黃樂慶 王彥鋒 楊永達(dá) 馬長文 狄國標(biāo) 韓承良

(1.首鋼技術(shù)研究院寬厚板所，北京 100043; 2.北京市能源用鋼工程技術(shù)研究中心，北京 100041;3.秦皇島首秦金屬材料有限公司，河北 秦皇島 066326)

進(jìn)入21世紀(jì)以來，我國公路橋梁、鐵路橋梁，尤其是跨江跨海大橋建設(shè)都取得了舉世矚目的成就。但是與發(fā)達(dá)國家相比，我國耐候橋梁的發(fā)展仍比較緩慢[1-2]。由于耐候橋梁鋼在全壽命周期內(nèi)較普通橋梁鋼+涂裝的防腐處理方式具有較好的成本優(yōu)勢(shì)，且符合綠色循環(huán)發(fā)展的理念[3-4]，因此國內(nèi)在建的拉林鐵路藏木雅江特大橋以及官廳水庫橋，開啟了我國耐候鐵路橋及公路橋裸裝的示范應(yīng)用。本文研究了弛豫時(shí)間對(duì)420 MPa級(jí)耐候橋梁鋼的組織轉(zhuǎn)變、力學(xué)性能尤其是耐候性能的影響，以期為工業(yè)生產(chǎn)提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為生產(chǎn)線生產(chǎn)的420 MPa級(jí)耐候橋梁鋼連鑄坯，鋼板成分設(shè)計(jì)采用低碳微合金化思路，并保證足夠量的耐候元素Ni、Cr及Cu，以保證其耐候性能。試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分如表1所示。

表1 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of the test steel (mass fraction) %

注：I為耐候指數(shù)

將150 mm厚連鑄坯切割為150 mm×250 mm×250 mm鋼坯，利用首鋼技術(shù)研究院550 mm二輥可逆式軋機(jī)進(jìn)行軋制，采用兩階段軋制工藝：將鋼板加熱到1 160 ℃保溫2 h；粗軋始軋溫度為1 100 ℃，中間待溫厚度為50 mm，精軋始軋溫度為860 ℃，終軋溫度為820 ℃，目標(biāo)厚度為18 mm。具體壓下規(guī)程如下：150-120-90-65-50(待溫)-40-32-26-21-18(mm)。軋后未弛豫、30、85及270 s弛豫后，以(15±2) ℃/s的冷速冷至(520±10) ℃，最后空冷至室溫。弛豫不同時(shí)間后鋼板開始冷卻的溫度如表2所示。

表2 弛豫時(shí)間對(duì)應(yīng)試驗(yàn)鋼板的開始冷卻溫度Table 2 Start cooling temperatures of the test steel plate corresponding to relaxation times

取TMCP態(tài)試樣進(jìn)行動(dòng)態(tài)CCT熱模擬試驗(yàn)。取TMCP態(tài)鋼板進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸、夏比V型沖擊試驗(yàn)，并采用光學(xué)顯微鏡和電子背散射(EBSD)技術(shù)對(duì)鋼板的顯微組織進(jìn)行分析；根據(jù)TB/T 2375—1993《內(nèi)燃機(jī)車用柴油機(jī)清潔度測(cè)定方法》加工試樣,尺寸為40 mm×60 mm×3 mm;以0.01 mol/L的NaHSO3溶液為腐蝕介質(zhì)進(jìn)行周浸加速腐蝕試驗(yàn)，腐蝕周期為336 h，并計(jì)算其腐蝕速率。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)鋼的動(dòng)態(tài)CCT曲線

利用熱模擬技術(shù)測(cè)定試驗(yàn)鋼的動(dòng)態(tài)CCT曲線，試驗(yàn)參數(shù)設(shè)定如下：加熱溫度1 160 ℃，保溫180 s后以10 ℃/s的速率冷至1 100 ℃，保溫20 s后以0.5 s-1的變形速率和30%的變形程度進(jìn)行粗軋道次模擬，然后以10 ℃/s的速率冷至820 ℃，保溫20 s后以1 s-1的變形速率和20%的變形程度進(jìn)行精軋道次模擬，最后以不同的冷速冷至200 ℃。通過對(duì)膨脹曲線分析并結(jié)合顯微組織確定試驗(yàn)鋼的動(dòng)態(tài)CCT曲線，如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)鋼的動(dòng)態(tài)CCT曲線Fig.1 Dynamic CCT curve of the test steel

