X80M鋼熱軋板卷沖擊性能不合格的原因分析

李 濤，田 鵬，孫 宏，宮 慶，劉振偉，汪海燕，宗秋麗

（中國石油集團(tuán)渤海石油裝備制造有限公司華油鋼管公司，青縣062658）

0 引 言

隨著石油、天然氣用量的增大，對管線鋼的需求量不斷增加，同時對管線鋼質(zhì)量要求也越來越高。然而在管線鋼板卷的冶煉和軋制過程中，由于設(shè)備、工藝和操作等原因，極易造成板卷的冶金和軋制缺陷，給鋼管的產(chǎn)品質(zhì)量和使用壽命造成一定影響。熱軋板卷工藝流程為：連鑄板坯入爐→板坯加熱→粗除鱗→定寬→粗軋→切頭→精除鱗→精軋→層流冷卻→卷取→打捆→表面檢查→稱重、噴印→板卷入庫。在實(shí)際生產(chǎn)中，因夏比沖擊功偏低導(dǎo)致熱軋板卷性能不合格的現(xiàn)象時有發(fā)生，造成一定的經(jīng)濟(jì)損失。影響材料沖擊性能的因素有很多，主要有晶粒尺寸、夾雜物等。某廠在對生產(chǎn)的X80M管線鋼某批次1?！?＃熱軋板卷進(jìn)行沖擊試驗(yàn)時，發(fā)現(xiàn)1＃、2＃板卷單個試樣沖擊功和平均值分別高于170J和220J，剪切面積比均為100%，符合技術(shù)條件要求；但3＃、4＃板卷的沖擊功和剪切面積均不符合技術(shù)條件要求，其中4＃板卷單個試樣的沖擊功最小值為38J，剪切面積比僅為15%。為找到3＃和4＃板卷沖擊性能不合格的原因，作者將板卷厚度為18.4mm、寬度為1 550mm、切頭后至少為1 000mm的3＃、4＃板卷進(jìn)行一系列理化檢驗(yàn)。

1 理化檢驗(yàn)與結(jié)果

1.1 拉伸性能

在板卷寬度1/2處取樣，取樣方向?yàn)殇摴軝M向，試樣類型為φ12.7mm圓棒試樣。使用Zwick/RoellZ600型萬能材料試驗(yàn)機(jī)，根據(jù)ASTM A370-12a標(biāo)準(zhǔn)在常溫下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。從表1可知，1?！?＃板卷的屈服強(qiáng)度 Rt0.5、抗拉強(qiáng)度 Rm、屈強(qiáng)比 Rt0.5/Rm、斷后伸長率A50均符合天然氣管道工程螺旋縫埋弧焊管用熱軋板卷通用技術(shù)條件CDP-S-NGPPL-012-2011-2的要求（簡稱規(guī)范要求）。

表1 各板卷的拉伸試驗(yàn)結(jié)果及規(guī)范要求Tab.1 Tensile test results of coils and standard

1.2 化學(xué)成分

化學(xué)分析采用SPECTRO M9型光電直讀光譜儀，按ASTM A751-11標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行分析。從表2可知，各板卷的化學(xué)成分均符合規(guī)范要求，1＃～4＃板卷的化學(xué)元素配比無異常。

1.3 硬 度

在板卷寬度1/4處橫向截面上取硬度試樣，經(jīng)磨制拋光后按ASTM E384-11ε1在FV-700型全自動維氏硬度計上測板卷硬度，載荷100N，加載時間15s，在距板卷上下表面1.5mm和板厚中心3個位置共測量9個點(diǎn)。結(jié)果顯示，1＃～4＃板卷的硬度均符合規(guī)范要求，中心位置硬度均小于兩個邊部的硬度，符合一般性規(guī)律。1＃、2＃與3＃、4＃板卷的硬度差值在10～20HV。據(jù)文獻(xiàn)［1］可知，鋼鐵材料抗拉強(qiáng)度和硬度之間呈正相關(guān)關(guān)系，在許多時候存在線性關(guān)系。3＃板卷的硬度最高，其抗拉強(qiáng)度也是最高的。

1.4 顯微組織

在板卷寬度1/2處沿橫向取樣，按 ASTM E 112-12進(jìn)行晶粒度測定；在板卷寬度1/2處沿縱向取樣，按照ASTM E45-13方法A進(jìn)行夾雜物級別分析；在板卷寬度1/2處沿縱向取樣，按規(guī)范要求進(jìn)行帶狀組織級別分析；從板寬1/2處沿橫向取金相試樣，用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕，腐蝕時間15～20s，然后在OLYMPUS GX51型光學(xué)顯微鏡上觀察顯微組織；在試樣厚度1/4位置對晶粒度及顯微組織進(jìn)行評定。

