工程科学学报，第37卷，第11期：1434-1441,2015年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.11:1434-1441,November 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.11.007:http://journals..ustb.edu.cn 表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 杜辰伟2)区，文进》，李阳，兰鹏2》，刘春秀12》，张晓峰12)，张家泉2》 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 3)中信戴卡股份有限公司，秦皇岛0660114)武汉科技大学钢铁治金及资源利用省部共建教育部重点实验室，武汉430081 ☒通信作者，E-mail:dudegh@163.com 摘要由于铸坯表面与二冷辊列夹持辊发生的间断式接触传热，其表面温度存在一定程度的上下波动.基于J55微合金 钢，考虑温度波动的影响，研究了钢在不同热状态下的热塑性.结果表明，高于850℃时温度波动制度下测得的断面收缩率低 于常规恒温制度下的测量值，而等于或低于850℃时情况相反.分析了两种不同温度制度下测试结果的差异，认为对于微合 金钢，存在着略高于所测钢种A,温度的某一分界温度，高于该温度时恒温制度下测得的塑性值相比波动制度下塑性值偏 高，而低于该温度时则偏低.这一认识有助于更加合理地制定实际连铸过程的矫直温度 关键词连铸：微合金钢：温度波动：热塑性 分类号TF777.1 Influence of surface temperature fluctuations on the hot ductility of microalloyed steel slabs during continuous casting DU Chen-wei,WEN Jin,LI Yang,LAN Peng,LIU Chun-xiu),ZHANG Xiao-feng),ZHANG Jia-quan' 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)CITIC Dicastal Co.,Ltd.,Qinhuangdao 066011,China 4)Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resources Utilization of the Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan, 430081 China Corresponding author,E-mail:dudegh@163.com ABSTRACT Temperature fluctuations exist on the slab surface due to unstable heat flux during repeated contact and departure between the hot slab surface and the relatively cold supporting rollers in the secondary cooling zone.Considering thermal oscillations, hot ductility test under different thermal conditions was carried out on J55 microalloyed steel.The results show that at a temperature higher than 850 C,the hot ductility under the oscillating condition is lower than that under the isothermal condition,but it is on the contrary when the temperature equals or falls below 850C.By analyzing results from experiment and from literature comprehensively, for the microalloyed steel,it is inferred that there exists a critical temperature a bit higher than the Ae,temperature.Above this critical temperature the hot ductility under the isothermal condition is higher than that measured by the more accurate oscillating way,while below it the result is opposite.This conclusion is meaningful to determine the straightening temperature for microalloyed steel produc- tion during continuous casting. KEY WORDS continuous casting:microalloyed steel:temperature fluctuations:hot ductility 连铸钢坯在第三脆性区的热塑性是影响其表面质 量的重要因素.较低热塑性易使铸坯在弯曲与矫直阶 收稿日期：2014-06-28 基金项目：钢铁治金新技术国家重点实验室资助项目(41603013)
工程科学学报，第 37 卷，第 11 期: 1434--1441，2015 年 11 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 11: 1434--1441，November 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 11． 007; http: / /journals． ustb． edu． cn 表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 杜辰伟1，2) ，文 进3) ，李 阳4) ，兰 鹏1，2) ，刘春秀1，2) ，张晓峰1，2) ，张家泉1，2) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 3) 中信戴卡股份有限公司，秦皇岛 066011 4) 武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室，武汉 430081 通信作者，E-mail: dudegh@ 163． com 摘 要 由于铸坯表面与二冷辊列夹持辊发生的间断式接触传热，其表面温度存在一定程度的上下波动． 