CN117165751A - 一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，涉及冷轧微合金化高强钢生产工艺的技术领域。所述方法包括以下步骤：S1：将连铸坯进行热轧；S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取；S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷；S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温；S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；S7：正常进行酸轧生产。本发明方法随着精轧出口温度和卷取温度的降低，提升了铁素体和珠光体的体积分数，使整体的相变进度提前；同时通过增加挂卷环节，钢卷外圈在卸卷前延长一段均匀冷却时间，有效缓解微合金化高强钢冷轧基料钢卷全长组织分布不均匀现象。
Description
技术领域
本发明涉及冷轧微合金化高强钢生产工艺的技术领域，尤其涉及一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法。
背景技术
微合金化高强钢的冷轧厚度波动是影响高强钢板材质量的关键因素，其一方面源自于冷轧过程中的AGC控制精度水平，另一方面源自冷轧基料的全长组织性能波动。在冷轧带钢厚度控制精度方面一般采用先进的控制算法进行改进，包括PID控制、模型预测控制、人工神经网络等，控制算法对各机架进行协调，调整轧制参数，以此确保整个轧制过程的稳定性。
然而，如果冷轧基料全长的组织性能均匀一致性差，出现显著波动，那么由于现有控制系统缺乏有效的前馈控制手段，带钢厚度通常难以得到很好控制，容易出现周期性震荡。卷取完成之后由于热轧带钢成卷后不同部位的冷却速率不同所造成的冷轧基料全长组织性能均匀性问题，目前还缺乏简单有效的解决方法。
由于微合金化的热轧带钢在卷取完成时过冷奥氏体未能完全转变为低温稳定相，而在卸卷过程中与热卷接触的托辊与鞍座的温度远低于热卷温度，热卷与其接触部位的冷却速率高于未接触部位。不同的冷却速率导致过冷奥氏体转化为不同的低温稳定相，造成了冷轧基料沿轧制方向力学性能出现较大差异，进而导致了冷轧过程的厚度波动问题。由此，调控微合金化高强钢冷轧基料的全长组织性能的均匀性是改善其厚度波动的关键手段。
热轧钢卷卸卷及运输过程包括卸卷--托辊运输--鞍座运输，根据微合金化高强钢的等温转变曲线，可以判断在温度降低至600℃以下时，微合金化高强钢可以在30s左右完全转变为低温稳定相，而托辊运输过程超过30s，涵盖了整个微合金化高强钢相变时间区间，从而造成冷轧过程微合金化高强钢组织转变的不均匀。
而中国专利CN113025795A公开了一种提高冷轧高强钢组织均匀性的方法，所述方法包括铁水冶炼、连铸、轧前加热、粗轧、精轧、轧后冷却、卷取、罩式退火、冷轧和连续退火或热镀锌，其主要目的是想获得组织均匀性好的冷轧成品卷，显然并未对热轧钢卷卸卷及运输过程进行考虑，从而有针对性地改善提高冷轧原料卷的组织均匀性，防止带钢冷轧过程中出现由于头尾组织性能不均造成厚度波动问题。
中国专利CN103031419A公开了提高Ti微合金化高强机械用钢通卷性能均匀性的方法，其是通过将Ti添加量为0.07-0.14％的钢水精炼、中间坯边部加热、U形冷却后卷取来实现；虽然U形冷却方式能够提高钢卷最内圈和最外圈强度，但是并没有考虑在卸卷前带钢相变过程还没有全部完成的情形，由于热轧卷卸卷后与托辊及鞍座的接触造成不同位置的冷却速度不一致，全长组织均匀性提高并不理想。
中国专利CN106755866A公开了一种降低冷轧低合金高强钢带状组织的方法，需要在加热炉内长时间均匀化处理、多次除磷、在层冷设备中采用超快冷常压模式对所述热轧板进行冷却等高成本、高耗能、长时间复杂工序处理，主要目的是解决热轧原料铸坯的凝固组织不均问题，并未涉及热轧卷取完成之后的工序，即未对热轧钢卷卸卷及运输过程可能造成的组织转变不均匀进行有效处理。
因此，如何在热轧卸卷至托辊前减少过冷奥氏体含量，使其在均匀冷却条件下由过冷奥氏体完全转变为低温稳定相后再进行卸卷，使得其能够较好解决微合金化高强钢冷轧过程由于来料组织性能不均问题所造成的厚度周期波动，这是目前亟需解决的技术问题。
发明内容
本发明所要解决的技术问题是当前由于微合金化的热轧带钢在卷取完成时过冷奥氏体未能完全转变为低温稳定相，在卸卷过程中与热卷接触的托辊与鞍座的温度远低于热卷温度，热卷与其接触部位的冷却速率高于未接触部位；从而使得不同的冷却速率导致过冷奥氏体转化为不同的低温稳定相，造成了冷轧基料沿轧制方向力学性能出现较大差异，钢卷全长组织均匀性较差，进而导致了冷轧过程的厚度波动问题，不利于后续冷轧制备材料全长性能的协同提高以及产品高合格率的保障。
为解决上述技术问题，本发明提供的技术方案如下：
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将连铸坯进行热轧；
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产。
优选地，步骤S1的热轧粗轧模式采用3+3模式轧制或1+5模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1060±20℃，控制精轧出口平均温度为900±20℃，层冷模式选择后段冷却。
优选地，步骤S1的连铸坯为微合金化高强钢的连铸坯。
优选地，步骤S1的微合金化高强钢的连铸坯的主要成分包括：C含量0.072-0.183％、Si含量0.220-0.580％、P含量0.005-0.016％、S含量0.001-0.004％、Mn含量1.600-2.130％、Cr含量0.020-0.640％、Mo含量0.001-0.330％、Ni含量0.030-0.060％、Cu含量0.040-0.070％、V含量0.020-0.045％。
优选地，步骤S1的热轧精轧出口温度控制在900-910℃。
优选地，步骤S1的热轧后的带钢厚度为2.3-4.5mm，带钢的相结构全为奥氏体。
优选地，步骤S2的卷取速度为8-10m/s，卷取温度控制在580±20℃内。
优选地，步骤S2的卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，其中铁素体占60-65％、珠光体和部分过冷奥氏体占35-40％。
优选地，步骤S3的挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为30-60s。
优选地，步骤S3的挂卷后钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，其中铁素体占85-95％、珠光体(微量贝氏体)占5-15％。
优选地，步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需时间。
优选地，步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
优选地，时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
