溫度應力對低碳微合金鋼連續(xù)冷卻過程中相變塑性的影響

龐博文，丁文紅，孫 力，張志強，潘 進，袁 飛

(1.武漢科技大學省部共建耐火材料與冶金國家重點實驗室，湖北 武漢，430081；2.河鋼集團鋼研總院，河北 石家莊， 050023；3.河鋼集團邯鋼公司技術中心，河北 邯鄲，056002)

近年來，隨著低碳微合金鋼生產(chǎn)過程中超快冷技術的應用，由溫度梯度和相變不同步所引起的帶鋼高殘余應力問題已成為制約鋼種發(fā)展的關鍵所在，因此，有必要對高強鋼在連續(xù)冷卻過程中殘余應力的形成機理及影響因素進行探究。

金屬材料組織轉變過程中，當在低于弱相屈服強度的載荷作用下，材料會發(fā)生不可逆的塑性變形行為，即相變塑性[1]。作為區(qū)別于經(jīng)典塑性變形的不可逆變形，現(xiàn)階段關于其機理的解釋主要包括基于擴散機制的Greenwood-Johnson模型[2]和基于擇優(yōu)取向效應的Magee模型[3]。另一方面，隨著計算機模擬技術的發(fā)展，國內外研究者已結合有限元模擬和試驗，分析了不同熱處理工況(如焊接、淬火)下相變塑性對工件殘余應力分布的影響規(guī)律[4-7]。而帶鋼快速冷卻過程中，由溫度梯度形成的溫度應力為相變塑性效應的發(fā)生提供了可能，但目前有關這方面的研究還報道較少。前期，本課題組采用單軸載荷熱拉伸/壓縮實驗模擬實際工況的溫度應力，研究了連續(xù)冷卻過程中溫度應力對低碳微合金鋼H420LA相變塑性和相變動力學的影響，結果表明，在小于母相屈服強度的外加單軸載荷作用下，試驗鋼鐵素體相變開始溫度降低，表現(xiàn)為奧氏體力學穩(wěn)定化現(xiàn)象[8-9]，這一結論與文獻[10]報道的等溫冷卻過程中外加單軸載荷會促進鐵素體/珠光體相變存在差異；另外，隨著外加載荷的增加，材料相變遲滯時間縮短，這種應力作用下的相變遲滯效應也可能對相變過程中材料殘余應力的演變產(chǎn)生影響[8-9]。

基于本課題前期研究結果，本文擬采用單軸熱模擬拉伸/壓縮實驗，研究汽車大梁鋼700L在連續(xù)冷卻條件下，溫度應力對鐵素體相變塑性和相變動力學的影響規(guī)律。

1 相變塑性的試驗測定

1.1 試驗方法

單軸熱拉伸/壓縮試驗在Gleeble 3500熱模擬試驗機上進行，具體步驟為：將焊有熱電偶的試樣裝機，腔內抽真空并充入氬氣，以10 ℃/s的升溫速率將試樣加熱至1000 ℃，保溫5 min以保證其充分奧氏體化，隨后以10 ℃/s的速率冷卻試樣，至760 ℃時進行加載(1 s內完成)，載荷分別為±15、±30、±45、±60 MPa(“+”表示拉伸載荷，“-”表示壓縮載荷)，保持加載狀態(tài)直至冷卻至室溫，冷卻速率恒定為10 ℃/s，并記錄試驗過程中時間、溫度、膨脹量、載荷等數(shù)據(jù)。陳銀莉和邱增帥等[11-12]對熱軋帶鋼層流冷卻后溫度場的研究結果表明，帶鋼沿寬度方向邊部和中部的溫差為40～61 ℃，該溫度差會產(chǎn)生約130 MPa的溫度應力。因此，為探究溫度應力對700L鋼相變塑性的影響規(guī)律，所加載荷均不超過相變期間奧氏體屈服強度的1/2。

表1 700L鋼的化學成分 (wB/%)

(a) 拉伸試樣

(b)壓縮試樣

1.2 相變塑性應變的計算

鐵素體連續(xù)冷卻過程中，由于受到相變塑性的影響，有外力作用和無外力作用的徑向膨脹曲線存在明顯差異。載荷作用下的總應變ε(σ)由溫度變化引起的熱應變εth、組織轉變應變εtr、彈性應變εe、塑性應變εp以及相變塑性εtp應變組成，可寫作：

ε(σ)=εth+εtr+εe+εp+εtp

(1)

(1) 熱應變及組織轉變應變

任意溫度條件下，無應力作用下試樣的膨脹量ε為該溫度下組織轉變引起的膨脹量與溫度變化引起的熱膨脹量之和，即：

ε=εth+εtr

(2)

本研究中，700L鋼在連續(xù)冷卻過程中(冷速10 ℃/s)僅發(fā)生了鐵素體轉變，且根據(jù)如圖2所示的金相照片可知，700L鋼相變完成后的室溫組織主要為鐵素體，貝氏體和殘余奧氏體量極小。

