陳 浩, 丁文紅,2, 方 玉, 魯小軒, 周瑩濤, 陳 灝

(1. 武漢科技大學(xué) 材料與冶金學(xué)院, 湖北 武漢 430081;2. 武漢科技大學(xué) 省部共建耐火材料與冶金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖北 武漢 430081)

低合金馬氏體耐磨鋼因其優(yōu)良的力學(xué)性能,受到工程和交通等領(lǐng)域的青睞[1]。但是,目前耐磨鋼的生產(chǎn)工藝與國(guó)外相比仍存在差距[2]。在帶鋼熱軋過程中,加工時(shí)的不均勻變形、加熱或冷卻時(shí)的溫度不均勻以及材料的相變都會(huì)使帶鋼內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力,增加板形控制難度,出現(xiàn)嚴(yán)重的平直度缺陷以及畸變問題,極大影響材料后續(xù)的加工和使用[3-4]。

陳玉葉[5]在研究Q35B鋼板時(shí)發(fā)現(xiàn),隨著終軋溫度下降,殘余應(yīng)力也相應(yīng)減小;張永彤等[6]在研究GH4033鋼時(shí)提出預(yù)防殘余應(yīng)力產(chǎn)生的關(guān)鍵是控制終軋溫度;陸永浩等[7]認(rèn)為終軋溫度會(huì)影響軋后晶粒的大小、形狀以及殘余應(yīng)力水平,從而影響金屬性能;終軋溫度的正確選擇是降低殘余應(yīng)力,減少板形缺陷的關(guān)鍵因素。對(duì)于相變行為的研究,國(guó)內(nèi)外都取得了一些重要的進(jìn)展。Lee等[8-9]將奧氏體晶粒尺寸的影響考慮到了相變動(dòng)力學(xué)模型中,并且認(rèn)為馬氏體相變動(dòng)力學(xué)曲線是一條S型曲線。徐祖耀院士[10]提出馬氏體轉(zhuǎn)變量與碳濃度變化之間的關(guān)系式。Inoue等[11]將應(yīng)力的影響考慮進(jìn)了相變動(dòng)力學(xué)模型當(dāng)中。劉強(qiáng)[12]認(rèn)為相變塑性系數(shù)與相變開始溫度呈線性關(guān)系。Leblon等[13]認(rèn)為當(dāng)?shù)刃?yīng)力小于弱相屈服強(qiáng)度的一半時(shí),K隨著等效應(yīng)力的增加而增加。但是Liu等[14]研究發(fā)現(xiàn)相變塑性系數(shù)隨著應(yīng)力增加到一個(gè)峰值后,K不再增加并保持峰值不變。上述研究者們對(duì)經(jīng)典的相變動(dòng)力學(xué)及相變塑性模型做出了修正,但是終軋溫度對(duì)相變行為及殘余應(yīng)力的影響并未深入研究。

借助Gleeble-3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行壓應(yīng)力載荷作用下的膨脹試驗(yàn),并利用EBSD進(jìn)行微觀組織分析,研究終軋溫度對(duì)NM400鋼相變動(dòng)力學(xué)及相變塑性的影響,建立ABAQUS有限元模型,驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性。探究發(fā)現(xiàn),終軋溫度的改變會(huì)影響馬氏體相變速率,造成表面先相變體積百分比的不同,相變速率越大,最終殘余應(yīng)力越大。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為國(guó)內(nèi)某鋼廠提供的熱軋態(tài)NM400鋼板,其化學(xué)成分見表1。

