微观组织对X70管线钢浆料磨损特性的影响

工程科学学报，第37卷，第3期：324-328,2015年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.3:324-328,March 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.03.010:http://journals.ustb.edu.cn 微观组织对X70管线钢浆料磨损特性的影响 巨 彪，武会宾四，潘学福，唐荻 北京科技大学高效轧制国家工程研究中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:wuhh@ustb.edu.cm 摘要利用湿砂橡胶轮磨损试验机对同成分不同组织的三种管线钢进行了浆料磨损实验，随后对磨损后的试样表面进行 扫描电镜观察和三维白光干涉分析，研究组织类型影响耐磨性的原因及磨损的微观机理.结果表明：当磨损机理以微观犁沟 和微观疲劳为主时，复相组织中共存的两相硬度差别越大，磨痕的微观变形越不易协调，磨损质量损失越明显：当整体力学性 能接近时，粒状贝氏体+针状铁素体的复相组织最为耐磨，粒状贝氏体+多边形铁素体复相组织次之，板条贝氏体+多边形 铁素体复相组织耐磨性最差。 关键词管线钢：微观组织：浆料：磨损 分类号TG142.1 Effects of microstructures on the slurry wear properties of X70 pipeline steels JU Biao,WU Hui-bin,PAN Xue-fu,TANG Di National Engineering Research Center for Advanced Rolling,University of Science and Technology Beijing,Beijing 10083,China Corresponding author,E-mail:wuhb@ustb.edu.cn ABSTRACT Slurry wear tests of three designed pipeline steels with the same chemical composition but different microstructures were performed by utilizing a wet sand/rubber wheel abrasion test apparatus.The worn surfaces were further investigated by scanning elec- tron microscopy and 3D white light interference analysis to reveal the wear mechanism and the relation between the microstructure and wear resisting performance.It is found that the mass loss increases with the increase of the micro-hardness difference between two pha- ses in the multiphase structure when the predominant wear mechanism is micro-ploughing combined with micro-fatigue.That is due to a misfit of micro deformation between the hard phase and the soft phase.Among the three different multiphase steels with nearly the same mechanical properties,the wear resistance of the granular bainite-acicular ferrite multiphase structure is the best,followed by the granular bainite-polygonal ferrite structure,and then the lath bainite-polygonal ferrite structure. KEY WORDS pipeline steel:microstructure:slurry:wear 常见的X65、X70和X80级石油天然气输送用管 经济性考虑都有着独特的优势.2012年开工建设的我 线钢的应用在我国已达到比较成熟的阶段四.但是， 国乃至亚洲第一条长距离输煤管道一神渭输煤管 管道运输的优势不仅体现在石油天然气等气体和液体 道，其727km的设计输送距离是世界最长距离固体输 运输过程中，电力、冶金、煤炭、化工、建材等行业固体 送管道，为我国北煤南运指出了新的方向.有针对性 物料的长距离、大体量输送上管道运输依然能发挥其 地开发可抵抗一定程度物料磨损的耐磨管线钢具有广 连续、平稳、廉价、安全等优点，可直接输送也可制浆间 阔的应用前景. 接输送.目前，全世界已建成浆体长距离运输管道上 国内已建成的矿浆体管道大多数采取石油天然气 百条四，运输的物料有煤、铁精矿、铜精矿、磷精矿、石 长输管道用X系列高强管线钢建造▣.此时除现有优 灰石、铝土矿等几十种，其中管道输煤无论从环保还是 势外，常规X系列管线钢还需具备较强的耐磨性才能 收稿日期：2013-一11-12

