摘要：設(shè)計(jì)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(duì)熔敷金屬進(jìn)行組織分析、斷口觀察和物相分析，測(cè)定低溫沖擊韌性。結(jié)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)，F(xiàn)e-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(guò)程中發(fā)生γ→α'-M相變，-196 ℃沖擊吸收功分別為6.7 J、11.7 J，表現(xiàn)為脆性斷裂。Fe-20Mn沖擊試驗(yàn)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(fā)生TRIP效應(yīng)是超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。

　　關(guān)鍵詞：LNG;熔敷金屬;沖擊韌性;奧氏體;馬氏體相變

　　0 前言

　　隨著經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展，能源消耗量激增，過(guò)度依賴(lài)煤炭造成了嚴(yán)重的空氣污染，大規(guī)模使用清潔能源天然氣已成為必然趨勢(shì)。截至2018年底，我國(guó)陸續(xù)建成投產(chǎn)廣東大鵬、福建莆田等21座LNG接收站，預(yù)計(jì)至2020年底，我國(guó)海上進(jìn)口液化天然氣(LNG)將達(dá)700億m3，計(jì)劃建造60座LNG終端接收站[1]。

　　LNG儲(chǔ)罐的工作溫度為-162 ℃，目前常用超低溫儲(chǔ)罐材料為9Ni鋼，不僅合金成本昂貴，而且在加工及運(yùn)輸過(guò)程中易被磁化，焊接時(shí)出現(xiàn)磁偏吹，給焊接帶來(lái)很大困難[2]。為節(jié)省成本，韓國(guó)浦項(xiàng)鋼鐵公司率先研發(fā)并推廣超低溫奧氏體高錳鋼，該鋼在-196 ℃下具有優(yōu)異的力學(xué)性能。2017年，LNG用高錳低溫鋼被國(guó)際材料和標(biāo)準(zhǔn)機(jī)構(gòu)ASTM International注冊(cè)為標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)[3-4]，這意味著超低溫奧氏體高錳鋼取代9Ni鋼是能源運(yùn)輸行業(yè)發(fā)展的必然趨勢(shì)。浦項(xiàng)鋼鐵公司在研發(fā)該高錳鋼的同時(shí)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(chǎng)提供了有力的競(jìng)爭(zhēng)力。

　　高錳鋼研發(fā)在國(guó)內(nèi)起步較晚，南京鋼鐵公司、舞陽(yáng)鋼鐵公司繼浦項(xiàng)鋼鐵公司之后，成功研發(fā)出LNG用高錳低溫鋼[5-6]，但無(wú)相匹配的焊接材料。因此，高錳低溫鋼焊接材料的研發(fā)迫在眉睫。

　　本研究結(jié)合Fe-Mn二元相圖[7]及高錳鋼焊縫舍弗勒相圖[8]，設(shè)計(jì)不同成分的高錳鋼焊接材料，制備熔敷金屬并測(cè)試熔敷金屬的力學(xué)性能，研究熔敷金屬在沖擊過(guò)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(yàn)材料與方案

　　1.1 試驗(yàn)材料

　　設(shè)計(jì)三種不同成分的焊接材料，根據(jù)GB/T25777-2010制備超低溫奧氏體高錳鋼熔敷金屬，其化學(xué)成分如表1所示，目標(biāo)力學(xué)性能如表2所示。

　　1.2 試驗(yàn)方案

　　根據(jù)GB/T229-2007制備熔敷金屬?zèng)_擊試樣，開(kāi)V型缺口，分別在-60 ℃及-196 ℃下進(jìn)行示波沖擊試驗(yàn)。根據(jù)GB/T228.1-2010制備熔敷金屬拉伸試樣，在室溫下測(cè)量其拉伸性能。采用OM結(jié)合維氏硬度計(jì)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(shí)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(duì)沖擊試驗(yàn)前后熔敷金屬相組成進(jìn)行定性及定量分析，試驗(yàn)采用Co靶，衍射角(2θ)范圍為30°～100°，掃描速度1°/min。

　　2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

　　2.1 熔敷金屬力學(xué)性能測(cè)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?zèng)_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(xué)性能優(yōu)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(shù)為100倍和500倍，可以看出，高錳鋼熔敷金屬為柱狀晶結(jié)構(gòu)，在WM-1熔敷金屬枝晶間發(fā)現(xiàn)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(jì)觀察并對(duì)熔敷金屬顯微組織進(jìn)行硬度測(cè)試，結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)[8-10]確定其相組成。結(jié)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(fā)現(xiàn)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(guò)程中組織變化

　　WM-1與WM-2熔敷金屬在-60 ℃沖擊試驗(yàn)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(jié)果表明WM-1與WM-2熔敷金屬在沖擊過(guò)程中發(fā)生γ→α'馬氏體相變，發(fā)生明顯的TRIP效應(yīng)，熔敷金屬發(fā)生TRIP效應(yīng)能吸收能量，但產(chǎn)生的α'馬氏體更利于裂紋擴(kuò)展。WM-2熔敷金屬在沖擊過(guò)程中TRIP量高，吸收能量高，沖擊后α'馬氏體含量低，裂紋擴(kuò)展較難，因此，WM-2熔敷金屬?zèng)_擊吸收功更高。分析認(rèn)為，在-60 ℃下，WM-1與WM-2已發(fā)生明顯的TRIP效應(yīng)，在-196 ℃時(shí)必然也會(huì)發(fā)生明顯的γ→α'馬氏體相變。

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