X65管线钢形变奥氏体连续冷却转变行为的实验研究
基于CSP工艺X65稀土管线钢变形连续冷却转变的研究
工 艺 参数 的确定 提供 了理论 基 础 。从 金 相组 织观 察 可知 ：
１ ０
现 制 代 造技 与 备 术 装
２ 期 总 ０期 ０ 第１ 第２ １ １ ０
Ｘ ５级 管 线 钢 在 轧 后 冷 却 时 ， 为 得 到 良好 的冷 后 组 织 ， ６ 冷
轧 温 度 应 控 制 在 ８０ 以 上 ，卷 曲 温 度 应 控 制 在 ５ ０ 以 ５℃ ８℃ ５稀 土 管线 管 Ｃ Ｔ曲线 的应 用 Ｃ 本 实 验所 绘 制 的 动 态 Ｃ Ｔ曲线 为 确定 Ｘ ５稀 土 管 线 Ｃ ６ 钢 的精 轧 工艺 参数 、 Ｃ Ａ Ｃ冷 却 强 度 、 直工 艺 参 数及 卷 曲 矫
图 ４ ＣＹ 曲 线 相 转 变 点 测 定 工 艺 Ｃ
设 计 与 研 究
溶 以外 ， 余 均 形 成稀 土夹 杂 物 ， 在 于 晶界 或 缺 陷 处 。 其 存
从 夹 杂 物 形 貌 可 以 看 出 这 些 夹 杂 物 形 貌 近 似 球 形 ， 这 也 说 明稀 土夹 杂物 不 会使 管线 钢 机械 性 能降 低 。 当 稀 土 加 入 量 适 宜 时 ，稀 土 与 钢 液 中 Ｏ、 Ｓ等 有 害 元 素 结 合 成 稀 土 化 合 物 ， 是 由 于 稀 土 与 氧 、 反 应 生 成 的 但 硫 ２２ 动 态 连 续 冷 却 转 变 组 织 验 证 ．
时 细 小 。 随 着 冷 却 速 度 从 ５ ／ 到 ３ ℃ ／ 逐 渐 增 大 ， 状 ℃ ｓ ０ ｓ 针
３ ℃／ 不 同 冷 却 速 度 冷 却 至 １０ 以 下 ， 得 温 度 一膨 ０ ｓ的 ５℃ 测 胀量 曲线 。
铁 素 体 的 比例 越 来越 大 ， 素 体 的 比例 越 来 越 小 ， 图 ５ 铁 从 （ ） ｈ） ｃ ～（ 中可 以 看 出针 状 铁 素 体 在 光 学 微 镜 下 并 非 呈 针 状或 条状 。从 以上组 织 观察 中我们 可 以得 出与 动态 Ｃ Ｔ Ｃ 曲线 是一 致 的 ，这 也说 明本 文 所绘 制 的动 态连 续 冷 却 转
简述奥氏体连续冷却转变过程
奥氏体连续冷却转变过程1. 引言在材料科学领域，奥氏体连续冷却转变（Continuous Cooling Transformation，CCT）是一种重要的研究对象。
奥氏体连续冷却转变过程描述了材料在连续冷却条件下从高温相转变为奥氏体相的过程。
本文将对奥氏体连续冷却转变过程进行全面、详细、完整且深入地探讨。
2. 奥氏体和连续冷却转变2.1 奥氏体奥氏体是一种晶体结构，具有面心立方结构。
它是钢铁中最常见的组织之一，具有良好的机械性能和韧性。
奥氏体的形成与冷却速率密切相关。
2.2 连续冷却转变连续冷却转变是指材料在不同冷却速率下的相变过程。
当材料从高温相开始冷却时，其组织结构会发生变化，最终形成奥氏体。
3. 奥氏体连续冷却转变曲线奥氏体连续冷却转变曲线描述了材料从高温相到奥氏体相的转变过程。
该曲线通常由实验得到，可以用于预测和控制材料的组织结构。
3.1 实验方法实验方法包括等温转变试验和连续冷却转变试验。
连续冷却转变试验是通过将材料加热到高温相，然后以不同的冷却速率进行冷却，最后对样品进行金相观察和分析。
3.2 曲线特征奥氏体连续冷却转变曲线通常包括起始转变温度、转变时间和转变曲线形状等特征。
曲线形状可以分为S型曲线、C型曲线和T型曲线等。
4. 奥氏体连续冷却转变机理奥氏体连续冷却转变的机理涉及相变动力学和热力学等方面。
主要机理包括核化、生长和共析等过程。
4.1 核化核化是指相变开始的过程，即奥氏体晶核的形成。
核化速率受到冷却速率和过冷度的影响。
4.2 生长生长是指奥氏体晶核在冷却过程中逐渐长大和扩张的过程。
生长速率与温度和晶体结构有关。
4.3 共析共析是指奥氏体晶体与其他相共同存在的过程。
共析现象与合金元素的含量和相互作用有关。
5. 奥氏体连续冷却转变的应用奥氏体连续冷却转变在材料加工和热处理过程中具有重要的应用价值。
5.1 材料设计通过控制奥氏体连续冷却转变过程，可以设计出具有特定组织结构和性能的材料。
X65管线钢奥氏体动态再结晶规律研究_张伟
混 晶 现 象 是 利 用 CSP 技 术 生 产 管 线 用 钢 时 较容易出现的问题， 这严重地的影响了产品的性 能。为了消除混晶缺陷，对其动态再结晶特性的研 究至关重要。 已有的研究[1]表明，生产含 Nb 钢时 混晶现象非常严重， 在部分再结晶区轧制是产生 混晶现象的重要原因之一， 因此掌握材料的动态 再结晶特性, 避免材料在部分再结晶区发生变形 是控制混晶产生的关键措施之一[1]。 本 文通过研 究材料的动态再结晶特性，确定材料的完全再结 晶区和未再结晶区， 从而避免在部分再结晶区变 形，为现场轧制提供了依据。
氏体的再结晶情况， 采用了使热模拟实验中原始 奥氏体晶粒尺寸尽量接近取自现场均热炉后的水 淬连铸坯，这就需要选取合适的加热温度。
利用 Gleeble-1500 热模拟试验机， 将试样分 别加热到 1150、1200、1250、1300 和 1350 ℃，保温 6 min 后迅速水淬至室温。 截取试样的横截面，连 同在均热炉后取的连铸坯一起，经研磨、 机械抛 光后， 用过饱和苦 味酸水溶液 ， 在 65 ℃热浸蚀 5～10 min， 进 行 原 始 奥 氏 体 组 织 观 察 ， 并 利 用 Image-tool 软件测量其晶粒大小。 结果表明，试样 加热到 1300℃保温 6 min 后， 其奥氏体晶粒尺寸 (167μm) 与现场连铸坯奥氏体晶粒尺寸(170μm) 基本一致。 原始奥氏体晶粒尺寸随加热温度变化 关系如图 1 所示。