优选地，τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
优选地，步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出。
优选地，步骤S5的进缓冷坑保温时间为60-72h，出缓冷坑后钢板的室温抗拉强度为779-791MPa，屈服强度为574-635MPa，延伸率为14-20％。
优选地，步骤S7的酸轧生产的钢板厚度为1.00-1.50mm，冷轧变形率为45-63％，相结构不变。
优选地，步骤S7的酸轧生产的钢板冷轧厚差范围最低能够达到(-20，20)μm，评级为优。
上述技术方案，与现有技术相比至少具有如下有益效果：
上述方案，本发明提出一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，通过对热轧和卷取温度的调整、挂卷工序的添加，使得钢卷全长组织均匀性优良，避免了冷轧过程的厚度波动问题。
本发明通过将热轧板坯厚度和出口温度、卷取温度的控制，使得铁素体和珠光体的体积分数得到了提高，提前了整体相变进度，为后续的过冷奥氏体完全转变为低温稳定相奠定了坚实的基础。
本发明通过挂卷时间计算方法的设计，使得钢卷外圈在卸卷前延长一段均匀冷却时间，形成的低温稳定相的体积分数较高，低温稳定相沿轧制方向分布均匀，热卷力学性能分布更均匀。
本发明的酸轧是建立在获得的缓冷钢卷过冷奥氏体完全转变为低温稳定相的基础上的，酸轧过程中带钢并不会出现明显的厚度周期波动，其能够获得波动范围平均为(-20，20)μm的良好技术效果。
总之，本发明方法相对于其他传统方法，随着精轧出口温度和卷取温度的降低，提升了铁素体和珠光体的体积分数，使整体的相变进度提前，同时通过增加挂卷环节，钢卷外圈在卸卷前延长一段均匀冷却时间，可以简单有效缓解钢卷全长组织分布不均匀现象，从而解决了冷轧基料沿轧制方向力学性能不均而造成厚度波动的问题。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明的一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法所制备的钢卷挂卷60s后与正常卷的冷轧全长厚度曲线；
图2为本发明的一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法所制备的钢卷挂卷的长度-厚度波动图。
具体实施方式
为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例的附图，对本发明实施例的技术方案进行清楚、完整地描述。显然，所描述的实施例是本发明的一部分实施例，而不是全部的实施例。基于所描述的本发明的实施例，本领域普通技术人员在无需创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将连铸坯进行热轧，控制热轧精轧入口平均温度为1060±20℃，控制精轧出口平均温度为900±20℃，层冷模式选择后段冷却；
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为8-10m/s，卷取温度控制在580±35℃内；
S3：将试验卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为30-60s；
S4：托辊上升与试验卷接触，芯轴收缩并反转，将试验卷卸至托辊；
S5：试验卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为60-72h；
S6：试验卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，酸轧的目标厚度为1.29mm，得到酸轧钢板。
其中试验卷的详细信息见表1；其中关键工艺参数见表2；试验卷的冷轧厚度数据对比见表3。
如图1所示，本发明的一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法所制备的钢卷挂卷60s后与正常卷的冷轧全长厚度曲线相比，显然有了很明显的改善，厚度波动范围较小；如图2所示，从本发明的一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法所制备的钢卷挂卷的长度-厚度波动图中可以看出优化后的带钢在长度方向的厚度波动范围低于优化前，特别是在200-1100m长度范围内更是突出。
表1
表2
表3
实施例1
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为780DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将微合金化高强钢的连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.100％、Si含量0.320％、P含量0.009％、S含量0.002％、Mn含量1.798％、Cr含量0.428％、Mo含量0.186％、Ni含量0.412％、Cu含量0.054％、V含量0.041％，采用某2050热轧机组热轧，粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1068℃，控制精轧出口平均温度为907℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为3.00mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在580℃内，共计2卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为63％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为37％；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为60s；
步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需的时间；
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)、M(马氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；挂卷后卸卷的钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，铁素体占比95％、珠光体(微量贝氏体)占比5％，其中贝氏体占比相较于对照例1显著减少；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.29mm，得到酸轧钢板，成品规格1.29mm×1342mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为60s时，厚度波动范围约为(-20，20)μm，与正常卷相比厚度波动情况显著改善。
本实施例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为57％。
本实施例所制备的经过挂卷和缓冷坑缓冷后的钢卷相比未经过挂卷只经过缓冷坑缓冷后的钢卷，全长组织均匀性提高了50.79％。
