宝钢1 880 mm 热轧试生产DP600双相钢的组织性能

唐文军¹ ,郑　磊² ,王自强³ ,郑　芳²

(宝山钢铁股份有限公司1. 营销管理部; 2. 研究院; 3. 热轧厂,上海　201900)

　摘要:采用Si-Mn系简单成分设计,充分发挥宝钢1 880 mm热连轧机组的密集冷却能力和卷取能力, 通过密集水冷—空冷—水冷的三段式冷却模式和低温卷取, 成功实现在1 880 mm机组工业试生产600MPa级热轧双相钢。结果表明,通过合理的冷却速度、中间待温温度和待温时间配合,试验钢可获得铁素体和马氏体比例适合的双相组织,力学性能满足600MPa级双相钢设计要求;同时试验发现,冷却和卷取工艺显著影响双相钢的微观组织和性能,因轧速变化造成钢卷头尾冷却条件不一致,导致钢卷不同位置力学性能波动较大。

　关键词:双相钢; 微观组织; 强度; 相变

TANG Wen jun¹ , ZH ENG Lei² , WANG Ziqiang³ an d ZHENG Fang²

( 1. Market ing Adm in istra tive Dept; 2. Resea rch In st itute; 3. Hot Rolling Plant,

Baoshan Ir on & Stee l Co. , L td. , Shan gha i201900, Ch ina )

Abstract: The hot2rolled dual2phase steel ( 600 MPa ) was succe ssfully trial2p roduced by Baosteel 1 880 mm hot rolling mill through intensive water cooling2a ir cooling2wate r cooling mode and low tempera ture coiling. It adopted the Si2Mn composition de sign and brings into full play the m ill’s intensive cooling and coiling abilities. The test re sults show tha t a reasonable cooling speed,inte rmediate holding temperature and time are the key factors to obtain hot2rolled dual2pha se steel with a proportiona l ferrite plus martensite mic rostruc ture and exce llent mechanical properties,which sa tisfy the designed requirements of the dual2phase steel (600MPa). It has been discovered that the cooling and coiling p rocesses can obviously affec t the dual2phase steel’s m icrostruc ture and mechanical properties. As the cooling conditions at the coil’s top and tail are not the same,which lead to great fluctua tion in mechanical p roperties at different locations.

Key words: dua l2phase steel; mic rostructure; strength; phase transformation

0　前言

近年来随着汽车和工程机械等行业节能、减重要求提高,高强钢开发引起各方面重视,成为钢铁研究领域的热点。利用固溶强化、位错强化、沉淀析出强化等手段,开发了微合金和低合金高强钢(HSLA钢)。HSLA钢显著提高了钢的强度,但通常伴随着塑性恶化,成形性能较差。为协调强度与塑性配合,引入复合材料设计理念,开发了双相钢,由于其低屈强比、高加工硬化速率、优良的强度和延展性配合等优点, 成为成形性良好的新型高强度冲压用钢,广泛用于汽车工业^{[ 1 ]}。按照生产方式双相钢分为热轧双相钢和冷轧双相钢。冷轧双相钢由于需要采用轧后退火热处理,生产工艺流程较长,为简化工艺,诸多企业致力于研究热轧双相钢,目前欧美和日本均已开发成功热轧双相钢系列产品^{[ 2 - 3 ]}。受层流冷却能力和卷取能力限制,常规热轧机组生产的热轧双相钢均不同程度添加Cr、Mo等合金元素,以中温卷取方式生

产。为降低成本,经济型双相钢以Si、Mn为主要合金元素,通过精确控制冷却过程实现少加或不加Cr、Mo等价格昂贵合金元素,因此对热轧机组装备、控轧控冷工艺要求严格。宝钢1 880 mm热连轧机组配备密集层流冷却装置,配合分段冷却控制模式,适合生产双相钢、复相钢等各种先进高强钢(AHSS) 。宝钢前期已开展了双相钢实验室研究,基本确定了经济型双相钢的成分体系和热轧工艺^{[4 ]} ,本文研究在1 880 mm热连轧机组试制的DP600热轧双相钢的组织和性能,为制定工业生产热轧双相钢的工艺控制参数提供参考。

1　试验材料和方法

试验用Si2Mn系DP600双相钢以宝钢250t顶底复吹转炉冶炼,经钢包精炼和真空脱气处理,化学成分如表1所示。


 