与峰值应力 σp、开始发生动态再结晶的临界变形 量 εc、发生完全动态再结晶的临界变形量 εs、动态
再结晶百分数、 动态再结晶晶粒直径以及真应力
过共析钢过冷奥氏体连续冷却转变
过共析钢是一种特殊的钢材，其具有良好的强度和耐磨性，因此在工程领域得到了广泛的应用。
过冷奥氏体连续冷却转变技术是制备过共析钢的一种重要方法，其通过控制奥氏体形核和长大过程，实现了钢的微观组织和性能的优化。
本文将对过共析钢的形成机理、过冷奥氏体连续冷却转变技术的工艺特点和研究进展进行详细介绍。
一、过共析钢的形成机理1.1 过共析钢的定义过共析钢是指在固态转变过程中，共析相组织萌发和生长，最终形成的一种特殊的钢材。
其主要特点是共析相的均匀分布和细小尺寸，能够显著提高钢材的强度和耐磨性。
1.2 过共析钢的形成机理在过共析钢的形成过程中，共析相的形核和生长是非常关键的。
过共析相主要是由碳化物和硬质合金相组成，其形核和长大受到奥氏体形核和生长的影响。
了解过共析钢的形成机理对于控制其微观组织和性能具有重要意义。
二、过冷奥氏体连续冷却转变技术的工艺特点2.1 过冷奥氏体连续冷却转变技术的原理过冷奥氏体连续冷却转变技术是一种通过快速冷却和保持在α+γ两相区进行组织调控的方法。
其基本原理是在合适的温度范围内，通过适当的冷却速度和延时时间，促进奥氏体形核和长大的控制，实现共析相的均匀分布和细小尺寸。
2.2 过冷奥氏体连续冷却转变技术的工艺特点过冷奥氏体连续冷却转变技术具有工艺简单、成本低、生产效率高等特点。
通过合理的工艺参数选择和控制，可以获得具有优异性能的过共析钢材。
三、过冷奥氏体连续冷却转变技术的研究进展3.1 过冷奥氏体连续冷却转变技术在过共析钢制备中的应用目前，过冷奥氏体连续冷却转变技术在过共析钢制备中得到了广泛的应用。
通过对工艺参数和设备的优化，可以获得具有良好性能和稳定质量的过共析钢产品。
3.2 过冷奥氏体连续冷却转变技术的未来发展方向随着科学技术的不断发展和进步，过冷奥氏体连续冷却转变技术在过共析钢制备中的应用仍将不断深化和拓展。
未来的发展方向包括对工艺参数、设备性能和产品质量的进一步提高，以及对新型材料和新工艺的探索和研究。
奥氏体在冷却时的转变
第三节奥氏体在冷却时的转变奥氏体在冷却时发生的组织转变，既可在恒温下进行，也可在连续冷却过程中进行，随着冷却条件的不同，奥氏体可在A1以下不同的温度发生转变，获得不同的组织。
所以，冷却是热处理的关键工序，它决定着钢在热处理后的组织和性能。
在临界转变温度A1以上存在的奥氏体是稳定的，不会发生转变。
但一旦冷却到A1以下，则变得不稳定，冷却时要发生组织转变。
这种在临界温度以下存在且不稳定的、将要发生转变的奥氏体称为过冷奥氏体。
研究过冷奥氏体的冷却转变行为，通常采用两种方法，一种是利用奥氏体等温转变曲线研究奥氏体在不同过冷度下的等温转变过程，另一种是利用奥氏体连续冷却转变曲线研究奥氏体在不同冷速下的连续冷却中的转变过程。
一、共析钢过冷奥氏体等温转变曲线这里以金相－硬度法为例，来说明共析钢的过冷奥氏体等温转变曲线的测定过程。
将共析钢制成圆形薄片试样（Φ10×1.5mm）。
试样被加热到临界点Ac1以上某一温度并保温一段时间，得到均匀的奥氏体组织，然后将试样分别迅速投入到不同温度的盐浴炉中，从放入盐浴中开始计时，每隔一段时间从盐浴中取出一块试样迅速放入水中。
对各试样做金相组织观察和硬度测定就可以得出各等温温度下不同等温时间内奥氏体的转变量，就可以得到一系列的奥氏体等温转变开始点和转变终了点。
若以等温转变温度为纵坐标，转变时间（以对数表示）为横坐标，将所有的转变开始点连接成一条曲线（称为等温转变开始线）；同样，将所有的转变终了点也连成一条曲线（称为等温转变终了线），就可以得到如所示的共析钢过图 3-1共析钢的过冷奥氏体等温转变曲线图冷奥氏体等温转变曲线。
由于该曲线具有英文字母“C”的形状，故称C曲线，也称TTT（Time Temperature Transformation）曲线。
C曲线上部的水平线A1是奥氏体和珠光体的平衡温度。
下部的两条水平线分别表示奥氏体向马氏体转变的开始温度M s和终了温度M f。
65Mn钢奥氏体连续冷却转变曲线_CCT图_
第13卷 第3期2005年6月材 料 科 学 与 工 艺MATER I A LS SC I ENCE &TECHNOLOGYVol 113No 13June,200565M n 钢奥氏体连续冷却转变曲线(CCT 图)李红英,耿进锋,龚美涛,张宇航(中南大学材料科学与工程学院,湖南长沙410083)摘 要:利用膨胀法结合金相———硬度法,在Gleeble -1500热模拟机上测定了65Mn 钢的临界点A r 1、A r 3、Ac 1和Ac 3以及M s;测定了该钢在不同冷却速度下连续冷却时的膨胀曲线,获得了该钢的连续冷却转变曲线(CCT 曲线);研究了65Mn 钢连续冷却过程中奥氏体转变过程及转变产物的组织和性能,大致确定了避免网状铁素体、贝氏体以及魏氏组织铁素体的冷却速度,找出了生产65M n 钢盘条的控冷速度范围,为生产实践和新工艺的制定提供了参考依据.