基于 J55 微合金 钢，考虑温度波动的影响，研究了钢在不同热状态下的热塑性． 结果表明，高于 850 ℃时温度波动制度下测得的断面收缩率低 于常规恒温制度下的测量值，而等于或低于 850 ℃时情况相反． 分析了两种不同温度制度下测试结果的差异，认为对于微合 金钢，存在着略高于所测钢种 Ae3温度的某一分界温度，高于该温度时恒温制度下测得的塑性值相比波动制度下塑性值偏 高，而低于该温度时则偏低． 这一认识有助于更加合理地制定实际连铸过程的矫直温度． 关键词 连铸; 微合金钢; 温度波动; 热塑性 分类号 TF777. 1 Influence of surface temperature fluctuations on the hot ductility of microalloyed steel slabs during continuous casting DU Chen-wei1，2) ，WEN Jin3) ，LI Yang4) ，LAN Peng1，2) ，LIU Chun-xiu1，2) ，ZHANG Xiao-feng1，2) ，ZHANG Jia-quan1，2) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 3) CITIC Dicastal Co． ，Ltd． ，Qinhuangdao 066011，China 4) Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Ｒesources Utilization of the Ministry of Education，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan， 430081 China Corresponding author，E-mail: dudegh@ 163． com ABSTＲACT Temperature fluctuations exist on the slab surface due to unstable heat flux during repeated contact and departure between the hot slab surface and the relatively cold supporting rollers in the secondary cooling zone． Considering thermal oscillations， hot ductility test under different thermal conditions was carried out on J55 microalloyed steel． The results show that at a temperature higher than 850 ℃，the hot ductility under the oscillating condition is lower than that under the isothermal condition，but it is on the contrary when the temperature equals or falls below 850 ℃ ． By analyzing results from experiment and from literature comprehensively， for the microalloyed steel，it is inferred that there exists a critical temperature a bit higher than the Ae3 temperature． Above this critical temperature the hot ductility under the isothermal condition is higher than that measured by the more accurate oscillating way，while below it the result is opposite． This conclusion is meaningful to determine the straightening temperature for microalloyed steel production during continuous casting． KEY WOＲDS continuous casting; microalloyed steel; temperature fluctuations; hot ductility 收稿日期: 2014--06--28 基金项目: 钢铁冶金新技术国家重点实验室资助项目( 41603013) 连铸钢坯在第三脆性区的热塑性是影响其表面质 量的重要因素． 较低热塑性易使铸坯在弯曲与矫直阶
杜辰伟等：表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 ·1435· 段发生沿振痕的横向裂纹.为避免矫直裂纹，通常根 温度的情况，反复的Y→α→y相变细化了晶粒，也提 据钢的高温热塑性曲线来制定铸坯的矫直温度，从而 高了塑性.Mintz等和Banks等o既考虑了结晶器 避开钢的高温脆性区.但在微合金钢的生产中，常发 和足辊段的快冷与出足辊段之后的回温，又加入了与 现根据常规热塑性曲线制定的矫直工艺仍不能避免表 支撑辊接触导致的反复频繁温度波动.其在800℃测 面横裂纹的出现.这是因为微合金钢热塑性一般由其 试的实验结果表明，对于临界转变温度Ae,远高于 组织转变、二次析出相和晶粒度综合决定.实际连 800℃的低碳钢，由于波动时温度的下探和形变诱导 铸过程中，铸坯表面因与二冷辊列夹持辊发生间断式 铁素体效应，铁素体大量生成，使应力不再集中于较薄 接触传热，其表面温度存在一定的上下波动.在此温 的铁素体膜内，因而波动试样的断面收缩率相对于恒 度波动区间内常伴随有微合金元素碳氮化物的析出以 温试样有较大提升：而对于Ae,温度较低的亚包晶钢 及奥氏体向铁素体的转变.上述行为均在很大程度上 和中碳钢，由于温度向下波动可能使膜状铁素体出现 影响铸坯的高温热塑性.而当前的连铸钢坯热塑性实 或者导致析出加重，800℃时的断面收缩率相对于无 验研究并未考虑温度波动的影响，多为将试样加热至 温度波动时测试结果基本一致或稍低. 某一高温保温后以设定的冷速冷至实验温度再开始热 上述研究均为温度波动后再进行拉伸试验，所采 拉伸.以其拉伸断裂后的断面收缩率作为钢样在该温 用的温度制度与实际连铸制度相差颇大.针对微合金 度下的热塑性表征5.因此，对于微合金钢连铸过 钢板坯连铸常见表面裂纹问题，本研究基于实际连铸 程，考虑温度波动历程是准确获得铸坯热塑性的关键 过程弯曲与矫直阶段的温度范围，采用接近实际连铸 因素 过程的表面温度波动与拉伸变形同时进行的方法，利 El-Wazri等可考虑钢坯在结晶器内和足辊段的 用热模拟进行了典型微合金钢J55第三脆性区的热塑 强烈冷却与随后回温的情形，指出经过回温的试样 性实验研究，并与常规实验条件下的结果进行了对比 热塑性低于常规测试方法试样的热塑性.