梳理了我国厚板生产的发展历史,将我国厚板生产发展划分为起步期、蓄势期、发展期、成熟期、优化期5个阶段,从轧机规格、装备水平、产能规模等方面对各阶段特点进行了分析;阐述了热送热装、加热炉、轧机、矫直机等厚板生产关键工艺及装备的技术进步和发展;论述了特殊船舶用钢、海洋工程用钢等厚板典型产品的开发、应用和发展;展望了我国厚板生产及研发的发展方向并提出了建议。

汽车轻量化是实现节能降碳的重要手段,具有强度高、质量轻、抗疲劳性能好等优点的热成形钢在汽车制造领域得到广泛应用,但在轧制过程中难以稳定控制其氧化铁皮。为进一步提高热成形钢的表面质量,利用SEM、EDS、LM光谱分析及热模拟试验等方法,研究了不同卷取温度及环境气氛下1 800 MPa热成形钢的氧化行为。结果表明:实验钢外氧化层主要由Fe₃O₄、FeO及Fe-Si尖晶石层组成;当卷取温度小于550 ℃时,无论在空气或氩气环境气氛条件下,实验钢均未发现内氧化层;随着卷取温度的升高,实验钢基体界面处出现点状内氧化,当环境气氛为空气时,内氧化层厚度由2.5 μm增加到5 μm;当环境气氛为氩气时,内氧化层厚度大于相同卷取温度下空气气氛条件时内氧化层厚度;当冷却速度为1.5 ℃/min时,随着卷取温度升高,内氧化呈现加重的趋势。

海工钢中第二相析出物的类型、析出量、尺寸大小、形貌特征和分布对其综合性能有较大影响。基于复合析出相在奥氏体中的固溶析出计算和经典析出动力学理论,系统研究了复合析出相在E690海工钢奥氏体中的析出行为,并探讨了轧制过程中奥氏体形变储能对复合析出相在奥氏体中析出动力学的影响。结果表明:E690海工钢中MC碳化物在1 184.5 ℃开始析出,主要为(Nb,Ti,Mo,V)C;在奥氏体相区,MC碳化物最大析出质量分数为0.057 4%,最大析出体积分数为0.000 727%,主要为NbC和TiC;复合碳化物(Nb,Ti,Mo,V)C在不同形核机制下的临界形核尺寸随温度的降低而减小,发生晶界形核的临界形核功小于位错形核和均匀形核,(Nb,Ti,Mo,V)C最先在晶界形核,发生均匀形核、晶界形核和位错形核时的最快沉淀析出温度分别为820.5、908.7、818.3 ℃;随着形变储能的增加,复合碳化物(Nb,Ti,Mo,V)C相对形核率呈增加趋势,析出孕育期明显缩短,复合析出相的沉淀强化作用增强。

针对汽车用700L大梁钢制梁成形过程中出现的开裂问题,采用宏观形貌、微观组织分析及力学性能测试等手段,对其开裂原因进行了研究,并提出了相应的改进措施。结果表明:在大梁钢弯曲位置的横、纵两个方向上存在长度约2 cm的裂纹,裂纹附近存在以Ti、N元素为主的夹杂物,平均尺寸约为13 μm,面积约为44 μm²。大梁钢的未变形区域与弯曲变形区域的抗拉强度和屈服强度差别较小,但是弯曲变形处拉伸试样的伸长率为7.8%,而未变形处拉伸试样的伸长率为16.9%,大梁钢弯曲变形位置的止裂能力降低。在大梁钢拉伸断口颈缩处发现K、Na等元素的复合化合物,是导致大梁钢中的裂纹、气孔等缺陷增加,塑、韧性降低,开裂几率增加的原因。通过优化冶炼工艺,减少K、Na等杂质元素含量,避免K、Na等复合化合物聚集;同时,选择合适的板坯加热温度、保温时间,控制TiN夹杂物的尺寸、数量及分布情况,可大幅减少700L大梁钢开裂的风险。