表2 各板卷的化學(xué)成分測試結(jié)果及規(guī)范要求（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.2 Chemical composition test results of coils and standard（mass） %

1.4.1 晶粒度及OM形貌

1＃～4＃板卷的晶粒度級別均達(dá)到11.5級，由圖1可知，1＃，4＃板卷的顯微組織均為以GB（粒狀貝氏體）為主的針狀鐵素體組織。

1.4.2 非金屬夾雜物

由表3可知，1＃、2＃板卷的夾雜物級別都較低，3＃、4＃板卷的夾雜物級別均超規(guī)范要求，主要為B類氧化鋁類夾雜物超標(biāo)。

從圖2可知，3＃板卷中夾雜物的局部寬度較大，最大寬度為40μm，夾雜物評定為3.0級；4＃板卷中夾雜物的長度達(dá)到800μm，評定為2.5級。3＃、4＃板卷其他視場中的夾雜物雖未超出規(guī)范要求，但整個磨制面中含有數(shù)量較多的非金屬夾雜物。從圖3可知，4＃板卷中存在的非金屬夾雜物類型為CaO-Al2O3-MgO，該類夾雜物屬于脆性夾雜物，它們對材料的沖擊韌性有很大的損害作用，會降低鋼的塑性、韌性和疲勞性能，使鋼的冷熱加工性能乃至某些物理性能變差［2-7］。

1.4.3 帶狀組織

1＃、2＃板卷的帶狀組織評定為0.5級，3＃、4＃板卷中均存在較寬的帶狀組織，超出了規(guī)范要求。用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕3＃、4＃板卷沖擊試樣的V型槽所處的表面，用肉眼能觀察到在試樣表面中部有一條沿試樣長度方向黃褐色的條紋（圖4中用黑色虛線表示），即為帶狀組織，該黃褐色條紋的位置剛好與沖擊斷口起裂點(diǎn)在一個平面上，見圖4。

圖1 1＃、4＃板卷的OM形貌Fig.1 OM microstructure of 1＃ and 4＃ coils：（a）1＃ coil and（b）4＃ coil

表3 各板卷的非金屬夾雜物檢驗(yàn)結(jié)果及規(guī)范要求Tab.3 Test results of nonmetallic inclusions in coils and standard

4＃板卷帶狀組織的硬度可達(dá)370，385HV（低碳馬氏體的硬度一般在300～450HV），非帶狀組織的硬度為246，236HV，帶狀組織比正常組織的硬度高出130HV以上，所以帶狀組織是以板條馬氏體為主的脆性組織。由圖5和圖6可知，3＃、4＃板卷帶狀組織中的夾雜物呈方形（桔黃色），其最大尺寸分別為13，7μm。

圖2 3＃、4＃板卷中的非金屬夾雜物（B類）形貌Fig.2 Nonmetallic inclusions（B-type）in 3＃（a）and 4＃（b）coils

圖3 4＃板卷中非金屬夾雜物SEM形貌及EDS譜Fig.3 SEM morphology（a）and EDS spectrum（b）of nonmetallic inclusions in 4＃ coil

從圖7，8可以看出，4＃板卷中的帶狀組織存在明顯的錳、硅元素偏析，而正常組織中未發(fā)現(xiàn)錳、硅元素偏析的現(xiàn)象。由圖9可知，帶狀組織中有鈮和鈦的碳氮化物夾雜物，尺寸約為7μm。

1.5 沖擊斷口形貌

在板卷寬度1/4處取一組夏比沖擊試樣，取樣方向?yàn)殇摴軝M向，試樣缺口垂直于板卷軋制表面，試樣表面距板材表面距離小于2mm。試驗(yàn)使用ZBC2752N-3型沖擊試驗(yàn)機(jī)，按ASTM A370-12a標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。夏比沖擊試樣的加工尺寸、缺口深度、缺口根部曲率半徑、缺口角度及表面粗糙度等均符合試驗(yàn)ASTM A370-12a的要求。

圖4 4＃板卷沖擊試樣的宏觀形貌及斷口形貌Fig.4 Macroscopic morphology（a）and fracture morphology（b）of 4＃ coil impact specimen

圖5 3＃板卷的帶狀組織及帶狀組織中的夾雜物Fig.5 Banded microstructure of 3＃ coil（a）and inclusions in banded microstructure（b）

圖6 4＃板卷的帶狀組織及帶狀組織中的夾雜物Fig.6 Banded microstructure of 4＃ coil（a）and inclusions in banded microstructure（b）