据其分析， 分析，以期明晰连铸弯曲/矫直区温度波动对钢热塑性 回温导致塑性变差是因为回温之前的低温过程导致 的影响，为实际连铸工艺的合理设计提供理论指导 了铁素体薄膜的出现，而回温后虽然铁素体重新转 1 变为奥氏体，但先前于铁素体中析出的数量较多的 实验方法 碳氮化物不会回溶，仍然存在于奥氏体晶界，弱化了 微合金石油套管钢J55试样取自连铸板坯，化学 塑性.Carpenter等阅考虑了铸坯与二冷水和辊列接 成分见表l.试样尺寸如图1所示.使用Gleeble 触所导致的表面交替降温与回温，以30s（±50℃)和 1500D试验机，采用热拉伸法进行拉伸试验.试样加 60s(±100℃)为周期进行温度波动影响的实验，其 热时通入氩气保护，其电加热有效平均加热长度约为 结果与El-Wazri等出结晶器后只回温一次的结果相 15mm.在设定实验温度拉断试样后立即喷水冷却，以 反，发现温度波动会提高钢的热塑性。其认为在温度 保留高温下断口形貌.测量并计算拉断试样断口处的 波动过程中析出物颗粒发生熟化，小的颗粒被溶解，大 断面收缩率.纵剖断口后制备金相试样，用4%硝酸酒 的颗粒继续长大，改变了先前小而密集的析出物形态， 精侵蚀后采用光学显微镜观察金相组织.试样断口形 从而使塑性得到提升.对于降温低于奥氏体临界转变 貌使用ZEISS SUPRA55扫描电子显微镜观察. 表1实验钢种55钢的实化学际成分（质量分数） Table 1 Real chemical composition of the tested J55 steel 完 Si Mn P Al(s) Nb Ti 0.20 0.2256 1.0898 0.0179 0.0030 0.0309 0.0214 0.0214 0.0036 1.5×459 其余73 实验，试样分为恒定温度下拉伸、恒定温度下±50℃ 波动和±100℃波动过程中拉伸三组.温度波动范围 的选取依据前人对板坯表面温度的研究结果Ⅲ，并假 10 10 120 设波动周期为12s(取决于铸坯拉速).其中， ±100℃波动组仅取750、850和950℃三个点.每个 图1 Gleeble-500D热拉伸试样尺寸示意图（单位：mm） 温度点的断面收缩率，取两个测量值相近试样的平均 Fig.1 Schematic of samples used for Gleeble-500D (units:mm) 值.应变速率ε取和连铸过程相似的10s.三种 考虑实际铸坯在弯曲或矫直区的温度范围，设定 实验温度制度如图2所示 实验温度为700~950℃，每隔50℃取一点.作为对比
杜辰伟等: 表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 段发生沿振痕的横向裂纹． 为避免矫直裂纹，通常根 据钢的高温热塑性曲线来制定铸坯的矫直温度，从而 避开钢的高温脆性区． 但在微合金钢的生产中，常发 现根据常规热塑性曲线制定的矫直工艺仍不能避免表 面横裂纹的出现． 这是因为微合金钢热塑性一般由其 组织转变、二次析出相和晶粒度综合决定［1--4］． 实际连 铸过程中，铸坯表面因与二冷辊列夹持辊发生间断式 接触传热，其表面温度存在一定的上下波动． 在此温 度波动区间内常伴随有微合金元素碳氮化物的析出以 及奥氏体向铁素体的转变． 上述行为均在很大程度上 影响铸坯的高温热塑性． 而当前的连铸钢坯热塑性实 验研究并未考虑温度波动的影响，多为将试样加热至 某一高温保温后以设定的冷速冷至实验温度再开始热 拉伸． 以其拉伸断裂后的断面收缩率作为钢样在该温 度下的热塑性表征［5--6］． 因此，对于微合金钢连铸过 程，考虑温度波动历程是准确获得铸坯热塑性的关键 因素． El-Wazri 等［7］考虑 钢 坯 在 结 晶 器 内 和 足 辊 段 的 强烈冷却与随后回温的情形，指出经过回温的试样 热塑性低于常规测试方法试样的热塑性． 据其分析， 回温导致塑性变差是因为回温之前的低温过程导致 了铁素体薄膜的出现，而回温后虽然铁素体重新转 变为奥氏体，但先前于铁素体中析出的数量较多的 碳氮化物不会回溶，仍然存在于奥氏体晶界，弱化了 塑性． Carpenter 等［8］ 考虑了铸坯与二冷水和辊列接 触所导致的表面交替降温与回温，以 30 s ( ± 50 ℃ ) 和 60 s ( ± 100 ℃ ) 为周期进行温度波动影响的实验，其 结果与 El-Wazri 等出结晶器后只回温一次的结果相 反，发现温度波动会提高钢的热塑性． 其认为在温度 波动过程中析出物颗粒发生熟化，小的颗粒被溶解，大 的颗粒继续长大，改变了先前小而密集的析出物形态， 从而使塑性得到提升． 对于降温低于奥氏体临界转变 温度的情况，反复的 γ→α→γ 相变细化了晶粒，也提 高了塑性． Mintz 等［9］和 Banks 等［10］既考虑了结晶器 和足辊段的快冷与出足辊段之后的回温，又加入了与 支撑辊接触导致的反复频繁温度波动． 其在 800 ℃ 测 试的实验 结 果 表 明，对 于 临 界 转 变 温 度 Ae3 远高 于 800 ℃的低碳钢，由于波动时温度的下探和形变诱导 铁素体效应，铁素体大量生成，使应力不再集中于较薄 的铁素体膜内，因而波动试样的断面收缩率相对于恒 温试样有较大提升; 而对于 Ae3温度较低的亚包晶钢 和中碳钢，由于温度向下波动可能使膜状铁素体出现 或者导致析出加重，800 ℃ 时的断面收缩率相对于无 温度波动时测试结果基本一致或稍低． 上述研究均为温度波动后再进行拉伸试验，所采 用的温度制度与实际连铸制度相差颇大． 针对微合金 钢板坯连铸常见表面裂纹问题，本研究基于实际连铸 过程弯曲与矫直阶段的温度范围，采用接近实际连铸 过程的表面温度波动与拉伸变形同时进行的方法，利 用热模拟进行了典型微合金钢 J55 第三脆性区的热塑 性实验研究，并与常规实验条件下的结果进行了对比 分析，以期明晰连铸弯曲/矫直区温度波动对钢热塑性 的影响，为实际连铸工艺的合理设计提供理论指导． 1 实验方法 微合金石油套管钢 J55 试样取自连铸板坯，化学 成分 见 表 1． 试 样 尺 寸 如 图 1 所 示． 使 用 Gleeble 1500D 试验机，采用热拉伸法进行拉伸试验． 试样加 热时通入氩气保护，其电加热有效平均加热长度约为 15 mm． 在设定实验温度拉断试样后立即喷水冷却，以 保留高温下断口形貌． 测量并计算拉断试样断口处的 断面收缩率． 纵剖断口后制备金相试样，用 4% 硝酸酒 精侵蚀后采用光学显微镜观察金相组织． 试样断口形 貌使用 ZEISS SUPＲA 55 扫描电子显微镜观察． 表 1 实验钢种 J55 钢的实化学际成分( 质量分数) Table 1 Ｒeal chemical composition of the tested J55 steel % C Si Mn P S Al( s) Nb Ti V 0. 20 0. 2256 1. 0898 0. 0179 0. 0030 0. 0309 0. 0214 0. 0214 0. 0036 图 1 Gleeble-1500D 热拉伸试样尺寸示意图( 单位: mm) Fig． 1 Schematic of samples used for Gleeble-1500D ( units: mm) 考虑实际铸坯在弯曲或矫直区的温度范围，设定 实验温度为 700 ～ 950 ℃，每隔 50 ℃取一点． 作为对比 实验，试样分为恒定温度下拉伸、恒定温度下 ± 50 ℃ 波动和 ± 100 ℃波动过程中拉伸三组． 温度波动范围 的选取依据前人对板坯表面温度的研究结果［11］，并假 设波 动 周 期 为 12 s ( 取 决 于 铸 坯 拉 速) ． 其 中， ± 100 ℃波动组仅取 750、850 和 950 ℃ 三个点． 每个 温度点的断面收缩率，取两个测量值相近试样的平均 值． 应变速率 ε 取和连铸过程相似的 10 － 3 s － 1 ． 三种 实验温度制度如图 2 所示． · 5341 ·
