鍍錫板平整后L形翹曲增大的原因研究

鄧亞琪 金 霞 汪宏斌 唐嘉希

(上海大學材料科學與工程學院，上海 2000072)

鍍錫板常用于制罐、包裝材料、沖壓件等，其厚度一般為0.2～0.4 mm。鍍錫板的生產工序包括連鑄、熱軋、酸洗、冷軋、退火、平整、鍍錫、切板。在切板加工前，原料一直處于板卷狀態(tài)。切板后，鍍錫板的板形是衡量其質量的重要指標。鍍錫板的板形缺陷(平直度缺陷)主要為瓢曲和彎曲(也稱翹曲)。研究表明，鍍錫板的翹曲主要與鍍錫板表面殘余應力分布不均勻有關，故研究鍍錫板表面殘余應力分布對于分析鍍錫板翹曲的原因很重要。

本文在某廠鍍錫板生產線各生產工序的板卷上取樣，測定其翹曲量、殘余應力、微觀組織及力學性能，研究了平整后的放置時間對板卷翹曲的影響以及板卷發(fā)生翹曲的原因。

1 試驗材料與方法

以某廠鍍錫生產線從連續(xù)退火到切板各工序出入口的板卷試樣為研究用材料，試樣厚度為0.18～0.35 mm，長度為0.8～1.0 m，詳見表1。隨機取鍍錫工序入口處的試樣，其典型成分如表2所示。

表1 板卷的取樣部位及試樣的厚度分布Table 1 Positions of cutting samples from the coiled sheet and thickness distribution of the samples

注：表中數字單位均為張數

表2 板卷的化學成分(質量分數)Table 2 Chemical composition of the coiled sheet (mass fraction) %

測量L形翹曲的示意圖如圖1所示[1]。將樣板垂直置于測量臺上，確定樣板寬度的中點E，固定于測量架上，再用直尺分別量取AD和CF的距離，則該方向的翹曲值BE=(AD+CF)/2，然后將試樣翻面測出翹曲值BE2，將兩次測定值中較大的數值作為該樣板的翹曲值。若AEC為板卷工作側或傳動側，則將翹曲記為工作側L形翹曲(wsL)或傳動側L形翹曲(dsL)。

圖1 測定板卷L形翹曲的示意圖Fig.1 Schematic of measuring L- shaped warping of the coiled sheet

殘余應力測量儀器為X- 350A型X射線應力測試儀，工作電壓20 mV，工作電流5 mA，選用4φ角測量。

從板卷上截取尺寸為10 mm×10 mm×0.3 mm的試樣，用金相砂紙預磨至厚90～100 μm，并沖制成直徑3 mm圓片，再采用電解雙噴儀減薄。用5%KClO4和95%酒精的混合液作為電解雙噴的電解液；電解電壓為12 V，電解溫度為-30 ℃，冷卻介質為液氮。采用2100f場發(fā)射透射電鏡觀察板卷的微觀形貌。

2 試驗結果與分析

2.1 板卷在各加工階段的板形

為了研究各道工序對于板卷形狀的影響，找到影響出廠板形的關鍵因素，對各道工序加工后的板卷取樣測量。由于生產的連續(xù)性限制，該項試驗的對象主要為冷軋態(tài)板卷試樣，平整機組出口處帶鋼樣品，鍍錫機組出入口處鍍錫卷樣品，且局限在帶鋼整卷的卷頭和卷尾處，板形測量結果見圖2。圖2中，連退表示連續(xù)退火機組入口；平整表示平整機組出口；鍍入表示鍍錫機組入口；鍍出表示鍍錫機組出口。正負號分別表示試樣的L形翹曲為上翹和下翹。

從圖2中發(fā)現，連退階段板卷的L形翹曲非常嚴重，上下翹曲的均值都超過60 mm。在平整階段，受到平整機組下工作輥即主動輥的作用，L形翹曲全部變?yōu)樯下N且平均值為40 mm。之后鋼卷入庫一定時間后進入鍍錫機組，進入鍍錫機組后L形翹曲變?yōu)橐韵侣N為主，尤其是卷芯部位的試樣全為下翹，且均值達30 mm。在鍍錫過程中，鋼卷受到拉矯機的作用，L形翹曲均值減小到了20 mm。

