供稿|李宏偉

內(nèi)容導(dǎo)讀

針對熱成型鋼邊部硬度不均的現(xiàn)象，通過實驗優(yōu)化合金成分，在原有成分體系的基礎(chǔ)上，降低Mn、Cr 的含量，得到合適的成分配比，降低鋼板的淬透性，同時考慮到改進成分對力學(xué)性能可能造成不利的影響，對實驗鋼力學(xué)性能、微觀組織等進行分析測定。結(jié)果表明實驗鋼的力學(xué)性能滿足車身防撞鋼管生產(chǎn)要求，同時帶鋼邊部硬度均勻性得到有效改善。

用于熱成型生產(chǎn)的熱軋板料對熱軋帶鋼沿寬度方向的力學(xué)性能均勻性具有一定的要求，盡管理想的控制目標是做到沿帶鋼寬度方向上不存在硬度波動，但是在實際生產(chǎn)中硬度的波動是很難避免的[1]。因此在生產(chǎn)實踐過程中，一般要求將硬度波動控制在盡可能小的范圍內(nèi)(例如小于HRC 6)。唐鋼某熱軋生產(chǎn)線生產(chǎn)的22MnB5 熱軋酸洗板具有明顯的邊部硬度偏高的現(xiàn)象，不能滿足后續(xù)的熱成型加工需求。

對于熱軋帶鋼而言，合理的軋后冷卻控制可以防止由于冷卻不均而產(chǎn)生的不均勻變形，防止帶鋼的扭曲或瓢曲，提高帶鋼的質(zhì)量[1]。但是由于生產(chǎn)條件的限制，帶鋼寬度方向上的力學(xué)性能很難保持均勻。唐鋼生產(chǎn)的22MnB5 熱成型用鋼具有明顯的邊部硬度偏高的現(xiàn)象，帶鋼邊部硬度過高時，需要將帶鋼邊部向內(nèi)切去一段，來保證熱軋帶鋼的寬度方向力學(xué)性能均勻性。

熱成型鋼宏觀硬度分析

對22MnB5 熱成型鋼熱軋酸洗板的工作側(cè)和電機側(cè)邊部100 mm 范圍進行宏觀硬度分析，由于生產(chǎn)條件的限制，不能進行帶鋼沿寬度方向的溫度測量。為了對其宏觀硬度分布情況進行全面分析，分別在熱軋帶鋼的頭部、中部、邊部分別取樣，進行宏觀硬度分析。22MnB5 熱軋酸洗板的硬度分布情況如圖1 所示。

從圖1 中可以看出，22MnB5 熱軋酸洗板的邊部宏觀硬度波動范圍很大，其中硬度較高的部位主要出現(xiàn)帶鋼的兩側(cè)，達到HRC 23。硬度較低的部位主要出現(xiàn)帶鋼邊部向中部過度的區(qū)域，硬度值為HRC 11。帶鋼的宏觀硬度波動范圍達到HRC 12，帶鋼寬向宏觀硬度波動過大會影響后續(xù)熱成型的生產(chǎn)過程。結(jié)合生產(chǎn)經(jīng)驗分析，造成帶鋼硬度波動的原因主要是帶鋼軋制過程中沿寬度方向的溫度分布不均以及22MnB5 鋼淬透性較高。由于沒有邊部輔助加熱裝置，帶鋼邊部溫度低于帶鋼中部，造成熱軋酸洗板邊部硬度偏高。

實驗方案

鑒于該生產(chǎn)線生產(chǎn)22MnB5 熱成型鋼硬度不均現(xiàn)象嚴重，為了解決邊部硬度偏高問題，通過優(yōu)化合金成分改善熱軋帶鋼寬度方向力學(xué)性能均勻性。

成分設(shè)計

優(yōu)化合金成分，在原有成分體系的基礎(chǔ)上，降低Mn、Cr 的含量，得到合適的成分配比，通過降低鋼板的淬透性[2-3]，來改善由于帶鋼邊部冷速過快帶來的硬度分布不均問題，同時考慮到改進成分對力學(xué)性能可能造成不利的影響，有必要對其力學(xué)性能、微觀組織、等進行分析，并對其力學(xué)性能、淬透性等進行測定。實驗鋼的成分見表1。

表1 實驗鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù)) %

熱軋組織性能分析

為了保證實驗過程更貼近生產(chǎn)實際，對實驗鋼顯微組織進行了觀察。在熱軋酸洗板的邊部與心部取12 mm×8 mm 金相試樣，所得試樣經(jīng)研磨拋光，之后用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精腐蝕液進行腐蝕。當(dāng)試樣表面呈現(xiàn)淺灰色時，用無水酒精沖洗并吹干，完成所需金相樣品的制備。腐蝕好的金相樣品在JEOL JXA-8503F 場發(fā)射電子探針顯微分析(EMPA)上采用二次電子圖像分析其顯微組織。實驗鋼及其顯微組織如圖2 所示，從圖中可以看出實驗鋼的初始組織為鐵素體+珠光體組織，與22MnB5 熱軋酸洗板工業(yè)板的組織相近。

