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稀有金属 2019,43(02),151-156 DOI:10.13373/j.cnki.cjrm.xy18090027

回火温度对Nb-Ti微合金化Mn系低碳贝氏体钢屈强比的影响

王宝华 白秉哲 马海峰 张明博 韩宇 包阔

北京科技大学冶金与生态工程学院

河钢股份有限公司承德分公司

清华大学材料科学与工程系先进材料教育部重点实验室

摘 要：

测试了Nb-Ti微合金化Mn系低碳贝氏体钢经不同温度回火后的拉伸性能, 研究了回火温度对实验钢屈强比 (Yield ratio) 的影响, 通过引入Swift公式分析了实验钢经不同温度回火后的应变硬化指数n和材料常数b的变化规律, 建立了显微组织与屈强比之间的关系模型。结果表明:实验钢在280～600℃温度范围内回火2 h后, 随着回火温度的升高, 屈强比和材料常数b逐渐增加, 应变硬化指数n呈现下降趋势, 同时屈强比和ln (b/n²) 呈线性递增关系。显微分析表明, 回火后屈强比的变化主要是由于回火过程中贝氏体板条的粗化造成的;同时结合透射电镜 (TEM) 观察讨论了回火过程中微合金化元素Nb, Ti的碳氮化物析出对贝氏体钢屈强比的影响。

关键词：

Nb-Ti微合金化;低碳贝氏体钢;回火组织;屈强比;应变硬化指数;

中图分类号： TG142.1;TG161

作者简介：王宝华 (1973-) , 男, 河北唐山人, 博士研究生, 高级工程师, 研究方向:含Nb, Ti金属材料开发, E-mail:13803146375@163.com;*张明博, 副高级工程师;电话:18395705596;E-mail:zhangmingbo45@163.com;

收稿日期：2018-09-19

基金：北京市自然科学基金面上项目 (2172047) 资助;

Yield Ratio of Nb-Ti Micro-Alloyed Mn-Series Low Carbon Bainitic Steel with Different Tempering Temperature

Wang Baohua Bai Bingzhe Ma Haifeng Zhang Mingbo Han Yu Bao Kuo

School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing

HBIS Company Limited Chengde Branche

Key Laboratory of Advanced Materials of Ministry of Education, Department of Material Science and Engineering, Tsinghua University

Abstract：

In order to reduce the cost of alloying elements, Nb-Ti micro-alloyed Mn series low carbon bainitic steels were developed. The effect of tempering temperatures on tensile properties and yield ratio of Mn-series low carbon steel was investigated in the present study. The as-rolled steel plate samples with 30 mm thickness were tempered for 2 h within the temperature ranging from 280 to 600 ℃. With the increase of tempering temperature from 280 to 600 ℃, the tensile strength decreased from 871 to 765 MPa, and the yield ratio increased from 0.81 to 0.95. The strain-hardening exponent n and material constant b were determined through swift equation. The results showed that n decreased and b increased with the tempering temperature increasing. Besides, the yield ratio had a linear relationship with ln (b/n²) . Microstructure observation showed that the microstructure of the as-rolled steel was mostly bainite laths. The bainitic laths coarsened during tempering and the width of bainitic laths increased with the increase of tempering temperature. Based on mathematic fitting, the empirical model for the relationship between yield ratio and bainite lath width was established and the mechanism on the change of yield ratio after tempering was discussed. Transmission electron microscope (TEM) observation revealed that fine carbonitride precipitates with size of less than 50 nm dispersed on bainite reduced the yield ratio. Therefore, the yield ratio of Mn series low carbon bainitic steels culd be adjusted through the formation of these ultra-fine precipitates during tempering process in future.

