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2021-12-02 10:48:20柳金龍張一凡賈志偉
上海金屬 2021年6期
李 莉 柳金龍 張一凡 賈志偉
(1.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009； 2.東北大學(xué) 材料各向異性與織構(gòu)教育部重點實驗室，遼寧 沈陽 110006； 3.鞍鋼股份冷軋廠，遼寧 鞍山 114009)
取向硅鋼通常含有3.0%～3.4%(質(zhì)量分數(shù))的硅元素，其固溶強化作用導(dǎo)致鋼板冷變形抗力明顯上升，冷加工性能惡化[1]?；谌∠蚬桎摰某煞痔攸c，其冷軋過程中易發(fā)生斷帶事故，導(dǎo)致生產(chǎn)效率和成材率降低，生產(chǎn)成本提高。除冷軋工藝條件外，軋材材質(zhì)及軋前組織狀態(tài)是影響取向硅鋼冷加工性的主要內(nèi)在因素[2-6]。因此，本文研究了?；瘻囟葘Π颁?7AG高磁感取向硅鋼組織特征及冷加工性的影響，為取向硅鋼冷軋工藝的設(shè)計和優(yōu)化提供參考。
1 試驗材料與方法
試驗材料為鞍鋼生產(chǎn)的27AG高磁感取向硅鋼熱軋板，其?；に嚾绫?所示。
表1 ?；に嘥able 1 Normalization processes
?；幚砗螅ㄟ^鞍鋼φ450 mm可逆式冷軋機組進行冷軋試驗。利用Zwick/Roell Z100型拉伸試驗機測定取向硅鋼冷軋板的主要力學(xué)性能，并采用斷裂力學(xué)模型對其冷加工性進行表征。分別沿?；?、冷軋板軋向取樣，經(jīng)鑲嵌、磨拋后用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕，然后置于光學(xué)顯微鏡下觀察顯微組織，并測定珠光體含量及晶粒尺寸。最后，采用SUPRATM55 SAPPHIRE型場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察冷軋板拉伸斷口形貌，確定斷裂類型及原因。
2 試驗結(jié)果與分析
2.1 取向硅鋼冷軋板斷裂韌度的確定
取向硅鋼冷軋邊裂是在軋制過程中帶鋼表層萌生裂紋和裂紋擴展導(dǎo)致的。軋材材質(zhì)和軋制工藝等因素導(dǎo)致冷軋過程產(chǎn)生邊裂甚至斷帶事故。許多學(xué)者對帶鋼裂紋萌生及擴展條件進行了研究[7-9]，并采用裂紋尖端應(yīng)力強度因子KI和材料斷裂韌度KIC作為判定鋼材斷裂的條件。其中，KI表示軋制載荷、裂紋幾何參數(shù)等使裂紋尖端承受載荷或變形的外在因素；KIC則反映材料成分、組織等內(nèi)在因素抵抗裂紋擴展的能力[10-12]。當裂紋尖端應(yīng)力強度因子KI達到材料斷裂韌度臨界值KIC(即KI≥KIC)時，裂紋將失穩(wěn)擴展，最終導(dǎo)致斷裂。基于斷裂力學(xué)現(xiàn)有成果[13]，采用斷裂韌度KIC表征取向硅鋼冷軋板材質(zhì)特性，可以作為評定取向硅鋼冷加工性的理論依據(jù)。斷裂韌度與常規(guī)力學(xué)性能之間的關(guān)系[14]可表示為：
(1)
式中：KIC-D為韌性狀態(tài)下的斷裂韌度，MPa·mm1/2；n為加工硬化指數(shù)；E為彈性模量，MPa；σs為屈服強度，MPa；εf為臨界應(yīng)變，mm；
(2)
式中：KIC-B為脆性狀態(tài)下的斷裂韌度，MPa·mm1/2；σc為材料斷裂強度，MPa；ρ0為裂紋尖端的曲率半徑，mm。
2.2 ?；瘻囟葘浼庸ば缘挠绊?/h3>
表2為不同溫度常化的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)。通過式(1)、式(2)對1號、2號試樣的斷裂韌度進行計算和加工性評定，結(jié)果如圖1所示，發(fā)現(xiàn)KIC值隨?；瘻囟鹊纳叨鴾p小。此外，KIC值隨冷軋板厚度減小而逐漸增加，前2道次斷裂韌度相對較小(加工性差)，易導(dǎo)致邊裂萌生及擴展。
圖1 不同溫度?；娜∠蚬桎摾滠埌宓臄嗔秧g度Fig.1 Fracture toughness of the cold-rolled oriented silicon steel plate normalized at different temperatures
表2 不同溫度常化的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)Table 2 Work-hardening exponents of the cold-rolled oriented silicon steel plate normalized at different temperatures