·1436 工程科学学报，第37卷，第11期 一恒温 100 ---±50℃波动 1350℃.3min 一±100℃波动 5℃ 70 E=10s1 S0 40 20℃·s 10 700/ 750/800/850/900/950/ 650-750700-800750-850800-900850-950900-1000 时间/s 温度℃ 图2试样固溶处理后的三种不同热拉伸温度制度 图3不同温度制度热拉伸的断面收缩率 Fig.2 Schematic showing different testing schedules after solution Fig.3 Values of reduction in area under different testing schedules treatment 70 642 2实验结果与分析 图±100波动 03 ±50℃波动 2.1断面收缩率 50 45.5 图3为常规恒温和该温度上±50℃波动条件下 358 热拉伸测得的断面收缩率曲线.由图3可见，当温度 30 小于等于700/650~750℃（此表述意为将700℃恒温 与650~750℃波动视为同一温度比较点进行比较)， 或者大于等于900/850~950℃时，试样的塑性较好， 断面收缩率大于50%：750/700~800℃时，塑性最差， 650-850/ 750-950/ 850-1050/ 断面收缩率小于35%.总体来看，当温度等于或低于 700-800T 800-900T 900-1000℃ 850℃时，等温制度的塑性低于波动制度的塑性：当温 温度制度 度高于850℃时，等温制度的塑性高于波动制度的塑 图4不同温度波动幅度下热拉伸试样断面收缩率 性.两种温度制度下断面收缩率的平均差值在10%~ Fig.4 Change of reduction in area with oscillation amplitude 20%之间. 2.2位移载荷曲线 不同的温度波动幅度下测得的三种温度断面收缩 鉴于拉伸过程中试样直径的不均匀变化，应变也 率如图4所示.由图4可知，将温度波动的幅度加大 主要发生在高温均温区，因此实际应力和应变大小无 至±100℃，试样的断面收缩率与±50℃范围内行波 法准确计算.图5给出J55微合金钢试样在不同温度 动时的断面收缩率基本一致，差值均在5%之内 制度下拉伸过程的位移一载荷曲线.可见，随拉伸温度 12 (a) 曲线1一700℃ (b) 曲线2650-750℃ 曲线3一750℃ 10 曲线4一700-800气 曲线1一900℃ 曲线2一850-950℃ 曲线3一950℃ 曲线5一800℃ 曲线4一 900-1000℃ 曲线6一750-850℃ 曲线7-850℃ 曲线8800-900℃35781726 0.10.0010.20.30.40.50.60.70.80.9 0.10.00.10.20.30.40.50.60.70.8 位移cm 位移cm 图5试样热拉伸过程的位移-载荷曲线.(a)850℃及以下：(b)850℃以上 Fig.5 Displacement-oad curves of fractured samples:(a)no more than 850 C;(b)above 850 C
工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 图 2 试样固溶处理后的三种不同热拉伸温度制度 Fig． 2 Schematic showing different testing schedules after solution treatment 2 实验结果与分析 图 5 试样热拉伸过程的位移--载荷曲线． ( a) 850 ℃及以下; ( b) 850 ℃以上 Fig． 5 Displacement--load curves of fractured samples: ( a) no more than 850 ℃ ; ( b) above 850 ℃ 2. 1 断面收缩率 图 3 为常规恒温和该温度上 ± 50 ℃ 波动条件下 热拉伸测得的断面收缩率曲线． 由图 3 可见，当温度 小于等于 700 /650 ～ 750 ℃ ( 此表述意为将 700 ℃ 恒温 与 650 ～ 750 ℃ 波动视为同一温度比较点进行比较) ， 或者大于等于 900 /850 ～ 950 ℃ 时，试样的塑性较好， 断面收缩率大于 50% ; 750 /700 ～ 800 ℃ 时，塑性最差， 断面收缩率小于 35% ． 总体来看，当温度等于或低于 850 ℃时，等温制度的塑性低于波动制度的塑性; 当温 度高于 850 ℃时，等温制度的塑性高于波动制度的塑 性． 两种温度制度下断面收缩率的平均差值在 10% ～ 20% 之间． 不同的温度波动幅度下测得的三种温度断面收缩 率如图 4 所示． 由图 4 可知，将温度波动的幅度加大 至 ± 100 ℃，试样的断面收缩率与 ± 50 ℃ 范围内行波 动时的断面收缩率基本一致，差值均在 5% 之内． 图 3 不同温度制度热拉伸的断面收缩率 Fig． 3 Values of reduction in area under different testing schedules 图 4 不同温度波动幅度下热拉伸试样断面收缩率 Fig． 4 Change of reduction in area with oscillation amplitude 2. 2 位移载荷曲线 鉴于拉伸过程中试样直径的不均匀变化，应变也 主要发生在高温均温区，因此实际应力和应变大小无 法准确计算． 图 5 给出 J55 微合金钢试样在不同温度 制度下拉伸过程的位移--载荷曲线． 可见，随拉伸温度 · 6341 ·
