溫度應(yīng)力對(duì)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(qiáng)，潘 進(jìn)，袁 飛

(1.武漢科技大學(xué)省部共建耐火材料與冶金國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081；2.河鋼集團(tuán)鋼研總院，河北 石家莊， 050023；3.河鋼集團(tuán)邯鋼公司技術(shù)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(shù)的應(yīng)用，由溫度梯度和相變不同步所引起的帶鋼高殘余應(yīng)力問題已成為制約鋼種發(fā)展的關(guān)鍵所在，因此，有必要對(duì)高強(qiáng)鋼在連續(xù)冷卻過程中殘余應(yīng)力的形成機(jī)理及影響因素進(jìn)行探究。

金屬材料組織轉(zhuǎn)變過程中，當(dāng)在低于弱相屈服強(qiáng)度的載荷作用下，材料會(huì)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(guān)于其機(jī)理的解釋主要包括基于擴(kuò)散機(jī)制的Greenwood-Johnson模型[2]和基于擇優(yōu)取向效應(yīng)的Magee模型[3]。另一方面，隨著計(jì)算機(jī)模擬技術(shù)的發(fā)展，國內(nèi)外研究者已結(jié)合有限元模擬和試驗(yàn)，分析了不同熱處理工況(如焊接、淬火)下相變塑性對(duì)工件殘余應(yīng)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(yīng)力為相變塑性效應(yīng)的發(fā)生提供了可能，但目前有關(guān)這方面的研究還報(bào)道較少。前期，本課題組采用單軸載荷熱拉伸/壓縮實(shí)驗(yàn)?zāi)M實(shí)際工況的溫度應(yīng)力，研究了連續(xù)冷卻過程中溫度應(yīng)力對(duì)低碳微合金鋼H420LA相變塑性和相變動(dòng)力學(xué)的影響，結(jié)果表明，在小于母相屈服強(qiáng)度的外加單軸載荷作用下，試驗(yàn)鋼鐵素體相變開始溫度降低，表現(xiàn)為奧氏體力學(xué)穩(wěn)定化現(xiàn)象[8-9]，這一結(jié)論與文獻(xiàn)[10]報(bào)道的等溫冷卻過程中外加單軸載荷會(huì)促進(jìn)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(shí)間縮短，這種應(yīng)力作用下的相變遲滯效應(yīng)也可能對(duì)相變過程中材料殘余應(yīng)力的演變產(chǎn)生影響[8-9]。

基于本課題前期研究結(jié)果，本文擬采用單軸熱模擬拉伸/壓縮實(shí)驗(yàn)，研究汽車大梁鋼700L在連續(xù)冷卻條件下，溫度應(yīng)力對(duì)鐵素體相變塑性和相變動(dòng)力學(xué)的影響規(guī)律。

1 相變塑性的試驗(yàn)測(cè)定

1.1 試驗(yàn)方法

單軸熱拉伸/壓縮試驗(yàn)在Gleeble 3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，具體步驟為：將焊有熱電偶的試樣裝機(jī)，腔內(nèi)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(shí)進(jìn)行加載(1 s內(nèi)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(yàn)過程中時(shí)間、溫度、膨脹量、載荷等數(shù)據(jù)。陳銀莉和邱增帥等[11-12]對(duì)熱軋帶鋼層流冷卻后溫度場(chǎng)的研究結(jié)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(huì)產(chǎn)生約130 MPa的溫度應(yīng)力。因此，為探究溫度應(yīng)力對(duì)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(qiáng)度的1/2。

表1 700L鋼的化學(xué)成分 (wB/%)

(a) 拉伸試樣

(b)壓縮試樣

1.2 相變塑性應(yīng)變的計(jì)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(yīng)變?chǔ)?σ)由溫度變化引起的熱應(yīng)變?chǔ)舤h、組織轉(zhuǎn)變應(yīng)變?chǔ)舤r、彈性應(yīng)變?chǔ)舉、塑性應(yīng)變?chǔ)舙以及相變塑性εtp應(yīng)變組成，可寫作：

ε(σ)=εth+εtr+εe+εp+εtp

(1)

(1) 熱應(yīng)變及組織轉(zhuǎn)變應(yīng)變

任意溫度條件下，無應(yīng)力作用下試樣的膨脹量ε為該溫度下組織轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(shè)在相變完成時(shí)組織完全轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體，那么熱應(yīng)變可表示為：

