武鳳娟 楊 浩 邵 偉 曲錦波

(江蘇省(沙鋼)鋼鐵研究院，江蘇 張家港 215625)

隨著我國公路、鐵路建設(shè)的蓬勃發(fā)展，對(duì)橋梁用鋼的需求量也越來越大，質(zhì)量要求也越來越高，不僅要求具有高強(qiáng)韌性和優(yōu)良的可焊接性，還要求具有良好的抗震性能和耐大氣腐蝕性能[1-2]。屈強(qiáng)比表示屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度的接近程度，是材料的一項(xiàng)重要的性能指標(biāo)。屈強(qiáng)比高的零件屈服后很快就會(huì)斷裂，而屈強(qiáng)比低的零件屈服后會(huì)出現(xiàn)較大的應(yīng)變強(qiáng)化，達(dá)到更高的抗拉強(qiáng)度才會(huì)斷裂，因此低屈強(qiáng)比的橋梁鋼適用于大跨度橋梁的主體結(jié)構(gòu)[3-4]，以提高橋梁的安全性[5]。

隨著高鐵重載鐵路的發(fā)展，420和500 MPa級(jí)等高強(qiáng)度橋梁鋼逐漸得到推廣應(yīng)用[6]。但隨著強(qiáng)度級(jí)別的提高，其屈強(qiáng)比更難以控制。235～355 MPa級(jí)鋼的組織以鐵素體+珠光體為主，通過控制晶粒度來達(dá)到合適的屈強(qiáng)比和韌性，屈強(qiáng)比一般較低，易于控制；420～550 MPa級(jí)鋼通過控制軋制和冷卻工藝獲得低碳貝氏體組織，盡管強(qiáng)度、塑性、韌性均能滿足要求，但屈強(qiáng)比較高。尤其是薄鋼板(如厚度20 mm以下)，由于軋制過程中的變形量大、降溫快、軋后冷卻快等原因，其屈強(qiáng)比往往偏高，難以控制。

當(dāng)鋼的組織由兩種或兩種以上的相組成時(shí)，在發(fā)生塑性變形的過程中，強(qiáng)度較低的軟相首先發(fā)生屈服，強(qiáng)度較高的硬相則能在后續(xù)變形過程中提高抗拉強(qiáng)度，硬相強(qiáng)度提高或體積分?jǐn)?shù)增大對(duì)屈服強(qiáng)度的影響較小，但可顯著提高抗拉強(qiáng)度，故提高鋼中硬相的強(qiáng)度并降低軟相強(qiáng)度可有效降低屈強(qiáng)比。

本文研究了熱軋后的冷卻方式對(duì)高強(qiáng)度Q500qE橋梁鋼板屈強(qiáng)比的影響[7-8]，表明鋼板獲得貝氏體+少量鐵素體雙相組織、使硬相與軟相的比例合理，可在兼顧強(qiáng)度的同時(shí)降低鋼板的屈強(qiáng)比。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)用Q500qE橋梁鋼的化學(xué)成分如表1所示。首先采用Gleeble-3800熱模擬試驗(yàn)機(jī)模擬熱軋及軋后以不同速度冷卻的工藝，檢測鋼板以不同速度冷卻后的組織，確定以不同速度冷卻時(shí)的相變溫度。試樣以10 ℃/s加熱至1 200 ℃保溫5 min，然后以10 ℃/s的速度冷卻至980 ℃壓縮變形，變形量為40%；隨后以5 ℃/s的速度冷卻至850 ℃壓縮變形，變形量為40%；再分別以1、3、5、8、10、15、25和35 ℃/s的速率冷卻至室溫，如圖1所示。

表1 試驗(yàn)用Q500qE鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

圖1 Q500qE鋼板的熱軋及軋后以不同速度冷卻的熱模擬試驗(yàn)工藝

熱軋?jiān)囼?yàn)在配備5 000 mm軋機(jī)和MULPIC加速冷卻系統(tǒng)的工業(yè)生產(chǎn)線上進(jìn)行。粗軋始軋溫度為1 030 ℃，總壓下率為84%；精軋始軋溫度為840～860 ℃，終軋溫度為780～830 ℃，總壓下率為68%；成品鋼板厚度為16 mm。軋后鋼板以不同方式冷卻，如表2所示。

