近年来,所谓形变诱导相变现象引起了材料界的重视¨一。。,在新一代钢铁材料的研究过程中,形 变诱导铁素体相变(DIFTr)受到了有关课题组的高度重视.研究表明,利用DIFT可在热 轧带钢中得到直径约1胛的超细铁素体晶粒,而且晶粒间位相差较大,具有很高的热稳定性<1, 引.由于形变诱导铁素体组织的这个特点,形变诱导相变轧制非常有利于提高带钢性能,被广泛认 为是极有潜力的带钢热轧新工艺.目前,有关形变诱导相变现象实验研究做得比较充分,但相关的 理论探讨却不多,形变诱导相变机制的细节仍然存在很多疑问.问题之一,由于低碳钢y一口相变 是一个膨胀过程,形变诱导相变现象必须在适当的拉伸或剪切变形状态下才可能发生,在实际的热 轧实验中这种变形条件是如何满足的?问题之二,为什么在热轧实验中这种超细铁素体仅出现在热轧带钢的表层,而不能整个截面都获得超细组织的带钢?要回答以上问题,首先必须清楚发生形变诱导相变的物理环境,这里所言的“物理环境”不是指压下 量、轧制温度等名义变形条件,而是指热轧变形时各材料点真实变形历史和温度历程.轧件内部的 温度和各应变分量均无法或很难用实验方法直接测量,只有用数值模拟的方法才可能获得有关这些 参数的详尽信息,因此,利用计算机模拟再现形变诱导相变的物理环境成为必要.本文借助大型有 限元分析软件ABAQus,应用热力耦合有限元法研究了带钢热轧的变形过程,分析了轧制变形 时形变诱导相变的真实物理环境,并据此解释了为什么形变诱导的超细铁素体(DIF)仅出现在 热轧带钢的表层,以期对形变诱导相变的理论研究有所帮助.1302自然科学进展第11卷1实验方法和有限元模型根据文献<1>的实验结果,低碳钢(0.06wt%c一0.59Mn,Ar3温度为1053 K<’’)在1093 K的温度下,经过47%的热轧变形便足以在表层生成超细铁素体.本文以此典型的形变诱导相变轧制工艺为模拟对象,研究形变诱导相变现象发生的物理环境. 有限元网格如图1所示,根据文献<1>的实验条件,轧制前板厚为2 mlTl.由于所研究的对象具有对称性,本文取其一半进行研究,图中所示为上半部分. 轧辊与轧件之间的界面换热系数是影响热轧带钢内部温度分布的关键因素,界面换热系数准 图1有限元网格 确与否直接影响了温度场计算结果的精确度.为确定界面换热系数,作者所在课题组专门设计了一组 试验,在鞍山钢铁公司技术中心的实验轧机上实测了热轧带钢内部的温度,采用逆算法推算了不同 压下量和不同轧制温度下的等效界面换热系数.有关界面换热系数的详细讨论将另文发表,这里仅指出在上述轧制变形条件下,等效换热界面换热系数很大,约为8×104W/(mK).由于轧件与轧辊之间的摩擦作用,带钢的热轧变形是不均匀的,正确地描述摩擦力的大小和方向也是 提高模拟可靠性的关键.本文采用常用的(;oulomb摩擦模型,即:r=肛,其中r为单位 面积上的摩擦力,叮为接触正应力,弘为摩擦系数.一般而言,p的数值应在0.2—0.4,为 系统地研究摩擦系数对带钢变形过程的影响,作者在这个范围内选取了4个不同的摩擦系数(0。2,0.3,O.4,0。5),分别模拟了相应的4种热轧过程.文献<1>所用材料与文献<11>相同,二者的实验中均出现了形变诱导相变现象,且文献<1> 中给出了详细的应力.应变曲线,因此,本文模拟所用的材料的本构关系的数据取自文献<11> .本文采用等向强化材料模型,有限元分析实际所用的应力.应变关系根据文献<11>的实测应力.应变曲线取点而得,例如在1123K时的应力一应变关系如表1所示,其他温度下的应力.应变关系由同样的方法获得.表1应力.应变关系流动应力/MPa。塑性应变∞陀∞m加如∞∞鲫O O O 0 O 0 O 0 O卯舛∞鸸弼盯虬%明第12期 黄成江等:形变诱导相变轧制的热力耦合有限元分析 13032累积应变的定义 通常的各类应变只能反映物体当时的变形程度,与变形过程无关,不能反映物体曾经经历过的变形, 换言之,不能充分反映变形历史的影响,而组织演变却与变形历史密切相关.为克服这个困难,研 究带钢热轧过程中轧件变形历程对组织演变的影响,我们定义了一个新变量,称之为累积剪切应变,借以反映热轧过程中剪切变形历史的对显微组织的影响,用公式表示,该变量定义为r￡ E,=I l e。l dt, (1) 0 U式中,时间f指的是轧件上的某点从轧件被咬入至该点运动到当前位置所消耗的时间,;。为剪切应变速率. 借助图2可以看出这个“累积剪切应变”与一般所言的“剪切应变分量”的不同之处,在辊缝入口附 近带钢表层的剪切应变是负值,从入口到出口,剪切应变逐渐增大变为正值,若不考虑这个过程, 仅看变形后的结果,轧件出辊缝后表面剪切变形量基本为0,基本没有剪切变形,这显然低估了剪切变形的影响,不能充分反映带钢表层金属的图2热轧带钢变形区的剪切应变场变形特点.用公式(1)定义的累积总剪切应变则可以充分反映剪切变形与剪切变形历史的影响. 