关键词:65Mn 钢;热模拟;膨胀法;金相-硬度法;连续冷却转变曲线中图分类号:TG15112TG15113文献标识码:A文章编号:1005-0299(2005)03-0302-03Con ti n uous cooli n g tran sfor ma ti on curve of undercooli n g austen ite about 65M nL I Hong -ying,GENG J in 2feng,G ONG Mei 2tao,Z HANG Yu 2hang(School of M aterials Science and Eengineering Central South University,Changsha 410083,China )Abstract:By dilat ometric change referencing m icr oscop ic test and hardness measure ment,the critical point at A r 1,A r 3,Ac 1and Ac 3al ong with M s of 65Mn steel is deter m ined in Gleeble -1500ther mal mechanical si m u 2late .By measuring the different expanding curves of Continuous Cooling Transf or mati on CCT diagra m is ob 2tained .Mor phol ogy of p r oducti on with mechanical p r operty and transfor mati on of austenite are analysed .The cooling rates which avoide generating reticular ferrite,bainite and W idmanstaten structure ferrite are deter 2m inded .W e find the range of p r oper contr ol -cooling rate about 65Mn r olled steel wire .A ll those p r ovid the references for p r oductive p ractice and establishing ne w technics .Key words:65Mn steel,ther mal mechanical si m ulate,dilat ometric test,metall ographic analysis -hardness measure ment,continuous cooling transf or mati on curve收稿日期:2003-08-17.作者简介:李红英(1963-),女,教授. 弹簧是各种机械和仪表中的重要零件,其主要作用是储存弹性应变能和减轻震动与冲击.由于弹簧一般在动负荷(反复弯曲应力或反复扭转应力)的条件下使用,故要求弹簧钢必须是有高的弹性极限σe ,高的屈服强度σs 、抗拉强度σb 、高的屈强比σs /σb 以及高的疲劳性能,并有足够的塑性和韧性,较好的淬透性和低的脱碳敏感性,以便于在冷热状态下易于成型及热处理后获得所需的性能.65Mn 钢具有淬透性能较好、强度较高等优点,用于制造弹簧,应用广泛.为了在控轧控冷后获得稳定的组织和性能,为制订此钢的塑性加工和热处理工艺提供依据,亟需研究此钢的CCT 图,但到目前为止,此钢只有TTT 图和粗略的CCT 图.为此作者细致地测定了65Mn 钢的连续冷却转变曲线(CCT ),并观测了不同冷却速度下转变产物的显微组织和硬度.1 转变动力学曲线-CCT 图的测定111 试验方法试验原料采用以连铸-控轧控冷工艺生产的65Mn 钢盘条经车削加工成φ6mm ×10mm 和φ4mm ×8mm 两种规格的试样.采用φ4×8mm 的试样测高速冷却膨胀曲线时,其他冷却速度采用φ6×10mm 试样.采用膨胀法结合金相硬度法[1～3]测定钢的CCT曲线:首先在Gleeble-1500热模拟机上测定试样的膨胀曲线.为使加热温度接近65Mn钢的开轧温度,试样的奥氏体化温度选用940℃(在2m in 内将试样加热至此温度),保温12m in.以0105℃/ s的冷却速度将奥氏体化后的试样连续冷却,测得降温膨胀曲线,并在其上确定A r1、A r3.以0105℃/s的加热速度将钢加热至940℃,测得升温膨胀曲线,在曲线上确定其临界点Ac1和Ac3.以喷水冷却(冷却速度约400℃/s)测定其M s点.分别以12种不同的冷却速度(0105～35℃/s)将试样冷却,获取其膨胀曲线,再由膨胀曲线确定相变温度.然后用金相显微镜分析转变后的显微组织.最后,测定试样的维氏硬度.112 试验结果11211 65Mn钢的临界点65Mn钢临界点的测定结果为A r1,710℃;A r3,730℃,Ac1,714℃;Ac3,743℃;M s,275℃.11212 CCT图根据不同冷却速度膨胀曲线上的拐点(切点或极值点),结合金相组织,可以确定相变温度,如表1所示.将表1中的相变点用坐标的形式绘制到温度-时间半对数坐标上,用连线法将各物理意义相同的点连接起来,同时在该坐标上标出Ac1、Ac3和Ms,即可以绘出CCT图,如图1所示.图1中,冷却曲线旁的数字为冷却速度;冷却曲线下端的数字为以此速度冷却后试样(即最终转变产物)的维氏硬度值(H V3).图1 65Mn钢奥氏体连续冷却转变曲线(CCT图)表1 不同冷却速度下的相变温度冷却速度℃/s A→F开始A→P开始A→P终止A→B开始A→B终止金相组织010*******---F+P+S(少量) 011725700686--F+P+S(少量)+T 015680622551--F+P+S+T1650590525--F+P+S+T215640577515515515F+P+S+T+B(少量) 5635574550550500F+P(少量)+S+T+B 10600570528528470F+S+T+B15585565509509437F+S+T+B20-550515515430S+T+B+M(少量) 25-520509509425T+B+M30-530500500420T+B+M35-485485485418T+B+M直接水冷-----M+B(少量)+A 由CCT图可知,当65Mn钢奥氏体以不同速度连续冷却时,有先共析铁素体的析出(A→F)和珠光体转变(A→P)、贝氏体转变(A→B)及马氏体转变(A→M).