表1 NM400鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

1.2 試驗(yàn)方法

1.2.1 殘余應(yīng)力測(cè)試

從終軋溫度為860 ℃的鋼板上(厚度為5 mm,寬度為1500 mm),分別在對(duì)稱中心1/2以及對(duì)稱中心兩側(cè)3/8、1/4、1/8、1/16處共取9塊尺寸為100 mm×90 mm的試樣,編號(hào)從左至右分別為A～I(xiàn),取樣位置見圖1。殘余應(yīng)力測(cè)試方法采用了基于斷裂力學(xué)理論的裂紋柔度法(CCM),其由本課題組前期開發(fā)[15]。CCM通過在被測(cè)物體上引入一條深度逐漸增加的裂紋,以釋放被測(cè)物體內(nèi)部的殘余應(yīng)力,通過測(cè)量被測(cè)體表面特定點(diǎn)的應(yīng)變來計(jì)算其內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布。

試驗(yàn)鋼廠常規(guī)生產(chǎn)工藝的終軋溫度為860 ℃,嘗試以860 ℃為基準(zhǔn)對(duì)終軋溫度進(jìn)行調(diào)整,看能否降低殘余應(yīng)力。為研究終軋溫度對(duì)殘余應(yīng)力的影響,分別對(duì)終軋溫度820、840、860及880 ℃的NM400鋼進(jìn)行有限元分析,對(duì)比各終軋溫度下實(shí)測(cè)與仿真的殘余應(yīng)力大小。

1.2.2 壓縮膨脹試驗(yàn)

從厚度為12mm的熱軋中間坯中部沿軋向取若干φ6 mm×10 mm的圓柱試樣,制成如圖2所示的壓縮試樣。

圖2 試驗(yàn)用壓縮試樣Fig.2 Compressed specimen for testing

(1)終軋溫度對(duì) NM400 鋼相變動(dòng)力學(xué)的影響

圖3 試驗(yàn)鋼工藝曲線(a)相變動(dòng)力學(xué);(b)相變塑性Fig.3 Process curve of the tested steel(a)dynamics of phase transformation; (b) plasticity of phase transformation

將試驗(yàn)后的試樣沿壓縮鼓肚的中部,垂直于軸向切開,采用OM和EBSD進(jìn)行顯微組織觀察與分析。EBSD制樣時(shí),將切割下來的樣品磨拋好后,在-30 ℃下用5%的高氯酸和95%的酒精進(jìn)行電解拋光,電壓為28 V,電流為0.6 A,電解時(shí)間為23 s。

(2)終軋溫度對(duì)相變塑性的影響

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

終軋溫度為860 ℃時(shí)鋼板上各測(cè)量點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軋向殘余應(yīng)力沿厚度方向的分布如圖4所示。由圖4可知,A、B、D、F、I測(cè)點(diǎn)的軋向殘余應(yīng)力分布為N型,C、G、H測(cè)點(diǎn)的軋向殘余應(yīng)力分布呈M型,而中部的E測(cè)點(diǎn)則是U型。心部殘余應(yīng)力峰值達(dá)到了-180 MPa,表面殘余應(yīng)力峰值達(dá)到了-294 MPa,NM400鋼整體的殘余應(yīng)力水平比較高。A-I測(cè)點(diǎn)的上表面主要受拉應(yīng)力,測(cè)得殘余應(yīng)力分別為58、36、119、20、30、30、55、-114、110 MPa;下表面主要受壓應(yīng)力分別為-294、-7、-70、-172、-81、-66、-59、-108、-110 MPa。大部分測(cè)量點(diǎn)的上下表面應(yīng)力狀態(tài)不一致,會(huì)導(dǎo)致延伸狀態(tài)不同,在后續(xù)加工過程中很容易產(chǎn)生加工畸變。

圖4 鋼板的殘余應(yīng)力分布Fig.4 Residual stress distribution of the plate

2.2 終軋溫度對(duì)相變動(dòng)力學(xué)的影響

膨脹試驗(yàn)完成后,不同終軋溫度對(duì)應(yīng)的NM400鋼組織如圖5所示。由圖5可知,當(dāng)冷卻速度為45 ℃/s時(shí),不同終軋溫度下NM400鋼均為馬氏體組織。