鋼卷的各道生產工序都對其平直度有一定影響，但發(fā)現，從平整出口到鍍錫入口這個階段鋼卷的板形發(fā)生了顯著惡化。

圖2 從板卷不同部位切取的試樣工作側和傳動側L形翹曲統(tǒng)計圖Fig.2 Statistical illustrations of L- shaped warping on working- side and driving- side of the samples cut from different positions of the coiled sheet

2.2 薄板卷取對板形的影響

為了揭示薄板卷取工序對板形的影響，研究了卷取前、后板形的變化。取一塊尺寸為0.3 mm×380 mm×300 mm的平整樣板，將其固定在工業(yè)生產中使用的φ500 mm圓筒上，使其沿軋制方向發(fā)生彎曲，測量其L形翹曲值，將下翹記錄為正數值。在1、2、5、10、15和20天后再次測量樣板的L形翹曲值，結果如圖3所示。

圖3 樣板的L形翹曲值與平整后的放置時間之間的關系Fig.3 L- shaped warping value of the sheet sample as a function of shelving time after temper rolling

圖3表明，卷取工序對薄板L形翹曲的影響與平整后的放置時間有關，因此可以推斷，卷取工序對L形翹曲的影響機制是蠕變。

為了驗證薄板在卷取過程中產生的塑性變形是否與時間有關，測定了上述試驗樣板的殘余應力，結果列于表3。該對比試驗進一步證明，卷取時薄板所產生的塑性變形與時間有關。

通過拉伸試驗進一步了解平整對板卷形狀的影響。由于生產條件的限制，不能獲得經連續(xù)退火的試樣，故在冷軋、平整、鍍錫3道工序后分別切取樣板，參照GB/T 228.1—2010進行拉伸試驗，結果列于表4。

表3 卷取和放置不同時間后樣板的邊浪、L形翹曲值和殘余應力Table 3 Magnitudes of edge buckling, L- shaped warping and residual stress of the sample sheet after being coiled and then shelved for different times

表4 經不同工序加工后樣板的屈服強度和抗拉強度Table 4 Yield strength and tensile strength of the sheet samples worked to different stages

平整后板卷的拉伸曲線如圖4所示。普遍認為，低碳鋼產生屈服平臺是由碳、氮等元素的間隙原子與位錯交互作用形成的Cottrell氣團引起的[2]。退火后的板卷位錯密度很小，少量的間隙原子就能形成Cottrell氣團對位錯釘扎，產生屈服平臺[3]。若平整過程的延伸率超過屈服平臺，位錯則能夠擺脫Cottrell氣團的釘扎，屈服平臺得以消除。但經過一段時間的時效后，C、N等溶質原子將通過擴散重新聚集到位錯周圍形成新的穩(wěn)定狀態(tài)，使板卷再次屈服，因此圖4(a)中有明顯的屈服平臺。

本文試驗樣板經過了長時間的時效，平整階段消除的屈服平臺已重新出現。對平整后的板卷進行2%的拉伸變形，已經超過了臨界變形量(屈服平臺消失時的變形量)，應力- 應變曲線如圖4(b)所示，屈服平臺完全消除。卸載后立即重新加載得到圖4(c)所示的應力- 應變曲線，由于位錯已經掙脫出氣團的釘扎，故不再出現屈服平臺。這意味著板卷平整后，在放置過程中其內部存在大量的可動位錯，有利于室溫蠕變的發(fā)生。

圖4 平整后板卷的應力- 應變曲線Fig.4 Stress- strain curves of the coiled sheet after temper rolling

