新型MG700高強錨桿用鋼控軋控冷工藝研究

張紅旭， 王奇凱， 任志峰， 潘麗芳，2b， 劉光明， 王敏

（1. 山西建邦集團有限公司，山西 臨汾 043000；2. 太原科技大學，a. 材料科學與工程學院，b. 安全與應急管理工程學院， 太原 030024；3. 北京科技大學金屬冶煉重大事故防控技術支撐基地，北京 100083）

煤礦巷道支護方式已從傳統的木支護、砌碹支護發展到型鋼支護和錨桿支護，其中，錨桿支護是最為經濟有效的一種支護方式[1-6]。常用的錨桿材料包括Q235、MG335、MG400、MG500 以及MG600 等鋼種，其中包含普通強度、高強度、超高強度（屈服強度≥600 MPa）系[7-13]。當前我國煤礦開采深度以8～12 m/a的速度增加，國內很多地區煤礦開采深度已經達到1 000 m，未來20 年我國煤礦開采深度預計會達到1 500～2 000 m。深部開采必然會加大巷道支護的難度，開采現場容易出現沖擊礦壓、危害元素腐蝕、圍巖大變形、強烈底鼓等問題[14]，淺層開采中使用的普通強度錨桿材料已經不能滿足煤礦深部開采的要求，目前Q235 鋼作為巷道支護材料在國內外各大煤礦的應用逐漸減少，中高強度MG500 錨桿鋼已逐漸成為主流的錨桿支護材料[3,7]。

面對煤礦領域深部開采的發展趨勢，世界各國也在不斷研發超高強度的支護材料，以滿足開采深度增加帶來的對高強支護材料性能的更高要求。其中，澳大利亞已開發出屈服強度750 MPa、抗拉強度900 MPa 以上的錨桿，英國已開發出屈服強度720 MPa以上的錨桿，美國已開發出屈服強度689 MPa以上的錨桿等[15]。我國目前市場上支護材料性能最高的是MG600錨桿鋼[7,10]，其屈服強度可達600 MPa，但是其已經無法滿足日益復雜的深部開采的要求，且我國煤礦深部開采的環境要比歐美國家更復雜[16]，普遍存在沖擊礦壓、圍巖大變形等問題，國內部分企業及科研團隊提出通過調質熱處理的方式生產MG700 高強錨桿鋼[17-20]，但是實際生產中存在著成本高、生產周期長等問題。本文通過低合金化結合控軋控冷技術研究了700 MPa 高強錨桿鋼生產的全流程理論和工藝，并進行了工業化試生產。本研究可以為高強錨桿鋼的高效生產提供理論支撐和實踐經驗。

1 實驗部分

1.1 鋼種成分設計

項目團隊前期通過控軋控冷工藝對材料的微觀組織和晶粒結構進行調控，在不增加合金成分體系的情況下成功研發了高強度70 盤條，其強度超過了1 060 MPa，面縮率不小于30%，性能較普通70 盤條強度有了顯著提升。因此，在設計新型MG700 高強錨桿鋼生產工藝時，充分利用了70 盤條研發方面的技術和經驗，在成分設計方面加入適量元素釩（V），通過控軋控冷工藝調控釩的析出物達到細化組織晶粒、提高強度和韌性的目的；同時，釩和碳元素形成的碳化物，可提高抗氫腐蝕能力，顯著改善深部開采時支護用錨桿的抗氫腐蝕性能指標。

新型MG700高強錨桿鋼成分設計參照國家煤炭行業標準《樹脂錨桿第2 部分：金屬桿體及附件》（MT/Z 146.2-2011），確定在新型MG700 高強錨桿鋼的斷后伸長率不小于15%的前提下，屈服強度要求不低于700 MPa，抗拉強度要求不低于890 MPa?；谏鲜鲆?，化學成分（質量分數，下同）設計如下：C：0.06%～0.08%、Si：0.80%～0.90%、Mn：1.5%～1.7%、Cr：0.45%～0.55%、V：0.12%～0.30%、[N]：0.015%～0.060%、P≤0.025%、S≤0.025%、[O]≤0.002 5%、余量為Fe和不可避免的殘余元素。

1.2 工藝方案設計

MG700 錨桿鋼工藝設計為：轉爐冶煉→鋼包脫氧、合金化→LF 精煉→全保護連鑄→鑄坯檢查→加熱爐加熱→控制軋制→軋后控制冷卻。重點探討控制軋制和控制冷卻的調控對MG700錨桿鋼性能的影響規律。

