控制轧制锅炉钢板的组织和性能

D0I:10.13374/j.issn1001-053x.1982.02.023 北京钢铁学院学报 1982年第2期 控制轧制锅炉钢板的组织和性能 金相教研室李文 摘 要 本文根据热轧20g钢板形变时效后的冲击韧性经常达不到标准要求的3.5公斤· 米/厘米的实际生产情况，研究了热轧20g钢板形变时效动力学及控制轧制工艺参 数对形变时效效应的影响，以探讨控制轧制对AIN析出的作用：研究了热轧20g钢板 形变时效后的冲击韧性常低于标准要求的原因，控制轧制工艺通过铁素体晶粒的细 化，对形变时效前后的脆性转化温度及冲击韧性的影响，探讨利用控制轧制来改善锅 炉钢板的组织及形变时效后的冲击韧性的可能性及适宜性。实验结果表明：形变时效 显著提高FATT及ITT,显著降低韧性状态的冲击功，因而显著降低冲击韧性，形 变时效后的FATT及ITT随d一±增大而降低，形变时效后的冲击韧性随dt增大而 提高，因此，控制轧制也适用于锅炉钢板的生产。本文根据所得到的实验结果，得 出六点有关锅炉钢板控制轧制的初步结论。 控制轧制工艺，应用于低温用钢及造船钢板的轧制生产，已得到良好的效果和相当广泛 的应用〔1~7)。但用控制轧制法来改善锅炉钢板的组织及形变时效后的冲击韧性，尚未见到 报导，还是一个值得探讨的问题。武汉钢铁公司及太原钢铁公司生产的热轧20g钢板，形变 时效后的冲击韧性常低于交货标准要求的3.5公斤•米/厘米，热轧后往往需要进行正火处理 才能达到上述性能要求。本实验研究的主要目的就是针对生产中存在的这一实际问题，探讨 控制轧制能否改善20g钢板形变时效后的冲击韧性，以提高其热轧性能合格事，取消正火操 作，提高20g钢板的综合机械性能水平。 本实验研究的内容包括以下两个方面： (1)研究控轧20g钢板的形变时效动力学及控制轧制工艺参数对形变时效效应的影响， 探讨控制轧制工艺对A1N析出的作用， (2)研究20g钢板形变时效后的冲击韧性低于要求的原因，控制轧制工艺通过铁素体晶 粒的细化对形变时效后的脆性转化温度及冲击韧性的影响，探讨利用控制轧制来改普锅炉钢 板的组织和形变时效后的冲击韧性的可能性及适宜性。 机械性能试样加工及实验，是在太原钢铁公司和武汉钢铁公司轧板厂进行的，是由 太原钢铁公司张宗栻、白孝忠等和武汉钢铁公司轧板厂袁政等组织完成的， 本研究工作己应用于太钢锅炉钢板控制轧制生产，并于1981年12月19日通过冶金工 业部组织的技术鉴定。 19

北 京 锅 铁 学 院 学 报 年第 期 控制轧制锅炉钢板的组织和性能 ’ 金相教研 室 李文 摘 要 本文根据热轧 钢板形变时效后 的冲 击韧性经 常达不 到标 准要求的 公斤 米 厘 米 的实际生 产情况 ， 研究 了热 轧 钢板形变时效动力学及控制轧制工 艺参 数对 形变时效效 应 的影响 ， 以探讨控 制轧制 对 析出的作 用 ，研究 了热轧 钢 板 形变时效后 的冲击韧性常低 于标 准要求 的原 因 ， 控 制轧 制工 艺通过铁素体晶粒 的细 化 ， 对形变时效 前后 的脆性转化温度 及 冲 击韧性 的影响 ， 探讨利 用控 制轧 制来改 善锅 炉钢 板 的组 织 及形变 时效后 的冲击韧性的可 能性及适宜性 。 实验结果表 明 形变时效 显著提高 及 ， 显著 降低 韧性状态 的 冲 击功 ， 因而显著降低 冲击韧性 ， 形 变时效后 的 及 随 一蚤增大而降低 ， 形变时效后 的 冲击韧性随 一蚤增大而 提高 ， 因此 ， 控 制轧制也适用 于锅 炉钢 板的生 产 。 本文根据所得 到的实验结果 ， 得 出六点有关锅 炉钢 板控 制轧制 的初 步结论 。 控 制轧制工 艺 ， 应 用于低温用钢 及造 船钢 板的轧制生产 ， 已得到 良好的效 果 和相 当广泛 的应 用 。 但 用控 制轧制法来 改善锅 炉钢 板 的组织 及形变时效后 的冲击韧性 ， 尚未见到 报 导 ， 还是一个值得探讨的 问题 。 武汉钢 铁公司及太原钢铁公司生产的热轧 幼 钢板 ， 形变 时效后 的冲 击 韧性 常低 于 交货标 准要求的 公斤 米 厘 米 ， 热轧后 往往需要进行正 火处理 才能达 到 上述性 能要求 。 本实验研究的主要 目的就是 针对生产 中存在 的这一实际 问题 ， 探讨 控制 轧制 能 否改善 钢 板形变时效后 的冲击韧性 ， 以 提高其热轧性能合格率 ， 取 消正 火操 作， 提高 钢 板的综 合机械性能 水平 。 本实验研究 的 内容包括 以下 两个方面 研究控 轧 钢 板的形变 时效 动 力学及控 制轧制 工艺参数对形变 时效效应 的影响 ， 探讨控 制轧 制工艺对 析出的作 用， 研究 钢板形变时效后 的 冲击韧性低 于要求 的原 因， 控制轧制工 艺通过 铁素体 晶 粒 的细化对形变时效后 的脆性转化温度及冲击韧性 的影 响 ， 探讨利用控制 轧制来 改替锅 护炯 板 的组 织和形变时效后 的冲击韧性的 可能性及适 宜性 。 机 械 性 能试 样加 工 及 实验 ， 是 在 太原 钢铁 公 习和 武汉 钥铁 公 司轧板厂 进 行 的 ， 是 由 太原 钢铁 公 司张 宗拭 、 白孝忠 等和 武 汉 钢铁 公 司轧板厂 衰政 等组 织 完 成 的， 本研 究工 作 己应用 于 太钢 姗 炉钢板控 制轧制生产 ， 并于 年 月 日通 过冶全 工 业部组织 的技术 鉴定 。 DOI ：10．13374／j ．issn1001－053x．1982．02．023