故假設在相變完成時組織完全轉變?yōu)殍F素體，那么熱應變可表示為：

εth=ξαFT+(1-ξ)αA(T-T′)

(3)

式中：ξ為鐵素體轉變量，αF為鐵素體相變膨脹系數(shù)，αA為奧氏體的熱膨脹系數(shù)，T為實際溫度，T′為參考點溫度。

無外力作用下，帶鋼的相變膨脹系數(shù)與溫度的關系為：

βF(T)=βF,T′+(αF-αA)(T-T′)

(4)

式中：βF(T)為溫度T時鐵素體的相變膨脹系數(shù)，βF,T′為溫度T′下鐵素體相變完成時的鐵素體相變膨脹系數(shù)。

溫度T下試樣的相變應變εtr可表示為：

εtr=βF(T)ξ=[βF,T′+(αF-αA)(T-T′)]ξ

(5)

(2)彈性應變

彈性應變遵循胡克定律，其主要取決于外加載荷大小和不同溫度下的彈性模量，即：

(6)

E(T)=EF(T)ξ+EA(T)(1-ξ)

(7)

式中：μ取0.3(彈性范圍內)，σ為施加載荷大小，E(T)、EF(T)和EA(T)分別表示溫度T時試樣、鐵素體和奧氏體的彈性模量。

700L鋼彈性模量及屈服強度隨溫度的變化曲線如圖3所示。為方便計算，取室溫下的彈性模量和高溫時的彈性模量進行擬合，得到700L鋼彈性模量關于溫度的函數(shù)：

E(T)=268.757 97-0.232 24T

(8)

Fig.3 Curves of elastic modulus and yield stress variation with temperature of 700L steel

(3)經(jīng)典塑性應變

當外載小于奧氏體在加載溫度下的屈服強度時，試樣不產(chǎn)生經(jīng)典塑性變形，此時：

εp=0

(9)

(4)相變塑性應變

由體積不變原理可知：

εtp,r=-0.5εtp

(10)

式中：εtp,r表示材料徑向的相變塑性應變，εtp為材料軸向的相變塑性應變。

以30 MPa壓應力為例，假設有外應力和無應力作用時，由溫度引起的熱應變和組織轉變引起的相變應變相同，根據(jù)式(1)和式(2)，用30 MPa下的相對徑向膨脹量減去無應力作用下的相對徑向膨脹量，得到該應力條件下徑向彈性應變和相變塑性應變之和，其隨溫度變化如圖4(a)所示。又由式(6)～式(8)，得到700L鋼徑向彈性應變隨溫度的變化曲線如圖4(b)所示。根據(jù)上述結果，利用圖4(a)對應的應變量減去圖4(b)中各溫度對應的彈性應變量，可分離得到30 MPa載荷作用下材料的徑向相變塑性應變，根據(jù)式(10)，換算得到30 MPa壓應力作用下材料的軸向相變塑性應變與溫度關系如圖4(c)所示。同理，通過相變塑性應變分離，得到各載荷作用下700L鋼軸向相變塑性應變與溫度關系如圖5所示，圖中曲線平臺對應的應變即為相變塑性所產(chǎn)生的應變。由圖5可知，在不同的載荷作用下，試驗鋼均會發(fā)生明顯的相變塑性變形。

(b) εe-T

(c) εtp-T

Fig.4 Relationship between strain and temperature of 700L steel under 30 MPa compressive stress

圖5 不同單軸載荷下700L鋼相變塑性應變與溫度的關系

Fig.5 Relationship between transformation plastic strain and temperature of 700L steel under different uniaxial loads

2 結果與分析

2.1 溫度應力對700L鋼相變塑性的影響

不同載荷作用下700L鋼的相變塑性應變量如圖6所示。由圖6可知，700L鋼的相變塑性應變與載荷作用方向存在相關性，即壓應力作用產(chǎn)生負的相變塑性應變，拉應力作用產(chǎn)生正的相變塑性應變，這是因為相變塑性是當材料在小于弱相屈服強度的應力作用下，伴隨相變過程所產(chǎn)生的不可逆塑性應變，是塑性應變在應力方向上的累加，故與應力作用方向存在一致性。Taleb等[13]在16M5ND鋼的馬氏體相變規(guī)律研究中也發(fā)現(xiàn)了類似現(xiàn)象。從數(shù)值上看，相變塑性應變與載荷呈正相關關系，隨著載荷增加，相變塑性應變也隨之增加。從載荷作用效果上看，在小載荷(15 MPa)作用下，壓應力對材料相變塑性的作用效果最顯著，其相變塑性應變是同數(shù)值拉力載荷的3.26倍；隨著載荷增加至30 MPa，壓應力與拉應力作用效果幾乎相同；但隨著載荷進一步增大至45、60 MPa，壓應力所引起的相變塑性應變與拉應力條件下相應值相比，分別提高了約46.7%和45.2%，整體而言，壓應力對材料相變塑性的影響效果更顯著。基于Denis等[14]改進的Greenwood-Johnson模型表征材料相變塑性應變，得到應力對相變塑性應變的一般影響規(guī)律，即：

