微碳钢的热变形方程及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机研究了微碳钢在700～1100℃、0.01～10 s-1条件下的热变形行为。确定了其在铁素体区和奥氏体区的热变形方程。建立了微碳钢在不同应变量下的热加工图(Processing Map)。结果表明,在铁素体区和奥氏体区,试验钢的峰值应力大小基本相当;试验钢在铁素体区和奥氏体区的热变形激活能分别为302 kJ/mol和353 kJ/mol;不同真应变下的热加工图相似,当变形温度为875℃,应变速率为0.01 s-1时,能量消耗效率达到最大值为0.5。

微碳钢热轧温度参数的实验室研究

针对微碳钢的特点 ,在实验室进行了模拟试验 ,在“三高一低”的原则下 ,研究了微碳钢加热温度对AlN溶解的影响 ,终轧温度及冷却速度对热轧晶粒度的影响 ,卷取温度对AlN和渗碳体析出的影响。提出了生产微碳钢的热轧温度参数 。

微碳钢铁素体区热轧试验研究

在连铸连轧生产线采用铁素体轧制技术制备微碳钢热轧薄板,并对所制备薄板的组织、性能及织构进行分析。结果表明:铁素体轧制微碳钢热轧薄板的组织为完全再结晶铁素体,平均晶粒尺寸50 m左右。相对于常规奥氏体轧制,铁素体轧制薄板的屈服强度和抗拉强度分别下降了21%和6%,延伸率略有下降。热轧薄板的塑性应变比值为0.4,明显低于常规奥氏体轧制。薄板中存在较强的{001}织构是导致值较低的主要原因。

低屈服强度微碳钢生产实践

摘要介绍了低屈服强度微碳钢的技术要求、成分设计、工艺设定分析及生产情况。结果表明，微碳钢通过降低钢中碳含量，添加0．0015％～0．0025％的硼，同时采取u形卷取工艺以及高温卷取和退火方案，可明显降低微碳钢的屈服强度，提高其长度方向力学性能的均匀性。

微碳钢铁素体区轧制的变形抗力模型

利用Gleeble热模拟试验机对微碳钢铁素体区轧制的变形抗力进行了试验研究。通过实测微碳钢铁素体区不同变形温度、应变速率、变形程度和变形抗力的关系,建立了变形抗力的数学模型。通过对模型进行回归分析,证明该模型具有良好的曲线拟合特性,为微碳钢铁素体区轧制力能参数计算提供准确的数学模型。

冷轧微碳钢工艺参数对深冲性能的影响

通过轧制试验和性能检测,得到了冷轧微碳钢轧制工艺参数和退火温度对深冲性能的影响关系。通过X射线衍射仪测定了轧制织构,并且进行了ODF定量分析,使检测的塑性应变比■值与织构分析一致,为制定冷轧微碳钢的轧制和退火工艺参数提供了依据。

低合金微碳钢的热变形行为及本构方程

在Gleeble-3800热模拟试验机上以微碳钢为研究对象,研究了在350℃、400℃、450℃、500℃、550℃、600℃、650℃、700℃、750℃和0.01 s^(-1)、0.1 s^(-1)、1 s^(-1)条件下的热变形行为,并分析变形后的组织特征,构建温变形本构方程.结果表明,微碳钢的流变应力在变形初期随着应变的增大而增加,而在出现峰值后逐渐趋于平稳,当温度高于750℃时会出现明显的加工软化;运用SellarsTegart方程,通过拟合模型中各参数,获得微碳钢的热变形激活能Q为364.894 kJ/mol,并建立了流变应力模型.

微碳钢冷轧板暗斑缺陷的产生原因及预防措施

某钢厂生产的微碳冷轧钢板出现雨点状暗斑缺陷。为揭示产生这种暗斑的原因,采用维氏硬度计、纳米压痕仪及金相显微镜对有缺陷的冷轧板进行了硬度测定、表面形貌和显微组织分析。结果表明,暗斑部位的硬度比正常部位低3~8 HV5;正常部位的显微组织为细小均匀的铁素体晶粒,尺寸10~20μm,而缺陷部位的组织为粗大的铁素体晶粒,尺寸80~300μm,且向下凹陷。分析认为,冷轧板的暗斑实质上是一种凹陷,是在冷轧过程中,由于作为热轧原料的带钢表面存在粗大晶粒且硬度较低而产生的。在保证冷轧板屈服强度、抗拉强度、断后伸长率及应变硬化指数n和塑性应变比r值基本不变的条件下,采取提高钢带的热轧终轧温度、降低卷取温度的工艺措施,使发生雨点状暗班缺陷的冷轧钢板的比例从14. 98%降低到了0. 42%。