实施例2
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为780DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将微合金化高强钢的连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.098％、Si含量0.291％、P含量0.011％、S含量0.003％、Mn含量1.910％、Cr含量0.033％、Mo含量0.213％、Ni含量0.041％、Cu含量0.056％、V含量0.036％，采用某2050热轧机组热轧，粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1055℃，控制精轧出口平均温度为906℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为3.00mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在581℃内，共计2卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为65％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为35％。
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为45s；
步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需的时间；
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)、M(马氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；挂卷后卸卷的钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，铁素体占比为87％、珠光体(微量贝氏体)占比为13％，其中贝氏体占比相较于对照例1明显减少；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.29mm，得到酸轧钢板，成品规格1.29mm×1342mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为45s时，厚度波动范围约为(-25，25)μm，与正常卷相比厚度波动情况有所改善。
本实施例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为57％。
本实施例所制备的经过挂卷和缓冷坑缓冷后的钢卷相比未经过挂卷只经过缓冷坑缓冷后的钢卷，全长组织均匀性提高了33.84％。
实施例3
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为780DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将微合金化高强钢的连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.079％、Si含量0.353％、P含量0.012％、S含量0.002％、Mn含量1.875％、Cr含量0.341％、Mo含量0.025％、Ni含量0.035％、Cu含量0.051％、V含量0.036％，采用某2050热轧机组热轧，粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1064℃，控制精轧出口平均温度为905℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为3.25mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在580℃内，共计2卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为63％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为37％；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为30s；
步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需的时间；
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)、M(马氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；挂卷后卸卷的钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，铁素体占比为73％、珠光体(微量贝氏体)占比为27％，其中贝氏体占比相较于对照例1有所减少；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.29mm，得到酸轧钢板，成品规格1.29mm×1342mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为30s时，厚度波动范围约为(-40，35)μm，与正常卷相比厚度波动情况略微有所改善。
本实施例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为60.3％。
本实施例所制备的经过挂卷和缓冷坑缓冷后的钢卷相比未经过挂卷只经过缓冷坑缓冷后的钢卷，全长组织均匀性提高了15.87％。
实施例4
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为980DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将微合金化高强钢的连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.098％、Si含量0.357％、P含量0.009％、S含量0.002％、Mn含量1.842％、Cr含量0.607％、Mo含量0.317％、Ni含量0.042％、Cu含量0.054％、V含量0.045％，采用某2050热轧机组热轧，粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1059℃，控制精轧出口平均温度为904℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为2.3mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在602℃内，共计1卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为54％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为46％；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为60s；
