反應(yīng)堆壓力容器用SA508Gr.4N鋼的熱變形行為

楊志強(qiáng)，劉正東，何西扣，劉 寧,2

(1 鋼鐵研究總院 特殊鋼研究所，北京 100081； 2 昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093)

反應(yīng)堆壓力容器用SA508Gr.4N鋼的熱變形行為

楊志強(qiáng)1，劉正東1，何西扣1，劉 寧1,2

(1 鋼鐵研究總院 特殊鋼研究所，北京 100081； 2 昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093)

利用Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)，在溫度為1050～1250℃、應(yīng)變速率為0.001～0.1s-1、真應(yīng)變量0.16的條件下，研究和分析SA508Gr.4N鋼高溫塑性變形及動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為。結(jié)果表明：SA508Gr.4N鋼的高溫真應(yīng)力-應(yīng)變曲線主要以動(dòng)態(tài)再結(jié)晶為特征，峰值應(yīng)力隨變形溫度的降低或應(yīng)變速率的升高而增加，屬于溫度和應(yīng)變速率敏感材料；在真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的基礎(chǔ)上，建立材料熱變形本構(gòu)方程，較好地表征了材料高溫流變特征，其熱激活能為383.862kJ/mol；其硬化率-應(yīng)力(θ-σ)曲線均呈現(xiàn)拐點(diǎn)且-dθ/dσ-σ曲線出現(xiàn)極小值；臨界應(yīng)變隨應(yīng)變速率的增大與變形溫度的降低而增加，且臨界應(yīng)變(εc)與峰值應(yīng)變(εp)之間具有一定相關(guān)性，即εc/εp=0.517；臨界應(yīng)變與Z參數(shù)之間的函數(shù)關(guān)系為εc=8.57×10-4Z0.148。

SA508Gr.4N鋼；熱變形；本構(gòu)方程；動(dòng)態(tài)再結(jié)晶；臨界應(yīng)變

反應(yīng)堆壓力容器是核電站核島中的關(guān)鍵部件，是核電站冷卻劑壓力邊界屏障中的一個(gè)重要設(shè)備，是核一級(jí)安全設(shè)備。壓力容器起到用來裝載及支撐反應(yīng)堆堆芯，密封核反應(yīng)產(chǎn)生的高溫、高壓冷卻劑等作用。隨著工業(yè)社會(huì)的發(fā)展導(dǎo)致對(duì)電力的需求不斷增長(zhǎng)，對(duì)于核電這種清潔能源而言，提高電力供應(yīng)的一個(gè)有效措施就是提高反應(yīng)堆的單堆容量，而單堆容量的增加將會(huì)導(dǎo)致反應(yīng)堆壓力容器的大型化。如AP1000型反應(yīng)堆壓力容器的尺寸已達(dá)到高12.2m，容器內(nèi)徑4.4m，壁厚225mm，總質(zhì)量約425.3t[1,2]。目前廣泛采用SA508Gr.3鋼鍛件來制造反應(yīng)堆壓力容器，但SA508Gr.3鋼也面臨著諸多問題，如強(qiáng)度低，韌性、淬透性差以及輻照脆化等問題[3-6]；因此，研制下一代反應(yīng)堆壓力容器用鋼已十分緊迫。

