Q & P鋼的連續(xù)退火工藝與一次淬火馬氏體相變研究

何 方 王瑞珍 楊才福 劉 鵬 吳彥欣

(1.鋼鐵研究總院，北京 100081； 2.邯鋼技術中心，河北 邯鄲 056015； 3.北京科技大學，北京 100083)

Q & P(quenching and partition)鋼目前主要通過連續(xù)退火工藝生產(chǎn)，其熱處理工藝在高溫段主要分為單相區(qū)均熱和臨界區(qū)均熱[1- 3]，在快冷和時效段的工藝則主要分為一步法和兩步法[4]。單相區(qū)均熱主要指連續(xù)退火的加熱、均熱溫度超過鋼的A3溫度，冷卻前Q & P鋼主要為全奧氏體組織；臨界區(qū)均熱主要指連續(xù)退火的加熱、均熱溫度介于A1和A3溫度之間，冷卻前鋼的組織為奧氏體+鐵素體?？炖浜蜁r效段的一步法和兩步法工藝的主要區(qū)別在于連續(xù)退火的快冷結束溫度與時效開始溫度是否一致，若快冷結束溫度等于時效結束溫度，則稱為一步法；若快冷溫度低于時效開始溫度，快冷結束后需再加熱至時效溫度，則稱之為兩步法。Q & P鋼的連續(xù)退火工藝便于調整，單相區(qū)均熱、臨界區(qū)均熱可以和一步法或者兩步法進行組合，這些熱處理方法在理論上均可實現(xiàn)Q & P鋼的力學性能指標。

為了預測Q & P鋼中殘留奧氏體含量，Speer等[5]基于熱力學提出了CCE(constrained carbon paraequilibrium)模型。但大量的研究指出CCE模型主要存在兩個問題：一是預測的最佳快冷結束溫度不準確，二是無法適應臨界區(qū)退火含鐵素體的Q & P工藝。這主要是由于Q & P鋼連續(xù)退火工藝的靈活性，使得CCE模型計算的馬氏體相變開始溫度以及馬氏體相變動力學規(guī)律難以在較寬的工藝窗口下與實際完全相符。因此，本文從馬氏體相變開始溫度的可靠性和馬氏體相變動力學規(guī)律兩方面出發(fā)，研究了一次淬火馬氏體相變規(guī)律，建立了一種計算臨界區(qū)均熱條件下Q & P鋼一次馬氏體相變體積分數(shù)的數(shù)學模型，該模型適應了Q & P鋼臨界區(qū)退火含鐵素體的情況。

1 試驗材料與方法

試驗原料取自工業(yè)連鑄坯，其化學成分(質量分數(shù)，%)為：0.2C，1.25Si，2.0Mn，其余為鐵和雜質元素。在馬弗爐中將坯料加熱至1 250 ℃并保溫2 h，隨后從250 mm熱軋至3.5 mm厚，終軋溫度為880 ℃，軋后空冷到650 ℃爐冷，模擬卷取，酸洗后冷軋成1.4 mm的板。將冷軋板線切割成20 mm×20 mm的試樣，在Gleeble- 3500熱模擬試驗機上模擬Q & P熱處理的一次淬火過程。淬火工藝參數(shù)為：以1.65 ℃/s的速率將試樣加熱至均熱溫度，保溫200 s后以50 ℃/s的速率快冷到室溫，均熱溫度分別取764、811及846 ℃。將熱處理后試樣切成φ3 mm的薄片，經(jīng)物理減薄和電解拋光減薄制得透射電鏡薄膜試樣，電解拋光液成分為20%高氯酸+10%丙三醇+70%無水乙醇(體積分數(shù))，用JEM 2100 LaBb型透射電鏡觀察淬火馬氏體的形貌，并對其衍射斑進行標定，結合點陣常數(shù)計算得到不同臨界區(qū)均熱條件下淬火前奧氏體中的碳含量。在DIL805A熱膨脹儀上采用與上述相同的淬火工藝模擬Q & P鋼的一次淬火過程，試樣尺寸為3.5 mm×3.5 mm×10 mm。最后根據(jù)熱膨脹試驗數(shù)據(jù)獲得馬氏體相變開始溫度。