圖5 NM400鋼不同終軋溫度下的顯微組織Fig.5 Microstructure of the NM400 steel finishing rolled at different temperatures(a) 820 ℃; (b) 840 ℃; (c) 860 ℃; (d) 880 ℃

NM400鋼在淬火過程中,由奧氏體相變成馬氏體,是一種非擴(kuò)散型相變。因此,利用杠桿法與修正后的K-M方程擬合得到了NM400鋼在不同終軋溫度下的相變動(dòng)力學(xué)方程。式(1)為修正的K-M方程,α為相變動(dòng)力學(xué)系數(shù),Ms為馬氏體相變開始溫度,T為連續(xù)冷卻過程中的溫度。式(2)～(5)為不同終軋溫度下相變動(dòng)力學(xué)方程:

δ=1-exp[-α(Ms-T)n]

(1)

終軋溫度820 ℃:δ=1-exp[-0.026 20×
(381.257 01-T)1.1]

(2)

終軋溫度840 ℃:δ=1-exp[-0.027 37×
(391.474 84-T)1.1]

(3)

終軋溫度860 ℃:δ=1-exp[-0.029 94×
(392.742 75-T)1.1]

(4)

終軋溫度880 ℃:δ=1-exp[-0.022 52×
(381.531 45-T)1.1]

(5)

式中:δ為馬氏體轉(zhuǎn)變量的體積分?jǐn)?shù)。

通過修正的K-M方程擬合不同終軋溫度下的相變動(dòng)力學(xué)如圖6所示。從圖6可知馬氏體相變動(dòng)力學(xué)模型擬合效果比較好,與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度比較高。圖7為不同終軋溫度下馬氏體轉(zhuǎn)變量與溫度的關(guān)系以及相變速率圖。表2為不同終軋溫度下的馬氏體轉(zhuǎn)變量-溫度-相變時(shí)間。結(jié)合圖7(a)和表2可以發(fā)現(xiàn),不同終軋溫度下相變速率的變化趨勢(shì)大致相同,均是先增大后減小。馬氏體相變動(dòng)力學(xué)系數(shù)可以用來描述整體馬氏體相變速率的快慢,如公式(2)～(5)所示,不同終軋溫度(820、840、860、880 ℃)下擬合得到的馬氏體相變動(dòng)力學(xué)系數(shù)α分別為0.026 20、0.027 37、0.029 94、0.022 52。因此,終軋溫度為860 ℃時(shí),馬氏體相變動(dòng)力學(xué)系數(shù)α最大,相變速率最快。

圖6 NM400鋼不同終軋溫度下的相變動(dòng)力學(xué)擬合曲線Fig.6 Phase transition kinetic fitting curves of the NM400 steel finished rolling temperatures at different(a) 820 ℃; (b) 840 ℃; (c) 860 ℃; (d) 880 ℃

圖7 不同終軋溫度下NM400鋼的馬氏體轉(zhuǎn)變量-溫度圖(a)和相變速率圖(b)Fig.7 Phase transforoution amount of martensite temperature plot(a) and phase change rate plot(b) of the NM400 steel final rolled at different temperatures

表2 不同終軋溫度下NM400鋼的馬氏體轉(zhuǎn)變量-溫度-相變時(shí)間

由表2可知,在不同終軋溫度(820、840、860、880 ℃)下擬合得到的馬氏體相變開始溫度分別為381.26、391.47、392.74、381.53 ℃,馬氏體轉(zhuǎn)變10%～90%所用時(shí)間分別為1.489、1.400、1.289和1.511 s。當(dāng)終軋溫度860 ℃時(shí),相變開始點(diǎn)的溫度最高,轉(zhuǎn)變10%～90%所用時(shí)間最短。

因此,在不考慮外加應(yīng)力的影響下,試樣的相變開始溫度及相變速率受終軋溫度的影響比較顯著。終軋溫度為860 ℃時(shí)的相變點(diǎn)最高,相變動(dòng)力學(xué)系數(shù)α最大,相變速率也是最快的。

