Development of High-Strength Microalloyed Coiled Rebar

高強(qiáng)度微合金螺紋盤卷研發(fā)

前言---高強(qiáng)度螺紋產(chǎn)品可在混凝土結(jié)構(gòu)中使用小直徑鋼筋，給與混凝土骨料具有較大的空間填充，并且減小了鋼材使用成本。本研究開發(fā) φ20mm 直徑螺紋盤卷，通過添加主要為 Nb 的微合金化元素，生產(chǎn)高強(qiáng)度鋼筋，通過調(diào)整軋制工藝參數(shù)優(yōu)化，充分發(fā)揮 Nb 元素在冷卻過程的彌散析出。實(shí)驗(yàn)室調(diào)研和數(shù)學(xué)模型指導(dǎo)的工業(yè)生產(chǎn)，成功軋制出、了超過 600MPa 強(qiáng)度和超過 15%延伸率的鋼筋。

近年來世界范圍內(nèi)大型建筑穩(wěn)步發(fā)展，需要大直徑高強(qiáng)高韌的抗震鋼筋，大直徑螺紋盤卷在軋后需要加速冷卻，生產(chǎn)有難度。優(yōu)化合金設(shè)計(jì)得到微合金鋼冶金效果，從而生產(chǎn)市場(chǎng)能夠接受可焊接的抗震螺紋鋼筋。

然而，直接研究大直徑熱軋鋼筋是有局限性的，在棒材軋制和軋后冷卻中，要特別考慮軋鋼最高加熱溫度、每個(gè)孔型道次高的真應(yīng)變、較短的恢復(fù)再結(jié)晶時(shí)間（機(jī)架之間穿行時(shí)間短）、高的應(yīng)變、有限的軋件冷卻速率。于是，在熱軋這種產(chǎn)品中，出現(xiàn)一些必須考慮的問題，在奧氏體中碳氮化物的脫溶和析出、整個(gè)軋制和冷卻中微觀結(jié)構(gòu)再結(jié)晶機(jī)理、相變中微觀組織結(jié)構(gòu)不同的類型熱軋軋制中的功能（TMP）。常規(guī)控制軋制細(xì)化晶粒，降低精軋溫度，減少機(jī)架間停留時(shí)間防止靜態(tài)再結(jié)晶發(fā)生，應(yīng)變得到積累，導(dǎo)致相變?yōu)楸★灲M織結(jié)構(gòu)。另一個(gè)在熱軋過程中細(xì)化晶粒是在較高的軋制溫度下，靜態(tài)循環(huán)連續(xù)變形和亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，能夠產(chǎn)生細(xì)小的奧氏體再結(jié)晶結(jié)構(gòu)，從而導(dǎo)致相變后鐵素體細(xì)小晶粒。

本研究是調(diào)研熱軋 φ20mm 螺紋鋼主要的冶金現(xiàn)象，微觀組織結(jié)構(gòu)演變的冶金/數(shù)學(xué)模型用于預(yù)報(bào)微合金元素加入量，在工藝上考慮沉淀析出和固溶強(qiáng)化結(jié)合，析出的動(dòng)力學(xué)和軋制中線奧氏體晶粒尺寸行為，按照數(shù)學(xué)/冶金模型指導(dǎo)進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)，由模型來預(yù)報(bào)產(chǎn)品的最終的微觀組織和機(jī)械性能，冶金模型結(jié)合工業(yè)試驗(yàn)結(jié)果的屈服強(qiáng)度和延伸率分別超過了 600MPa 和 15%。