表2 鋼板熱軋后的冷卻方式

工藝1為常規(guī)連續(xù)冷卻，即終軋后立即進(jìn)入MULPIC冷卻系統(tǒng)連續(xù)冷卻，冷卻速率為8～15 ℃/s，終冷溫度分別為620(鋼板1-1)和500 ℃(鋼板1-2)，然后空冷。

工藝2為延遲冷卻，即鋼板終軋后等待一定時(shí)間再冷卻[9]，使鋼板形成一定量的先共析鐵素體，以降低屈強(qiáng)比[10]。鋼板2-1和2-2終軋后分別降溫至700和650 ℃，然后進(jìn)入MULPIC冷卻，冷卻速率控制在15～25 ℃/s，終冷溫度≤350 ℃，然后空冷。

工藝3為分段冷卻，即終軋后首先快速冷卻到某一溫度，避免晶粒長大，然后緩慢冷卻，以獲得部分鐵素體，最后再快速冷卻，使奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w，如圖2所示。鋼板3-1和3-2終軋后分別立即水冷至730和680 ℃，再以1～3 ℃/s的速率分別空冷至680和620 ℃，以得到一定量的鐵素體；隨后以15～25 ℃/s的速率水冷發(fā)生貝氏體相變，終冷溫度<350 ℃，然后空冷。

圖2 鋼板3-1、3-2的分段冷卻示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 CCT圖

圖3為測定的試驗(yàn)用Q500qE鋼的CCT圖。在試驗(yàn)的冷速范圍內(nèi)，鋼板相變開始溫度為700 ℃左右，相變結(jié)束溫度為500 ℃左右。隨著冷卻速度的提高，相變結(jié)束溫度降低至400 ℃左右。冷速為1 ℃/s時(shí)，相變開始溫度為751 ℃、結(jié)束溫度為511 ℃；冷速為15 ℃/s時(shí)，相變開始溫度為696 ℃、結(jié)束溫度為450 ℃；冷速為25 ℃/s時(shí)，相變開始溫度為677 ℃、結(jié)束溫度為401 ℃。隨著冷卻速度的提高，相變的開始和結(jié)束溫度均降低。當(dāng)冷速大于3 ℃/s時(shí)，相變組織主要為鐵素體(F)+貝氏體(B)，顯微硬度隨著冷卻速度的提高而逐漸升高。

圖3 試驗(yàn)用Q500qE鋼的CCT圖

圖4為壓縮變形后以不同速度冷卻的Q500qE鋼板的顯微組織，由鋼板硬度及顯微組織可知，Q500qE鋼板熱軋冷卻后為硬度較高的貝氏體組織。以1 ℃/s冷卻的鋼板的組織主要為鐵素體+少量珠光體，硬度最低(193 HV10)；以3～35 ℃/s冷卻的鋼板的組織雖均為鐵素體+貝氏體，但隨著冷速的增大鐵素體與貝氏體的比例發(fā)生明顯變化。以8 ℃/s冷卻的鋼板粒狀貝氏體明顯增多，鐵素體明顯減少，硬度明顯提高(222 HV10)；當(dāng)冷速提高到15 ℃/s時(shí)，鋼板幾乎完全為粒狀貝氏體；當(dāng)冷速增加到25 ℃/s時(shí)，如圖4(g)所示，顯微組織主要為粒狀貝氏體+板條貝氏體，硬度為236 HV10；當(dāng)冷速增加到35 ℃/s時(shí)，板條貝氏體進(jìn)一步增多，鋼板硬度最高(239 HV10)。

