460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼的高溫塑性研究

袁慎鐵, 賴(lài)朝彬, 陳英俊, 熊文名, 羅小兵

（1.江西理工大學(xué)冶金與化學(xué)工程學(xué)院，江西 贛州 341000；2.新余鋼鐵集團(tuán)技術(shù)中心，江西 新余338000；3.鋼鐵研究研究總院工程用鋼研究所，北京100081）

0 前 言

海洋平臺(tái)作為人類(lèi)開(kāi)發(fā)海洋資源的重要超大型鋼結(jié)構(gòu)，支撐著各種設(shè)備的總質(zhì)量超過(guò)數(shù)百?lài)峓1]，由于石油資源短缺和油價(jià)的上漲，使得海洋工程用鋼的需求量不斷提高[2]，所以對(duì)海洋平臺(tái)用鋼的質(zhì)量要求越來(lái)越高.

建造海洋平臺(tái)用的鋼板主要為360 MPa級(jí)，少量的為400 MPa級(jí)和極少量的超高強(qiáng)度船板[3]，460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)鋼的級(jí)別可達(dá)到460 MPa.460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼板是船級(jí)社規(guī)范中結(jié)構(gòu)用高強(qiáng)度淬火回火鋼，具有良好的力學(xué)性能和焊接性能，廣泛應(yīng)用于海洋平臺(tái)建造.

但在460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼的連鑄生產(chǎn)過(guò)程中，澆注溫度、拉速、二冷水、頂彎、矯直等工藝因素都會(huì)影響其連鑄坯生產(chǎn)的質(zhì)量，可能使其產(chǎn)生偏析、裂紋、中心、縮孔、疏松等[4]，有統(tǒng)計(jì)表明:在連鑄過(guò)程中，凝固坯殼產(chǎn)生裂紋缺陷所占比例達(dá)連鑄坯主要缺陷的一半以上[5]，而鋼的高溫力學(xué)性能是鑄坯裂紋產(chǎn)生的最根本的影響因素之一[6-8].460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼是低碳微合金鋼，低碳微合金鋼在連鑄工程中容易產(chǎn)生橫向裂紋和角裂紋等表面缺陷[9].對(duì)460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼的高溫塑性進(jìn)行研究，旨在減少和防止裂紋的產(chǎn)生[10]，為保證460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼表面質(zhì)量并提供參考依據(jù)[11]，給連鑄過(guò)程提供最佳工藝參數(shù)從而達(dá)到提高鋼的表面質(zhì)量[12]和優(yōu)化生產(chǎn)工藝的目的.

1 試驗(yàn)材料和方法

本實(shí)驗(yàn)鋼種試樣取自某鋼鐵公司的抗拉強(qiáng)度為460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼EQ47鋼種，EQ47鋼的化學(xué)成分如表1所示.取樣的方向與連鑄坯方向垂直，要求盡量避開(kāi)表面裂紋和中心偏析的位置，依據(jù)設(shè)備要求，把所取的試驗(yàn)鋼材加工成Φ10 mm×110 mm，兩頭為M10 mm×1.5 mm的螺紋的標(biāo)準(zhǔn)圓柱形拉伸試樣.

表1 EQ47鋼的化學(xué)成分/%

本高溫塑性研究試驗(yàn)在Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)完成.試驗(yàn)方案如圖1所示，在Gleeble-1500D熱模擬試驗(yàn)機(jī)上以10℃/s速度加熱到1 350℃，以保證全部奧氏體化，保溫3 min，以均勻溫度促進(jìn)析出相溶解，然后以3℃/s冷卻至試驗(yàn)溫度，在該溫度下保溫1 min后，再以1×10－3/s應(yīng)變速率進(jìn)行拉伸直至斷裂.變形的溫度點(diǎn)分別為600℃、650℃、700℃、750℃、800 ℃、850 ℃、900 ℃、950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100℃、1 150℃、1 200℃、1 250℃、1 300℃、1 350℃.

圖1 高溫塑性試驗(yàn)工藝

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 高溫塑性試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