SA508Gr. 4N鋼是ASME規(guī)范中核電機(jī)組關(guān)鍵材料的4N級(jí)，其抗拉強(qiáng)度大于725MPa，明顯高于其規(guī)范中的第3級(jí)SA508Gr.3鋼，被認(rèn)為是下一代反應(yīng)堆壓力容器的首選材料，如超臨界水冷堆，已將該鋼列為候選材料[7]。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)SA508Gr.4N鋼的研究主要集中在篩選合金成分，優(yōu)化熱處理工藝等方面。李昌義等[8]通過改變淬火冷卻速率，確定不同淬火組織的含量，再結(jié)合模擬軟件等效確定了SA508Gr.4N鋼的淬透極限尺寸為1200mm，遠(yuǎn)超SA508Gr.3鋼700mm的淬透極限。Park等[9,10]采用熱力學(xué)計(jì)算，通過調(diào)節(jié)Ni，Cr和Mo等合金元素的含量，確定了不同成分、不同溫度時(shí)的析出相，從而優(yōu)化合金成分和熱處理工藝，并調(diào)整Ni含量進(jìn)行了相關(guān)驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，確定了不同Ni含量時(shí)的馬氏體與貝氏體的含量，證明了Ni能夠提高SA508Gr.4N鋼的淬透性。Kim等[11]對(duì)比研究了SA508Gr.3與SA508Gr.4N鋼的韌性，通過精細(xì)化表征，指出SA508Gr.4N鋼具有良好韌性的原因。但關(guān)于SA508Gr.4N鋼的熱加工性能至今少有報(bào)道。

本工作依據(jù)反應(yīng)堆壓力容器鍛造過程中變形溫度高、變形速率低、變形量小的特點(diǎn)，利用Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)SA508Gr.4N鋼進(jìn)行了高溫單道次壓縮實(shí)驗(yàn)，獲得了該材料不同條件下的真應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，建立了SA508Gr.4N鋼的高溫本構(gòu)方程，并對(duì)所得真應(yīng)力-應(yīng)變?cè)紨?shù)據(jù)求解加工硬化率；同時(shí)采用硬化率-應(yīng)力(θ-σ)曲線上的拐點(diǎn)判據(jù)及-dθ/dσ-σ曲線上的最小值，研究了該鋼的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶(Dynamic Recrystallization,DRX)臨界條件。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

參考ASME國(guó)際規(guī)范的SA508/SA-508M，采用100kg真空感應(yīng)爐冶煉實(shí)驗(yàn)鋼，SA508Gr.4N鋼的化學(xué)成分見表1。鋼錠開始鍛造的溫度在1150℃左右，終鍛溫度在900℃左右，橫向鍛打，鍛造成φ16mm的棒材。鍛造后經(jīng)650℃/2h退火后空冷。

表1 SA508Gr.4N鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of SA508Gr.4N steel (mass fraction/%)

熱壓縮試樣尺寸為φ8mm×15mm，由退火態(tài)φ16mm的鍛棒線切割而成，利用Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行單次軸向壓縮，實(shí)驗(yàn)開始前在試樣兩端均勻涂敷潤(rùn)滑劑(70%石墨+25%機(jī)油+5%硝酸三甲苯酯，質(zhì)量分?jǐn)?shù))，以減小其與壓頭之間的摩擦。試樣以20℃/s速率升溫到1250℃，保溫300s，以5℃/s速率冷卻到預(yù)設(shè)溫度保溫60s后開始?jí)嚎s。變形溫度分別為1050，1150，1250℃，應(yīng)變速率分別為0.001，0.01，0.1s-1，真應(yīng)變量為0.16。變形后立即水淬，保留熱變形組織便于觀察分析。

2 結(jié)果與分析

2.1 真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

圖1為SA508Gr. 4N鋼在不同溫度與不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。表2為不同溫度與應(yīng)變速率條件下的峰值應(yīng)力。

