高 朋， 卓 越， 郭艷艷， 孫國棟， 孫建亮

(1. 九江學(xué)院a. 機械與智能制造學(xué)院， b. 圖書館， c. 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 江西 九江 332005；2. 燕山大學(xué) 國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心， 河北 秦皇島 066004)

0 前 言

隨著工業(yè)的發(fā)展，市場對高強度管線鋼板的需求量日益增大。 管線鋼在使用過程中，會受到應(yīng)力腐蝕開裂的影響。 采用合理的軋制工藝可以改變鋼板的組織形貌和應(yīng)力，提高鋼板的強韌性。 新一代控軋控冷(TMCP)工藝是以“軋制-冷卻”相結(jié)合的“溫控-形變”耦合控軋技術(shù)[1-3]，通過控制軋制與超快速冷卻有效結(jié)合，利用細晶強化、析出強化、相變強化等方式，確保制備的高強度管線鋼的強韌化指標較好，內(nèi)應(yīng)力較小[4-9]。

超快冷技術(shù)可以大幅度提高冷卻速率，使鋼板溫度快速降低。 采用超快冷技術(shù)可以方便地控制相變區(qū)間，抑制晶粒長大，使晶粒細化，獲得理想的顯微組織，并提高鋼板的綜合力學(xué)性能[10-12]。 但是，由于冷卻速率快，超快冷技術(shù)的控制難度較大，冷卻不均勻性增加，導(dǎo)致鋼板殘余應(yīng)力較高，從而使板形不易控制[13]。在超快冷過程中，鋼板沿縱向、橫向和截面方向冷卻不均，最終導(dǎo)致溫度分布不均，使熱應(yīng)力發(fā)生變化，并造成相變不均，產(chǎn)生組織應(yīng)力。 在熱應(yīng)力和組織應(yīng)力的共同作用下，最終在鋼板內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力。 為了降低殘余應(yīng)力、提高鋼板的韌性，生產(chǎn)高強度管線鋼多數(shù)采用離線淬火和回火的熱處理方法來調(diào)整鋼板的顯微組織和力學(xué)性能，以期生產(chǎn)出性能優(yōu)異的鋼板[14]。

關(guān)于熱軋鋼板的殘余應(yīng)力，Bok 等[15]分析了熱軋帶鋼冷卻后在寬度、厚度上的溫度分布與殘余應(yīng)力的對應(yīng)關(guān)系。 Wang 等[16]對熱軋鋼板在冷卻過程中殘余應(yīng)力變化的機理和規(guī)律進行研究，利用有限元軟件ABAQUS 建立熱軋鋼板有限元模型，模擬了冷卻過程的溫度場、組織場、應(yīng)力應(yīng)變場，指出鋼板寬度上溫度分布的不均勻性是鋼板冷卻至室溫后出現(xiàn)板形缺陷的根本原因，冷卻過程中鋼板寬度上的溫差和不均勻的鐵素體和珠光體顯微組織使平直鋼板出現(xiàn)邊浪缺陷。Wang 等[17]對輥式淬火設(shè)備及工藝進行分析，采用有限差分法建立了淬火溫度場模型，計算了淬火殘余應(yīng)力，明確了獲得較小殘余應(yīng)力的控制方法。

綜上所述，利用新一代軋制工藝的技術(shù)優(yōu)勢，適當調(diào)整軋制和超快冷工藝，可以得到殘余應(yīng)力較小、顯微組織均勻的鋼板。 目前，對于高強度管線鋼的研究主要集中在產(chǎn)品開發(fā)及其力學(xué)性能的研究，而管線鋼的產(chǎn)品尺寸、力學(xué)性能往往均能滿足應(yīng)用需求，但是管線鋼的殘余應(yīng)力問題日益突出。 為此，本工作以管線鋼為研究對象，在φ450 mm 二輥可逆熱軋機上采用兩階段控制軋制，結(jié)合4 種超快冷工藝，對不同工藝下鋼板的溫度場、應(yīng)力場進行數(shù)值模擬研究，并在實驗室對鋼板的溫度、應(yīng)力和顯微組織進行實測和分析總結(jié)，最終得到溫度場、應(yīng)力場、顯微組織之間的關(guān)系，確定最佳工藝，為生產(chǎn)強韌性指標優(yōu)良的鋼板提供指導(dǎo)，也為管線鋼在線淬火+離線回火工業(yè)化生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

