LNG用高锰钢熔敷金属低温冲击韧性研究

孟亮 王红鸿 陈亚魁 孟庆润 汪昌红

摘要：设计三种不同Mn含量（12%～20%）的LNG用超低温奥氏体高锰钢熔敷金属，采用OM、SEM、XRD分别对熔敷金属进行组织分析、断口观察和物相分析，测定低温冲击韧性。结果表明：Fe-（12～13）Mn熔敷金属显微组织为奥氏体（A）和α'马氏体（α'-M），Fe-20Mn熔敷金属的显微组织为全奥氏体（A）。室温下，A含量分别为78%、85%、96%、100%。Fe-（12～13）Mn熔敷金属在冲击过程中发生γ→α'-M相变，-196 ℃冲击吸收功分别为6.7 J、11.7 J，表现为脆性断裂。Fe-20Mn冲击试验后熔敷金属仍保持全奥氏体组织，-196 ℃平均冲击吸收功为67 J，断裂形式属于韧性断裂。控制和避免发生TRIP效应是超低温奥氏体高锰钢熔敷金属设计的关键。

关键词：LNG;熔敷金属;冲击韧性;奥氏体;马氏体相变

中图分类号：TG457.1文献标志码：A文章编号：1001-2303（2020）11-0120-04

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.11.22

0 前言

随着经济的高速发展，能源消耗量激增，过度依赖煤炭造成了严重的空气污染，大规模使用清洁能源天然气已成为必然趋势。截至2018年底，我国陆续建成投产广东大鹏、福建莆田等21座LNG接收站，预计至2020年底，我国海上进口液化天然气（LNG）将达700亿m3，计划建造60座LNG终端接收站[1]。

LNG储罐的工作温度为-162 ℃，目前常用超低温储罐材料为9Ni钢，不仅合金成本昂贵，而且在加工及运输过程中易被磁化，焊接时出现磁偏吹，给焊接带来很大困难[2]。为节省成本，韩国浦项钢铁公司率先研发并推广超低温奥氏体高锰钢，该钢在-196 ℃下具有优异的力学性能。2017年，LNG用高锰低温钢被国际材料和标准机构ASTM International注册为标准技术[3-4]，这意味着超低温奥氏体高锰钢取代9Ni钢是能源运输行业发展的必然趋势。浦项钢铁公司在研发该高锰钢的同时研制出配套的焊接材料及焊接工艺[高锰钢用电焊条（KSD7142）、药芯焊丝（KSD7143）、埋弧焊丝和焊剂（KSD7144）等]，为其占有市场提供了有力的竞争力。

高锰钢研发在国内起步较晚，南京钢铁公司、舞阳钢铁公司继浦项钢铁公司之后，成功研发出LNG用高锰低温钢[5-6]，但无相匹配的焊接材料。因此，高锰低温钢焊接材料的研发迫在眉睫。

本研究结合Fe-Mn二元相图[7]及高锰钢焊缝舍弗勒相图[8]，设计不同成分的高锰钢焊接材料，制备熔敷金属并测试熔敷金属的力学性能，研究熔敷金属在冲击过程中的组织演变，提出了一种适用于LNG高锰低温钢熔敷金属成分体系。

1 试验材料与方案

1.1 试验材料

设计三种不同成分的焊接材料，根据GB/T25777-2010制备超低温奥氏体高锰钢熔敷金属，其化学成分如表1所示，目标力学性能如表2所示。

1.2 试验方案

根据GB/T229-2007制备熔敷金属冲击试样，开V型缺口，分别在-60 ℃及-196 ℃下进行示波冲击试验。根据GB/T228.1-2010制备熔敷金属拉伸试样，在室温下测量其拉伸性能。采用OM结合维氏硬度计观察分析熔敷金属的显微组织，金相腐蚀剂为10%硝酸酒精，腐蚀时间15～30 s。采用SEM观察并分析冲击断口形貌。采用X射线衍射仪对冲击试验前后熔敷金属相组成进行定性及定量分析，试验采用Co靶，衍射角（2θ）范围为30°～100°，扫描速度1°/min。

2 试验结果与分析

2.1 熔敷金属力学性能测试

三种熔敷金属在-60 ℃、-196 ℃下冲击韧性值如表3所示。由表3可知，WM-1与WM-2熔敷金属冲击韧性较差，不符合高锰低温钢熔敷金属使用要求，随着温度升高，冲击韧性略有提高，WM-3冲击韧性值最佳。WM-3熔敷金属室温拉伸与-196 ℃冲击韧性值如表4所示，力学性能优异。