1  工業(yè)生產(chǎn)過程描述

1.1 軋機(jī)布置概況

在本研發(fā)中采用熱軋生產(chǎn)線來生產(chǎn)高強(qiáng)高韌螺紋盤卷，步進(jìn)梁式加熱爐將 155m方坯加熱至 1200℃，加熱后的鑄坯經(jīng)過除鱗進(jìn)入 6 機(jī)架粗軋機(jī)組，而后是 10 機(jī)架中軋機(jī)組，2 機(jī)架預(yù)精軋和 10 機(jī)架精軋機(jī)組。φ20mm 螺紋軋制 18 道次，即 6 機(jī)架粗軋機(jī)組、8 機(jī)架中軋機(jī)組、2 道次預(yù)精軋和 2 道次精軋。K1~k3 道次（即最后三機(jī)架）為圓——橢圓——圓孔型系統(tǒng)。在軋制中采用活套來控制機(jī)架間張力，做到無(wú)張軋制，具有紅外測(cè)溫儀和中間水冷箱，用于控制軋件溫度。在精軋機(jī)組前后都設(shè)置了水冷箱。臥式吐絲機(jī)將鋼筋成圈撒在斯太爾摩線上，斯太爾摩線采用強(qiáng)制風(fēng)冷，也可轉(zhuǎn)變?yōu)槿趵錉顟B(tài)。本研究中，考慮熱軋參數(shù)變化，如溫度、應(yīng)變、應(yīng)變速率和道次間隔時(shí)間，軋件溫度和時(shí)間在線直接量測(cè)，應(yīng)變和應(yīng)變速率根據(jù)孔型和軋制速度計(jì)算求得。

1.2  各道次等效應(yīng)變的計(jì)算

原來計(jì)算應(yīng)變使用等效矩型來考慮的，將孔型前后的軋件化為等效面積的矩型，如圖 1 中橢圓孔咬入圓軋件面積為 Ai，將其等面積化為寬度為 Wi 何高度為 Hi 的矩形，于是 Ai=Wi*Hi。同樣經(jīng)過該道次孔型后的軋件其面積為 Ap=Wp*Hp。

圖 1 圓軋件進(jìn)入橢圓孔軋制，這里的 Wi 和 Wp 本別是入口軋件寬度和出口軋件寬度，Ai 和 Ap 分別是軋制前后軋件的截面

積

在圓——橢圓孔型系統(tǒng)中，圓面積為 Ai=（π/4）di 2 ，這里 d 是上個(gè)道次圓孔型的半徑，而矩形寬度Wi 垂于壓下的方向，這種情況下等于 di，因此 Hi 值為：

Hi =( π4 )di2di= （π/4）di 公式 1

孔型的出口軋件寬度為 Wp，由孔型直接得到Wp 就是等效矩形面積的寬度，其出口軋件面積 Ap 這樣計(jì)算

                   Hp =ApWp                     公式 2

這樣就可以計(jì)算應(yīng)變，使用馮.Mises 等效應(yīng)變的概念，在孔型中的等效應(yīng)變?yōu)?/span>

1 ：

                                                         公式 3

1.3 計(jì)算道次的應(yīng)變速率

由 來定義應(yīng)變速率，這里的 t c 是接觸時(shí)間，給定一個(gè)孔型，軋制后等效矩形厚度方向從H i 減少到 H p ，軋輥直徑為 D w ，旋轉(zhuǎn)速度 NRPM，接觸時(shí)間為：

                                             公式 4

這里 D w =D n +S+H p ，D n 是軋輥名義直徑，S 是輥縫，于是，應(yīng)變速率按下式計(jì)算：

                                               公式 5

1.4  熱機(jī)軋制條件

作為給定的軋鋼設(shè)備，工藝設(shè)計(jì)和微合金鋼微觀組織優(yōu)化需要選擇合適的熱機(jī)軋制參數(shù)變量，以便在生產(chǎn)中充分發(fā)揮能力，做到成本最低。明顯看到，對(duì)于每種產(chǎn)品工業(yè)設(shè)計(jì)過程還是有限制因素的，必須考慮軋機(jī)剛度和合金設(shè)計(jì)的經(jīng)濟(jì)性。在本研究工作中，考慮軋制生產(chǎn)線的約束條件，形變熱處理的能力等，見下面：