工程科学学报，第 37 卷，第 3 期: 324--328，2015 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 3: 324--328，March 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 03． 010; http: / /journals． ustb． edu． cn 微观组织对 X70 管线钢浆料磨损特性的影响 巨 彪，武会宾，潘学福，唐 荻 北京科技大学高效轧制国家工程研究中心，北京 100083  通信作者，E-mail: wuhb@ ustb． edu． cn 摘 要 利用湿砂橡胶轮磨损试验机对同成分不同组织的三种管线钢进行了浆料磨损实验，随后对磨损后的试样表面进行 扫描电镜观察和三维白光干涉分析，研究组织类型影响耐磨性的原因及磨损的微观机理． 结果表明: 当磨损机理以微观犁沟 和微观疲劳为主时，复相组织中共存的两相硬度差别越大，磨痕的微观变形越不易协调，磨损质量损失越明显; 当整体力学性 能接近时，粒状贝氏体 + 针状铁素体的复相组织最为耐磨，粒状贝氏体 + 多边形铁素体复相组织次之，板条贝氏体 + 多边形 铁素体复相组织耐磨性最差． 关键词 管线钢; 微观组织; 浆料; 磨损 分类号 TG142. 1 Effects of microstructures on the slurry wear properties of X70 pipeline steels JU Biao，WU Hui-bin ，PAN Xue-fu，TANG Di National Engineering Ｒesearch Center for Advanced Ｒolling，University of Science and Technology Beijing，Beijing 10083，China  Corresponding author，E-mail: wuhb@ ustb． edu． cn ABSTＲACT Slurry wear tests of three designed pipeline steels with the same chemical composition but different microstructures were performed by utilizing a wet sand/ rubber wheel abrasion test apparatus． The worn surfaces were further investigated by scanning elec￾tron microscopy and 3D white light interference analysis to reveal the wear mechanism and the relation between the microstructure and wear resisting performance． It is found that the mass loss increases with the increase of the micro-hardness difference between two pha￾ses in the multiphase structure when the predominant wear mechanism is micro-ploughing combined with micro-fatigue． That is due to a misfit of micro deformation between the hard phase and the soft phase． Among the three different multiphase steels with nearly the same mechanical properties，the wear resistance of the granular bainite-acicular ferrite multiphase structure is the best，followed by the granular bainite-polygonal ferrite structure，and then the lath bainite-polygonal ferrite structure． KEY WOＲDS pipeline steel; microstructure; slurry; wear 收稿日期: 2013--11--12 常见的 X65、X70 和 X80 级石油天然气输送用管 线钢的应用在我国已达到比较成熟的阶段［1］． 