李戰(zhàn)衛(wèi), 沈 奎, 麻 晗, 張 宇

(江蘇省(沙鋼)鋼鐵研究院, 江蘇 張家港 215625)

簾線鋼盤條主要用于生產(chǎn)汽車子午線輪胎的骨架材料,即“鋼簾線”。盤條通常需要經(jīng)過拉拔制成直徑φ0.15～0.38 mm細絲,再捻制成繩。加工過程中需要控制斷絲率,對盤條的組織性能要求極高,須嚴格控制組織中晶界處滲碳體的含量[1]。相關(guān)研究表明[2-3],在高碳鋼中添加一定量的Cr元素,可有效降低過冷奧氏體轉(zhuǎn)變溫度,減少晶界滲碳體的生成,細化珠光體片層間距,提高鋼的塑性。在82級簾線鋼基礎(chǔ)上添加適量Cr開發(fā)出LX82ACr鋼盤條,其鋼中晶界處滲碳體含量明顯減少,盤條塑性顯著提高。同時,為避免因Cr元素添加而導(dǎo)致的盤條強度過度提升和過冷組織的形成,危及鋼的可拉拔性[4],降低了鋼中的Mn含量。

由于合金元素及其含量的改變,LX82ACr鋼與普通82級簾線鋼相比,生產(chǎn)過程及組織性能控制要求更為嚴格。實際生產(chǎn)中,盤條的組織性能由斯太爾摩線冷卻過程決定,而這個過程可以用動態(tài)連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變來進行模擬研究。目前,關(guān)于簾線鋼的組織轉(zhuǎn)變行為研究較多,但是關(guān)于高強度LX82ACr鋼連續(xù)冷卻行為的研究鮮有報道。本文對LX82ACr鋼的動態(tài)連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變規(guī)律進行研究,模擬軋制時不同冷速下LX82ACr鋼的相變過程,為控冷工藝制訂和組織性能控制提供參考。

1 試驗材料和方法

試驗鋼來自工業(yè)生產(chǎn)過程的飛剪樣,其工藝流程為頂?shù)讖?fù)吹式轉(zhuǎn)爐—LF精煉—300 mm×390 mm大方坯連鑄—開坯140 mm×140 mm—高線軋制,化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù),%)為0.82C、0.20Si、0.24Mn、0.010P、0.005S、0.32Cr,余量為Fe及雜質(zhì)。

將試驗鋼加工為熱模擬試樣,如圖1所示,然后采用Gleeble-3800熱模擬試驗機進行試驗。動態(tài)連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變試驗工藝:將試樣以10 ℃/s的速率從室溫升溫至1110 ℃,保溫10 min,然后以5 ℃/s的速度冷卻至920 ℃,保溫5 s后,再以5 s-1的變形速率給予試樣60%的壓縮變形量,并在3 s內(nèi)冷卻到900 ℃,最后分別以0.1、0.5、1、1.5、3、5、7、9、11、15、20、30、40 ℃/s的冷速冷卻至室溫,獲得不同冷速下的熱膨脹曲線。

圖1 熱模擬試樣示意圖Fig.1 Schematic diagram of thermal simulation specimen

對熱模擬試驗后的所有試樣進行線切割、研磨和拋光,用4%的硝酸酒精溶液進行腐蝕,在Zeiss光學(xué)顯微鏡下觀察分析不同冷速轉(zhuǎn)變后的顯微組織,結(jié)合熱模擬試驗機測得的熱膨脹曲線,如圖2所示,采用切線法確定不同冷速下的相變點,然后繪制LX82ACr鋼過冷奧氏體的動態(tài)CCT曲線。

圖2 熱膨脹曲線示意圖Fig.2 Schematic diagram of thermal dilatometric curve

根據(jù)LX82ACr鋼的動態(tài)CCT曲線,得出不同冷速下的相變溫度和過冷度,分析相變溫度和過冷度隨冷速的變化規(guī)律。利用Zeiss場發(fā)射掃描電鏡測量不同冷速下LX82ACr鋼的珠光體片層間距,并用Wilson Tukon 2500維氏硬度計測定硬度,載荷砝碼為10 kg。然后根據(jù)GB/T 1172—1999《黑色金屬硬度及強度換算值》進行抗拉強度換算,研究抗拉強度、珠光體片層間距與冷速之間的關(guān)系并建立回歸模型。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變組織和動態(tài)CCT曲線