根據(jù)試驗(yàn)完成后所測(cè)的EQ47鋼高溫塑性試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可畫(huà)出高溫塑性曲線(xiàn)圖，如圖2所示.鋼的斷面收縮率可表征鋼的高溫塑性，大于60%的定為高塑性，連鑄坯不易產(chǎn)生裂紋;低于60%定為低塑性.連鑄坯易產(chǎn)生裂紋，由圖2可知，在907～667℃的溫度區(qū)間中，鋼的塑性出現(xiàn)明顯的降低，其形狀呈V字形，最低的斷面收縮率為29.44%.此為第Ⅲ脆性區(qū).在第Ⅲ脆性區(qū)內(nèi)矯直，鑄坯會(huì)產(chǎn)生裂紋.所以在連鑄的生產(chǎn)過(guò)程中，要避開(kāi)第Ⅲ脆性區(qū)域，溫度要控制在907℃之上.當(dāng)溫度到達(dá)1 270℃時(shí)，其塑性接近60%，當(dāng)溫度高于1 270℃時(shí)，塑性急劇下降，此為第Ⅰ脆性區(qū)，第Ⅰ脆性區(qū)是無(wú)法避免的.第Ⅰ脆性區(qū)的脆化原因一般是由于在樹(shù)枝晶的界面存在殘存的液相薄膜，這些液相薄膜可以使晶界熔化，從而導(dǎo)致了脆化.有研究者表明，當(dāng)試驗(yàn)應(yīng)變速率小于1×10-2/s時(shí)，不會(huì)出現(xiàn)第Ⅱ脆性區(qū)，EQ47鋼沒(méi)出現(xiàn)第Ⅱ脆性區(qū).

抗拉強(qiáng)度可以表征鑄坯抵抗平均塑性變形的最大應(yīng)力，可以作為衡量鑄坯是否產(chǎn)生裂紋的判斷依據(jù)和變形能力重要參數(shù).由鈴木等[13]的研究報(bào)告及圖2中高溫強(qiáng)度曲線(xiàn)可知：將拉伸試驗(yàn)中實(shí)驗(yàn)溫度600～650℃，試樣的抗拉強(qiáng)度不變，都是317.86 MPa.實(shí)驗(yàn)溫度600℃后抗拉強(qiáng)度快速下降.從600℃的317.86 MPa降到1 350℃的13.22 MPa.

2.2 金相組織和分析

由于不同的組織，鋼的強(qiáng)度，塑性就不同，對(duì)750℃、900℃、1 150℃、1 350℃代表性試樣進(jìn)行金相分析.

由圖3可知，圖3（a）的金相組織主要為白色鐵素體和較多的貝氏體，圖3（a）是試樣在750℃下拉斷試樣的金相組織，此試樣由圖2可知其斷面收縮率為29.44%，為最低點(diǎn).此金相組織正好和高溫狀態(tài)下的薄膜狀鐵素體組織和奧氏體組織相對(duì)應(yīng)，薄膜鐵素體沿晶界析出，強(qiáng)度比較低，會(huì)引起兩相區(qū)脆化，這種狀態(tài)下會(huì)優(yōu)先析出α鐵素體，α鐵素體的強(qiáng)度僅為奧氏體的1/4[14]，而應(yīng)力下的變形主要集中在沿奧氏體分布的鐵素體相中，當(dāng)應(yīng)力超過(guò)鐵素體所能承受的強(qiáng)度時(shí)，這時(shí)會(huì)產(chǎn)生微小的空洞，孔洞，裂紋的聚合長(zhǎng)大，最后很易導(dǎo)致晶界斷裂.圖3（c）的金相組織主要為均勻的馬氏體組織，此試樣的斷面收縮率由圖 2可知為 91.00%.圖 3（b）的金相組織主要為粗大馬氏體組織，此試樣的斷面收縮率由圖 2可知為 58.00%.圖 3（d）的金相組織主要為珠光體和鐵素體組織，此試樣的斷面收縮率由圖2可知為0.

圖2 EQ47高溫塑性曲線(xiàn)

圖3 EQ-47鋼在不同溫度下的金相組織

2.3 斷口分析

對(duì)750℃、900℃、1 150℃、1 350℃代表性試樣進(jìn)行端口形貌分析.圖4是代表性試樣的斷口形貌圖.圖4（a）為EQ47鋼在750℃時(shí)拉伸斷口的形貌，斷口呈冰糖狀，為典型沿晶脆性斷裂，而且在晶界處有空洞，可以說(shuō)明在此溫度下鋼表現(xiàn)出弱的塑性，由圖3（a）可知，750℃溫度點(diǎn)時(shí)，鋼表現(xiàn)出弱的塑性是因?yàn)殍F素體沿奧氏體晶界析出造成的.隨著拉伸溫度的提高，在900℃時(shí)，斷口形貌如圖4（b）出現(xiàn)一些小而淺的韌窩，是穿晶斷裂和沿晶斷裂的兩種組合，其能譜分析見(jiàn)圖5所示.在晶界處發(fā)現(xiàn)硫化物夾雜，硫化物夾雜會(huì)降低晶間的強(qiáng)度[15]，這是導(dǎo)致斷口形貌存在沿晶斷裂的原因.隨著拉伸溫度的繼續(xù)提升，在1 150℃時(shí)，斷口形貌圖如圖4（c），出現(xiàn)了較大和較深的韌窩，斷面收縮率高于90%，是穿晶斷裂，這個(gè)溫度區(qū)間的高溫塑性受兩方面的影響，第一個(gè)方面是試樣在拉伸試驗(yàn)的過(guò)程中，由于發(fā)生晶界滑移而阻止裂紋的聚合長(zhǎng)大，這樣提高了鋼的高溫塑性；第二方面的原因是在此溫度區(qū)間內(nèi)，有液相存在，又發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，會(huì)提高鋼的高溫力學(xué)性能[16].在1 350℃時(shí)，斷口形貌如圖4（d）所示，為沿晶斷裂，晶界出現(xiàn)空洞，表面平整，塑性極差，斷面收縮率為零.