为对标欧盟的S355钢材,GB/T 1591—2018要求将原有的Q345钢提升为Q355钢,然而目前国内外对于Q355钢材在高温及冷却后的力学性能研究较少,Q355钢在电力火灾场景下可靠性具有高度不确定性。为此,采用高温共聚焦显微镜组织观察、高温拉伸试验等手段模拟分析了不同加热温度、保温时间和冷却方式条件下Q355B钢力学性能和微观组织的变化规律。研究结果表明:在电力火灾最高温度1 100 ℃时,Q355B钢组织为奥氏体,随着保温时间的增加,晶粒聚合长大并出现退火孪晶,在1 100 ℃保温 45 min后晶粒尺寸不在变化;在 200~1 100 ℃区间,随着加热温度的升高,Q355B钢的屈服强度和抗拉强度显著下降,塑性不断提高,1 100 ℃时,抗拉强度和屈服强度仅为24.9 MPa和11.4 MPa,而保温时间对其强度影响不大。当加热温度小于800 ℃时,冷却方式对其力学性能影响不大,当加热温度大于800 ℃后,水冷试样组织为铁素体、珠光体和马氏体的混合组织且随着加热温度的增加,马氏体比例逐渐增加导致其强度急剧增大。基于实验结果,建立了不同冷却方式下Q355B钢屈服强度、抗拉强度随温度变化的数学模型,为电力火灾下Q355B钢的应用评价提供了参考依据。

根据装甲防护钢板相关技术要求,通过稀土微合金化的化学成分设计和冶炼、轧制、热处理等工艺流程设计,成功开发了高性能BTP500稀土微合金化钢板。试制结果表明:BTP500板坯铸态组织为典型的上贝氏体,夹杂物评级为细类0.5级;轧态BTP500钢板微观组织为贝氏体,淬火后转变为马氏体组织,回火后为回火马氏体组织,原始奥氏体平均晶粒尺寸为10.5 μm,各工序细小均匀的显微组织保证了成品钢板的综合力学性能。同一张成品钢板屈服强度为1 412~1 448 MPa,抗拉强度为1 588~1 624 MPa,伸长率为9.0%~10.0%,硬度为490HBW~520HBW,-40 ℃冲击功为29~48 J,其拉伸性能、低温冲击韧性、硬度及冷弯性能均符合技术要求,且具有良好的同板性能;一致性。

为进一步优化含Ti奥氏体不锈钢加热工艺,利用Gleeble 3800热模拟试验机,研究了含Ti奥氏体不锈钢不同应变速率和变形温度下的高温热变形行为,并利用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜、ZWICK 600拉伸试验机、ZBC 2602冲击试验机和BRIN 400 D布氏硬度仪等设备,分析了固溶热处理工艺对钢板组织形貌和力学性能的影响。结果表明:对连铸坯在加热过程中不同位置处温度变化规律进行数值模拟研究,得出加热过程中连铸坯的上表面中心处最容易产生热裂纹;分析含Ti奥氏体不锈钢的动态再结晶行为可知,其变形抗力与变形温度呈近似直线关系;在1 080~1 150 ℃、保温15~120 min系列固溶热处理工艺下,随着固溶温度的升高和保温时间的延长,含Ti奥氏体不锈钢晶粒粗化,其平均晶粒尺寸与保温时间呈幂函数关系,与固溶温度符合指数函数关系;在1 050 ℃、保温时间1 min/mm固溶热处理工艺下,含Ti奥氏体不锈钢奥氏体晶粒度为4~6级,综合力学性能优异。

某产线DP780镀锌基板由十八辊单机架轧机提供,镀锌生产过程中常发生带钢甩尾跑偏、入口活套跑偏以及预热段跑偏导致的降速或停机问题,严重影响了生产稳顺性并造成成本增加。为此,对镀锌线带钢跑偏机理及受力进行分析,采用高次多项式拟合镀锌基板板形,并以高次多项式的一次分量作为带钢跑偏表征指标,通过将DP780基板的全长板形一次分量与镀锌线各CPC全长纠偏量数据对比,发现焊缝处带钢板形一次分量骤变是造成焊缝处带钢跑偏的主要原因。通过在冷轧末道次采用非对称目标板形以及毛辊轧制措施,并以板形一次分量曲线为依据制定单机架带钢头尾切除量后,生产DP780带钢时的切损率由冷轧工艺优化前的7.23%下降为2.66%,有效提升了DP780带钢的镀锌生产稳顺性。

