9Cr18不锈钢热变形行为研究
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第35卷第6期
2012年12月武汉科技大学学报
JournalofWuhan
UniversityofScience
and
TechnologyV01.35。No.6
Dec.2012
9Crl8不锈钢热变形行为研究
赵翠清,宋仁伯,赵
聪,潘东远
(北京科技大学材料科学与工程学院,北京,100083)
摘要:采用Gleeble一1500型热模拟试验机对9Crl8马氏体不锈钢在850~1
150℃、应变速率为0.01~10
s-1
变形条件下的热压缩变形行为进行研究。根据真应力一应变曲线,分析变形温度和应变速率对9Crl8不锈钢
变形抗力的影响,计算其形变激活能,并建立9Crl8不锈钢的变形抗力模型和热变形流变应力方程。结果表
明,应变速率一定时,9Crl8动态再结晶临界变形量£。随温度的升高而降低,高的形变温度和低的应变速率有
利于动态再结晶的发生;9Crl8不锈钢形变激活能为461.7
kJ/tool;所建变形抗力模型的拟合性良好,数据稳
定性好。
关键词:9Crl8不锈钢;真应力一应变;变形抗力;本构方程
中圈分类号:TGl42.71
文献标志码:A文章编号:1
674—3644(2012)06—0427—05
9Crl8属于马氏体不锈钢,淬火后具有高硬
度、高耐磨性和耐腐蚀性,常用于制作不锈钢轴
承,而轴承零件经常处于摩擦、高温等工况。近几
十年来,国内外关于9Crl8不锈钢的研究报道有
很多,其中大多数是对其耐磨性和耐蚀性的研究,
或是针对具体轴承零件的特点进行的工艺改良,
而针对9Crl8不锈钢热变形行为的研究还相对较
少。为此,作者采用Gleeble一1500型热模拟试验
机对9Crl8不锈钢进行不同参数条件下的高温压
缩试验,研究变形温度、应变速率等对其变形抗力
的影响,并建立9Crl8的变形抗力模型,分析其在
高温压缩过程中的变形特征,以期为9Crl8不锈
钢在实际生产中的工艺参数制定提供参考。
1试验材料与方法
试验材料为符合GB/71220--2007的9Crl8
棒料,直径为10mm,其化学成分如表1所示。
采用车削加工除去棒材表面1mm厚度材料,径
向切割,制成西8mm×15mm的标准压缩试样。
表19Crl8不锈钢的化学成分('.,。/%)
Table1Chemical
compositionsof
9Crl8stainlesssteel高温压缩试验在Gleeble一1500型热模拟试验
机上进行,氩气保护。采用圆柱形碳化钨作压头,
试验时压缩端面涂抹MoS:高温润滑剂,以减小
由摩擦引起的试验误差,保证变形的均匀性和稳
定性Ⅲ。
采用DSC差热分析扫描仪测出试样熔点为
1384。C,根据熔点制定热压缩试验温度为850~
1100℃,变形速率为0.01~10.0S~。试验设计
工艺如图1所示。
图1热压缩试验工艺示意图
Fig.1Schematic
diagramofhot
compressiondeformation
2结果与分析
2.1应力-应变曲线分析
图2为试样在不同工艺条件下的真应力一应
变曲线。由图2可以看出,试样在不同的应变速
率或应变温度下变形的过程中都出现了峰值应
收稿日期:2012—09—16
基金项目:国家自然科学基金资助项目(51175036).
