高強鋼板制管開裂原因分析

雷 娜, 吳科敏， 趙乃勝, 崔全法(首鋼股份公司遷安鋼鐵公司, 遷安 064400)

高強鋼板制管開裂原因分析

雷 娜, 吳科敏， 趙乃勝, 崔全法
(首鋼股份公司遷安鋼鐵公司, 遷安 064400)

采用宏觀分析、化學(xué)成分分析、金相檢驗、斷口分析、室溫拉伸試驗等方法對某卷高強鋼板制管成型過程中發(fā)生開裂的原因進行了分析。結(jié)果表明：高強鋼板中較多的非金屬夾雜物和中心偏析引起的應(yīng)力集中是導(dǎo)致其制管開裂的主要原因；此外，鋼板寬度方向上的力學(xué)性能不均勻也促進了高強鋼板的制管開裂。最后根據(jù)高強鋼板開裂原因提出了改進措施。

高強鋼板；制管開裂；非金屬夾雜物；中心偏析；力學(xué)性能

汽車工業(yè)飛速發(fā)展帶來的安全、環(huán)保、能源等問題日益受到人們的關(guān)注，促使汽車制造材料向高強度、輕量化發(fā)展[1-2]。某卷規(guī)格為4 mm×1 270 mm的700 MPa級高強鋼板被用于制作汽車傳動軸用鋼管，加工前先將鋼板縱剪成3條等寬的條料。制管過程中，有一中間條料通過三組成型輥加工成鋼管時，在各組成型輥之間鋼板受到了扭力,該扭力作用在鋼板側(cè)邊薄弱區(qū)域使其發(fā)生爆裂。爆裂發(fā)生時成型輥操作人員能聽到明顯的響聲，在發(fā)出爆裂聲的鋼管上可以看到如圖1所示的明顯裂紋。為查明該高強鋼板成型開裂原因，以便采取措施避免類似失效的再發(fā)生，筆者在爆裂管裂紋部位切取試樣，對其進行檢驗和分析。

圖1 鋼管裂紋宏觀形貌Fig.1 Macro appearance of crack of the steel pipe

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

圖1所示為成型后鋼管裂紋宏觀形貌，可見裂紋位于鋼板側(cè)邊，裂紋可能起源于鋼板邊部，制管成型過程中在扭力的作用下呈撕裂狀。

1.2 化學(xué)成分分析

在開裂鋼管上取樣進行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1(Als為鋼中酸溶鋁)，可見各元素含量均滿足專用條件對該高強鋼成分的技術(shù)要求。

表1 高強鋼板的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical compositions of the high strength steel plate (mass) %

1.3 金相檢驗

在鋼管裂紋處和基體分別取金相試樣，觀察面為縱向(即軋制方向)剖面，試樣經(jīng)粗磨→細磨→拋光→侵蝕后，采用DMI5000M型光學(xué)顯微鏡進行顯微組織觀察,侵蝕液為體積分數(shù)為4%的硝酸酒精溶液。圖2(a)所示為裂紋附近的顯微組織形貌，圖2(b)所示為基體顯微組織形貌。可以看出兩試樣的顯微組織都為多邊形鐵素體，鐵素體晶粒大小比較均勻，并有少量的珠光體[3]。圖2中沿軋制方向，黑色的條帶狀組織非常明顯，為珠光體偏析帶。由于組織內(nèi)滲碳體片層間距很小故表現(xiàn)為黑色，周圍灰色組織為鐵素體；且裂紋附近組織的帶狀偏析明顯比基體組織的更為嚴重。根據(jù)GB/T 13299-1991《鋼的顯微組織評定方法》進行評定，兩試樣的帶狀組織級別分別為2.0級和1.0級。

圖2 鋼管的顯微組織形貌Fig.2 Microstructure morphology of the steel pipe:(a) crack position; (b) matrix

1.4 非金屬夾雜物檢驗

根據(jù)GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的評定——標準評級圖顯微檢驗法》對裂紋處試樣進行非金屬夾雜物含量評定，結(jié)果如下：A0，B1.5，C0，D0.5，DS0，可見鋼管中含有長條狀的氧化鋁B類夾雜物,見圖3。