2.2 弛豫時(shí)間對(duì)力學(xué)性能的影響

從圖2可以看出，隨著弛豫時(shí)間的延長(弛豫后開始冷卻溫度的降低)，試驗(yàn)鋼板的屈服強(qiáng)度降低239 MPa，抗拉強(qiáng)度降低112 MPa，且屈服強(qiáng)度的下降速率大于抗拉強(qiáng)度的，因此屈強(qiáng)比由0.88降低至0.62。弛豫后開始冷卻溫度對(duì)鋼板塑性的影響較小，其斷后伸長率基本保持在23%左右；鋼板的沖擊吸收能量隨著弛豫后開始冷卻溫度的降低而降低，且在弛豫時(shí)間為85 s前保持在240 J以上，但隨著弛豫時(shí)間的進(jìn)一步延長，顯著降低至174 J。

2.3 弛豫時(shí)間對(duì)組織的影響

圖3為弛豫不同時(shí)間的試驗(yàn)鋼板的顯微組織。軋后直接水冷的鋼板的組織為針狀鐵素體+粒狀貝氏體；隨著弛豫時(shí)間延長至30 s，即弛豫后開始冷卻溫度為750 ℃時(shí)，鋼板組織中出現(xiàn)了塊狀鐵素體，但鐵素體數(shù)量較少，基體仍以貝氏體為主；隨著弛豫時(shí)間延長至80 s，即鋼板溫度為700 ℃時(shí)，鋼板的組織為鐵素體+貝氏體。隨著弛豫時(shí)間進(jìn)一步延長至270 s時(shí)，鋼板的組織為細(xì)小的等軸鐵素體+珠光體。

圖2 弛豫結(jié)束時(shí)鋼板溫度對(duì)其力學(xué)性能的影響Fig.2 Effect of start cooling temperature on mechanical properties of the test steel plate

圖3 弛豫不同時(shí)間的試驗(yàn)鋼板的顯微組織Fig.3 Microstructures of the test steel plate relaxed for different times

2.4 弛豫時(shí)間對(duì)耐候性能的影響

試驗(yàn)鋼板周浸加速腐蝕試驗(yàn)的結(jié)果如圖4所示，可見隨著弛豫時(shí)間的延長,試驗(yàn)鋼的腐蝕速率先降低后升高。弛豫后鋼板開始冷卻溫度為750 ℃的鋼板的腐蝕速率最低，為1.10 g/(m2·h)，而溫度為650 ℃的鋼板的腐蝕速率最高，為1.14g/(m2·h)。但從數(shù)值上看，最低與最高腐蝕速率之間的偏差在3.6%，說明弛豫時(shí)間對(duì)腐蝕速率的影響較小。

圖4 弛豫時(shí)間對(duì)試驗(yàn)鋼板耐候性能的影響Fig.4 Effect of relaxation time on weathering resistance of the test steel plate

3 分析與討論

3.1 弛豫過程分析

將終軋溫度為820 ℃、目標(biāo)厚度為18 mm的鋼板軋后直接進(jìn)行空冷，并每隔5 s測(cè)一次溫度，結(jié)果如圖5所示。對(duì)該鋼板的溫降曲線進(jìn)行擬合，得到式(1)，對(duì)式(1)進(jìn)行求導(dǎo)后，得到鋼板在空氣中的冷卻速度式(2)。由式(2)可知，在空冷弛豫過程中，最大的冷速為0.81 ℃/s，在650 ℃時(shí)鋼板的冷速為0.324 ℃/s，因此在相變起始點(diǎn)到弛豫至650 ℃區(qū)間內(nèi)，鋼板的冷卻速度T'區(qū)間為[0.32,0.81] ℃/s，且冷卻速度呈線性減小趨勢(shì)。

T=782.8-0.81t+ 0.000 9t2

(1)

T′=0.001 8t-0.81

(2)

結(jié)合試驗(yàn)鋼的動(dòng)態(tài)CCT曲線可知，在冷速區(qū)間[0.32,0.81]℃/s內(nèi)，鋼的組織類型為F+P。

圖5 弛豫時(shí)間與18 mm厚鋼板溫降之間的關(guān)系Fig.5 Relationship between relaxation time and temperature dropping for 18 mm-thick steel plate

在鋼板軋后弛豫過程中，在最大冷速為0.81 ℃/s時(shí)，鋼板進(jìn)入鐵素體相區(qū)而析出鐵素體；隨著弛豫時(shí)間的延長，鋼板的冷速進(jìn)一步減小，溫度的降低使得鐵素體數(shù)量進(jìn)一步增加，奧氏體量減少；若不采用水冷工藝，奧氏體則轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體+珠光體；若采用15 ℃/s的快速水冷，未轉(zhuǎn)變的奧氏體將進(jìn)入貝氏體轉(zhuǎn)變區(qū)而轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w，因此試驗(yàn)鋼的目標(biāo)組織為鐵素體+貝氏體的雙相組織。