Keyword：

Nb-Ti micro-alloyed; low carbon bainitic steel; tempering microstructure; yield ratio; strain-hardening exponent;

Received： 2018-09-19

为适应全球经济快速发展对石油和天然气能源需求的不断增长, 降低管道建设成本并提高输送效率与安全性, 油气管线输送管线钢朝着大厚壁、 大管径、 高强韧性等方向迅猛发展 ^[1] , 屈强比 (yield strength/tensile strength ratio, Yield ratio) 是管线钢性能的重要参数, 其是屈服强度和抗拉强度的比值, 表征材料塑性变形开始到最后断裂前的形变容量, 较低的屈强比有利于实现材料的安全服役 ^[2,3] 。 研究表明, 经回火后低合金钢的屈强比一般会有所升高, 其不利于安全服役性能的改善 ^[4,5] 。 目前回火过程中的拉伸行为研究已有多篇文献报道, 其中包括回火过程中屈服强度的变化, 应变硬化指数的变化等 ^[6,7] ; 但对回火过程中影响屈强比的内在组织因素少有提及。

本文开发了Nb-Ti微合金化的Mn系低碳贝氏体钢, 探讨微合金化对屈强比的影响规律。以Nb-Ti微合金化的Mn系低碳贝氏体钢为研究对象, 测试了经不同温度回火后的抗拉强度、 屈服强度, 得到相应的屈强比; 并利用光学显微镜 (OM) , 扫描电镜 (SEM) 和透射电镜 (TEM) 等显微分析手段研究了回火过程的组织演变, 研究了回火过程中屈强比变化规律及影响因素。

1 实 验

实验钢由中频感应电炉熔炼后浇铸, 锻造成 80 mm×80 mm×120 mm锻坯, 终锻温度为900 ℃, 锻造比不少于100%。 锻坯经1200 ℃保温2 h后在轧辊直径375 mm, 宽度375 mm的轧机上进行4道次轧制, 开始轧制温度为1050 ℃, 终轧温度为 800 ℃, 每个道次平均控制变形量为21%, 最终板厚为30 mm。 终轧后立即水淬至400 ℃, 然后空冷至室温。 实验钢的成分 (%, 质量分数) 范围为: C 0.04～0.08, Si 0.6～0.9, Mn 1.5～3.0, Nb 0.02～0.03, Ti 0.02～0.03, S和P均为痕量, Fe余量 ^[8] 。

将轧后样品分别在箱式电阻炉中进行280, 400, 460, 520, 600 ℃回火, 回火时间为2 h。 拉伸试验在INSTRON 1205拉伸试验机上进行, 拉伸试样取自钢板心部, 沿轧制方向, 采用试样直径为 5 mm, 原始标距为25 mm的标准拉伸试样 (GBT228-2002) , 拉伸速率为10^-3 s^-1。 在JSM-6301F SEM上进行组织观察; 金相试样腐蚀液为2%硝酸酒精溶液。 在JEM 200CX TEM上观察了贝氏体板条及析出物的分布和尺寸; TEM试样制备过程为: 先将薄片试样机械研磨至30～40 μm, 用冲样器制成直径为3 mm的圆片, 采用双喷液为5%高氯酸的酒精溶液进行减薄制备成TEM样品, 为了防止样品氧化, 双喷温度选择为-20～-30 ℃, 为了达到最佳的减薄效果, 电流控制在30～50 mA ^[8] 。

2 结果与分析

实验钢经不同温度回火后的拉伸曲线如图1所示 (为便于观察, 拉伸曲线进行了x轴的平移) , 由图1可以看出实验钢回火前后均未出现明显的屈服现象, 因此屈服强度规定为非比例延伸率为0.2%时的应力。

图2显示了拉伸性能随回火温度的变化规律, 由图2可知, 在280～460 ℃温度范围内, 随着回火温度升高, 抗拉强度逐渐从轧态的946 MPa降低到778 MPa, 但是屈服强度没有明显变化, 保持在720 MPa左右; 460～600 ℃温度范围内回火时, 抗拉强度和屈服强度变化趋势相同, 均随回火温度升高先降低再升高。 在280～460 ℃温度范围内, 随着回火温度升高, 屈强比基本呈现持续上升趋势, 仅在520 ℃回火后出现略微的下降; 经460 ℃回火2 h后, 屈强比由轧态的0.767上升到0.928。