杜辰伟等：表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 ·1437· 的升高，钢样变形抗力载荷也依次降低.其中，因热胀 2.4金相组织 冷缩，温度波动过程中拉伸的试样，其载荷曲线也呈现 图8给出了对应于以上断口分析的几个典型温度 上下波动. 下试样纵剖后断口附近的金相照片.由图8(a)可知， 此外，在850℃及其以下实验温度时，温度波动制 650~750℃波动的试样中基本均为铁素体+珠光体， 度下的试样在断裂前的拉伸变形位移量明显高于恒温 只是在铁素体/珠光体的交界存在一些细微孔洞，说明 制度下的试样，但其在同一位移量时所承受的载荷却 在淬火前组织就已经全部转变成了铁素体和珠光体， 比恒温制度下试样低（波动条件下载荷值取波动中 故该温度制度下的试样塑性较高，断面收缩率达到了 点，下同)，如图5(a).在高于850℃实验温度时，温度 72.6%.700℃恒温拉断时（图8(b)),其淬火组织为 波动制度下试样在断裂前的位移量明显低于恒温制度 铁素体、珠光体以及少量马氏体，说明在淬火前还未发 下试样，但同一位移量时其所承受的载荷却较高，如 生完全的奥氏体向铁素体、珠光体的转变，因而其塑性 图5(b).由此可见：在850℃及其以下温度拉伸，温度 相对较低，断面收缩率为55.3%. 波动能提高试样的热塑性：而在850℃以上拉伸，温度 对于700~800℃与750℃一组，波动组中的原奥 波动却降低了试样的热塑性.根据恒温试样的最大载 氏体晶界有明显的块状和膜状铁素体，铁素体膜厚度 荷及同一时刻波动试样的平均载荷，可得到不同温度 大约为10~20um(图8(c)).试样塑性受到铁素体 制度下最大载荷与温度间的关系，如图6所示. 膜的影响，断面收缩率为38.1%.750℃试样断裂呈 非常明显的沿晶断裂，且铁素体膜很薄，在光学显微镜 下基本不可见（图8(）)，故该温度下应力集中于晶 界薄膜，析出物也易集中的薄膜中，导致塑性极差，断 ■—±50℃波动 。一恒温 面收缩率只有29.2%. 由图8(e)和8()可见，900~1000℃与950℃一 组，组织均为马氏体，金相组织无明显差别.因本钢种 含铌较多，而热力学上900℃时Nb的碳氮化物析出比 950℃要多，动力学上900℃时析出条件也更好四，故 温度波动时向较低区间的下探使析出物增多，晶界塑 性下降.因此900~1000℃试样的断面收缩率为 64.2%,比950℃试样的69.8%低 7n/ 70 800/ 850/ oO/ 950/ 650-750700-800750-850800-900850-950900-1000 讨论 3 温度℃ 图6不同制度下拉伸试样最大载荷 3.1不同温度制度下钢样热塑性差异 Fig.6 Maximum load for samples under different tensile schedules 由图3可知，在900℃的测试温度，恒温制度下的 2.3断口形貌 塑性好于温度波动制度下的塑性.900/850~950℃条 选取在热拉伸脆性区两端和中间所对应的热塑性 件下的金相照片与950/900~1000℃条件下的金相照 差异较大的钢样，进行断口扫描电镜分析.图7为断 片（即图8(e)和图8(f))并无太大区别，且在850~ 口形貌.650~750℃波动（图7(a))和700℃恒温 950℃波动的金相中也并未观察到膜状铁素体.本实 (图7(6))的条件下，断口呈穿晶断裂，断面并不平 验所使用的J55钢，经Jmatpro软件计算其Ae,温度约 整，出现大量小的晶内韧窝.由于温度较低，铁素体甚 为850℃左右.因此认为，850~950℃范围内的温度 至珠光体已大量生成，故整体塑性均较好.700~ 波动还不足以导致铁素体膜的出现，在900℃以上时 800℃波动（图7(c))和750℃恒温（图7(d))的条件 试样组织均为奥氏体，析出动力学条件较好（典型微 下，断口呈冰糖状，断裂类型为典型脆性沿晶断裂.在 合金高强度钢的析出动力学曲线鼻尖温度约在900℃ 此温度条件下铁素体在晶界呈膜状析出，晶界强度很 左右网)，温度波动实验中温度的下探导致的晶界析 低，塑性最差.900~1000℃波动（图7(e))和950℃ 出物数量增加可能是其塑性降低的原因 恒温（图7(）)的条件下，断口分布着很深的韧窝. 对于实验温度小于等于850℃的情形，波动比恒 般认为，韧窝的大小和深浅决定于材料断裂时微孔生 温下的塑性要高.在图9所示的850/800~900℃两种 核数量和材料本身的相对塑性，如果微孔生核数量很 情况下的金相照片中均出现了膜状铁素体.虽肉眼无 多或材料的相对塑性较低，则韧窝的尺寸就较小或较 法分辨铁素体膜的厚度，但结合Mintz的研究结果和 浅.可见900~1000℃波动和950℃恒温试样断口韧 钢在凝固时的Y→α相变可推测，温度周期性波动到 窝尺寸较大较深，其塑性较好. Ae温度以下（即800℃）时，已经存在的铁素体膜变
杜辰伟等: 表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 的升高，钢样变形抗力载荷也依次降低． 其中，因热胀 冷缩，温度波动过程中拉伸的试样，其载荷曲线也呈现 上下波动． 此外，在 850 ℃及其以下实验温度时，温度波动制 度下的试样在断裂前的拉伸变形位移量明显高于恒温 制度下的试样，但其在同一位移量时所承受的载荷却 比恒温制度下试样低( 波动条件下载荷值取波动中 点，下同) ，如图5( a) ． 在高于850 ℃实验温度时，温度 波动制度下试样在断裂前的位移量明显低于恒温制度 下试样，但同一位移量时其所承受的载荷却较高，如 图 5( b) ． 由此可见: 在 850 ℃及其以下温度拉伸，温度 波动能提高试样的热塑性; 而在 850 ℃以上拉伸，温度 波动却降低了试样的热塑性． 根据恒温试样的最大载 荷及同一时刻波动试样的平均载荷，可得到不同温度 制度下最大载荷与温度间的关系，如图 6 所示． 图 6 不同制度下拉伸试样最大载荷 Fig． 6 Maximum load for samples under different tensile schedules 2. 3 断口形貌 选取在热拉伸脆性区两端和中间所对应的热塑性 差异较大的钢样，进行断口扫描电镜分析． 图 7 为断 口形貌． 650 ～ 750 ℃ 波动( 图 7 ( a) ) 和 700 ℃ 恒温 ( 图 7( b) ) 的条件下，断口呈穿晶断裂，断面并不平 整，出现大量小的晶内韧窝． 由于温度较低，铁素体甚 至珠光 体 已 大 量 生 成，故整体塑性均较好． 700 ～ 800 ℃波动( 图 7( c) ) 和 750 ℃恒温( 图 7( d) ) 的条件 下，断口呈冰糖状，断裂类型为典型脆性沿晶断裂． 在 此温度条件下铁素体在晶界呈膜状析出，晶界强度很 低，塑性最差． 900 ～ 1000 ℃ 波动( 图 7( e) ) 和 950 ℃ 恒温( 图 7( f) ) 的条件下，断口分布着很深的韧窝． 一 般认为，韧窝的大小和深浅决定于材料断裂时微孔生 核数量和材料本身的相对塑性，如果微孔生核数量很 多或材料的相对塑性较低，则韧窝的尺寸就较小或较 浅． 可见 900 ～ 1000 ℃ 波动和 950 ℃ 恒温试样断口韧 窝尺寸较大较深，其塑性较好． 2. 4 金相组织 图 8 给出了对应于以上断口分析的几个典型温度 下试样纵剖后断口附近的金相照片． 由图 8( a) 可知， 650 ～ 750 ℃波动的试样中基本均为铁素体 + 珠光体， 只是在铁素体/珠光体的交界存在一些细微孔洞，说明 在淬火前组织就已经全部转变成了铁素体和珠光体， 故该温度制度下的试样塑性较高，断面收缩率达到了 72. 