周建川，李紅俊，李 靜，張繼永

(河鋼集團邯鋼公司技術中心，河北 邯鄲 056015)

隨著汽車輕量化的發(fā)展，汽車行業(yè)對具有強度高、輕量化和良好成型性能的高強鋼需求日益增加[1-3]，為保證高強鋼滿足汽車載重以及長時間安全工作，對其沖擊性能有著極高的要求[4]。但鋼中夾雜物對其沖擊性能有較大的影響，為此相關的學者也進行了諸多研究。其中，吳俊平等認為含鈦合金鋼板低溫沖擊功波動大主要與鋼板有害元素含量、夾雜物尺寸大小和分布有關，尤其是大型復合夾雜是造成沖擊不合的重要原因[5]。師可新等通過對大梁鋼的合金成分和軋制工藝優(yōu)化，減少大尺寸TiN的析出，極大的提高了大梁鋼沖擊性能穩(wěn)定性[6]。楊志榮等認為Ti含量≥0.06%時，鋼材內會形成大量尺寸較大的TiN夾雜，導致15MnB鋼沖擊性能大幅度降低，S含量≤0.029%時，形成的MnS夾雜尺寸小、數(shù)量少，沖擊性能穩(wěn)定[7]。趙培林等認為冶煉過程中形成一定數(shù)量聚集分布的夾雜物是鋼低溫沖擊韌性偏低的重要影響因素，且與夾雜物的形狀和數(shù)量多少存在較大關系[8]。高義民等發(fā)現(xiàn)當鋼中的硫化物夾雜以球形或多角形為主時，對鋼沖擊性能影響較??；當夾雜以長鏈形或網(wǎng)狀型為主時，對鋼沖擊性能產(chǎn)生不利影響[9]。上述研究均表明鋼中夾雜物的形態(tài)、尺寸以及分布等對材料沖擊性能有較大影響，而鋼中夾雜物的種類和尺寸大小對性能的影響程度也有所不同，為此本文針對高強鋼中常見夾雜物對其沖擊性能影響進行分析。

1 鋼中夾雜物的統(tǒng)計

某廠高強鋼生產(chǎn)流程主要分為以下幾個環(huán)節(jié)：鐵水預處理→轉爐冶煉(250 t)→LF精煉→RH精煉→連鑄→板坯軋制。對前期生產(chǎn)的厚規(guī)格高強鋼非金屬夾雜物評級按照GB/T 10561-2005 《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》進行金相檢驗統(tǒng)計。結果如表1所示，其中D類夾雜占比最高，且以D細0.5級為主，分布較為均勻，其次分別為B類和DS類夾雜。另外，在試樣中還發(fā)現(xiàn)了數(shù)量較多、聚集較為明顯的TiN夾雜，尺寸大小在6～20 μm之間。

表1 高強鋼中非金屬夾雜物類型占比統(tǒng)計 單位：%

2 不同類型夾雜對鋼沖擊性能影響

為分析各種類型夾雜對沖擊性能的影響，通過掃描電鏡對沖擊性能較低的試樣斷口進行觀察，發(fā)現(xiàn)斷口僅在開始斷裂時呈韌性斷裂，之后隨著韌窩尺寸及形狀的變化，斷口由韌性斷裂向脆性斷裂轉變，最終呈典型的脆性斷裂，且脆性斷裂所占比例較大，達到80%以上。重點對斷口處韌性斷裂向脆性斷裂區(qū)域進行觀察，在此區(qū)域韌窩處未發(fā)現(xiàn)大量D類夾雜，這是由于其尺寸較小且分布均勻，因而認為D類夾雜對沖擊性能影響較小，但在此區(qū)域內發(fā)現(xiàn)了B類、DS以及大尺寸TiN夾雜物，重點分析以上三類夾雜物對沖擊性的能影響。

2.1 B類夾雜

如圖2所示為沖擊斷口處的一條呈不規(guī)則帶狀分布的夾雜物，其寬度為5～15 μm，沿斷裂方向長度約100 μm。通過掃描電鏡對夾雜物進行能譜分析，主要成分為Al、Ca、O、S和Mg等元素形成的鈣鋁酸鹽復合夾雜物，按其形貌及尺寸進行評級，為B粗1.5級。從夾雜物附近斷口形貌可以看出，在夾雜物右側存在韌窩，而在夾雜物周圍，出現(xiàn)了撕裂棱，這是由于材料在受力斷裂過程中夾雜物的存在破壞了基體組織的連續(xù)性，阻止材料斷裂所需的能量迅速減小，試樣的斷裂形式由韌性斷裂轉變?yōu)榇嘈詳嗔?，致使材料的沖擊性能急劇惡化。因此當鋼中存在較大B類夾雜，材料受到?jīng)_擊時，就容易發(fā)生脆性斷裂。

圖1 沖擊斷口形貌

圖2 斷口處B類夾雜

2.2 DS類夾雜

如圖3所示夾雜物呈圓球狀，通過掃描電鏡對夾雜物金相能譜分析，發(fā)現(xiàn)夾雜以氧化物為核心，外圍為CaS包裹所形成的復合球狀夾雜顆粒，其直徑約為15 μm，按夾雜物的形貌和尺寸評級為DS1級。由于DS類夾雜塑性很差，在經(jīng)過軋制后仍呈球狀，并且在周圍形成了空洞，極大地降低了夾雜物與基體之間的結合力。觀察圖3發(fā)現(xiàn)在夾雜物左側的韌窩已經(jīng)開始變淺、變大，韌窩邊緣由弧線形向直線形轉變，逐漸形成撕裂棱，這表明斷口正在由韌性斷裂向脆性斷裂轉變。另外，當材料受到集中應力時，DS夾雜作為硬相不能和基體同步變形，也可能被應力擠壓破碎產(chǎn)生空隙，使得界面受力遠大于界面的承受能力，因此在夾雜物周圍會促進裂紋萌生，隨著應力的增大，裂紋也隨之擴展，最終形成脆性斷裂，導致材料沖擊性能較低。