3.2 弛豫工藝對(duì)組織及力學(xué)性能的影響

采用弛豫技術(shù)生產(chǎn)低屈強(qiáng)比鋼板，已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于抗大變形管線用鋼、建筑用鋼以及橋梁用鋼等鋼種[5-10]，其降低屈強(qiáng)比的原理為引入軟相鐵素體而降低鋼板的屈服強(qiáng)度[11-13]。弛豫30 s與軋態(tài)直接水冷的鋼板的EBSD測(cè)試結(jié)果表明(見圖6)，弛豫后鋼板的小角度晶界數(shù)量減少，材料發(fā)生了明顯的回復(fù)，位錯(cuò)密度明顯降低，位錯(cuò)強(qiáng)化作用減弱導(dǎo)致鋼板的強(qiáng)度降低；同時(shí)，回復(fù)過程的軟化作用導(dǎo)致水冷相變過程的驅(qū)動(dòng)力減小，鋼板晶尺寸增大，且由EBSD測(cè)試結(jié)果可知，弛豫后鋼板晶粒及晶間取向更加趨于一致，從而導(dǎo)致鋼板在-60 ℃的低溫沖擊韌性降低。

圖6 未弛豫(a)和弛豫30 s(b)的鋼板的組織和晶界角度分布圖(c)Fig.6 Microstructures of the steel plates not relaxed (a) and relaxed for 30 s (b), and grain boundary angle distribution patterns (c)

3.3 弛豫工藝對(duì)耐候性能的影響

周浸加速腐蝕試驗(yàn)結(jié)果表明，弛豫30及85 s的鋼板具有相對(duì)較低的腐蝕速率，而軋后直接水冷及弛豫270 s的鋼板具有相對(duì)較高的腐蝕速率，但差異僅在4%以內(nèi)。耐候鋼的耐腐蝕機(jī)制為表面生成具有保護(hù)性的銹層[14]，而銹層與材料的成分尤其是Ni、Cr及Cu等元素的含量有關(guān)。對(duì)軋后直接水冷及弛豫85 s的鋼板進(jìn)行電子探針分析(見圖7)，可知在弛豫過程中僅有C元素的遠(yuǎn)程擴(kuò)散，而以Cr為代表的耐候性元素分布均勻，未出現(xiàn)貝氏體中的富集和鐵素體中的貧化的現(xiàn)象。這表明，發(fā)生了先析出鐵素體中的C向未轉(zhuǎn)變奧氏體擴(kuò)散，而對(duì)于原子尺寸相對(duì)較大以置換型擴(kuò)散機(jī)制擴(kuò)散的耐候性元素未發(fā)生擴(kuò)散，因此在耐候性元素均勻分布的前提下，弛豫不同時(shí)間的試驗(yàn)鋼板的腐蝕速率差異可控制在4%以內(nèi)。此外，弛豫為回復(fù)過程，未弛豫鋼板的位錯(cuò)密度較高，而高的位錯(cuò)密度將增加鋼板的腐蝕速率[15]；弛豫時(shí)間達(dá)到270 s后，鋼板的組織類型由F+B轉(zhuǎn)向F+P，珠光體中的滲碳體對(duì)鐵素體的腐蝕起到了促進(jìn)作用，從而使其腐蝕速率增加。

4 結(jié)論

(1)18 mm厚420 MPa級(jí)的耐候橋梁鋼經(jīng)兩階段控軋后，進(jìn)行不同時(shí)間的弛豫處理，弛豫過程的冷速≤0.81 ℃/s，鋼板析出鐵素體。隨著弛豫時(shí)間的延長，鐵素體數(shù)量逐漸增加，再經(jīng)15 ℃/s快速水冷后，奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w，從而形成鐵素體+貝氏體的雙相組織。

圖7 弛豫時(shí)間對(duì)鋼板元素?cái)U(kuò)散的影響Fig.7 Effect of relaxation time on elements diffusion in the steel plate

(2)隨著弛豫時(shí)間的延長，試驗(yàn)鋼板的強(qiáng)度降低，但屈服強(qiáng)度的下降速率大于抗拉強(qiáng)度的，從而導(dǎo)致其屈強(qiáng)比降低，韌性也逐漸降低，但鋼板的沖擊韌性維持在較高水平。

(3)由于弛豫過程中耐候性元素Ni、Cr及Cu在鐵素體與貝氏體之間未發(fā)生擴(kuò)散，因此隨著弛豫時(shí)間的延長，試驗(yàn)鋼板的腐蝕速率變化不大。