2.3 終軋溫度對(duì)相變塑性的影響

在連續(xù)冷卻過程中,相變塑性導(dǎo)致了NM400鋼在有外加載荷和無外加載荷下的相變膨脹曲線有較大的區(qū)別。終軋溫度為860 ℃時(shí),NM400鋼的膨脹曲線如圖8所示。

圖8 終軋溫度860 ℃ NM400鋼的膨脹曲線局部放大圖Fig.8 Local enlarged drawing of expansion curves of the NM400 steel finish rolled at 860 ℃

根據(jù)各終軋溫度下的相變膨脹曲線分離出不同終軋溫度及載荷下的相變塑性應(yīng)變,如圖9所示。

圖9 不同終軋溫度下NM400鋼的相變塑性應(yīng)變Fig.9 Transformation plastic strain of the NM400 steel finish rolled at different temperatures(a) 820 ℃; (b) 840 ℃; (c) 860 ℃; (d) 880 ℃

從圖9可以發(fā)現(xiàn),相變塑性應(yīng)變與外加載荷呈正相關(guān),外加載荷越大相變塑性應(yīng)變?cè)酱蟆２⑶蚁嘧兯苄詰?yīng)變方向與外加載荷方向具有一致性。

選取Greenwood-John模型來進(jìn)行相變塑性系數(shù)k的計(jì)算,見式(6):

εtp=kσf(δ)

(6)

式中:k為相變塑性系數(shù);σ為外加載荷;f(δ)為馬氏體轉(zhuǎn)變量的相關(guān)函數(shù)。

計(jì)算得出不同終軋溫度下(820、840、860、880 ℃)的相變塑性系數(shù)分別為7.6738×10-5、7.8274×10-5、8.1987×10-5和8.2368×10-5。伴隨著終軋溫度的提升,相變塑性系數(shù)是呈一個(gè)上升趨勢(shì)的,但是波動(dòng)幅度很小,可見終軋溫度對(duì)NM400鋼的相變塑性系數(shù)影響有限。因此對(duì)其取平均值7.9842×10-5,并作為NM400鋼的相變塑性系數(shù)。

2.4 終軋溫度對(duì)微觀組織的影響

為了研究終軋溫度對(duì)NM400鋼軋后微觀結(jié)構(gòu)的影響,選擇具有特征性的820 ℃和860 ℃試樣進(jìn)行EBSD分析。軋后樣品微觀結(jié)構(gòu)的反極圖和晶粒尺寸統(tǒng)計(jì)圖如圖10所示。從圖10中可以看出,軋后樣品的晶粒等效圓直徑均在φ0.5～φ8 μm之間,并且以0～2 μm的小尺寸馬氏體為主。從圖10可以發(fā)現(xiàn)終軋溫度820 ℃及860 ℃下,NM400鋼的取向差角幾乎相同,均以10°以上的大角度晶界(HAGB)為主,并且集中分布在50°～60°的區(qū)間。并且,組織中均沒有明顯的再結(jié)晶現(xiàn)象。由此得出:820 ℃與860 ℃之間的終軋溫差不會(huì)使NM400鋼軋后的微觀組織產(chǎn)生明顯差異。在此條件下,微觀組織不是造成不同終軋溫度下NM400鋼殘余應(yīng)力分布及水平存在明顯差異的主要因素。

圖10 NM400鋼經(jīng)不同溫度終軋后的EBSD圖(a～c) 820 ℃; (d～f) 860 ℃; (a,d)IPF圖;(b,e)晶粒尺寸統(tǒng)計(jì);(c,f)取向差角分布Fig.10 EBSD diagram of the NM400 steel final rolled at different temperatures(a-c) 820 ℃; (d-f) 860 ℃; (a,d) IPF maps; (b,e) Grain size statistics; (c,f) correlated misorientation angle distribution

