熱軋管線鋼高溫開裂及改進

魏進利，王培龍

（天津鋼管集團股份有限公司，天津300301）

0 引言

某廠采用熱連軋機組生產的熱軋管線鋼，經客戶在二次加工彎頭過程中，出現了開裂現象。本文針對開裂現象，分析了典型規格出現的典型缺陷的形成原因，提出了降低開裂的解決方案。

1 開裂鋼管的特點

（1）鋼種采用碳-錳鋼進行了一定的微合金化處理，主要元素成分為：C：0．14%～0．18%，Mn%：1．00%～1．20%，V%：0．01%～0．05%。

（2）用戶采用天然氣加熱，一邊彎制一邊擴徑的方式生產彎管；由于用戶在彎制過程中的加熱溫度和變形速度不固定，且對于不同規格的母管，相應的擴徑率也不相同，最大的擴徑率達到了43．2%，出現開裂的典型規格如表1所示。

（3）在不同的加工溫度范圍700～950℃，都出現了不同程度的裂紋缺陷，對于 10”(273．0 mm)～16”(406．40 mm)的規格區間內，不合格品比率約為2%左右，出現開裂的典型缺陷如圖1、圖2、圖3、圖4所示。

表1 二次加工過程中出現高溫開裂的典型規格參數 /mm

圖1 厚壁管開裂典型缺陷

圖2 厚壁管開裂典型缺陷

圖3 薄壁管開裂典型缺陷

圖4 薄壁管開裂典型缺陷

2 高溫加工過程中的開裂原因分析

2.1 厚壁管開裂缺陷部位分析

對于厚壁管缺陷試樣，規格為426.0×36.00管線鋼，斷口沿縱向全壁厚裂透，斷口經過高溫氧化后呈黑色，斷口周圍存在大量縱向分布的裂紋，在斷口缺陷部位及基體部位分別取化學成分進行夾雜物分析、宏觀及微觀金相分析。

（1）對斷口缺陷部位及基體部位的成分分析顯示，各元素成分符合交貨標準的技術要求。

（2）對斷口缺陷及基體部位進行金相分析，按照ASTM E45標準報出非金屬夾雜物，按照ATTM E112標準報出奧氏體晶粒度，分析結果如表2所示。

表2 厚壁管金相分析結果/級

（3）對斷口位置拋光后觀察發現，整個斷口周圍以及試樣內外壁存在大量沿晶裂紋，部分裂紋融化形成網狀孔洞，裂紋內有氧化鐵，腐蝕后發現存在明顯的氧化脫碳現象。斷口周圍沿晶裂紋及孔洞形貌如圖5所示，內壁斷口周圍裂紋及孔洞形貌如圖6所示，試樣斷口邊緣組織形貌如圖7所示、試樣內壁裂紋及孔洞周圍組織形貌如圖8所示。

圖5 斷口周圍沿晶裂紋及孔洞形貌 200X

圖6 內壁斷口周圍裂紋及孔洞形貌 50X

圖7 斷口邊緣裂紋周圍氧化脫碳組織形貌 200X

圖8 內壁裂紋及孔洞周圍組織形貌 100X

2.2 薄壁管開裂缺陷部位分析

對于薄壁管缺陷試樣，斷口沿縱向全壁厚裂透或呈明顯裂紋狀態。為與厚壁管線鋼對比分析，取規格為φ356.0 mm×14.00 mm規格的未完全開裂的試樣，在裂紋缺陷部位及基體部位分別取化學成分，夾雜物分析、宏觀及微觀金相分析。

（1）對斷口缺陷部位及基體部位的成分分析顯示，各元素成分符合交貨標準的技術要求。

（2）對斷口缺陷部位及基體部位的金相分析，按照ASTM E45標準報出非金屬夾雜物，按照ATTM E112標準報出奧氏體晶粒度，分析結果如表3所示。

（3）對斷口位置拋光后觀察發現，裂紋呈橫向及斜向并由外壁向內壁延展，裂紋周圍以及試樣外壁存在大量沿晶裂紋，裂紋內有氧化鐵，腐蝕后發現存在明顯的氧化脫碳現象。裂紋部位組織形貌如圖9所示。

