9Ni钢静态再结晶行为研究及其应用_谢章龙
动态再结晶动力学模型SCM435钢的测定
内蒙古科技大学本科生毕业外文翻译题目：动态再结晶动力学模型SCM435钢的测定学生姓名：钱志伟学号：1061102214专业：冶金工程班级：2010冶金（2）班指导老师：刘宇雁教授摘要SCM435钢的流变应力行为进行了研究利用MMS-200热模拟机，用1023至1323年ķ变形温度和应变速率的条件下0.01-10秒-1。
实验结果表明，临界应变会得到更小的增量温度和应变率的减小，而使动态再结晶易于发生。
高峰SCM435钢的高温下应力本构方程是由双曲形式成立正弦波，并且在高温下变形的激活能由回归方程得到。
临界应变εC动态再结晶准确来源于含菌株的θ-σ曲线硬化率θ和FL OW应力σ。
然后峰值应力，峰值应变，临界应力，临界之间的相关性应变和参数Z进一步得到。
动态再结晶的Avrami方程动力学方程SCM435钢是从应力 - 应变曲线的发展，和Avrami指数米进行抽象。
观察还表明的Avrami常数将与增量减少温度，但会增加与在增量应变率。
该阿夫拉米不断发生小的影响从变形温度，但从应变率，以及阿夫拉米常数与应变率之间的相关性显著的影响是由回归方程得到的。
关键词：SCM435钢;动态再结晶;活化能;临界应变1 引言SCM435钢是典型的中碳钢具有良好的淬透性。
一个更好的疲劳强度和耐冲击性可以通过回火进行说明。
该lowtemperature 冲击韧性和回火脆性 SCM435钢执行优秀。
该钢SCM435 用于12.9级螺栓钢在汽车发动机的需求由于恶劣的极端高要求的疲劳寿命的工作环境。
这是典型的高端产品冷镦。
动态再结晶是一种软化的过程中，重要的机制热变形，并具有较大的INFL对粮食uences 大小，形态和被静态再结晶。
因此研究具有较高的学术意义和工程应用价值[1-3]。
因此，热力学模拟实验，通过研究FL OW高温下合金的应力特性。
与此同时，SCM435钢的过程中软化规则热变形进行了分析，以获得结果包括热变形的活化能，临界应变对动态再结晶，而峰值应力，峰值应变，临界之间的相关性应力，临界应变而参数Z的模型动态再结晶的热变形SCM435钢当时成立的提供可靠的理论依据做出合理的处理的产品。
316L不锈钢动态再结晶行为_项建英
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G leeble -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 TG142171Dynamic recrystallization behavior of 316L stainless steelXIA N G Jian 2ying 1),S ON G Ren 2bo 1),R EN Pei 2dong 2)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,ChinaABSTRACT Dynamic recrystallization (DRX )in 316L stainless steel was systematically studied by high temperature compression tests on a G leeble 21500thermal simulation testing machine.The results show that 316L stainless steel has a large hot work 2hardening tendency and there is no peak stress on its true stress 2strain 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 2formation equation of 316L 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 2Hollomon parameter of 316L stainless steel were obtained.KE Y WOR DS stainless steel ;stress 2strain curve ;dynamic recrystallization ;thermal deformation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,E 2mail :songrb @ 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G leeble -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MoS 2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950,1000,第31卷第12期2009年12月北京科技大学学报Journal of U niversity of Science and T echnology B eijingV ol.31N o.12Dec.2009表1 316L 不锈钢试样的化学成分(质量分数)T able 1 Chemical composition of 316L stainless steel%C Si Mn P S