為制定MG700 錨桿鋼合理的控制軋制工藝參數，借助熱力模擬機模擬了不同變形溫度下MG700錨桿鋼的再結晶行為，實驗方案如圖1（a），研究了MG700 錨桿鋼的合理粗軋及中軋溫度區間；為制定MG700 錨桿鋼合理的控制冷卻工藝參數，設計了連續冷卻轉變實驗，實驗方案如圖1（b），研究了MG700錨桿鋼的連續冷卻轉變規律。隨后，用4%硝酸酒精溶液侵蝕樣品20 s 后，采用Leica 光學顯微鏡對不同冷卻速率下的微觀組織進行觀察和分析。在上述實驗的基礎上，基于MG700 錨桿鋼化學成分設計試制3個爐次的鑄坯，結合設計的控制軋制和控制冷卻工藝進行工業實驗軋制，并對實驗批次的產品性能進行跟蹤取樣和評價。

2 實驗結果

不同應變速率下實驗鋼的“真應力-真應變”曲線如圖2—圖4 所示。結果表明，同一應變速率下，隨著變形溫度的增加，MG700 錨桿鋼變形的峰值應力明顯下降。當應變速率為5 s-1，變形溫度為780～800 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態恢復型曲線特征；變形溫度為820～1 050 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態再結晶型曲線特征。當應變速率為10 s-1，變形溫度為780～840 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態恢復型曲線特征；變形溫度為970～ 1 050 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態再結晶型曲線特征。當應變速率為20 s-1時，同10 s-1的特征類似，變形溫度為780～840 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態恢復型曲線特征；變形溫度為970～1 050 ℃時，“真應力-真應變”曲線呈現動態再結晶型曲線特征。為獲得尺寸細小并且處于充分硬化狀態的奧氏體，參考應變速率為20 s-1時的“真應力-真應變”演化規律，確定MG700 錨桿鋼的粗軋及中軋溫度區間為970～1 050 ℃，精軋溫度區間為800～840 ℃。

圖2 應變速率為5 s-1時，“真應力-真應變”關系曲線Fig.2 The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 5 s-1

圖3 應變速率為10 s-1時，“真應力-真應變關系曲線”Fig.3 The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 10 s-1

圖4 應變速率為20 s-1時，“真應力-真應變”關系曲線Fig.4 The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 20 s-1

圖5 所示為MG700 錨桿鋼平衡轉變相圖，結果表明，MG700 錨桿鋼A3溫度約為810 ℃。圖6 所示為不同冷卻速率下MG700 錨桿鋼的微觀組織特征。結果表明，在0.1 ℃/s和2 ℃/s的冷卻速率下，MG700錨桿鋼的顯微組織主要為鐵素體和珠光體，不同冷卻條件下珠光體形態、尺寸及體積分數存在差異，如圖6（a）和圖6（b）所示。當冷卻速率提高至10 ℃/s時，MG700錨桿鋼的顯微組織主要為鐵素體、珠光體和馬氏體的混合組織，鐵素體和珠光體的體積分數較少，如圖6（c）所示。當冷卻速率大于20 ℃時，MG700錨桿鋼的顯微組織為馬氏體，如圖6（d）所示。

圖5 MG700錨桿鋼平衡轉變相圖Fig.5 Phase diagram of the equilibrium transformation of MG700 anchor steel

圖6 不同冷卻速率下MG700錨桿鋼的微觀組織特征：（a）冷卻速率為0.1 ℃/s；（b）冷卻速率為2 ℃/s；（c）冷卻速率為10 ℃/s；（d）冷卻速率為20 ℃/sFig.6 Microstructure characteristics of MG700 anchor steel at different cooling rates： （a） cooling rate 0.1 ℃/s；（b） cooling rate 2 ℃/s； （c） cooling rate 10 ℃/s； （d） cooling rate 20 ℃/s

圖7 所示為基于相變實驗結果繪制的MG700 錨桿鋼連續冷卻轉變曲線（CCT 曲線）。結果表明，MG700 錨桿鋼中出現貝氏體或馬氏體等非鐵素體、珠光體組織的臨界冷卻速率約為2 ℃/s，MG700錨桿鋼的臨界淬火速度約為20 ℃/s。為了確保相變產物全部為鐵素體和珠光體組成的復相組織，中軋和精軋間采用穿水冷卻，水冷的溫度區間為820～850 ℃，精軋后采用空氣冷卻。

