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      LNG用高錳鋼熔敷金屬低溫沖擊韌性研究

      發布時間:2020-12-22 10:17所屬分類:機電一體化加入收藏

      摘要:設計三種不同Mn含量(12%~20%)的LNG用超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬,采用OM、SEM、XRD分別對熔敷金屬進行組織分析、斷口觀察和物相分析,測定低溫沖

        摘要:設計三種不同Mn含量(12%~20%)的LNG用超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬,采用OM、SEM、XRD分別對熔敷金屬進行組織分析、斷口觀察和物相分析,測定低溫沖擊韌性。結果表明:Fe-(12~13)Mn熔敷金屬顯微組織為奧氏體(A)和α'馬氏體(α'-M),Fe-20Mn熔敷金屬的顯微組織為全奧氏體(A)。室溫下,A含量分別為78%、85%、96%、100%。Fe-(12~13)Mn熔敷金屬在沖擊過程中發生γ→α'-M相變,-196 ℃沖擊吸收功分別為6.7 J、11.7 J,表現為脆性斷裂。Fe-20Mn沖擊試驗后熔敷金屬仍保持全奧氏體組織,-196 ℃平均沖擊吸收功為67 J,斷裂形式屬于韌性斷裂。控制和避免發生TRIP效應是超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬設計的關鍵。

        關鍵詞:LNG;熔敷金屬;沖擊韌性;奧氏體;馬氏體相變

      電工論文發表

        0 前言

        隨著經濟的高速發展,能源消耗量激增,過度依賴煤炭造成了嚴重的空氣污染,大規模使用清潔能源天然氣已成為必然趨勢。截至2018年底,我國陸續建成投產廣東大鵬、福建莆田等21座LNG接收站,預計至2020年底,我國海上進口液化天然氣(LNG)將達700億m3,計劃建造60座LNG終端接收站[1]。

        LNG儲罐的工作溫度為-162 ℃,目前常用超低溫儲罐材料為9Ni鋼,不僅合金成本昂貴,而且在加工及運輸過程中易被磁化,焊接時出現磁偏吹,給焊接帶來很大困難[2]。為節省成本,韓國浦項鋼鐵公司率先研發并推廣超低溫奧氏體高錳鋼,該鋼在-196 ℃下具有優異的力學性能。2017年,LNG用高錳低溫鋼被國際材料和標準機構ASTM International注冊為標準技術[3-4],這意味著超低溫奧氏體高錳鋼取代9Ni鋼是能源運輸行業發展的必然趨勢。浦項鋼鐵公司在研發該高錳鋼的同時研制出配套的焊接材料及焊接工藝[高錳鋼用電焊條(KSD7142)、藥芯焊絲(KSD7143)、埋弧焊絲和焊劑(KSD7144)等],為其占有市場提供了有力的競爭力。

        高錳鋼研發在國內起步較晚,南京鋼鐵公司、舞陽鋼鐵公司繼浦項鋼鐵公司之后,成功研發出LNG用高錳低溫鋼[5-6],但無相匹配的焊接材料。因此,高錳低溫鋼焊接材料的研發迫在眉睫。

        本研究結合Fe-Mn二元相圖[7]及高錳鋼焊縫舍弗勒相圖[8],設計不同成分的高錳鋼焊接材料,制備熔敷金屬并測試熔敷金屬的力學性能,研究熔敷金屬在沖擊過程中的組織演變,提出了一種適用于LNG高錳低溫鋼熔敷金屬成分體系。

        1 試驗材料與方案

        1.1 試驗材料

        設計三種不同成分的焊接材料,根據GB/T25777-2010制備超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬,其化學成分如表1所示,目標力學性能如表2所示。

        1.2 試驗方案

        根據GB/T229-2007制備熔敷金屬沖擊試樣,開V型缺口,分別在-60 ℃及-196 ℃下進行示波沖擊試驗。根據GB/T228.1-2010制備熔敷金屬拉伸試樣,在室溫下測量其拉伸性能。采用OM結合維氏硬度計觀察分析熔敷金屬的顯微組織,金相腐蝕劑為10%硝酸酒精,腐蝕時間15~30 s。采用SEM觀察并分析沖擊斷口形貌。采用X射線衍射儀對沖擊試驗前后熔敷金屬相組成進行定性及定量分析,試驗采用Co靶,衍射角(2θ)范圍為30°~100°,掃描速度1°/min。

        2 試驗結果與分析

        2.1 熔敷金屬力學性能測試

        三種熔敷金屬在-60 ℃、-196 ℃下沖擊韌性值如表3所示。由表3可知,WM-1與WM-2熔敷金屬沖擊韌性較差,不符合高錳低溫鋼熔敷金屬使用要求,隨著溫度升高,沖擊韌性略有提高,WM-3沖擊韌性值最佳。WM-3熔敷金屬室溫拉伸與-196 ℃沖擊韌性值如表4所示,力學性能優異。

        2.2 熔敷金屬顯微組織及斷口形貌觀察

        三種熔敷金屬在OM下的顯微組織如圖1所示,放大倍數為100倍和500倍,可以看出,高錳鋼熔敷金屬為柱狀晶結構,在WM-1熔敷金屬枝晶間發現黑色相。在WM-2和WM-3組織中未觀察到此灰色相。使用OM及維氏硬度計觀察并對熔敷金屬顯微組織進行硬度測試,結合相關文獻[8-10]確定其相組成。結果表明:WM-1熔敷金屬顯微組織為雙相組織,其中黑色箭頭指出的白色相顯微硬度為223.7±15.3 HV,判斷為奧氏體(A);白色箭頭指出的黑色相顯微硬度為436.2±26.8 HV,判斷為M(α'),WM-2與WM-3熔敷金屬顯微組織為A。

        SEM觀察三種熔敷金屬-196 ℃下沖擊斷口形貌如圖2所示。由圖2可知,WM-1和WM-2熔敷金屬為明顯的脆性斷裂,在WM-3熔敷金屬斷口中發現大量韌窩,為典型的韌性斷裂,三者斷口形貌與沖擊吸收功相一致。

        3.3 熔敷金屬低溫沖擊過程中組織變化

        WM-1與WM-2熔敷金屬在-60 ℃沖擊試驗前后XRD衍射圖譜如圖3所示。由圖可知,WM-1與WM-2熔敷金屬的沖擊吸收功分別為20 J、48 J。XRD衍射圖譜結果表明WM-1與WM-2熔敷金屬在沖擊過程中發生γ→α'馬氏體相變,發生明顯的TRIP效應,熔敷金屬發生TRIP效應能吸收能量,但產生的α'馬氏體更利于裂紋擴展。WM-2熔敷金屬在沖擊過程中TRIP量高,吸收能量高,沖擊后α'馬氏體含量低,裂紋擴展較難,因此,WM-2熔敷金屬沖擊吸收功更高。分析認為,在-60 ℃下,WM-1與WM-2已發生明顯的TRIP效應,在-196 ℃時必然也會發生明顯的γ→α'馬氏體相變。

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