1、 鑄坯加熱溫度變化范圍為 1000~1200℃之間；

2、 在 13 和 18 道次之間使用水冷箱加速軋件冷卻；

3、 吐絲溫度在 860℃~930℃之間；

4、 斯太爾摩冷卻線散卷冷卻強(qiáng)度在 5~10℃/秒。

2  模型描述

微觀組織結(jié)構(gòu)演變的數(shù)學(xué)模型，廣泛地用于預(yù)報(bào)微觀組織細(xì)化和最終產(chǎn)品的機(jī)械性能，最新的數(shù)學(xué)模型的構(gòu)造在軋制螺紋鋼時(shí)能預(yù)報(bào)微觀組織結(jié)構(gòu)的演變，使用一系列公式來描述單獨(dú)的冶金過程事件，按照反應(yīng)的邏輯順序和微觀組織選擇，以便輸入主要的過程參數(shù)，模型運(yùn)算后給出微觀組織結(jié)構(gòu)和機(jī)械性能。

表 1 給出使用的數(shù)學(xué)模型公式。

表 1 模型描述微觀組織結(jié)構(gòu)演變的冶金過程公式

    在第一個(gè)道次軋制時(shí)，鑄坯是沒有變形應(yīng)變，應(yīng)變積累等于該道次的應(yīng)變計(jì)算值，隨后的道次中，在一定的條件下，機(jī)架間的再結(jié)晶并不完全，導(dǎo)致了應(yīng)變的積累。于是在這種情況下，前一道次的積累的應(yīng)變必須加到下一個(gè)道次中，由 Gibbs 團(tuán)隊(duì)的公式給出公式7 。然后，作為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開始的臨界應(yīng)變用公式 9~11 計(jì)算，為了定義道次之間的軟化類型，不管是動(dòng)態(tài)還是靜態(tài)再結(jié)晶，考慮軋件重量變化和不同行為的三個(gè)區(qū)域臨界值，使用 Uranga 團(tuán)隊(duì)提出公式計(jì)算8 ：

⚫  區(qū)域 I（ε a ＜ε c ）：由靜態(tài)再結(jié)晶僅僅發(fā)生軟化過程

⚫  區(qū)域 II（ε c ＜ε a ＜εT）：亞動(dòng)態(tài)和靜態(tài)再結(jié)晶同時(shí)發(fā)生

⚫  區(qū)域 III（ε a ＞εT）：亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶是作用的機(jī)理。

當(dāng)軋件在兩個(gè)道次之間通過的時(shí)間大于完全軟化發(fā)生所需要的時(shí)間，模型考慮晶粒長(zhǎng)大至到進(jìn)入下一個(gè)道次軋制。在這種情況中，晶粒的靜態(tài)和亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶要求不同的晶粒長(zhǎng)大動(dòng)能，如公式 18 所示。類似的，以加權(quán)的方式計(jì)算軋件通過兩個(gè)道次之間后的平均晶粒尺寸，正比于間隔時(shí)間，正比于兩種機(jī)理的最終再結(jié)晶比例分?jǐn)?shù)。

靜態(tài)和亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)由 Avrami 公式計(jì)算求得，從表 1 中公式 6 和 15 計(jì)算出 50%再結(jié)晶時(shí)間，Avrami（n）指數(shù)變化是作為合金元素函數(shù)關(guān)系和再結(jié)晶自然形成，在微合金鋼中的靜態(tài)再結(jié)晶情況下不5發(fā)生析出，由 Medina 和 Quispe 9 建議，模型考慮 Avrami 指數(shù)是軋件溫度的函數(shù)關(guān)系（公式 7），當(dāng)析出發(fā)生時(shí)，靜態(tài)再結(jié)晶完全停止，一直到析出動(dòng)力學(xué)過程完成。然而，亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程甚至在應(yīng)變誘導(dǎo)析出發(fā)生10~13 。于是亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，模型考慮 Avrami 指數(shù)在析出發(fā)生和溫度變化并不改變，假設(shè)微合金鋼的這個(gè)指為 1.0 不變。當(dāng)應(yīng)變誘導(dǎo)析出完成，已經(jīng)形成的析出相失去了他們的抑制效果，這就允許在靜態(tài)再結(jié)晶下繼續(xù)微觀組織的軟化。然而，析出物存在即使是粗大的，減少了靜態(tài)再結(jié)晶的動(dòng)力學(xué)條件，公式描述用 n，在 Avrami 公式中時(shí)間指數(shù)取較保守的公式（公式 8），以便具有較長(zhǎng)時(shí)間將靜態(tài)再結(jié)晶過程完成。