由圖1可知，SA508Gr. 4N鋼具有明顯的穩(wěn)態(tài)流變特征：在最初應(yīng)變時(shí)，隨應(yīng)變量的增加真應(yīng)力呈現(xiàn)直線型快速增加；真應(yīng)變達(dá)到一定階段后，真應(yīng)力緩慢增大到峰值應(yīng)力；真應(yīng)力達(dá)到峰值后隨應(yīng)變量的增大，真應(yīng)力緩慢下降；在應(yīng)變速率為0.001s-1時(shí)隨真應(yīng)變的增大，真應(yīng)力出現(xiàn)穩(wěn)態(tài)階段。真應(yīng)力隨真應(yīng)變的宏觀變化在微觀上對(duì)應(yīng)的變化為：變形初始階段隨著變形量的增加，位錯(cuò)密度急劇增加，位錯(cuò)間的交互作用增強(qiáng)，導(dǎo)致位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻力迅速增大，表現(xiàn)出加工硬化。隨后位錯(cuò)交互應(yīng)力場(chǎng)引起的畸變能增加到一定程度時(shí)，熱壓縮變形中的儲(chǔ)存能轉(zhuǎn)變?yōu)樵俳Y(jié)晶驅(qū)動(dòng)力，發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶軟化，因而在宏觀上表現(xiàn)出應(yīng)力增加緩慢；真應(yīng)變?cè)僭黾訒r(shí)，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化作用將占據(jù)主導(dǎo)地位，材料的真應(yīng)力逐漸降低[12]。在應(yīng)變速率為0.1s-1時(shí)，由于應(yīng)變速率大、變形量略小，導(dǎo)致在真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線上未明顯出現(xiàn)穩(wěn)態(tài)流變階段。

圖1 SA508Gr.4N鋼熱變形真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-true strain curves of SA508Gr.4N steel during hot compression deformation

Strainrate/s-1Peakflowstress/MPa1050℃1150℃1250℃0.00147.8231.5223.190.0172.7150.7930.220.1-74.5848.65

從圖1中還可以看出，在恒定的速率下，流變應(yīng)力隨著溫度的升高而降低。這是由于隨著溫度升高，材料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的形核率和長(zhǎng)大速率都提高，從而軟化作用增強(qiáng)；而且溫度越高、原子動(dòng)能越大，原子間的結(jié)合力就弱，即剪切應(yīng)力降低[13]?？梢?，SA508Gr.4N鋼是溫度敏感材料。

由表2可見，在恒定溫度下，流變應(yīng)力隨應(yīng)變速率的降低而減小。因?yàn)樵诤愣囟认?、?yīng)變速率較低時(shí)，達(dá)到指定變形量所消耗的時(shí)間較長(zhǎng)，將留給再結(jié)晶形核的時(shí)間延長(zhǎng)，再結(jié)晶形核數(shù)量增多，再結(jié)晶軟化的作用強(qiáng)于加工硬化。隨著應(yīng)變速率增加，導(dǎo)致熱變形時(shí)間短，位錯(cuò)的滑移與攀移所產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)回復(fù)有限，晶粒內(nèi)的位錯(cuò)密度依然保持較高水平，使加工硬化作用明顯強(qiáng)于再結(jié)晶軟化，表現(xiàn)為流變應(yīng)力迅速升高[14]?？梢?，SA508Gr.4N鋼對(duì)應(yīng)變速率具有正的敏感性：溫度越高、應(yīng)變速率越小，鋼變形抗力就越小，越易達(dá)到穩(wěn)態(tài)變形。

2.2 變形條件對(duì)顯微組織的影響

圖2為SA508Gr.4N鋼退火態(tài)和變形前的顯微組織。由圖2(a)可知，退火態(tài)鍛棒的晶粒尺寸較細(xì)小，經(jīng)過統(tǒng)計(jì)晶粒直徑為9.4μm，晶粒度為10.5級(jí)。圖2(b)為以20℃/s速率升溫到1250℃而后保溫300s的顯微組織，可以看出晶粒邊界清晰，晶粒尺寸較均勻，經(jīng)統(tǒng)計(jì)晶粒直徑為75.5μm，晶粒度為4.5級(jí)?？梢娊?jīng)過變形前高溫均勻化后晶粒尺寸明顯增大。

圖2 SA508Gr.4N鋼變形前顯微組織 (a)退火態(tài)；(b)熱變形前Fig.2 Microstructures of SA508Gr.4N steel before deformation(a)annealed；(b)before hot deformation