一、实验用钢及实验方法 实验室轧制实验用钢的化学成分为：0.14%C,0.61%Mn,0.23%Si,0.15%Cu, 0.015%P,0.037%S,0.013%酸溶；0.0045%N。 把控制轧制的12毫米钢板切削加工成8毫米钢带，测定其HRB,拉伸变形10%厅立即测 定HRB,然后切削成小块，在60°、130°、200°，250°和300℃进行人工时效，时效时间最 长者达12小时。时效后测定HRB值。 为了确定控轧工艺参数对形变时效效 应的影响，加工成如图1所示的阶梯试样， 其各台阶的轧前高度分别为10、12、14、 17、20、24及13毫米，轧后高度在9~ -50 -170- 10毫米范围内变化，压下率在7~63%范 阴内变化。在1200℃奥氏体化20分钟厅分 ·~图1阶梯试样的各台阶的尺寸（宽30毫米） 别在800°、900°、1000℃轧制，轧后分别 进行缓冷、空冷及水冷，以探讨轧制工艺 参数及冷却速度的变化，能否通过AIN 的诱起析出对形变时效效应产生可察觉的 影响。形变时效效应用形变后和时效后的 -110 4240= HRB变化（△HRB)来表示。试样加工 成如图2所示的拉伸扁试样，测定HRB, 图2阶梯试样轧制后加工成的拉伸扁试样 拉伸变形10%，立即测定各区段（相出当于 的尺寸及形状（宽30毫米） 各台阶)的HRB,然后在250℃人工时效 1小时，‘再测定各区段的HRB。,·· 为了研究控轧工艺参数通过铁素体晶 粒的细化及A1N的析出对形变时效前后的脆性转化温度及冲击韧性的影响，在实验室轧制实 脸时的奥氏体化温度选择1100°~1250℃，保温30分钟，分别进行三道和四道轧制，每道次 1E下率分别为25%和20%。开轧温度为1100°~1180℃，终轧温度为780°~900℃，轧后分别 进行空冷，(1.4℃/秒)、缓冷（0.46℃/秒)和热水冷却16秒(14℃/秒)。 生产性控制轧制实验时，奥氏体化温度约为1200℃，四辊轧机的开轧温度为900°~ 1000℃，终轧温度为760°~390℃。所测温度均为用WHF-70型红外辐射温度仪测定的表面 温度。对于连续空冷的20一30毫米钢板，它比用热电偶测定的心部温度约低30~40℃。 实验室纵轧的12毫米钢板及生产横轧的20和26毫米钢板，一部分不经形变时效在常温 (22℃)'到-55℃范围内进行系列冲击试验，一部分在拉伸变形10%后在250℃人工时效1小 时后在50°~-20℃范围内进行系列冲击试验，以测定形变时效前后的脆性转化温度及常温冲 击韧性的变化。以冲击试样断口中韧性部分面积为50%的试验温度表示断口形貌脆性转化温 度，标以FATT,冲击韧性为3.5公斤·米/厘米2时的实验温度标以ITT。 对每种工艺选择1~2块冲击试样切掠断口部分，磨制金相试样，用2~4%硝酸酒精溶液 浸蚀后，·用截线法测定铁素体晶粒平均截线长度，再换算成平均直径，也测定了珠光体的平 均百分数，在计算截线长度时要去掉珠光体所占的截线长度。·· 20

、 卖验 用 钢 及实验方 法 实验室轧制实验用钢 的化学成分为 。 ， 。 ， 。 面 ’ ， · 孤琳如式 ， ， ， 扛 。 把控 制轧制 的招毫米钢 板切 削加工成 毫米钢带 ， 测定其 ， 拉伸变形 后 立 即 测 定 ， 然后 切 削成小块 ， 在 。 、 工 众 “ 、 长 者达 小时 。 时效后 测定 值 。 为 了确定控 轧工 艺参数对形 变 时效 效 应 的影响 ， 加工成 如图 所示 的 阶梯试样 ， 其 各台 阶的轧前高度分 别为 、 、 、 、 加 、 血 及 毫米 ， ‘ 说后高度在 红 毫米范围 内变化 ， 压下率在 二 范 ‘ 圈 内变化 。 在 ’ ℃奥 氏体化 分钟后 分 别在 。 、 。 。 、 笠 ℃轧制 ， 轧后分 别 进行缓 冷 、 空 冷及水冷 以 探讨 轧制工 艺 ‘ 参数及 冷却 速度的变化 ， 能 否通 过 的诱起析 出对形变时效效应产生可 察觉的 影响 。 形变时效效应 用形变后 和时效后的 变化 △ 杯 来表 示 。 试样加工 成如图 所示 的拉伸扁试样 ， 测定 ， 拉伸变形 ， 立即 测定 各区段 相 当于 各台 阶 的 ， 然后 在 ℃人工 时效 ‘时 ， 尸 再 测定各 区段 的 。 ’ ‘ 为 了研究控轧主 艺参数通 过铁 素体 晶 叱 、 二 衅 和 ℃ 进行人工 时效 ， 时效 时间最 图 阶梯试样的各 台阶的尺 寸 宽 奄米 伽 图 阶梯试样轧制后 加 工 成 的拉伸扁 欲样 的尺 寸及 形 状 宽 毫 米 粒 的细化 及 的析出对形变时效前后 的脆性转化温度及冲击韧性的影响 ， 在实验室 轧制 实 脸时的奥 氏体化温 度选择 。 ℃ ， 保 温 分钟 ， 分别进行兰道和 四道轧制 ， 每道次 几下率分 别为 和 。 开轧 温度为 “ ℃ ， 终轧 温度为 。 ℃ ， 轧 后分 另 进行 空 冷 ℃ 秒 、 缓 冷 ℃ 秒 ‘ 和热水冷却 秒 ℃ 秒 。 生产性控 制 轧 制实验时 ， 奥 氏体化温 度约为 ℃ ， 四辊轧机 的 开 轧温度为 。 ℃ ， 终轧 温度为 。 。 ℃ 。 所 测温 度均为用 一 型 红外 辐射温度仪 测定的表面 温度石 对于 连续 空冷 勺 毫米钢 板 ， 它比 用热 电偶 测定的 心 部温度约低 ℃ 。 实验 室 纵轧 的 毫 米 钢 板 及生产 横轧 的 和 毫米钢 板 ， ‘ 一部分不经形变 时效在常温 ℃ ’ 到 一 ℃范 围内 进行系列 冲击试验， ’ 一部分在拉伸变 形 后 在 ℃人工时效 ， 、 时 后 在 。 ‘ ℃ 范围 内进 行系列 冲击试验，以 测定形变时效前后 的脆性转化温度及常温冲 击韧性 的变化 。 以 冲击 试样断 口 中韧性 部分面 积为 仓 的 试验 温度表示断 口 形貌脆性转化温 摩 ， 标 以 ， 冲击韧性为 公斤 · 米 厘米 时的实验温度标 以 。 对每种工 艺选 择 块 冲击试样切 掉断 口 部分 ， 磨制 金相 试样 ， 用 伐硝酸酒精 济液 浸蚀后 ， 用 截线法 测定 铁素体 晶粒 平均截线长度 ， 再换算成平 均直径， 也 测定 了珠光体 的 平 均 百分数 ， 在计算截 线长度 时要 去掉珠 光体所 占的截 线长度