1 試驗材料及方法

本次試驗所用的連鑄坯取自生產(chǎn)現(xiàn)場，連鑄坯的化學(xué)成分見表1。 熱軋實驗在實驗室φ450 mm 二輥可逆熱軋機上進行。 將實驗鋼坯加熱至1 200 ℃，保溫2 h，然后進行兩階段控制軋制，連鑄坯厚度為80 mm，經(jīng)過兩階段軋制后成品鋼板的厚度為12 mm。 軋制實驗采用4 種不同的工藝，具體工藝參數(shù)如表2 所示。

表1 連鑄坯的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of billet

表2 4 種軋制工藝Table 2 Four rolling technologies

分別經(jīng)過4 種不同工藝軋制的試樣經(jīng)打磨、拋光后，采用4%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液腐蝕，然后用LEICA Q550IW 光學(xué)顯微鏡(OM)觀察試樣的顯微組織。

2 溫度場及應(yīng)力場的數(shù)值模擬

采用4 種不同的工藝軋制試樣后，用有限元軟件對不同工藝軋制試樣的溫度場、應(yīng)力場進行分析。 關(guān)于熱軋鋼板軋后冷卻過程的溫度場、相變及應(yīng)力場的研究較多，多數(shù)研究采用有限差分法或有限元方法模擬熱軋鋼板冷卻過程中的溫度場、相變及應(yīng)力場，得到板形和殘余應(yīng)力之間的關(guān)系[18，19]。

本工作以實驗室熱軋工藝為基礎(chǔ)，采用有限元方法模擬熱軋鋼板軋后冷卻過程，建立熱軋鋼板的有限元模型，對分別經(jīng)過4 種不同工藝軋制的試樣在冷卻過程中的溫度場、應(yīng)力場進行耦合計算。

2.1 溫度場數(shù)值模擬

影響溫度場的主要因素是水冷過程的對流換熱系數(shù)。 對流換熱系數(shù)與水壓、鋼板溫度、水流密度等因素有關(guān)[20]。 文獻[21]采用數(shù)值模擬計算方法得到不同水流密度和超快冷方式下鋼板表面換熱系數(shù)，并分析了水流密度和換熱系數(shù)之間的關(guān)系，得出了相關(guān)規(guī)律。本工作中數(shù)值模擬選用的對流換熱系數(shù)是參考文獻[21]計算的超快冷表面換熱系數(shù)。

經(jīng)過兩階段控制軋制后鋼板的規(guī)格為600 mm×150 mm×12 mm(長×寬×厚)，超快冷的輥道速度為0.52 m/s，超快冷水冷時間為20 s。 由于鋼板是對稱的，為了節(jié)省計算時間選取1/4 模型進行數(shù)值仿真。

考慮到鋼板內(nèi)部熱傳導(dǎo)過程為各向同性熱傳導(dǎo)，建立包含相變潛熱的三維熱傳導(dǎo)微分方程:

式中:T為鋼板溫度；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；c為定壓比熱；ρ為密度；τ為時間間隔。q為相變潛熱。

在鋼板冷卻過程中，溫度的變化會影響組織轉(zhuǎn)變，相變產(chǎn)生的相變潛熱又會影響溫度的分布。 相變潛熱對組織轉(zhuǎn)變和應(yīng)力分布會產(chǎn)生影響。 相變潛熱關(guān)系到數(shù)值模擬計算結(jié)果的精度，本工作通過定義材料的熱焓來計算相變潛熱。