圖2為不同溫度?；娜∠蚬桎摾滠埌宓娘@微組織，為鐵素體和珠光體。在軋制過程中，硬相珠光體和軟相鐵素體的不均勻塑性變形易引起應(yīng)力集中而產(chǎn)生裂紋。此外，鋼板表層為完全再結(jié)晶的等軸晶粒，這種粗大等軸晶導(dǎo)致晶間結(jié)合強度降低，易造成冷軋板邊部裂紋的萌生或向內(nèi)擴展。但在鋼板亞表層、心部大量纖維狀組織及細小未完全再結(jié)晶晶粒的阻礙作用下，表層裂紋不易向內(nèi)擴展。對于?；瘻囟容^低的1號試樣，其平均晶粒尺寸及珠光體含量均小于2號試樣(如表3所示)，因此，1號試樣的斷裂韌度KIC值小于2號試樣，冷加工性更優(yōu)。
表3 不同溫度?；幚淼睦滠埌宓慕M織特征Table 3 Microstructure characteristics of the cold-rolled plate normalized at different temperatures
圖2 不同溫度常化的取向硅鋼冷軋板的顯微組織Fig.2 Microstructures of the cold-rolled oriented silicon steel plate normalized at different temperatures
圖3為不同溫度?；幚淼睦滠埌謇煸嚇拥臄嗫谛蚊病？梢姡?號試樣斷口存在大量河流狀花紋，屬于典型的解理斷口。解理裂紋在鐵素體中擴展，遇到珠光體時受阻，發(fā)生轉(zhuǎn)折或繞過珠光體，中止于珠光體邊界[15]。裂紋擴展也受到鐵素體晶界的阻礙，越過晶界時裂紋擴展轉(zhuǎn)向另一解理面。2號試樣斷口特征主要為解理裂紋上分布著大小不一的微裂紋，軋制過程中這些微裂紋在應(yīng)力作用下發(fā)生擴展，進而導(dǎo)致加工性降低。
圖3 不同溫度?；幚淼睦滠埌謇煸嚇拥臄嗫谛蚊睩ig.3 Micrographs of fracture of tensile samples of the cold-rolled plate normalized at different temperatures
2.3 常化開始冷卻溫度對冷加工性的影響
表4為?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)。隨著開始冷卻溫度的升高，斷裂韌度KIC值隨之減小。圖4為根據(jù)式(1)、式(2)計算的不同開始冷卻溫度下的斷裂韌度，發(fā)現(xiàn)3號和4號試樣的冷加工性差異隨著冷軋道次的增加略有增大。
表4 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)Table 4 Work hardening exponents of the cold-rolled oriented silicon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖4 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的斷裂韌度Fig.4 Fracture toughness of the cold-rolled oriented silicon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖5為?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的顯微組織。對比發(fā)現(xiàn)：4號試樣由于開始冷卻溫度較高，其平均晶粒尺寸大于3號試樣(見表5)，表層易產(chǎn)生微裂紋。3號試樣的亞表層和心部平均晶粒尺寸相對較小，由于細晶強化作用強度較高、表層裂紋不易向內(nèi)擴展。此外，3號試樣的珠光體含量略低(見表5)，在冷軋過程中珠光體和鐵素體的不均勻塑性變形程度減小，因而不易產(chǎn)生應(yīng)力集中而形成微裂紋。相應(yīng)地，4號試樣表層晶粒粗大容易萌生裂紋，且由于晶界弱化及珠光體不均勻變形等因素的影響，其表面易產(chǎn)生裂紋并向內(nèi)擴展，冷加工性相對較低。
表5 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的組織特征Table 5 Microstructure characteristics of the cold-rolled oriented siticon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖5 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的顯微組織Fig.5 Microstructures of the cold-rolled oriented siticon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖6為?；^程中從不同溫度水冷的冷軋板拉伸試樣的斷口形貌。對比可見，兩種試樣的斷口形貌均具有解理斷裂特征。其中3號試樣的斷口河流狀花樣指向部分解理面，其原因為心部纖維狀組織發(fā)生回復(fù)且晶粒再結(jié)晶程度低，導(dǎo)致晶界結(jié)合強度降低，裂紋易沿晶界擴展。相比3號試樣，4號試樣的斷口微裂紋明顯較多，其原因為開始冷卻溫度升高，晶粒尺寸增大、珠光體含量增加，在應(yīng)力集中和晶界弱化的共同作用下，易形成微裂紋并擴展。因此4號試樣的冷加工性低于3號試樣。