Ni Cr Cu Mo N 010160151011110010220100110111016132001030210600103201050,1100,1150,1200和1250℃,应变速率分别为0101,011,015,1,215,5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0191(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(FeCl 3+HCl +H 2O )溶液侵蚀试样.2 实验结果及分析211 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・=0101s -1;(b )T =1250℃Fig.1 True stress 2strain curves of 316L stainless steel in high temperature compression tests :(a )ε・=0101s -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.212 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、ln θ-ln σ和ln θ-ε(θ=5σ/5ε,σ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、ln θ-ln σ和ln θ-ε的偏转点上意味着(5θ/5σ)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・=1σ5σ5εε・=θσ(1)在动态再结晶启动时:5θ5σε・,c =C γε・,c =C θc σc (C 为常数)(2)式(2)等价于:5ln θ5ln σε・,c=C (3)因此在ln θ-ln σ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5θ5σε・=5ln θ5εε・(4)因此在ln θ-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・6551・北 京 科 技 大 学 学 报第31卷图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 stress2strain curves and work2hardening curves of316L stainless steel compressed at1200℃:(a)σ2εcurve;(b)θ2σcurve,(c)lnθ2 lnσcurve;(d)lnθ2εcurve(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0101,011,015和215s-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T able2 Experimental data of dynamic recrystallization in316L stain2 less steel at1200℃ε・σc/MPaσs/MPaεcεs01013815421701070112011461351140106011001562167515010801132157313811401090115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=ε・exp(Q/R T)=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・7551・第12期项建英等:316L不锈钢动态再结晶行为图3 316L不锈钢在1200℃下不同变形速率的高温形变组织.(a)ε・=0101s-1;(b)ε・=011s-1;(c)ε・=015s-1;(d)ε・=215s-1 Fig.3 Microstructures of316L stainless steel hot2deformed at1200℃and different strain rates:(a)ε・=0101s-1;(b)ε・=011s-1;(c)ε・=015 s-1;(d)ε・=215s-1数f(σ)有以下几种表现形式:f(σ)=A′σn′s (6) B exp(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/R T)=A[sinh(ασs)]n(9)式(9)变换得到:ε・=A[sinh(ασs)]n exp(-Q/R T)(10)其对数形式为:lnε・=ln A+n ln[sinh(ασs)]-Q/R T(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=01013,A=4147×1015,n= 4112,Q=4501218kJ・mol-1.故316L不锈钢的热变形方程为:ε・=4147×1015[sinh(01013σs)]4112・exp(-450218/R T)(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=4501218kJ・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,316L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/R T),ln Z=lnε・+Q/R T,即ln[sinh(ασs)]与ln Z的线性关系就是ln[sinh(ασs)]与(lnε・+Q/R T)的线性关系,因此两曲线斜率一样,但截距相差Q/R T.