由圖10可知，1＃板卷沖擊試樣斷口為暗淡無光澤的纖維狀剪切斷口，4＃板卷沖擊試樣斷口為有光澤的脆性斷口。

從圖11可知，4＃板卷沖擊試樣斷口上存在明顯的放射條紋，放射源處即為裂紋起裂點(diǎn)，在裂紋源處未發(fā)現(xiàn)夾雜物和夾雜物脫落的痕跡，為解理斷裂，即為脆性斷裂，說明非金屬夾雜物不是造成沖擊性能不合格的主要原因。但在起裂源周圍，存在較多的顆粒狀夾雜物。由圖12可知，沖擊斷口中含有CaO-Al2O3-MgO-SiO2類型（A區(qū)）和鈦碳化物類型（B區(qū)）的夾雜物。

2 沖擊韌性不合格原因分析

由以上檢驗(yàn)結(jié)果可知，不存在導(dǎo)致沖擊性能不合格的表面質(zhì)量及尺寸原因。沖擊性能不合格試樣的拉伸性能和化學(xué)成分無異常，硬度高于正常試樣10～20HV。沖擊性能不合格試樣的顯微組織及晶粒度級別與合格試樣的無差異，但非金屬夾雜物超過規(guī)范的要求。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，在沖擊斷口裂紋源處，未發(fā)現(xiàn)夾雜物和夾雜物脫落的痕跡，故非金屬夾雜物并不是造成沖擊性能不合格的主要原因。

圖7 4＃板卷帶狀組織的SEM形貌和EDS譜Fig.7 SEM morphology（a）and EDS spectrum（b）of banded microstructure of 4＃ coil

圖8 4＃板卷正常組織的SEM形貌和EDS譜Fig.8 SEM morphology（a）and EDS spectrum（b）of normal microstructure of 4＃ coil

圖9 4＃板卷帶狀組織中夾雜物的SEM形貌和EDS譜Fig.9 SEM morphology（a）and EDS spectrum（b）of inclusions in banded microstructure of 4＃ coil

合格試樣的帶狀組織評級僅為0.5級，不合格試樣宏觀表面中部則能看見一條黃褐色亮帶的帶狀組織。觀察酸洗后的沖擊試樣發(fā)現(xiàn)，黃褐色條紋的位置剛好與起裂點(diǎn)在同一個平面上。該帶狀組織是以板條馬氏體為主的脆性組織，存在明顯的錳、硅元素偏析，而非帶狀組織中未發(fā)現(xiàn)錳、硅元素偏析的現(xiàn)象。大量文獻(xiàn)［8-11］分析表明，帶狀組織主要是由于連鑄坯（或鋼錠）在澆注凝固過程中枝晶組織中的錳、硅等合金元素偏析造成的，錳偏析的影響更大。組織帶狀分布的根源是成分帶狀分布，成分帶狀分布造成了相變后鋼板中存在珠光體或馬氏體組織，由于軋制后期冷速較快，所以帶狀組織其實(shí)是以馬氏體為主的混合組織。結(jié)構(gòu)鋼板帶熱軋（包括熱連軋和中厚板）生產(chǎn)中，易在鋼板中出現(xiàn)帶狀組織，具有帶狀組織鋼板的力學(xué)性能呈各向異性，斷面收縮率和沖擊韌性降低，易發(fā)生層狀撕裂，同時嚴(yán)重影響鋼板的縱向和橫向力學(xué)性能。該帶狀組織的硬度較高，可達(dá)370，385HV，這種硬脆組織的存在顯著降低了鋼板的沖擊韌性。

圖10 1＃、4＃板卷沖擊試樣斷口的宏觀形貌Fig.10 Macroscopic morphology of impact factures of 1＃ coil（a）and 4＃ coil（b）

在帶狀組織中存在較多桔黃色方形的鈮、鈦大顆粒析出物，最大尺寸可達(dá)13μm。由化學(xué)成分分析結(jié)果可知，板卷中鈮鈦與氮碳親和力較強(qiáng)，故鈮鈦與氮碳類析出物是凝固過程微合金元素的偏析和非平衡析出導(dǎo)致的［12］。非金屬夾雜物與基體相對獨(dú)立的存在，破壞了金屬基體的連續(xù)性，文獻(xiàn)［13］指出，分布在X70管線鋼帶狀組織中的夾雜物（以MnS為主）加重了帶狀組織對韌性的有害影響。（Nb、Ti）（C、N）復(fù)合夾雜物呈方形，邊緣帶尖角，較球形夾雜物對板卷的力學(xué)性能影響更大。Yan［3］等研究指出，在-20℃情況下，低碳微合金鋼中尺寸5μm左右的TiN夾雜物會使材料的沖擊功由318J降低至18J，甚至6J。