2.5 連續(xù)冷卻過程中的數(shù)值模擬與分析

NM400鋼的板寬為1500 mm,厚度為5 mm。由于帶鋼在長(zhǎng)度和寬度方向上冷卻條件相同,因此在建立模型時(shí)作對(duì)稱處理。不同終軋溫度下的有限元模型長(zhǎng)度均為2000 mm,寬度為750 mm,厚度為5 mm。為驗(yàn)證不同終軋溫度對(duì)NM400鋼淬火后殘余應(yīng)力的影響,將上述(2)～(5)相變動(dòng)力學(xué)方程的子程序USDFLD進(jìn)行修改,并添加到相變動(dòng)力學(xué)模型中。此外,通過修改UEXPAN子程序,在本構(gòu)方程中考慮相變塑性應(yīng)變的影響,以此實(shí)現(xiàn)數(shù)值模擬。

2.5.1 實(shí)測(cè)與模擬對(duì)比

在建立NM400鋼殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)模型時(shí),終軋溫度對(duì)相變動(dòng)力學(xué)及相變塑性的影響均被考慮其中。以終軋溫度為860 ℃的軋向心部殘余應(yīng)力為例(見圖4),將實(shí)測(cè)值與模擬值進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如表3所示?？梢园l(fā)現(xiàn)帶鋼的心部模擬與實(shí)測(cè)均為壓應(yīng)力,模擬的殘余應(yīng)力水平比實(shí)測(cè)要大。這是因?yàn)槟M所得值是在理想模型下計(jì)算的,未考慮開平加工以及板形缺陷的釋放對(duì)殘余應(yīng)力的影響。

表3 終軋溫度為860 ℃成樣的心部應(yīng)力實(shí)測(cè)與模擬值(MPa)

2.5.2 相變塑性對(duì)殘余應(yīng)力的影響

通過ABAQUS提取帶鋼表面與心部數(shù)據(jù),分析了相變應(yīng)變、相變塑性應(yīng)變對(duì)殘余應(yīng)力的影響,得到了相變塑性對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律,如圖11所示。

圖11 相變塑性對(duì)殘余應(yīng)力的影響Fig.11 Effect of phase change plasticity on residual stress

圖11中,實(shí)線為殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果,虛線為相變

第Ⅰ階段:溫度場(chǎng)驅(qū)動(dòng)下的應(yīng)力分布。心部受壓,表面受拉,此階段的應(yīng)力會(huì)影響相變塑性應(yīng)變初始方向。

第Ⅱ階段:表面相變主導(dǎo)階段。帶鋼表面率先冷卻到相變開始點(diǎn)并發(fā)生奧氏體向鐵素體的轉(zhuǎn)變,外表面相變區(qū)膨脹伸長(zhǎng),帶鋼表面應(yīng)力由拉應(yīng)力迅速切換到壓應(yīng)力,心部則與之相反。同時(shí)相變塑性應(yīng)變的方向與應(yīng)力偏張量一致,因此相變塑性應(yīng)變由拉應(yīng)變切換到壓應(yīng)變,相變膨脹應(yīng)變?yōu)檎?相變塑性應(yīng)變與相變膨脹應(yīng)變互相抵消一部分,殘余應(yīng)力得到一定抑制。從圖11也可看出,此階段不考慮相變塑性時(shí)的應(yīng)力要大于考慮相變塑性時(shí)的應(yīng)力。

第Ⅲ階段:心部相變主導(dǎo)階段,隨著帶鋼進(jìn)一步冷卻,帶鋼心部冷卻到相變開始點(diǎn)發(fā)生相變。心部相變膨脹伸長(zhǎng),心部的拉應(yīng)力下降,應(yīng)力偏張量導(dǎo)致心部相變塑性應(yīng)變亦是拉應(yīng)變,此時(shí)正的相變膨脹應(yīng)變與相變塑性應(yīng)變疊加,致使帶鋼心部的拉應(yīng)力一直下降為負(fù)即壓應(yīng)力,表面與其相反。若忽略相變塑性應(yīng)變疊加效應(yīng),僅相變膨脹應(yīng)變驅(qū)動(dòng)應(yīng)力變化, NM400的殘余應(yīng)力計(jì)算值要小于實(shí)際值。該階段的相變行為決定帶鋼的最終殘余應(yīng)力。

