轧制工艺对高强度船板组织及性能的影响

周贺贺， 王凌宇，2， 张晓雪，2

（1.南京钢铁股份有限公司，江苏 南京 210035； 2.江苏省高端钢铁材料重点实验室，江苏 南京 210035）

引 言

近年来，世界各国造船业和海洋石油产业高速发展，海上船舶安全事故频繁发生，为了提高船舶在海上事故中的安全性，一般强度的船板钢已经不能满足要求，高强度船板钢在造船业中的应用比例不断提高［1-2］。国际海事组织（IMO）出台的环保和安全方面的新标准、新规范和新公约的实施，对船舶企业提出了更高的要求，也对船板钢的质量提出了更为严格的标准，船舶工业高端船型用钢占比会逐步增多［3-4］。

此前针对运输LNG（液化天然气）、LPG（液化石油气）的气体运输船及原油油轮触礁或受到撞击后，装载物外泄造成环境污染的问题，通常采用双重船壳等方法从船体结构层面加以应对［5-6］。除此之外，还可以在保证钢板高强度的同时，使用高延性钢板提高撞击时吸收的碰撞能量，以此来提高碰撞的安全性，防止原油泄漏，造成海洋化境污染。研究成果表明，单相组织和单一的强化机制己不适用于发展高强度高延性钢。多相组织在塑性变形过程中，软硬相之间相互配合，软相的铁素体优先发生屈服，保证了材料具有良好的塑性［7-8］；在随后的变形过程中，硬相的珠光体、贝氏体和马氏体又可以起到提高强度的作用［9-10］。

本文针对不同轧制工艺生产的高强度船板，通过优化控轧控冷参数，以及金相显微镜、扫描电镜等分析方法，研究组织及性能演变规律，优化软硬相的体积分数和晶粒尺寸，获得了较好的强塑性匹配。

1 试验材料和方法

试验材料为国内某厂的坯料，其具体化学成分如表1所示。根据钢坯的合金元素成分，通过Jmatpro软件模拟计算出连续冷却转变（CCT）曲线，如图1所示，得到不同冷速下铁素体转变和珠光体转变对应的温度区间，找到产生铁素体+珠光体双相组织的冷速范围，为后续轧后冷却制度的制定提供参考。

表1 高强度高延性船板的化学成分/%

图1 连续冷却转变（CCT）曲线

采用此坯料轧制20 mm厚度的高强度高延性船板，具体的工艺路线为：铁水预处理→转炉冶炼→LF精炼→RH精炼→连铸→铸坯堆垛缓冷→铸坯加热→除鳞→轧制→冷却→矫直→探伤，其中采用的加热制度如表2所示。为研究轧制工艺对高延性船板组织及性能的影响，设置了不同的轧制工艺，具体轧制工艺参数如表3所示。

表2 加热制度

表3 轧制控冷工艺参数

将金相试样经研磨和抛光后，用4%硝酸酒精溶液腐蚀，采用蔡司Axio Imager M2m显微镜进行金相组织分析，使用JSM-6490扫面电镜进行微观形貌分析，用能谱仪对夹杂物进行成分分析。按照GB/T 228.1—2021《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》，采用机加工的方式，拉伸试样沿横截面方向取全厚度样，如图2所示，进行常温拉伸试验；根据GB/T 229—2020《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》制备V型缺口冲击试样，沿横截面方向取样，试样尺寸为55 mm×10 mm×10 mm，如图3所示，试验前在-40 ℃的冷却箱中保温10 min后进行，为横向冲击试验。

图2 拉伸试样示意图（单位：mm）

图3 冲击试样示意图（单位：mm）

2 试验结果与分析

2.1 微观组织及力学性能分析

不同轧制工艺的钢板力学性能如表4所示，屈服强度在315～361 MPa之间，抗拉强度在432～489 MPa之间，延伸率在28.5%～36.5%之间，冲击韧性在275～343 J之间。从性能可以看出，强度可以满足32级别的钢种，32级别的船板延伸率要求为延伸率＞22%，HD50要求为延伸率＞33%，延伸率满足HD50的要求。

表4 不同轧制工艺的钢板力学性能

在1#，2#，3#试验条件下，力学性能试验结果如图4所示。II开温度、终轧温度、返红温度基本保持不变的情况下，如图4（a），（b）所示，随着入水温度降低，屈服强度和抗拉强度逐渐降低；如图4（c）所示，延伸率和冲击功逐渐增大，达到最大值33%。通过金相显微镜分析，不同轧制工艺下的微观组织如图5所示，选取板厚1/4位置处进行了微观组织分析，其中1#的微观组织主要由铁素体构成，铁素体形态呈现多边形，有明显过冷的特征，内部位错密度高，延伸率较低，但存在较大的块状铁素体，导致冲击韧性较差；2#的微观组织由铁素体和少量的珠光体构成，晶粒度8级左右；3#头部的微观组织由铁素体和少量的珠光体构成，珠光体含量大于多于2#组织，铁素体晶粒呈现等轴晶形态，塑韧性较好。从微观组织可以看出，随着入水温度降低，铁素体形态由长条状向等轴状转变，在1#和2#由于入水温度偏高，在微观组织中存在较多的珠光体和少量的贝氏体，3#在组织转变过程中，入水温度较低，过冷奥氏体全部转化为铁素体和珠光体，导致3#具有较好的延伸率。

