钢在1200℃下不同变形速率的高温形变组织.(a)=0.01s:(b)=0.1s:(c)=0.5s1:(d)=2.5s-1 Fig.3 Microstructures of 316L stainless steel hot-deformed at 1200C and different strain rates:(a)=0.01s (b)=0.1s (c)=0.5 s1;(d)=2.5s1 数f()有以下几种表现形式： =4.47×105[sinh(0.013o)]4-12. A'a (6) exp(-450218/RT) (12) f(a)=Bexp(Bo.) (7) 热变形激活能Q是软化过程难易程度的表征. A [sinh(a.)] (8) 本次实验研究得到的316L不锈钢的热变形激活能 式中，A'、n'、B、B、A和n为常数.式(6)为幂函数 为Q=450.218 kJ.mol-1,略低于316不锈钢的热 模型，适用于高温低应变率条件；式(7)为指数函 变形激活能454 kJ'mol-1山. 数模型，适用于低温高应变率条件；式(6)、式(7) 图4为应变速率对稳态应力的影响曲线，由图 可合并为式(8)，为双曲正弦函数模型，此模型可 可知，在同一变形温度下，316L不锈钢的 描述所有热变形条件下的动态再结晶过程，其中α ln[sinh(ao,)]与ln呈线性关系，随着应变速率的 可由式(6)幂函数模型中的n'与式(7)指数模型中 增加，稳态应力呈线性增加 的B共同确定，即a=/n').再将式(5)与式(8) Z参数被广泛用来表示变形温度以及应变速率 合并，则Z参数可完整表示为： 对热变形过程的综合作用，通过已求得的热变形激 Z=texp(Q/RT)=A [sinh(ac,)] (9) 活能Q值，由式(10)可以计算出316L不锈钢热变 式(9)变换得到： 形的Z参数，由图5可以看出，随着Z值的增加， A[sinh(ao,)]"exp(-Q/RT) (10) 316L不锈钢的热变形稳态应力也相应增加， 其对数形式为： 图4、图5曲线几乎一致，主要是因为参数Z In e=lnA+nln[sinh(ao,)]-0/RT (11) 与的比值是一个不变的数值，由式(9)可知此数值 采用麦夸特法和通用全局优化法[1]进行回归， 等于exp(Q/RT),lnZ=ln+Q/RT,即 可以得到系数a=0.013,A=4.47×105,n= ln[sinh(ao)]与lnZ的线性关系就是ln[sinh(ao,)] 4.12,0=450.218 kJ-mol1.故316L不锈钢的热 与(In十Q/RT)的线性关系，因此两曲线斜率一 变形方程为： 样，但截距相差Q/RT
图3 316L 不锈钢在1200℃下不同变形速率的高温形变组织．（a） ε·＝0∙01s －1；（b） ε·＝0∙1s －1；（c） ε·＝0∙5s －1；（d） ε·＝2∙5s －1 Fig．3 Microstructures of316L stainless steel hot-deformed at1200℃ and different strain rates：（a） ε·＝0∙01s －1；（b） ε·＝0∙1s －1；（c） ε·＝0∙5 s －1；（d） ε·＝2∙5s －1 数 f （σ）有以下几种表现形式： f （σ）＝ A′σn′ s （6） Bexp（βσs） （7） A ［sinh（ασs）］ n （8） 式中A′、n′、B、β、A 和 n 为常数．式（6）为幂函数 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 α 可由式（6）幂函数模型中的 n′与式（7）指数模型中 的β共同确定即 α＝β／n′［9］．再将式（5）与式（8） 合并则 Z 参数可完整表示为： Z＝ε · exp（ Q／RT）＝ A ［sinh（ασs）］ n （9） 式（9）变换得到： ε ·＝ A ［sinh（ασs）］ n exp（－ Q／RT） （10） 其对数形式为： lnε ·＝ln A＋ nln［sinh（ασs）］－ Q／RT （11） 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 α＝0∙013A ＝4∙47×1015n ＝ 4∙12Q＝450∙218kJ·mol －1．故316L 不锈钢的热 变形方程为： ε ·＝4∙47×1015［sinh（0∙013σs）］ 4∙12· exp（－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＝450∙218kJ·mol －1略低于316不锈钢的热 变形激活能454kJ·mol －1［11］． 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 的 ln［sinh（ασs）］与 lnε ·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ε ·的比值是一个不变的数值由式（9）可知此数值 等 于 exp （ Q／RT ） lnZ ＝ lnε · ＋ Q／RT 即 ln［sinh（ασs）］与 lnZ 的线性关系就是 ln［sinh（ασs）］ 与（lnε ·＋ Q／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
第12期 项建英等：316L不锈钢动态再结晶行为 .1559. t=4.47×105[sinh(0.013o,)]4.12. 0.8 7=1200℃ exp(-450218/RT), 0.4 (3)316L不锈钢的ln[sinh(ao,)]与ln呈线 性关系，即稳态应力σ，随着应变速率的增加而增 0 加，n[sinh(ao)]与lnZ也呈线性关系，且两曲线 斜率一样，截距相差Q/RT. -0.4 0.8L -3 -2-101 参考文献 In(e/s) [1]Ding B F,Wu Y.Cao B,et al.Martensite transformation in- 图4316L不锈钢热变形稳态应力与应变速率的关系 duced by deformation and its phase electrochemical behavior for Fig.4 Relationship between steady state stress during hot deforma- stainless steels AISI 304 and 316L JUniv Sci Technol Beijing tion and strain rate of 316L stainless steel 2002.9(6):437 [2]Lin HG.Lin G.WuJ W.Handbook of Designation and Trade 0.8 Name of Worldwide Irons and Steels.Beijing:China Machine T=1200℃ Prss,2007:319 0.4 (林慧国，林钢，吴静雯·袖珍世界钢号手册·北京：机械工业 ((oD)qus] 出版社，2007：319) 0 [3]Li H.Luo H W,Yang C F,et al.Review on mathematical mod- eling of evolutions of microstructure and flow stress in austenite -0.4 stainless steels during the hot rolling process.Mater Re,2006, 20(10):102 0.8 323334353637383940 (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，20065,20(10)：102) 图5316L不锈钢热变形稳态应力与Z参数的关系 [4]Poliak E I.Jonas J J.Initiation of dynamic recrystallization in Fig.5 Relationship between steady state stress during hot deforma constant strain rate hot deformation.ISIJ Int,2003.43(5): 684 tion and Z parameter of 316L stainless steel [5]McQueen HJ.Yue S,Ryan N D,et al.Hot working character- 3结论 istics of steels in austenitic state.Mater Process Technol.1995. 