變形溫度1050℃時(shí)，不同應(yīng)變速率熱變形后的顯微組織如圖3所示?？梢钥闯觯?種應(yīng)變速率下均發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，如圖3(b)，(c)箭頭所示，且隨變形速率的升高，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶后的晶粒尺寸逐漸減小，晶粒逐漸得到細(xì)化。應(yīng)變速率較低時(shí)(0.001s-1)，晶粒尺寸較粗大，但較均勻(圖3(a))。應(yīng)變速率較高時(shí)(0.1s-1)，再結(jié)晶后晶粒尺寸存在較大差異呈現(xiàn)混晶形貌(圖3(c))。

圖3 變形溫度1050℃時(shí)不同應(yīng)變速率熱變形后SA508Gr.4N鋼顯微組織 (a)0.001s-1;(b)0.01s-1;(c)0.1s-1Fig.3 Microstructures of SA508Gr.4N steel after hot deformation at 1050℃ at different strain rates (a)0.001s-1;(b)0.01s-1;(c)0.1s-1

應(yīng)變速率0.1s-1時(shí)，變形溫度為1150℃和1250℃熱變形后的顯微組織如圖4所示。將圖3(c)與圖4對(duì)比可知：隨變形溫度的增加，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶后的細(xì)小晶粒開始長(zhǎng)大。當(dāng)溫度為1250℃(圖4(b))時(shí)，變化后的晶粒尺寸已達(dá)到4.5級(jí)，并已恢復(fù)到變形前的晶粒尺寸且晶粒大小不均勻。

圖4 應(yīng)變速率0.1s-1時(shí)，不同變形溫度熱變形后SA508Gr.4N鋼顯微組織 (a)1150℃;(b)1250℃Fig.4 Microstructures of SA508Gr.4N steel after hot deformation at different temperatures in the strain rate of 0.1s-1(a)1150℃;(b)1250℃

2.3 本構(gòu)方程的建立

金屬材料的高溫塑性變形過程和高溫蠕變過程類似，均存在熱激活的過程，流變應(yīng)力取決于應(yīng)變速率和變形溫度，在不同的應(yīng)力水平下可以用雙曲正弦方程來描述[15]：

(1)

Z=A[sinh(ασ)]n

(2)

對(duì)式(2)兩邊取對(duì)數(shù)，可得：

lnZ=lnA+nln[sinh(ασ)]

(3)

由式(1)對(duì)1/T求偏導(dǎo)得：

(4)

圖5 峰值應(yīng)力、變形溫度和應(yīng)變速率之間的關(guān)系；；；(d)ln[sinh(ασ)]-1000/T；(e)ln[sinh(ασ)]-lnZFig.5 Relationship between peak stress, deformation temperature and strain rate ；；；(d)ln[sinh(ασ)]-1000/T；(e)ln[sinh(ασ)]-lnZ

(5)

2.4 加工硬化率-流變應(yīng)力曲線

一般情況下，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線是材料變形時(shí)微觀組織的外在表現(xiàn)，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線出現(xiàn)峰值預(yù)示著材料微觀組織發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。但是通過真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線并不能直接確定材料何時(shí)、何種變形程度開始發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，因此需要對(duì)真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線進(jìn)行處理，以求得材料熱變形中的加工硬化率。材料的加工硬化率(θ=?σ/?ε)是表征流變應(yīng)力隨應(yīng)變量變化的關(guān)系。Poliak和Jonas[18]認(rèn)為材料發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶時(shí)，其θ-σ曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，即利用-dθ/dσ=0的判據(jù)來確定相對(duì)應(yīng)臨界應(yīng)力σc及臨界應(yīng)變?chǔ)與。對(duì)熱模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算可以得到不同變形條件下的θ-σ曲線和-dθ/dσ-σ曲線，如圖6與圖7所示。結(jié)合圖6中的拐點(diǎn)和圖7中的極小值可以確定臨界應(yīng)力(σc)、峰值應(yīng)力(σp)、臨界應(yīng)變(εc)和峰值應(yīng)變(εp)。臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變及其比值見表3。

圖6 不同變形條件下SA508Gr.4N鋼的θ-σ曲線；Fig.6 θ-σ curves of SA508Gr.4N steel under different deformation conditions