模型考慮到應(yīng)變誘導(dǎo)析出 Nb（C,N）和 VN 的可能性，這兩者析出都具有抑制靜態(tài)再結(jié)晶的能力，于是使用了由 Medica 團(tuán)隊(duì)研發(fā)的應(yīng)變誘導(dǎo)析出公式22 .公式用于計(jì)算開始應(yīng)變誘導(dǎo)析出是建立在隔熱條件下的，然而，熱軋過程也是一個(gè)連續(xù)冷卻過程。于是考慮冷卻，作者4,21,23,24 運(yùn)用了 Scheil 25 添加的原理，應(yīng)變誘導(dǎo)析出是一個(gè)包括形核和長(zhǎng)大的現(xiàn)象，允許使用 Avrami 公式闡述它的演變過程：

                                         公式 22

這里 x ppt 是時(shí)間 t 析出的分?jǐn)?shù)，n p 是 Avrami 析出指數(shù)，t 0.05p 是應(yīng)變誘導(dǎo)析出開始的時(shí)間， Medina 團(tuán)隊(duì)22 建議對(duì)于 Nb（C，N）的析出 n p 值為 1.54，對(duì) VN 析出是 2.05。一旦應(yīng)變誘導(dǎo)析出開始（x ppt ＞0.05），析出分?jǐn)?shù)將添加到軋機(jī)之間穿行時(shí)間形成析出分?jǐn)?shù)里面，一直到析出動(dòng)力學(xué)完成（Xppt>0.95）。由于 t 0.05p是隨著時(shí)間改變的，Avrami 曲線進(jìn)一步向右移動(dòng)，延長(zhǎng)了時(shí)間造成析出領(lǐng)先相變得較為困難。為了補(bǔ)償這個(gè)動(dòng)力學(xué)曲線隨著溫度變化產(chǎn)生的位移，Pereda 15 團(tuán)隊(duì)提出引入“添加規(guī)則”，運(yùn)用了等效時(shí)間的概念，對(duì)不同溫度修正時(shí)間，但析出分?jǐn)?shù)保持一個(gè)常數(shù)。

考慮在溫度范圍的末端 T i 的析出比例分?jǐn)?shù)是 X i ，隨后的溫度 T i+1 間隔末端的析出比例分?jǐn)?shù)首先進(jìn)行計(jì)算，確定等效時(shí)間（t eq ）要求達(dá)到在溫度 T i+1 之間間隔 X i 析出比例分?jǐn)?shù)數(shù)值，這樣在間隔 T i+1 析出分?jǐn)?shù)能這樣計(jì)算：

                                             公式 23

這里 t eq 由下式獲得：

                                         公式 24

于是計(jì)算析出分?jǐn)?shù)在每個(gè)時(shí)間間隔加和，當(dāng)總和達(dá)到 0.95 后完成計(jì)算，靜態(tài)再結(jié)晶過程重新開始計(jì)算。用這種方法，模型考慮在塑性變形之后由 Pereda 團(tuán)隊(duì)提出的15 作為再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)等效時(shí)間的概念。

                                                  公式 25

這里 t eq 每個(gè)瞬間由下式計(jì)算出：

公式 26

3  結(jié)果

3.1 工業(yè)試驗(yàn)軋制條件

表 2 給出了 Nb 和 V 的化學(xué)成分，這里的 C 當(dāng)量最大為 0.55%，目的是為了保證鋼筋的可焊性。

表 2 使用 Nb 和 V 微合金元素鋼筋的化學(xué)成分

表 3 數(shù)學(xué)模型中 6 種工藝路線

考慮現(xiàn)有軋機(jī)所有可能的 TMP 工藝路線，具有 6 種 TMP 軋制模式，見表 3，這些模式和條件是根據(jù)微觀組織演變的溫度制度而制定出來的。工藝路線 1~3 的鑄坯加熱溫度為 1100℃，工藝路線 1 是基本工藝條件；2 類似于 1，但是冷卻線發(fā)生相變期間的冷卻速率要大，達(dá)到 10℃/秒；工藝路線 3 與 2 相同，除了在 13~18 道次采用加速冷卻，使得軋件溫度得到降低；工藝路線 4~6 使用較高的鑄坯加熱溫度（1200℃）；類似于 2 和 3，工藝路線 5 在相變過程采用快速冷卻；6 則同時(shí)在 13~18 道次之間采用加速軋件冷卻。