53.293 [6]Medina S F,Hernandez C A.Modelling of the dynamic recrystal- (1)316L不锈钢在整个变形过程中流变应力 lization of austenite in low alloy and microalloyed steels.Acta 一直增加，没有出现通常的流变应力峰值现象，但 Mater,1996,44(1):165 是金相组织观察表明，316L不锈钢在高温变形过 [7]Abbas N.Jonas JJ.Predicting the critical stress for initiation of 程中确实发生了动态再结晶，不过动态再结晶不完 dynamic recrystallization.ISIJ Int,2006,6(11):1679 全，仅在局部区域发生，正是这种软化作用不能完 [8]Zener C.Hollomon J H.Effect of strain rate upon the plastic flow 全抵消加工硬化作用，才造成整个变形过程中流变 of steel.Appl Phys.1944.15(1):22 [9]Srinivasan N.Prasad Y R K.Hot working characteristics of ni- 应力一直增加，因此不能利用是否出现流变应力峰 monic 75.80A and 90 superalloys:a comparison using processing 值来判断是否发生动态再结晶，而应该利用一σ、 maps.JMater Process Technol,1995.51:171 ln0一no或ln0-e曲线上是否出现偏转来判断动态 [10]Lan S H.Lee H J.Lee S H.et al.Experimental and numerical 再结晶发生与否 study on the viscoelastic property of polycarbonate near glass (2)采用麦夸特法和通用全局优化法对给定的 transition temperature for micro thermal imprint process.Mater Des,2009,30(9):3881 热变形条件下的动态再结晶数据进行拟合，得到 [11]Kocks U F,Mecking HA.Mechanism for Static and Dynamic 316L不锈钢的热变形激活能为450.218kmol1, Recovery Strength of Metals and Alloys.Oxford:Pergamon 其热变形方程为： Press,1985:345
图4 316L 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 deformation and strain rate of 316L stainless steel 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 deformation and Z parameter of 316L stainless steel 3 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 θ－σ、 lnθ－lnσ或 lnθ－ε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 316L 不锈钢的热变形激活能为450∙218kJ·mol －1 其热变形方程为： ε ·＝4∙47×1015［sinh（0∙013σs）］ 4∙12· exp（－450218／RT）． （3）316L 不锈钢的 ln ［sinh（ασs）］与 ln ε ·呈线 性关系即稳态应力 σs 随着应变速率ε ·的增加而增 加ln［sinh（ασs）］与 lnZ 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 FWu YCao Bet al．Martensite transformation induced by deformation and its phase electrochemical behavior for stainless steels AISI 304and316L．J Univ Sci Technol Beijing 20029（6）：437 ［2］ Lin H GLin GWu J W．Handbook of Designation and T rade Name of Worldwide Irons and Steels．Beijing：China Machine Press2007：319 （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 HLuo H WYang C Fet al．Review on mathematical modeling of evolutions of microstructure and flow stress in austenite stainless steels during the hot rolling process．Mater Rev2006 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200620（10）：102） ［4］ Poliak E IJonas J J．Initiation of dynamic recrystallization in constant strain rate hot deformation．ISIJ Int200343（5）： 684 ［5］ McQueen H JYue SRyan N Det al．Hot working characteristics of steels in austenitic state．J Mater Process Technol1995 53：293 ［6］ Medina S FHernandez C A．Modelling of the dynamic recrystallization of austenite in low alloy and microalloyed steels． Acta Mater199644（1）：165 ［7］ Abbas NJonas J J．Predicting the critical stress for initiation of dynamic recrystallization．ISIJ Int200646（11）：1679 ［8］ Zener CHollomon J H．Effect of strain-rate upon the plastic flow of steel．Appl Phys194415（1）：22 ［9］ Srinivasan NPrasad Y R K．Hot working characteristics of nimonic7580A and90superalloys：a comparison using processing maps．J Mater Process Technol199551：171 ［10］ Lan S HLee H JLee S Het al．Experimental and numerical study on the viscoelastic property of polycarbonate near glass transition temperature for micro thermal imprint process．Mater Des200930（9）：3881 ［11］ Kocks U FMecking H A．Mechanism for Static and Dynamic Recovery Strength of Metals and Alloys．Oxford：Pergamon Press1985：345 第12期 项建英等：316L 不锈钢动态再结晶行为 ·1559·