新型奥氏体耐热钢CHDG-A的动态再结晶行为及其动力学模型

doi:10.11901/1005.3093.2019.567

新型奥氏体耐热钢CHDG-A的动态再结晶行为及其动力学模型

程晓农¹, 桂香¹, 罗锐^,¹, 徐桂芳¹, 袁志钟¹, 周宇森¹, 高佩¹^,²

1 江苏大学材料科学与工程学院镇江 212013

2 江苏银环精密钢管有限公司宜兴 214203

Dynamic Recrystallization Behavior and Kinetics Model of a New Developed Austenitic Heat Resistant Steel CHDG-A

CHENG Xiaonong¹, GUI Xiang¹, LUO Rui^,¹, XU Guifang¹, YUAN Zhizhong¹, ZHOU Yuseng¹, GAO Pei¹^,²

1 School of Materials Science and Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China

2 Jiangsu Yinhuan Precision Steel Tube Co. , Ltd. , Yixing 214203, China

通讯作者: 罗锐，luoruiweiyi@163.com，研究方向为高端金属结构材料的热加工性能

责任编辑: 黄青

收稿日期: 2019-12-05 修回日期: 2020-03-05 网络出版日期: 2020-08-25

基金资助:

江苏省高等学校自然科学研究面上项目. 19KJB430001
江苏省重点研发计划. BE2017127

Corresponding authors: LUO Rui, Tel: 18796000354, E-mail:luoruiweiyi@163.com

Received: 2019-12-05 Revised: 2020-03-05 Online: 2020-08-25

Fund supported:

Natural Science Foundation of the Higher Education Institutions of Jiangsu Province, China. 19KJB430001
Key R & D Program of Jiangsu Province (industry prospect and common key technology). BE2017127

作者简介 About authors

程晓农，男，1958年生，教授

摘要

进行新型奥氏体耐热钢(CHDG-A)的热压缩实验，研究了在900~1100℃、应变速率为0.01-10 s^-1条件下这种钢的热变形特征。结果表明:随着变形温度的提高或应变速率的降低这种钢的流变应力显著降低。基于Arrhenius模型构建了这种材料的本构方程，得到CHDG-A热变形激活能Q为515.618 kJ/mol。微观组织分析结果表明，动态再结晶(DRX)是该材料在实验热变形条件下最主要的软化方式，DRX形核主要通过晶界弓出，变形温度的升高和应变速率降低均有利于再结晶形核。基于真应力-应变曲线求得动态再结晶用Z参数表示的峰值和临界值(σ_p、ε_p、σ_c和ε_c)，并确定了ε_c/ε_p，σ_c/σ_p的比值分别为0.52和0.98。同时，还基于Avrami方程建立了CHDG-A的DRX动力学模型。

关键词： 金属材料 ; 奥氏体耐热钢 ; 热变形 ; Z参数 ; 动态再结晶

Abstract

The deformation behavior and microstructural evolution of a new developed austenitic heat resistant steel CHDG-A were investigated by hot compression tests with strain rate in the range of 0.01-10 s^-1 at 900~1100℃. The results show that either increasing the deformation temperature or decreasing the strain rate, the flow stress level reduces remarkably. Accurate constitutive equations were established between peak stress and deformation parameters, i.e., temperature and strain rate by the regression analysis of sine hyperbolic function. The hot deformation activation energy of CHDG-A was calculated to be 515.618 kJ/mol. From the deformed microstructures it is found that dynamic recrystallization (DRX) is the principal softening mechanism during hot working. The DRX process may initiate from nucleus formed at bulging out of grain-boundaries, which can be promoted by the increase of temperature and the decrease of strain rate. The values of peak stress, critical stress, peak strain and critical strain for DRX were determined from the true strain-true stress curves and their equations related to the Zener-Hollomon parameter were obtained. The critical strain and corresponding stress for DRX can be expressed through the parameter Z. The critical ratios of ε_c/ε_p and σ_c/σ_p are also identified, which are 0.52 and 0.98, respectively. Moreover, the DRX kinetics for CHDG-A can be represented in the form of Avrami equation, and the predicted volume fraction of new grains based on the developed model agrees well with the experimental results.