在工藝路線 1~3 中，鑄坯加熱溫度為 1100℃，軋件通過第 1 和第 12 道次溫度在 1087~998℃之間。在工藝路線 1 和 2 中，在軋制中軋件經(jīng)過 13 和 18 道次溫度范圍在 997℃和 971℃，在工藝路線 3 中，采用加速冷卻，這兩個(gè)道次軋件軋制溫度分別為963℃和905℃，在工藝路線4~6中，鑄坯加熱溫度較高到1200℃，在軋件通過第 1 和第 12 道次溫度變化從 1187℃到 1098℃。在工藝路線 4~5 中，通過 13 道次到 18 道次的軋件溫度從1093℃到1070℃，在工藝路線6中，類似于工藝路線3，采用加速冷卻，溫度從1063℃到1048℃。圖 2 表示 6 種工藝路線溫度概況。

圖 2 六種工藝路線軋制過程時(shí)間和溫度關(guān)系：a 是 1100℃加熱溫度，b 是 1200℃加熱溫度

表 4 選定工藝路線各道次的應(yīng)變、應(yīng)變速率和道次間隔時(shí)間

表 4 給出了所選定工藝主要輸入?yún)��?shù)，等效應(yīng)變用于所有情況中，在 12、16 和 18 道次上應(yīng)變較�。�0.29,0.28 和 0.32），在 5、7 和 8 道次上用較大的應(yīng)變（分別為 0.66,062 和 0.63）。所有道次應(yīng)變的平均值為 0.49，每種工藝路線軋制中用相同的變形速率。應(yīng)變速率是第 1 道次開始逐漸增加，開始是 1s -1 ，精軋 17 和 18 道次為 130s -1 ，機(jī)架之間軋件穿行時(shí)間前面長(zhǎng)后面短。在粗軋機(jī)組到中軋機(jī)組之間，預(yù)精軋機(jī)組到精軋機(jī)組之間有較大的距離，目的是增加軋件穿行時(shí)間使軋件微觀組織得到充分的軟化。成品軋機(jī)到鋼筋在冷卻線上發(fā)生相變這段時(shí)間最長(zhǎng)。

3.2  工業(yè)試驗(yàn)條件下數(shù)學(xué)模型計(jì)算結(jié)果

在軋制中一個(gè)重要的結(jié)果是有多少%Nb 溶解在奧氏體中，鑄坯加熱之后，模型指出在各種的工藝路線中所有的 V 元素（0.110%V）都溶解在奧氏體中。然而，模型指出鑄坯加熱到 1200℃溫度條件下所有的Nb 元素脫溶進(jìn)入奧氏體中（0.017%Nb），但在鑄坯加熱 1100℃時(shí)，只有部分的 Nb（0.010%Nb）脫溶進(jìn)入奧氏體中。作為析出物的 Nb（C，N），在工藝路線 1~3 中，其析出在第 4 道次之后，對(duì)工藝路線 6，析出在 14 道次，在工藝路線 4 和 5，析出在終軋道次上。VN 僅僅在奧氏體中析出，發(fā)生在終軋道次和相變前的時(shí)間范圍內(nèi)。作為工藝路線 1~3，在發(fā)生相變前溶解在奧氏體中的%Nb 和%V 分別為 0.004%和 0.85%。作為工藝路線 4~6，模型指出溶解在奧氏體中的 Nb 為 0.007 和 0.080%V。圖 3 表明%N 在工藝路線 3 和 6中的演變過程，是軋制時(shí)間的函數(shù)關(guān)系。可以看出 Nb 在固溶體中的量開始下降，就是形成析出物，工藝路線 6 比工藝路線 3 析出時(shí)間要晚，也就是在工藝路線 3 中 Nb 在固溶體溶解總是比工藝路線 6 來的低。