针对汽车用钢冲压开裂的问题,以1.5 mm厚度DP780带钢为研究对象,采用金相显微镜、扫描电镜、拉伸试验机等设备,对其在冲压成形过程中出现开裂的原因进行了研究,并提出了改善措施。结果表明:DP780带钢在冲压过程中剪切间隙为0.3 mm时,其剪切面冲压光亮带占比为30%,剪切边无缺陷,冲压质量最优;带钢组织中铁素体、马氏体体积分数比为7∶3,且带钢屈强比不高于0.6时,铁素体、马氏体双相组织的协同变形能力对DP780双相钢成形性更有利;提高退火温度,可降低DP780双相钢奥氏体中的C浓度,提高铁素体组织占比,降低马氏体强度;提高过时效温度,可以促进淬火马氏体中位错的回复,降低马氏体硬度。当退火温度提高20 ℃,过时效温度提高40 ℃时,DP780带钢屈服强度均值降低了30 MPa,n值提高了0.02,r值提升了0.15。经剪切间隙调整、退火工艺优化后,DP780带钢冲压零件剪切面质量显著提升,断面未发现有明显的撕裂带,零件不发生开裂,冲压成材率由82%提升到98%以上。

十八辊单机架轧机在轧制高强薄规格带钢时极易出现斜纹浪缺陷,分析认为斜纹浪产生的机理为带钢存在一定的切应力和不均匀的张应力,使带钢在轧制过程中产生不均匀塑性变形而导致。为解决斜纹浪板形问题,运用有限元ABAQUS软件建立了十八辊轧机轧制过程三维弹塑性仿真模型,分析了中间辊弯辊、轴向横移等手段的板形调控能力。结果表明:随着带钢宽度的增加,十八辊轧机中间辊弯辊、轴向横移对承载辊缝二次凸度、四次凸度调控功效逐渐增大,中间辊轴向横移调控功效要优于常规冷连轧机,而中间辊弯辊调控功效较常规冷连轧机要弱,十八辊轧机对承载辊缝四次凸度的调节能力明显高于常规冷连轧机,但对二次凸度的调节能力要弱于常规冷连轧机;当带钢发生跑偏时,轧机两侧出现轧制力偏差,且带钢跑偏量对十八辊轧机两侧轧制力差值的影响大于常规冷轧机。因此,相对于常规冷连轧,十八辊单机架轧机更容易产生斜纹浪板形缺陷。针对十八辊轧机生产带钢斜纹浪问题,提出减少末道次轧制力F(F＜5 MN),提高末道次前、后张力(提高30%)的措施,实现了斜纹浪缺陷的有效控制。

目前轧态42CrMo棒材过高的硬度严重影响后序加工,可通过优化轧制与冷却工艺制度降低其硬度。通过DIL805A相变仪和S60/58507同步热分析仪绘制了42CrMo钢的动态CCT曲线,并以此为基础探究了轧制和冷却工艺对42CrMo钢组织转变和硬度的影响。研究表明:单道次控轧实验中,不同的轧制参数下,42CrMo钢中铁素体均优先在原始奥氏体晶界处发生相变,随后在原始奥氏体晶内形核生长,通过降低变形温度、增大真应变可明显增加铁素体转变量从而降低其轧后硬度;双道次变形后控冷实验中,超快冷—缓冷—空冷工艺可进一步增加42CrMo钢冷后铁素体含量,缓冷段冷速为0.1 ℃/s时,其铁素体体积分数可达41.79%,使得42CrMo钢轧态硬度远低于国标硬度要求(不大于241HV);当冷却过程中缓冷段冷速不超过0.2 ℃/s时,其轧后硬度满足行业对于冷成形用42CrMo钢的硬度要求(不大于220HV)。