Keywords： metallic materials ; austenitic heat resistant steel ; hot compression ; Zener-Hollomon parameter ; dynamic recrystallization

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本文引用格式

程晓农, 桂香, 罗锐, 徐桂芳, 袁志钟, 周宇森, 高佩. 新型奥氏体耐热钢CHDG-A的动态再结晶行为及其动力学模型. 材料研究学报[J], 2020, 34(8): 611-620 DOI:10.11901/1005.3093.2019.567

CHENG Xiaonong, GUI Xiang, LUO Rui, XU Guifang, YUAN Zhizhong, ZHOU Yuseng, GAO Pei. Dynamic Recrystallization Behavior and Kinetics Model of a New Developed Austenitic Heat Resistant Steel CHDG-A. Chinese Journal of Materials Research[J], 2020, 34(8): 611-620 DOI:10.11901/1005.3093.2019.567

Super304H奥氏体耐热钢的综合力学性能优异，可用于制造超超临界火电过热器和再热器管道^[1]。但是这种钢的组织不稳定，限制其在更高温度下的使用寿命^[2,3]。针对这一问题，本文作者所在课题组用降C增N的合金化设计对传统Super304H进行成分优化，研制出高温服役性能更为优异的新型奥氏体耐热钢(CHDG-A)^[3,4]。目前，针对这类合金的研究主要集中在高温氧化^[3]和蠕变性能^[5]等使用性能，对其加工性能的研究较少。

研究奥氏体耐热钢的热加工性能，优化热加工参数并改善热加工效果可提高管材成品的综合性能和服役能力。动态再结晶是控制此类合金组织和性能的有效手段，而确定材料发生动态再结晶的临界条件尤为重要。随着数值模拟技术的发展，根据Poliak^[8,9]等的研究结果已成功预测出高温合金^[6]和镁合金^[7]等材料的DRX临界值。Nkhoma^[10~12]等研究了304奥氏体耐热钢在低应变速率(0.005-0.5 s^-1)下的热变形特征，但是工业生产中的应变速率高于这个范围。Wang^[13]等研究了304奥氏体不锈钢的高应变速率热变形，但是没有涉及其DRX机制。鉴于此，本文在CHDG-A热压缩模拟实验的基础上构建其热加工过程中的本构方程并加以验证，对lnθ-σ曲线进行三次多项式拟合求出其发生动态再结晶的临界条件，建立动态再结晶动力学模型。同时，用电子背散射衍射(Electron back scattering diffraction, EBSD) 技术研究CHDG-A热变形过程中的组织演变以揭示其动态再结晶机制。

1 实验方法

实验用热轧后经固溶处理的新型奥氏体耐热钢CHDG-A的化学成分，列于表1。在CHDG-A的热压缩模拟实验中使用Gleeble-3500型热模拟实验机对试样进行单道次恒温压缩，研究其热变形特征。将材料加工成直径为8 mm长度为12 mm的圆柱试样并使试样表面光洁。将K型热电偶丝焊于试样中部，以进行温度的实时测定。

表1 CHDG-A的化学成分(%，质量分数)

Table1 Chemical compositions of CHDG-A(5) (%, mass fraction)

Simple	C	Si	Mn	P	S	Ni	Cr	Nb	Cu	N
CHDG-A	0.03	0.07	0.77	0.001	0.008	10.23	18.1	0.34	2.5	0.5

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以10℃/s的速率将试样加热到1150℃，保温3 min使其组织、成分均匀化，随后以同等速率冷却至变形温度(900℃、950℃、1000℃、1050℃和1100℃)，在最大真应变为0.8(对应于应变量55%)的条件下将试样以一定的应变速率(0.01-10 s^-1)进行压缩变形。在压缩前保温30 s以减小温度梯度，压缩实验完成后立刻将试样淬火以保留高温组织。对热变形后的试样沿压缩轴向进行线切割，抛光腐蚀后在蔡司显微镜下观察试样的均匀变形区。对电子背散射衍射试样进行电解抛光，以去除机械研磨产生的表面变形层。使用附带 HKL Channel 5系统的FEI Quanta 650 FEG场发射扫描电镜分析抛光后的试样。