εth=ξαFT+(1-ξ)αA(T-T′)

(3)

式中：ξ為鐵素體轉(zhuǎn)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(shí)際溫度，T′為參考點(diǎn)溫度。

無外力作用下，帶鋼的相變膨脹系數(shù)與溫度的關(guān)系為：

βF(T)=βF,T′+(αF-αA)(T-T′)

(4)

式中：βF(T)為溫度T時(shí)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(shí)的鐵素體相變膨脹系數(shù)。

溫度T下試樣的相變應(yīng)變?chǔ)舤r可表示為：

εtr=βF(T)ξ=[βF,T′+(αF-αA)(T-T′)]ξ

(5)

(2)彈性應(yīng)變

彈性應(yīng)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(nèi))，σ為施加載荷大小，E(T)、EF(T)和EA(T)分別表示溫度T時(shí)試樣、鐵素體和奧氏體的彈性模量。

700L鋼彈性模量及屈服強(qiáng)度隨溫度的變化曲線如圖3所示。為方便計(jì)算，取室溫下的彈性模量和高溫時(shí)的彈性模量進(jìn)行擬合，得到700L鋼彈性模量關(guān)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(yīng)變

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

εp=0

(9)

(4)相變塑性應(yīng)變

由體積不變?cè)砜芍?/p>

εtp,r=-0.5εtp

(10)

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

以30 MPa壓應(yīng)力為例，假設(shè)有外應(yīng)力和無應(yīng)力作用時(shí)，由溫度引起的熱應(yīng)變和組織轉(zhuǎn)變引起的相變應(yīng)變相同，根據(jù)式(1)和式(2)，用30 MPa下的相對(duì)徑向膨脹量減去無應(yīng)力作用下的相對(duì)徑向膨脹量，得到該應(yīng)力條件下徑向彈性應(yīng)變和相變塑性應(yīng)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(yīng)變隨溫度的變化曲線如圖4(b)所示。根據(jù)上述結(jié)果，利用圖4(a)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變量減去圖4(b)中各溫度對(duì)應(yīng)的彈性應(yīng)變量，可分離得到30 MPa載荷作用下材料的徑向相變塑性應(yīng)變，根據(jù)式(10)，換算得到30 MPa壓應(yīng)力作用下材料的軸向相變塑性應(yīng)變與溫度關(guān)系如圖4(c)所示。同理，通過相變塑性應(yīng)變分離，得到各載荷作用下700L鋼軸向相變塑性應(yīng)變與溫度關(guān)系如圖5所示，圖中曲線平臺(tái)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變即為相變塑性所產(chǎn)生的應(yīng)變。由圖5可知，在不同的載荷作用下，試驗(yàn)鋼均會(huì)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(yīng)變與溫度的關(guān)系

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

2 結(jié)果與分析

2.1 溫度應(yīng)力對(duì)700L鋼相變塑性的影響

不同載荷作用下700L鋼的相變塑性應(yīng)變量如圖6所示。由圖6可知，700L鋼的相變塑性應(yīng)變與載荷作用方向存在相關(guān)性，即壓應(yīng)力作用產(chǎn)生負(fù)的相變塑性應(yīng)變，拉應(yīng)力作用產(chǎn)生正的相變塑性應(yīng)變，這是因?yàn)橄嘧兯苄允钱?dāng)材料在小于弱相屈服強(qiáng)度的應(yīng)力作用下，伴隨相變過程所產(chǎn)生的不可逆塑性應(yīng)變，是塑性應(yīng)變?cè)趹?yīng)力方向上的累加，故與應(yīng)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(yīng)變與載荷呈正相關(guān)關(guān)系，隨著載荷增加，相變塑性應(yīng)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(yīng)力對(duì)材料相變塑性的作用效果最顯著，其相變塑性應(yīng)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(yīng)力與拉應(yīng)力作用效果幾乎相同；但隨著載荷進(jìn)一步增大至45、60 MPa，壓應(yīng)力所引起的相變塑性應(yīng)變與拉應(yīng)力條件下相應(yīng)值相比，分別提高了約46.7%和45.2%，整體而言，壓應(yīng)力對(duì)材料相變塑性的影響效果更顯著?；贒enis等[14]改進(jìn)的Greenwood-Johnson模型表征材料相變塑性應(yīng)變，得到應(yīng)力對(duì)相變塑性應(yīng)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(dāng)鐵素體轉(zhuǎn)變完全時(shí)ξ=1，上式可簡(jiǎn)化為：