针对含Mo耐火钢筋的研发,利用高温激光共聚焦显微镜及Gleeble-3800热模拟仪研究了加热温度、终冷温度及冷却速率对Cr-Mo-Nb系耐火钢筋组织及性能的影响,完成了400 MPa级热轧耐火钢筋的开发及工业试制。研究结果表明:随着加热温度升高、保温时间延长,耐火钢筋奥氏体晶粒尺寸增大,当加热温度由1 150 ℃提高至1 250 ℃,保温60 min后耐火钢筋奥氏体晶粒尺寸由57.5 μm提高至142.4 μm,当加热温度为1 150 ℃,耐火钢筋空冷组织为铁素体及贝氏体;当冷速由0.5 ℃/s增大至50 ℃/s时,耐火钢筋组织中贝氏体和马奥岛含量均明显增多,室温屈服强度由420 MPa增大至996 MPa;当终冷温度由700 ℃提高至1 100 ℃,耐火钢筋金相组织均为贝氏体+铁素体,铁素体比例先升高后降低,室温屈服强度在437~457 MPa范围内先降低后增大。工业生产时,加热温度1 150 ℃,开轧温度1 000~1 020 ℃,轧后弱穿水,上冷床温度900 ℃,耐火钢筋组织为贝氏体+铁素体+马奥岛,室温屈服强度422~439 MPa,室温抗拉强度715~730 MPa,强屈比大于1.25,断后伸长率15.2%~16.4%,最大力总伸长率10.1%~11.7%,高温屈服强度301~323 MPa。

热轧H型钢作为主体承重构件结构钢,其低温应变时效敏感性问题被越来越多的学者所关注。利用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微镜(TEM)、应变时效敏感度实验和夏比冲击试验对C345-3热轧H型钢组织特征、低温冲击断口、应变时效敏感性进行了研究。结果表明:实验钢经5%应变时效处理后,时效脆性倾向随测试温度的降低而增加,当实验钢处于韧脆转变温度以下时,时效脆性表现显著。实验钢应变时效后,其微观组织中出现了少量弥散分布的析出相渗碳体(Fe₃C)颗粒;低温冲击断口面上存在二次裂纹,恶化了实验钢的低温韧性。同时,钢中的位错密度增加,会引起能量升高和内部应力的出现,而Cottrell气团越多,位错运动受到阻碍、钉扎作用力越大,实验钢在应变时效时后的强韧性降低。实验钢-40 ℃时V型缺口试样的应变时效敏感系数C_V仅为14%,-70 ℃时U型缺口试样的应变时效敏感系数C_V仅为20%。

全液压矫直机是消除钢板浪形缺陷和残余应力、保证平直度的重要精整设备,直接影响着板材的表面质量。传统矫直机主要通过常规PID控制液压缸的位置精度来实现辊缝的在线动态调整,但受来料不均、参数摄动以及伺服阀死区等因素影响使液压系统具有非线性和参数时变等特点,因此针对传统PID控制很难满足现代矫直工艺要求的问题,提出了一种基于模糊自调整PID的矫直机液压位置控制策略,将模糊逻辑控制和常规PID控制结合,构成模糊自调整PID控制方法应用于矫直机的液压AGC系统。通过仿真和实验表明,该控制方法比常规的PID控制方法更加实用,在现场十三辊全液压高强板矫直机上可实现实际辊缝值与目标辊缝值的最大偏差控制在0.13 mm以内,平均偏差控制在0.06 mm以内,4个液压缸压力的最大偏差在1.00 MPa以内,平均偏差控制在0.12 MPa以内,对其他电液伺服系统的升级改造具有一定的指导意义。

在连退过程中,根据带钢尺寸精度的要求,需要对其宽度进行精确预报。为此,建立了连退过程中带钢缩颈量的预报模型。介绍了带钢缩颈的概念;针对单对炉辊,将带钢沿横向划分成多个条元,分析了单个条元上带钢在总张力、温度不均匀、来料板形、炉辊辊形综合作用下产生的横向不均匀变形,并计算了单个条元在各因素综合作用下在纵向上产生的变形量,其减去带钢最大弹性变形量,即为带钢在纵向的塑性变形量,再根据体积不变原理即可求出单对炉辊单个条元带钢的缩颈量,通过叠加不同条元、不同炉辊带钢的缩颈量即可求出带钢在连退过程中的总缩颈量。根据缩颈量模型,采用控制变量法,定量分析了各因素对带钢缩颈量的影响,结果表明:带钢总张力和带钢表面温度对缩颈量的影响较大;将本模型应用到现场,模型预报精度达到了95%以上,可以满足实际生产的需求。