圖6 ?；^程中從不同溫度水冷的冷軋板拉伸試樣的斷口形貌Fig.6 Micrographs of fracture of tensile samples of the cold-rolled plate water-cooled from different temperatures during normalizing
3 結(jié)論
(1)結(jié)合取向硅鋼常規(guī)力學(xué)性能和斷裂韌度KIC值模型對取向硅鋼冷加工性進行表征，其結(jié)果符合取向硅鋼冷軋的實際情況，滿足快速評價取向硅鋼冷加工性的要求。
(2)隨著?；瘻囟燃伴_始冷卻溫度的降低，取向硅鋼的斷裂韌度KIC值增加，冷加工性提高。
(3)取向硅鋼內(nèi)部微裂紋是在細晶強化和軟、硬相的不均勻變形的共同作用下產(chǎn)生的；在心部纖維狀組織及細小晶粒的阻礙作用下，表層裂紋不易向內(nèi)擴展。
(4) 取向硅鋼斷口均具有為解理斷裂特征，并存在微裂紋。這是粗大心部回復(fù)組織降低晶界結(jié)合強度形成裂紋，同時裂紋擴展受到珠光體或鐵素體阻礙而轉(zhuǎn)向另一解理面所致。
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表1 ?；に嘥able 1 Normalization processes
?；幚砗螅ㄟ^鞍鋼φ450 mm可逆式冷軋機組進行冷軋試驗。利用Zwick/Roell Z100型拉伸試驗機測定取向硅鋼冷軋板的主要力學(xué)性能，并采用斷裂力學(xué)模型對其冷加工性進行表征。分別沿?；?、冷軋板軋向取樣，經(jīng)鑲嵌、磨拋后用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕，然后置于光學(xué)顯微鏡下觀察顯微組織，并測定珠光體含量及晶粒尺寸。最后，采用SUPRATM55 SAPPHIRE型場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察冷軋板拉伸斷口形貌，確定斷裂類型及原因。
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(1)
式中：KIC-D為韌性狀態(tài)下的斷裂韌度，MPa·mm1/2；n為加工硬化指數(shù)；E為彈性模量，MPa；σs為屈服強度，MPa；εf為臨界應(yīng)變，mm；
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表2為不同溫度常化的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)。通過式(1)、式(2)對1號、2號試樣的斷裂韌度進行計算和加工性評定，結(jié)果如圖1所示，發(fā)現(xiàn)KIC值隨?；瘻囟鹊纳叨鴾p小。此外，KIC值隨冷軋板厚度減小而逐漸增加，前2道次斷裂韌度相對較小(加工性差)，易導(dǎo)致邊裂萌生及擴展。
圖1 不同溫度?；娜∠蚬桎摾滠埌宓臄嗔秧g度Fig.1 Fracture toughness of the cold-rolled oriented silicon steel plate normalized at different temperatures
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圖2為不同溫度?；娜∠蚬桎摾滠埌宓娘@微組織，為鐵素體和珠光體。在軋制過程中，硬相珠光體和軟相鐵素體的不均勻塑性變形易引起應(yīng)力集中而產(chǎn)生裂紋。此外，鋼板表層為完全再結(jié)晶的等軸晶粒，這種粗大等軸晶導(dǎo)致晶間結(jié)合強度降低，易造成冷軋板邊部裂紋的萌生或向內(nèi)擴展。但在鋼板亞表層、心部大量纖維狀組織及細小未完全再結(jié)晶晶粒的阻礙作用下，表層裂紋不易向內(nèi)擴展。對于?；瘻囟容^低的1號試樣，其平均晶粒尺寸及珠光體含量均小于2號試樣(如表3所示)，因此，1號試樣的斷裂韌度KIC值小于2號試樣，冷加工性更優(yōu)。
表3 不同溫度?；幚淼睦滠埌宓慕M織特征Table 3 Microstructure characteristics of the cold-rolled plate normalized at different temperatures
圖2 不同溫度常化的取向硅鋼冷軋板的顯微組織Fig.2 Microstructures of the cold-rolled oriented silicon steel plate normalized at different temperatures
圖3為不同溫度?；幚淼睦滠埌謇煸嚇拥臄嗫谛蚊病？梢姡?號試樣斷口存在大量河流狀花紋，屬于典型的解理斷口。解理裂紋在鐵素體中擴展，遇到珠光體時受阻，發(fā)生轉(zhuǎn)折或繞過珠光體，中止于珠光體邊界[15]。裂紋擴展也受到鐵素體晶界的阻礙，越過晶界時裂紋擴展轉(zhuǎn)向另一解理面。2號試樣斷口特征主要為解理裂紋上分布著大小不一的微裂紋，軋制過程中這些微裂紋在應(yīng)力作用下發(fā)生擴展，進而導(dǎo)致加工性降低。