圖3為連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變時不同冷速下LX82ACr鋼的光學(xué)顯微組織。由圖3可知,當(dāng)冷速為0.1～3 ℃/s時,組織轉(zhuǎn)變?yōu)橹楣怏w(P)和索氏體(S),在0.1 ℃/s的較低冷速下,片層較粗的珠光體占比較多,珠光體團呈“大塊狀”,隨著冷速提高,珠光體團逐漸變小,珠光體片層逐漸細化,珠光體含量逐漸減少,索氏體含量逐漸增多;當(dāng)冷速提高到5 ℃/s時,組織中開始出現(xiàn)馬氏體(M),隨著冷速提高,馬氏體含量逐漸增多;當(dāng)冷速提高至30 ℃/s及以上時,組織以馬氏體為主。

圖3 不同冷速下LX82ACr鋼的顯微組織Fig.3 Microstructure of the LX82ACr steel at different cooling rates(a) 0.1 ℃/s; (b) 0.5 ℃/s; (c) 1 ℃/s; (d) 3 ℃/s; (e) 5 ℃/s; (f) 7 ℃/s; (g) 9 ℃/s; (h) 11 ℃/s; (i) 15 ℃/s; (j) 20 ℃/s; (k) 30 ℃/s; (l) 40 ℃/s

根據(jù)熱模擬試驗采集的熱膨脹曲線,采用切線法得到不同冷速下的相變點,并結(jié)合該冷速轉(zhuǎn)變后的顯微組織,繪制出了LX82ACr鋼的動態(tài)CCT曲線,如圖4所示。加熱過程中,LX82ACr鋼的奧氏體化開始溫度為755 ℃,結(jié)束溫度為810 ℃。在5 ℃/s以下冷速冷卻時,主要發(fā)生珠光體轉(zhuǎn)變。在較低冷速0.1 ℃/s冷卻時,約在710 ℃開始相變,在665 ℃左右完成相變。隨著冷速提高,相變開始溫度和結(jié)束溫度逐漸降低,過冷度逐漸增大,當(dāng)冷速提高至3 ℃/s時,相變開始溫度和結(jié)束溫度分別降低至675 ℃和605 ℃,根據(jù)組織分析結(jié)果,隨著冷速提高,珠光體片層逐漸細化,索氏體含量逐漸增多,主要是由于過冷度增大導(dǎo)致形核數(shù)和相界面增多所致[5]。當(dāng)冷速提高至5 ℃/s時,過冷度進一步增大,碳的擴散能力減弱,開始出現(xiàn)非擴散型馬氏體轉(zhuǎn)變,馬氏體轉(zhuǎn)變開始溫度約為259 ℃。隨著冷速提高,馬氏體轉(zhuǎn)變開始溫度逐漸降低,轉(zhuǎn)變后的組織中馬氏體含量逐漸增多,到30 ℃/s及以上時,組織以馬氏體為主。

圖4 LX82ACr鋼的動態(tài)CCT曲線Fig.4 Dynamic CCT curves of the LX82ACr steel

2.2 相變溫度和過冷度回歸模型

過冷度是相變溫度與平衡轉(zhuǎn)變溫度的差值。在連續(xù)冷卻時,相變是在一個較寬的溫度區(qū)間進行,不同溫度相變時的過冷度不同,溫度越低,過冷度越高。因此,采用相變平均溫度與平衡轉(zhuǎn)變溫度的差值來計算過冷度較相變開始溫度更準(zhǔn)確[6]?？梢园凑彰總€冷速下的相變開始溫度和相變結(jié)束溫度的均值來計算該冷速下的相變平均溫度,然后以該冷速下的相變平均溫度與平衡轉(zhuǎn)變溫度的差值來計算過冷度。由LX82ACr鋼的動態(tài)CCT曲線可知,在較低冷速0.1 ℃/s時,奧氏體相變開始溫度為710 ℃。由于該冷速下相變過程緩慢,故可以將相變開始溫度710 ℃近似認為是LX82ACr鋼的平衡轉(zhuǎn)變溫度Te。據(jù)此可計算出0.1～9 ℃/s區(qū)間內(nèi)不同冷速下A→P的相變溫度和過冷度,如表1所示。