一定成分及一定控轧工艺的20他钢的形变时效倾向，用形变时效前后的HRB变化 (△HRB)、FATT的变化（△FATT)及ITT的变化（△ITT)表示，也可用按YB30-64 所得到的钢的形变时效敏感性(C值)来表示。 二、实验结采及结果分析 1.控轧20g娴的形变时效动力学 1100℃奥氏体化后四道轧制的12毫米20g钢板拉伸变形10%后在60°~300℃时效3分~12 小时后的HRB值随不同时效温度下的时效时间的变化，如图3所示。由图3可见，控轧20g钢 板的形变时效动力学曲线与含碳量为0.04%的平炉沸腾钢形变时效动力学曲线相似〔9)，符 合形变时效动力学的一般规律。时效温度低于130℃，时效时间长达10小时，硬度并不降低， 时效温度超过200℃，动力学曲线上有一HRB峰值，时效温度越高，则达到HRB峰值所需 的时效时间就越短，但峰值时的HRB数值几乎不变。此钢控制轧制状态的硬度为HRB70.2, 10%冷拉伸变形使其硬度提高到HRB82.3(△HRB=12.1),时效后的硬度为HRB88.2 (△HRB=5.9)。形变时效前后的硬度差△HRB=89.2-70.2=18,其中10%冷变形使硬 度增加12.1HRB,约占2/3，而时效本身只使硬度增加5.9HRB,只约占1/3。 90 300℃ 0-250℃ 86 200℃ J30℃ 中 60℃ 82 80 10- 10° 10 在时效流度下的保温时间（小时） 图3时效温度和时效时间对形变时效后硬度的影响 工作(10)的实验结果表明：10%的拉神变形使20g钢板的脆性转化温度(FATT及ITT) 豹提高40℃，随后的250℃人工时效使脆性转化温度提高约20℃，形变时效共使脆性转化温 度约提高60℃，其中2/3是10%拉伸变形提高的，1/3是时效本身提高的。可见，10%拉伸变 形和250℃人工时效引起的硬化和脆化是成正比的，业然是同-一原因造成的，内此，可以通 过研究形变时效引起的硬化来了解其脆化作角。按形变时效前后的硬度变化来确定，此控轧 20g制板的形变时效敏感性C=8,70.2×10%=25,6%。 70.2 一般认为，固溶于铁素体中的氮、碳原子在形变时效时与位错交互作用而形成柯垂气 团，是引起形变时效的主要原因，也有人认为主要是附溶氮氨原子与位错的交互作用。可以通 过本实验求出激活能来了解这一问题。· 如果形变时效是受溶质氮、碳原子在铁素体中的扩散所控制的过程，根据扩散理论，各 峰值（这里是硬度峰值）的绝对温度T与时间t(秒)之间就应该存在如下的关系〔11)： 21

一 定成分及 一定控轧工艺的 咋 钢 的形架时效倾向， 用形变时效前后 的 变化 △ 、 的变化 △ 及 的变 化 八 表示 ， 也可 用按 一 所得到 的钢 的形变时效敏感性 值 来 表示 。 二 、 实验 结采 及 结 果 分 析 撞轧 悯的形 变时效动力学 ℃奥氏体化后 四 道诈 制 的 毫米 钢板拉伸变形 后 在 。 ℃时效 分 小时后 的 值 随不 同时效 温度下 的时效时 间的变 化 ， 如 图 所示 。 由图 可 见 ， 控 轧 钢 ‘ 板的形变时效 动力学 曲线 与 含碳 量为 的平炉 沸腾钢形变时效动力学 曲线相似 〔的 ， 符 合形变时效 动力学 的一般 规律 。 时效 温 度低 于 ℃ ， 时效 时 间长 达 小时 ， 硬度并不 降低， 时效温度超过 ℃ ， 动 力学 曲线 上有一 峰 值， 时效 温度越高 ， 则达 到 峰值所需 的时效 时 间就 越短 ， 但峰 值时 的 数值 几乎不 变 。 此 钢控 制轧制状 态 的硬度为 ， 冷拉伸变 形使其 硬 度提 高到 么 ， 时效 后 的硬度为 八 。 形 变 时效前后 的 硬 度差 △ 二 一 ， 其 中 冷变形使硬 度增加 ， 约 占 ， 而 时效本身只 使硬 度增加 ， 只 约 占 邝 。 ℃ 抓 ‘ 、 ‘ 、 、 ℃ 、 且 弃呈 不 二一口 芝口 二二艺曰‘ ， 厂一 」鲜卜 · 一 ’ 下 一 一 一 一 一 一 － ‘ 一 一 一 一 一 · 一 一卜 “ ，月月 弓名︸闷妞路 ‘ 一 在时效温度下的保温时间 小时 》 图 时效温 度和 时效 时 间对 形 变时效后 硬 度 的影 响 工作〔 〕的实验结果表 明 的 拉伸变形 使 钢板的脆性转化温度 及 砂提高 ” ， 随后 的 ” ” ℃ ， 人工时效使脆性转化温度提 高约 。 ℃ ， 形变时效 共使 脆 性转化温 旋约提高 ℃ ， 其 中 邝是 拉伸变形提高的 ， 是 时效 本身提高的 。 可 见 ， 拉伸变 形 和 ℃人工 时效引起 的 硬 化和脆 化 是 成正 比 的 ， 显 然 是 同一原 因造 成的 ， 因此 ， 可 以 通 过研究形变时效引起的 硬 化来 了解其脆 化作角 。 按 形 变时效前后 的硬 度变 化来 确定 ， ’ 此 控轧 钢 板的形变 时效敏感性 二 一 。 一 般认为 ， 固 溶于 铁素体 中的 氮 、 碳原子 在形 变 时效 时 与位错交互 作 用而 形 成 柯垂 气 团 ， 是 引起 形 变时效的主要原 因 ， 也有人认为主 要 是 固溶 氮原子与位 错 的 交 互 作 用 。 可 以 通 过本实 验求出激活能来 了解这一 问题 ‘ 如果形 变时效是受 容质 氮 、 碳原子 在铁 素体中的扩 散所控 制 的过 程 ， 根据 扩 散理论 ， 各 犷 峰值 这里是硬 度峰 值 的绝对 温度 与时间 秒 之 户就 应 该存 在如下 的关系 〕

品 e aTiws=ta 或 ti=Ae,t:-Ae,to=Ac Q- 品 ,t=Ae 由上式可得： Int=lnA+RT 根据其直线斜率Q/R,便可求出扩散激活能Q值。 根据图3中的实验结果，各硬度峰值的温度T(K)、1/T、时间t及1nt如表1所示。 表1 形变时效硬度峰值的温度T(K)、1/T、时间t及1nt 温度 温度 时间 (℃) T(K) 1/T t(秒) lat 200 473 0.00211 10800 9.28 250 523 0.00191 1800 7.49 300 573 0.00175 420 6.04 根据表1中的数据可以作图（图4），根据表1及图4求得A=6.1×10一5，斜率Q/R= 8997,Q=17820卡/克原子。已知碳在a-Fe 中的扩散激活能Q=20000卡/克原子，氮氨在a- Fe中的扩散激活能Q=17950卡/克原子。本实 验中求得的形变时效时的扩散激活能为17820 卡/克原子，接近于氮在a-Fe中扩散的Q值 (17950卡/克原子)，这表明在拉伸变形10% 后在200°~300℃人工时效时主要是氮原子通 过扩散向位错附近襄集，与位错交互作用，看 1.51.61.71.81.92.02.1×10 来，固溶氯原子通过扩散与位错交互作用形成 1/T 柯垂气团，可能是形变后的人工时效引起硬化 图4形变时效时各硬度峰值 及脆化的主要原因。 的lnt与1/T之间的关系 2.轧制工艺参戴及冷却速度对A1N析出及形变时效效应的影响 假如改变轧制工艺参数及轧后冷却速度能促进AIN析出，以减少固溶氮含量，就可减小 形变时效效应。这里用形变时效后的硬度与变形后的硬度之差（△HRB)来表示形变时效效 应。 首先分析一下板坯加热和控轧过程中A1N溶解及析出的可能性。AIN溶解、析出的热 力学条件可用溶解度积与温度的关系式来表示，根据文献〔12)报导，A1N在奥氏体中的溶 解度积与温度的关系式很多，大同小异： 1og:o〔A1%)〔N%)=-6770/T+1.03 (1) Iog1〔AI%)〔N%)=-7400/T+1.95 (2) 1og:〔A1%)〔N%)=-7184/T+1.79 (3) 1og:(A1%)(N%)--7500/T+1.48 (4) l0g1〔A1%)〔N%)=-6180/T+0.725 (5) 2?