圖7 MG700錨桿鋼連續冷卻轉變曲線Fig.7 Continuous cooling transformation curve of MG700 anchor steel

基于設計的MG700 錨桿鋼化學成分范圍，工業試制了3 個爐次的鑄坯，表1 所列為鑄坯成分和微觀缺陷。結果表明，加入金屬元素釩后對于鑄坯成分控制精度無明顯影響，成分控制精確、穩定性良好，同時鑄坯氧含量還可以穩定降低到0.002%以下。低倍缺陷主要表現為2 個爐次的裂紋，2 個爐次的碳偏析、1 個爐次的縮孔，其中第1 爐次出現了3種低倍缺陷，且縮孔等級達到了3 級，其原因在于該爐為連鑄機停澆后開澆的第1爐，拉速不穩且中間包預熱不均勻。從開澆第2爐開始，試樣成分及微觀缺陷均趨于穩定（見表1 中的第3 爐數據）。因此，適量添加元素釩對于煉鋼生產工藝無明顯影響，鑄坯質量缺陷問題較少，且合金成分波動小，控制精度高。

表 1 鑄坯成分和缺陷分析Table 1 Chemical composition and casting defect analysis of the steel billet

選擇1#爐次進行小規模試制生產。開始軋制前，清空加熱爐，并將加熱爐溫度調至1 050 ℃，待穩定后，裝入MG700錨桿鋼鑄坯，鑄坯在加熱爐內保溫1.5 h 后進行軋制，開軋溫度控制在奧氏體轉變溫度以上（約970～1 050 ℃），中軋至精軋穿水冷卻段溫度控制在820～850 ℃，目的是使材料溫度快速下降，使細小的奧氏體組織保留下來。精軋后采用空氣冷卻，使材料緩慢冷卻至較低溫度區間，保證最終得到由鐵素體和珠光體組成的復相組織。產品下線之后抽取7 爐的產品，每爐選頭、中、尾3 個試樣進行實驗。其中4 爐進行時效10 d 和下線性能對比，3 爐進行時效30 d和下線性能對比。

3 結果與討論

3.1 鋼種力學性能分析

圖8 所示為控軋控冷后MG700 錨桿鋼下線力學性能分布。結果表明，所有試樣斷面收縮率均達標（≥15%），且屈服強度均大于700 MPa，有部分試樣的抗拉強度沒有達到900 MPa 的預期目標。結合上述微觀缺陷的分析結果可知，該爐次鑄坯的微觀裂紋和縮孔較多，同時生產過程中出現過堆鋼操作，部分鑄坯存在質量缺陷導致試樣的抗拉強度未達標。

圖8 MG700錨桿鋼下線力學性能分布Fig.8 Distribution of mechanical properties of MG700 anchor steel when offline

圖9 （a）展示了時效10 d 后和下線產品力學性能的對比結果。結果表明，時效10 天后產品屈服強度存在小幅降低趨勢，但仍舊可以保持在700 MPa 以上；抗拉強度略有升高，可以保持在900 MPa 以上；斷面收縮率基本穩定在17.5%以上。圖9（b）展示了時效30 d 后和下線產品力學性能的對比結果。結果表明，時效30 d 后產品性能基本處于穩定狀態，屈服強度穩定在700 MPa 以上，相較于下線產品的屈服強度有所下降，但和時效10 d 的屈服強度相比差別不大；斷后伸長率基本穩定在17.5%以上；時效30 d 后的抗拉強度和下線產品相比無明顯變化。這表明試制生產的MG700 錨桿鋼力學性能穩定，環境因素對力學性能無明顯影響。

圖9 時效時間對MG700錨桿鋼力學性能的影響：（a）時效10 d；（b）時效30 dFig.9 Effect of time on the mechanical properties of MG700 anchor steel：（a） duration 10 d； （b） duration 30 d