变量%可以通过ABAQtJs的内部用户子程序IJSDFID来计算,结果用等值线图的形式显示.3模拟结果及讨论 如前言中所述,形变诱导相变通常只发生在热轧带钢的表层,这就意味着带钢的表层可能经历了比心 部大得多的变形.有限元分析表明,在压下量为47%时,带钢表层的等效应变比心部大8%左右 ,不足以解释表层与心部晶粒尺寸巨大差异(通常心部晶粒尺寸在20,ttrn左右,表层超细铁素体晶粒只有1—2tanl。,’,0 J).为探讨这种组织差异的真正产生原因,下文将运用第2节中定义的累积剪切应变,研究热轧带钢表层与心部剪切变形行为的差异.3.1带钢表层与心部累积剪切应变的差异 如图3的等值线图所示,热轧之后,带钢表层的累积剪切应变可达到1.O左右,超过压下量的2倍 ,而心部的累积剪切应变基本为O.这个差异的产生过程如图4所示,图中的4条曲线代表了不同 摩擦系数下带钢表层点的剪切应变.时间关系.在带钢表层点进入辊缝的初期阶段,由于带钢的运 动速度小于轧辊的运动速度,该点处于后滑区,剪切应变为负,最小时达一0.47(摩擦系数弘 =0.2时),随着带钢向辊缝出口的运动,该点逐渐通过中性点到达前滑区,剪切应变也逐渐由 负值向正值转变.但无论剪切应变符号如何,肚=0.3时,剪切应变最后累积到1.0以上.至 于心部,如图2的剪切应变场所示,剪切应变始终接近于0,所以带钢心部剪切累积应变很小.可 见,带钢热轧时表层与心部累积剪切应变的差别是很大的.根据文献<8,11>,需要0.9以 上的变形才可能形成超细组织,不妨以0.9为标准考察一下带钢表面高应变层的厚度.如图3所 示,在摩擦系数=0.3时,累计剪切应变高于0.9的表层厚度约为截面总厚度的1/3.这种 表层的大累积剪切应变为),一a相变提供了额外的驱动力,使得表层的晶粒特别细小.带钢心部的累积剪切应变很小,所以仍然为粗大的常规铁素体晶粒.从以上模拟结果可知,即使压下量只有47%,带钢表层金属累积的剪切应变仍可达1.0以上.从 剪切变形的剧烈程度来讲,压下量为47%的轧制变形相当于100%的扭转变形.这就是为什么在热模拟试验机上通常需要1.0左右的扭转变形l8Il’J才可能出现形变诱导超细铁素体,而在实验轧机上只要47%左右的变形就足以在表层形成大量的超细铁素体_】,。’'1川.3.2摩擦系数的影响 带钢的剪切变形主要由摩擦力引起,因此摩擦系数对应变累积过程有一定影响.如图4所示,摩擦系 数的增大使剪切变形开始时间略有提前,同时使剪切变形结束时间有较大幅度的提前,这主要是由 于摩擦系数的增大使后滑区长度缩短的缘故.摩擦系数的大小对累积剪切应变的最终值影响不太大 .本文的计算结果表明,在压下量为47%的条件下,当摩擦系数分别为0.2,0.3,0.4 ,O.5时,表层的累积剪切应变分别为0.9,1.0,1.1,1.2.摩擦系数为0.3时,相应的累计剪切应变场如图3所示.为节省篇幅,不再给出其他摩擦系数下的累计剪切应变等值线图.另外,无论摩擦系数如何增大,带钢心部的累计应变始终很小,因此,不宜用增加摩擦的方法来提高超细晶粒的分数.3.3热轧带钢内部温度分布及其对显微组织的影响 图5所示为热轧带钢变形区的温度分布,由图可见,温度最高的点出现在非常靠近带钢表面层的部位 (但并不是表面层),这个结果有些出乎预料.一般都认为表层散热条件好,温度下降快,表层温 度应该比中心温度低.我们的模拟结果表明这种观点并不正确.带钢变形区的温度场除了与散热条 件有关以外,还与塑性功的大小、分布有关.如3.1节所述,表层的累计剪切应变远大于心部, 所以塑性变形在表层产生的热量远比在心部产生的热量多,使得塑性功导致的表层温升比塑性功导 致的心部温升大,这个趋势与表面散热所导致的表层温度低于心部温度的趋势正好相反.两种相互 矛盾的因素共同作用的结果是,最高温度点既不出现在心部,也不出现在表层,而是出现在靠近表层的区域.实际热轧生产中时有出现的表层晶粒粗大化现象可能就是这种近表层的高温造成的.从图5我们可以看到,轧辊的激冷确实可以造成带钢表面温度的剧烈下降,出辊缝后带钢表面温度下降到933 K以下,降温幅度达200 K.但是,轧辊激冷的影响范围是非常有限的,如图5,只有距离表面不到5%截面总厚的薄层中带钢的温度下降到了初始轧制温度(1098 K)以下,再向心部便到了高温区. 有的学者对形变诱导相变的存在性表示怀疑,他们认为热轧带钢表层的超细晶粒不是形变诱导相变造成的,而是轧辊的激冷造成的.图5 图5热轧带钢变形区的温度分布的模拟结果对这种观点提出了否定:激冷层的厚 单位:K度还不到截面总厚度的5%,远远小于Hodgson等<’,’>获得的超细铁素体层的厚度(约为截面总厚的1/3)
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