胡 帥，金自力，2，3，吳忠旺，2，李 濤，李 瑋，2，3，胡雨晴，2，3，白 金

(1. 內(nèi)蒙古科技大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2. 內(nèi)蒙古自治區(qū)新金屬材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，內(nèi)蒙古 包頭 014010；3. 白云鄂博共伴生礦資源高效綜合利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，內(nèi)蒙古 包頭 014010；4. 內(nèi)蒙古包鋼稀土鋼板材有限責(zé)任公司,內(nèi)蒙古 包頭 014010)

取向硅鋼是制造特高壓交/直流變壓器、高效節(jié)能配電變壓器、換流閥飽和電抗器等電力裝備的核心材料，其成分控制嚴(yán)格，工藝流程復(fù)雜，性能影響因素較多，可用于衡量一個(gè)國(guó)家鋼鐵行業(yè)的水平，被譽(yù)為鋼鐵行業(yè)“皇冠上的明珠”[1]。取向硅鋼要想獲得高磁感和低鐵損需具備鋒銳的高斯織構(gòu)和合適的晶粒尺寸。大量高斯織構(gòu)的獲得需要在熱軋、?；约巴嘶鸬冗^程中進(jìn)行精準(zhǔn)的控制，同時(shí)添加抑制劑來阻礙初次結(jié)晶的晶粒長(zhǎng)大以及促進(jìn)二次再結(jié)晶的發(fā)生。目前，大多研究集中在取向硅鋼?；c退火時(shí)抑制劑的析出變化[2-7]，但對(duì)熱軋過程中抑制劑析出的研究并沒有引起足夠的重視。汪勇[8]、嚴(yán)彬等[9]發(fā)現(xiàn)，含Nb取向硅鋼的熱軋板中抑制劑主要有MnS、以MnS為核心的復(fù)合析出相和單獨(dú)的Nb(C, N)，鈮含量0.050%的硅鋼熱軋板中，析出相的面積密度較大，平均晶粒尺寸較小。同時(shí)Fe-3%Si取向硅鋼中MnS粒子主要在位錯(cuò)線上析出，位錯(cuò)密度的增加對(duì)抑制劑析出的密度有很大影響[10]。本文在成分設(shè)計(jì)上充分考慮以白云鄂博礦為主冶煉生產(chǎn)的鋼材中殘留稀土的冶金特點(diǎn)，模擬殘留在白云鄂博礦中的稀土含量進(jìn)行試驗(yàn)，通過研究添加稀土的試驗(yàn)取向硅鋼，在高溫鐵素體區(qū)熱軋后保溫不同時(shí)間的組織變化，析出相類型、分布，以及析出相體積分?jǐn)?shù)，分析稀土對(duì)取向硅鋼在鐵素體區(qū)變形后抑制劑析出的影響。

圖1 不同道次間隔時(shí)間下試驗(yàn)鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Stress-strain curves of the tested steel under different pass intervals(a) 10 s; (b) 20 s; (c) 30 s

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)用取向硅鋼采用25 kg真空冶煉爐進(jìn)行冶煉，化學(xué)成分見表1，冶煉后鍛造成40 mm厚的鋼坯。利用淬火熱膨脹儀測(cè)定出試驗(yàn)鋼由兩相區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體區(qū)的溫度為1140.3 ℃，將試驗(yàn)鋼切割為φ8 mm×15 mm的試樣，利用Gleeble 1500D熱模擬機(jī)在1200 ℃進(jìn)行雙道次壓縮，壓下量為30%，應(yīng)變速率為0.1 s-1，兩道次間隔時(shí)間分別為10、20和30 s，繪制出應(yīng)力-應(yīng)變曲線。將試驗(yàn)鋼在1280 ℃保溫0.5 h，使其抑制劑固溶，空冷至1200 ℃后，采用型號(hào)φ300 mm×450 mm二輥可逆式軋機(jī)進(jìn)行一道次軋制，壓下量為30%，利用公式(1)[11]計(jì)算變形滲透：