對(duì)于具有鐵素體+貝氏體雙相組織的橋梁鋼，鐵素體含量過多易造成產(chǎn)品強(qiáng)度過低；而貝氏體含量過多，雖然產(chǎn)品強(qiáng)度較高，但屈強(qiáng)比值易超標(biāo)，因此鐵素體與貝氏體的比例應(yīng)合理。由連續(xù)冷卻后鋼板的硬度和顯微組織可知，常規(guī)的連續(xù)冷卻冷速應(yīng)控制在8～15 ℃/s；延遲冷卻時(shí)，入水溫度宜控制在700 ℃左右，水冷速度宜大于15 ℃/s；分段冷卻時(shí)，第1次水冷終止溫度(即第2段開冷溫度)應(yīng)控制在(700±30)℃，第2階段的冷速應(yīng)控制在1～3 ℃/s，以獲得一定量的鐵素體軟相，第3階段冷速應(yīng)大于15 ℃/s并冷卻至350 ℃以下，使剩余奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w。

2.2 熱軋后冷卻方式對(duì)鋼板力學(xué)性能的影響

表3為Q500qE鋼板熱軋后以不同方式冷卻后的力學(xué)性能。鋼板1-1、1-2為連續(xù)冷卻，可見終冷溫度為620 ℃時(shí)，雖然鋼板的屈強(qiáng)比較低，但屈服強(qiáng)度也偏低(<500 MPa)，且沖擊韌性較差；當(dāng)終冷溫度降低到540 ℃時(shí)，沖擊韌性明顯提高，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均升高，但屈服強(qiáng)度提高幅度較大，屈強(qiáng)比由0.75提高到0.84，接近技術(shù)要求的上限值。

鋼板2-1、2-2為延遲冷卻，由表3可見，入水溫度為700 ℃時(shí)，鋼板強(qiáng)度和韌性均滿足要求，并且屈強(qiáng)比較低，性能良好；當(dāng)入水溫度降低至650 ℃時(shí)，屈服、抗拉強(qiáng)度均降低，并且屈服強(qiáng)度<500 MPa，不符合要求。

鋼板3-1、3-2為分段冷卻，第1階段分別水冷至730和680 ℃。由表3可見，第1段水冷至730 ℃的鋼板的屈強(qiáng)比為0.81～0.82，而水冷至680 ℃的鋼板的屈服強(qiáng)度降低，抗拉強(qiáng)度升高，屈強(qiáng)比降至0.72～0.74，性能優(yōu)異。

表3 Q500qE鋼板熱軋后以不同方式冷卻后的力學(xué)性能

2.3 熱軋后冷卻方式對(duì)鋼板顯微組織的影響

圖5為Q500qE鋼板熱軋后以不同方式冷卻后的顯微組織。圖5(a、b)為連續(xù)冷卻鋼板的顯微組織。連續(xù)冷卻至620 ℃空冷的鋼板組織較粗大，以鐵素體為主，貝氏體含量極少(圖5(a))，因此沖擊韌性和屈服強(qiáng)度偏低；連續(xù)冷卻至500 ℃空冷的鋼板(圖5(b))，沖擊韌性明顯提高，但其組織幾乎全部為貝氏體，鐵素體很少，因此屈強(qiáng)比偏高。

圖5 Q500qE鋼板熱軋后連續(xù)(a,b)、延遲(c,d)和分段(e,f)冷卻后的顯微組織

圖5(c、d)為延遲冷卻鋼板的顯微組織。入水溫度為700 ℃的鋼板(圖5(c))顯微組織為多邊形鐵素體+貝氏體，延遲冷卻過程中有部分奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體，剩余奧氏體隨后水冷時(shí)轉(zhuǎn)變?yōu)榱钬愂象w和板條貝氏體；入水溫度為650 ℃的鋼板(圖5(d))組織幾乎全部為鐵素體，貝氏體含量很少，因此鋼板強(qiáng)度較低。

圖5(e、f)為分段冷卻鋼板的顯微組織。第1階段冷卻至730 ℃的鋼板(圖5(e))在空冷至680 ℃的過程中形成的鐵素體較少，隨后水冷時(shí)剩余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w；第1階段水冷至680 ℃的鋼板(圖5(f))在空冷至620 ℃的過程中部分奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體，隨后水冷時(shí)剩余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w，顯微組織為準(zhǔn)多邊形鐵素體+貝氏體。