2 结果和分析

2.1 真应力-应变曲线

图1给出了不同变形条件下CHDG-A的真应力-应变曲线。由图1可见，在变形初期流变应力随着变形量的增加迅速上升到某一峰值，加工硬化起主导作用。在0.01和0.1 s^-1的低应变速率条件下，流变应力值随着变形量的进一步增加而略有下降且趋于稳定(如图1a、b)。这是材料发生动态再结晶的典型特征^[14]。由于CHDG-A耐热合金钢层错能较低其扩展位错较宽而难以束集，在变形过程中不能进行交滑移，因此DRX是其微观组织变化的主要方式^[15]，材料发生动态再结晶软化，应力值明显下降。当加工硬化与动态软化相平衡时，应力值趋于稳定。当应变速率增加至1和10 s^-1时，真应力-应变曲线软化以动态回复为主(如图1c、d)。图1d中应变速率为10 s^-1时的几条流变曲线在变形初期出现了波动，其原因是变形时间短，动态再结晶不完全，而持续的变形又使合金发生了不连续动态再结晶^[16]。

图1

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图1 CHDG-A的真应力-应变曲线

Fig.1 True stress-strain curves of CHDG-A under different strain rates and temperatures: (a) 0.01 s^-1, (b) 0.1 s^-1, (c) 1 s^-1, (d) 10 s^-1

应变速率为0.01 s^-1、变形温度由1050℃提高至1100℃时，峰值应力由95.155 MPa降低到78.1 MPa；应变速率为0.1 s^-1、变形温度由1050℃提高至1100℃时，峰值应力由136.26 MPa降低到112.8 MPa，对应的峰值应变由0.31降低到0.20。由此可知，当应变速率确定时，随着变形温度的升高CHDG-A的流变应力降低，峰值应变减小，稳态区变长；当热变形温度一定时，在大应变速率条件下的热变形应力更大，真应力-应变曲线的峰值对应的应变量更大，应变率的提高使达到峰值应力更加困难，稳态区变短。出现上述现象的主要原因是:变形温度的升高使原子振动的振幅增大，增大了原子的平均动能，易于位错滑移，位错运动相互抵消，材料动态软化进行得越充分，能更快的达到动态再结晶临界应变，更易发生动态再结晶。因此，在高温变形条件下的流变应力值小，稳态区扩张。

2.2 流变应力本构模型

金属材料的高温变形，是一个热激活过程^[17~19]。在热加工过程中流变应力受材料的属性和变形条件影响，峰值应力σ_p是材料热加工过程中的重要参数。本文基于Arrhenius型方程^{[12,13,20,21]}

Z = \dot{ε} e x p [Q / R T] = A {[s i n h (α σ)]}^{n}

(1)

讨论CHDG-A的峰值应力与变形温度和应变速率之间的函数关系。式中Z为Zener-Hollomon参数，描述材料热变形过程中的流变应力值σ与变形条件(变形温度T和应变速率 $\dot{ε}$ )之间的关系^[17]； $\dot{ε}$ (s^-1)为应变速率；Q(kJ/mol)为热变形激活能；R为气体常数(=8.314 mol^-1·K^-1)；T(K)为绝对温度；A和α为材料常数；n为应力指数；σ(MPa)为应力值。

对上式进行一系列变形、整合并线性拟合得到CHDG-A的热变形激活能Q(为515.618 kJ/mol)和其他相关的材料常数，进而得到其热变形本构关系模型为

\dot{\dot{ε} = 1.1 \times 10^{20} {[s i n h (0.0053 σ_{p})]}^{7.19} e x p [- 5.15618 \times 10^{5} / (R T)]}

(2)