CSP工艺冷轧微碳钢组织演变研究

采用CSP热轧板为原料,设计了两个成分的微碳钢,对其生产加工过程中的热轧样、冷硬样、退火样及平整后的样板进行了金相显微镜和扫描电镜观察,研究了各个加工过程中金相组织变化、晶粒度变化及Fe3C的析出演变规律。结果表明:CSP热轧板组织均由铁素体和不连续链状碳化物组成,冷轧退火后链状碳化物逐渐均匀,并成连续链状分布在晶界上;碳含量对组织晶粒度有一定影响。

临界区淬火工艺对Cr-Ti-B系微碳钢组织及织构的影响

采用10℃/s和100℃/s两种加热速率对Cr-Ti-B系微碳钢进行不同温度的临界区淬火处理,到温后保温90 s,分析了加热速率和淬火温度对微碳钢组织的影响规律,并探讨了相变对基体织构的影响机制。结果表明,经10℃/s加热,在低临界区淬火温度(780℃)时,马氏体呈岛状分布,随淬火温度升高,出现马氏体和贝氏体的复合组织。经100℃/s加热,在低临界区淬火温度(780℃)时,马氏体呈链状分布,随淬火温度升高,出现呈网状分布的马氏体。加热速率会明显影响加热过程中的奥氏体形核,慢速加热时主要在铁素体晶界处形核,而快速加热时在珠光体内部形核。10℃/s加热下的试样在830℃具有较强的γ织构和较弱的Goss织构,而100℃/s加热下的试样在830℃具有较强的Goss织构和较弱的γ织构。淬火过程中{110}取向晶粒发生选择性相变有助于削弱Goss织构。

低屈服强度微碳钢冷轧带钢的生产实践

针对汽车冲压零部件对冷轧带钢提出的低屈服强度、高伸长率、低成本的要求,采用降低钢中碳质量分数至0.010%~0.030%、适当添加B元素(质量分数0.001 5%~0.002 5%)的微碳钢,并采取U形卷取温度控制、高温卷取和连续退火等措施,微碳钢成品钢卷屈服强度下降到180 MPa以下的占比达95%以上,产品性能满足汽车零部件冲压要求。

含铌微合金低碳钢的连续冷却过程的相变

用Gleeble-1500热力模拟实验机研究了含铌微合金低碳钢在不同变形条件下连续冷却过程的相变规律,利用热膨胀法结合金相法建立了静态和动态的连续冷却转变曲线,分析了变形参数对组织的影响规律.研究表明,高温变形促进了珠光体相变,在950℃以上,变形温度的升高导致铁素体转变区减少;从贝氏体转变开始温度看,950℃变形促进了贝氏体相变;在相同变形温度下,随着变形量的增加,先共析铁素体的量增多,贝氏体量减少;在900℃以下变形促进了高温等轴铁素体的形成,抑制了贝氏体的相变.

Nb微合金低碳钢表层超细晶中厚板的研制

应用中间坯加速冷却―轧制―轧后加速冷却工艺轧制的10 mm表层超细晶(1～5μm)Nb微合金高强度钢板,超细晶层厚度为0.5～2.0 mm,其屈服强度达到640 MPa,抗拉强度740 MPa,伸长率达到27%,–40℃冲击吸收功大于130 J。利用光学电镜、扫描电镜和透射电镜观察分析组织,得到如下结论:铁素体晶粒超细化的机制是过冷奥氏体应变诱导铁素体相变,先共析和应变诱导的铁素体动态再结晶;强化机制为细晶强化,Nb析出物的弥散析出强化,位错及亚结构强化;在实施中间坯加速冷却前通过再结晶区轧制得到细化的奥氏体晶粒,或未再结晶区轧制获得形变奥氏体晶粒,或在中间坯加速冷却后增大轧制压缩比,和降低轧后加速冷却的终冷温度均有利于获得表层超细晶粒,同时增大整个厚向超细晶粒比例。

含Nb微合金低碳钢奥氏体连续冷却转变行为

用MMS-300型热力模拟试验机研究了含铌微合金低碳钢奥氏体连续冷却过程的相变规律,用热膨胀法结合金相法建立了实验钢变形和未变形奥氏体的连续冷却转变曲线(CCT),研究了加速冷却和热变形对组织转变的影响。结果表明:同静态CCT曲线相比,实验钢的动态CCT曲线整体向左上方移动,随冷却速度的增大,γ→α相变开始温度逐渐降低;高温变形促进铁素体和珠光体相变,同时抑制了贝氏体相变,扩大了铁素体转变区;奥氏体变形对贝氏体转变有双重作用:当冷速较低时,变形抑制贝氏体相变;冷速较高时变形促进贝氏体相变。

微合金中碳钢的热压缩变形流变行为研究

为了对冷镦钢的生产过程进行数值模拟分析,优化其生产工艺,在MMT-200热模拟机上进行热压缩变形实验,研究了微合金中碳钢热变形流变应力行为,试验温度为800～950℃,应变速率为0.01～20 s-1.结果表明:真应力随变形温度的升高而减小,随应变速率的增大而增大,表现出正的应变速率敏感性;材料热变形过程中伴随着铁素体动态再结晶并超量析出.获得了采用Zener-Hollomon参数来描述的微合金中碳钢的本构方程,其变形激活能为306.79 kJ/mol.