但是， 管道运输的优势不仅体现在石油天然气等气体和液体 运输过程中，电力、冶金、煤炭、化工、建材等行业固体 物料的长距离、大体量输送上管道运输依然能发挥其 连续、平稳、廉价、安全等优点，可直接输送也可制浆间 接输送． 目前，全世界已建成浆体长距离运输管道上 百条［2］，运输的物料有煤、铁精矿、铜精矿、磷精矿、石 灰石、铝土矿等几十种，其中管道输煤无论从环保还是 经济性考虑都有着独特的优势． 2012 年开工建设的我 国乃至亚洲第一条长距离输煤管道———神渭输煤管 道，其 727 km 的设计输送距离是世界最长距离固体输 送管道，为我国北煤南运指出了新的方向． 有针对性 地开发可抵抗一定程度物料磨损的耐磨管线钢具有广 阔的应用前景． 国内已建成的矿浆体管道大多数采取石油天然气 长输管道用 X 系列高强管线钢建造［3］． 此时除现有优 势外，常规 X 系列管线钢还需具备较强的耐磨性才能

巨彪等：微观组织对X70管线钢浆料磨损特性的影响 ·325· 适应矿浆管道用材需要.开普敦大学Alen和Ball 行.该试验机为湿砂半自由浆料磨损，工作原理如图1 将硬质粒子在法向或切向力作用下对材料表面造成的 所示.在直流电机的驱动下利用转动的橡胶轮及搅拌 损伤定义为磨料磨损.浆体管道中固体粒子作为磨料 桨带动水和石英砂的混合磨料对金属试样产生磨损， 对管壁造成磨损，主要是因较硬的磨料在与较软的材 从而对材料在特定浆料下的耐磨性进行评价，通过更 料摩擦接触时较软一方发生了微观脱落，通常有切削、 换砝码进行不同载荷条件下的实验.磨损试样尺寸为 撞击和擦伤三种类型可.清华大学曾用三体磨损试验 57mm×25.5mm×6mm,固体磨料为粒度在40~70目 机6刀来评价浆体管道的抗磨损性，并指出材料的抗 的石英砂.磨损实验前先用分析天平（精度0.1mg)称 冲蚀磨损能力不仅与硬度有关，也与材料微观组织有 量用丙酮超声波清洗并充分干燥后的原始试样质量， 关，且复相组织较强的协调变形能力有利于提高耐磨 记录后将试样装入磨损试验机，再将水和石英砂按1： 性，但对不同复相组织之间耐磨性的差异未作评论 1的体积比加入到浆料槽里，加入量以完全淹没试样夹 本工作对实验室设计、试制的X70强度级管线钢 具为限.橡胶轮直径为178mm,为保持其与试样接触 进行了力学性能测试和微观组织观察：采用改进型浆 的线速度约为2m·s,计算出实验时设定转速应为 料磨损试验机对获得的不同组织的三类钢样进行浆料 214rmin.开机磨损实验前先不加砝码，抬起悬臂 磨损实验，得出不同载荷和实验周期下实验钢磨损规 使橡胶轮不与试样接触，充分搅拌混合好水和石英砂 律及相对耐磨性：对磨损表面进行分析讨论，明确了三 后加上砝码放下悬臂：设定第一次磨损转数为6000r, 种类型的复相组织管线钢在浆料磨损情况下的磨损机 完成后取出试样用丙酮清洗和吹干，称其质量；再装回 理及造成耐磨性差异的原因. 实验机用同样方法继续磨损，每间隔3000r取出称量 1实验材料与方法 一次；直到累积磨损转数为15000r时停止实验.三种 钢均在40N和70N两种载荷砝码加载下采用上述规 1.1实验用钢的准备及组织性能测试 程进行三组重复实验.利用扫描电镜和三维白光干涉 实验用钢在高效轧制国家工程研究中心25kg真 表面形貌仪观察实验钢的磨损表面微观形貌，分析组 空感应熔炼炉冶炼，经锻造制备成80mm×80mm× 织与耐磨性的关系及磨损机理. l00mm的方坯三块，分别标记为A、B和C.取样进行 橡胶轮 化学分析后的实验钢主要合金成分（质量分数，%） 浆料槽 为：C0.070,Si0.24,Mn1.53,Cr0.26,Nb0.045,Ti 悬臂 0.016,Fe为余量.三块钢坯均在350mm热轧实验轧 机进行热轧.轧前1200℃保温2h,出炉待温度降至 1100℃开始第一阶段轧制，经三道次不间断轧制成厚 砝码 度30mm的中间坯：再待温度降至950℃时开始第二 浆料 阶段的三道次不间断轧制，最终钢板厚度为12mm;随 搅拌桨 后在模拟层流冷却装置以不同工艺控冷.A坯：轧后 试样及夹具 图1湿砂橡胶轮磨损试验机示意图 待温度降至750℃进入层流冷却装置，调节水幕喷水 Fig.I Schematic illustration of the wet sand/rubber wheel abrasion 量至冷速约15℃·s,冷至500℃后出水空冷至室温 test apparatus B坯：轧后直接进入冷速约15℃·s的层流冷却水幕 冷至500℃后出水空冷至室温.C坯：同样先待温度降 2 结果与讨论 至750℃，但冷却水量调节为冷速约30℃·s1,冷却至 400℃后出水空冷至室温.轧制过程中各设定温度均 2.1微观组织与力学性能 采用红外测温仪测量，精度在±20℃内. 三种工艺制备的实验钢微观组织见图2.A钢组 按美国API SPEC5L管线钢管规范要求，在三种 织是65%粒状贝氏体和35%多边形铁素体组成的复 钢板上取样测试力学性能.同时切取的金相试样经打 相组织：B钢主要为粒状贝氏体相，并有少量针状铁素 磨抛光后先在数字显示布氏硬度计上分别测量三种实 体（少于10%)：C钢组织为70%板条贝氏体和30% 验用钢的平均布氏硬度值(HBW):再用4%硝酸乙醇 多边形铁素体的双相组织.表1给出了三种不同组织 溶液浸蚀抛光后的表面制备成金相试样，利用扫描电 实验钢的主要力学性能。三种钢屈服强度和布氏硬度 镜观察材料的微观组织.随后对组织中不同的相进行 几近相同，抗拉强度方面B钢稍高于A钢和C钢.对 显微硬度(HV)测试. 照美国API SPEC5L管线钢管规范发现，成分相同、组 1.2磨损实验及分析方法 织有差别的A、B和C三种钢各项力学性能指标均符 磨损实验在改进型湿沙橡胶轮磨损试验机上进 合规范中对X70级油气管道用钢的要求