(1)

式中：S為變形滲透值；R為軋輥半徑；H為試樣變形前厚度；h為試樣變形后厚度。

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

計(jì)算得到變形滲透值S為1.248，大于1，表明熱軋后試樣中心變形量略大于表面的變形量。軋制結(jié)束后試樣直接水冷以及在1200 ℃馬弗爐中保溫50、150及300 s后水冷。

將試樣沿厚度方向從中間切割開，觀察熱軋樣試從邊部到中心的宏觀組織，采用雙A電解液電解后使用掃描電鏡(SEM)觀察析出相的分布和尺寸，同時(shí)統(tǒng)計(jì)析出相的體積分?jǐn)?shù)。將試樣用砂紙磨至30 μm以下后進(jìn)行離子減薄，采用透射電鏡觀察第二相粒子的析出位置。通過電感耦合等離子體發(fā)射光譜儀(ICP-OES)測(cè)定取向硅鋼熱軋過程中抑制劑的析出量。首先將試驗(yàn)鋼切割成70 mm×25 mm×2.5 mm試樣，將表面磨至光滑，稱量。用絕緣膠帶將其四周包裹起來測(cè)量裸漏面積，計(jì)算電流，電解后計(jì)算質(zhì)量損失。將表面的析出相震蕩到酒精中，經(jīng)過抽濾后將收集到的析出相用王水(1/4 HNO3+3/4 HCl(體積比))溶解，在380 ℃電熱板上加熱2 h后用100 mL容量瓶定容，將溶液搖勻后測(cè)定析出相濃度，根據(jù)結(jié)果計(jì)算析出相元素占該元素總量的百分比[12]。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 保溫時(shí)間對(duì)再結(jié)晶的影響

通過熱模擬試驗(yàn)繪制出不同道次間隔時(shí)間下試驗(yàn)鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見圖1)，之后用2%補(bǔ)償法計(jì)算出軟化率(即靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生率)，2%補(bǔ)償法的計(jì)算公式為：

Xi=(σm-σ2)/(σm-σ1)

(2)

式中：Xi為軟化率；σm為第一道次卸載前的最大應(yīng)力；σ1為第一道次加載前的屈服應(yīng)力；σ2為第二道次加載前的屈服應(yīng)力。

圖2為取向硅鋼經(jīng)1200 ℃變形量30%的雙道次壓縮后，擬合出的0～300 s的軟化率曲線。保溫50 s時(shí)軟化率為41%，保溫150 s時(shí)軟化率達(dá)到58%?？梢?，隨著保溫時(shí)間的延長(zhǎng)，靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生率升高，升高速率逐漸降低，直至300 s后趨于平緩，達(dá)到64%左右。

圖2 試驗(yàn)鋼在1200 ℃變形30%時(shí)的軟化率擬合曲線Fig.2 Softening rate fitting curve of the tested steel deformed by 30% at 1200 ℃

圖3 試驗(yàn)鋼熱軋后在1200 ℃保溫不同時(shí)間水冷后的宏觀形貌Fig.3 Macro morphologies of the tested steel after hot rolling and holding at 1200 ℃ for different time then water cooling(a) 0 s; (b) 50 s; (c) 150 s; (d) 300 s

2.2 保溫時(shí)間對(duì)析出相的影響

圖3為試驗(yàn)鋼熱軋后在1200 ℃保溫不同時(shí)間試樣的縱截面組織。直接水冷時(shí)(見圖3(a))，試樣整體晶粒呈扁平狀，表層和過渡層平均晶粒尺寸在1.0 mm左右，靠近中心時(shí)，晶粒較小，平均尺寸為265 μm。圖3(b～d)分別為保溫50、150以及300 s的縱截面組織。保溫50 s時(shí)，表層晶粒尺寸明顯變大，平均晶粒尺寸為1.4 mm，中心層晶粒無明顯變化。隨著保溫時(shí)間的增加，表層晶粒與過渡層及中心層晶粒具有較大差異，表層晶粒由原本的扁平狀晶粒變化為尺寸更大，形狀不規(guī)則的晶粒，保溫300 s時(shí)平均晶粒尺寸達(dá)到5 mm，同時(shí)過渡層與中心層的晶粒愈加均勻，平均尺寸增長(zhǎng)為357.56 μm。