εtp=kσξ(2-ξ)

(11)

式中：k為相變塑性參數(shù)，σ為外加單軸載荷。

當鐵素體轉變完全時ξ=1，上式可簡化為：

εtp=kσ

(12)

由于拉應力與壓應力的作用規(guī)律相同，根據(jù)式(12)和試驗數(shù)據(jù)擬合得到相變塑性參數(shù)k，如表2和圖6中直線所示，可以看出，材料的相變塑性應變與加載應力呈近似線性關系，直線斜率即為相變塑性系數(shù)，k=1.357×10-4。這也驗證了Leblond[1]的觀點：當應力小于相變溫度下奧氏體屈服強度的1/2時，材料相變塑性應變與應力呈線性關系，即k為常數(shù)。

表2 不同單軸載荷作用下700L鋼的相變塑性參數(shù)

圖6 700L鋼相變塑性應變與單軸應力的關系

Fig. 6 Relationship between transformation plastic strain and uniaxial load of 700L steel

2.2 溫度應力對700L鋼相變動力學的影響

結合圖7和表3可見，相比于無外加載荷的情況，在單軸拉應力與壓應力作用下700L鋼的相變起始溫度有所降低，即產(chǎn)生遲滯效應，這與文獻[9]報道的外加載荷對H420LA鋼鐵素體相變起始溫度的影響規(guī)律一致，并且Schicchi等[15]在大應力作用下22MnB5鋼的貝氏體轉變過程中也觀察到類似現(xiàn)象。另外，在小外應力下，700L鋼的相變滯后效應更顯著，隨著外加載荷的增加，相變滯后時間大致呈縮短的趨勢。從表3還可以看出，單軸拉/壓載荷作用明顯縮短了試驗鋼的相變反應時間，且拉應力的作用效果更明顯，當外加載荷為+60 MPa時，700L鋼的相變反應時間最短為9.1 s。

(a)拉伸載荷

(b)壓縮載荷

圖7 不同單軸載荷作用下700L鋼總應變與溫度的關系

Fig.7 Relationship between total strain and temperature of 700L steel under different uniaxial loads

表3 不同單軸載荷作用下700L鋼的相變溫度與相變時間

根據(jù)杠桿定律，計算得到不同單軸拉/壓載荷作用下700L鋼鐵素體轉變量與溫度關系如圖8所示。由圖8可見，不同壓應力作用下，700L鋼連續(xù)冷卻過程中的相變動力學曲線均呈“S”型。相比于無外應力作用的情況，在相變開始的高溫階段，外應力作用下鋼中鐵素體轉變速率相對較小，但隨著相變的持續(xù)進行，有外應力作用時鋼中鐵素體轉變速率明顯增加，且壓應力越大，鐵素體轉變速率越快，即對應圖8(b)中曲線的斜率越大。由此可見，單軸壓應力可以促進鋼中鐵素體相變，縮短反應時間。整體而言，大外加載荷作用下的加速效果更顯著。本課題組前期研究從H420LA鋼熱軋板連續(xù)冷卻過程的鐵素體相變中也觀察到類似現(xiàn)象[8-9]。

(a)拉伸載荷

(b)壓縮載荷

Fig.8 Effect of uniaxial load on the transformation kinetics of 700L steel

另外，對于30 MPa拉應力作用下700L鋼的鐵素體相變過程而言，從相變反應時間來看，其相比于無應力作用時的情況有所縮短，但與其他拉應力條件下相比，其相變反應時間又相對較長，且動力學曲線整體向左偏移，該反常現(xiàn)象有待進一步探究。

3 結論

(1)溫度應力對700L鋼的相變塑性有重要影響，即拉應力產(chǎn)生正的相變塑性應變，壓應力產(chǎn)生負的相變塑性應變。

(2)在小應力范圍 (奧氏體1/2屈服強度范圍內)，700L鋼的相變塑性應變與單軸載荷呈線性關系，相變塑性系數(shù)k=1.357×10-4。

(3)從載荷作用效果上看，整體而言，壓應力對700L鋼相變塑性的作用效果更顯著。

(4) 溫度應力對700L鋼相變動力學有顯著影響，外加載荷作用降低了700L鋼的相變開始溫度，推遲了相變開始時間，且隨著外應力的增大，相變滯后時間大致呈縮短的趨勢；根據(jù)700L鋼的相變動力學曲線可知，溫度應力縮短了奧氏體向鐵素體轉變的反應時間，即加速了相變進程，并且拉應力的作用效果更為顯著。