圖3 不同溫度?；幚淼睦滠埌謇煸嚇拥臄嗫谛蚊睩ig.3 Micrographs of fracture of tensile samples of the cold-rolled plate normalized at different temperatures
2.3 常化開始冷卻溫度對冷加工性的影響
表4為?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)。隨著開始冷卻溫度的升高，斷裂韌度KIC值隨之減小。圖4為根據(jù)式(1)、式(2)計算的不同開始冷卻溫度下的斷裂韌度，發(fā)現(xiàn)3號和4號試樣的冷加工性差異隨著冷軋道次的增加略有增大。
表4 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的加工硬化指數(shù)Table 4 Work hardening exponents of the cold-rolled oriented silicon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖4 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的斷裂韌度Fig.4 Fracture toughness of the cold-rolled oriented silicon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖5為?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的顯微組織。對比發(fā)現(xiàn)：4號試樣由于開始冷卻溫度較高，其平均晶粒尺寸大于3號試樣(見表5)，表層易產(chǎn)生微裂紋。3號試樣的亞表層和心部平均晶粒尺寸相對較小，由于細晶強化作用強度較高、表層裂紋不易向內(nèi)擴展。此外，3號試樣的珠光體含量略低(見表5)，在冷軋過程中珠光體和鐵素體的不均勻塑性變形程度減小，因而不易產(chǎn)生應(yīng)力集中而形成微裂紋。相應(yīng)地，4號試樣表層晶粒粗大容易萌生裂紋，且由于晶界弱化及珠光體不均勻變形等因素的影響，其表面易產(chǎn)生裂紋并向內(nèi)擴展，冷加工性相對較低。
表5 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的組織特征Table 5 Microstructure characteristics of the cold-rolled oriented siticon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖5 ?；^程中從不同溫度水冷的取向硅鋼冷軋板的顯微組織Fig.5 Microstructures of the cold-rolled oriented siticon steel plate water-cooled from different temperatures during normalizing
圖6為?；^程中從不同溫度水冷的冷軋板拉伸試樣的斷口形貌。對比可見，兩種試樣的斷口形貌均具有解理斷裂特征。其中3號試樣的斷口河流狀花樣指向部分解理面，其原因為心部纖維狀組織發(fā)生回復(fù)且晶粒再結(jié)晶程度低，導(dǎo)致晶界結(jié)合強度降低，裂紋易沿晶界擴展。相比3號試樣，4號試樣的斷口微裂紋明顯較多，其原因為開始冷卻溫度升高，晶粒尺寸增大、珠光體含量增加，在應(yīng)力集中和晶界弱化的共同作用下，易形成微裂紋并擴展。因此4號試樣的冷加工性低于3號試樣。
圖6 ?；^程中從不同溫度水冷的冷軋板拉伸試樣的斷口形貌Fig.6 Micrographs of fracture of tensile samples of the cold-rolled plate water-cooled from different temperatures during normalizing
3 結(jié)論
(1)結(jié)合取向硅鋼常規(guī)力學(xué)性能和斷裂韌度KIC值模型對取向硅鋼冷加工性進行表征，其結(jié)果符合取向硅鋼冷軋的實際情況，滿足快速評價取向硅鋼冷加工性的要求。
(2)隨著?；瘻囟燃伴_始冷卻溫度的降低，取向硅鋼的斷裂韌度KIC值增加，冷加工性提高。
(3)取向硅鋼內(nèi)部微裂紋是在細晶強化和軟、硬相的不均勻變形的共同作用下產(chǎn)生的；在心部纖維狀組織及細小晶粒的阻礙作用下，表層裂紋不易向內(nèi)擴展。
(4) 取向硅鋼斷口均具有為解理斷裂特征，并存在微裂紋。這是粗大心部回復(fù)組織降低晶界結(jié)合強度形成裂紋，同時裂紋擴展受到珠光體或鐵素體阻礙而轉(zhuǎn)向另一解理面所致。
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