夕 一一互 ， ， “ ， 或 由上式可得 肠 。 八 一 一 二 一旦二 肠 ，， 乌 匕 不厂 下『一 根据 其直线斜 率 ， 便可求出扩散激 活能 值 。 根据 图 中的实验结果 ， 各硬度峰值 的温度 、 表 形 变时效硬度峰值 的温度 、 、 、 时间 及 如表 所示 。 时间 及 温 度 ℃ 温 度 时 间 秒 根据表 中的数据可以作图 图 ， 根据表 及图 求得 ， 卡 克原子 。 巳知碳在 一 中的扩散激活能 。 。 。 卡 克原子， 氮在 中的扩散激活能 二 卡 克原子 。 本实 脸中求得 的形变时效时 的扩散激活 能为 卡 克原子 ， 接近于氮在 一 中扩散的 值 毛 卡 克原子 ， 这表 明在拉伸变形 一 后在 。 。 ℃ 人工时效时主要是 氮原子通 过扩散 向位错附近聚集 ， 与位错交互作用， 看 来 ， 固溶氮原子通过扩散与位错文互作用形成 柯垂气团 ， 可能是形 变后 的人工 时效 引起硬 化 及脆化的主要原因 。 丁 ， 斜率 一不门 。 图 形 变时效 时各硬 度峰值 的 与 之 问的关 系 轧 翻工 艺 橄及冷却璐度对 析 出及形变时效效应 的形晌 假如改变轧制工艺参数及轧后 冷却速度能促进 析出 ， 以减少 固溶氮 含量 ， 就可减小 形变时效效应 。 这里用形变时效后 的硬度与变形后 的硬度之差 △ 来表 示形变时效效 应 。 首先分析一 下板坯加热和控轧过程 中 溶解及析出的可能性 。 溶解 、 析出的热 力学条件可 用 溶解度积 与 温度的关系式来表示 ， 根据文献 〔 幻 报导 ， 在奥氏体 中的溶 解度积 与温度的关系式 很多 ， 大 同小异 。 〔 〕 〔 〕 一 。 〕 一 。 〕 一 。 〔 〕 〕 一 ， ，。 〔 〕 〔 〕 一 ‘

根据以上五式计算A1N在奥氏体中在1100°、1000°、900°和800℃时的溶解度积（见表 2),与此钢的〔A1%)〔N%)乘积(0.013×0.0045=0.0000585)比较，就可以看出：在高 温奥氏体化时已全部固溶的铝和氮在各温度下在奥氏体中是否是过饱和的，是否具备析出的 热力学条件（析出的可能性）。由表2可以看出：此钢在800℃时铝和氮在奥氏体中是过饱 和的，这就是说，在800℃时A1N在热力学上是具备析出条件的，在900℃时，铝和氮在奥 氏体中也是过饱和的，但过饱和度已减小，此钢中的氮只有一部分可以析出，而在1000℃ 时，〔A1%)〔N%)之积没有达到该温度下的饱和溶解度积，所以AIN不能从奥氏体中析出， 这意味着此钢在1000℃时已不具备A1N析出的热力学条件。根据此五式计算的结果，在加热 到1100℃以上时，该钢中的氮可全部固溶于奥氏体中。但实际上并非如此。照片1（本文照 片均见图版)表明：甚至加热到1250℃保温30分，还有粗大的棒状A1N(经选区电子衍射 证明是A1N)没有溶于奥氏体中，这说明并非所有的氨都处于固溶状态，而少量的是以粗大 AIN形式存在，这无疑也会减小过饱和度。 表2 AIN在各温度下在奥氏体中的溶解度积〔A1%)〔N%) 根据 1100℃ 1000℃ 900℃ 800℃ 公式 〔A1%)〔N%) 〔A1%)(N%) (A1%)〔N%) iA1%)(N%) (1) 0.000148 0.0000515 0.0000182 0.0000053 (2) 0.000363 0.0001370 0.0000440 0.0000105 (3) 0.000364 0.0001400 0.0000470 0.0000126 (4) 0.000104 0.0000387 0.0000102 0.0000031 (5) 0.000178 0.0000785 0.0000303 0.0000098 根据以上的分析可以认为： 此实验用钢只有在900℃以下轧制时，才有可能发生A1N的 10 10 ·空冷 A缓冷 0水冷 ·空冷 △娘冷 0水冷 8 8 ● 8UH 6 04 d 0 0 00 10203040506070 700 800 900 1000 压下事(%) 轧制温度(C) 图5形变时效效应（时效后的硬度与 图6 形变时效效应与轧制温度和冷 10%拉伸变形后硬度之差△HRB) 却速度之间的关系（压下串为 与压下事及冷却速度之间的关系 10~60%) （轧制温度为800°∞1000℃) 形变诱起析出。不同轧制工艺参数及冷却速度对形变时效效应（△HRB)的影响，如图5及 6〔13)所示。可以看出，对所研究的20g钢，轧制温度及压下率在所研究的范围内变化，对 形变时效效应并不产生可察觉的影响，冷却速度虽有影响，但并不是慢冷促使△HRB减小， 而是快冷（水冷）使△HRB减小。显然，此时出现的形变时效效应的减小，并不是由于A1N 3

根据以 上五式计算 在奥氏体中在 。 、 。 、 。 。 。 和 ℃时的溶解度积 见表 ， 与此钢 的 〕 〕乘积 比较 ， 就可 以看出 在 高 温 奥氏体化时 已全部固 溶的 铝和 氮在 各温度下在奥氏体中是 否是过饱 和 的 ， 是 否具备析出的 热 力学条件 析出的可 能性 。 由表 可 以看出 此 钢在 ℃ 时铝和 氮在奥 氏体中是过饱 和 的 ， 这就 是说 ， 在 ℃ 时 在 热 力学 上是具备析出条件 的， 在 ℃时 ， 铝和 氮在奥 氏体 中也是过饱和 的 ， 但过饱 和度 巳减小 ， 此钢 中的氮只 有一部 分可 以析出， 而在 ℃ 时 ， 〔 〕 〕之积 没有达到该 温度下 的饱 和 溶解度积 ， 所 以 不能 从奥 氏体中析出 ， 这意味着此钢在 ℃时 巳不 具备 析出的热力学条件 。 根据此五式计算的 结果 ， 在加热 到 ℃ 以 上时 ， 该 钢 中的 氮可全部 固溶于奥 氏体中 。 但实际 上并非如此 。 照片 本文照 片均见 图版 表 明 甚至 加热到 ℃ 保 温 分 ， 还有粗大的棒状 经选 区 电子 衍射 证 明是 没有溶于奥氏体中， 这 说 明并非所有的 氮都处于 固溶状 态 ， 而 少盆 的是 以 粗大 形式存在 ， 这无疑也会减小过饱 和度 。 表 在 各温度下在奥 氏体中的溶解度积 〔 〕 根 据 公 式 ℃ ℃ ℃ ℃ 〔 〕 〔 〕 〔 〕 〔 〕 〔 〕〔 〕 〔 〕 〕 几自乃任月 、 尸、、产声、声、， 介 矛、 ‘ 才、了、了‘、 根据以 上的分析可 以认为 此实验用钢只有在 ℃ 以 下轧 制 时 ， 才 有可 能发生 的 空冷 ‘ 级冷 ， 水冷 · 空冷 。 妞冷 。 水冷 侧忿 跪 气 ‘ 么 二仍 协 诊 合 合 盆咨、 幽 脸 国以留劝 ’ 轧制温度 图 ” 下犷飞犷弓才下渝，汇爪渝胃 。 压下率 形 变 时效效应 时效后 的 硬 度与 拉 伸变形后硬度之 差 △ 与压 下 率及冷 却 速度 之 问的 关 系 轧制温度 为 。 ℃ 图 形 变时效效应 与轧制温度 和冷 却 速度之 间的关 系 压 下率为 形 变诱起析出 。 不 同轧制 工 艺参数及冷却速度对形 变时效效 应 △ 的 影响 ， 如图 及 〔 〕所示 。 可 以 看出 ， 对所研究的 钢 ， 轧制温度尽压下率在所研究 的 范围 内变化 ， 对 形 变时效效应 并不 产生可 察觉的 影响 ， 冷却速度 虽有 影响 ， 但 并不 是 慢 冷促 使 △ 减小 ， 而是快冷 水 冷 使么 减小 。 显然 ， 此 时出现的 形 变时效效应 的减小 ， 并不 是 由于