圖4 EQ-47鋼在不同溫度下的斷口形貌

圖5 EQ-47鋼在900℃的斷口形貌的能譜分析

3 結(jié) 論

（1）以 1×10－3/s的變形速率進(jìn)行單道次拉伸試驗(yàn)時(shí)，460 MPa級(jí)海洋平臺(tái)用鋼的高溫塑性圖如圖2所示.在907～1 270℃ 之間，斷面收縮率均高于60% ，鋼的高溫塑性良好，溫度高于1 270℃時(shí)，斷面收縮率急劇下降，第Ⅲ脆性區(qū)在 667～907℃之間.

（2）第Ⅲ脆性區(qū)的斷裂方式有穿晶斷裂，但主要是沿晶斷裂，鋼的高溫塑性較差，出現(xiàn)高溫塑性低谷，最低的斷面收縮率為29.44%，主要原因是鐵素體沿奧氏體晶界析出造成的，所以在連鑄的實(shí)際生產(chǎn)中，要避免第Ⅲ脆性區(qū)，溫度要控制在塑性良好區(qū)溫度范圍之內(nèi).

[1]徐莉，劉美艷，王彥峰，等.海洋平臺(tái)的發(fā)展趨勢(shì)及用鋼情況分析［J］.首鋼科技，2010 （1） :9-13.

[2]鄒家仁，錢(qián)建民，李華其．海洋工程用鋼的焊接技術(shù)現(xiàn)狀及發(fā)展［J］．江蘇船舶，2011 ，28（3）：36-45.

[3]石春華，肖時(shí)平，魏凡杰.海洋平臺(tái)用鋼調(diào)研[J].重鋼技術(shù)，2010，53（3）：21-32.

[4]袁偉霞，韓志強(qiáng)，蔡開(kāi)科，等．連鑄板坯凝固過(guò)程應(yīng)變及內(nèi)裂紋研究[J]．煉鋼，2001（2）：48-51．

[5]蔡開(kāi)科，黨紫九．連鑄鋼高溫力學(xué)性能專(zhuān)集［J］．北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，1993（s2）:38-52.

[6]Turkdogan E T.Causes and effects of nitride and carbonitride precipitation in HSLA steels in relation to continuous casting[C]//Steelmaking Conference Proceed-ings.1987，70:399-409.

[7]Suzuki H G，Nishimura S，Nakamura Y.Improvement of hot ductility of Continuously cast carbon steels[J].Transactions of the Iron and Steel Institute of Japan， 1984，24（1）:54-59.

[8]蔡開(kāi)科.連鑄坯表面裂紋的控制[J].鞍鋼技術(shù)，2004（3）：3-7.

[9]黃欣秋．彎月面的熱分析-評(píng)價(jià)板坯表面質(zhì)量的工具[J]．寬厚板，2001，7（6）：40-46．

[10]Lankford WT.Some considerationsof strength and ductility in the continuous-casting process[J].Metallurgical Transactions， 1972，3（6）:1331-1357.

[11]王虹潔，周強(qiáng)．通過(guò)引進(jìn)二冷動(dòng)態(tài)控制系統(tǒng)提高了板坯鑄坯表面質(zhì)量[J]．制造業(yè)自動(dòng)化，2005，27（5）：65-69．

[12]干勇，仇圣桃，蕭澤強(qiáng)，等．連續(xù)鑄鋼過(guò)程數(shù)學(xué)物理模擬[M]．北京：冶金工業(yè)出社，2001．

[13]Crowther D N，Mohamed Z，Mintz B.Influence of micro-alloying additions on the hot ductility of steels heated directly to the test temperature[J].Transactions of the Iron and Steel Institute of Japan， 1987， 27（5）:366-375.

[14]張永軍，韓靜濤，孔俊其，等.ER70S-6連鑄坯高溫塑性研究［J］．金屬材料與冶金工程，2009 （10）:3-6．

[15]秦哲，嚴(yán)國(guó)安，孫彥輝，等.硫含量對(duì)中碳結(jié)構(gòu)鋼高溫塑性影響[J]．鋼鐵，2006，12（41）：33-35.

[16]侯安貴，任忠鳴.寶鋼低碳微合金高強(qiáng)度鋼連鑄坯高溫力學(xué)性能測(cè)試[J].上海金屬，2008，30（3）:39-44.