圖7 不同變形條件下SA508Gr.4N鋼的-dθ/dσ-σ曲線；Fig.7 -dθ/dσ-σ curves of SA508Gr.4N steel under different deformation conditions

Strainrate/s-1Temperature/℃εcεpεc/εp10500.0430.1030.4170.00111500.0550.0770.71412500.0270.0490.55110500.0510.1650.3100.0111500.0640.1110.57712500.0380.0660.57610500.152--0.111500.0650.1450.44812500.0670.1230.545

由圖6可知，SA508Gr.4N鋼的θ-σ曲線在各個(gè)溫度和應(yīng)變速率均出現(xiàn)拐點(diǎn)。如圖6(a)所示，當(dāng)應(yīng)變速率為0.001s-1時(shí)，各應(yīng)變溫度的θ-σ曲線均明顯出現(xiàn)拐點(diǎn)，拐點(diǎn)處所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值就是臨界應(yīng)力。加工硬化率(θ)第1次等于0時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力即為峰值應(yīng)力(σp)，第2次等于0時(shí)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力為穩(wěn)態(tài)應(yīng)力(σs)。圖6中只有變形溫度為1050℃、應(yīng)變速率為0.1s-1時(shí)，θ-σ曲線θ始終大于0，這表明在這一變形條件下無峰值應(yīng)力，但曲線上亦有拐點(diǎn)。為了更加精確曲線中拐點(diǎn)位置對(duì)θ-σ曲線求一階偏導(dǎo)數(shù)可得到-dθ/dσ-σ曲線，曲線中的最小值所對(duì)應(yīng)的真應(yīng)力即為臨界應(yīng)力，如圖7所示。對(duì)比圖7中各圖可知，臨界應(yīng)力隨溫度的增加和應(yīng)變速率的降低而降低。

由表3可知，發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變的平均比值εc/εp=0.517。應(yīng)變速率對(duì)臨界應(yīng)變和峰值應(yīng)變均產(chǎn)生正的影響，即隨著應(yīng)變速率的增加，臨界應(yīng)變和峰值應(yīng)變都相應(yīng)地提高。這是由于動(dòng)態(tài)再結(jié)晶是晶核的形成、長(zhǎng)大及大角度晶界遷移的過程。新晶核的形成機(jī)制分別為晶界弓出形核機(jī)制、亞晶合并機(jī)制及亞晶吞噬機(jī)制。形核機(jī)制均與位錯(cuò)的遷移、合并相關(guān)。當(dāng)材料熱變形時(shí)的應(yīng)變速率較低時(shí)，變形晶粒內(nèi)部產(chǎn)生的位錯(cuò)將有充裕的時(shí)間進(jìn)行遷移、合并從而形成大角度晶界，構(gòu)成再結(jié)晶的核心[19,20]。而當(dāng)應(yīng)變速率升高時(shí)，晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)將沒有充足的時(shí)間完成晶界的遷移，這就需要增加變形量來增加位錯(cuò)密度以及延長(zhǎng)位錯(cuò)遷移的時(shí)間，從而導(dǎo)致動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所需要的臨界應(yīng)變?cè)黾覽21]。變形溫度對(duì)臨界應(yīng)變和峰值應(yīng)變的影響則為負(fù)，即隨變形溫度的增加，則臨界應(yīng)變和峰值應(yīng)變降低。這是由于變形溫度升高，提高了位錯(cuò)遷移的驅(qū)動(dòng)力，位錯(cuò)更加容易遷移，從而使材料在較小的變形下就能形成新的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒。