2.3 板卷的室溫蠕變

一般當約比溫度高于0.3(T>0.3Tm)時蠕變效應比較明顯，設計與計算中都需要考慮蠕變的影響。而約比溫度低于0.3時，蠕變效應不明顯。約比溫度低于0.2時稱為常溫蠕變[4]即室溫蠕變。迄今，已有不少關于低碳鋼、高強鋼和不銹鋼等材料的室溫蠕變現象的研究報道。如陳吉生等[5]研究了1Cr18Ni9Ti鋼管的室溫蠕變現象，并試驗驗證了應力大小、應變速率、加載過程對室溫蠕變的影響，在60%屈服強度的應力作用下，室溫蠕變量達到了0.000 8。劉云旭等[6]研究了熱處理工藝及顯微組織對40CrNiMoA鋼蠕變抗力的影響。聶德福等[7- 8]對X70管線鋼和SUS304不銹鋼的室溫蠕變進行了較多的研究，深入探討了結構鋼室溫蠕變的機制，提出了局部可動位錯理論，并得出室溫蠕變的量化規(guī)律及其對疲勞裂紋擴展的影響，還在試驗的基礎上，結合蠕變本構方程和Ramberg- Osgood公式，提出了基于外加應力估算結構鋼室溫蠕變量的方法[9]。

鍍錫板用MR鋼的熔點為1 491.25 ℃，薄板平整后的卷取在室溫下進行，只可能發(fā)生室溫蠕變。室溫蠕變是在低于屈服強度的應力下隨時間的延長而逐漸產生的塑性變形，與高溫蠕變的第一階段相似，但卻有本質上的區(qū)別。如圖5所示，在低溫、低應力條件下，回復不能發(fā)生，位錯只能沿滑移面滑移，一般金屬材料的室溫蠕變只表現為速率遞減的瞬態(tài)蠕變。室溫蠕變開始時，應變迅速增大，隨著時間的延長應變逐漸積累；開始時蠕變速率具有最大值，隨著時間的延長，蠕變速率近似線性地降低。室溫蠕變的變形量很小，并且經一定時間后變形停止，因此不會對材料造成較大的影響。

(1)

式中：ρm為可動位錯密度，b為位錯的柏氏矢量，ν為位錯平均運動速率。

由Orowan方程可知，室溫蠕變速率主要受兩個因素即位錯平均運動速率和可動位錯密度的影響，位錯平均運動速率可用式(2)計算。位錯的運動主要受應力的影響，應力越大，位錯越容易越過障礙運動，隨著時間的增加，應變增加，有效應力逐漸減小，直至室溫蠕變停止。

(2)

式中：τ0為位錯以單位速度運動所需的應力，G為剪切模量，ρn為不可動位錯密度，n為與材料有關的應力敏感指數，α是與材料、載荷和溫度有關的常數。

圖5 蠕變應變與時間(a)和蠕變速率對數與時間對數(b)的關系Fig.5 Relations of creep strain (a) and logarithmic graph of creep strain rate (b) to time

結合可動位錯運動理論或應力作用下的熱激活模型，對平整后板卷的室溫蠕變進行了定性分析。板卷中的位錯由可動位錯和不動位錯組成，可動位錯在有效應力的長時間作用下會越過短程障礙發(fā)生滑動，微觀上一定數量的位錯運動在宏觀上表現為板卷的室溫蠕變。應力水平較低時，不動位錯不能運動，而且能有效阻止可動位錯的滑動，可動位錯在滑移過一個統(tǒng)計平均自由程后與不動位錯反應，逐步形成局部的不動位錯網絡。隨著可動位錯不斷被捕獲而添加到局部位錯網絡上，增加了局部位錯網絡的穩(wěn)定性，也進一步增大了殘余可動位錯滑移的阻力，導致可動位錯運動的有效應力顯著降低，產生加工硬化現象。外部施加的應力是恒定的，由于加工硬化的作用，板卷的室溫蠕變在宏觀上是變形速率逐漸減小。在一定的應力水平下，當所有的可動位錯全部滑移完一個統(tǒng)計平均自由程后，位錯運動停止，室溫蠕變量達到飽和。