图4 1#～3#力学性能试验结果

图5 1#～3#不同轧制工艺下的微观组织

在3#，4#，5#试验条件下，力学性能试验结果如图6所示。II开温度、终轧温度、入水温度基本保持不变，随着返红温度降低，如图6（a），（b）所示，抗拉强度逐渐降低，屈服强度先降低，随后增加；如图6（c）所示，冲击功和延伸率逐渐增加，延伸率可达到36.5%。

图6 3#～5#的力学性能试验结果

3#～5#不同轧制工艺下的微观组织如图7所示。微观组织主要由铁素体和珠光体构成，其中3#的珠光体多于4#和5#中的珠光体含量，导致3#的强度较高。在5#微观组织中，珠光体含量最低，这是因为在轧制的过程中，返红温度为565 ℃，可以看出珠光体有明显的退化特征，致使延伸率和韧性增加。3#，4#，5#的微观组织均为铁素体和珠光体，在相同的组织构成下，铁素体相与珠光体所占比例决定延伸率的大小，铁素体含量越高，表现出来的延伸率越高。从图6可以看出，随着返红温度降低，3#，4#，5#珠光体的含量逐渐降低，致使延伸率逐渐升高。

图7 3#～5#不同轧制工艺下的微观组织

2.2 夹杂物分析

对1#试验钢中的夹杂物通过扫面电镜进行分析，其形貌及能谱分析如图8所示。钢中的夹杂物主要为复合夹杂，由能谱分析结果可知，图8（a1）所示边界弯曲的夹杂物为nFeO·mMnO·pSiO2+CaO·Al2O3的复合夹杂；图8（b1）所示的薄膜片状夹杂物为（Mn，Fe）S+TiN+MgO+CaO·Al2O3的复合夹杂；图8（c1）所示的圆形颗粒夹杂物为FeO+CaO+Al2O3的复合夹杂。夹杂物为球状，并未出现尖角形，为常规夹杂物，对性能未造成恶劣影响。

2.3 断口形貌分析

如图9所示，显示了3组不同塑性试验钢单轴拉伸试验后的断口形貌。塑性最差的1#试验钢表现出更多的小解理面，虽然孔洞尺寸较小，但有更多的孔洞相连形成微裂纹，失效模式属于比较典型的解理脆性断裂。图9中的3#，5#为延伸率＞33%的高延性试样，在断口处观察到了韧窝和孔洞，这也揭示了孔洞的形核和长大机制，属于典型的完全塑性断裂。3#试验钢断口处的韧窝较小，主要为抛物线状和部分等轴状，并分布有微小的孔洞，而塑性更好的5#试验钢虽然韧窝的尺寸和深度明显增加且基本为等轴状，但微孔也相对较大并伴有微裂纹的存在。图8 中3#，5#的微孔和微裂纹的变化，与弥散分布的M/A岛颗粒和珠光体的占比有关，小尺寸的珠光体在拉伸过程中对裂纹萌生和扩展的抑制作用有限，容易使孔洞扩展形成微裂纹［11］。

图8 夹杂物分析

3 结 论

本文采用了不同轧制工艺的钢板为研究对象，厚度为20 mm，分析轧制工艺对微观组织及力学性能的影响，通过断口形貌分析其断裂机制，主要得到以下结论：

（1）在1#，2#，3#试验条件下， II开温度、终轧温度、入水温度基本保持不变的情况下，随着入水温度降低，屈服强度和抗拉强度逐渐降低；延伸率和冲击功逐渐增大，达到最大值33%。

（2）在3#，4#，5#试验条件下，II开温度、终轧温度、入水温度基本保持不变，随着返红温度降低，抗拉强度逐渐降低，屈服强度先降低，随后增加；冲击功和延伸率逐渐增加，延伸率可达到36.5%。在返红温度为565 ℃时，可以看出珠光体有明显的退化特征，致使延伸率和韧性增加。

（3）根据实验结果，在4#工艺条件下，既有较高延伸率，并且满足HD50的要求，同时具有较高的强度，可确定在本试验中最佳工艺参数为：II开温度920 ℃、终轧温度832 ℃、入水温度749 ℃、返红温度565 ℃。

（4）钢中存在的薄膜片状夹杂物为（Mn，Fe）S+TiN+MgO+CaO·Al2O3的复合夹杂，圆形颗粒夹杂物为FeO+CaO+Al2O3的复合夹杂。

（5）3#，5#的微孔和微裂纹的变化，与弥散分布的M/A岛颗粒和珠光体的占比有关，小尺寸的珠光体在拉伸过程中对裂纹萌生和扩展的抑制作用有限，容易使孔洞扩展形成微裂纹，降低力学性能。