当冷却速度小于215℃/s,转变产物为铁素体和珠光体(F+P),当冷却速度为215℃/s,开始出现贝氏体(B),当冷却速度为215～15℃/s时转变产物为铁素体、珠光体和贝氏体(F+P+B),当冷却速度为15～20℃/s时转变产物是珠光体和贝氏体(P+B),当冷却速度大于20℃/s时有马氏体转变发生;直接水冷(速度约400℃/s)时,转变产物主要为马氏体.2 比较分析将作者测得的65Mn钢的CCT图与TTT图及已有的CCT图作如下比较:211 CCT图与TTT图比较已经测出的65Mn钢过冷奥氏体等温转变曲线(TTT图)有多个[4].由于所用试样的化学成分和奥氏体化工艺的差别,不同测试者可获得不同的结果,但大同小异,典型的TTT图如图2所示[5].该图与作者所测得的CCT图(图1)比较,发现过冷奥氏体连续冷却转变曲线不像等温转变曲线那样呈完整的“C”字形曲线,CCT图只有一部分“C”字显现出来(在图1中,贝氏体转变的曲线仅显现一部分);如果将连续冷却转变曲线和等温转变曲线叠绘在同一个温度-时间半对数坐标系中进行对比,将可以发现连续冷却转变曲线位于等温转变曲线的右下方.212 所测的CCT图与文献已有CCT图的比较张羊换,刘宗昌等测定的65Mn钢的CCT曲・33・第3期李红英,等:65Mn钢奥氏体连续冷却转变曲线(CCT图)线[6,7],如图3所示,与作者测得的曲线相比,最大的不足是既没有先共析铁素体的析出区,也没有贝氏体的转变区,较粗略.另外,图3所示的CCT 图是在奥氏体化温度800℃的条件下测得的,对65Mn 钢零件的热处理等有一定的指导作用,但对冶金厂控轧控冷工艺的制定缺乏直接的指导意义.213 5M n 钢过冷奥氏体转变产物部分冷却速度下得到的转变产物的金相组织如图3所示.由图4可知,65Mn 钢在不同冷却速度下的显微组织具有如下特点:当冷却速度(a )冷却速度为0105℃/s (b )冷却速度为015℃/s (c )冷却速度为215℃/s (d )冷却速度为10℃/s (e )冷却速度为15℃/s (f )冷却速度为20℃/s (g )冷却速度为35℃/s (h )直接喷水冷却图4 65Mn 钢连续冷却转变后的金相组织≤015℃/s 时,较厚的先共析铁素体的形貌几乎呈连续网状;当冷却速度为015℃/s 时,网状铁素体不明显,但仍有局部区域铁素体呈网状,并出现索氏体;当冷却速度在015～15℃/s 之间的铁素体则断断续续分布于原奥氏体晶界;当冷却速度≥215℃/s 时开始出现贝氏体组织,贝氏体组织既有板条状,也有粒状;当冷却速度为10℃/s 时,转变产物为:铁素体+索氏体+屈氏体+贝氏体,有些铁素体呈魏氏组织形貌,有些屈氏体为针状,贝氏体为粒状;当冷却度速大于15℃/s 时,铁素体开始消失;当冷却速度为20℃/s 时出现针状马氏体;当冷却速度为25～35℃/s 时,转变产物为屈氏体,贝氏体和马氏体.直接水冷的显微组织主要为针状马氏体,也有少量板条状贝氏体和残余奥氏体.3 结 论1)用膨胀法结合金相———硬度法测得了65Mn 的CCT 图,为这种钢的加工热处理特别是控轧控冷工艺的制订提供了依据.2)根据CCT 图和不同冷却速度下的显微组织照片可知,当冷却速度比较低时,铁素体呈网状,当冷却速度大于215℃/s 时,会出现贝氏体,当冷却速度为10℃/s 时,有些铁素体呈魏氏组织形貌,这些组织都可能降低65Mn 钢的塑性加工性能和使用性能.3)为了避免网状铁素体、贝氏体、魏氏组织铁素体的出现,对于控轧控冷65Mn 钢盘条而言,冷却速度以控制在015～215℃/s 为宜.参考文献:[1]韩德伟.金相技术基础[M ].长沙:中南工业大学出版社,1981.[2]花桂泰,杨胜蓉.Y B /T 5127-93钢的临界点测定方法(膨胀法)[M ],北京:中国标准出版社,1997.[3]杨胜蓉.Y B /T 5129-93钢的连续冷却转变曲线图的测定方法(膨胀法)[M ].北京:中国标准出版社,1997.[4]张世中.钢的过冷奥氏体转变曲线图集[M ].北京:冶金工业出版社,1993.[5]热处理手册编委会.热处理手册(第四分册)[M ].北京:机械工业出版社,1978.[6]刘宗昌,张羊换,任慧平.65M n 钢CCT 曲线及园锯片淬火工艺[J ].金属热处理,1994,(11):8-11.[7]张羊换,刘宗昌.65Mn 钢CCT 曲线及组织性能研究[J ].包头钢铁学院学报,1994,13(3):35.(编辑 张积宾)・403・材 料 科 学 与 工 艺 第13卷 。
X65管线钢控轧控冷工艺研究
X65管线钢控轧控冷工艺研究作者：樊炜凯来源：《中国新技术新产品》2012年第12期摘要：本文介绍了利用热模拟试验机研究X65管线钢奥氏体连续冷却相变和组织演变规律。
并进行了生产试制，研究了不同工艺参数对最终组织和性能影响。
经过试验得知加热温度1200℃终轧温度780℃~820℃左右；冷却速度13℃/s~20℃/s左右，终冷温度在540℃~580℃生产的管线钢性能良好，满足要求。
关键词：X65；生产工艺；力学性能中图分类号：TG146.21，TG156.2 文献标识码：A前言管线钢作为石油和天然气长途输送重要方式的管道生产受到了广泛的关注。