为了验证上述本构方程的正确性，将变形条件参数带入式(2)，计算出各变形条件下的峰值应力以与真应力-应变曲线上的峰值应力做对比，如图2所示。可以看出，在大部分变形条件下峰值应力的实验值与计算值相差不大。由此可以判断，本文建立的本构模型能比较准确的描述CHDG-A热变形过程中的流变应力变化。

图2

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图2 峰值应力的实验值与计算值比较

Fig.2 Comparisons between experimental and calculated σ_p

2.3 动态再结晶的动力学模型

确定材料在热加工过程中发生动态再结晶的临界条件(临界应变ε_c和对应的应力σ_c)，极为重要。真应力-应变曲线中的峰值应力，就是DRX发生的临界应力^[22]。实际上，在达到峰值应力前材料已经发生了DRX。根据Poliak和Jonas^[8,9]的研究结果，材料发生动态再结晶的临界应变与加工硬化率和应变(θ-ε)曲线上的拐点相关。使用三次多项式拟合θ-ε数据以确定DRX的临界点，取零到峰值应变的实验数据，方程为

θ = A ε^{3} + B ε^{2} + C ε + D

(3)

其中θ为加工硬化率，θ=dσ/dε，A、B、C和D为给定变形条件下的常数。从数学上分析，曲线lnθ-ε和曲线θ-ε的拐点意义相同。为了提高结果的准确性使用三次多项式拟合lnθ-σ曲线

l n θ = a ε^{3} + b ε^{2} + c ε + d

(4)

将方程式两边对ε求一阶导数，得

d l n θ / d ε = 3 a ε^{2} + 2 b ε + c

(5)

此方程的最低点对应临界应变，即

d^{2} l n θ / d ε^{2} = 0, 6 a ε_{c} + 2 b = 0, ε_{c} = - b / 3 a

(6)

按照式(4)处理实验数据，得到不同加工条件下的lnθ-ε。图3给出了CHDG-A在变形条件为950℃、0.1 s^-1时的lnθ-ε三阶拟合曲线，其相关系数达0.9725。绘制(dlnθ/dε)-ε曲线以确定临界应变(ε_c)从而构建临界值与Z值的数学模型，如图3中的插图所示。图4给出了CHDG-A在不同变形条件下的lnθ-ε三次多项式拟合曲线。从图4可以看出，ε_c随着变形温度的降低和应变速率的增加而增加。这意味着，当其他变形条件相同时，材料更容易在高温低速下发生DRX。同时，根据σ-ε曲线可确定不同变形条件下CHDG-A的σ_c。

图3

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图3 CHDG-A的加工硬化率与应变( $T$ =950℃, $\dot{ε}$ =0.1 s^-1)

Fig.3 Work hardening rate versus strain of CHDG-A (T=950℃, $\dot{ε}$ =0.1 s^-1)

图4

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图4 CHDG-A的加工硬化率和应力的三次多项式拟合曲线

Fig.4 Three order polynomials equation of work hardening rate versus flow stress of CHDG-A: (a) T=1000℃, (b) $\dot{ε}$ =0.1 s^-1

为了简化，可直接用Z参数的幂函数表示ε_c，σ_c，ε_p和σ_p与温度和应变速率的关系。图5给出了对实验数据进行的回归分析，相关表达式为

\{\begin{matrix} ε_{c} = 0.0137 Z^{0.05056} \\ σ_{c} = 1.54 Z^{0.1} \end{matrix}

(7)

\{\begin{matrix} ε_{P} = 0.0264 Z^{0.05053} \\ σ_{P} = 1.57 Z^{0.1} \end{matrix}

(8)

图5

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图5 Z参数与ε_c之间的关系和σ_c和ε_p和σ_p之间的关系

Fig.5 Relationships between the parameter, Z and ε_c (a) and Relationships between σ_c, ε_p and σ_p (b)

ε_c(σ_c)与ε_p(σ_p)满足一定的线性关系y=ax，如

\{\begin{matrix} ε_{c} \approx 0.52 ε p \\ σ_{c} \approx 0.98 σ p \end{matrix}

(9)

