460 MPa级海洋平台用钢的高温塑性研究

袁慎铁, 赖朝彬, 陈英俊, 熊文名, 罗小兵

（1.江西理工大学冶金与化学工程学院，江西 赣州 341000；2.新余钢铁集团技术中心，江西 新余338000；3.钢铁研究研究总院工程用钢研究所，北京100081）

0 前 言

海洋平台作为人类开发海洋资源的重要超大型钢结构，支撑着各种设备的总质量超过数百吨[1]，由于石油资源短缺和油价的上涨，使得海洋工程用钢的需求量不断提高[2]，所以对海洋平台用钢的质量要求越来越高.

建造海洋平台用的钢板主要为360 MPa级，少量的为400 MPa级和极少量的超高强度船板[3]，460 MPa级海洋平台钢的级别可达到460 MPa.460 MPa级海洋平台用钢板是船级社规范中结构用高强度淬火回火钢，具有良好的力学性能和焊接性能，广泛应用于海洋平台建造.

但在460 MPa级海洋平台用钢的连铸生产过程中，浇注温度、拉速、二冷水、顶弯、矫直等工艺因素都会影响其连铸坯生产的质量，可能使其产生偏析、裂纹、中心、缩孔、疏松等[4]，有统计表明:在连铸过程中，凝固坯壳产生裂纹缺陷所占比例达连铸坯主要缺陷的一半以上[5]，而钢的高温力学性能是铸坯裂纹产生的最根本的影响因素之一[6-8].460 MPa级海洋平台用钢是低碳微合金钢，低碳微合金钢在连铸工程中容易产生横向裂纹和角裂纹等表面缺陷[9].对460 MPa级海洋平台用钢的高温塑性进行研究，旨在减少和防止裂纹的产生[10]，为保证460 MPa级海洋平台用钢表面质量并提供参考依据[11]，给连铸过程提供最佳工艺参数从而达到提高钢的表面质量[12]和优化生产工艺的目的.

1 试验材料和方法

本实验钢种试样取自某钢铁公司的抗拉强度为460 MPa级海洋平台用钢EQ47钢种，EQ47钢的化学成分如表1所示.取样的方向与连铸坯方向垂直，要求尽量避开表面裂纹和中心偏析的位置，依据设备要求，把所取的试验钢材加工成Φ10 mm×110 mm，两头为M10 mm×1.5 mm的螺纹的标准圆柱形拉伸试样.

表1 EQ47钢的化学成分/%

本高温塑性研究试验在Gleeble-1500D热模拟试验机完成.试验方案如图1所示，在Gleeble-1500D热模拟试验机上以10℃/s速度加热到1 350℃，以保证全部奥氏体化，保温3 min，以均匀温度促进析出相溶解，然后以3℃/s冷却至试验温度，在该温度下保温1 min后，再以1×10－3/s应变速率进行拉伸直至断裂.变形的温度点分别为600℃、650℃、700℃、750℃、800 ℃、850 ℃、900 ℃、950 ℃、1 000 ℃、1 050 ℃、1 100℃、1 150℃、1 200℃、1 250℃、1 300℃、1 350℃.

图1 高温塑性试验工艺

2 试验结果和分析

2.1 高温塑性试验数据分析

根据试验完成后所测的EQ47钢高温塑性试验数据，可画出高温塑性曲线图，如图2所示.钢的断面收缩率可表征钢的高温塑性，大于60%的定为高塑性，连铸坯不易产生裂纹;低于60%定为低塑性.连铸坯易产生裂纹，由图2可知，在907～667℃的温度区间中，钢的塑性出现明显的降低，其形状呈V字形，最低的断面收缩率为29.44%.此为第Ⅲ脆性区.在第Ⅲ脆性区内矫直，铸坯会产生裂纹.所以在连铸的生产过程中，要避开第Ⅲ脆性区域，温度要控制在907℃之上.当温度到达1 270℃时，其塑性接近60%，当温度高于1 270℃时，塑性急剧下降，此为第Ⅰ脆性区，第Ⅰ脆性区是无法避免的.第Ⅰ脆性区的脆化原因一般是由于在树枝晶的界面存在残存的液相薄膜，这些液相薄膜可以使晶界熔化，从而导致了脆化.有研究者表明，当试验应变速率小于1×10-2/s时，不会出现第Ⅱ脆性区，EQ47钢没出现第Ⅱ脆性区.

抗拉强度可以表征铸坯抵抗平均塑性变形的最大应力，可以作为衡量铸坯是否产生裂纹的判断依据和变形能力重要参数.由铃木等[13]的研究报告及图2中高温强度曲线可知：将拉伸试验中实验温度600～650℃，试样的抗拉强度不变，都是317.86 MPa.实验温度600℃后抗拉强度快速下降.从600℃的317.86 MPa降到1 350℃的13.22 MPa.

2.2 金相组织和分析

由于不同的组织，钢的强度，塑性就不同，对750℃、900℃、1 150℃、1 350℃代表性试样进行金相分析.