εtp=kσ

(12)

由于拉應(yīng)力與壓應(yīng)力的作用規(guī)律相同，根據(jù)式(12)和試驗(yàn)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(yīng)變與加載應(yīng)力呈近似線性關(guān)系，直線斜率即為相變塑性系數(shù)，k=1.357×10-4。這也驗(yàn)證了Leblond[1]的觀點(diǎn)：當(dāng)應(yīng)力小于相變溫度下奧氏體屈服強(qiáng)度的1/2時(shí)，材料相變塑性應(yīng)變與應(yīng)力呈線性關(guān)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(yīng)變與單軸應(yīng)力的關(guān)系

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

2.2 溫度應(yīng)力對(duì)700L鋼相變動(dòng)力學(xué)的影響

結(jié)合圖7和表3可見，相比于無外加載荷的情況，在單軸拉應(yīng)力與壓應(yīng)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(yīng)，這與文獻(xiàn)[9]報(bào)道的外加載荷對(duì)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(yīng)力作用下22MnB5鋼的貝氏體轉(zhuǎn)變過程中也觀察到類似現(xiàn)象。另外，在小外應(yīng)力下，700L鋼的相變滯后效應(yīng)更顯著，隨著外加載荷的增加，相變滯后時(shí)間大致呈縮短的趨勢(shì)。從表3還可以看出，單軸拉/壓載荷作用明顯縮短了試驗(yàn)鋼的相變反應(yīng)時(shí)間，且拉應(yīng)力的作用效果更明顯，當(dāng)外加載荷為+60 MPa時(shí)，700L鋼的相變反應(yīng)時(shí)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(yīng)變與溫度的關(guān)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(shí)間

根據(jù)杠桿定律，計(jì)算得到不同單軸拉/壓載荷作用下700L鋼鐵素體轉(zhuǎn)變量與溫度關(guān)系如圖8所示。由圖8可見，不同壓應(yīng)力作用下，700L鋼連續(xù)冷卻過程中的相變動(dòng)力學(xué)曲線均呈“S”型。相比于無外應(yīng)力作用的情況，在相變開始的高溫階段，外應(yīng)力作用下鋼中鐵素體轉(zhuǎn)變速率相對(duì)較小，但隨著相變的持續(xù)進(jìn)行，有外應(yīng)力作用時(shí)鋼中鐵素體轉(zhuǎn)變速率明顯增加，且壓應(yīng)力越大，鐵素體轉(zhuǎn)變速率越快，即對(duì)應(yīng)圖8(b)中曲線的斜率越大。由此可見，單軸壓應(yīng)力可以促進(jìn)鋼中鐵素體相變，縮短反應(yīng)時(shí)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(duì)于30 MPa拉應(yīng)力作用下700L鋼的鐵素體相變過程而言，從相變反應(yīng)時(shí)間來看，其相比于無應(yīng)力作用時(shí)的情況有所縮短，但與其他拉應(yīng)力條件下相比，其相變反應(yīng)時(shí)間又相對(duì)較長(zhǎng)，且動(dòng)力學(xué)曲線整體向左偏移，該反?，F(xiàn)象有待進(jìn)一步探究。

3 結(jié)論

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

(2)在小應(yīng)力范圍 (奧氏體1/2屈服強(qiáng)度范圍內(nèi))，700L鋼的相變塑性應(yīng)變與單軸載荷呈線性關(guān)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(yīng)力對(duì)700L鋼相變塑性的作用效果更顯著。

(4) 溫度應(yīng)力對(duì)700L鋼相變動(dòng)力學(xué)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(shí)間，且隨著外應(yīng)力的增大，相變滯后時(shí)間大致呈縮短的趨勢(shì)；根據(jù)700L鋼的相變動(dòng)力學(xué)曲線可知，溫度應(yīng)力縮短了奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變的反應(yīng)時(shí)間，即加速了相變進(jìn)程，并且拉應(yīng)力的作用效果更為顯著。