白云峰，孫明君，楊成，張磊，薛軍，李松柏

（1. 海洋裝備用金屬材料及其應(yīng)用國家重點實驗室，遼寧 鞍山 114009；2. 鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；3. 鞍鋼股份有限公司產(chǎn)品制造部，遼寧 鞍山 114021；4. 鞍鋼礦業(yè)公司大孤山鐵礦，遼寧 鞍山 114046）

近年來，隨著高端裝備制造商設(shè)計精度和技術(shù)水平的提高，對30CrMnSiA 鋼板的訂貨指標(biāo)要求也隨之升高，要求帶狀組織≤2.0 的同時，還需保證布氏硬度≤229。鞍鋼在生產(chǎn)30CrMnSiA 鋼板時，最常見的缺陷為帶狀組織超標(biāo)，帶狀組織不但會加劇鋼材的各向異性，還會使鋼材的沖擊韌性、塑性[1]、可切削性變差，增加氫致開裂的傾向，嚴(yán)重影響零件各向性能均勻[2]。為降低帶狀組織，軋制和熱處理方面多采用提高軋制溫度和軋后冷卻速度、軋材正火等方式處理，但會導(dǎo)致硬度過高而無法交貨。 為了解決上述問題，本文從降低鋼板的帶狀等級入手，從其形成機(jī)理上對珠光體條帶數(shù)目、貫穿程度和連續(xù)性進(jìn)行控制，調(diào)整生產(chǎn)工藝，從而減輕帶狀組織。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

用于試驗的30CrMnSiA 熱軋板材坯料有兩種，一種是連鑄坯，厚度為230 mm；另一種是以上述連鑄坯作為自耗電極進(jìn)行電渣熔鑄的電渣熔鑄坯（以下簡稱“電渣坯”），厚度為330 mm。 連鑄坯和電渣坯成分如表1 所示。 兩種坯料開軋溫度為1 100～1 050 ℃，終軋溫度為880～900 ℃，最終軋制成10 mm 厚度的板材。

表1 連鑄坯和電渣坯成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Compositions in Continuous Casting Blank and Electroslag Blank（Mass Fraction）%

1.2 試驗方法

1.2.1 冶煉試驗

觀察30CrMnSiA 連鑄坯和電渣坯的枝晶情況。 采用線掃對兩種坯料及其相同熱軋工藝下的熱軋板元素偏析情況進(jìn)行分析，比較帶狀組織情況和元素偏析傾向。

1.2.2 熱處理試驗

熱處理對30CrMnSiA 鋼帶狀組織和硬度影響試驗包括正火試驗和正火+回火試驗。

（1）正火試驗

為找到有效消除帶狀組織的正火工藝，采用帶狀組織較重的30CrMnSiA 熱軋鋼板進(jìn)行3 組試驗，分別是正火1、正火2 以及正火3，尺寸規(guī)格為10 mm×400 mm×500 mm。 正火試驗在高溫電阻爐中進(jìn)行，正火溫度為890～940 ℃，保溫時間為6 min/mm。 正火試驗熱處理工藝見表2。

表2 正火試驗工藝Table 2 Normalizing Test Process

（2）正火+回火試驗

選擇在消除帶狀組織效果較好的正火工藝下降低硬度，既不惡化帶狀組織又能滿足交貨硬度條件。 采用消除帶狀組織效果較好的正火工藝，將正火后樣品進(jìn)行回火試驗，回火溫度為680～790 ℃，保溫時間為20 min/mm。 正火+回火試驗熱處理工藝見表3。

表3 正火+回火試驗工藝Table 3 Normalizing Plus Tempering Test Process

根據(jù)GB/T 13299《鋼的顯微組織評定方法》中C 系列標(biāo)準(zhǔn)分別進(jìn)行金相取樣和帶狀組織評級，經(jīng)過打磨拋光后，觀察中心偏析；用光學(xué)顯微鏡觀察4%硝酸酒精溶液腐蝕后的試樣，分析帶狀組織的分布；將金相試樣線切割后磨制成透射試樣，使用Tecnai G220 透射電鏡觀察碳化物在不同熱處理工藝下的微觀變化。 在LINSEIS L78 RITA 相變儀上進(jìn)行30CrMnSiA 鋼相變參數(shù)的測定，試樣奧氏體化溫度為870 ℃，保溫時間為10 min，測得物理參數(shù)及CCT 曲線。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 冶煉方式對帶狀組織的影響