模型也預(yù)報(bào)奧氏體平均晶粒尺寸（4GS），這與軋制時(shí)間均成函數(shù)關(guān)系，圖 4 給出工藝路線 3 和 6 的一個(gè)例子。開始的奧氏體晶粒尺寸為 200μm，然后逐漸減小。工藝路線 6 的熱軋溫度比工藝路線 3 要高，再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)條件有利晶粒加速長(zhǎng)大，結(jié)果工藝路線 6 晶粒比工藝路線 3 要粗大，工藝路線 6 中形變誘導(dǎo)析出在第 14 道次，隨著軋制的進(jìn)程晶粒尺寸顯著減小，到最后工藝路線 6 和 3，晶粒尺寸非常類似。表 5 表示最終 6 種工藝路線的晶粒尺寸。

從表 5 可以看到工藝路線不同造成晶粒大小不一，在工藝路線 2、3 和 6 中得到細(xì)小的晶粒尺寸，鐵素體晶粒都是 5μm 大小，AGS 發(fā)生相變后使得鐵素體晶粒更加細(xì)化。鐵素體晶粒大小可以從奧氏體晶粒來預(yù)9報(bào)的，使用的方法是 Sellars 和 Beynon 提出的公式26 。由于鐵素體析出第二相增加了強(qiáng)度，使用 Hodgaon和 Gibbs 公式計(jì)算 δ ppt 2 。這些公式預(yù)報(bào)出增加的強(qiáng)度正比于相變之前在 r 中溶解的 Nb、V 和 N。作者也提出公式預(yù)報(bào)屈服強(qiáng)度（YS）和抗張強(qiáng)度（TS）是化學(xué)成分、沉淀析出體積分?jǐn)?shù)，和鐵素體晶粒尺寸的函數(shù)關(guān)系。本研究目標(biāo)最大的屈服強(qiáng)度，最為有效的工藝路線來增加 YS，使用工藝路線 3 和 6 其 YS 數(shù)據(jù)達(dá)到了 650MPa。

3.3 工業(yè)試驗(yàn)結(jié)果

按照模型預(yù)報(bào)的結(jié)果，采用工藝路線 6 進(jìn)行工業(yè)性生產(chǎn)試驗(yàn)，盡管鑄坯加熱溫度較高，獲得的機(jī)械性能與工藝路線 3 類似，但軋制 φ20mm 鋼筋盤卷尺寸控制精確穩(wěn)定。

圖 5 表明通過最后一個(gè)道次棒材的奧氏體微觀組織，可以看到晶粒完全再結(jié)晶了，從模型預(yù)報(bào) AGS是 6μm，但實(shí)際是 9μm。圖 5b 表明獲得的最終微觀組織，主要是鐵素體+珠光體，測(cè)量 FGS 是 6μm，與模型預(yù)報(bào)的 5μm 非常接近。

表 6 表明機(jī)械性能、YS 是 620MPa，預(yù)報(bào)是 650MPa；TS 試驗(yàn)結(jié)果是 850MPa，非常接近與模型預(yù)報(bào)的 864MPa。強(qiáng)屈比 1.4，延伸率 20%，15%的均勻延伸率是強(qiáng)度和韌性良好地結(jié)果，完全適應(yīng)于抗震鋼筋的主要需求指標(biāo)。

4 討論

合適的合金設(shè)計(jì)和優(yōu)化軋制工藝來生產(chǎn) φ20mm 直徑的螺紋鋼筋盤卷，屈服強(qiáng)度要達(dá)到 600MPa，通常在長(zhǎng)材生產(chǎn)中提高強(qiáng)度是采用中碳和較高 V 含量方案，采用這個(gè)方案也能達(dá)到本文提出的目標(biāo)。然而，Ceq值要求較低，大約在 0.50%左右，碳含量必須限制，于是只有提高 V 含量要彌補(bǔ)碳含量下降造成的強(qiáng)度不足。作者估計(jì) V 含量要達(dá)到 0.19%，N 含量要超過 150ppm，這樣才能達(dá)到目標(biāo)要求，因?yàn)樘岣?V 含量增