步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需的时间；
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)、M(马氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；挂卷后卸卷的钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，铁素体占比为83％、珠光体(微量贝氏体)占比为17％，其中贝氏体占比相较于对照例2显著减少；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.19mm，得到酸轧钢板，成品规格1.19mm×1322mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为60s时，厚度波动范围约为(-20，20)μm，与正常卷相比厚度波动情况显著改善。
本实施例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为48.3％。
本实施例所制备的经过挂卷和缓冷坑缓冷后的钢卷相比未经过挂卷只经过缓冷坑缓冷后的钢卷，全长组织均匀性提高了53.7％。
实施例5
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为980DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.097％、Si含量0.37％、P含量0.009％、S含量0.002％、Mn含量1.865％、Cr含量0.638％、Mo含量0.318％、Ni含量0.052％、Cu含量0.051％、V含量0.038％，采用某2050热轧机组热轧，粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1064℃，控制精轧出口平均温度为907℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为2.3mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在607℃；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为52％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为48％；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷，挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为45s；
步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需的时间；
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)、M(马氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数。
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间。
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；挂卷后卸卷的钢卷的相结构为铁素体和珠光体(微量贝氏体)，铁素体占比为72％、珠光体(微量贝氏体)占比为28％，其中贝氏体占比相较于对照例2明显减少；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.19mm，得到酸轧钢板，成品规格1.19mm×1322mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为45s时，厚度波动范围约为(-15，10)μm，与正常卷相比厚度波动情况有所改善。
本实施例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为48.3％。
本实施例所制备的经过挂卷和缓冷坑缓冷后的钢卷相比未经过挂卷只经过缓冷坑缓冷后的钢卷，全长组织均匀性提高了38.46％。
对照例1
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为780DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将微合金化高强钢的连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.098％、Si含量0.357％、P含量0.009％、S含量0.002％、Mn含量1.842％、Cr含量0.607％、Mo含量0.317％、Ni含量0.042％、Cu含量0.054％、V含量0.045％。采用某2050热轧机组热轧，热轧粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1050℃，控制精轧出口平均温度为904℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为3.25mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在581℃内，共计2卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为63％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为37％；
S3：无挂卷过程；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；无挂卷的钢卷的相结构为铁素体、珠光体和贝氏体，铁素体占比为65％、珠光体和贝氏体占比为35％，存在明显的贝氏体组织；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.29mm，得到酸轧钢板，成品规格1.29mm×1342mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为0s时，厚度波动范围约为(-40，40)μm，厚度波动剧烈。
本对照例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为60.3％。
本对照例所制备的热轧钢板出缓冷坑后的室温抗拉强度为784MPa，屈服强度为581MPa，延伸率为16％。
对照例2
一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，所述改善微合金化高强钢为980DP高强钢，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将连铸坯进行热轧，微合金化高强钢的主要成分包括：C含量0.098％、Si含量0.357％、P含量0.009％、S含量0.002％、Mn含量1.842％、Cr含量0.607％、Mo含量0.317％、Ni含量0.042％、Cu含量0.054％、V含量0.045％。采用某2050热轧机组热轧，热轧粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1071℃，控制精轧出口平均温度为905℃，层冷模式选择后段冷却；热轧后的带钢厚度为2.3mm，带钢的相结构全为奥氏体。