文獻(xiàn)顯示[3-7]，帶狀組織包括一次帶狀組織和二次帶狀組織。 前者很難消除，后者可通過熱處理手段改善。研究者們普遍認(rèn)為帶狀組織的形成是元素偏析造成的。鑄坯中存在的偏析經(jīng)軋制后會遺傳至鋼板中，體現(xiàn)為鋼板橫斷面上的帶狀組織，消除或減輕偏析導(dǎo)致的帶狀組織的坯料處理方法。

統(tǒng)計鞍鋼2014-2019 年30CrMnSiA 鋼的實際生產(chǎn)情況，不同坯料工藝帶狀組織不合格率統(tǒng)計見表4。

表4 不同坯料工藝帶狀組織不合格率統(tǒng)計Table 4 Statistics for Unqualified Rates of Banded Microstructures by Different Processes for Blanks %

從表4 可以看出，常規(guī)連鑄工藝、堆垛48 h、高溫長時間擴(kuò)散以及高溫固溶+球化這幾種工藝中，因連鑄坯的凝固方式?jīng)]有本質(zhì)上的改變，所以都未解決鋼板不合格率高的問題；而采用“電磁攪拌+輕壓下” 工藝生產(chǎn)的鋼板的不合格率較其他工藝低，從而為減輕偏析指明了方向，即偏析程度與帶狀組織不合格率成正比關(guān)系，改變鋼坯冶煉方式將成為解決帶狀組織的有效辦法。

統(tǒng)計試驗的30CrMnSiA 連鑄坯和電渣坯在常規(guī)熱軋工藝下的不合格率，結(jié)果發(fā)現(xiàn)連鑄坯鋼板的帶狀組織不合格率高達(dá)44%，而電渣坯鋼板帶狀組織不合格率為17%。

因此，采用電渣工藝是解決元素偏析的有效方法，通過快速定向凝固降低鋼中元素偏析進(jìn)而消除或減少帶狀組織。 采用電渣工藝的優(yōu)勢是鋼在凝固過程中以接近單向凝固的方式完成迅速凝固，來不及產(chǎn)生嚴(yán)重鑄態(tài)偏析和柱狀晶。而連鑄坯在凝固的過程中，容易產(chǎn)生發(fā)達(dá)的柱狀晶和偏析，易形成帶狀組織的成分遺傳因素。 兩種坯料偏析對比如圖1 所示，連鑄坯的柱狀晶發(fā)達(dá)，并且存在明顯元素偏析，而電渣坯的偏析明顯得到改善。

圖1 兩種坯料偏析對比Fig. 1 Comparison of Segregation Occurred in Two Kinds of Blanks

在厚度方向?qū)彳埡蟮?0CrMnSiA 連鑄鋼板和電渣鋼 板試 樣進(jìn) 行C、Cr、Mn、Si 元素線掃描，偏析曲線見圖2。雖然兩種鋼坯在局部區(qū)域均存在元素波動，但電渣鋼的元素波動要比連鑄鋼振幅小、最值偏離值小、偏析指數(shù)低。 說明電渣熔鑄工藝處理坯料可減輕偏析，抑制元素不均。

圖2 偏析曲線Fig. 2 Segregation Curves

圖3 為30CrMnSiA 兩種坯料的熱軋態(tài)金相組織，在相同熱軋工藝下，30CrMnSiA 連鑄鋼帶狀評級為3.0，而電渣鋼帶狀組織評級為1.0。 連鑄鋼的鐵素體和珠光體交替產(chǎn)生形成帶狀組織，原因是鑄坯在進(jìn)行軋制的時候，粗大的枝晶間富集較多的碳、合金元素以及雜質(zhì)，軋制后這些富溶質(zhì)區(qū)隨軋制變形分布成宏觀上不連續(xù)分布的微型偏析帶并隨變形方向拉長，形成了碳及合金元素的貧溶質(zhì)區(qū)與富溶質(zhì)區(qū)彼此交替堆疊的條帶區(qū)域。 這些微觀的成分偏析使局部區(qū)域Ar3的變化，導(dǎo)致在緩慢冷卻的過程中，貧溶質(zhì)區(qū)優(yōu)先形成以鐵素體為主的帶，富溶質(zhì)區(qū)形成以珠光體為主的帶，最后形成彼此相間的帶狀組織。

圖3 30CrMnSiA 兩種坯料的熱軋態(tài)金相組織Fig. 3 Metallographic Structures of Two Kinds of Hot-rolled Blanks of 30CrMnSiA