的析出，而是由于得到不同组织的结果（比较照片2、3、4、5、6即可看出）.。∴. 既然在800°900℃AIN在此钢的奥氏体中是过饱 :×101 和的，那末为什么在800℃和900℃轧制不能诱发A1N 60 析出呢？这可用AN析出的动力学来解釋（见图7)〔8)。 50 停 由图7可见，AIN由奥氏体及铁素体中析出都各有.一个 析出量最多的温度，，即析出速度最快的温度影从AIN.:. % 冷却等 温停 由奥氏体中析出的动力学来看，在1050℃附近轧制最有 10 利于促进A1N析出，但在此温度下A1N在该钢中并未 0 400600800..10001200 达到其饱和度，所以不能产生形变诱起析出，而在800° 温度(C) ~900.℃轧制时，过饱和度大，在热力学上有利于析出， 图7低碳钢中的AIN固溶、析出 但由于温度低，原子活动能力小，在动力学上又不利。 行为.(0.06%A1,0.026%N)(8) 这样一来，就没有察觉到形变诱起析出。显然，这就是 控轧工艺参数的改变对A1N析出及形变时效效应并不产生可察觉的影响的原因。冷却速度 之所以不影响形变时效效应，是因为冷却速度从1.4℃/秒减小到0.46℃/秒，对A1N从铁素 体中析出来说，是不够慢的。根据文献〔9)，需要将西溶氮减少到0.0014%以下，才能消除 氮所引起的时效倾向，，需要以0.0017~0.0022℃/秒的速度从800℃缓慢冷却才能使更多的 A1N析出，使钢具有很小的形变时效倾向。这在流水线上生产热轧钢板时是很难做到的。 太钢热轧20g钢板的形变时效敏感性(C)不随钢中的酸溶A1量增加（从0.02%增加到0.05%） 而减小〔15)，表明轧制及冷却时并未发生A1N的明显析出，并未起到更多地固定氨的作用。 这也证明在热轧流水线上生产20g钢板时并不能发生A1N的析出。 8.形变时效对FATT、'ITT、,性状态ax及常温ax的影响 实验室纵轧20g钢板(11号工艺)的U型缺口冲击试样在不同温度下的系列冲击试验的 结果如图8所示。可见，对纵轧20g钢板，形变 时效使FATT从-34℃提高到20℃，提高 FATT=-34C 7 ITT=-38C 54℃，使ITT从-38℃提高到30℃，提高68℃： 使100%韧性断口时的ax值从6.4降低到4.4公 100 变 斤·米/厘米2，降低2.0公斤·米/厘米2，使常 时效 温ax值从6.2降低到3.4公斤·米/厘米2，降低 7△TT=68C,的座双 么FATT=54℃/ 0 区0￥ 60 2.8公斤·米/厘米2。显然，形变时效从以下两 3.5 --50 个方面降低ax值：①提高FATT,起脆性 40 器 7FATT=20℃ 断口的出现或增多，②减小塑性功及撕裂功. ◆ 1TTx30℃ 120 使韧性断裂吸收的冲击能减小。 4.实验室纵轧20g钢板形变时效前后的 55 -40-20020 4060 FATT及ITT与d的关系 试坠数度(L) 实验室控制轧制20g钢板的显微组织如 图8·买验宝纵轧20g钢板在形变时效 片6~10所示。实验室纵轧20g(0.14%C)钢 前后在不同试验温度下的冲击 板形变时效前后的FATT与±的关系如图9 制性(1200℃奥氏体化，880℃ 整轧，空冷) 〔10)所示。可见，不管奥氏体化温度、道次压： 下率、终轧温度及轧后冷却速度如何，各代表点都落在关系线上或附近，·相关系数=一 0.93,这表明ATT与d的相关性很好，并不依獭于轧制条件。F在TT与d的关系可用 24

的析出 ， 魂是由予得到不 同组织 的结果 比较照片 、 、 、 一 、 林郎可看出 既然在台 百 份 ℃ 在此钢 的奥 氏体中是 过饱 和 的 ， 那末为什 么在 ℃和 ℃ 轧制不 能诱发 析出呢 这可 用 玉 析出的 动力学来解释 见 图 〔 〕 。 由图 可 见 ， 由奥氏体及铁素体中析出都 各有一个 析出盆 最多的温度 ， 即析出速度最快 的温度， 从 由奥氏体中析出的动力学来看 ， 在 ℃附近轧制最有 利于促进 析出 ， ‘ 但在此 温度下 在该 钢中并未 达到其饱 和度 ， 所 以不 能产生形变诱起析出， 而在 。 钾 允 轧制 时 ， 过饱和度大 ， 在热力学 上有利 于析出 ， 但 由于温 度低 ， 原子 活动 能力小 ， 在 动力学正又不 利 。 这样一来 ， 就 没有 察觉到形 变诱起析 出 。 显然 ， 这就 是 ， 卜 露械广 · ，‘自勺马舀 甘八比甘内 之一欲阅︾ 温度 ” 图 低 碳钢中 的 周 溶 、 析 出 行为 氏 ， 二的 控轧工 艺参数的 改变对 析出及 形变时效效应 并不产生可察觉的影响的原 因 。 冷却速度 之所 以 不 影响形变时效效应、 是因为 冷却速度从 · ℃ 秒减小到 ‘ ℃ 秒 ， 对 从铁素 体中析出来 说 ， 是 不 够 慢的 。 、 根据文 献 〔的 ， 需要 将固 溶氮减少到 以下 ， 才能消除 氮所引起 的 时效 倾向 ， ， 需架以。 一 ℃ 秒 的速 度从 。 七缓慢 冷却才熊使更多的 析 出 ， 使钢 具有很小的形 变时效倾 向 。 这在 流水线 上生 产热轧钢 板时是很难做到的 。 太钢热轧 她钢 板的形变时效 敏感性 不 随钢中’ 酸溶 量增 加 从。 黝增加到 而减小〔 〕 ， 表明轧制 及冷却时并未发生 的 明显析出 ， 并未起到更多地固定氮的作用 。 这也证 明在热轧 流水线 上生产 钢 板时并不 能发生 的析出 。 形 变时效对 、 ‘ 、 ， 栩性状 态 ‘ 及 常沮 ‘ 的形晌 实验室 纵轧 钢板 号工 艺 的 型缺 一 口 冲击试 样在不 同温度下的系 列 冲击试验的 吃戈“已日叻。 结果如图 所示 。 可 见 ， 对纵轧 习 钢板 ， ‘ 形变 时效使 从 一 ℃ 提高到 ℃ ， 提高 ℃， 使 从 一 ℃提高到 ℃ ， 提高 ℃ 使 韧性断 口 时 的 ‘ 值 从 降低 到 公 斤 米 厘 米 “ ， 降低 。 公斤 · 米 厘 米 ， 使常 温 ‘ 值 从 降低 到 公斤 米 厘 米 忿， 降低 公斤 。 米 厘米 名。 显然 ， 形 变时效 从 以 下 两 个方 面 降低。 值 也提高 ， 弓随脆性 断 口 的出现或增 多， ②减小塑性功 及撕 裂功 使 韧性断 裂吸 收 的 冲击能减 小 。 实 脸室纵轧 钢板形 变时效前后 的 二 、 ， ， ， 、 ， ， 月 弓二 ， 及 与 一 工 的关 系 实验室控 制轧 制 钢 板的 显微组 织 如照 片 所示 。 实 验室 纵轧 钢 板 形 变 时效 前后 的 与。 一圣的关系如 图 〔 〕所 示 。 可 见 ， 不 管奥氏体化温度 、 道次压 。 一 ℃ 二 一 口 了瓜矛 王二 式脸撇度 ” 图尽 头 检 盆 纵轧 钢板在形变时效 前后在不 同 试脸 温 度 下的冲击 初 性 ℃ 奥 氏体化 ， ℃ 络 轧 ， 空冷 下率 、 终轧 温度及 轧后 冷却速度如何 ， 各代表点都 落在关系 线 上或附近 ， 相关系数 二 ， 这 妇小 ’ 与 传的 相关性很好 ， 并木依赖于轧制 条件 。 再 与 一蚤的关系可 用 喀