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取，卷取速度为9m/s，卷取温度控制在611℃内，共计1卷；卷取后的热卷的相结构为铁素体、珠光体和部分过冷奥氏体，铁素体占比为52％、珠光体和部分过冷奥氏体占比为48％；
S3：无挂卷过程；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；无挂卷的钢卷的相结构为铁素体、珠光体和贝氏体，铁素体占比为56％、珠光体和贝氏体占比为44％，存在明显的贝氏体组织；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温，进缓冷坑保温时间为72h；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产，采用2030酸轧机组进行酸轧，酸轧的目标厚度为1.19mm，得到酸轧钢板，成品规格1.19mm×1322mm。
热轧卷取机芯轴挂卷时间为0s时，厚度波动范围约为(-50，50)μm，厚度波动剧烈。
本对照例所制备的酸轧钢板冷轧变形率为48.3％。
本对照例所制备的热轧钢板出缓冷坑后的室温抗拉强度为976MPa，屈服强度为674MPa，延伸率为15％。
上述方案，本发明提出一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，通过对热轧和卷取温度的调整、挂卷工序的添加，使得钢卷全长组织均匀性优良，避免了冷轧过程的厚度波动问题。
本发明通过将热轧板坯厚度和出口温度、卷取温度的控制，使得铁素体和珠光体的体积分数得到了提高，提前了整体相变进度，为后续的过冷奥氏体完全转变为低温稳定相奠定了坚实的基础。
本发明通过挂卷时间计算方法的设计，使得钢卷外圈在卸卷前延长一段均匀冷却时间，形成的低温稳定相的体积分数较高，低温稳定相沿轧制方向分布均匀，热卷力学性能分布更均匀。
本发明的酸轧是建立在获得的缓冷钢卷过冷奥氏体完全转变为低温稳定相的基础上的，酸轧过程中带钢并不会出现明显的厚度周期波动，其能够获得波动范围平均为(-20，20)μm的良好技术效果。
总之，本发明方法相对于其他传统方法，随着精轧出口温度和卷取温度的降低，提升了铁素体和珠光体的体积分数，使整体的相变进度提前，同时通过增加挂卷环节，钢卷外圈在卸卷前延长一段均匀冷却时间，可以简单有效缓解钢卷全长组织分布不均匀现象，从而解决了冷轧基料沿轧制方向力学性能不均而造成厚度波动的问题。
以上所述是本发明的优选实施方式，应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明所述原理的前提下，还可以做出若干改进和润饰，这些改进和润饰也应视为本发明的保护范围。
Claims (10)
1.一种改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法包括以下步骤：
S1：将连铸坯进行热轧；
S2：用热轧卷取机将热轧后的带钢进行卷取；
S3：将热轧钢卷在卷取机上挂卷；
S4：托辊上升与热卷接触，芯轴收缩并反转，将钢卷卸至托辊；
S5：钢卷下机后正常进缓冷坑保温；
S6：钢卷出缓冷坑后运至热轧平整机组矫直板形；
S7：正常进行酸轧生产。
2.根据权利要求1所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S1的热轧粗轧模式采用3+3模式轧制，控制热轧精轧入口平均温度为1060±20℃，控制精轧出口平均温度为900±20℃，层冷模式选择后段冷却。
3.根据权利要求1所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S2的卷取速度为8-10m/s，卷取温度控制在580±20℃内。
4.根据权利要求1所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S3的挂卷是在卷取完成后仍然保持芯轴涨开，挂卷时间为30-60s。
5.根据权利要求1所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S3的挂卷时间计算方法如下：
S3.1挂卷时间ΔT由过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2减去卷取完成时刻T1即为需要延长的卸卷前时间，即：
ΔT＝T2-T1
S3.2其中过冷奥氏体体积分数小于5％的时刻T2包括带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期和相变所需时间。
6.根据权利要求5所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期可通过以下方程得出：
tp＝ΣΔt
其中：Δt为时间间隔，时间间隔总数即为带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期。
7.根据权利要求6所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，时间间隔Δt的总数由带钢在轧后连续冷却过程的相变孕育周期的叠加法则得出，如下式：
其中：Δt为上述的时间间隔、τi为当前时间间隔与当前温度下的相变孕育周期。
8.根据权利要求7所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，τi可通过等温转变过程中奥氏体向低能级组织的孕育期模型可以表示如下式：
lnτi＝aiT+biT2+cilnT+di/T+ei
其中：i代表不同相变产物，分别为F(铁素体)、P(珠光体)、B(贝氏体)；ai、bi、ci、di和ei为奥氏体向低能级组织转变时的孕育期模型的计算参数，可由材料的TTT曲线回归得到。
9.根据权利要求5所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S3.2中带钢在轧后连续冷却过程的相变所需时间由如下连续冷却相变动力学方程计算得出：
[iΔt,(i+1)Δt)区间内的等效时间可以表示为下式：
将带入，即可求出区间[iΔt,(i+1)Δt)内的相变体积分数；
式中Xi+1为相变体积分数、Ti+1为实时温度、为在连续冷却过程中完成相变体积分数Xi+1所需等效时间；
式中的ki——相变转变速率、——相变过程Avrami系数均由实验得出。
10.根据权利要求1所述改善微合金化高强钢冷轧基料全长组织均匀性方法，其特征在于，步骤S5的进缓冷坑保温时间为60-72h。
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| CN117165751B (zh) | 2024-04-16 |
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