圖4為試驗(yàn)鋼熱軋后在1200 ℃保溫不同時(shí)間后析出相粒子分布。圖4(a)為直接水冷試樣的析出相粒子分布，析出相數(shù)量極少，平均尺寸為37 nm，基本分布于晶粒內(nèi)部。隨保溫時(shí)間延長(zhǎng)，靜態(tài)再結(jié)晶率升高，晶內(nèi)抑制劑繼續(xù)析出，且析出粒子尺寸增大、分布均勻，大多數(shù)已經(jīng)長(zhǎng)大成尺寸40 nm以上的第二相粒子。當(dāng)保溫時(shí)間延長(zhǎng)至300 s時(shí)，晶內(nèi)析出相粒子數(shù)量明顯增多且分布更為均勻，同時(shí)亞結(jié)構(gòu)以及位錯(cuò)線上也逐漸有析出相抑制劑粒子析出。

利用掃描電鏡觀察放大10 000倍下的微觀照片，隨機(jī)選取15個(gè)以上的視場(chǎng)，觀察析出相的分布，統(tǒng)計(jì)析出相的平均尺寸，計(jì)算析出相的體積分?jǐn)?shù)，體積分?jǐn)?shù)的測(cè)定公式[13]為：

(3)

式中：Vf為體積分?jǐn)?shù)；N為析出相的數(shù)目；Dmean為析出相粒子尺寸；A為被測(cè)照片面積。

圖5為軋制后保溫300 s的試樣中析出相種類。圖5(a)為透射電鏡下利用STEM模式觀察到的析出相，可見析出相粒子在位錯(cuò)線附近析出，能譜分析為MnS。圖5(b)為掃描電鏡下觀察到的抑制劑析出相，該析出相在晶內(nèi)析出，能譜顯示為MnS與Cu2S的混合析出相。

圖6為試驗(yàn)鋼中析出相體積分?jǐn)?shù)變化曲線，熱軋后直接水冷試樣中析出相粒子占2.42%，保溫50 s后略微下降至1.98%，隨著保溫時(shí)間繼續(xù)延長(zhǎng)，靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生率逐漸增大時(shí)，析出相所占體積分?jǐn)?shù)開始大幅度增長(zhǎng)，保溫時(shí)間為300 s時(shí)，析出相體積分?jǐn)?shù)增加到9.71%。

圖4 試驗(yàn)鋼熱軋后在1200 ℃保溫不同時(shí)間后析出相的形貌Fig.4 Morphologies of precipitated phase in the tested steel after hot rolling and holding at 1200 ℃ for different time(a) 0 s; (b) 50 s; (c) 150 s; (d) 300 s

圖5 試驗(yàn)鋼熱軋后在1200 ℃保溫300 s析出相能譜分析Fig.5 Energy spectrum analysis of precipitated phases in the tested steel after hot rolling and holding at 1200 ℃ for 300 s(a) MnS; (b) MnS+Cu2S

圖6 試驗(yàn)鋼靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生率對(duì)析出相體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.6 Influence of static recrystallization fraction on volume fraction of precipitated phase in the tested steel

圖7 試驗(yàn)鋼中靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生率對(duì)析出相元素含量的影響Fig.7 Effect of static recrystallization fraction on element content of precipitates in the tested steel

圖7為ICP測(cè)試經(jīng)電解后析出抑制劑中Cu、Mn元素的濃度，計(jì)算析出相中元素含量占試驗(yàn)鋼中元素含量的百分比?？梢?，試驗(yàn)鋼中Cu的含量從直接水冷時(shí)12.15%增長(zhǎng)到保溫300 s時(shí)的31.49%，而Mn的含量沒有Cu的變化明顯，增幅只有7.4%，再結(jié)晶發(fā)生率的提高對(duì)Mn的析出量影響不大。