2.5 臨界應(yīng)變預(yù)測(cè)模型

目前廣泛采用Sellars模型[22,23]，即εc=a×Zb。其中a，b均為常數(shù)；Z為Zener-Hollomon參數(shù)，如式(2)所示。結(jié)合所求的Q，可以建立不同熱變形條件下的臨界應(yīng)變(εc)與其相對(duì)應(yīng)的Z值，繪制出lnεc與lnZ的關(guān)系曲線，如圖8所示。由圖8可見，lnεc與lnZ之間呈現(xiàn)較高的線性關(guān)系，對(duì)其進(jìn)行線性擬合，可得擬合方程：lnεc=0.148lnZ-7.062，即臨界應(yīng)變預(yù)測(cè)模型可表示為εc=8.57×10-4Z0.148。圖9為ε與lnZ的關(guān)系，在本實(shí)驗(yàn)條件下，SA508Gr.4N鋼的臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變均隨Z參數(shù)的增大而增加， 且與Z參數(shù)有較好的線性關(guān)系。

圖8 lnεc與lnZ之間的關(guān)系Fig.8 Relationship between lnεc and lnZ

圖9 lnZ與臨界應(yīng)變及峰值應(yīng)變之間的關(guān)系Fig.9 Relationship between εc,εp and lnZ

3 結(jié)論

(2)SA508Gr.4N鋼發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶時(shí)，其θ-σ曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，并且在-dθ/dσ-σ曲線上出現(xiàn)極小值。利用此拐點(diǎn)判據(jù)，可以確定材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件。動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變隨著應(yīng)變速率的增大及變形溫度的降低而增加，且臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變之間具有相關(guān)性，即εc/εp=0.517。

(3)在本實(shí)驗(yàn)條件下，引入Z參數(shù)能較好地反映臨界應(yīng)變與熱變形條件之間的變化規(guī)律。臨界應(yīng)變隨Z參數(shù)的增加而增大，且二者之間函數(shù)關(guān)系為：εc=8.57×10-4Z0.148。

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(本文責(zé)編：寇鳳梅)

Hot Deformation Behavior of SA508Gr.4NSteel for Reactor Pressure Vessels

YANG Zhi-qiang1,LIU Zheng-dong1,HE Xi-kou1,LIU Ning1,2

(1 Institute for Special Steels,Central Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China；2 Faculty of Material Science and Engineering,Kunming University of Science and Technology,Kunming 650093,China)

The high-temperature plastic deformation and dynamic recrystallization behavior of SA508Gr.4N steel were investigated through hot deformation tests in a Gleeble1500D thermal mechanical simulator. The compression tests were performed in the temperature range of 1050-1250℃ and the strain rate range of 0.001-0.1s-1with true strain of 0.16. The results show that from the high-temperature true stress-strain curves of the SA508Gr.4N steel, the main feature is dynamic recrystallization,and the peak stress increases with the decrease of deformation temperature or the increase of strain rate, indicating the experimental steel is temperature and strain rate sensitive material. The constitutive equation for SA508Gr.4N steel is established on the basis of the true stress-strain curves, and exhibits the characteristics of the high-temperature flow behavior quite well, while the activation energy of the steel is determined to be 383.862kJ/mol. Furthermore, an inflection point is found in theθ-σcurve, while the -dθ/dσ-σcurve shows a minimum value. The critical strain increases with increasing strain rate and decreasing deformation temperature. A linear relationship between critical strain (εc) and peak strain (εp) is found and could be expressed asεc/εp=0.517. The predicted model of critical strain could be described asεc=8.57×10-4Z0.148.

SA508Gr.4N steel;hot deformation;constitutive equation;dynamic recrystallization;critical strain

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.000887

TG142

A

1001-4381(2017)08-0088-08

國(guó)家能源應(yīng)用技術(shù)研究及工程示范項(xiàng)目(NY201501)；新一代核能用材發(fā)展戰(zhàn)略研究項(xiàng)目(2016-ZD-06)

2016-07-21;

2017-01-12

劉正東(1966-)，男，博士，教授，研究方向?yàn)榛痣娬?、核電站和核?dòng)力用鋼，聯(lián)系地址：北京市海淀區(qū)學(xué)院南路76號(hào)鋼鐵研究總院特殊鋼研究所(100081)，E-mail:liu_zhengdong@263.net