圖9 裂紋部位組織形貌圖

表3 薄壁管金相分析結果/級

2.3 開裂管線鋼高溫延塑性能力分析

對開裂管線鋼的厚壁規格、薄壁規格的缺陷進行分析后認為，開裂原因是不同程度裂紋擴展的結果，高溫開裂與客戶熱加工過程中工藝條件未發現有直接關系。

大量資料顯示，含鈮、釩、鈦鋼都有第III脆性溫度區[1]，金屬在第III區脆性溫度區域變形過程中，高溫延塑性能力急劇下降，含有鈮、釩的金屬在第III區脆性溫度區的脆化向低溫側延伸[2]。

為進一步驗證高溫開裂鋼管的高溫延塑性，取低碳錳-釩鋼在高溫拉伸試驗機做高溫拉伸試驗。試驗方法參照ASTM E21[3]標準執行，選取軋態管線鋼試樣奧氏體化溫度810℃左右，為與客戶二次高溫加工溫度吻合，試驗在750℃、800℃、850℃溫度下進行，試驗結果統計如表4所示。由表4可以看出：隨著溫度的升高，屈服強度呈下降趨勢，伸長率、斷面收縮率均隨著溫度的升高而降低，試驗鋼種在達到到奧氏體溫度的850℃時，斷面收縮率下降明顯。

表4 微合金低碳錳-釩鋼高溫性能試驗統計

3 高溫加工過程中的開裂改進分析

通過對發生開裂的厚壁管線鋼、薄壁管線鋼的缺陷及高溫拉伸性能進行分析可知，熱軋管線鋼在二次高溫加工過程中發生開裂的根本原因為材料的熱加工延塑性能較差，其機理是微合金低碳錳-釩鋼存在第III區加工脆性溫度區[4]，當熱加工溫度范圍達到此脆性溫度區域時，易發生裂紋缺陷，嚴重時會由于應力集中導致開裂。

因材料熱加工過程受設備局限，生產工藝中的熱加工溫度調整有限，因此只能改變提高材料本身的延塑性能力，避免發生高溫熱加工的開裂現象。為保證材料的力學性能和低溫韌性，微合金元素由釩元素改為鉻元素，規避形成第III區脆性區，材料由低碳錳-釩鋼改為低碳錳-鉻鋼。

為驗證新的管線鋼材料的高溫延塑性，采用對比分析的方法對新材料的高溫性能進行分析研究，方法如下：

（1）采用GLEEBLE 3500熱模擬試驗機試驗新鋼種的高溫性能，模擬熱軋管線鋼生產過程中的加熱溫度、加熱速率、變形速率，試驗結果如表5所示。

（2）采用GLEEBLE 3500熱模擬試驗機試驗新鋼種的高溫性能，模擬熱軋管線鋼二次高溫加工彎頭過程中的加熱溫度、加熱速率、變形速率，試驗結果如表6所示。

表5 熱模擬熱軋管線鋼生產過程熱塑性能力

表6 熱模擬熱軋管線鋼二次高溫加工過程熱塑性能力

（3）作為對比試驗，采用高溫試驗機試驗新鋼種的高溫力學性能，統計結果如表7所示。

由表5、表6可以看出，通過采用GLEEBLE 3500熱模擬試驗機模擬管線鋼生產過程、二次高溫加工過程的熱塑性能力，采用碳低碳錳-鉻鋼的新材料較原低碳錳-釩鋼的高溫延塑性更好，新材料在800℃及以上溫度的高溫韌性較好，斷面收縮率最低值超過50%。

由表7與表4高溫力學性能試驗對比分析可知，新材料高溫狀態下的屈服強度、伸長率此、斷面收縮率更高。

表7 高溫試驗機試驗新鋼種的高溫力學性能

4 結語

通過對熱軋管線鋼在二次高溫加工過程中的開裂缺陷進行分析，驗證了低碳錳-釩鋼存在第III區加工脆性溫度區，二次高溫加工過程熱加工溫度如在此區域內，易發生裂紋缺陷，嚴重時會形成局部開裂。在不改變原加工工藝的前提下，提出通過改變材料的化學成分，材料由低碳錳-釩鋼改為低碳錳-鉻鋼后，經GLEEBLE 3500熱模擬及模擬管線鋼生產過程、二次高溫加工過程的熱塑性能力，發現新材料的高溫延塑性更好，高溫屈服強度、伸長率、斷面收縮率更高，有利于客戶的高溫二次加工。