针对某企业将连退机组改造为镀铝锌机组的需求,在降低投资成本,最大限度利用原有设备能力的基础上,提出了合理的工艺改造路线和设备改造集成方案。介绍了改造中的关键工艺技术和张力设备、退火炉、锌锅、镀后冷却设备、光整、拉矫等设备的改造要点。生产实践表明:改造后镀铝锌机组产品镀层厚度最大可达220 g/ ,屈服强度最大可达650 MPa,抗拉强度最大可达750 MPa;最大工艺速度180 m/min,最大产量79.5 t/h,升级改造工艺设计及设备选型满足生产需求。

对称导板广泛应用在无缝钢管斜轧穿孔变形工序中,而服役环境恶劣的导板表面经常出现结瘤、粘钢或局部熔融现象,进而引起钢管产品外表面螺旋形划伤、内表面内折等缺陷。为此,采用理论计算与有限元仿真相结合的方法,设计了一种新型的非对称导板。非对称导板总体设计思想遵循传统对称导板的设计基本原则,但非对称导板的结构除了上下结构的非对称性之外,其水平方向的几何曲线也在对称导板的基础上作了调整。改进后的非对称导板有效地增大了导板与轧件的接触区域,减小了导板与轧件的接触应力、等效应力和受力值,对提升轧制产品质量和导板寿命都有积极作用。工业实践结果表明:锥形辊穿孔机非对称导板入口锥结构的设计使用,大幅度减少了导板入口锥表面的撞伤熔融现象,从而减少了毛管被导板表面划伤导致的螺旋外折缺陷;非对称导板出口锥结构的设计使用,基本消除了钢管尾部内表面内折、内翘皮缺陷,且改善了导板出口锥段的小结瘤缺陷,改善毛管外表质量和归圆效果,降低穿孔工序卡轧风险;非对称导板上下非对称差量结构的设计使用,使导板磨损区域居于正中,解决了导板上下表面“崩边”问题,同时改善了毛管尾部“鱼尾”缺陷。

针对不同屈服强度级别含Ti深冲高强钢生产中合同规格偏差大,造成个别产品订单量偏多或偏少以及炼钢连浇多炉数的难题,有必要采用“一钢多级”或者“一钢多能”的柔性化生产方法,通过控制含Ti深冲高强钢显微组织来保证不同强度级别产品的性能要求,实现低成本、高效化工业生产和管理。采用直拉式四辊可逆冷轧机和退火模拟试验机研究HC220Y含Ti高强钢冷轧和连退生产工艺,结合工业生产实际,研究了不同冷轧压下率、退火温度和平整伸长率对其显微组织和力学性能的影响。试验结果表明:冷轧压下率从70%提高到85%,试验钢的屈服强度增加39 MPa,抗拉强度增加42 MPa、断后伸长率升高4.5%,塑性应变比r值升高0.25,加工硬化指数n值在0.20左右,大冷轧压下率下试验钢组织内的再结晶晶粒增多,其退火后组织晶粒尺寸变得均匀且细小。退火温度由780 ℃提高到820 ℃,试验钢的屈服强度降低32 MPa,抗拉强度降低17 MPa,断后伸长率增加3.5%,r值增加0.25,n值几乎没有变化,这是由于连续退火过程中,随着退火温度的升高,提高了试验钢的再结晶温度,增大了其再结晶的驱动力,加快了再结晶的形核速率,再结晶过程所用时间大大缩短。另一方面,热轧生产时Ti微合金元素由于易与C/N结合,沿铁素体晶界上形成粗大的碳氮化钛。连续退火时较高的退火温度容易使碳氮化钛聚集长大,难以阻碍晶粒长大,最终表现出试验钢的晶粒尺寸增大。平整伸长率由0.5%增加到1.0%,试验钢的屈服强度增加了33 MPa,抗拉强度没有明显变化,断后伸长率降低约3%,r值降低0.25,n值降低0.02,对于不同强度级别的试验钢工业生产,可以对平整伸长率进行小幅度调整,以满足成品性能要求。