圖3 斷口處DS類夾雜

2.3 TiN夾雜

如圖4所示，在斷口區(qū)域的韌窩底部發(fā)現(xiàn)了大尺寸TiN夾雜，長度為10 μm左右，形態(tài)呈部分破碎狀，韌窩左側邊緣呈弧線形，右側邊緣呈棱形，并且由于TiN夾雜的存在，導致韌窩面積較大。夾雜物呈破碎狀是由于大尺寸TiN夾雜破壞了基體組織的連續(xù)性，造成應力集中，受到集中應力時，因TiN具有硬度大、塑性差特性，因而易在夾雜內部萌生裂紋并長大，最終導致了夾雜破碎。其次，夾雜與基體的界面結合力較弱，夾雜物破碎后會在夾雜物與基體之間形成微裂紋，而后聚合、長大，并沿著多個方向擴散而導致材料斷裂。此時斷口由韌性斷裂向脆性斷裂轉變，因而TiN夾雜在材料受力過程中起著裂紋形成并加速斷裂的作用，其數(shù)量越多，尺寸越大，裂紋萌生的幾率就越高，材料的沖擊性能也就越低。

圖4 斷口處TiN夾雜

3 沖擊性能優(yōu)化措施及效果

3.1 B類和DS夾雜優(yōu)化

上述B類和DS類夾雜物均包含鈣鋁酸鹽以及Mg、S等形成的復合夾雜物，其中Al2O3主要來源于鋼水的脫氧產(chǎn)物， Ca處理后與之反應形成鈣鋁酸鹽及其復合夾雜物，通過吹氬靜置使夾雜上浮去除。而鋼中的夾雜物推測為精煉過程中Ca處理后靜吹時間不足，夾雜物未能充分上浮，或澆鑄的過程中液面波動較大出現(xiàn)卷渣現(xiàn)象，從而導致鑄坯內含有較大尺寸夾雜物，塑性好的夾雜在軋制過程中沿著軋制方向拉長形成B類夾雜，而塑性較差的夾雜則形成DS類。為減少鋼中B類夾雜的產(chǎn)生，精煉結束后進行氬氣軟吹處理，且保證軟吹時間在8 min以上，靜置時間在15 min以上，減少鋼液中大尺寸夾雜物的存在；連鑄過程中保持恒定拉速，塞棒氬氣控制在8～12 L/min，液面波動控制在±5 mm以內，減少卷渣的可能性。

3.2 TiN夾雜優(yōu)化

毛新平對Ti微合金鋼的強化機理進行研究，認為當Ti含量≤0.045%時，以細晶強化為主，隨著Ti含量升高強度提高較小；當Ti含量在0.045%～0.095%時，主要為析出強化，隨著Ti含量的增加強度顯著提升；當Ti含量超過0.095%后，強度無明顯變化[10]。另外，鋼中TiN夾雜尺寸和數(shù)量受鋼中元素Ti、N含量影響較大，若N含量一定，當Ti含量較低時，減少鋼液中Ti元素集中分布的可能性，從而與N元素結合生成TiN夾雜的尺寸較小且分布較為彌散，對材料性能影響較小；當Ti含量較高時，增加了Ti、N集中結合的可能性，因此會生產(chǎn)尺寸較大且集中分布的TiN夾雜，從而對材料的性能產(chǎn)生較大影響。所以當Ti含量過高時，不僅不會提高鋼的強度，反而會導致大尺寸TiN夾雜的產(chǎn)生，惡化沖擊性能，因而適當降低Ti含量，同時為了保證鋼材強度，提高Mn的含量，其余元素含量不做調整。優(yōu)化后成分如表2所示。

表2 優(yōu)化前后成分對比 單位：%

3.3 優(yōu)化后效果

通過以上工藝及成分優(yōu)化后，對金相觀察結果如圖5所示，未發(fā)現(xiàn)B類、DS類夾雜，主要為D類和一些小尺寸TiN夾雜，且呈彌散分布，夾雜物評級為D細1級，對材料性能影響較小，優(yōu)化后大尺寸夾雜物明顯減少。

圖5 優(yōu)化后的金相

通過對工藝優(yōu)化前后材料沖擊功進行對比，結果如圖6所示，沖擊力平均值由優(yōu)化前的103.4 J升至122.1 J，提高18.7 J，材料沖擊性能得到明顯提升，沖擊功最小值由15.3 J提高到49.8 J，波動范圍由15～241 J變?yōu)?0～251 J，標準差由優(yōu)化前的58.5降至41.2，沖擊性能穩(wěn)定性得到顯著改善。

圖6 優(yōu)化前后沖擊性能對比

4 結論

(1)對含鈦高強鋼夾雜統(tǒng)計顯示，鋼中主要夾雜類型為D類、B類、DS以及大尺寸TiN夾雜。

(2)鋼中的B類、DS類和大尺寸TiN夾雜物，會破壞基體組織的連續(xù)性，并且夾雜物與基體之間結合力較弱，易萌生微裂紋，使得材料在斷裂過程中從韌性斷裂轉變?yōu)榇嘈詳嗔?，惡化材料的沖擊性能。

(3)通過精煉、連鑄工藝優(yōu)化，鋼中B類和DS類夾雜明顯減少；通過對成分優(yōu)化，降低Ti含量，同時提高Mn含量，使得大尺寸TiN夾雜顯著減少。優(yōu)化后材料沖擊性能及穩(wěn)定性得到顯著改善。