3 分析與討論

含稀土取向硅鋼在1200 ℃變形時(shí)組織全部為鐵素體，由于其較高的層錯(cuò)能，動(dòng)態(tài)回復(fù)強(qiáng)烈，消耗了大量的儲(chǔ)存能，嚴(yán)重阻礙了含銅取向硅鋼動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生[14]。試驗(yàn)鋼在1200 ℃變形30%軋制過程中，只發(fā)生了動(dòng)態(tài)回復(fù)，析出相開始形核，抑制劑析出并不多，析出相中Cu2S和MnS數(shù)量也相差不多。在軋制后保溫過程中發(fā)生了靜態(tài)再結(jié)晶，通過變形滲透計(jì)算結(jié)果與組織觀察表明，試樣中心晶粒尺寸細(xì)小，再結(jié)晶形核率大，變形過程中形成的亞結(jié)構(gòu)合并，在晶界以及位錯(cuò)線上給抑制劑提供了需要的析出通道，使MnS、Cu2S以細(xì)小彌散析出，尺寸逐漸均勻，分布更加彌散，再結(jié)晶發(fā)生率越高，析出相抑制劑體積分?jǐn)?shù)增長(zhǎng)的越快，其中Cu和Mn析出量整體上都隨再結(jié)晶發(fā)生程度的升高而增多。文獻(xiàn)[15]計(jì)算結(jié)果表明，含銅取向硅鋼在相同平衡固溶度積下，Cu2S會(huì)優(yōu)先于MnS析出，圖5試驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)[15]結(jié)果一致，即再結(jié)晶程度對(duì)Cu析出的影響較大，Mn影響較小。同時(shí)S與Cu若全部結(jié)合會(huì)有30%左右的Cu形成的Cu2S，所以，超過30%的Cu析出時(shí)，其余Cu可能會(huì)是單純的含Cu析出相或者是形成復(fù)合析出相。稀土的加入提高了雙道次壓縮的軟化率[16]，促進(jìn)了取向硅鋼靜態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生，由于稀土比較活潑，容易與S形成夾雜物，減少了抑制劑析出所需要的S，所以會(huì)減少抑制劑的析出量。綜合試驗(yàn)分析，取向硅鋼在實(shí)際生產(chǎn)過程中，在熱軋階段要快軋，否則晶粒會(huì)嚴(yán)重粗化，析出相增加，對(duì)后續(xù)生產(chǎn)工序中抑制劑及組織的控制不利。

4 結(jié)論

1) 試驗(yàn)含稀土取向硅鋼在高溫鐵素體區(qū)熱軋后發(fā)生了動(dòng)態(tài)回復(fù)，并未發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，在1200 ℃變形30%后保溫20 s左右開始發(fā)生靜態(tài)再結(jié)晶，隨著保溫時(shí)間的延長(zhǎng)，靜態(tài)再結(jié)晶更加充分。

2) 試驗(yàn)含稀土取向硅鋼在高溫鐵素體區(qū)熱變形后未發(fā)生靜態(tài)再結(jié)晶時(shí)，析出相的數(shù)量并沒有出現(xiàn)明顯的增加；發(fā)生靜態(tài)再結(jié)晶時(shí)，促使抑制劑開始析出并且長(zhǎng)大，再結(jié)晶發(fā)生率越高，析出相體積分?jǐn)?shù)增長(zhǎng)越快。

3) 試驗(yàn)含稀土取向硅鋼變形結(jié)束后析出相中Cu2S和MnS數(shù)量相差不多，再結(jié)晶發(fā)生率為64%時(shí)，MnS增長(zhǎng)約7.4%，Cu2S增長(zhǎng)約19.34%。析出相大多于晶內(nèi)析出，隨保溫時(shí)間延長(zhǎng)，部分抑制劑逐漸在晶界處開始形核并長(zhǎng)大。