表1 不同冷速下LX82ACr鋼的相變溫度和過冷度

在連續(xù)冷卻狀態(tài)下,過冷度主要取決于冷速。由LX82ACr鋼的動態(tài)CCT曲線可知,隨著冷速提高,相變溫度逐漸降低,過冷度逐漸增大。參考Kumar等[7]研究的相變開始溫度與冷速之間的回歸模型,得出相變溫度與冷速之間的關(guān)系:

Ti=Te-a(V)b

(1)

式中:Ti為相變溫度;Te為平衡轉(zhuǎn)變溫度;V為冷速;a、b為常數(shù)。

根據(jù)式(1)分別對表1中的相變開始溫度Ts、相變結(jié)束溫度Tf、相變平均溫度Tv進行擬合,可得回歸模型式(2)～式(4),對應(yīng)的回歸曲線如圖5所示。

圖5 LX82ACr鋼的相變溫度與冷速回歸曲線Fig.5 Regression curves between transformation temperature of the LX82ACr steel and cooling rate

Ts=710-20.8037V0.5029(R2=0.9767)

(2)

Tf=710-75.0559V0.3217(R2=0.9844)

(3)

Tv=710-47.7697V0.3691(R2=0.9980)

(4)

由上可得,回歸模型的擬合優(yōu)度均在0.97以上,擬合值與實際值之差最大為9.22 ℃,顯著性p值最大為3.17×10-13,遠小于0.05,表明回歸模型的顯著性較高、擬合效果較好。

將式(4)進行變換可得過冷度與冷速之間的關(guān)系模型,如式(5)所示,回歸擬合曲線如圖6所示。

圖6 LX82ACr鋼的過冷度與冷速回歸曲線Fig.6 Regression curve between undercooling degree of the LX82ACr steel and cooling rate

ΔT=47.7697V0.3691(R2=0.9980)

(5)

式中:ΔT為過冷度,℃;V為冷速,℃/s。

由上可得,回歸模型的擬合優(yōu)度在0.99以上,擬合值與實際值之差最大為2.08 ℃,顯著性p值為4.88×10-11,遠小于0.05,表明該回歸模型的顯著性較高、擬合效果較好。

2.3 不同冷速對珠光體片層間距和抗拉強度的影響

為研究連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變后的組織和性能,利用Zeiss場發(fā)射掃描電鏡觀測0.1～9 ℃/s區(qū)間內(nèi)不同冷速下的珠光體片層間距,并采用Wilson Tukon 2500維氏硬度計測定維氏硬度HV10,在不同位置測量后取平均值,然后根據(jù)GB/T 1172—1999對表1中“碳鋼”系列進行抗拉強度換算,結(jié)果如表2所示。

表2 LX82ACr鋼在不同冷速轉(zhuǎn)變后的珠光體片層間距、硬度及抗拉強度(硬度換算值)

由表2可知,當(dāng)LX82ACr鋼在0.1 ℃/s的較低冷速冷卻時,轉(zhuǎn)變組織中珠光體片層間距較大,達到0.1929 μm,轉(zhuǎn)變后試樣的抗拉強度較低,僅為993.2 MPa。隨著冷速提高,珠光體片層間距逐漸細化,抗拉強度逐漸提高,當(dāng)冷速提高至9 ℃/s時,珠光體片層間距減小至0.0739 μm,抗拉強度提高至1388.4 MPa。

2.3.1 珠光體片層間距回歸模型

高碳鋼盤條的顯微組織主要為珠光體和索氏體,珠光體的片層間距決定了鋼的組織及力學(xué)性能[8]。簾線鋼盤條最終要制成φ0.38 mm以下的細絲,為避免拉拔過程斷絲,對鋼的塑性有較高的要求,同時拉拔后的成品鋼絲要滿足一定強度,因此簾線鋼盤條的組織應(yīng)當(dāng)以均勻的細片層索氏體為主,以保證同時兼顧強度和塑性。

根據(jù)LX82ACr鋼的連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變后的顯微組織分析結(jié)果,在0.1～9 ℃/s冷速區(qū)間內(nèi),隨著冷速的提高,轉(zhuǎn)變后的顯微組織由片層較粗的珠光體向片層較細的索氏體轉(zhuǎn)變,片層間距逐漸細化。珠光體片層間距的大小主要由冷卻時的過冷度決定,Elwazri等[9]認為,當(dāng)鋼的成分及奧氏體化溫度一定時,片層間距的大小直接取決于過冷度,片層間距的倒數(shù)與過冷度成正比關(guān)系。也有很多研究表明[10-11],片層間距的倒數(shù)與過冷度之間呈線性關(guān)系,但并非完全正比,綜合已有研究成果,得出片層間距與過冷度之間的關(guān)系式:

(6)

式中:SP為珠光體片層間距;ΔT為過冷度;a、k為常數(shù)。

依據(jù)式(5)建立的過冷度ΔT與冷速V的關(guān)系,可得片層間距與冷速之間滿足:

(7)

式中:SP為珠光體片層間距;V為冷速;a、b、c為常數(shù)。

按照式(7)對表2中的片層間距進行擬合,可得回歸模型式(8),對應(yīng)的擬合回歸曲線如圖7所示。

圖7 LX82ACr鋼的珠光體片層間距倒數(shù)與冷速回歸曲線Fig.7 Regression curve between reciprocal of pearlite lamellar spacing of the LX82ACr steel and cooling rate

(8)

式中:SP為珠光體片層間距,μm;V為冷速,℃/s。

由上可得,隨著冷速提高,珠光體片層間距逐漸減小?；貧w模型的擬合優(yōu)度在0.97以上,擬合值與實際值之差最大為0.7756 μm-1,顯著性p值為3.47×10-7,遠小于0.05,表明該回歸模型的顯著性較高、擬合效果較好。

2.3.2 抗拉強度回歸模型

對于高碳鋼盤條,珠光體的片層間距是決定其抗拉強度的關(guān)鍵參數(shù),片層間距越細,抗拉強度越高。關(guān)于抗拉強度與片層間距之間的關(guān)系模型,很多學(xué)者[11-13]在研究高碳鋼的組織性能時,都認為抗拉強度與珠光體片層間距之間滿足Hall-Petch關(guān)系:

(9)

式中:σb為抗拉強度;SP為珠光體片層間距;σ0為鐵素體強度,通常認為其與鋼的強化機制相關(guān)[12-13];Ku、m為常數(shù);m一般取0.5或1。

本文將m取0.5,并將式(8)代入式(9),然后對表2中的抗拉強度進行擬合,可得LX82ACr鋼抗拉強度與冷速之間的關(guān)系模型,如式(10)所示,回歸擬合曲線如圖8所示。

圖8 LX82ACr鋼的抗拉強度(硬度換算值)與冷速回歸曲線Fig.8 Regression curve between tensile strength (hardness converted value) of the LX82ACr steel and cooling rate

σb=394.2165+277.3851×(3.2631+

4.3162V0.3945)0.5(R2=0.9761)

(10)

式中:σb為抗拉強度(硬度換算值),MPa;V為冷速,℃/s。

由上可得,回歸模型的擬合優(yōu)度在0.97以上,擬合值與實際值之差最大為30.13 MPa,顯著性p值為3.11×10-11,遠小于0.05,表明該回歸模型的顯著性較高、擬合效果較好。

3 結(jié)論

1) LX82ACr簾線鋼的動態(tài)連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變行為:當(dāng)冷速為0.1～3 ℃/s時,組織轉(zhuǎn)變?yōu)橹楣怏w和索氏體,隨著冷速的提高,珠光體團逐漸變小,珠光體片層逐漸細化,索氏體含量逐漸增多;當(dāng)冷速提高至5 ℃/s時,組織中開始出現(xiàn)馬氏體;當(dāng)冷速提高至30 ℃/s及以上時,組織以馬氏體為主。

2) 連續(xù)冷卻過程中,隨著冷速提高,相變開始溫度和結(jié)束溫度逐漸降低,過冷度逐漸增大。隨著冷速提高,珠光體片層間距逐漸細化,由冷速0.1 ℃/s時的0.1929 μm減小至冷速9 ℃/s時的0.0739 μm。研究了相變溫度、過冷度和珠光體片層間距隨冷速的變化規(guī)律,并進行回歸分析,擬合優(yōu)度均達到0.97以上。

3) 對不同冷速轉(zhuǎn)變后的試樣進行硬度測量并進行抗拉強度換算,研究了抗拉強度與冷速的關(guān)系。隨著冷速提高,抗拉強度逐漸提高,由冷速0.1 ℃/s時的993.2 MPa提高至冷速9 ℃/s時的1388.4 MPa。進行回歸分析,得到抗拉強度模型,擬合優(yōu)度達到0.97以上。