為了得到實驗鋼的實際拉伸性能，拉伸時按照JIS5 標準取拉伸樣，采用2 mm/min 速率拉伸。利用AG-Xplus 250 kN 微機控制電子萬能試驗機檢測室溫下熱成型件的強度和塑性指標，得到實驗鋼的力學(xué)性能如表2 所示。

通過AG-Xplus 250 kN 微機控制電子萬能試驗機測量得到的原始記錄數(shù)據(jù)，導(dǎo)入函數(shù)繪圖軟件Origin，繪制如圖3 所示的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線。具體數(shù)據(jù)如表2 所示。

由圖3 實驗鋼的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線和表2 的實驗鋼的力學(xué)性能可以看出，實驗鋼的抗拉強度為540 MPa 左右，屈服強度為400 MPa 左右，延伸率為22%左右，力學(xué)性能較為均勻，與22MnB5 熱軋酸洗板工業(yè)板的力學(xué)性能較為接近。

表2 實驗鋼的力學(xué)性能

熱處理后組織性能分析

為了模擬車身防撞鋼管的生產(chǎn)過程，設(shè)計熱處理工藝。具體的熱處理工藝為：將取好的拉伸樣放入管式爐內(nèi)在加熱到880 °C 保溫5 min，隨后直接進行淬火，為了模擬熱成型件在汽車裝配過程中的熱噴漆工藝，將淬火后的拉伸試樣放入烘干箱內(nèi)，加熱至170 °C 保溫30 min[4-5]。為了得到實驗鋼的實際拉伸性能，拉伸時按照JIS5 標準取拉伸樣，采用2 mm/min 速率拉伸。利用AG-Xplus 250 kN 微機控制電子萬能試驗機檢測室溫下熱成型件的強度和塑性指標，得到實驗鋼的力學(xué)性能如表3 所示。

從表3 模擬熱成型后實驗鋼的力學(xué)性能可以看出，新設(shè)計的兩組實驗鋼在模擬熱成型過程進行熱處理后，都得到了較為優(yōu)異的力學(xué)性能，實驗鋼的抗拉強度達到1600 MPa 以上，屈服強度達到1200 MPa 以上，斷后伸長率均高于7%，力學(xué)性能滿足車身防撞鋼管的要求。由于車身防撞鋼管對其熱處理后的微觀組織存在要求，因此模擬熱成型后的顯微組織進行分析，實驗鋼的顯微組織如圖4 所示。從圖中可以看出，兩種實驗鋼熱處理后得到的均為全馬氏體組織，且馬氏體板條較為細小，滿足產(chǎn)品的相關(guān)要求。

表3 熱處理后實驗鋼的力學(xué)性能

22MnB5 熱成型鋼的生產(chǎn)條件對其淬透性具有一定要求，保證最終得到全馬氏體組織的熱成型件，改進成分后的熱成型鋼淬透性不能過低[3]。因此對淬透性較差的TSH-1 實驗鋼的淬透性進行測定。熱成型用鋼淬透性的測定在實驗室全自動相變儀(Formastor-FII)上進行。本實驗采用如圖5 所示的實驗工藝，即先以10 °C/s 的加熱速度升溫到920 °C，保溫5 min 后，分別以10、20、25、30、40、45、50 °C/s 的冷卻速度冷卻至室溫[4-5]。

將熱軋酸洗板熱成型用鋼冷卻后的相變儀試樣沿著軸向拋開，所得試樣經(jīng)研磨拋光，最后用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精腐蝕液進行腐蝕，在JEOL JXA-8503F 場發(fā)射電子探針顯微分析(EMPA)上采用二次電子圖像分析其顯微組織。不同冷速下實驗鋼的顯微組織如圖6 所示。

由圖6 的微觀形貌可以看出，當(dāng)冷速為45 °C/s時，TSH-1 便可得到全馬氏體組織，TSH-1 的臨界冷速為45 °C/s，滿足車身防撞鋼管生產(chǎn)要求：加熱實現(xiàn)完全奧氏體化后，直接水淬得到全馬氏體組織。由于TSH-2 的Cr 含量高于TSH-1 且其他成分不變，TSH-2 的淬透性優(yōu)于TSH-1。結(jié)合力學(xué)性能分析，TSH-1、TSH-2 實驗鋼的力學(xué)性能滿足車身防撞鋼管生產(chǎn)要求，同時在現(xiàn)有合金體系的基礎(chǔ)上適當(dāng)降低了材料的淬透性。

結(jié)論

按照實驗鋼成分進行工業(yè)試生產(chǎn)，改進后的成分適當(dāng)降低材料的淬透性，在不改變生產(chǎn)條件的基礎(chǔ)下，減弱了由于鋼邊部溫度下降幅度大于中部，帶來的帶鋼邊部硬度過高的問題，優(yōu)化了22MnB5熱成型鋼熱軋酸洗板的通寬力學(xué)性能均勻性。