Cottrell-Petch式表示： FATT(C)=A+AP%-Bd- 40 10 43-1 6. 业48經 20 36-1 20 (口 47缓3-20。 45-2 形变时效后 (D.)(: 48(缓) 0 43-2 45-2 6水 日 46(水) 47缓 三-20叶 44 解 -20 38艘 弱1形变时效后 8 49 =40 50 0 未形变时效 59 -60 41 4)丽2 E-o 未经形变时效45-1， 50 4911636-2 -80 -80 9 9 10 11 10 8 dt（mm) d(mm) 图9实验室纵轧20g钢板形变时效前 图10实验室纵轧20g钢板形变时效 后的FATT与d一t之间的关系 前后的ITT与d一之间的关系 (ITT与d的相关性较楚， 是由于物性状态ag值随轧制 条件而变，46号的ITT代表点 向上倩离直线较大，就是由于 快冷使割性状态的ax值从6.4 降低到4.8kg·m/cm) 根据图9中的实验数据，当珠光体脆化系数A'采用2.2〔14)，珠光体量(P%)为16% 时，对控轧20g钢板求出的未经形变时效状态下的常数A值为1.6℃，.B值为10℃/mm士。 因此，控轧20g钢板在未经形变时效状态下的FAFF可按下式计算： FATT(℃)=1.6+2.2P%-10d± 由于形变时效使控轧20g钢板的FATT约提高60℃，20g钢板形变时效后的FATT与d 之间的关系，如图9中上边一条直线所示。形变时效后的FATT可用下式表示， FATT(c)=61.6+2.2P%-10d-t 根据图10中的实验数据，20g钢板形变时效前的ITT可按下式估算， ITT(℃)=-42.8+2.2P%-7d-t 由于形变时效使控轧20g钢板的I「T约提高62℃，所以控轧20g钢板形变时效后的ITT可 用下式表示： 1TT(℃)=19.2+2.2P%-7dt 以上的关系式表明：形变时效使铁素体基体跪化，因而使常数A值显著增大（约增大 60℃)，但依然保持着铁素体晶粒细化的韧化作用。钢中的固溶氮量（受钢中含氯量及稳定 化处理支配)通过对钢的时效倾向的影响而影响A值，其它元素及冶金质量也通过对铁素体 的韧化或脆化作用而影响常数A值。 为了使形变时效冲击试样在常温(20℃)时的ax值稳定地达到3.5公斤·米/厘米2以上， 25

一 式表示 ℃ ， 一 一圣 提 潜 一 、 、 、 、 ‘ 、 召 水 几 菇 一 ， 婉 雇扁菇 几 臼， ︸﹄ 八 。沮咨卑口次︾。的 卜 卜 碱 铸 一 蕊件 几 ‘ 丈︸时︸厂老亡 月 切 一一︸ 口月卜晚的的日。 、工 王 一圣 呀 一圣 一 圣 图 实验 室 纵 轧 钢板 形 变时效 前 后 的 与 一圣之 间的关 系 图 实验 室纵 轧 钢板形 变时效 前后 的 与 一圣之 间的关系 与 一圣的相关性较差 ， 是由于甸 性状 态 。 ‘ 位 阵 轧制 条件 而 变 ， 号 的 代表点 向上 偏 离直线软大 ， 筑是 由于 快冷使匆 性状态的 ‘ 值从 降低 到 · ， 根据图 中的实验数据 ， 当珠光体脆 化系数 尹 采 用 〕 ， 珠光体蚤 为 时 ， 撇 轧 钢板求出 的未经形 变时效状态下的常数 值为 ℃ ， 值为 。 ℃ ，一气 因此 ， 控轧 钢 板在 未经形变时效 状态 下的 可 按下式计算‘ ℃ 二 一 一蛋 由于 形 变时效 使控轧 钢板的 约提高 ℃ ， 她钢板形变时效 后 的 与 一圣 之 间的关系 ， 如图 中上边一 条直 线所示 。 形 变时效后 的 可 用 下式表示 ℃ 乙 一圣 根据 图 中的实验数据 ， 钢板形 变时效前的 可按下式估算 ℃ 一 ’ 一 一蚤 由于形 变时效 使控轧 钢板 的 约提高 ℃ ， 所 以控轧 锻板形 变时效后 的 可 用下式表 示 ℃ 一 一 妥 以 上的关 系式 表 明 形 变时效使铁 素体基体脆 化 ， 因而使 常数 值 显著增大 约增大 ℃ ， 但 依然 保持着铁素体晶粒 细化的韧化作 用 。 钢 中的 固溶氮量 受 钢 中含氮 及稳定 化处理 支配 通过 对 钢 的时效 倾 向的影 响而影响 值， 其 它元 素及冶 金质 里 也通 过 对铁 素体 的韧 化或脆 化作 用 而影 响常数 值 。 为 了使 形变 时效 冲击 试 样在 常温 ℃ 时 的 值 稳定 地 达到 公 斤 · 米 厘 米 以 上