2004年到2011年是我国油气输送管道建设的高峰期，天然气干线、支线、区域管网和城市管网、原油和成品油管线等项目每年消费近350万t。
针状铁素体管线钢因其良好的力学性能、焊接性能和抗腐蚀性能受到越来越多的关注。
采用低C、高Mn、微量Mo、Nb、V、Ti合金化，配合严格控轧控冷工艺，可获得针状铁素体为主的混合型组织，并具有优良的综合性能。
本文介绍了利用热模拟试验机研究X65管线钢奥氏体连续冷却相变和组织演变规律，并在莱钢1500mm生产线进行了生产试制，研究了不同工艺参数对最终组织和性能影响。
1 试验材料和方法1.1 试验钢的化学成分试验钢的化学成分如表1所示表1 试验钢的化学成分1.2 试验方法将试样加工成Φ10mm×15mm 圆柱；在MMS-200热模拟试验机上采用膨胀法测定钢的动态CCT曲线。
将试样以10℃/s速度加热到1200℃，保温5min；以5℃/s 速度冷却到830℃，进行单项压缩变形，真应变为0.6，应变速率1/s停留20s后以1℃/s，2℃/s，4℃/s，6℃/s，8℃/s，10℃/s，12℃/s，14℃/s，16℃/s，18℃/s，20℃/s，30℃/s，40℃/s的速度冷却到室温。
试验钢的CCT曲线的测定如图1所示图1 X65管线钢CCT曲线热模拟实验工艺路线对实验钢进行取样，试样经打磨抛光后用4％的硝酸酒精溶液腐蚀，采用金相显微镜观察组织形貌。
X65管线钢显微组织与力学性能的研究的开题报告
X65管线钢显微组织与力学性能的研究的开题报告
一、研究背景与意义
X65管线钢是一种高强度、高韧性的钢材，广泛应用于石油、天然气和水力输送等领域。
为了保证X65管线钢的可靠性和使用寿命，在生产和施工过程中需要对其显微组织和力学性能进行研究。
二、研究目的
本研究旨在：
1.分析X65管线钢的显微组织特征及其演化规律；
2.研究X65管线钢的力学性能，包括强度、韧性等方面；
3.探讨X65管线钢的显微组织与力学性能之间的关系。
三、研究方法
1.样品制备：采集一定数量的X65管线钢样品，进行热处理，并制备出符合标准要求的试样。
2.金相显微镜观察：对试样进行金相显微镜观察，分析样品的组织结构和演化规律。
3.机械性能测试：对试样进行拉伸试验、冲击试验等机械性能测试，分析X65管线钢的力学性能指标。
4.分析和比较：对实验结果进行分析和比较，探讨X65管线钢的显微组织和机械性能之间的关系。
四、论文结构
第一章：绪论
1.1 研究背景
1.2 研究目的
1.3 研究方法
1.4 论文结构
第二章：文献综述
2.1 X65管线钢的概述
2.2 X65管线钢的显微组织研究
2.3 X65管线钢的力学性能研究
第三章：试验设计
3.1 试验材料及热处理
3.2 试验流程及方法
3.3 试验参数
第四章：试验结果与分析
4.1 显微组织特征
4.2 机械性能测试结果
4.3 显微组织与机械性能之间的关系第五章：结论与展望
5.1 结论
5.2 展望
参考文献。
X65钢级管线钢热处理工艺研究
Ｓ Ｓ Ｓ
４ 分 析 与讨论
从 制度 １和制度 ３的试 验 （ 见表 ２ 对 比 中可 看 ）
Ｐ
Ｐ
Ｐ
Ｆ
＋
Ｆ
＋
Ｆ
＋ 火 火 火
出 ， 着正 火温 度 的升高 ， 拉 强度 、 随 抗 屈服 强度 、 长 伸
５ ５
ｍ ５
５
ｓｅ ｌ ， ｓ ｅ ｉｌ ｔ ｄ ｅ ｈ ｅ ｔｔｅ ｔ ｎ ｅ ｈ ｏｏ ｉ ｓ Ｗ ｉ ｈ ｎ ｌ ｓｓｏ ｓ ｅ ｕｔ ， ｔｉ ｇ ｔｔａ ｈ ｕ ｎ ｈ ｎ ｎ ｔ ｅｓ ｅ ｐ ｃ ａｌ ｓ ｉｄ ｔ ｅ ｈ ａ ｒ ａｍｅ ｔｔｃ ｎ ｌｇｅ ． ｔ ｔ ｅ ａ ａｙ ｉ ｆｔ ｔｒ ｓ ｌ ｉ ｓ ｏ ｈ ｔｔ ｅ ｑ ｅ ｃ ｉ ｇ ａ ｄ ｙ ｕ ｈ ｅ ｓ
源 ， 白云鄂 博西矿 至 包 钢 炼铁 厂 铺 设 一 条专 门用 在
Ｗ Ｐ Ｗ Ｓ 并 采用有 Ａ 脱 氧。基于 ５ ［ ］、 ［ ］ ｌ Ｌ标 准要 求 ， 计钢种 为 Ｂ ６ Ｌ Ｑ， 设 Ｘ ５ ２ 具体 成 分设计 见表 ’。 １
表 １ 试验钢种 Ｂ ６ Ｌ Ｑ的成分设计（ Ｘ５２ 质量分数 ） ％
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３ 热 处理 工 艺研 究
综 合 考 虑 管 线 用 钢 管 对 强 韧 性 和焊 接 性 的要
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X65管线厚板控制冷却时的相变效应
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Ｘ ５管 线厚 板控 制冷 却 时 的相 变 效 应 ６
张德 丰 ， 陆建 生 ， 宋 鹏 吕建 国 ，
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X65管线钢形变奥氏体连续冷却转变行为的实验研究高 珊 郑 磊(上海宝山钢铁股份公司技术中心产品所) 摘 要 在TH ERM EC M A ST ER2Z热模拟实验机上,用热膨胀方法研究了一种低碳微合金化X65管线钢的形变奥氏体连续冷却转变行为以及变形条件对相变微观组织的影响。
实验结果表明,该管线钢经60%的累计变形后在冷却速度大于5℃ s时可得到针状铁素体组织,同时变形温度及形变量对针状铁素体组织都有影响。
主题词 形变奥氏体 连续冷却 相变 针状铁素体 1 前 言 管线钢不仅要求具有高的强度、韧性、良好的焊接性能,而且要具有更低的脆性转变温度、抗氢致裂纹性能及高的止裂能力。
性能的不断提高意味着对钢材微观组织要求更加严格。
目前,用TM CP方法生产的管线钢按照组织分类,基本可以分为铁素体珠光体型和贝氏体型。