6% ． 700 ℃恒温拉断时( 图 8( b) ) ，其淬火组织为 铁素体、珠光体以及少量马氏体，说明在淬火前还未发 生完全的奥氏体向铁素体、珠光体的转变，因而其塑性 相对较低，断面收缩率为 55. 3% ． 对于 700 ～ 800 ℃ 与 750 ℃ 一组，波动组中的原奥 氏体晶界有明显的块状和膜状铁素体，铁素体膜厚度 大约为 10 ～ 20 μm ( 图 8( c) ) ． 试样塑性受到铁素体 膜的影响，断面收缩率为 38. 1% ． 750 ℃ 试样断裂呈 非常明显的沿晶断裂，且铁素体膜很薄，在光学显微镜 下基本不可见( 图 8( d) ) ，故该温度下应力集中于晶 界薄膜，析出物也易集中的薄膜中，导致塑性极差，断 面收缩率只有 29. 2% ． 由图 8( e) 和 8( f) 可见，900 ～ 1000 ℃ 与 950 ℃ 一 组，组织均为马氏体，金相组织无明显差别． 因本钢种 含铌较多，而热力学上 900 ℃时 Nb 的碳氮化物析出比 950 ℃要多，动力学上 900 ℃时析出条件也更好［12］，故 温度波动时向较低区间的下探使析出物增多，晶界塑 性下降． 因 此 900 ～ 1000 ℃ 试样的断面收缩率为 64. 2% ，比 950 ℃试样的 69. 8% 低． 3 讨论 3. 1 不同温度制度下钢样热塑性差异 由图 3 可知，在 900 ℃的测试温度，恒温制度下的 塑性好于温度波动制度下的塑性． 900 /850 ～ 950 ℃ 条 件下的金相照片与 950 /900 ～ 1000 ℃ 条件下的金相照 片( 即图 8( e) 和图 8 ( f) ) 并无太大区别，且在 850 ～ 950 ℃波动的金相中也并未观察到膜状铁素体． 本实 验所使用的 J55 钢，经 Jmatpro 软件计算其 Ae3温度约 为 850 ℃左右． 因此认为，850 ～ 950 ℃ 范围内的温度 波动还不足以导致铁素体膜的出现，在 900 ℃ 以上时 试样组织均为奥氏体，析出动力学条件较好( 典型微 合金高强度钢的析出动力学曲线鼻尖温度约在 900 ℃ 左右［12］) ，温度波动实验中温度的下探导致的晶界析 出物数量增加可能是其塑性降低的原因． 对于实验温度小于等于 850 ℃ 的情形，波动比恒 温下的塑性要高． 在图 9 所示的 850 /800 ～ 900 ℃两种 情况下的金相照片中均出现了膜状铁素体． 虽肉眼无 法分辨铁素体膜的厚度，但结合 Mintz 的研究结果和 钢在凝固时的 γ→α 相变可推测，温度周期性波动到 Ae3温度以下( 即 800 ℃ ) 时，已经存在的铁素体膜变 · 7341 ·
·1438. 工程科学学报，第37卷，第11期 (a) 1004m DHT.7000wV 100 0行+能9W D08d2013 w.m (e) 0 已e约河13 00 EHT*7000 wV e 00 00W Dete tt ter2013 00 对，D的W 热发本到 Dw46M,3013 图7不同温度制度下扫描电镜下断口形貌.(a)650~750℃：(b)700℃：(c)700~800℃：(b)750℃：(e)900~1000℃：(f0950℃ Fig.7 SEM images of fracture surfaces under different tensile schedules:(a)650to750℃：(b)700℃：(c)700to800℃：(b)750℃：(e） 900to1000℃：(0950℃ 厚，在一定程度上增加了试样的塑性.此外，因较低温 高温时发生了熟化.由于测试温度和钢种的临界相变 度时析出动力学条件较差，析出物对塑性的恶化作用 温度Ae会很大程度上影响铁素体的形态，而析出物 并不明显（或者波动到高温时可能发生熟化），这也是 具体会在降温时增多还是在回温时熟化，也取决于测 相比恒温测试下塑性值提高的原因.对于更低温度的 试温度下的析出动力学条件.故对于同一钢种，在不 情况，对比图8(c)和图8(d)可见，波动制度下铁素体 同的温度区间进行热塑性测试，温度波动的影响会不 膜明显变厚，这也证实了铁素体膜厚度的增加对塑性 尽相同乃至相反 的提升. 基于以上分析，可以推测，温度制度对微合金钢热 通过对本实验结果的综合分析可知：850℃以上 塑性的影响存在一个分界温度.高于此温度时，由于 温度波动制度下钢样塑性变差的可能原因主要是波动 常规恒温制度热塑性实验未能考虑到温度波动可能诱 使二次相析出加剧，晶界析出物在低温区的增多：而 发铁素体膜和加剧析出相的发生，其热塑性值偏高 850℃及其以下温度，热塑性得以提高的原因可以解 而低于此温度时，恒温制度却又忽略了铁素体膜因温 释为已经存在的铁素体膜变厚或析出相在温度波动到 度波动的增厚以及回温时析出物的熟化，其热塑性偏
工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 图 7 不同温度制度下扫描电镜下断口形貌． ( a) 650 ～ 750 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 700 ～ 800 ℃ ; ( b) 750 ℃ ; ( e) 900 ～ 1000 ℃ ; ( f) 950 ℃ Fig． 7 SEM images of fracture surfaces under different tensile schedules: ( a) 650 to 750 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 700 to 800 ℃ ; ( b) 750 ℃ ; ( e) 900 to 1000 ℃ ; ( f) 950 ℃ 厚，在一定程度上增加了试样的塑性． 此外，因较低温 度时析出动力学条件较差，析出物对塑性的恶化作用 并不明显( 或者波动到高温时可能发生熟化) ，这也是 相比恒温测试下塑性值提高的原因． 对于更低温度的 情况，对比图 8( c) 和图 8( d) 可见，波动制度下铁素体 膜明显变厚，这也证实了铁素体膜厚度的增加对塑性 的提升． 通过对本实验结果的综合分析可知: 850 ℃ 以上 温度波动制度下钢样塑性变差的可能原因主要是波动 使二次相析出加剧，晶界析出物在低温区的增多; 而 850 ℃及其以下温度，热塑性得以提高的原因可以解 释为已经存在的铁素体膜变厚或析出相在温度波动到 高温时发生了熟化． 由于测试温度和钢种的临界相变 温度 Ae3会很大程度上影响铁素体的形态，而析出物 具体会在降温时增多还是在回温时熟化，也取决于测 试温度下的析出动力学条件． 故对于同一钢种，在不 同的温度区间进行热塑性测试，温度波动的影响会不 尽相同乃至相反． 基于以上分析，可以推测，温度制度对微合金钢热 塑性的影响存在一个分界温度． 高于此温度时，由于 常规恒温制度热塑性实验未能考虑到温度波动可能诱 发铁素体膜和加剧析出相的发生，其热塑性值偏高． 而低于此温度时，恒温制度却又忽略了铁素体膜因温 度波动的增厚以及回温时析出物的熟化，其热塑性偏 · 8341 ·