形变时效后的ITT应降低到10°~ 15℃以下，FATT应降低到25°~30℃ 6 以下。根据图9及图10可见，对本实 438 6-2 验用钢d值应达到6.5毫米一以上， 47 A44 80 -A /a36-1 d应小于25微米，晶粒度级别应达到 4748 402 60 7.5级以上。当然，这一界限即使对 )1 43 韧性断口% 44 3 40 同一钢号也不是不变的，它将随钢中 48 牌母口 的含碳量、含氮量及冶金质量而变 2 20 化。 7.0 7.58.08.5 9.09.5 由于形变时效后的FATT及ITT 均随d值增大而降低，形变时效后 d (mm-) 的冲击试样常温冲击试验时其新口中 图11实玲室纵轧20g钢板形变时效后在常温 韧性部分百分数及ax值自然随d一±增 冲击试验时潮性断口面积百分囊及aK 大而增加，如图11所示。图)、图10及 值随d一±值的变化 图11的结果都表明，以细化轧后铁素 体晶粒为主要特征的控制轧制，对锅炉钢板的轧制生产也是适用的。 5.生产实验横轧29g铜板形变时效前后的FATT、ITT与d~之间的关系 生产横轧20g钢板厚度分别为26和20毫米。生产实验13号及14号工艺钢板的显微组织如 照片11及12所示。其形变时效前后的FATT及ITT与d的关系，如图12及13所示。 根据直线回归计算，未经形变时效的FATT与dt之间的关系可用下式表示（相关系数 r=-0.85)￥ FATT(c)=112.2-16.8d-t 此钢含有0.16%C,按杠杆定理计算及金相定量分析结果，P%≈18%，它使FATT提 高39.6℃，因此也可用下式表示： FATT(C)=73+2.2P%-16.8d-± 60 218 40 42 20 65138a21 ·412 180013 形变时效后 0 02821 024 414 5 -20叶 未形变时效 012 - °14 =60 -80% 6.5 7 7.588.5 d(mm) 图12生产横轧20g钢板形变时效前后的FATT与dˉ+之间 的关系（图中数字表示钢板工艺序号） 26

色 扭塑任众右口 洲。已‘叻。目 形变 时效后 的 应降低到 。 ℃ 以 下 ， 应 降低 到 “ ℃ 以下 。 根据 图 及 图 可见 ， 对本实 验用钢 一圣值 应 达 到 毫米呀以 上 ， 应小于 微米 ， 晶粒度级 别应达到 级 以 上 。 当然 ， 这一 界限即使 对 同一钢号也不 是不 变的 ， 它将随钢 中 的 含 碳盆 、 含氮 及 冶 金 质 量而 变 化 。 由于 形变时效后 的 及 均随 一圣值增大而降低 ， 形 变 时效后 的冲击试样常温冲击 试验时 其断 口 中 韧性部分百分数 及。 ‘ 值 自然 随 一 增 大而增加 ， 如图 所示 。 图 、 图 及 图 的结果都表 明 以 细 化轧后 铁素 铸 一圣 图 实验 室 纵 轧 钢板形 变时效后在 常温 冲击 试 验 时 勒 性 断 口 面积 百 分 数及 。 值随 一 圣值 的变化 体晶粒为主要特征的控制轧制 ， 对锅 炉钢板 的轧 制生产 也是适 用的 。 。 生 产实脸横轧 ‘ 钥板形 变时效前后的 、 与 一 香之 间的关系 生产横轧 钢板 厚度分别为 和 毫米 。 生产实验 号及 号工 艺钢 板 的显微组织如 照片 及 所 示 。 其形变时效前后 的 及 与 一蚤的关系 ， 如图 及 所 示 。 根据 直线 回归计算 ， 未经形变时效 的 与 一奋之 间的关系可 用下式表示 相关 系数 一 ℃ 一 一蚤 此 钢 含有。 ， 按杠杆定理计算及金相定童分析结果 ， 、 ， 它使 提 高 ℃ ， 因此也可用下式表示 ℃ 了 一 一圣 侧狡纷 、 ，三‘ 八甘丹 夕 奋 一 诊 卜 卜 一 ‘ 。 厂 “ 。 一 吕 言 ‘ 一 圣 口 ，》 图 生产 横 轧 铜板 形 变时效前后 的 与 一 圣之 间 的关 系 图 中数 宇表示钢板工 艺序号

10P 1821 =A△ 30 89 形变时效后 4 12 6 2 o18 -20 021 024 未形变时效 o12 14 -60 0 80 6 6.5 77.58 8.5 9 d(mm) 图13生产横轧20g钢板形变时效前后的ITT与 dt之问的关系（图中数字同图12） 根据直线回归分析的结果，其形变时效后的FATT可用下式表示（相关系数r=-0.79): FATT(℃)=120.5-13.1d-± FATT(℃)=80.9+2.2P%-13.1d-t 根据图12中上、下两条直线间的垂直距离可知，在所研究的铁素体晶拉度范围内，形变 时效使生产横轧20g钢板(0.16%C,0.029%酸溶A1)的FATT提高34°~40℃。 根据图13中的实验数据，通过直线回归分析，未经时效的ITT可用以下二式表示（相关 系数r=-0.85)4 ITT(c)=79.9-16.2dt ITT(℃)=40.3+2.2P%-16.2d- 形变时效后的ITT可用以下二式表示（相关系数r=-0.73): 1TT(c)=115.5-12.6d-t ITT(℃)=75.9+2.2P%-12.6d-t 比较图13中的上、下两条直线可见，形变时效使ITT提高58°~66℃。 这批生产横轧20g钢板形变时效前后的FATT和ITT与dt关系式中的常数A值很大， 这表明横轧和冶金质量差促进脆性断口的 出现及增多，其系数B值很大表明：控制 100 14 轧制通过铁素体晶粒的细化，可以更有效 24 an 80 地减小其脆性，更显著地降低FATT及 413 8 518 122 60 ITT。这说明对这样的钢板控制轧制的有 9百日辅性断口 ●21 ●2b1 金 益作用是更显著的。 12 40 帮 图14表明：生产横轧20g钢板形变时 20 效后的ax值随d值增大而提高，这是由 于冲击断口中韧性部分百分数随d±增大 6 而增多。 d(mm) 综合上述实验结果可以看出，控制轧 图14生产横轧20g钢板形变时效后常温冲击时 制技术对改善20g钢板形变时效后冲击韧 试样断口中物性部分百分数及ax值随d±的变化 27

奴 △ 、 、 、 一 口 。︶ 、 一 圣 一圣 图 生产横 轧 钢板形 变时效前后 的 与 一蚤之 间的关 系 图 中数 字 同图 根 据 直 线 回归分析 的结果 ， 其形 变时效 后 的 可 用下 式表示 相关系数 一 ℃ 一 一圣 ℃ 。 一 一圣 根据 图 中上 、 下 两条直 线 间的垂直距 离可 知 ， 在所研究 的铁素体晶粒度范围 内 ， 形 变 时效使生产横轧 钢板 ， 酸溶 的 提高 。 ℃ 。 根据图 中的实验数据 ， 通 过直 线 回归分析 ， 未经 时效 的 可 用 以下二 式表示 相关 系 数 一 ℃ 。 一 一蚤 ℃ 一 一圣 形变时效后 的 可 用 以下二式表示 相关系数 一 。 ℃ 一 一圣 ℃ 。 一 一圣 比较图 中的 上 、 下 两条直线可见 ， 形变时效使 提高 。 “ ℃ 。 这批生产横轧 。 ‘ 钢 板形变 时效前后 的 和 与 一圣关系式 中的 常数 值 很大 ， 这表 明横轧和 冶 金质 最差促进脆 性断 口 的 坦任布次饭段早︵口 ，，甘勺三‘，二 口，之口，口内几甘介几甘 宁减效月︾的日， 出现及 增多， 其系数 值很大表 明 控制 轧制通过铁素体晶粒 的细 化 ， 可 以 更有效 地减 小其脆性 ， 更显著地降低 及 。 这说 明对这 样的钢板控制轧制的 有 益作用是更显著 的 。 图 表 明 生产横轧 钢板形变时 效后 的 。 值 随 一蚤值增大而提高 ， 这是 由 于 冲击断 口 中韧性部分 百分数随 一圣增大 而增多 。 综 合 上述实验结果可 以 看出 ， 控 制轧 制抹木对改善 叱 钢板形变时效后 冲击 韧 一令 ‘ 十一一片一‘ 弓 。 一气 弓 图 生产横 轧 钢板 形 变 时效后 常温 冲击 时 试 样 断 口 中甸 性部分 百 分数及 。 ‘ 值随 一圣的变化