上述鋼板的力學(xué)性能和顯微組織表明，常規(guī)連續(xù)冷卻的冷速控制在8～15 ℃/s、冷卻至480～540 ℃較為適宜；延遲冷卻的入水溫度控制在(700±20)℃左右、入水后冷速大于15 ℃/s較為適宜；關(guān)于分段冷卻方式，第1次水冷終止溫度(即第2段開冷溫度)控制在670～740 ℃，第2階段冷速控制在1～3 ℃/s以獲得一定量的鐵素體，第3階段以大于15 ℃/s的速率冷卻至350 ℃以下較為適宜。

2.4 分析與討論

以上分析說明，Q500qE鋼板熱軋后連續(xù)冷卻易得到單一的貝氏體組織，屈服強(qiáng)度較高，屈強(qiáng)比較大；延遲冷卻和分段冷卻的鋼板均能獲得鐵素體+貝氏體雙相組織，在塑性變形過程中，強(qiáng)度較低的軟相鐵素體首先屈服，強(qiáng)度較高的硬相貝氏體在隨后的變形過程中可提高抗拉強(qiáng)度，軟相越多屈服強(qiáng)度越低，硬相強(qiáng)度越高或體積分?jǐn)?shù)增大，能顯著提高抗拉強(qiáng)度，但對(duì)屈服強(qiáng)度的影響較小，從而可有效降低屈強(qiáng)比。

圖6為Q500qE鋼板的掃描電鏡組織。圖6(a)為延遲冷卻鋼板的組織，為多邊形鐵素體+貝氏體，等軸鐵素體晶粒較粗大，強(qiáng)度較低；貝氏體較細(xì)小，為粒狀貝氏體和板條貝氏體，貝氏體中的M-A島組織能提高鋼板的抗拉強(qiáng)度。圖6(b)為分段冷卻鋼板的組織，為準(zhǔn)多邊形鐵素體+貝氏體，第一段水冷，奧氏體的過冷度較大，隨后空冷時(shí)部分奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樾螤畈灰?guī)則的鐵素體，分布較均勻，強(qiáng)度較低。隨后水冷時(shí)剩余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w，可提高鋼板的強(qiáng)度。均勻分布的鐵素體+貝氏體雙相組織可在保證強(qiáng)韌性的同時(shí)顯著降低鋼板的屈強(qiáng)比。

圖6 熱軋后延遲(a)和分段(b)冷卻的Q500qE鋼板2-1(a)和3-2(b)的顯微組織

雖然延遲和分段冷卻的鋼板均能獲得性能優(yōu)異的鐵素體+貝氏體雙相組織，但延遲冷卻時(shí)，鋼板在高溫區(qū)滯留的過程中晶粒易回復(fù)長大，且入水溫度需控制在(700±20)℃左右，生產(chǎn)中難以掌握。分段冷卻是在鋼板終軋后快速冷卻到相變溫度，避免晶?；貜?fù)長大，同時(shí)還可提高軋制效率，且易于控制。

上述研究結(jié)果表明，熱軋后分段冷卻的Q500qE鋼板具有雙相組織、性能優(yōu)異。分段冷卻的操作過程為：終軋后立即水冷至670～740 ℃，避免晶粒長大；隨后以1～3 ℃/s空冷至600～680 ℃，獲得部分鐵素體；再以大于15 ℃/s的速度水冷至350 ℃以下，使剩余奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w。

3 結(jié)論

(1)熱軋后連續(xù)冷卻的橋梁用Q500qE鋼板組織為單一的貝氏體，屈服強(qiáng)度較高，屈強(qiáng)比偏高。

(2)熱軋后延遲冷卻和分段冷卻均可使Q500qE鋼板獲得屈強(qiáng)比較低的鐵素體+貝氏體雙相組織。采用延遲冷卻方式時(shí)，鋼板的入水溫度應(yīng)控制在(700±20)℃左右，水冷速度宜大于15 ℃/s。采用分段冷卻方式時(shí)，應(yīng)終軋后先水冷至670～740 ℃，以避免晶粒長大，然后以1～3 ℃/s空冷至600～680 ℃，以獲得部分鐵素體；最后以大于15 ℃/s的速度水冷至350 ℃以下，使剩余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w。分段冷卻還可提高軋制效率，易于控制。