作者简介:赵翠清(1986一),女,北京科技大学硕士生.E—mail:ysdxzhaocuiqing_@126.corn
通讯作者:宋仁伯(1970一),男,北京科技大学教授,博士生导师.E—mail:songrb@mater.ustb.edu.cn
万方数据武汉科技大学学报2012年第6期
(a)丁=850℃
山
要
R
氇
撼(b)T—1000℃
芒
宝
\
o
毪
撼(C)÷一0.5
S
(d)÷一10.0
s
图29Crl8不锈钢的真应力一应变曲线
Fig.2Truestress-truestrain
curvesof9Crl8
stainlesssteel
力,即都发生了动态再结晶。
变形刚开始时,加工硬化现象明显,加工硬化
率口(0一芈)很大,且0随仃的增大而线性减小
UE
(见图3(a)),在文献[2]的0一盯模型中,该阶段称为线性硬化阶段。随着变形量的增大j加工硬化
率0不断减小直至最小值,且0随仃的增大呈非
线性减小,该阶段称为非线性硬化阶段。该阶段
材料动态回复的软化效果大大降低了加工硬化效
J凸
果。加工硬化曲线的拐点可由(一半)一盯曲线的
Ud
最低点确定(见图3(b)),该点对应下的加工硬化
率0随应力仃的变化量最小,说明由位错密度引
起的能量积蓄最多,因此该点对应的仃可视为动
态再结晶临界应力d。,其对应应变量为试样的动
态再结晶临界应变量e。[3],不同试验条件下部分
试样的动态再结晶临界应变量如图4所示。应力
(a)口一盯
(b)(一警h
图39Crl8不锈钢加工硬化率与流变应力的关系
Fig.3
Relationshipbetween0and盯for9Crl8stainless
steel
图49Crl8不锈钢的动态再结晶临界应变量
Fig.4Critical
strainsof
dynamic
recrystallizationfor
9Crl8stainless
steel
万方数据2012年第6期
赵翠清,等:9Crl8不锈钢热变形行为研究429
达到峰值仃。时,加工硬化率降低为0。
由图2可见,应力达到峰值后的应力一应变曲
线变化规律可分为两种:①850℃和900℃时应
力一应变曲线明显下降,且直至形变结束也没有出
现平稳或再度上升的现象。这表明随着应变量的
增大,试样的加工硬化效果逐渐显著,由图4可
见,该温度下动态再结晶临界应变量e。较大,因
此晶粒需要变形到一定程度以储存足够大的畸变
能为第二轮动态再结晶晶粒的形核与长大提供动
力;②950~1100℃时应力一应变曲线随变形量的
增大先有小幅度降低,后逐渐趋于平缓。这是由
于该温度下£。较小,第二轮动态再结晶晶粒形核
长大容易进行,动态再结晶的进行所引起的软化
作用与加工硬化相持平,最终达到加工稳定硬化
阶段。
图5为÷一0.5S_1时试样芯部易变形区的显
微组织。该区域变形量大。受力均匀.具有一定的
可比性。结合图2分析∈一0.5s。1时温度对热变
形显微组织的影响可以看出:温度较低时.动态再
结晶形核驱动力主要来自于产生大量位错导致的
畸变能.因此变形所需应力较大,基体晶粒变形严
重.晶界处可见大量位错堆积和少量的动态再结
晶晶粒生成;随着变形温度的升高.动态再结晶形
核驱动力逐渐减小,应力逐渐降低.显微组织中基
一
黪≯◆耄|||;il||蠢豳
窿鬻j;萋孳蚕藿黧
臣二;:羔兰逊量盘叠墼四(d)1
000cC
(e)10501C(f)1100℃
图5高温压缩试样显微组织(亡=0.5
S_1)
Fig.5Mierostructures
of
samplesatdifferentdeforma—
tiontemperatures【6=0.5S“)体晶粒变形量明显减少,新生动态再结晶晶粒数
量明显增多,体积也有所增大;变形温度达到
1100℃时,显微组织中已看不到变形晶粒,完全
是动态再结晶新生成的等轴晶粒。由此可见,温
度是影响动态再结晶的重要因素,高温有利于动
态再结晶的进行。
2.2变形抗力模型的建立
变形抗力模型的研究以考虑变形温度、应变
速率和应变量等宏观量对流变应力的影响为主,
近年来国内外对不同钢种在不同条件下变形抗力
模型的研究有很多,比较成熟的有Cigara模型、
Hollomon模型以及周纪华一管克智模型等[4。6]。
参考用于不锈钢的流变抗力模型和经验公式,结
合理论研究以及多次曲线拟合、回归分析和精度
检验,最终确定周纪华一管克智模型[61能够较好地
描述9Crl8热压缩变形抗力与各变量的关系:
口=aoexp(al丁+n2)(高)屯m
4・
a6(去)”叫瓯-1)矗In’
式中:盯为流变应力,MPa;cro、a。~a。为待定常
数;£为应变量;÷为应变速率,S~;T为热力学温
度.K。由式(1)可知,变形温度与变形抗力为对
数关系,应变速率与变形抗力为双对数关系,变形
程度与变形抗力近似为幂函数关系。
利用1st()pt软件对试验数据进行拟合。采
用麦夸特法(Levenberg—Marquardt)和通用全局
优化法进行计算"],计算用时55rain,迭代次数
为35,拟合结果如表2所示。
表2拟合结果
Table2Fittedvalues
参数最佳估值参数
最佳估值
dn0.230907
n
d一0.37979l
Ⅱ・一0.003198a^0.157527
n
211.23718
“61.262215
a30.000401
将参数的最佳估值代入式(1),确定9Crl8不
锈钢变形抗力模型为:
仃一0.230
907exp(一0.003198T+
11.23718)(丧)0‘”…01H・37¨91.
1.2622・5(忐)“157
527_o.2622,5矗]
(2)
对该模型进行误差分析,得到相关系数R一
0.9919,均方差为13.1049,表明模型拟合度较
高。
图6为不同工艺参数下根据模型计算与实测
万方数据