綜上可見，試樣中部存在的帶狀組織是沖擊試樣的起裂源，嚴(yán)重降低了沖擊韌性，是造成熱軋板卷沖擊性能不合格的主要原因；帶狀組織上的方形鈮、鈦碳氮化物也進(jìn)一步降低了沖擊韌性。沖擊性能不合格熱軋板卷中嚴(yán)重的帶狀組織及帶狀組織上的鈮、鈦的碳氮化物（夾雜物）是造成試樣沖擊韌性不合格的原因。

圖11 4＃板卷沖擊試樣斷口的SEM形貌Fig.11 SEM morphology of 4＃ coil impact fracture at low（a）and high（b）magnifications

圖12 4＃板卷沖擊試樣斷口夾雜物的SEM形貌及其EDS譜Fig.12 SEM morphology and EDS spectra of inclusions in impact fracture of 4＃ coil：（a）SEM morphology；（b）EDS spectrum of area A and（c）EDS spectrum of area B

3 結(jié)論與建議

X80M鋼熱軋板卷沖擊韌性不合格主要原因是鋼中存在嚴(yán)重的帶狀組織，且?guī)罱M織中有較多的鈮和鈦碳氮化物夾雜物。由于軋后鋼板的帶狀組織的根源在于連鑄坯中的枝晶偏析，因此減少鑄坯中的枝晶偏析程度，是解決或減輕帶狀組織的最有效手段。建議在連鑄時采用鋼液過熱度控制、電磁攪拌、控制二冷水等措施來減小柱狀晶區(qū)寬度，增加等軸晶區(qū)寬度，從坯料源頭減輕或避免帶狀組織出現(xiàn)；其次是制定合理的加熱制度，包括開軋溫度、終軋溫度、軋后冷卻速度和冷卻方式等。

［1］沈保羅，李莉，岳昌林.鋼鐵材料抗拉強(qiáng)度與硬度關(guān)系綜述［J］.現(xiàn)代鑄鐵，2012（1）：93-95.

［2］張愛梅.非金屬夾雜物對鋼性能的影響［J］.物理測試，2006，24（4）：42-44.

［3］YAN W，SHAN Y Y，YASNG K.Effect of TiN inclusion on the impact toughness of low-carbon microalloyed steels［J］.Metallurgical and Materials Transactions：A，2006，37：2147-2158.

［4］高義民，李繼文，張祖臨.硫化物夾雜形態(tài)對硅錳鋼沖擊韌性的影響［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報，2000，34（3）：74-77.

［5］LIU X，YANG L C，YANG L，et al.Effect of Ce on inclusion on the impact property of 2Cr13stainless steel［J］.Journal of Iron and Steel Reasearch，International，2010，17（12）：59-64.

［6］王勇，蘇春霞，張起生.夾雜物和組織對20R鋼低溫沖擊韌性的影響［J］.特殊鋼，2007，28（6）：30-32.

［7］沈奇，李玉忠，潘翠鳳，等.45鋼棒料沖擊功偏低的原因分析［J］.理化檢驗(yàn)-物理分冊，2012，48（9）：625-627.

［8］KHALID F A，F(xiàn)AROOQUE M，ULHAQ A，et al.Role of ferrite/pearlite banded structure and segregation on mechanical properties of microalloyed hot rolled steel［J］.Materials Science and Technology，1999，15（10）：1209-1215.

［9］RIVERA-DIAZ-DEL-CASTILLO P E J， SIETSMA J，ZWAAG S，et al.A model for ferrite/pearlite band formation and prevention in steels［J］.Metallurgical and Materials Transactions：A，2004，35（2）：425-433.

［10］MAJKA T F，MATLOCK D K，KRAUSS G.Development of microstructural banding in low-alloy steel with simulated Mn segregation［J］.Metallurgical and Materials Transactions：A，2002，33（6）：1627-1637.

［11］李家鼎，麻慶申，姜中行，等.鈮釩系X70管線鋼落錘撕裂試驗(yàn)斷口分離的原因［J］.理化檢驗(yàn)-物理分冊，2010，46（5）：284-287.

［12］王巖，張愛民，陳銀莉，等.高鈮X80管線鋼連鑄過程中微合金元素的析出行為［J］.鋼鐵，2011，46（5）：64-68.

［13］熊慶人，馮耀榮，霍春勇，等.X70管線鋼的斷口分離現(xiàn)象分析研究［J］.機(jī)械工程材料，2005，29（12）：21-25.