所示，直观地反映了真应力-应变曲线中DRX的发生。当ε_c接近0.52ε_p时，DRX发生。由于所用材料成分的差异，此比率低于一般值(ε_c=0.6-0.8ε_p)，表明CHDG-A更容易DRX形核。同时可见峰值应力和临界应力值之间的极端相似性，表明从临界点到峰值点的流动硬化或软化可以忽略不计^[23]。

\{\begin{matrix} ε_{c} \approx 0.52 ε p \\ σ_{c} \approx 0.98 σ p \end{matrix}

(9)

DRX复杂的演变过程，包括初始期，加速和稳定期。在应变速率一定条件下可用DRX动力学的数学模型^[24,25]

X_{D R X} = 1 - e x p [- k {(\frac{ε - ε_{c}}{ε_{p}})}^{m}]

(10)

表示。式中X_DRX为材料发生动态再结晶的体积分数(%)；k和m为Avrami常数，只与材料的化学成分和变形量有关；ε_p为峰值应变，可从真应力-应变曲线上查出；ε_c为临界应变。在一般情况下材料的动态再结晶体积分数可由动态再结晶软化程度表示，但是金相实验法工作量大误差也大，因此借助真应力-应变曲线在各种变形条件下计算^[10,26]，即

X_{D R X} = \frac{σ_{p} - σ}{σ_{p} - σ_{s s}}

(11)

其中σ为瞬时流变应力；σ_ss为稳态应力，可从真应力-应变曲线查出。将式(11)代入式(10)并对所得方程的两侧取自然对数，可得

l n [- l n (1 - X_{D R X})] = l n k + m l n (\frac{ε - ε_{c}}{ε_{p}})

(12)

通过线性拟合可得材料常数m和k的值。图6给出了不同变形条件下的ln[-ln(1-X_DRX)]与ln[(ε-ε_c)/ε_p]联合拟合曲线。可以看出，各种条件下的数据几乎都落在拟合直线上，数据点的拟合性较好。m和lnk的值分别为拟合直线的斜率和截距，可求得k=0.23，m=2.84。m值是与DRX形核机制有关的重要物理量，介于1.0与3.0之间，表明原始晶界是DRX的主要形核点^[27,28]。下文的组织演变也证实了这一点。

图6

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图6 不同变形条件下的ln[-ln(1-X_DRX)]与ln[(ε-ε_c)/ε_p]关系曲线

Fig.6 Linear relationship between ln[-ln(1-X_DRX)] and ln[(ε-ε_c)/ε_p] under different deformation conditions

因此，CHDG-A的DRX动力学模型为

X_{D R X} = 1 - e x p [- 0.23 {(\frac{ε - ε_{c}}{ε_{p}})}^{2.84}]

(13)

基于所得的DRX动力学模型，图7给出了在不同变形条件下CHDG-A的X_DRX与应变的关系。可以看出，随着应变的增大X_DRX曲线呈S型增大到1.0(发生动态再结晶的体积分数接近100%)。同时，它更直接地揭示了变形条件对DRX体积分数的影响。可提高温度或降低应变速率实现DRX加速，更容易发生完全再结晶。在大多数情况下在低温或高应变率条件下DRX过程是缓慢的，若应变不足够大则只能发生部分DRX。因此，为了增大CHDG-A发生动态再结晶的体积分数以实现细化晶粒的目的，应采用较大变形量、较高变形温度和较低应变速率的热加工区间。

图7

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图7 CHDG-A的动态再结晶体积分数与应变的关系

Fig.7 Calculated consequence of dynamic recrystallization volume of isothermal compressed CHDG-A: (a) T=1100℃; (b) $\dot{ε}$ = 0.01 s^-1

为了验证所得的DRX模型的准确性将DRX体积分数预测值与实验结果比较，如图8所示。可以看出，实验数据与预测值之间的相关性较好，证实了上述DRX动力学模型良好的预测性。

图8

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图8 CHDG-A高温变形过程中的动态再结晶体积分数计算值与试验值的对比