熱軋鋼板超快冷過程中，應(yīng)變寫成增量形式為:

式中:[C]ij為剛度矩陣對應(yīng)的分量。

本工作選用第3 類邊界條件，即介質(zhì)溫度隨時間的變化規(guī)律及介質(zhì)與鋼板表面的熱交換規(guī)律。 將初始條件、邊界條件及物性參數(shù)等輸入有限元軟件進行數(shù)值模擬計算，得到的4 種TMCP 工藝下鋼板水冷20 s后的溫度場如圖1 所示，各部分的溫度分布見表3。

圖1 4 種TMCP 工藝下鋼板水冷20 s 后的溫度場Fig. 1 Temperature field of steel plate after 20 s water cooling under four TMCP processes

表3 4 種軋制工藝下鋼板各部分的溫度分布Table 3 Each part temperature distribution of steel plate under four rolling technologies

由溫度場仿真計算結(jié)果可以看出，經(jīng)過水冷后，4種工藝得到的鋼板芯部與角部的溫差均在200 ℃以上。 其中1 號工藝鋼板芯部溫度最高，芯部與角部的最大溫差為318.1 ℃；4 號工藝鋼板芯部溫度最低，芯部與角部的最大溫差為211.1 ℃。

2.2 溫度場仿真結(jié)果與實測結(jié)果的比較

為了對仿真結(jié)果進行驗證，在實驗室對鋼板表面溫度進行實測。 采用Raynger i3 手持式遠紅外線測溫儀測量鋼板表面溫度，每組鋼板測量3 次溫度，最后取平均值。 表4 是軋制水冷后鋼板溫度仿真計算結(jié)果與實測結(jié)果的比較。 從表4 可以看出，鋼板表面溫度計算值與測量值最大誤差為9 ℃，最小誤差為3 ℃，整體誤差較小，證明了溫度場仿真計算的結(jié)果較合理，可以作為應(yīng)力場分析的依據(jù)。

表4 仿真溫度與實測溫度的比較Table 4 Comparison between simulated temperature and measured temperature

2.3 應(yīng)力場數(shù)值模擬

熱軋鋼板在軋后水冷過程中，芯部和表面溫降不一致會產(chǎn)生溫差，從而引起熱應(yīng)力。 此外，鋼板在快速冷卻時，會發(fā)生組織轉(zhuǎn)變，由于溫度不均，鋼板芯部和表面組織轉(zhuǎn)變不同，從而產(chǎn)生組織應(yīng)力。 軋后水冷過程中熱應(yīng)力和組織應(yīng)力共同作用于鋼板，最終形成鋼板的內(nèi)應(yīng)力。

本工作根據(jù)4 種不同工藝的特點，建立熱軋鋼板水冷過程的熱力耦合數(shù)學(xué)模型，經(jīng)過數(shù)值仿真計算，得到不同工藝下鋼板的應(yīng)力場如圖2 所示，4 種軋制工藝下鋼板各部分的內(nèi)應(yīng)力見表5。

表5 4 種軋制工藝下鋼板各部分內(nèi)應(yīng)力分布Table 5 Each part internal stress distribution of steel____________plate under four rolling technologies

圖2 4 種TMCP 工藝下鋼板水冷20 s 后的應(yīng)力場Fig. 2 Stress field of steel plate after 20 s water cooling under four TMCP processes

通過應(yīng)力場仿真計算結(jié)果可以看出，經(jīng)過水冷后，4 種工藝鋼板的應(yīng)力差值均在260 MPa 以上。 其中1號工藝鋼板表面拉應(yīng)力最大，最大應(yīng)力差值為417.8 MPa；4 號工藝鋼板表面拉應(yīng)力最小，最大應(yīng)力差值為260.2 MPa。