・8551・北 京 科 技 大 学 学 报第31卷图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 deforma 2tion and strain rate of 316L stainlesssteel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 deforma 2tion 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、ln θ-ln σ或ln θ-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4501218kJ ・mol -1,其热变形方程为:ε・=4147×1015[sinh (01013σs )]4112・exp (-450218/R T ).(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ln Z 也呈线性关系,且两曲线斜率一样,截距相差Q/R T.参 考 文 献[1] Ding B F ,Wu Y ,Cao B ,et al.Martensite transformation in 2duced by deformation and its phase electrochemical behavior for stainless steels AISI 304and 316L.J U niv Sci Technol Beiji ng ,2002,9(6):437[2] Lin H G ,Lin G ,Wu J W.Handbook of Designation and T radeN ame of Worl dwi de Irons and S teels .Beijing :China MachinePress ,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 mod 2eling of evolutions of microstructure and flow stress in austenite 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 inconstant strain rate hot deformation.IS IJ Int ,2003,43(5):684[5] McQueen H J ,Yue S ,Ryan N D ,et al.Hot working character 2istics of steels in austenitic state.J M ater Process Technol ,1995,53:293[6] Medina S F ,Hernandez C A.Modelling of the dynamic recrystal 2lization of austenite in low alloy and microalloyed steels.ActaM ater ,1996,44(1):165[7] Abbas N ,Jonas J J.Predicting the critical stress for initiation ofdynamic recrystallization.IS IJ Int ,2006,46(11):1679[8] Zener C ,Hollomon J H.Effect of strain 2rate upon the plastic flowof steel.A ppl Phys ,1944,15(1):22[9] Srinivasan N ,Prasad Y R K.Hot working characteristics of ni 2monic 75,80A and 90superalloys :a comparison using processing maps.J M ater Process Technol ,1995,51:171[10] Lan S H ,Lee H J ,Lee S H ,et al.Experimental and numericalstudy on the viscoelastic property of polycarbonate near glass transition temperature for micro thermal imprint process.M aterDes ,2009,30(9):3881[11] K ocks U F ,Mecking H A.Mechanism f or S tatic and DynamicRecovery S t rength of Metals and A lloys .Oxford :PergamonPress ,1985:345・9551・第12期项建英等:316L 不锈钢动态再结晶行为。
高铌和低铌X80管线钢动态再结晶行为的研究