图1 实验钢经不同温度回火后的室温拉伸曲线

Fig.1 Tensile curves at room temperature of as-rolled and tempered samples

图2 实验钢拉伸性能随回火温度的变化规律

Fig.2 Change in tensile strength, yield strength and yield ratio of as-rolled and tempered samples with tempering temperature

为了更详细地探讨回火温度对拉伸行为的影响, 本文引入了Swift公式; 由于Swift公式可以有效地描述低合金高强度钢塑性变形阶段的拉伸行为, 故其被广泛应用 ^[9,10] , 其公式如下:

s=k· (b+e_p) ⁿ (1)

式中, s是真应力, 其与工程应力σ和工程应变ε的关系是s=σ (1+ε) ; e_p是开始塑性变形后的真应变, 其和弹性真应变之和就是总的真应变, 因此其与工程应变的关系是e_p=ln (1+ε) -ln (1+σ_y/E) , 其中σ_y为屈服强度, E是弹性模量; n是应变硬化指数, 其指塑性变形引起的加工硬化的能力; b是材料常数, 其与材料的组织类型有关; k是强度系数。 根据公式 (1) 可得:

lns=lnk+n·ln (b+e_p) (2)

Swift公式引入材料常数b可以使lns-ln (b+e_p) 尽可能接近线性关系, 而其斜率即是应变硬化指数n; 由此即可求出不同回火温度下的均匀塑性变形阶段的应变硬化指数n。

材料常数b和应变硬化指数n与回火温度的关系如图3和4所示。 由图3和4可知, 应变硬化指数n随着回火温度的升高逐渐下降, 但在520 ℃回火后呈现微小的峰值, 其n值为0.085; 材料常数b随着回火温度的升高逐渐增加, 同时在460～520 ℃回火后出现一个平台, 其b值保持为0.006。

图3 实验钢材料常数b随回火温度的变化规律

Fig.3 Change in material constant b of as-rolled and tempered samples with tempering temperature

图4 实验钢应变硬化指数n随回火温度的变化规律

Fig.4 Change in strain-hardening exponent n of as-rolled and tempered samples with tempering temperature

以往研究表明: 应变硬化指数n和材料常数b的变化将对屈强比产生影响, 低合金高强钢的屈强比与ln (b/n²) 呈现正比关系 ^[10] 。 本文采用最小二乘法对经过不同温度回火后的屈强比 (YR) 和ln (b/n²) 进行线性拟合, 拟合关系如图5所示, 得到两者的关系式如下:

Yield ratio=0.93+0.084·ln (b/n²) (3)

(相关系数R=0.95)

由此可知实验钢经回火处理后屈强比的增加是由于应变硬化指数n降低, 材料常数b增加造成的。

图5 实验钢屈强比和ln (b/n2) 的关系

Fig.5 Relationship between yield ratio and ln (b/n²) n: Strain-hardening exponent; b: Material constant

3 讨 论

本部分将详细讨论回火组织对应变硬化指数n和材料常数b的影响规律, 进而阐述了回火对屈强比的影响机制。 材料的流变应力和位错密度的关系式一般为 ^[11,12] :

σ=σ₀+σ_e=σ₀+αMμb_uρ^0.5 (4)