2 適應于臨界區(qū)均熱一次馬氏體相變模型的建立

在CCE模型中，連續(xù)冷卻過程中馬氏體轉變的體積分數(shù)與冷卻結束溫度之間的關系可表示為：

f=1-exp(a×(Ms-Mq))

(1)

式中：Ms為馬氏體相變開始溫度，℃；Mq為冷卻結束溫度，℃；f為馬氏體體積分數(shù)。馬氏體相變開始溫度一般采用根據(jù)化學成分估算的經(jīng)驗公式計算得到。目前大多數(shù)研究者[6- 7]認為，式(1)中的a是常數(shù)，其值約為-1.1×10-2。式(1)在指導制定碳含量較低的單相區(qū)淬火Q & P鋼的連續(xù)退火工藝時較為準確，但在計算臨界區(qū)均熱的Q & P鋼時誤差較大，原因有兩方面：

(1)Q & P鋼在臨界區(qū)均熱后、淬火前的組織是鐵素體+奧氏體兩相。由于相變和熱力學平衡的原因，此時奧氏體中的碳含量高于熱處理前鋼的整體碳含量。式(1)中a受不同均熱溫度下奧氏體中碳含量變化的影響，因此不宜看作為一個常數(shù)。

(2)Q & P鋼的臨界區(qū)均熱溫度越接近A1溫度，均熱時形成的鐵素體越多，奧氏體中的碳含量與熱處理前鋼的整體碳含量差別越大，導致根據(jù)經(jīng)驗公式計算的Ms溫度與實測值誤差增大。

綜上所述，奧氏體中的碳含量對馬氏體相變動力學的影響是導致式(1)計算不準確的主要原因，因此明確奧氏體中的碳含量隨均熱溫度的變化規(guī)律是本文建立一次馬氏體相變體積分數(shù)模型的前提。

根據(jù)馬鳴圖[8]的研究，連續(xù)退火均熱過程結束時，帶鋼處于熱力學非平衡態(tài)，鋼中碳原子擴散較為充分，接近熱力學平衡濃度，但代位固溶元素并未充分擴散，處于熱力學非平衡狀態(tài)。PE(para- equilibrium)平衡模式假設的含義是在熱力學平衡的過程中碳充分擴散，接近熱力學平衡濃度。但代位固溶合金元素未充分擴散，且代位固溶合金元素和鐵元素的原子比不變。Q & P鋼采用連續(xù)退火工藝，在淬火前所達到的熱力學狀態(tài)與熱力學PE平衡模式描述的狀態(tài)吻合。本文根據(jù)PE平衡模式計算了Si的質量分數(shù)為1.25%、錳的質量分數(shù)為2.0%的Fe- Si- Mn- C四元系相圖的A3線，以計算臨界區(qū)均熱結束時奧氏體中的碳含量。為了易于工程應用，通過式(2)對計算所得的A3線溫度進行擬合。

Xr=A1×exp(-T/t1)+y0

(2)

式中：T為臨界區(qū)均熱溫度，℃；Xr為臨界區(qū)均熱后奧氏體中碳的質量分數(shù)，%;A1、t1、y0均為常數(shù)。

根據(jù)徐祖耀[9]的研究，馬氏體相變開始溫度(Ms)與淬火前奧氏體的碳含量(Xr)呈線性關系：

Ms=b1+b2×Xr

(3)

式中b1、b2為擬合常數(shù)。為了更加準確地描述Q & P鋼在一次淬火冷卻過程中馬氏體的體積分數(shù)與溫度之間的關系，將式(1)改寫為：

ln(1-f)=a×(Ms-Mq)

(4)

不同臨界區(qū)均熱條件下獲得的奧氏體中碳含量不同，式(4)中的a不應作常數(shù)處理。本文假設該常數(shù)與奧氏體中碳含量呈線性關系，則可描述為：

a=b3+b4×Xr

(5)

式中b3、b4為擬合常數(shù)。

將式(2)代入式(3)、(5)，再將式(3)、(5)代入式(1)，則可根據(jù)均熱溫度和冷卻結束溫度計算Q & P鋼中一次淬火馬氏體體積分數(shù)，其數(shù)學模型表達式為：

f=1-exp((b3+b4×(A1×exp(-T/t1)+

y0))×((b1+b2×(A1×exp(-T/t1)+

y0))-Mq))