ｈｇ — ｎ ｏ Ｎ ｉｅｉｅｓｅ ｌａｅ３ ２９ Ｊ ｌａ ｄ ３ ６０ Ｊｔｏ．Ｈｉｈ— ｏ ｔｎ ａ ｅｔ ｉ ｈ ｙ ａ ｃ ｉｈ Ｎｂａ ｄ ｌｗ－ ｂ ｐｐ ｌ ｔｅ ｒ ４ ．５ｋ ／ ｎ ０ ．２ ｋ／ １ ｇ Ｎｂ ｃ ｎｅ ｔｃ ｎ ｒｓ ａｎｔｅ ｄ ｎ ｍｉ ｎ ｍｏ ｏ ｒ
高铌和低铌 Ｘ ０管线钢 ８ 动态再结 晶行为 的研 究
韩 晨
（ 中色科 技股 份有 限公 司 ， 河南 洛 阳 ４ １ ３ ） ７ ０ ９ 摘 要 ：通过研 究和 对比高铌和低铌 Ｘ ０管线钢 的动态再 结晶行 为 ，得 出了以下结论 ：高铌 Ｘ ０ ８ ８
管线钢相 比低铌 Ｘ８ ０管线钢 ，在较 高的变形温度和较低的应 变速率下才能发生动 态再结 晶。两种 钢 的动 态再 结 晶激 活能 分别为 ３ ２ ５ Ｊ ｌ ３ ６ ２ Ｊ ｌ ４ ． ／ 和 ０ ． ｋ／ 。高铌抑 制 了奥 氏体 的动 态再 结 晶 ， ９ ｋ ｍｏ ０ ｍｏ 延迟 了应力一 变曲线向动 态再结晶型转 变，因而显著提 高了奥氏体的再 结晶终止温度。 应 关键 词 ：高温轧制 工艺；Ｘ ０管线钢 ；动 态再结 晶；激活 能 ８
Ｘ８ ０管线 钢在 轧制 热变 形过 程 中 ，随着变 形
主要用来 生 产低 铌＋ 成分 的 Ｘ ０钢 。Ｈ Ｐ高 温 钼 ８ Ｔ
量 的增加 ，金 属 内部畸变 能不 断升高 ，当畸变 能 达 到一定 程度 时 ，在变形 后 的基体 上形 成新 的结
晶核心 ，随新 核心 的边 界 向外 移动 ，从 而 晶粒长 大 。这 一发 生在变 形过 程 中的再结 晶行 为 即为 动
轧 制工艺 最显 著 的成分特 征是 加入较 高质 量分 数 （ ． ％～ ．ｌ 的铌元 素 。 当奥 氏体 中铌 的含 量 ００ ９ ０１ ％）
9Ni钢及焊接接头液氧氧化腐蚀试验研究
9Ni钢及焊接接头液氧氧化腐蚀试验研究何慧翔;李安康;邵雪锋;陈喜海;冯慧华【摘要】开展了9Ni钢及焊接接头的低温液氧氧化腐蚀特性研究,记录了不同氧化周期下3种试样表面氧化层的宏观和微观形貌图,并给出了增重率、年氧化速率、年氧化厚度等量化指标,比较了3种试样耐腐蚀性能的差异性.【期刊名称】《低温工程》【年(卷),期】2018(000)006【总页数】5页(P54-58)【关键词】9Ni钢;液氧氧化腐蚀;增重率;年氧化速率;年氧化厚度【作者】何慧翔;李安康;邵雪锋;陈喜海;冯慧华【作者单位】上海船用柴油机研究所上海201203;海军驻上海711研究所上海201108;上海船用柴油机研究所上海201203;上海船用柴油机研究所上海201203;上海船用柴油机研究所上海201203【正文语种】中文【中图分类】TB6631 引言06Ni9DR(俗称9Ni钢)以其良好的耐低温冲击性能和极低的受热形变系数，而被广泛应用于液氧以及液化天然气(LNG)的储运工程。
表1给出了9Ni钢的几个基本力学性能参数。
从表中可以看出9Ni钢具有较大的屈服强度与抗拉强度，这也是将其用在低温储运行业的主要原因。
然而与奥氏体不锈钢相比，9Ni钢的表面无法形成钝化保护膜[1]，当用于储运液氧时，罐体内表面将与液氧直接接触，有可能发生腐蚀，从而影响液氧罐的安全性。
目前对于9Ni钢的研究，大部分都是针对焊接工艺[2-3]以及热处理工艺[4-5]方面，而对于氧化腐蚀特性方面的研究较少。
文献[6]对9Ni钢在液氧中的腐蚀进行过讨论，但是并没有进行相关试验验证。
因此，开展9Ni钢及焊接接头的低温液氧氧化腐蚀特性研究具有重大意义。
表1 9Ni钢的基本力学性能参数Table 1 Basic mechanical properties of 9Ni steel参数值产品厚度/mm≤3030—50屈服强度/MPa>575>565抗拉强度/MPa680—820A/%>18横向冲击功(-196 ℃)/J>1002 试验材料和方法试验选取了3种试样，分别是：9Ni钢、9Ni钢和9Ni钢的焊接样、9Ni钢和304奥氏体不锈钢的焊接样，下文中这3种试样分别简称为9Ni、9Ni-9Ni、9Ni-304。
材料科学基础第09章再结晶-文档资料
其中A为与材料类型结构有关的常数，Q为激活能，R为 气体常数，T发生回复的温度，t为回复进行的时间。
回复动力学
因此在不同的温度下，回复到相同的程度 所用的时间的为：
即ln(t)和1/T成线形关系。一方面可以由此测 量计算它的激活能；另一方面说明热激活过程 中时间和温度的等效关系。实际上任何材料变 形后都在慢慢的发生回复，平时在室温下未见 到性能变化的仅因为变化的速度很慢。
其他组织变化
再结晶织构：材料的冷变形程度较大，如果产生了变 形织构，在再结晶后晶粒取向的遗传，组织依然存在 择优取向，这时的织构称为再结晶织构。
晶粒的非正常长大
在长大过程中，一般晶粒在正常缓慢长大时，如 果有少数晶粒处在特别优越的环境，这些大量吞食周 围晶粒，迅速长大，这种现象称为晶粒的异常长大。 这些优先长大的少数晶粒最后到互相接触，早期的 研究以为是形核和核心的生长过程，而称为“二次再 结晶”，但实质并不是靠重新产生新的晶核，而是在 一次再结晶后的长大过程中，某些晶粒的环境特殊而 产生的优先长大。 材料发生异常长大时，出现了晶粒大小分布严重 不均匀，长大后期可能造成材料晶粒尺寸过大，它们 都对材料的性能带来十分不利的影响。
回复
所谓回复，即在加热温度较低时，仅因金属中的 一些点缺陷和位错的迁移而引起的某些晶内的变化。 回复阶段一宏观应力基本去除，微观应力仍然残存； 2. 物理性能，如电阻率，有明显降低，有的可 基本回到未变形前的水平；