杜辰伟等：表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 ·1439· 00 um 100m 100m 100m 100 um 图8不同温度制度试样断口纵剖金相组织.(a)650~750℃：(b)700℃：(c)700~800℃：(d)750℃：(e)900~1000℃：(0950℃ Fig.8 Optical microscopy microstructures of samples under different schedules:(a)650to750℃：(b)700℃：(e)700to800℃：(d)750℃ (e)900to1000℃：(0950℃ 低.微合金钢的分界温度略高于该钢种的Ae,温度，其 然而，由于铸坯角部二维传热所导致的过冷会使 示意图见图10 其与铸坯表面中心产生100℃以上的温差国，使铸坯
杜辰伟等: 表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 图 8 不同温度制度试样断口纵剖金相组织． ( a) 650 ～ 750 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 700 ～ 800 ℃ ; ( d) 750 ℃ ; ( e) 900 ～ 1000 ℃ ; ( f) 950 ℃ Fig． 8 Optical microscopy microstructures of samples under different schedules: ( a) 650 to 750 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 700 to 800 ℃ ; ( d) 750 ℃ ( e) 900 to 1000 ℃ ; ( f) 950 ℃ 低． 微合金钢的分界温度略高于该钢种的 Ae3温度，其 示意图见图 10． 然而，由于铸坯角部二维传热所导致的过冷会使 其与铸坯表面中心产生 100 ℃ 以上的温差［13］，使铸坯 · 9341 ·
·1440· 工程科学学报，第37卷，第11期 100am 图9不同温度制度试样断口纵剖金相组织.（a)800~900℃：(b)850℃ Fig.9 Optical microscopy microstructure of samples under different schedules:(a)800 to900C (b)850C 角部落入较低温区，且角部因先凝而回热较小造成角 制度的塑性值，虽然要比常规恒温制度下的所测值偏 部温度波动要小于表面中心的温度波动，越靠近角部 低，但断面收缩率仍高于40%，故表面温度高于900℃ 波动越小.此时，角部的热塑性介于温度波动与恒温 时矫直出现表面中心横裂纹的概率较低：而此时角部 测试值之间，且越靠近角部越接近恒温测试值.因此， 温度约在800℃左右，其塑性按照常规恒温测试结果， 对于这类微合金钢，为获得更为接近实际连铸工艺下 断面收缩率小于40%，矫直的角裂倾向性大（这也是 的高温热塑性，中心部位采用温度波动制度的测定值， 微合金钢表面横裂常出现在角部的原因之一).故只 角部位于波动与恒温制度测定值之间. 需采取措施，上调矫直时角部的温度以防止角部裂纹 00 对于其他微合金钢，若恰好出现高于分界温度时 90 波动测试值低于40%的情况，则必须同时上调铸坯中 心和角部的矫直温度来防止矫直裂纹的发生 70 因此，在连铸生产微合金钢时，建议通过更为接近 Ae温度 实际连铸工艺的温度波动和常规恒温这两种制度来分 别确定铸坯中心和角部的高温热塑性，以此为依据制 40 定其连铸矫直温度制度. 30 20 ·一波动 4结论 一。一恒温 0 (1)在实验温度±50℃波动的工况下，微合金钢 700 750 800850 900 950 温度℃ J55铸坯试样断面收缩率在高于850℃时较恒温测试 下的断面收缩率低，等于和低于850℃时较恒温测试 图10不同温度制度试样断面收缩率与A©3温度的关系 Fig.10 Relationship between Ae:temperature and reduction in area 下的断面收缩率高.实验温度波动幅度达±100℃时， under different schedules 测得的断面收缩率没有明显变化. (2)温度波动使微合金钢热塑性测试过程中的铁 3.2关于连铸矫直温度的选取 素体和碳氮化物析出发生了改变.推测对于微合金钢 由于微合金钢相对普碳钢更加复杂的析出、相变 的热塑性测试，存在一略高于该钢种Ae,温度的临界 行为导致脆性温区扩大，生产中往往采取高温矫直工 温度，高于此温度时常规恒温制度下的断面收缩率相 艺.一般认为，常规恒温制度下的拉伸断面收缩率达 对于更接近实际条件的波动制度下的断面收缩率偏 到40%以上即可避免铸坯弯曲或矫直时表面裂纹的 高，低于此温度时则偏低 出现，与之对应的温度大约在900℃以上. (3)对于微合金钢，建议采用温度波动和恒温两 本研究基于J55微合金钢的实验结果表明（如 种制度来测量铸坯高温热塑性，表面中心取用温度波 图3所示)，当表面中心温度900℃时，采用温度波动 动测试值，角部塑性介于波动与恒温测试值之间，以此
工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 图 9 不同温度制度试样断口纵剖金相组织． ( a) 800 ～ 900 ℃ ; ( b) 850 ℃ Fig． 9 Optical microscopy microstructure of samples under different schedules: ( a) 800 to 900 ℃ ( b) 850 ℃ 角部落入较低温区，且角部因先凝而回热较小造成角 部温度波动要小于表面中心的温度波动，越靠近角部 波动越小． 此时，角部的热塑性介于温度波动与恒温 测试值之间，且越靠近角部越接近恒温测试值． 因此， 对于这类微合金钢，为获得更为接近实际连铸工艺下 的高温热塑性，中心部位采用温度波动制度的测定值， 角部位于波动与恒温制度测定值之间． 图 10 不同温度制度试样断面收缩率与 Ae3温度的关系 Fig． 10 Ｒelationship between Ae3 temperature and reduction in area under different schedules 3. 2 关于连铸矫直温度的选取 由于微合金钢相对普碳钢更加复杂的析出、相变 行为导致脆性温区扩大，生产中往往采取高温矫直工 艺． 一般认为，常规恒温制度下的拉伸断面收缩率达 到 40% 以上即可避免铸坯弯曲或矫直时表面裂纹的 出现［14］，与之对应的温度大约在 900 ℃以上． 本研究基 于 J55 微合金钢的实验结果表明( 如 图 3 所示) ，当表面中心温度 900 ℃ 时，采用温度波动 制度的塑性值，虽然要比常规恒温制度下的所测值偏 低，但断面收缩率仍高于 40% ，故表面温度高于 900 ℃ 时矫直出现表面中心横裂纹的概率较低． 