3 組織形貌分析

4 種工藝下試樣的顯微組織如圖3 所示。 圖3a 為終冷溫度為542 ℃的試樣的顯微組織，由于終軋溫度為960 ℃，奧氏體再結(jié)晶率較高，因此大量的變形帶消失，形成了原奧氏體晶界比較清晰的板條貝氏體和粒狀貝氏體顯微組織。 圖3b 為終冷溫度為385 ℃的試樣的顯微組織，由于終軋溫度為907 ℃，奧氏體再結(jié)晶率不高，沿軋制方向保留了變形帶，原奧氏體晶界不明顯，顯微組織由板條馬氏體和粒狀貝氏體組成。 圖3c為終冷溫度為427 ℃的試樣的顯微組織，由于終軋溫度為800 ℃，屬于兩相區(qū)軋制，在軋制方向保留了部分變形帶，并形成了少量鐵素體組織；經(jīng)過水冷后，最終的顯微組織由板條馬氏體、板條貝氏體和鐵素體組成。圖3d 為終冷溫度為452 ℃的試樣的顯微組織，由于終軋溫度為730 ℃，屬于兩相區(qū)軋制，在軋制方向保留了變形帶，在水冷前，形成了部分鐵素體組織；水冷后，最終的顯微組織由板條貝氏體和鐵素體組成。

圖3 不同TMCP 工藝下試樣的顯微組織Fig. 3 Microstructure of samples under different TMCP processes

4 分析與討論

4.1 終軋溫度對鋼板顯微組織及內(nèi)應(yīng)力的影響

為了驗證數(shù)值模擬計算得到的內(nèi)應(yīng)力是否準確，在實驗室采用X 射線衍射法[22]測量鋼板的內(nèi)應(yīng)力，最終得到終軋溫度與內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值和實測值之間的關(guān)系如圖4 所示。 內(nèi)應(yīng)力差值指的是在同一種工藝下，鋼板冷卻后的最大拉應(yīng)力與壓應(yīng)力的差值，內(nèi)應(yīng)力差值可以表示鋼板冷卻的不均勻程度，內(nèi)應(yīng)力差值越大，鋼板內(nèi)部顯微組織越不均勻。 從圖4 可以得出，內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值與實測值的最大誤差16.1 MPa，最小誤差為5.7 MPa，模擬計算值與實測值較接近，表明模擬計算結(jié)果可以作為分析判斷的依據(jù)。 通過分析終軋溫度為730，800，907，960 ℃的溫度場及應(yīng)力場，可以推斷隨著終軋溫度的升高，鋼板的溫差增大，內(nèi)應(yīng)力的差值也隨之增加。 根據(jù)熱膨脹規(guī)律，鋼板在水冷時會發(fā)生收縮，若鋼板相鄰部位降溫速率不同，則會導(dǎo)致鋼板在冷卻過程中比容不同，因此會產(chǎn)生溫差，最終由于體積膨脹和收縮不均而產(chǎn)生熱應(yīng)力。 在冷卻過程中，鋼板各部分存在較大的溫度差，鋼板芯部溫度最高，角部溫度最低，最大溫差為318.1 ℃。 由于溫度差的存在，使得鋼板各部分發(fā)生相變的時間不同，相變不均勻，最終使鋼板產(chǎn)生組織應(yīng)力。

圖4 終軋溫度與內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值和實測值的關(guān)系Fig. 4 Relationship of simulation and observation between finishing rolling temperature and internal stress difference

終軋溫度較高時，奧氏體再結(jié)晶率較高，軋制產(chǎn)生的變形帶消失，減少了相變形核點的數(shù)量，同時也降低了位錯密度和鋼板的強度。 隨著終軋溫度的降低，終軋在兩相區(qū)進行，保留了軋制產(chǎn)生的變形帶，提高了相變形核率，最終形成了馬氏體、貝氏體、鐵素體的混合組織。