按照B ra m fitt B L等对贝氏体的分类[1],低碳微合金钢中形成的贝氏体组织可以描述为粒状贝氏体,即针状铁素体包含岛状或块状M2A组元。
它除了具有针状铁素体外,还有相当一部分多边型铁素体以及少部分马氏体小岛第二相组织。
因为材料的性能是由微观组织决定的,所以这二种类型的管线钢具有不同的性能。
其中以低碳针状铁素体型管线钢的性能最好,它将强度、韧性、焊接性能进行良好的匹配,具有更低的韧脆转变温度。
国际上许多重要的管线工程已经应用针状铁素体型管线钢。
形变奥氏体向铁素体、珠光体及贝氏体的转变是热轧板带轧后冷却过程中发生的主要相变。
因此,对热变形奥氏体连续冷却转变行为的研究是制定合理变形工艺制度的前提条件。
同时,随着控制轧制和热机械控制轧制技术的发展与应用,研究奥氏体形变条件对相变和组织的影响就显得尤为重要。
笔者用热模拟的实验方法研究了一种针状铁素体X65管线钢的形变奥氏体连续冷却转变行为及形变条件对其相变组织的影响。
2 实 验 2.1 实验材料及实验方法用50kg真空感应炉冶炼,实验用钢的主要化学成分为(w%)C0.045,Si0.24,M n1.47,经N b、T i微合金化,并加入少量M o、Cu、N i合金。
浇铸成钢锭经开坯锻造后,加工成尺寸为 8mm×12mm的实验用试样。
在日本TH ERM EC M A S2 T ER2Z热模拟机上进行热模拟实验。
2.2 形变奥氏体连续冷却转变CCT曲线的测定实验1用热膨胀的方法测定形变奥氏体连续冷却动态CCT曲线。
奥氏体化温度为1200℃,保温8m in,在1050℃以5s-1的变形速率变形30%后,以10℃ s冷却到850℃保温20s,再以10s-1的速率变形30%,最后用不同的冷却速率v c冷却到300℃,测其相变点。
冷却速度v c(℃ s)分别为0.1,0.2,0.5,1,2,5,10,15,20,30。
2.3 变形条件对相变及组织状态的影响实验1中,确定以5℃ s的冷却速度可以得到针状铁素体组织。
根据这一结果,进一步研究了在一定冷却速度的条件下(5℃ s),变形量、变形温度对相变及微观组织的影响。
实验2分奥氏体再结晶区的单道次变形和奥氏体未再结晶区的二道次变形,工艺分别如图1(a)、1(b)所示。
图1(a)・9・焊管・第25卷第6期・2002年11月中的T (℃)分别为1100,1050,1000,(Ε分别为20%,40%,60%;图1(b )中的T (℃)分别为850,800,Ε分别为20%,40%,50%。
3 实验结果及讨论 3.1 形变奥氏体连续冷却动态CCT 曲线X 65管线钢的动态CCT 曲线,如图2所示,其典型金相组织如图3所示。
金相组织分析结果表明(图3),形变奥氏体图1 变形条件对相变及组织状态的实验工艺(A F 为针状铁素体,PF 为多边形铁素体,P 为珠光体)图2 X 65管线钢的动态CCT曲线图3 X 65管线钢动态CCT 曲线典型金相图・01・焊 管 2002年11月在冷却速度小于0.5℃ s 时,得到珠光体+多边形铁素体组织。
当冷却速度为1℃ s 时,组织为针状铁素体+多边形铁素体+少量珠光体组织,多边形铁素体的边界已经逐渐转变为不规则形状,针状铁素体的量较少;当冷速为2℃ s 时,组织为针状铁素体+少量多边形铁素体,珠光体完全消失,多边形铁素体组织更加细小;当冷却速度大于5℃ s 时,组织为单一的针状铁素体,其中有一定数量的M -A 小岛,其尺寸较大,排列具有方向性。
随着冷却速度的加大,M -A 岛数量增多,尺寸变小,分布较均匀,针状铁素体更加细小,尤其在冷却速度为20～30℃ s 时更为明显。
由该X 65管线钢动态CCT 曲线得出,在冷却速度大于5℃ s 时,可以得到针状铁素体组织,并具有较低的硬度(<230HV 10)。
3.2 形变条件对组织的影响实验结果表明,无论是在奥氏体再结晶区还是在未再结晶区变形,针状铁素体的组织都将随变形量的加大变得更加细小。
在奥氏体再结晶区,随变形量的增加及变形温度的降低,针状铁素体中的M -A 岛数量增加、弦长变小、分布更加均匀;在奥氏体未再结晶区变形,变形温度降低及变形量加大,也会出现同样的情况(见图4)。
这是因为不论是在再结晶区变形,还是在未再结晶区变形,随着变形量的增加及变形温度的降低,奥氏体晶粒尺寸都会减小。
晶粒减小意味着晶界增加,由于晶界的内吸附作用,在晶界偏聚的碳相对多一些,因而M -A 岛的数量增多、尺寸减小。
图4 变形条件对X 65管线钢相变组织的影响 M -A 岛的形态、数量及分布对钢材的韧性有较大的影响[2]。
因此,可以根据试验结果,选择适当的变形工艺以提高钢材的韧性。
4 结 论 通过实验得到以下结论:(1)该X 65管线钢在冷却速度大于5℃ s 时,可以得到单一的针状铁素体组织。
(2)增大变形量与降低变形温度可以使针状铁素体组织更加细小,且M -A 岛尺寸减小、分布均匀。
参考文献1 B ram fitt B L ,Speer J G .A pers pective on theM orhpol 2ogy of Bainite [J ].M etall T rans ,1990,21A (4):817～8292 方鸿生,徐光平,白秉哲等.一种新的复相组织-仿晶界型铁素体 粒状贝氏体.金属学热处理,2001(11):33～38第一作者 高珊,女,1970年出生。
在宝钢股份公司技术中心产品研究所,从事产品研究开发工作。