Fig.8 Comparison of calculated X_DRXwith experimental X_DRX during isothermal compression of CHDG-A: (a) $T$ =1000℃, $\dot{ε}$ = 0.01 s^-1(b) $T$ =1100℃, $\dot{ε}$ =0.1 s^-1

2.4 动态再结晶的组织演变

图9给出了CHDG-A在1050℃、0.01 s^-1变形条件下不同应变量的金相组织。根据CHDG-A的真应力-应变曲线和式(4)，在该变形条件下发生动态再结晶的临界应变约为0.17。当应变量低于临界应变(ε=0.1)时原始晶界和部分孪晶界呈现出明显的锯齿状，预示着动态再结晶的发生但是并未观察到沿原始晶界有明显的动态再结晶晶粒形成，如图9a所示。当应变量超过临界应变(ε=0.4)时动态再结晶明显加快，变形大晶粒和动态再结晶小晶粒共存，呈现出链状结构特征。原始晶粒逐渐被新生的动态再结晶晶粒取代，出现细小等轴的动态再结晶晶粒，如图9b所示。当应变量为0.8时原始晶粒完全消失，动态再结晶过程趋于完全，如图9c所示。

图9

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图9 CHDG-A在1050℃, 0.01 s^-1条件下变形至不同应变量下的显微组织

Fig.9 Microstructures of CHDG-A deformed at 1050℃, 0.1 s^-1 with different strain: (a) ε=0.1, (b) ε=0.4, (c) ε=0.8

图10给出了应变速率为0.1 s^-1不同变形温度下CHDG-A的金相组织。如图10a所示，当在950℃高温变形时原奥氏体晶粒沿着变形方向严重拉长，沿原始晶界只形成少量细小的动态再结晶晶粒，部分形变奥氏体晶界呈“锯齿状”结构，为动态再结晶形核提供条件；当变形温度提高到1050℃时原奥氏体组织已被细小的动态再结晶晶粒取代，只剩下少数狭长的原始奥氏体晶粒，如图10b所示；当变形温度进一步提高到1100℃时再结晶过程趋于完成，原奥氏体晶粒完全被尺寸较大的等轴晶粒所取代，如图10c所示。

图10

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图10 CHDG-A在应变速率为0.1 s^-1，不同变形温度下的显微组织

Fig.10 Microstructures of CHDG-A deformed at 0.1 s^-1 under different deformation temperature: (a) T=950℃, (b) T=1050℃, (c) T=1100℃

图11给出了CHDG-A在1050℃、不同应变速率下的金相组织。可以看出，随着应变速率的增大动态再结晶程度有所降低；但是因为变形温度较高，即使在高应变速率下CHDG-A的动态再结晶程度也比较大，如图11a所示。由图11还可以看出，随着应变速率的增大动态再结晶的晶粒尺寸逐渐减小；当应变速率为0.01 s^-1时动态再结晶晶粒发生明显长大，如图11c所示。

图11

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图11 CHDG-A在变形温度为1050℃、不同应变速率下的显微组织

Fig.11 Microstructures of CHDG-A deformed at 1050℃ with different strain rate: (a) $\dot{ε} =$ 1 s^-1, (b) $\dot{ε} =$ 0.5 s^-1, (c) $\dot{ε} =$ 0.1 s^-1, (d) $\dot{ε} =$ 0.01 s^-1

在T=900℃、 $\dot{ε} =$ 1 s^-1变形条件下，CHDG-A的晶粒取向图如图12所示。由图12可见，原始晶界呈起伏褶皱(图12b中箭头所示)，并且沿原始晶界生成了少量具有大角度晶界的动态再结晶晶粒(如图12b中方框所示)，形成链状组织，表明原始晶界是CHDG-A再结晶形核的优先位置；在原始晶粒内部和晶界附近都有数量显著的亚晶界，而亚晶界(取向差角在2°~15°间)是动态再结晶在亚晶结构中形核的必需条件^[29]。这表明，在此变形条件下晶界附近连续的亚晶旋转对动态再结晶晶粒的形核起重要作用；晶内几乎没有孪晶界，表明孪晶在此变形条件下对动态再结晶的形核作用不大。