式中, σ₀是与应变无关的强度项, 包括派纳力和固溶强化的作用等, 而σ_e是与位错交互作用相关的强度项, 其中α是表征位错交互作用的几何常数, M为Taylor取向因子, 对于贝氏体/马氏体而言, α=0.25, M=2.73, μ是材料的剪切模量 (76 GPa) , b_u是伯氏矢量, ρ是总的位错密度, 其由统计储存位错密度 (ρ_ss, statistically stored dislocation) 以及几何必须位错密度 (ρ_GN, geometrically necessary dislocation) 两部分组成 ^[13,14] 。 其中ρ_GN与显微组织有关, 而ρ_ss只与应变有关。 研究表明 ^[13,14] , 金属材料在较小塑性变形时, ρ_GN的值远大于ρ_ss, 因此总的位错密度ρ可约等于ρ_GN, 而ρ_GN是由于第二相粒子 (如碳氮化物) 和相界面 (晶界、 板条界等) 的存在而引起的, 一般认为ρ_GN与第二相粒子尺寸d、 体积分数f以及有效晶粒尺寸L之间满足以下关系:

ρ_GN=A· (f/d) ·e+B· (1/L) ·e (5)

在塑性变形中, 材料的应变硬化的能力是由位错密度的增殖速率决定的, 因此将式 (5) 代入描述塑性变形中位错增殖速率的Mecking-Kocks公式可得:

dρ/de=A· (f/d) +B· (1/L) (6)

由此可见, 实验钢在回火过程中, 贝氏体板条的合并粗化, 第二相粒子 (如碳氮化物) 的析出长大, 都可能会引起应变硬化指数的变化。

图6显示了经不同温度回火后的SEM显微组织。 由图6可知, 实验钢板的轧态组织以贝氏体板条为主, 贝氏体板条界面清晰可见; 实验钢经过不同温度回火2 h后, 贝氏体板条界面变得模糊, 在界面处逐渐析出Nb-Ti的碳氮化物, 但贝氏体仍以板条形貌为主, 只是发生不同程度的合并和粗化。 文献研究表明 ^[15] , 对于具有板条贝氏体组织的钢, 决定其屈服强度的有效晶粒尺寸是贝氏体板条的宽度, 贝氏体板条之间的取向差一般在2°～7°, 因此本文统计了经不同温度回火处理后的贝氏体板条宽度 (L, lath width) , 见图7所示; 由此可知: 随着回火温度的升高, 贝氏体板条逐渐粗化, 板条宽度增加; 经520 ℃回火2 h后, 贝氏体板条的平均宽度由轧态的0.89 μm增加到1.47 μm。

图8是实验钢经不同温度回火后的TEM显微组织, TEM研究表明, 轧态组织 (图8 (a) ) 为平行排列的贝氏体板条组成的板条块, 经460 ℃ (图8 (b) ) 、 520 ℃ (图8 (c) ) 和600 ℃ (图8 (d) ) 回火后贝氏体板条发生明显回复现象, 逐渐合并粗化, 同时在贝氏体板条界处析出了少量碳氮化物 (箭头所指) 。 本文统计了经不同温度回火后碳氮化物的体积分数f和粒子直径d, 见表1所示, 试验钢在回火温度低于460 ℃时没有发现明显的碳氮化物析出。

根据式6和表1, 以建立应变硬化指数n与碳氮化物粒子直径d和体积分数f以及贝氏体板条宽度L的关系式, 采用最小二乘法得到其关系式如下:

n=0.052+0.013· (f/d) +0.166· (1/L) (7)

由式 (7) 可以发现随着回火温度的增加, n值逐渐减小, 主要是由于贝氏体板条的粗化, 其宽度L的增加, 使得贝氏体板条界对位错的阻碍作用降低, 进而位错密度增殖速率减小, 而经520 ℃回火后, n值稍微的增加, 其主要是由于碳氮化物在贝氏体板条界处析出, f/d增加, 对位错滑移产生阻碍作用, 进而导致位错密度增殖速率增加。

图6 实验钢经不同温度回火后的显微组织

Fig.6 SEM images of microstructure of steel after tempering at different temperatures

(a) As rolled; (b) Tempering at 460 ℃; (c) Tempering at 520 ℃; (d) Tempering at 600 ℃