性的有效性及适宜性的实质在于，形变时效使脆性转化温度显著提高，有时便TT提高到常 温以上，使冲击韧性值低于3.5公斤·米/厘米2，而控制轧制通过使轧后铁素体晶粒细化，使 脆性转化温度降低，这可抵消一部分形变时效引起的脆性转化温度提高，以保证常温冲击试 验时有足够的韧性断口百分数和冲击韧性值，使之达到标准要求的3.5公斤·米/厘米2以上。 值得指出的是，控制轧制可以提高20g钢板的综合机械性能水平〔15、17)。 三、结 论 根据以上实验结果，可以得出以下几点初步结论： 1.本实验中所求得的形变时效时的扩散激活能Q值为17820卡/克原子，表明在拉伸变 形10%后在200°~300℃进行人工时效时，主要是发生尚溶氨原子通过扩散向位错附近聚 集，形变后的时效过程主要是受氨原子扩散所控制的过程。 2.控制轧制工艺参数在所研究的范围内变化，对AIN的析出并不能产生可察觉的影 响，并不能使20g钢形变时效倾向（形变时效效应）有可察觉的减小。 3.对实验室纵轧20g钢板(0.14%C,0.013%酸溶A1,0.0045%N),形变时效使 100%韧性断口时的冲击韧性约降低2.0公斤·米/厘米2，使FATT约提高60℃，使ITT约提 高62℃。纵轧20g钢板形变时效后的FATT及ITT可分别按以下二式估算： ·FATT(℃)=61.6+2.2P%-10d- 1TT(℃)=19.2+2.2P%-7d-t ··4.对生产横轧20g钢板(0.16%C,0.029%酸溶A1),形变时效使100%韧性断口时 的冲击韧性约降低2.8公斤·米/厘米2，，使FATT提高34°~40℃，使ITT提高58°~66℃。 其形变时效后的FATT及ITT可分别按以下二式估算： FATT(c)=80.9+2.2P%-13.1d-h 1TT(℃)=75.9+2.2P%-12.6d- 5.形变时效后的FATT、1TT及ax值都受d-±值支配，表明控制轧制可通过使轧后铁 素体晶粒细化使形变时效后的FATT及ITT降低，使形变时效后常温冲击试验时的冲击韧 性提高。因此，控制轧制技术对20g钢板的轧制生产同样是适用的。 本文通过实验研究从机理上证实了控制轧制技术对改善20g钢板形变时效后的冲击韧性 的适用性。与此同时，太原钢铁公司五轧厂也在生产实践中证实了这种适用性，我们进而合 作研究了控制轧制工艺与20g钢板的组织与性能的关系〔10,15)，20g钢在多道轧制过程中变 形奥氏体的再结晶规律和晶粒大小及其与转变后的组织之间的关系〔16)，提出了20g钢板的 合理控制轧制工艺〔15)。按此控制轧制工艺生产一年多以来，20g钢板的热轧性能合格率从 原来的82.2%提高到99%，约提高17%，因而获得很大的经济效益〔17)，同时，控制轧制技 术也提高了20g钢板的综合机械性能水平〔15,17)。 参考文献 (1)K.I.Irvin,T.Glad man,F.B.Pickering:Journ.Iron and Stcel 28

性的有效性及适宜性的实质在于 形变时效使脆性转化温度显著提高 ， 有时使 丫提高到常 温 以 上 ， 使冲击韧性值低 于 公斤 。 米 厘 米 忍 ， 而控 制轧制通过使轧后 铁素体 晶粒细 化 ， 使 脆性转 化温度降低 ， 这可抵 消一 部分形 变时效 引起 的脆 性转 化温度提高 ， 以保证常温 冲击试 验 时有足够的韧性断 口 百分数和 冲 击韧性值 ， 使之达 到标 准要求的 公斤 米 厘米 “ 以 上 。 值得指出的是 ， 控 制 轧制可 以提 高 她钢板 的综 合机械性 能 水平 〔 、 〕 。 三 、 结 论 根据 以 上实验结果 ， 可 以得 出 以下 几点 初步结论 本实验 中所求得 的形 变时效 时的 扩 散激 活能 值为 。 卡 克原子 ， 表 明在拉伸变 形 后在 。 ℃ 进行人工 时效 时 ， 主要是发生 固溶氮原子通过 扩散 向位错附近 聚 集 ， 形 变后 的 时效 过程 主要是受 氮原 子 扩散所控 制 的过 程 。 控 制 轧制 工 艺参数在 所研究 的 范围 内变化 ， 对 的 析出 并不 能产生可 察觉的影 响 ， 并不 能使 钢 形变时效倾 向 形 变时效 效应 有可 察觉 的减 小 。 对实验声纵轧 钢板 · ， ” · 酸溶 ， 。 。 ， 形 变时效使 韧性断 口 时 的冲击韧 性 约降低 公斤 · 米 厘米 ， 使 约提高 ℃， 使 约提 高 ℃ 。 纵轧 钢板形变时效后 的 及 可 分别按以下二 式估算 ℃ 二 。 一 一圣 ℃ 一 一圣 对生产 横轧 钢 板 ， 酸溶 ， 形 变时效 使 韧性断 口 时 的冲击 韧性约降低 公斤 米 厘 米 “ 卜 使 提 高 。 ℃， 使 提高 。 “ ℃ 。 ’ 其形变时效后 的 及 可分别按以 下二 式估 算 ℃ 。 ，‘ 一 一 蚤 ℃ 。 一 一圣 形 变时效 后 的 、 及。 值都受 一 圣值 支配 ， 表 明控 制轧制可 通过使 轧后 铁 素体晶粒细化使形 变时效后 的 及 降低 ， 使形变时效 后常温 冲击 试验时 的冲击韧 性提 高 。 因此 ， 控 制轧制技术对 钢板的轧制生产同样是适用 的 。 本文通 过实脸研究 从机理 上证实了控制轧制技术对改善 钢板形变时效后 的冲击韧性 的适用 性 。 与此同时 ， 太原钢 铁公 司五轧厂 也在生产实践 中证实了这种适 用性 。 我们进而合 作研究 了控 制轧制工 艺与 钢扳的组 织 与性能的关系 〔 ， 〕 ， 钢在多道轧 制过程中变 形奥氏体的再结晶规律 和 晶粒大小及 其 与转变后 的组 织之 间的关系 〔 〕 ， 提出 了 心婀板的 合理控 制轧制工 艺 〔 〕 。 按此控 制轧 制工 艺生产一年多以来 ， 钢板的热轧性能合格率从 原来的 提 高到” 。 约提高 ， 因而获得很大的经 济效益 〔 了〕 ， 同吮 控 制轧制技 术 也提高了 钢板的综 合机械性能水平 〔 ， 〕 。 参 考 文 献 〔 〕 ， 。 ， 犷