通信地址:上海宝山区克东路1号 邮编:201900 电话:(021)26648713 E 2m ail :gaoshan @baosteel .com(收稿日期:2002—07—29)・11・第25卷第6期 高 珊等:X 65管线钢形变奥氏体连续冷却转变行为的实验研究ABSTRACTSW E LD E D P I PE AND TUBE V ol.25N o.6N ov.2002Appl i ca ti on of Resist ance Reduc i n g Coa ti n g M a ter i a l on Ga s P i pel i n eL in Z hu,Z hang L ip ing,Y uan Z hong li et al(1) Abstract:H e resistance reducing coating on inside w all of gas p i peline can not only decrease inside corrosi on,but als o l ow er the roughness of inside p i pe w all,reduce the trans2 m itting resistance,and increase the efficiency of gas p i peline.T he app licati on status of resistance reducing coat2 ing m aterial both hom e and abroad w as introduced,and the reducing effect and econom ic benefit of the researched AW-01gas p i peline resistance reducing coating m aterial w as analyzed and evaluated.T he resistance reducing effect w as considered to be obvi ously,if it can be used on w est to east gas p i peline p roject,the potential econom ic and s ocial benefit w ill be obtained.Subject Ter m s:gas p i peline coating m aterial tech2nol ogy evaluati on benefitCo m pound P i pe and Polyethylene Powder Resi n L i n er P i peS hen Z hij i(5)Abstract:T he devel opm ent,p roperties and advantages of w ater supp ly p i pe both at hom e and abroad w ere intro2 pared from w ater supp ly p i pe safety,sanitati on and econom ic points,the liner p i pe w as considered to be the first choice for w ater supp ly p i pe due to the best perfor2 m ance.T he polyethylene pow der resin liner p i pe is a k ind of compound p i pe to be devel oped potentially w ith m ini2 m um risk in Ch ina.Subject Ter m s:w ater supp ly p i pe liner steel p i pepolyethylene pow der compoundp i peTest Research on X65P i pel i n e Steel D efor ma ti on Con ti n-uous Cool i n g Austen ite Tran siti onGao S han,Z heng L ei(9)Abstract:T he l ow carbon and m icro-all oy X65p i peline steel defor m ati on continuous cooling A ustenite transiti on and the effect of defor m ati on conditi on to m icro-structure w ere studied on TH ER E M EC M A ST ER-Z tester by heat expansi on m ethod.T he test result show s that w hen the cooling s peed of steel is more than5℃ s,the p in ferrite structure can be obtained after accum ulated60%defor m a2 ti on.M eanw h ile,the defor m ati on te mperature and defor2 m ati on value can effect the p in ferrite structure.Subject Ter m s:austenite defor m ati on continuous cool2ing m etall ograph ical defor m ati on p in ferrite Research on M i cro-structure and L