图7 贝氏体板条宽度随回火温度的变化规律

Fig.7 Change in bainitic lath width of as-rolled and tempered samples with tempering temperature

图8 实验钢轧态及经不同温度回火后的TEM形貌

Fig.8 TEM micrographs of steel specimens as rolled (a) and after tempering at 460 ℃ (b) , 520 ℃ (c) , 600 ℃ (d) , arrows indicating carbonitride precipitates

表1实验钢经不同温度回火后贝氏体板条L和碳氮化物体积分数f、 粒子直径d

Table 1Bainitic lath width L, volume fraction of carbonitride f and diameter of particles d in steels after tempering at various temperatures

Tempering temperature/℃	L/ μm	1/L/ μm-1	f	d/ μm	f/d/ μm-1
As-rolled	0.89±0.12	1.12	0	-	0
280	1.07±0.15	0.93	0	-	0
400	1.18±0.10	0.85	0	-	0
460	1.42±0.13	0.70	0.005	0.025	0.20
520	1.47±0.12	0.68	0.032	0.042	0.76
600	1.66±0.18	0.60	0.051	0.121	0.42

材料常数b是与组织密切相关的参数, Kim等 ^[10] 的研究显示: b值与各项组织的百分比关系如下:

b=∑ (α_i·X_i) ·exp (-k·X_M) + (α_M·X_M) (8)

式中α_i与组织类型有关常数, X_i是各项组织的百分含量, k是与马氏体或贝氏体有关的常数, 例如α_M, X_M和k_M分别是与贝氏体/马氏体组织有关的参数。

由图6可知, 实验钢经不同温度回火后显微组织仍以板条贝氏体为主, 体积分数变化不大, 只是存在不同程度的粗化; 因此回火过程中, 材料常数b的变化和贝氏体板条的粗化有关, 材料常数b和贝氏体板条宽度L₁的拟合关系图, 见图9所示, 得到两者的关系式如下:

b=-0.0036+0.00678·L₁ (9)

(相关系数R=0.98)

由此可知材料常数b随着贝氏体板条的粗化而增加。

根据关系式 (3) , (7) 和 (9) 可以发现, 实验钢经回火后贝氏体板条的粗化导致应变硬化指数降低、 材料常数b增加, 由于屈强比与ln (b/n²) 呈线性关系, 因此屈强比增加。 而细小的Nb-Ti碳氮化物在板条界面的析出是在520 ℃回火后YR略有降低的原因; 贝氏体板条界面处析出的碳氮化物可以阻碍位错的滑移 ^[16,17] , 在一定程度上增加实验钢的应变硬化能力, 有利于降低屈强比。 同时在贝氏体板条界面处析出的碳氮化物可抑制贝氏体板条的进一步粗化, 因此控制回火过程中细小弥散Nb-Ti的碳氮化物在板条界处的析出是调控回火过程中屈强比的一种方法。

图9 材料常数b随贝氏体板条宽度的变化规律

Fig.9 Change in material constant b of steels with bainitic lath width

4 结 论

1. 回火温度对Nb-Ti微合金化Mn系低碳贝氏体钢的拉伸性能有明显的影响, 随着回火温度的升高, 屈强比和材料常数b逐渐增加, 应变硬化指数n呈下降趋势; 同时屈强比和ln (b/n²) 呈线性递增关系。

2. 微合金化Mn系低碳贝氏体钢的贝氏体板条组织经280～460 ℃回火2 h后, 仍呈现板条形貌, 板条逐渐合并, 呈现不同程度的粗化; 而贝氏体板条粗化是导致材料常数b增加、 应变硬化指数n降低的主要原因。

3. 回火过程中碳氮化物的析出对屈强比的影响与其体积分数和粒子半径有关, 在板条界处析出的细小弥散的碳氮化物不仅有利于提高位错增殖速率, 而且可抑制贝氏体进一步的粗化, 进而在一定程度上提高了应变硬化指数n, 可降低屈强比。

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