為突出試驗效果，采用相同、有效控制帶狀組織的正火工藝處理兩種鋼板，采用14 組樣本進(jìn)行對比，帶狀組織箱體圖如圖4 所示。 連鑄鋼帶狀組織等級與電渣鋼帶狀組織等級比較，電渣鋼質(zhì)量集中度好，處于較低級別更適應(yīng)寬窗口工藝。 試驗證明，電渣鋼通過改善冶煉過程中偏析程度從而有效降低帶狀組織等級。

圖4 帶狀組織箱體圖Fig. 4 Box Diagram of Banded Microstructures

2.2 熱處理對帶狀組織和硬度的影響

綜上可知，連鑄鋼和電渣鋼均存在局部偏析，只是程度不同。蔡珍[8]等人的帶狀理論和相變規(guī)律認(rèn)為，當(dāng)奧氏體發(fā)生較慢冷卻時，貧溶質(zhì)區(qū)的Ar3溫度高于富溶質(zhì)區(qū)的Ar3溫度，先共析鐵素體優(yōu)先在貧溶質(zhì)區(qū)產(chǎn)生，貧溶質(zhì)區(qū)析出鐵素體時會使碳向富溶質(zhì)區(qū)轉(zhuǎn)移，直到貧溶質(zhì)區(qū)發(fā)生珠光體轉(zhuǎn)變。

基于上述理論，解決帶狀組織要采用奧氏體快冷，使貧溶質(zhì)區(qū)與富溶質(zhì)區(qū)奧氏體同時開始分解先共析鐵素體，快速冷卻使碳擴(kuò)散緩慢且距離變短，貧溶質(zhì)區(qū)排出的碳并沒有被富溶質(zhì)區(qū)的奧氏體所吸收，元素不按偏析規(guī)律就近生成珠光體，從而無法形成鐵素體-珠光體交替相間的帶狀組織，富溶質(zhì)區(qū)奧氏體幾乎與貧溶質(zhì)區(qū)同時進(jìn)行相變，鐵素體和珠光體無法沿成分偏析而分布，因此，迅速冷卻可以阻礙二次帶狀組織的形成。 反觀上述原理可以得出，回火溫度重新回到奧氏體區(qū)內(nèi)緩冷也可能導(dǎo)致二次帶狀重新產(chǎn)生或加重。

在 LINSEIS L78 RITA 相變儀上測得30CrMnSiA 鋼的CCT 曲線見圖5。 CCT 曲線測定參數(shù)用于設(shè)計正回火制度，Ac1為765 ℃、Ac3為835 ℃、Ar3為777 ℃、Ar1為704 ℃、Ms 為365 ℃。根據(jù)CCT 曲線，應(yīng)選擇快速冷卻速度在5 ℃/s 以下，避開馬氏體區(qū)，符合正火工藝特征，因此選擇正火工藝消除帶狀組織。正火快速降溫，增加了過冷度，促進(jìn)富溶質(zhì)區(qū)奧氏體加速分解，縮小由于局部偏析導(dǎo)致的Ar3差異。

圖5 30CrMnSiA 鋼的CCT 曲線Fig. 5 CCT Curves of 30CrMnSiA Steel

2.2.1 正火對硬度和帶狀組織的影響

以10 mm 熱軋態(tài)連鑄坯帶狀組織不合格的30CrMnSiA 鋼板為例，分別進(jìn)行正火試驗，正火工藝指標(biāo)見表5。

表5 正火工藝指標(biāo)Table 5 Indexes for Normalizing Process

熱軋經(jīng)3 種正火工藝后硬度有所提高，帶狀組織下降。正火試驗采用的高溫正火工藝中，2#和3#工藝減輕帶狀組織的效果優(yōu)于1#工藝，說明高溫有助于提高相變驅(qū)動力，使碳短時間均勻化，弱化帶狀組織的遺傳因素；在Ar1至正火溫度范圍內(nèi)，輻射換熱初始溫度高者換熱降溫的能力較強(qiáng)，可產(chǎn)生更大的冷卻速度，具體見式（1），3#工藝換熱速率比1#工藝高出37%，得到較大過冷度的相變過程快速完成，有助于擺脫局部Ar3差異，鐵素體和珠光體隨機(jī)分布。

式 中，Q 為 熱 流 密 度，W/m2；ε 為 鋼 坯 黑 度，取0.8；δ 為波爾茲曼常數(shù)，取5.67×10-8，W/（m2·K4）；T1為正火溫度，K；T2為Ar1，取977.16 K。