圖3 鋼管中B類夾雜物形貌Fig.3 The type-B inclusion morphology of the steel pipe

1.5 掃描電鏡斷口分析

圖4 斷口掃描電鏡形貌Fig.4 SEM morphology of the fracture surface:(a) at low magnification; (b) at high magnification

鋼管成型時開裂處的試樣斷口經(jīng)酒精超聲波清洗后，用德國蔡司EVO/MA15掃描電鏡(SEM)觀察。斷口低倍形貌見圖4(a)，可以看出裂紋起源于鋼板邊部，呈撕裂狀。高倍下觀察可見，裂紋起源處斷口呈脆性開裂特征，見圖4(b)。采用EDAX能譜儀(EDS)裂紋起源處進行化學(xué)成分定性及半定量分析，得到的主要元素含量(質(zhì)量分數(shù)/%)如下：41.95O，4.45Mg，5.40Al，12.05Si，0.94S，22.33Ca，10.02Fe，2.85W?？梢娫嚇又醒?、鎂、鋁、硅、鈣元素含量較高，容易形成氧化物夾雜。

1.6 力學(xué)性能測試

高強鋼板沿寬度方向縱切成3條等寬條料制管時，爆裂發(fā)生在中間一條料上。為此沿寬度方向?qū)︿摪暹M行室溫拉伸試驗。沿鋼板寬度方向分別取縱、橫向拉伸試樣，縱向試樣取9個，分別在板寬的邊部、1/8，1/4，3/8，1/2，5/8，3/4，7/8寬度及另一邊部，其中0代表一邊部，1代表另一邊部。橫向試樣取5個，分別在板寬邊部、1/4，1/2，3/4寬度及另一邊部。室溫拉伸試驗結(jié)果如圖5所示。

圖5 鋼板拉伸性能沿板寬方向的分布Fig.5 The tensile properties distribution along plate width direction of the steel plate: (a) the longitudinal yield and tensile strength;(b) the transversal yield and tensile strength; (c) the longitudinal percentage elongation after fracture;(d) the transversal percentage elongation after fracture

由試驗結(jié)果可知，原材料鋼板的縱向屈服強度平均值為647 MPa，抗拉強度平均值為704 MPa，斷后伸長率平均值為26.0%；橫向屈服強度平均值為671 MPa，抗拉強度平均值為717 MPa，斷后伸長率平均值為24.5%。專用條件規(guī)定該鋼種的力學(xué)性能應(yīng)滿足以下條件:屈服強度ReL≥650 MPa，抗拉強度Rm≥700 MPa，斷后伸長率A≥18%?？梢娫撲摪宓目v向屈服強度稍低于條件規(guī)定值。由圖5可以看出，鋼板橫向和縱向的強度沿板寬方向均呈現(xiàn)一定的規(guī)律，其中縱向屈服強度和抗拉呈現(xiàn)出：沿縱向的屈服強度最大差值為68 MPa，抗拉強度最大差值為35 MPa，如圖5(a)所示。而橫向屈服強度和抗拉強度呈現(xiàn)出中間高、兩邊低的特征，沿橫向的屈服強度最大差值為37 MPa，抗拉強度最大差值為35 MPa，如圖5(b)所示?？v向斷后伸長率沿板寬方向也表現(xiàn)出邊部高、1/4和3/4寬度處最低的特征，沿縱向的斷后伸長率最大差值為5.5%，如圖5(c)所示；橫向斷后伸長率沒有明顯的特征，最大差值為5.0%，如圖5(d)所示。

2 分析與討論

由上述理化檢驗結(jié)果可知，該卷汽車傳動軸用鋼管原材料高強鋼板的化學(xué)成分符合專用條件技術(shù)要求，排除因化學(xué)成分不合格導(dǎo)致開裂的可能。鋼管開裂裂紋處有明顯的帶狀組織，主要是鋼錠在澆鑄時中心處發(fā)生了枝晶偏析，經(jīng)過熱軋加工變形后延伸成珠光體帶。帶狀組織的存在，使材料內(nèi)部應(yīng)力沒有很好的連續(xù)性。制管時，板材在各成型輥中間受到一定的扭力，在受力情況下，容易在應(yīng)力集中處，即帶狀組織處萌生裂紋，并沿著珠光體帶擴展[4]。