3.2 鋼種微觀組織及亞結構特征分析

圖10 （a）展示了控軋控冷后MG700 錨桿鋼的微觀組織特征。結果表明，MG700 錨桿鋼中的珠光體由一系列尺寸細小、片層相間的鐵素體、滲碳體組成；其中，珠光體組織中的滲碳體包含片層狀和顆粒狀2 種形態，這表明部分珠光體形成后，在高溫條件下發生了弱化，形成了弱化珠光體組織。為了進一步明確珠光體組織所占比例，對圖10（a）中珠光體組織進行著色處理后，計算得到珠光體比例約為39.2%。同時，對微觀組織中鐵素體晶粒尺寸進行統計，結果如圖10（b）所示。結果表明，MG700 錨桿鋼鐵素體晶粒直徑介于0.60～13.64 μm 之間，晶粒的平均直徑約為3.86 μm。

圖10 MG700錨桿鋼微觀組織特征：（a）表面形貌；（b）鐵素體晶粒尺寸分布Fig.10 Microstructure characteristics of MG700 anchor steel：（a） surface topography；（b） ferrite grain size distribution

圖11 所示為控軋控冷后MG700 錨桿鋼顯微亞結構特征。結果表明，顯微鏡下能夠清晰觀察到片層狀的滲碳體和鐵素體交錯排列，滲碳體呈長條形；在鐵素體基體上能夠觀察到一定量的位錯相互纏結。

圖11 MG700錨桿鋼亞結構特征：（a）滲碳體與鐵素體交錯排列；（b）位錯相互纏結Fig.11 MG700 anchor steel substructure characteristics：（ a） cementite and ferrite staggered in arrangement；（b） dislocations entangled with each other

為了探究納米析出粒子在合金強化方面的作用，對合金亞結構中的析出粒子分布情況進行了觀察和統計，結果見圖12。由圖12（a）和圖12（b）可知，在鐵素體基體上可以觀察到一系列尺寸較小的納米級析出粒子，利用透射電鏡的能譜功能對圖12（c）中的典型析出粒子進行成分檢測，析出粒子主要由C、N、Cr、V 等元素組成，結果見圖12（c）；結合圖5 可知，MG700 錨桿鋼的析出粒子主要是M23C6型或MC 型金屬間化合物。同時，圖12（d）統計了MG700 錨桿鋼析出粒子的尺寸，結果表明，析出粒子的尺寸分布在6.6～62.4 nm 范圍內，析出粒子的平均直徑大約為14.0 nm，其中小于30 nm 的析出粒子占總數的92.6%，這表明MG700 錨桿鋼中析出粒子的尺寸主要是納米級尺寸。

圖12 MG700錨桿鋼析出粒子特征：（a）析出粒子形貌（Ⅰ）；（b）析出粒子形貌（Ⅱ）；（c）典型析出粒子能譜；（d）析出粒子尺寸統計Fig.12 Characteristics of precipitated particles in MG700 anchor steel： （a） precipitate particle morphology（Ⅰ）； （b）precipitate particle morphology （Ⅱ）； （c） typical precipitated particle energy spectrum； （d） precipitated particle size statistics

因此，試制生產的MG700錨桿鋼具有晶粒細小、基體上存在高密度位錯、基體上彌散分布大量納米級析出粒子的特點，細晶強化、位錯強化及第二相納米析出強化保證了MG700錨桿鋼具備優良的強度及塑韌性匹配的優點，可以滿足產品相關力學性能的要求。

4 結 論

1）基于熱力模擬及相變實驗，確定了新型MG700高強錨桿鋼的合理控制軋制及控制冷卻工藝為：采用970～1050 ℃進行粗中軋、800～840 ℃進行精軋的控制軋制工藝；采用中軋和精軋之間穿水冷卻，控制終冷溫度820～850 ℃，精軋后空冷的控制冷卻工藝。

2）新型MG700 高強錨桿鋼的成分設計通過添加適量的釩，結合控制控冷技術可以滿足產品的相關力學性能要求，并應用于工業化生產。生產的MG700 錨桿鋼屈服強度穩定在720～760 MPa之間，抗拉強度穩定在885～925 MPa 之間，斷后延伸率穩定在17.5%～19.0% 之間，綜合力學性能優良。

3）MG700 錨桿鋼組織以鐵素體和珠光體組成的復相組織為主，鐵素體晶粒的直徑介于0.60～13.64 μm 之間，晶粒的平均直徑約為3.86 μm；該鋼種的強化機制包括細晶強化、位錯強化及第二相納米析出強化。

4）新型MG700高強錨桿鋼力學性能及微觀組織特征滿足煤炭行業錨桿用鋼的相關標準要求，可為同類產品的開發提供理論支撐和實踐經驗。