大规格耐候H型钢生产难度较大,需要同时兼顾产品表面质量和力学性能,为此,采用Cr-Ni-Cu系化学成分设计和3组试验方案,对比分析了不同化学成分和轧制工艺下试验钢的组织性能,获得了355 MPa级大规格耐候热轧H型钢的最佳生产工艺。结果表明:没有添加Als的355 MPa级耐候热轧H型钢坯料及产品表面的裂纹数量明显较少,其屈服强度约为410 MPa,-30 ℃冲击功为115 J,满足标准要求且富裕量均充足;化学成分相同、万能段第3道次轧制温度不高于970 ℃和950 ℃两种工艺下,试验钢微观组织分布均匀,且产品的性能和组织没有明显区别;综合分析3种试验方案,获得“无Als,万能段第3道次轧制温度不高于970 ℃”工艺为生产该355 MPa级大规格耐候热轧H型钢的最优方案。

针对Q500qE桥梁钢板强度不稳定、屈强比高和冲击韧性差的问题,对其采用低C,Nb、Ti微合金化并添加Ni、Cr、Mo元素的化学成分设计,并对未再结晶区累计压下率和终冷温度对Q500qE桥梁钢板组织性能的影响进行了研究。结果表明:随着未再结晶区累计压下率增大,钢板组织中准多边形铁素体、针状铁素体和板条贝氏体含量增加,组织明显细化,钢板强度、屈强比和冲击韧性升高、横纵向强度差变大,断后伸长率降低。随终冷温度升高,钢板组织中准多边形铁素体含量增加、尺寸增大,板条贝氏体含量减少、板条束尺寸增大,钢板强度和屈强比降低、冲击韧性变差。根据研究结果,采用未再结晶区累计压下率60%、终冷温度520 ℃的工艺,Q500qE桥梁钢板综合性能最佳,其强度高、韧性好、屈强比低,横纵向强度差较小。

针对X46MS耐酸管线钢产生混晶组织的问题,对其显微组织、生产工艺进行了分析,结合其化学成分设计及轧线实际控制情况,研究了混晶组织的产生原因,并提出了控制措施。结果表明:X46MS耐酸管线钢再结晶温度较低,而精轧入口温度较高时钢卷在精轧前机架处于部分再结晶区轧制是导致其产生混晶组织的主要原因。通过采取针对性措施,包括加热工序适当降低板坯加热温度、缩短加热时间,以降低整体工艺温度、减少原始奥氏体晶粒长大;粗轧工序优化除鳞喷水模式及温度控制,确保粗轧末道次温度命中率,并缩短中间坯待温时间;精轧工序将精轧空过机架及压下量后移,有效消除了X46MS耐酸管线钢混晶组织现象。

规格为56 mm×75 mm的矩形弹簧扁钢生产难度较大、质量要求高,在轧制过程中极易发生脱方、扭转堆钢等事故,其尺寸、外形和质量难以控制。为此,在湖南华菱湘潭钢铁有限公司原有圆钢生产设备的基础上,对56 mm×75 mm矩形52CrMoV4弹簧钢进行开发,优化其加热、轧制、缓冷工艺,设计K₆、K₄、K₂专用孔型,实现了不易扭转、尺寸稳定且质量合格的56 mm×75 mm矩形扁钢的稳定生产,其中K₆、K₄、K₂孔型侧壁斜度和R角逐步减小,提高了轧辊利用率,降低了成本;通过控制加热工艺和缓冷工艺,得到脱碳层厚度0.21~0.24 mm、硬度分布320HB~349HB、力学性能均满足客户要求的产品;56 mm×75 mm矩形52CrMoV4弹簧扁钢1/4宽度和1/2宽度处组织均主要为贝氏体+珠光体+少量铁素体+少量的马氏体。