将试验钢浇铸成230 mm 厚的板坯,在宝钢1880 mm热连轧机组进行轧制试验。板坯加热温度1 150～1 200℃,控制变形量及变形温度,终轧温度控制在840～880℃之间,轧后采用分段冷却模式冷却,即钢带先快速冷却至中间待温温度并空冷一定时间,再快速冷却至200℃以下并卷取,轧制及冷却工艺示意见图1。

试验热轧双相钢成品厚度1. 5～3. 5 mm,制备J IS13A拉伸试样,标距80 mm,检验每个规格试验钢卷拉伸性能;同时在拉伸试样旁边截取试样,采用常规机械研磨、抛光制备成金相试样,经4%硝酸酒精侵蚀,用金相显微镜观察微观组织。

2　试验结果

2. 1　拉伸性能

2. 1. 1.不同厚度钢卷的拉伸性能

D6热轧双相钢纵向试样的力学性能标准要求见表。在试验钢卷外圈取拉伸试样,取样位置距钢卷外圈端部6 m处,同时检测横向与纵向拉伸性能,拉伸结果见表3。由表3可知,试制双相钢屈服强度基本在400 MPa 以上, 其中1. 5 mm厚试验双相钢屈服强度偏高, 超过470MPa标准上限;抗拉强度均超过700 MPa;横向与纵向试样的强度相差不大,没有明显方向性;屈强比基本为0. 55～0. 60。测试80 mm定标距延伸率,纵向试样的延伸率指标均在19%以上,达到标准要求;部分试验钢卷横向试样延伸率低于19%。可见,延伸率存在明显方向性,纵向试样的延伸率明显优于横向试样。

2. 1. 2　同厚度钢卷不同位置的拉伸性能

选取3. 0 mm厚试验钢卷, 在距离钢卷外圈端部6 m处取第一张试板,然后每间隔60 m取一张试板,在距离钢卷内圈端部6 m处取最后一张试板,总共取12张试板,对试板依次编号,检验每张试板的纵向拉伸性能,分析钢卷长度不同位置的性能分布情况,结果见表4。钢卷不同位置的力学性能存在较大差异,屈服强度总体偏高,仅靠近钢卷外圈试样的屈服强度符合标准要求,其余试样的屈服强度超出标准上限;抗拉强度较稳定,基本为700～750 MPa;延伸率波动较大,外圈试样的延伸率较高,达到23% ,中圈和内圈试样的延伸率逐渐下降,部分试样延伸率不足19%。

2. 2　微观组织

试验双相钢各个厚度规格的金相组织见图2。各厚度试验钢卷外圈试样均是铁素体和马氏体组织,铁素体呈等轴状,马氏体大都呈岛状,在铁素体晶界孤立分布,马氏体组织数量略有差异。

观察3. 0 mm 钢卷不同位置试样的金相组织,如图3所示,很明显,钢卷长度不同位置的组织有显著差异,与外圈的铁素体和马氏体典型双相组织不同。No. 4 试样(距钢卷外圈端部约200 m处)开始出现少量粒状组织,粒状组织形貌为在铁素体晶内分布点状或短棒状的颗粒物, No. 4 ～No. 11 试样或多或少出现粒状组织,部分试样甚至全部是粒状组织, 如图3 (a ) 所示。N o.12 试样(即钢卷内圈)是铁素体和贝氏体混合组织,但铁素体量很少,呈多边形状零星分布,其余则是大片贝氏体组织。