(6)

式中：T為臨界區(qū)均熱溫度，℃；Mq為冷卻結束溫度，℃。b1、b2、b3、b4、A1、t1、y0為待擬合的常數(shù)。該模型不僅考慮了臨界區(qū)均熱溫度對馬氏體相變開始溫度Ms的影響，還兼顧了馬氏體相變規(guī)律常數(shù)a的影響。

3 試驗結果與討論

3.1 奧氏體碳含量與均熱溫度的關系

Q & P鋼在不同臨界區(qū)均熱溫度淬火得到的馬氏體透射電鏡形貌、衍射斑點及其標定如圖1所示。圖1中位錯密度高的區(qū)域即為馬氏體。由于馬氏體晶粒取向不同，其衍射斑點表現(xiàn)為不同的形式，如圖1(b、d、f)所示。

圖1 從不同臨界區(qū)均熱溫度淬火得到的馬氏體TEM形貌及衍射斑點Fig.1 TEM images and diffraction spots of the martensite produced during quenching from different intercritical soaking temperatures

由已知的相機常數(shù)和標定的晶面指數(shù)可以算出晶面間距和馬氏體的晶格常數(shù)。根據(jù)Kurd Jumov等[10]的研究，馬氏體晶格畸變的程度可用于計算馬氏體中的碳含量，進而推算出淬火前奧氏體中的碳含量。根據(jù)PE的計算結果，試驗鋼中碳的質量分數(shù)為0.2%，對應A3溫度為815 ℃。當均熱溫度為846 ℃時，淬火前鋼的組織已經(jīng)完全奧氏體化，通過透射電鏡測得奧氏體中碳的質量分數(shù)為0.195%。811 ℃均熱時鋼的奧氏體化程度為95%，測得奧氏體中碳的質量分數(shù)為0.252%。764 ℃均熱時鋼的奧氏體化程度為50%，奧氏體中碳的質量分數(shù)為0.370%。透射電鏡測得碳含量與通過PE平衡模式計算的碳含量如圖2所示，實測值和計算結果較為接近。說明PE的熱力學假設適用于計算臨界區(qū)均熱條件下Q & P鋼中奧氏體的碳含量。但當均熱溫度高于鋼的A3溫度時，鋼已完全奧氏體化，式(3)和式(5)中奧氏體的碳含量Xr即為熱處理前鋼的整體碳含量。

根據(jù)式(2)對熱力學計算結果進行擬合，式(2)中常數(shù)的取值如表1所示。

表1 式(2)中常數(shù)的擬合結果Table 1 Fitted results of constants in equation (2)

圖2 淬火前奧氏體中碳含量的計算結果和實測值Fig.2 Calculated and measured carbon contents in austenite before quenching

3.2 馬氏體相變與均熱溫度的關系

根據(jù)徐祖耀的研究[9]，通過杠桿原理處理熱膨脹數(shù)據(jù)，可得到冷卻過程中馬氏體體積分數(shù)與冷卻終止溫度之間的關系。臨界區(qū)均熱溫度為764 ℃時，Q & P鋼淬火過程中馬氏體相變的熱膨脹曲線如圖3所示。沿相變開始位置作延長線BB’，相變結束位置作延長線AA’，垂直于溫度坐標的直線分別與相變開始延長線BB’、相變結束延長線AA’及熱膨脹曲線C相交于FOE。根據(jù)杠桿原理，對應某一冷卻終止溫度的馬氏體相變體積分數(shù)可用式(7)描述：

(7)

根據(jù)式(7)計算得出Q & P鋼在811和764 ℃臨界區(qū)均熱時馬氏體相變開始溫度，并結合PE平衡的熱力學計算結果，得到奧氏體中碳含量，如表2所示。

表2 811和764 ℃臨界區(qū)均熱時馬氏體相變開始溫度Ms與奧氏體中碳含量Table 2 Martensite starting point (Ms) and carbon content of austensite during intercritical soaking at 811 and 764 ℃

圖3 764 ℃臨界區(qū)均熱時馬氏體相變熱膨脹曲線Fig.3 Thermal expansion curve of martensitic transformation during intercritical soaking at 764 ℃