式（1）中正火溫度T1越高，單位面積熱流密度Q 越大，鋼坯高溫段冷卻速度越快，越有利于消除帶狀組織。

為了進(jìn)一步找出最優(yōu)工藝，分別使用920 ℃和940 ℃正火工藝進(jìn)行14 組對比試驗，工藝對比指標(biāo)見圖6，940 ℃正火工藝有效降低了鋼板帶狀組織級別，驗證了表5 和式（1），同時也證明正火3 為最優(yōu)。

圖6 工藝對比指標(biāo)Fig. 6 Indexes for Process Comparison

根據(jù)上述試驗結(jié)果確定工業(yè)試制正火工藝為（940±10）℃，保溫時間為6 min/mm。對20～70 mm厚30CrMnSiA 鋼板進(jìn)行正火工藝試制，冷卻速度與硬度及帶狀等級關(guān)系見圖7。 由圖7 可以看出，冷卻速度增加，硬度隨之增加，帶狀等級降低。 當(dāng)正火工藝實現(xiàn)帶狀等級為2.0 級以下時，實測布氏硬度HBW 值均大于229，因此要滿足交貨要求必須進(jìn)行回火工藝。

圖7 冷卻速度與硬度及帶狀等級關(guān)系Fig. 7 Relationship between Cooling Rate and Hardness and Banded Microstructures Grade

2.2.2 回火對硬度和帶狀影響

正火后的30CrMnSiA 鋼板存在硬度偏高的問題，正火后基體為鐵素體和珠光體，降低硬度可從改善珠光體片層結(jié)構(gòu)入手。為降低硬度，回火試驗利用高溫使珠光體片層的碳化物球化，從而降低材料的平均硬度。

以10 mm30CrMnSiA 連鑄坯鋼板為例，回火工藝指標(biāo)見表6。 結(jié)果表明，正火樣品經(jīng)回火后，硬度均有所下降，帶狀組織變化規(guī)律明顯，4#工藝回火溫度低于700 ℃沒有起到降低硬度的效果；8#和9#工藝溫度高于Ac1，帶狀組織惡化；回火溫度過高，使鋼重新奧氏體化，緩慢冷卻導(dǎo)致部分珠光體和鐵素體重新分布，帶狀組織再次惡化。 6#和7#可滿足交貨要求，說明Ac1以下15～35 ℃的回火不會惡化帶狀組織，且可以實現(xiàn)降低硬度的目的，730～750 ℃回火工藝滿足交貨要求。因此，回火工藝應(yīng)確定為740±10 ℃，保溫時間為20 min/mm。

表6 回火工藝指標(biāo)Table 6 Indexes for Tempering Process

圖8 為30CrMnSiA 鋼回火后球化效果，由圖8 可以看出，連鑄鋼正火狀態(tài)下為珠光體，測得珠光體片層間距為0.17～0.20 μm。 高溫回火后相的形態(tài)發(fā)生變化，隨著回火溫度的提高，珠光體片層發(fā)生熔斷，并逐漸球化，變化比例由部分逐漸發(fā)展成全部。 正火后750 ℃回火組織硬度降至178 HBW，球化碳化物直徑為Φ0.04～Φ0.06 μm。 高溫回火實現(xiàn)了降低基體硬度的預(yù)期效果，鐵素體和珠光體分布未改變，帶狀組織沒有惡化。

圖8 30CrMnSiA 鋼回火后球化效果Fig. 8 Spheroidization Effect of 30CrMnSiA Steel after Tempering

3 結(jié)論

（1）通過電渣熔鑄工藝可減輕元素偏析，從而減輕偏析遺傳和帶狀組織。 相同熱軋工藝和正火工藝下，電渣鋼帶狀組織好于連鑄鋼。

（2）高溫正火可改善鋼板帶狀組織。 通過正火工藝（940±10）℃，保溫時間為6 min/mm 處理，可使鋼板帶狀組織級別降至1.0～1.5 級，但具有較高的硬度，硬度為245～247 HBW。

（3）正火后合理的高溫回火可在不影響帶狀組織級別前提下降低硬度。 在Ac1以下15～35 ℃范圍內(nèi)回火，可降至合格硬度≤229 HBW；回火溫度超Ac1以上時，重新奧氏體化會導(dǎo)致帶狀組織惡化和硬度的回升?；鼗鸸に嚍椋?40±10）℃，保溫時間為20 min/mm，此時帶狀組織1.0～1.5 級、硬度為178～221 HBW。

（4）鞍鋼高級別30CrMnSiA 鋼板結(jié)合上述工藝采用電渣熔鑄+正火+高溫回火工藝，技術(shù)成熟穩(wěn)定，符合指標(biāo)要求。