薄板卷取后發(fā)生彈塑性彎曲，存在彎曲應力，以中性面為分界，外層受拉，內層受壓。板卷截面的彈塑性彎曲示意圖如圖6所示。對于彎曲的曲率半徑ρ與板厚t比值大于4或5(ρ/t>4～5)的薄板，可以近似地認為中性面與薄板中心面重合；板寬B與板厚t的比值大于8(B/t>8)的薄板彎曲時，由于寬度方向變形受限，可以認為寬度方向上應變?yōu)榱?，即εb=0，應變狀態(tài)為平面應變狀態(tài)。

設中性面曲率半徑為ρ，彎曲角為α，則距離中性面y處的切向應變εθ為[12]：

(3)

圖6 板卷截面彈塑性彎曲的示意圖Fig.6 Schematic diagram of elastic- plastically bended coiled sheet section

彈性彎曲時，根據胡克定律得到切向應力σθ：

(4)

式中E為材料彈性模量。

式(4)表明，曲率半徑越小，彎曲應力越大，板卷越有可能發(fā)生塑性變形。利用式(4)計算板卷心部的彎曲應力，卷取內徑r=210 mm，板卷彈性模量E=210 GPa，典型板厚t=0.3 mm，計算距中性面最遠的板卷上下表面的切向應力，即y=0.15 mm，得到σθ=±150 MPa。

同時，在實際生產中，為了防止板卷跑偏造成塔形卷，卷取過程中會產生卷取張力。由于存在板凸度，板卷的卷取張力的橫向分布是動態(tài)變化的，這里取卷取張力的平均值為55 MPa[13]。卷取張力對板卷應力的影響主要表現在最后一圈板卷，且從頭至尾逐漸增大[14]，因此最后一圈板卷受到的應力是由彎曲造成的切向應力與卷取張力的疊加。若板卷半徑為1.5 m，由式(4)算得最后一圈板卷的上表面彎曲應力為σθ=21 MPa，加上卷取張力，最終受到的拉應力約為76 MPa。

已有的對不同材料室溫蠕變現象的研究[5,7,15]都表明，當應力水平很低時，只能發(fā)生很不明顯的室溫蠕變；當應力水平約為材料屈服強度的一半時，室溫蠕變開始變得明顯；當應力水平達到屈服強度的75%時，可以觀察到顯著的室溫蠕變；隨著應力水平的提高，室溫蠕變量迅速增大。現場調研表明，板卷的屈服強度約為300 MPa，其心部的彎曲應力為150 MPa，達到了屈服強度的50%，宏觀上可以觀察到明顯的室溫蠕變，板卷表現出翹曲。

除應力外，另一個影響室溫蠕變量的關鍵因素為可動位錯密度。平整后卷取狀態(tài)板卷中的可動位錯來源于兩個工序，即小變形量的平整和卷取。板卷在平整前經過了連續(xù)退火，退火溫度在600 ℃以上，在該溫度下材料發(fā)生了再結晶，獲得大小均勻的再結晶等軸晶粒，位錯密度很小[16]。某廠板卷的平整延伸率約為2%，目的是消除再結晶退火后帶鋼存在的屈服平臺，改善板形。平整過程中薄板受到軋制力、摩擦力的共同作用，在較快的軋制速度下，薄板從表面至心部將產生大量的可動位錯。此外，在板卷經受彎曲后，會在晶內產生一定數量的刃位錯，以補償由于彎曲而造成的出現于矢徑不同的表面上的尺度差異。

為進一步了解室溫蠕變的機制，采用透射電鏡觀察了平整后板卷中位錯的形貌，如圖7所示。圖7(a)為高位錯密度區(qū)域的形貌，晶體中的位錯通過運動與交互作用，呈現出紊亂的不均勻分布，并出現一些位錯網絡。圖7(b)為低密度位錯區(qū)域的形貌，基本上由白色的無位錯區(qū)域組成，白色區(qū)域內零星地分布著位錯線?？梢姡秸蟮陌寰韮任诲e分布并不均勻，不僅晶粒之間位錯分布不均勻，晶粒內部也有高密度與低密度位錯區(qū)域之分。