2.2 熔敷金属显微组织及断口形貌观察

三种熔敷金属在OM下的显微组织如图1所示，放大倍数为100倍和500倍，可以看出，高锰钢熔敷金属为柱状晶结构，在WM-1熔敷金属枝晶间发现黑色相。在WM-2和WM-3组织中未观察到此灰色相。使用OM及维氏硬度计观察并对熔敷金属显微组织进行硬度测试，结合相关文献[8-10]确定其相组成。结果表明：WM-1熔敷金属显微组织为双相组织，其中黑色箭头指出的白色相显微硬度为223.7±15.3 HV，判断为奥氏体（A）;白色箭头指出的黑色相显微硬度为436.2±26.8 HV，判断为M（α'），WM-2与WM-3熔敷金属显微组织为A。

SEM观察三种熔敷金属-196 ℃下冲击断口形貌如图2所示。由图2可知，WM-1和WM-2熔敷金属为明显的脆性断裂，在WM-3熔敷金属断口中发现大量韧窝，为典型的韧性断裂，三者断口形貌与冲击吸收功相一致。

3.3 熔敷金属低温冲击过程中组织变化

WM-1与WM-2熔敷金属在-60 ℃沖击试验前后XRD衍射图谱如图3所示。由图可知，WM-1与WM-2熔敷金属的冲击吸收功分别为20 J、48 J。XRD衍射图谱结果表明WM-1与WM-2熔敷金属在冲击过程中发生γ→α'马氏体相变，发生明显的TRIP效应，熔敷金属发生TRIP效应能吸收能量，但产生的α'马氏体更利于裂纹扩展。WM-2熔敷金属在冲击过程中TRIP量高，吸收能量高，冲击后α'马氏体含量低，裂纹扩展较难，因此，WM-2熔敷金属冲击吸收功更高。分析认为，在-60 ℃下，WM-1与WM-2已发生明显的TRIP效应，在-196 ℃时必然也会发生明显的γ→α'马氏体相变。

WM-3熔敷金属在-196 ℃冲击试验前后试样XRD衍射图谱如图4所示。可以看出，冲击试验后WM-3熔敷金属并未发生相变，仍保持全奥氏体组织。其冲击性能最佳与其奥氏体组织的稳定性密不可分。在高锰钢奥氏体熔敷金属中，全奥氏体组织低温冲击韧性比非全奥氏体组织冲击韧性好，在全奥氏体焊缝熔敷金属中亦可添加Mn、Ni等奥氏体化元素，提高奥氏体稳定性，使其在冲击过程中不发生马氏体相变，保证低温冲击性能[11]。

4 结论

（1）制备Mn含量为12%～20%的三种LNG高锰低温钢熔敷金属，锰含量为12%～13%的WM-1和WM-2熔敷金属均为A+M（α'）双相组织，A含量分别为78%、96%;Mn含量为20%的WM-3熔敷金属显微组织为全A。

（2）WM-1、WM-2和WM-3熔敷金属在-196 ℃冲击吸收功分别为6.7 J、11.7 J、67 J，WM-1、WM-2熔敷金属表现为典型的脆性断裂，WM-3熔敷金属为典型的韧性断裂。

（3）WM-1及WM-2熔敷金属在冲击过程中发生γ→α'马氏体相变，WM-3熔敷金属冲击试样中仍为全奥氏体组织，奥氏体组织稳定性是保证LNG奥氏体高锰钢熔敷金属低温韧性的关键。

参考文献：

[1] 张智勇. 全球液化天然气贸易趋势分析[J]. 天然气经济，2006（5）：19-22，78.

[2] 李建权. LNG内罐9%Ni钢焊接难题及控制措施[J]. 焊接技术，2019，48（9）：150-151.

[3] 李一彻，蔡在镕，姜相德，等. 具有优异的低温韧性的高强度高锰钢及其制造方法[P]. CN109863255A，2019-06-07.

[4] ASTM International （2017）. Standard Specification for Pr-essure Vessel Plate，Alloy Steel，Austenitic High Manganese for Cryogenic Application，A1106/A1106M-17，ASTM In-ternational.

[5] 孫超，毛泽宁，李东晖，等. 一种奥氏体低温钢及其制备方法[P]. CN109518098A，2019-03-26.

[6] 赵燕青，孙力，邓建军，等. 超低温环境用高锰钢板及其生产方法[P]. CN107523748A，2017-12-29.

[7] Schumann，V H （1972）. Neue Hütte，Vol 17，pp 605-609.

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[9] Sukjin Lee，Chan-Young Lee，Young-Kook Lee. Schaeffler diagram for high Mn steels[J]. Journal of Alloys and Com-pounds，2015：628.

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[11] Han I W，Lee B K，Choi J K，et al. Microstructure and me-chanical properties of cryogenic high-manganese steel weld metal[J]. Key Engineering Materials，2013，537（9）：179-183.