图12

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图12 CHDG-A在900℃、1 s^-1变形条件下的微观组织演变

Fig.12 Microstructural of CHDG-A at T=900℃, $\dot{ε} =$ 1 s^-1 (a) Kikuchi pattern quality maps (BC) of CHDG-A, (b) inverse pole figure (IPF) of CHDG-A (the white, yellow, black and red lines represent grain boundaries with misorientation angles (θ): <10°, 10~15° (subboundaries), >15° and twin boundaries, respectively)

在T=1050℃、 $\dot{ε} =$ 0.01 s^-1变形条件下，CHDG-A的微观组织如图13所示。由图13可见，此变形条件下的大角度晶界含量较高，表明DRX已趋于完全。原始晶界起伏进入相邻晶粒内部，再结晶前沿出现三叉晶界形核、孪晶界和亚晶界辅助形核(如图13a中箭头所示)，原始晶界的弓出机制在变形期间占据主导地位；变形晶粒呈细长条状，晶内有少量的亚晶界，部分小角晶界将变形晶粒分割成若干区块；可以看出，在此变形条件下，伴随着动态再结晶晶粒的生成出现了较多的新生孪晶界。由此可知，新生孪晶界在CHDG-A动态再结晶的形核过程中有一定的辅佐作用^[30]。由图13b可知，新的动态再结晶晶粒占据了较大的区域且晶粒取向趋于随机分布。

图13

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图13 CHDG-A在1050℃, 0.01 s^-1变形条件下的带衬度图和反极图

Fig.13 Microstructural of CHDG-A at T=1050℃, $\dot{ε} =$ 0.01 s^-1 (a) BC of CHDG-A, (b) IPF of CHDG-A (the white, yellow, black and red lines represent grain boundaries with θ<10°, 10°≤θ≤15°, θ>15° and twin boundaries, respectively; arrows in Fig.13a indicate the nucleation sites)

CHDG-A在高温低应变速率下的主要动态再结晶形核机制，是原始晶界的弓出。体系在三叉晶界处形核，原始晶粒内部的分割也使个别DRX晶粒在晶内生成；而在低温大应变速率条件下原始晶界附近的DRX形核机制主要为伴随着亚晶旋转的弓出机制，新生孪晶的作用较小，原始晶粒内部形变带上的DRX形核也有相当高的比例。

3 结论

(1) 新型奥氏体耐热钢CHDG-A在热压缩模拟实验中发生了显著的动态再结晶。随着应变量的增大、变形温度的升高和应变速率的降低材料发生动态再结晶的比例提高，再结晶晶粒长大。CHDG-A在峰值应变处的本构方程为

$\dot{\dot{ε} = 1.1 \times 10^{20} {[s i n h (0.0053 σ)]}^{7.19} e x p [- 5.15618 \times 10^{5} / (R T)]}$ 。峰值应力的计算值与实验值比较吻合，表明该模型能准确描述CHDG-A热变形过程中的流变应力变化。

(2) 基于流变应力分析材料发生DRX的临界条件(ε_c和σ_c)，随着变形温度的降低和应变速率的提高临界应变和临界应力增大，动态再结晶易发生在高温低速条件下。DRX的临界条件与Z参数之间的关系为

\{\begin{array}{l} ε_{c} = 0.0137 Z^{0.05056} \\ σ_{c} = 1.54 Z^{0.1} \end{array}

(3) 根据Avrami方程建立的CHDG-A动态再结晶体积分数模型为

X_{D R X} = 1 - e x p [- 0.23 {(\frac{ε - ε_{c}}{ε_{p}})}^{2.84}],

CHDG-A的动态再结晶体积分数随着应变的增加呈“S”型递增。实验数据验证了所得的DRX模型的可靠性，表明该模型具有良好的预测精度。

(4) CHDG-A热变形时动态再结晶形核机制以原始晶界的弓出为主，而在低温大应变速率下晶界附近连续的亚晶旋转对材料动态再结晶的形核起辅助作用。

参考文献

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