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℃

撼(b)T—1000℃

撼(C)÷一0.5

(d)÷一10.0

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

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

d一0.37979l

Ⅱ・一0.003198a^0.157527

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