3. 力学性能，如硬度和流变应力，觉察不到有 明显的变化； 4. 光学金相组织看不出任何变化，温度较高发 生回复，在电子显微镜下可间到晶粒内部组 织的变化。(位错的胞状组织转变为亚晶)
晶粒长大的动力分析
两晶粒的界面如果是弯曲 如图所示，则在晶粒Ⅰ内存在 附加压力
热变形奥氏体静态再结晶规律的研究
区间内 ， 奥氏体晶粒 能够发生静态再 结 晶； 当温度为
９５℃以下 时 ， ２ 变形 １ 后再结 晶率 只有 １ ％左右 ， ０ｓ ０ 也就是 说 ， ９５℃ 以下 ， 于奥 氏体未再 结 晶 区， 在 ２ 处 因此 ， 以推断 ， ３ ５ 可 Ｑ ４ Ｅ实验钢 的奥 氏体再 结 晶终 止
ｏｒ ｍ 一
０
２ ２ 结果 分析 与讨 论 ．
利 用上述 方法 ， 在热 模拟 仪上 测得 不 同温 度 和
道次间隔时间 内的应 力 一应变 曲线 ， 计算 出静 态再 结 晶率 ， 由此绘 制 出软化率 一时间 的曲线 如图 ３所
刁 。
插法计算材料 的软化 率 ， 因为 剔除 了变形 后 因静 态 回复所产生 的软化 ， 以近似 地认 为材 料 的软化 率 可 代表材料的静 态再结 晶率 ， 比较能 够准 确地 反 映实 际情况。计算静态软化率 的方法示意如 图 ２ 。 奥氏体变形 后 的静 态 再结 晶率 （ ｓ 的测 定 方 Ｘ）
别 １０ ９０℃时 ， ０ ０ｑ ５ Ｃ、 软化率分别 达 ４ ％ 、 ． ％ ， ５ ２ ４ 软 ７
化率随着温度的降低而减少 ， 以认 为 ， 可 在这 个温度
越快 ， 故此时 已不具备发生动态再 结晶 的条 件 ， 而是
以静态再结晶为主 。也就是说 ， Ｑ ４ Ｅ中板 热轧 ， 对 ３５ 再结 晶软化不充分较为普遍 ， 使金 属 内产生 “ 留应 残
温度进行双道次压 缩变形 ， 录变形 过程 的应力一 记 应 变 曲线 ， 形 温 度 范 围取 ８０ ８０ ９０ ９５ ９０ 变 ５ 、 ８ 、０ 、 ２ 、 ５ 、
１０ ０ ０和 １５ ℃ ， 次 间 隔 时 间 取 １ ５ １ 、０ ６ 、 ００ 道 、 、０ ２ 、０
材料科学基础4-回复、再结晶
Q Q A exp RT t1 A exp RT t2 1 2
t1 t2 exp exp 1 1 RT2 R T2 T1 e RT 1
晶粒长大--3．影响晶粒长大（即晶界迁移率）的因素
（1）温度 温度越高，晶粒长大速度越快，晶粒越粗大
G =G0exp（-QG /RT）
G：晶界迁移速度 G0：常数 QG：晶界迁移的激活能
（2）第二相 晶粒长大的极限半径 R=kr/f K：常数 r：第二相质点半径 f：第二相的体积分数 ∴ 第二相质点的数量越多，颗粒越小，则阻碍晶粒长大的能 力越强。 （3）可溶解的杂质或合金元素阻碍晶界迁移，特别是晶界偏 聚现象显著的元素，其阻碍作用更大。但当温度很高时， 晶界偏聚可能消失，其阻碍作用减弱甚至消失。
§2
一、回复动力学 1．回复动力学曲线
回复
回复动力学特点：
（1）回复过程没有孕育期，随着退火的开始进行,发 生软化。 （2）在一定温度下，初期的回复速率很大，以后逐渐 变慢，直到最后回复速率为零。
（3）每一温度的回复程度有一极限值，退火温度越高， 这个极限值也越高,而达到此极限所需时间则越短
（4）回复不能使金属性能恢复到冷变形前的水平。
TC TA TB sin A sin B sin C
当界面张力平衡时： 因 为 大 角 度 晶 界 TA=TB=TC， 而 A+B+C=360o ∴A=B=C=120o
晶粒长大--晶粒长大的方式
（3）在二维坐标中， 晶界边数少于6的晶 粒，其晶界向外凸出， 必然逐渐缩小，甚至 消失，而边数大于6 的晶粒，晶界向内凹 进，逐渐长大，当晶 粒的边数为6时，处 于稳定状态。 在三维坐标中， 晶粒长大最后稳 定的形状是正十 四面体。
LNG储罐用9_Ni钢及其焊接性
化层的出现 、减少氢在硬化层中的积聚 ,从而降低冷 裂敏感性[5 - 9] 。 2. 2 焊接热裂纹
由于 9 %Ni 钢焊接通常采用高镍焊材 ,焊缝组 织为奥氏体 ,因此有一定的热裂倾向 。9 %Ni 钢焊 接时可能出现的热裂纹主要有四种 ,即弧坑裂纹 、高 温失塑裂纹 、液化裂纹和折叠中的显微裂纹或疏 松[6 - 11] 。研究表明 ,高温失塑裂纹和液化裂纹常产 生于奥氏体焊缝 ,显微疏松主要出现在熔合区 。但 由于这三种裂纹的尺寸一般较小 ,对储罐的使用不 会造成危害 。
相比之下 ,弧坑裂纹则是需重点预防的 。9 %Ni 钢焊接时弧坑裂纹倾向较大 ,其实质是一种沿晶间 开裂的典型的凝固时产生的热裂纹 。多层焊时 ,在
第3期
严春妍 ,等 :LNG储罐用 9 %Ni 钢及其焊接性
51
打底焊的第一层焊缝中 ,弧坑裂纹发生率相当高 ,即 使采取措施也很难避免 。在其它各层焊缝中 ,也有 不同程度的弧坑裂纹倾向 。随着焊接层数的增加 , 坡口增宽 ,收缩应变减小 ,开裂几率下降 。这种裂纹 倾向还与焊接位置有关 ,平焊与横焊的裂纹倾向较 大 。此外 ,若焊工操作技术不当 ,夹渣较多时 ,焊缝 中还会产生以夹渣为裂纹源的热裂纹 。
0. 15～0. 30
≤0. 80
≤0. 030 ≤0. 030 8. 50～9. 50
≥588
≤0. 08
0. 15～0. 35 0. 40～0. 70 ≤0. 025 ≤0. 020
≤9. 00
440
≤0. 12
≤0. 30
≤0. 90