而此时角部 温度约在 800 ℃左右，其塑性按照常规恒温测试结果， 断面收缩率小于 40% ，矫直的角裂倾向性大( 这也是 微合金钢表面横裂常出现在角部的原因之一) ． 故只 需采取措施，上调矫直时角部的温度以防止角部裂纹． 对于其他微合金钢，若恰好出现高于分界温度时 波动测试值低于 40% 的情况，则必须同时上调铸坯中 心和角部的矫直温度来防止矫直裂纹的发生． 因此，在连铸生产微合金钢时，建议通过更为接近 实际连铸工艺的温度波动和常规恒温这两种制度来分 别确定铸坯中心和角部的高温热塑性，以此为依据制 定其连铸矫直温度制度． 4 结论 ( 1) 在实验温度 ± 50 ℃ 波动的工况下，微合金钢 J55 铸坯试样断面收缩率在高于 850 ℃ 时较恒温测试 下的断面收缩率低，等于和低于 850 ℃ 时较恒温测试 下的断面收缩率高． 实验温度波动幅度达 ± 100 ℃时， 测得的断面收缩率没有明显变化． ( 2) 温度波动使微合金钢热塑性测试过程中的铁 素体和碳氮化物析出发生了改变． 推测对于微合金钢 的热塑性测试，存在一略高于该钢种 Ae3温度的临界 温度，高于此温度时常规恒温制度下的断面收缩率相 对于更接近实际条件的波动制度下的断面收缩率偏 高，低于此温度时则偏低． ( 3) 对于微合金钢，建议采用温度波动和恒温两 种制度来测量铸坯高温热塑性，表面中心取用温度波 动测试值，角部塑性介于波动与恒温测试值之间，以此 · 0441 ·
杜辰伟等：表面温度波动对微合金钢连铸板坯热塑性的影响 ·1441· 来确定连铸矫直温度，避免裂纹的出现 history on the hot ductility of microalloyed steels.IS//Int,1999, 39(3):253 参考文献 [8]Carpenter K R,Dippenaar R.Killmore C R.Hot ductility of Nh- [Machara Y,Ohmori Y.The precipitation of AlN and NbC and the and Ti-bearing microalloyed steels and the influence of thermal hot ductility of low carbon steels.Mater Sci Eng,1984,62(1): history.Metall Mater Trans A,2009,40(3):573 109 [9]Mintz B,Stewart J M,Crowther D N.The influence of cyclic tem- 2]Schmidt L,Josefsson A.On the formation and avoidance of trans- perature oscillations on precipitation and hot ductility of a C-Mn- verse cracks in continuously cast slabs from curved mould ma- Nh-Al steel.Trans Iron Steel Inst Jpn,1987,27(12):959 chines.Scand J Metall,1994,3(5):193 [0]Banks K M,Tuling A,Mintz B.Influence of thermal history on B]Mintz B,Arrowsmith J M.Hot-ductility behaviour of C-Mn-Nb- hot ductility of steel and its relationship to the problem of crack- Al steels and its relationship to crack propagation during the ing in continuous casting.Mater Sci Technol,2012,28(5):536 straightening of continuously cast strand.Met Technol,1979.6 [11]Hardin R A,Liu K,Beckermann C,et al.A transient simula- (1):24 tion and dynamic spray cooling control model for continuous steel [4]Mintz B,Yue S,Jonas J J.Hot ductility of steels and its relation- casting.Metall Mater Trans B,2003,34(3):297 ship to the problem of transverse cracking during continuous cast- [12]Zhao X M,Wu D,Zhang L Z,et al.Modeling of isothermal pre- ing.Int Mater Rev,1991,36(5):187 cipitation kinetics in HSLA steels and its application.Acta Metall [5]Crowther D N,Mohamed Z,Mintz B.Influence of micro-alloying Sin,2004,17(6):902 additions on the hot ductility of steels heated directly to the test [13]Zhao S B,Liu X M,Wang Z D,et al.Experiment of surface temperature.Trans Iron Steel Inst Jpn,1987,27(5):366 temperature distribution and cooling of CC slab./ron Steel, 6]Wang X H,Zhu GS,Yu H X,et al.High temperature properties 2002,37(2):17 of continuous casting high carbon steels.J Unir Sci Technol Bei- (赵树斌，刘新民，王志道.连铸板坯表面温度分布及冷却 ing,2005,27(5):545 的试验研究.钢铁，2002,37(2)：17) (王新华，朱国森，于会香，等.高碳钢连铸板坯高温力学性 04]Mintz B.The influence of composition on the hot ductility of 能.北京科技大学学报，2005,27(5)：545) steels and to the problem of transverse cracking./S/J Int,1999, El-Wazri A M,Hassani F,Yue S,et al.The effect of thermal 39(9):833
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