圖7 平整后板卷的TEM組織(晶內)Fig.7 TEM structures of the coiled sheet after temper rolling(grain interior)

平整后板卷晶界處的位錯形貌見圖8，發(fā)現晶界處僅局部區(qū)域位錯線發(fā)生纏結，未見明顯的高密度位錯網絡?？梢酝茰y，晶粒內部的局部位錯網絡是一種準穩(wěn)定結構，在一定的應力范圍內是穩(wěn)定的，超過某一應力水平后，這種準穩(wěn)定的位錯網絡將重新釋放可動位錯。隨著這些可動位錯滑移完一個自由程后，會停滯在更加穩(wěn)定的位置如晶界，形成更為穩(wěn)定的位錯纏結[7]。

采用割線法算得平整后板卷的位錯密度列于表5。

普通低碳鋼中可動位錯由于受到溶質原子的釘扎作用，其密度ρm很低，只有107m-2[16]，平整后薄板的位錯密度ρ為1014m-2。板卷在經過快速、小變形量的平整加工后，位錯迅速增殖，可動位錯密度ρm增大，平整后緊接著進行卷取，板卷中殘存的大量平整過程中產生的可動位錯受到彎曲應力的作用而滑動，有利于室溫蠕變的發(fā)生。

圖8 平整后板卷的TEM組織(晶界)Fig.8 TEM structure of the coiled sheet after temper rolling(grain boundary)

表5 板卷晶內5個隨機視場中的位錯密度Table 5 Dislocation densities in five random fields at grain interior in the coiled sheet

3 結束語

本文的試驗結果并結合有關文獻的研究成果[17- 18]表明，待鍍錫的薄板的卷取工序會對板形產生不良影響，L形翹曲嚴重。同時，板卷的殘余應力絕對值增大。板卷的室溫蠕變受應力大小和可動位錯密度等因素的影響。

通常情況下，應力越大，薄板的室溫蠕變量越大，而且變形速率越大。板卷心部的彎曲應力最大，而最外圈由于同時也受到卷取張力的影響，這兩個部位的薄板更易發(fā)生室溫蠕變，因此板卷的卷頭、卷尾板形較差。薄板中可動位錯密度越大，室溫蠕變量越大?？蓜游诲e密度首先受到加工狀態(tài)的影響，小延伸率的平整加工后，板卷從表面至心部產生大量可動位錯，同樣的應力水平下室溫蠕變量較大；板卷在經過200 ℃左右的鍍錫加工后，可動位錯密度降低到某一水平，在長時間的卷取狀態(tài)下，即使發(fā)生室溫蠕變，小部分位錯運動的貢獻不足以產生明顯的室溫蠕變。材料的屈服通?？煞譃檫B續(xù)屈服和具有明顯屈服點的屈服，呈現連續(xù)屈服的材料，在相同應力水平下，由于限制位錯滑動的因素較少，室溫蠕變更加明顯。平整的目的之一就是消除板卷的屈服平臺，有利于隨后進行的加工，但同時也會減小位錯開動的阻力，使室溫蠕變更易發(fā)生。由以上分析可知，平整工序能明顯減小板卷的翹曲量，但增加了板卷的可動位錯密度。待鍍錫的薄板的L形翹曲主要發(fā)生于卷取過程，是由于薄板在彎曲應力和卷取張力的綜合作用下，平整階段產生的大量可動位錯開始滑動，宏觀表現為板卷的室溫蠕變。受力較大的板卷心部與外圈的室溫蠕變更明顯，板形較差。平整時消除板卷的屈服平臺可使室溫蠕變更容易發(fā)生。平整后卷取狀態(tài)的薄板室溫蠕變不可避免，平整與鍍錫間的卷取是影響切板后板形質量的關鍵工序，因此必須盡量避免長時間放置平整后的板卷，或在后續(xù)工序中消除由室溫蠕變產生的板形缺陷。