2.5.3 應(yīng)變對(duì)比分析

上述3個(gè)階段通過階段應(yīng)力及其對(duì)下一階段相變塑性應(yīng)變的影響相互關(guān)聯(lián),其中心部相變前的表面相變應(yīng)變及心部相變后的表面與心部塑性應(yīng)變之差是決定帶鋼最終殘余應(yīng)力的關(guān)鍵因素。第Ⅲ階段帶鋼表面與心部均發(fā)生相變時(shí),表面與心部同時(shí)膨脹相互抵消一部分應(yīng)變的影響,抑制殘余應(yīng)力的增長(zhǎng)。第Ⅱ階段表面帶鋼相變體積百分比,決定了帶鋼表面的相變應(yīng)變、帶鋼心部相變時(shí)受到的拉應(yīng)力大小以及相變塑性應(yīng)變,最終決定帶鋼殘余應(yīng)力水平。

從圖12中可見,由于表面與心部相變不同步,且終軋溫度為860 ℃時(shí)的相變速率大,第Ⅲ階段的心部開始相變時(shí),表面相變?yōu)?0%;而終軋溫度為820 ℃時(shí)的相變速率較小,當(dāng)帶鋼心部開始相變時(shí),表面相變僅完成23%。因此,終軋溫度為860 ℃的相變速率較820 ℃更大,帶鋼心部產(chǎn)生的相變塑性應(yīng)變也較大。

2.5.4 殘余應(yīng)力對(duì)比分析

通過ABAQUS提取數(shù)據(jù),得到不同終軋溫度下帶鋼表面與心部的殘余應(yīng)力演變規(guī)律,如圖13所示。不同終軋溫度下的應(yīng)力模擬結(jié)果如表4。

表4 不同終軋溫度下試樣的應(yīng)力模擬結(jié)果

從圖13可以看出,不同終軋溫度下的應(yīng)力演變規(guī)律大致相同,但是殘余應(yīng)力水平有差距。由表4可得:終軋溫度為860 ℃時(shí),表面應(yīng)力為+83 MPa,心部應(yīng)力為-198 MPa,均大于其他3個(gè)終軋溫度的應(yīng)力水平。終軋溫度860 ℃與820 ℃相比,相變開始點(diǎn)提高了11.48 ℃,相變時(shí)間縮短了0.2 s,此時(shí)表面拉應(yīng)力增加了17 MPa,心部壓應(yīng)力增加了45 MPa,帶鋼厚度方向上的整體殘余應(yīng)力水平增加了30%。其殘余應(yīng)力水平相差較大的直接原因是:當(dāng)階段Ⅲ帶鋼心部開始相變時(shí),階段Ⅱ帶鋼表面相變完成量的大小不同。

階段Ⅱ是指在帶鋼連續(xù)冷卻過程中,表面材料率先達(dá)到相變溫度開始相變,帶鋼表面區(qū)域開始膨脹,隨著相變轉(zhuǎn)變量的增加,表面拉應(yīng)力迅速切換為壓應(yīng)力,并帶動(dòng)心部應(yīng)力由壓應(yīng)力切換為拉應(yīng)力,此階段表面區(qū)域材料相變完成量越高,心部開始相變時(shí)所受到的拉應(yīng)力水平越高。而當(dāng)進(jìn)入到階段Ⅲ,心部達(dá)到相變溫度開始相變,表面與心部同時(shí)膨脹,會(huì)抵消一部分,由表面相變所導(dǎo)致的拉應(yīng)力逐步減少。由表4可知終軋溫度為860 ℃時(shí)的相變速率比終軋溫度為820 ℃時(shí)相變速率大。終軋溫度為860 ℃時(shí),心部開始相變前,表面相變完成量達(dá)到40%;終軋溫度為820 ℃時(shí),當(dāng)心部達(dá)到相變溫度時(shí),表面相變完成量?jī)H23%。因此,終軋溫度為860 ℃時(shí),整體殘余應(yīng)力水平較大。得出結(jié)論,終軋溫度會(huì)影響NM400鋼的相變速率,相變速率越大,軋后帶鋼的殘余應(yīng)力就越大。