鋼管裂紋處顯微組織中存在較多的B類和D類非金屬夾雜物。這些氧化物均來自于煉鋼連鑄工序，尤其是B類條狀氧化物夾雜，其性能硬而脆，會在基體材料受力過程中形成割裂，從而形成裂紋源[5-6]。

高強鋼板中的雜質(zhì)元素主要來源于煉鋼時所用的原材料，其次是來自于煉鋼過程中的大氣污染、爐壁上或坩堝材料，再次是來源于合金錠或板坯澆鑄過程中的污染。裂紋處存在的雜質(zhì)元素中，錳和硅主要來自于材料本身，鋁、鈣、鎂、鎢來自于煉鋼工序，而氧來源于大氣污染。夾雜物的存在可使金屬材料發(fā)生應(yīng)力再分配，引起周圍一定區(qū)域形成應(yīng)力集中，成為材料中的薄弱位置。

由室溫拉伸試驗結(jié)果可知，原材料鋼板縱向屈服強度稍低于專用條件規(guī)定值，沿鋼板寬度方向，橫向和縱向的力學(xué)性能存在一定差異。制管成型過程中，在外力的作用下，容易在性能較差的位置萌生裂紋，引起開裂。

3 結(jié)論及建議

該高強鋼板制管成型過程中開裂的主要原因是鋼板邊部應(yīng)力集中過大，鋼板中過大的應(yīng)力集中是鋼板中存在較多的氧化物類非金屬夾雜物和中心偏析導(dǎo)致的珠光體帶所致；鋼板寬度方向上的力學(xué)性能均勻性較差，對鋼板制管開裂也有一定的促進作用。

建議提高冶金質(zhì)量，盡最大可能減少鋼中非金屬夾雜物，提高鋼材純凈度，抑制鋼板中心部位珠光體帶狀偏析；同時優(yōu)化軋制工藝，改善鋼板寬度方向上的力學(xué)性能不均勻性。

[1] 孫志剛,趙春,李秀玲.汽車用高強度鋼力學(xué)性能研究[J].制造業(yè)自動化,2014,36(6):105-107.

[2] 昝現(xiàn)亮,常安,于孟,等.工程車輛車身材料輕量化研究[J].軋鋼,2015,32(3):25-28.

[3] 潘輝,李飛,周娜,等.首鋼SQ700MCD高強工程機械用鋼熱軋板卷的研制[J].中國鋼鐵業(yè),2014(增刊):84-90.

[4] 宋維錫.金屬學(xué)[M].2版.北京:冶金工業(yè)出版社,1989.

[5] 高洪剛.冷軋汽車表面板常規(guī)夾雜缺陷分析[J].理化檢驗-物理分冊,2014,50(12):890-892,896.

[6] 楊曉,夏申琳,李雪峰.16Mn鋼長軸裂紋缺陷成因分析[J].理化檢驗-物理分冊,2015,51(1):62-64.

Reasons Analysis on Cracking of High Strength Steel Plates in the Process of Tube-making

LEI Na, WU Ke-min, ZHAO Nai-sheng, CUI Quan-fa
(Shougang Qian’an Iron & Steel Company, Qian’an 064400, China)

The cracking reasons of a rolled high strength steel plate in the process of tube-making were analyzed by means of macro analysis, chemical composition analysis, metallographic examination, fracture analysis and tensile test at ambient temperature. The results show that many non-metallic inclusions and stress concentration caused by central segregation were main reasons for the cracking of the high strength steel plate in the process of tube-making. In addition, the uneven mechanical properties along the width direction of the steel plate also promoted the cracking. Finally, the preventive measures were put forward according to the cracking reasons of the high strength steel plate.

high strength steel plate; tube-making cracking; non-metallic inclusion; central segregation; mechanical property

2016-03-17

雷 娜(1986-)，女，碩士，主要從事金屬材料組織和性能的檢測和分析工作,lany1234@126.com。

10.11973/lhjy-wl201702014

TH142.1

B

1001-4012(2017)02-0132-04