ow Te m pera ture Toughness of X65P i pel i n e Steel Jo i n ter W eldJ in X iaojun,H uo L ix ing,Z hang Y uf eng(12) Abstract:T he m icro-structure and m echanical p roperties of X65p i peline steel j ointer w eld w ere studied.T he test result show s that j ointer w eld is typ ically ferrite and pearlite structure,HA Z contains side stri p ferrite.T he tensile test fracture area l ocates on w eld seam,and the hardness near HA Z fusi on line is the h ighest,aw ay from the fusi on line,the hardness declines and reach the parent m etal hardness.T he i m pact result and above hardness re2 sult show that the i m pact toughness value of j ointer w eld is good,w eld seam and parent m etal are“l ow strength”m atched,the m echanical p roperties of w eld and parent m etal are good,the fracture toughness of w eld is better than HA Z.Subject Ter m s:X65p i peline steel structure tough2ness test researchThree-D i m en si ona l Ela sti c Stress F i elds Near V Notches of the I m pact Test Sam pleY ang Z heng,GuoW anlin,D ong H uiru et al(15) Abstract:T he p roble m s considered here are the V notches of the i m pact test samp le subjected to a3-point bending l oad.D etailed th ree-di m ensi onal finite ele m ent computa2 ti ons are perfor m ed to investigate the stress field near the notches.T he effects of B a and z B on stress concentra2 ti on factor(SCF)and out-of-p lane stress constraint fac2 tor are analyzed.T he stress concentrati on factor(SCF)at notch root in the m iddle p lane is the functi on of B a.T he th ickness of test samp les has obvi ous effects on the stress concentrati on factor K t.T he stress concentrati on factors K t from the m iddle p lane to the free p lane are less than the ones(K t)m-p in the m iddle p lane at notch root,and they are functi ons of B a and z B.T he out-of-p lane stress constraint factors are functi ons of B a and z B.T he T z in2 creases w ith increasing B and cl osing to the m iddle p lane. T he reas ons for the fracture separati on are analyzed accord2 ing to the results of th ree-di m ensi onal finite ele m ent com2 putati ons of the i m pact test samp le subjected to a3-point bending l oad.Subject Ter m s:notch i m pact test fracture separa2ti on stress concentrati on out-of-p lane stress constraintCo m puter Auto ma ti c Con trol of H i gh Frequency P i pe W eldi n g ProcessW u X ueli,L in L ix in,J ia H uiran et al(19)・16・焊管・第25卷第6期・2002年11月。