含Ti微合金低碳钢连续冷却过程中组织演变行为

通过热膨胀法及金相分析法,研究Ti含量为0.015%~0.10%的低碳钢连续冷却条件下组织演变行为,探讨了Ti含量及冷却速率对低碳钢相变行为的影响规律。结果表明,Ti微合金元素具有细化铁素体晶粒尺寸,抑制铁素体相变,促进贝氏体和马氏体相变的作用。当Ti含量由0.015%增加至0.10%时,0.5℃/s下获得的铁素体平均晶粒尺寸可由24.5μm细化至13μm,铁素体相变的冷却速率范围由≤5℃/s缩小至〈1℃/s,马氏体临界冷却速率由40℃/s降低至20℃/s。冷却速率及Ti含量共同决定Ti微合金低碳钢的组织演变行为,特别是对扩散型的相变开始温度具有显著的影响。

Nb-V-Ti微合金低碳钢Q550D 250 mm×1820mm连铸板坯角部横裂纹的控制工艺

分析了Q550D钢(/%:0.15C,0.25Si,1.40Mn,≤0.010P,≤0.002S,0.03Nb,0.06V,0.015Ti,0.020Alt)连铸板坯角部横裂纹,得出角部横裂纹产生于结晶器内,并进一步扩展于二冷区,另外,在弯曲段(Ⅲ脆性区)外弧铸坯受拉应力,也是造成外弧角部横裂纹产生的重要原因。通过降低结晶器宽面水流量200 L/min,窄面20 L/min,对弧精度从±0.5 mm提高至±0.3 mm,振幅和振频分别从4~5 mm和130~136 opm改进至3.6~4.5mm和140~146 opm,结晶器锥度从0.9%~1.0%增至1.0%~1.1%,二冷工艺由边部自然冷却改进为喷嘴冷却,钢中氮含量由≤60×10^(-6)降至≤40×10^(-6)等工艺措施,角部裂纹发生率大幅度降低。

铸态凝固速度对Si-Ca脱氧微Ti低碳钢Ti分布的影响

Si-Ca脱氧微Ti钢以不同冷却速度获得的铸态组织中,存在着许多含Ti氧化物的球形复合夹杂,粗大的TiN夹杂可以以它们为核心而产生,也可以独立存在,部分与硫化物形成复合夹杂。硫化物的组分是多种形式的,有MnS,(Mn,Fe)S及FeS。部分硫化物固溶了少量的Ti,极其细小(大约5nm)弥散析出的TiN的数量及大小受冷却速度的影响很大。总的趋势是:铸态凝固冷却速度对控制Ti的氧化,TiN及其复合夹杂的形成以及含Ti固溶体过饱和度均有较大影响。 文中首先报道了应用AA法获得大夹杂及细小质点完整性的试验结果,并重点介绍铸态凝固冷却速度增加对防止Ti的氧化,减少粗大夹杂及控制细小TiN的析出的结果。

钒微合金化低碳钢高温变形动态再结晶

利用热模拟压缩试验测定了不同钒含量的钒微合金化低碳钢在 900~1 000℃温度区间和0 1~1s-1变形速率范围内的真应力-真应变曲线。对曲线的分析表明: 随钢中钒含量的增加, 低碳钢的动态再结晶开始时间延长, 变形奥氏体的动态再结晶名义激活能提高. 实验钢薄膜试样的TEM观察表明, 钢中的微量钒以固溶态存在于奥氏体中, 微量的固溶钒对奥氏体动态再结晶起到抑制作用.

控轧控冷工艺参数对B微合金化中碳钢组织的影响

通过Gleeble-1500热模拟机的热压缩实验,研究了在760～820℃变形、750～840℃初始冷却并控轧控冷的微合金中碳钢(%:0.32～0.38C、0.001～0.010B、≤0.05Als)组织演变。结果表明,铁素体平均晶粒度随变形温度的降低而减小,随初始冷却温度的升高而增大;随着变形温度的降低,铁素体百分含量增加,珠光体球化趋势更明显;790℃变形时,初始冷却温度840℃为最佳工艺条件,此时能获得最大铁素体含量64.5%,远高于同类型普通中碳钢的54%;在晶界处存在一定数量的BN颗粒,有利于改善B钢塑性变形性能。