4.2 冷卻速率對鋼板顯微組織及內(nèi)應(yīng)力的影響

冷卻速率與內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值和實測值之間的關(guān)系如圖5 所示。 從圖5 可以得出，內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值與實測值的最大誤差為15.5 MPa，最小誤差為4.2 MPa，內(nèi)應(yīng)力模擬計算值與實測值較接近，表明模擬計算結(jié)果可以作為分析判斷的依據(jù)。 通過分析冷卻速率為13，18，20，25 ℃/s 的溫度場及應(yīng)力場，可以推斷隨著冷卻速率的提高，鋼板的溫差及內(nèi)應(yīng)力差值先增加后減小。 分析認為鋼板角部冷卻速率快且容易出現(xiàn)壓應(yīng)力，是因為角部與其他部分的溫差大，容易產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力，而冷卻較慢的部分溫差小，產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力小。 因此，在鋼板冷卻過程中，冷卻較快的角部易產(chǎn)生壓應(yīng)力，冷卻較慢的部分易產(chǎn)生拉應(yīng)力。 最終鋼板的內(nèi)應(yīng)力是熱應(yīng)力和組織應(yīng)力綜合作用的結(jié)果。

圖5 冷卻速率與內(nèi)應(yīng)力差值的模擬值和實測值的關(guān)系Fig. 5 Relationship of simulation and observation between cooling rate and internal stress difference

由于奧氏體的比容小于貝氏體、馬氏體，因此在發(fā)生相變后，隨著貝氏體、馬氏體數(shù)量增加，鋼板會發(fā)生膨脹。 鋼板冷卻不均會存在溫差，從而使得鋼板各部分相變發(fā)生的時間不一致。 相變的不同時性會使得鋼板各部分產(chǎn)生的相變組織不同，因此各部分的體積膨脹不同，最終產(chǎn)生組織應(yīng)力。

鋼板在軋后水冷過程中發(fā)生相變時，熱應(yīng)力和組織應(yīng)力同時產(chǎn)生，且熱應(yīng)力與組織應(yīng)力方向相反。 在相變溫度以上，只存在熱應(yīng)力，隨著冷卻速率的加快，熱應(yīng)力逐漸增大；在達到相變溫度時開始發(fā)生相變，熱應(yīng)力與組織應(yīng)力共同作用于鋼板。 雖然2 號工藝的冷卻速率大于1 號工藝，但是由于2 號工藝的終冷溫度低，貝氏體、馬氏體相變發(fā)生的時間早，相變引起的組織應(yīng)力抵消了部分熱應(yīng)力，因此2 號工藝的總應(yīng)力差值較1 號工藝小。

5 結(jié) 論

(1)在實驗室進行軋制實驗，通過有限元熱力耦合數(shù)值分析得到了4 種工藝下鋼板的溫度場和應(yīng)力場，在實驗室對鋼板表面溫度進行實測并與仿真結(jié)果比較，結(jié)果證明模擬值與實測值誤差較小，仿真分析的溫度場合理，為后序應(yīng)力場的分析提供依據(jù)。

(2)終軋溫度和冷卻速率共同影響鋼板的顯微組織和內(nèi)應(yīng)力。 鋼板的內(nèi)應(yīng)力是熱應(yīng)力和組織應(yīng)力共同作用的結(jié)果。 由于相變產(chǎn)生的組織應(yīng)力的作用，當冷卻速率大于20 ℃/s 時，適當提高冷卻速率會減小內(nèi)應(yīng)力差值。

(3)雖然采用較低的冷卻速率和較低的終軋溫度得到的鋼板的內(nèi)應(yīng)力差值小，但在該條件下不能發(fā)揮超快冷技術(shù)的優(yōu)點，減少了相變形核點數(shù)量，得到的顯微組織晶粒較大，位錯密度和鋼板的強度較低。 為得到理想的顯微組織和內(nèi)應(yīng)力差值較小的高強度鋼板，應(yīng)控制終軋溫度在800～900 ℃，冷卻速率在20～25℃/s，在該條件下鋼板的相變形核率高，最終形成了馬氏體、貝氏體、鐵素體的混合組織。