由图3可知，图3（a）的金相组织主要为白色铁素体和较多的贝氏体，图3（a）是试样在750℃下拉断试样的金相组织，此试样由图2可知其断面收缩率为29.44%，为最低点.此金相组织正好和高温状态下的薄膜状铁素体组织和奥氏体组织相对应，薄膜铁素体沿晶界析出，强度比较低，会引起两相区脆化，这种状态下会优先析出α铁素体，α铁素体的强度仅为奥氏体的1/4[14]，而应力下的变形主要集中在沿奥氏体分布的铁素体相中，当应力超过铁素体所能承受的强度时，这时会产生微小的空洞，孔洞，裂纹的聚合长大，最后很易导致晶界断裂.图3（c）的金相组织主要为均匀的马氏体组织，此试样的断面收缩率由图 2可知为 91.00%.图 3（b）的金相组织主要为粗大马氏体组织，此试样的断面收缩率由图 2可知为 58.00%.图 3（d）的金相组织主要为珠光体和铁素体组织，此试样的断面收缩率由图2可知为0.

图2 EQ47高温塑性曲线

图3 EQ-47钢在不同温度下的金相组织

2.3 断口分析

对750℃、900℃、1 150℃、1 350℃代表性试样进行端口形貌分析.图4是代表性试样的断口形貌图.图4（a）为EQ47钢在750℃时拉伸断口的形貌，断口呈冰糖状，为典型沿晶脆性断裂，而且在晶界处有空洞，可以说明在此温度下钢表现出弱的塑性，由图3（a）可知，750℃温度点时，钢表现出弱的塑性是因为铁素体沿奥氏体晶界析出造成的.随着拉伸温度的提高，在900℃时，断口形貌如图4（b）出现一些小而浅的韧窝，是穿晶断裂和沿晶断裂的两种组合，其能谱分析见图5所示.在晶界处发现硫化物夹杂，硫化物夹杂会降低晶间的强度[15]，这是导致断口形貌存在沿晶断裂的原因.随着拉伸温度的继续提升，在1 150℃时，断口形貌图如图4（c），出现了较大和较深的韧窝，断面收缩率高于90%，是穿晶断裂，这个温度区间的高温塑性受两方面的影响，第一个方面是试样在拉伸试验的过程中，由于发生晶界滑移而阻止裂纹的聚合长大，这样提高了钢的高温塑性；第二方面的原因是在此温度区间内，有液相存在，又发生动态再结晶，会提高钢的高温力学性能[16].在1 350℃时，断口形貌如图4（d）所示，为沿晶断裂，晶界出现空洞，表面平整，塑性极差，断面收缩率为零.

图4 EQ-47钢在不同温度下的断口形貌

图5 EQ-47钢在900℃的断口形貌的能谱分析

3 结 论

（1）以 1×10－3/s的变形速率进行单道次拉伸试验时，460 MPa级海洋平台用钢的高温塑性图如图2所示.在907～1 270℃ 之间，断面收缩率均高于60% ，钢的高温塑性良好，温度高于1 270℃时，断面收缩率急剧下降，第Ⅲ脆性区在 667～907℃之间.

（2）第Ⅲ脆性区的断裂方式有穿晶断裂，但主要是沿晶断裂，钢的高温塑性较差，出现高温塑性低谷，最低的断面收缩率为29.44%，主要原因是铁素体沿奥氏体晶界析出造成的，所以在连铸的实际生产中，要避免第Ⅲ脆性区，温度要控制在塑性良好区温度范围之内.

[1]徐莉，刘美艳，王彦峰，等.海洋平台的发展趋势及用钢情况分析［J］.首钢科技，2010 （1） :9-13.

[2]邹家仁，钱建民，李华其．海洋工程用钢的焊接技术现状及发展［J］．江苏船舶，2011 ，28（3）：36-45.

[3]石春华，肖时平，魏凡杰.海洋平台用钢调研[J].重钢技术，2010，53（3）：21-32.

[4]袁伟霞，韩志强，蔡开科，等．连铸板坯凝固过程应变及内裂纹研究[J]．炼钢，2001（2）：48-51．

[5]蔡开科，党紫九．连铸钢高温力学性能专集［J］．北京科技大学学报，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]蔡开科.连铸坯表面裂纹的控制[J].鞍钢技术，2004（3）：3-7.

[9]黄欣秋．弯月面的热分析-评价板坯表面质量的工具[J]．宽厚板，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]王虹洁，周强．通过引进二冷动态控制系统提高了板坯铸坯表面质量[J]．制造业自动化，2005，27（5）：65-69．

[12]干勇，仇圣桃，萧泽强，等．连续铸钢过程数学物理模拟[M]．北京：冶金工业出社，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]张永军，韩静涛，孔俊其，等.ER70S-6连铸坯高温塑性研究［J］．金属材料与冶金工程，2009 （10）:3-6．

[15]秦哲，严国安，孙彦辉，等.硫含量对中碳结构钢高温塑性影响[J]．钢铁，2006，12（41）：33-35.

[16]侯安贵，任忠鸣.宝钢低碳微合金高强度钢连铸坯高温力学性能测试[J].上海金属，2008，30（3）:39-44.