結合式(3)，根據(jù)上述試驗數(shù)據(jù)擬合得出在Si的質量分數(shù)為1.25%、Mn的質量分數(shù)為2.0%時，F(xiàn)e- C- Si- Mn系Q & P鋼中奧氏體的碳含量與馬氏體相變開始溫度之間的關系為：

Ms=449.896-61 262.376xr

(8)

式中：xr為奧氏體中碳的質量分數(shù)，%;Ms為馬氏體相變開始溫度，℃。

通過式(7)對熱膨脹數(shù)據(jù)進行處理獲得馬氏體相變動力學數(shù)據(jù)，并按式(4)對馬氏體相變動力學數(shù)據(jù)進行數(shù)學處理，獲得如圖4 所示的馬氏體相變體積分數(shù)的對數(shù)值與溫度之間的關系，可用于描述Q & P鋼中馬氏體的相變規(guī)律。

從圖4可見，811和764 ℃均熱時的馬氏體相變動力學曲線并不重合，進一步說明式(4)中的常數(shù)a并不是一個定值，它隨奧氏體碳含量的變化而變化。假定式(4)的常數(shù)a與奧氏體碳含量存在如式(5)所描述的線性關系，則根據(jù)圖4可擬合出常數(shù)a的取值，如表3所示。

圖4 馬氏體相變體積分數(shù)的對數(shù)值與溫度之間的關系Fig.4 Variation of logarithm value of martensitic volume fraction with temperature

表3 式(5)中常數(shù)a的線性擬合結果Table 3 Fitted constant a in equation (5)

根據(jù)表3數(shù)據(jù)對式(5)進行回歸分析，得出：

a=-0.035+3.960 4xr

(9)

將式(2)代入式(8)和式(9)，再將式(8)和式(9)代入式(1)，最終得到Si的質量分數(shù)為1.25%、Mn的質量分數(shù)為2.0%的Q & P鋼在不同臨界區(qū)溫度均熱時，其馬氏體相變體積分數(shù)與冷卻結束溫度關系的數(shù)學模型：

f=1-exp((-0.035+ 3.960 4×(6.994 38×

exp(-T/103.759 55)-7.16×10-4))×

((449.896-61 262.376×(6.994 38×

exp(-T/103.759 55)-7.16×10-4))-

Mq))

(10)

式中：Mq為冷卻結束溫度，℃；T為臨界區(qū)均熱溫度，℃；f為馬氏體相變體積分數(shù)，%。根據(jù)該模型對811和764 ℃臨界區(qū)均熱時的馬氏體相變體積分數(shù)進行預測，并與實測值和文獻中低碳鋼模型(a值為-1.1×10-2)的計算值進行對比，結果如圖5所示。

圖5 不同臨界區(qū)均熱時馬氏體相變體積分數(shù)與冷卻結束溫度之間的關系Fig.5 Relationship between martensitic volume fraction and quenching temperature under different intercritical soaking temperatures

從圖5可以看出，如果簡單按照低碳鋼模型計算，計算值與熱膨脹測定的馬氏體體積分數(shù)偏離較大。本文通過修正馬氏體相變開始溫度和馬氏體相變動力學規(guī)律建立的數(shù)學模型，較為準確地計算了Q & P鋼臨界區(qū)均熱的一次淬火馬氏體體積分數(shù)與冷卻結束溫度之間的關系。該模型極大地簡化了Q & P臨界區(qū)均熱一次淬火馬氏體體積分數(shù)的計算方法，并提高了計算精度。

4 結論

(1)Q & P鋼臨界區(qū)均熱時奧氏體中碳含量的實測值與PE熱力學平衡模式的計算結果基本一致，說明PE熱力學平衡假設適用于Q & P鋼臨界區(qū)均熱的相關熱力學研究。

(2)通過修正馬氏體相變動力學規(guī)律中與奧氏體碳含量相關聯(lián)的兩個參數(shù)a和Ms，建立了適應于臨界區(qū)熱處理的一次淬火馬氏體體積分數(shù)與冷卻結束溫度關系的數(shù)學模型，該模型可用于指導Q & P鋼的連續(xù)退火工藝參數(shù)的制定。