3　分析与讨论

3. 1　终轧温度影响

双相钢优良的强度与塑性配合与其铁素体、马氏体组织及相对数量是密不可分的;热轧工艺参数,如终轧温度、轧制变形量等会影响铁素体相变行为,进而影响到后续的马氏体相变和数量,最终表现为强度、延伸率等性能指标的差异。柳建韬等研究认为,大终轧变形量、低温终轧有利于双相钢具有低屈强比、高延伸率等优越性能^{[ 5 ]} ;但是,终轧温度低至800℃以下的低温大变形轧制将引起轧制力迅速升高, 实际应用受到限制。akashi等^{[ 6 ]}研究指出,双相钢的屈强比与Si含量、终轧温度有关,如图4所示。对于Mn含量在1. 4%左右成分体系的双相钢,如果不加Si,则需要在800℃以下终轧,屈强比才能降至小于0. 60;当添加的Si含量超过0. 60%时,则对终轧温度的要求大为降低,在760 ～900℃较宽范围终轧均有望将屈强比控制在0. 60以下。本试验双相钢的目标终轧温度设定为860℃,实际平均终轧温度略高于目标终轧温度,其中3. 5 mm和1. 5 mm厚钢卷终轧温度约在900℃左右,其余规格钢卷终轧温度约在870℃左右。从试验结果看,各种规格试验钢钢卷外圈均是铁素体和马氏体双相组织,屈强比基本为0. 55～0. 60;其中终轧温度偏高的3. 5 mm和1. 5 mm厚试样其马氏体数量相对其他试样多,强度较高,屈强比也稍高。试验结果表明,由于试验钢中Si含量接近1. 0% ,无需低温终轧,即使终轧温度接近900℃,也能获得性能优良的双相组织,便于热轧工艺实施。

3.2　冷却工艺对组织和性能的影响

轧后冷却制度,包括冷却速度、中间待温温度、待温时间等,直接影响铁素体、马氏体组织形成及数量,从而决定双相钢性能。试验钢卷外圈均为铁素体和马氏体组织(图2) ,表明轧后水冷速度已避开珠光体相变区域;钢卷外圈部位对应的中间待温温度约680℃左右,空冷时间约3 s,此待温温度和待温时间配合有利于大量铁素体形成,未转变的剩余奥氏体在第三阶段冷却过程中避开贝氏体相变区转变为马氏体。

由于采用加速轧制,尾部(对应外圈部位)轧速比头部(对应内圈部位)高50%左右,使中间待温温度和待温时间前后不均,造成钢卷不同位置组织、性能产生明显差异。头部位置轧速较慢,因此轧后冷速较高,中间待温温度偏低,头部位置实际中间待温温度约600℃左右。尽管对应待温时间也有所延长,但还是未能形成足量铁素体,甚至由于中间温度低于铁素体转变温度范围,未能发生铁素体转变,奥氏体直接形成粒状组织(见图3( a) ) ,对应的屈服强度升高,延伸率降低。

3. 3　卷取温度的影响

卷取温度决定剩余奥氏体相变行为,与添加Cr2Mo合金的热轧双相钢卷取后发生马氏体相变有所不同, Si2Mn系双相钢在卷取前即发生马氏体相变,因此卷取温度必须降至Ms点以下。经测定钢卷外圈温度,试验钢卷的卷取温度均低于200℃,图2微观组织也证实剩余奥氏体转变为马氏体。但为了钢带顺利咬入卷取,内圈部位的卷取温度达400℃左右,在此温度卷取不能形成马氏体,见图3( b) ,并且因马氏体组织缺失,相应位置试样屈服强度高,没有表现出双相钢应具有的低屈强比。

4 结论

(1)宝钢1880mm宝钢热连轧机组具备生产成分简单的低温卷取型热轧双相钢能力,试验钢纵向试样屈服强度400 MPa 左右, 抗拉强度700MPa以上, 80 mm定标距延伸率19%以上,满足600MPa级双相钢的设计要求。

(2)轧后冷却工艺参数对双相钢的组织和性能至关重要,对于试验双相钢成分,为获得铁素体和马氏体双相组织,轧后需快速冷却避开铁素体和珠光体相变区域,并在620～680℃温度区间待温3～ 5 s, 然后再次快速冷至200℃以下温度卷取。

(3)因加速轧制造成钢卷头尾的冷速、待温温度、待温时间不一致,钢卷前后部位性能大幅波动。轧制过程中随着轧速变化需要动态调整冷却模式,使整个钢卷保持一致的冷却条件,是获得热轧双相钢稳定双相组织和均匀性能的关键。

参考文献

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[ 4 ] 　郑芳, 郑磊. 成分对经济型热轧双相钢性能的影响研究[J ]. 宝钢技术, 2007 (2 ) : 30 - 34.

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[ 6 ] 　Takashi FUKUKAWA. Effects of Compo sition and Processing Factors on the Mechanical Properties of A s2hot2rolled D ual2 phase Steels[ J ]. Tran saction s ISIJ , 1984 , 24: 113 - 121.

摘自《宝钢技术》2010年第2期