2.6 終軋溫度對(duì)位錯(cuò)密度的影響

圖14為終軋溫度820 ℃以及860 ℃時(shí)NM400鋼的KAM圖和局部取向差分布圖。較大的KAM值意味著較高的位錯(cuò)密度。在圖16(a,b)中,對(duì)于終軋溫度為820 ℃的NM400鋼,高局部取向差角1°～3°的占比為12.1%;終軋溫度為860 ℃時(shí),如圖16(c,d)所示,高局部取向差角1°～3°的占比為16.7%。所以終軋溫度為860 ℃時(shí),NM400鋼的位錯(cuò)密度較大。利用EBSD所得到的KAM圖來計(jì)算不同終軋溫度下的幾何位錯(cuò)密度,如式(7):

圖14 不同終軋溫度下NM400鋼的KAM圖和局部取向差分布圖Fig.14 KAM maps and local misorientation distribution diagrams of the NM400 steel final rolled at different temperatures(a,b) 820 ℃; (c,d) 860 ℃

ρ=2θ/bδ

(7)

式中:θ為所選區(qū)域局部取向差的平均值,b為Burgers矢量,δ為EBSD掃描時(shí)選用的步長(zhǎng)。

計(jì)算得到不同終軋溫度(820、840、860、880 ℃)下NM400鋼的幾何位錯(cuò)密度分別為:11.73×1014、11.96×1014、12.28×1014、11.62×1014m-2。由此可知,位錯(cuò)密度的變化趨勢(shì)也是先增大后降低,與殘余應(yīng)力水平吻合。

3 結(jié)論

1) 使用修正的K-M方程:δ=1-exp[-a(Ms-T)1.1]可以準(zhǔn)確地描述NM400鋼連續(xù)冷卻過程中馬氏體的轉(zhuǎn)變量。終軋溫度(820～880 ℃)對(duì)NM400鋼相變塑性系數(shù)k影響不大,k可取平均值7.9842×10-5。

2) 終軋溫度(820～880 ℃)時(shí),NM400鋼均為馬氏體且晶粒尺寸變化不大,各終軋溫度下位錯(cuò)密度的變化趨勢(shì)則與殘余應(yīng)力大小比較吻合。

3) 發(fā)現(xiàn)心部相變開始時(shí)帶鋼表面的相變應(yīng)變決定了最終殘余應(yīng)力的水平。相變過程殘余應(yīng)力演變包括3個(gè)階段,分別為:溫度應(yīng)力主導(dǎo)階段,表面相變主導(dǎo)階段,心部相變主導(dǎo)階段。其中心部相變開始時(shí)帶鋼表面的相變體積決定了最終殘余應(yīng)力的水平。

4)終軋溫度會(huì)影響相變速率,在820～880 ℃區(qū)間內(nèi),NM400鋼的相變速率提升造成帶鋼表面先相變體積分?jǐn)?shù)增大,表面區(qū)域材料相變完成率越高,心部開始相變時(shí)所受到的拉應(yīng)力水平越高,最終殘余應(yīng)力亦越大。在終軋溫度為860 ℃時(shí),相變速率最大,導(dǎo)致表面先相變體積達(dá)到40%,殘余應(yīng)力水平最高。