加了相變前奧氏體晶粒尺寸，比 Nb—V 鋼粗大，Nb-V 鋼相變前奧氏體晶粒是 5μm，而僅含 V 鋼在相變前是 7μm�？雌饋韸W氏體晶粒相差并非很大，但是在相變后鐵素體晶粒造成了屈服性能上至少有 40MPa 的差別。屈服強(qiáng)度的減少必須增加鐵素體中第二相細(xì)小粒子析出來進(jìn)行補(bǔ)償，于是相比較 Nb-V 鋼，僅僅用V 微合金化鋼筋需要的 V 合金量大，此外，高 V 鋼筋延伸率比 Nb-V 鋼筋要低。

模型預(yù)報(bào)了將 Nb-V 鋼鑄坯加熱的 1200℃，所有的 Nb（C，N）粒子脫溶，在 1100℃溫度下部分脫溶，VN 在兩種溫度下 V 都進(jìn)入奧氏體固溶體中。在工藝路線 6 中，足夠的溫度使其所有微合金化元素脫溶進(jìn)入奧氏體中。在本文中，每個(gè)道次的變形相對(duì)較高，模型預(yù)報(bào)出在差不多所有道次中都發(fā)生動(dòng)態(tài)和亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，模型指出在道次 1~14 上，靜態(tài)、動(dòng)態(tài)、亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶混合在一起發(fā)生，應(yīng)變誘導(dǎo)析出 Nb（C，N）從 14 道次之后開始，這個(gè)析出完成是在終軋道次到散卷冷卻線相變開始這段時(shí)間范圍。這段時(shí)間內(nèi)，VN 也同時(shí)析出，析出完成后，奧氏體中的 Nb 和 V 含量分別為 0.007%和 0.080%，這個(gè)量在奧氏體中的微合金元素保持量是很重要的，因?yàn)樵阼F素體冷卻過程中將形成細(xì)小彌散強(qiáng)化的第二相析出粒子，第二相粒子析出強(qiáng)度機(jī)理貢獻(xiàn)了屈服強(qiáng)度的 30%即 198MPa。最后對(duì)比合金成本，單獨(dú)用 V 強(qiáng)化需要的合金量大，而使用 Nb-V 合金優(yōu)化了成本，達(dá)到成本和性能組合優(yōu)勢(shì)。

5 結(jié)論

本研究主要調(diào)查熱軋 φ20mm 螺紋鋼盤卷冶金現(xiàn)象，采用數(shù)學(xué)模型預(yù)報(bào)微觀組織的演變過程，加熱和軋制中微合金元素脫溶和析出，預(yù)報(bào)熱軋過程析出物動(dòng)力學(xué)和 r 晶粒尺寸大小。工業(yè)試驗(yàn)按照模型的指導(dǎo)進(jìn)行，其結(jié)果生產(chǎn)的熱軋螺紋鋼屈服強(qiáng)度超過 600MPa，延伸率超過 15%。

致謝

作者感謝阿賽洛-米塔爾的鼓勵(lì)和支持，感謝幫助

                                           2018 年 8 月 5 日翻譯完畢

作者

Roney Lino (top row, left) metallurgical engineer, ArcelorMittal, João Monlevade, MG, Brazil roney.lino@arcelormittal.com.br

Letícia Barbosa (top row, right) metallurgical engineer, ArcelorMittal, João Monlevade, MG, Brazil

leticia.silva1@arcelormittal.com.br

Juscelino Prado (middle row, left) metallurgical engineer, CEFET-MG, Belo Horizonte, MG, Brazil jmpmetalurgica@gmail.com

Felipe Oliveira (middle row, right) metallurgical engineer, ArcelorMittal, João Monlevade, MG, Brazil

felipe.g.oliveira@arcelormittal.com.br

Luciano Reis (bottom row, left) metallurgical engineer, ArcelorMittal, João Monlevade, MG, Brazil

luciano.reis@arcelormittal.com.br

Ronaldo Barbosa (bottom row, right) professor, Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, MG, Brazil

ranmbarbosa@gmail.co

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唐杰民于 2018 年 8 月上旬翻譯于美國(guó)《鋼鐵技術(shù)》軋制第 8 期上面的文章，唐工水平不夠，翻譯中出現(xiàn)的種種錯(cuò)誤和不妥之處請(qǐng)各位給與指正。