巨 彪等: 微观组织对 X70 管线钢浆料磨损特性的影响 适应矿浆管道用材需要． 开普敦大学 Allen 和 Ball［4］ 将硬质粒子在法向或切向力作用下对材料表面造成的 损伤定义为磨料磨损． 浆体管道中固体粒子作为磨料 对管壁造成磨损，主要是因较硬的磨料在与较软的材 料摩擦接触时较软一方发生了微观脱落，通常有切削、 撞击和擦伤三种类型［5］． 清华大学曾用三体磨损试验 机［6 － 7］来评价浆体管道的抗磨损性，并指出材料的抗 冲蚀磨损能力不仅与硬度有关，也与材料微观组织有 关，且复相组织较强的协调变形能力有利于提高耐磨 性，但对不同复相组织之间耐磨性的差异未作评论． 本工作对实验室设计、试制的 X70 强度级管线钢 进行了力学性能测试和微观组织观察; 采用改进型浆 料磨损试验机对获得的不同组织的三类钢样进行浆料 磨损实验，得出不同载荷和实验周期下实验钢磨损规 律及相对耐磨性; 对磨损表面进行分析讨论，明确了三 种类型的复相组织管线钢在浆料磨损情况下的磨损机 理及造成耐磨性差异的原因． 1 实验材料与方法 1. 1 实验用钢的准备及组织性能测试 实验用钢在高效轧制国家工程研究中心 25 kg 真 空感应熔炼炉冶炼，经锻造制备成 80 mm × 80 mm × 100 mm 的方坯三块，分别标记为 A、B 和 C． 取样进行 化学分析后的实验钢主要合金成分( 质量分数，% ) 为: C 0. 070，Si 0. 24，Mn 1. 53，Cr 0. 26，Nb 0. 045，Ti 0. 016，Fe 为余量． 三块钢坯均在 350 mm 热轧实验轧 机进行热轧． 轧前 1200 ℃ 保温 2 h，出炉待温度降至 1100 ℃ 开始第一阶段轧制，经三道次不间断轧制成厚 度 30 mm 的中间坯; 再待温度降至 950 ℃ 时开始第二 阶段的三道次不间断轧制，最终钢板厚度为 12 mm; 随 后在模拟层流冷却装置以不同工艺控冷． A 坯: 轧后 待温度降至 750 ℃ 进入层流冷却装置，调节水幕喷水 量至冷速约 15 ℃·s － 1，冷至 500 ℃后出水空冷至室温． B 坯: 轧后直接进入冷速约 15 ℃·s － 1的层流冷却水幕 冷至 500 ℃后出水空冷至室温． C 坯: 同样先待温度降 至 750 ℃，但冷却水量调节为冷速约 30 ℃·s － 1，冷却至 400 ℃后出水空冷至室温． 轧制过程中各设定温度均 采用红外测温仪测量，精度在 ± 20 ℃内． 按美国 API SPEC 5L 管线钢管规范要求，在三种 钢板上取样测试力学性能． 同时切取的金相试样经打 磨抛光后先在数字显示布氏硬度计上分别测量三种实 验用钢的平均布氏硬度值( HBW) ; 再用 4% 硝酸乙醇 溶液浸蚀抛光后的表面制备成金相试样，利用扫描电 镜观察材料的微观组织． 随后对组织中不同的相进行 显微硬度( HV) 测试． 1. 2 磨损实验及分析方法 磨损实验在改进型湿沙橡胶轮磨损试验机上进 行． 该试验机为湿砂半自由浆料磨损，工作原理如图 1 所示． 在直流电机的驱动下利用转动的橡胶轮及搅拌 桨带动水和石英砂的混合磨料对金属试样产生磨损， 从而对材料在特定浆料下的耐磨性进行评价，通过更 换砝码进行不同载荷条件下的实验． 磨损试样尺寸为 57 mm × 25. 5 mm × 6 mm，固体磨料为粒度在 40 ～ 70 目 的石英砂． 磨损实验前先用分析天平( 精度 0. 1 mg) 称 量用丙酮超声波清洗并充分干燥后的原始试样质量， 记录后将试样装入磨损试验机，再将水和石英砂按 1∶ 1的体积比加入到浆料槽里，加入量以完全淹没试样夹 具为限． 橡胶轮直径为 178 mm，为保持其与试样接触 的线速度约为 2 m·s － 1，计算出实验时设定转速应为 214 r·min － 1 ． 开机磨损实验前先不加砝码，抬起悬臂 使橡胶轮不与试样接触，充分搅拌混合好水和石英砂 后加上砝码放下悬臂; 设定第一次磨损转数为 6000 r， 完成后取出试样用丙酮清洗和吹干，称其质量; 再装回 实验机用同样方法继续磨损，每间隔 3000 r 取出称量 一次; 直到累积磨损转数为 15000 r 时停止实验． 三种 钢均在 40 N 和 70 N 两种载荷砝码加载下采用上述规 程进行三组重复实验． 利用扫描电镜和三维白光干涉 表面形貌仪观察实验钢的磨损表面微观形貌，分析组 织与耐磨性的关系及磨损机理． 图 1 湿砂橡胶轮磨损试验机示意图 Fig． 1 Schematic illustration of the wet sand / rubber wheel abrasion test apparatus 2 结果与讨论 2. 1 微观组织与力学性能 三种工艺制备的实验钢微观组织见图 2． A 钢组 织是 65% 粒状贝氏体和 35% 多边形铁素体组成的复 相组织; B 钢主要为粒状贝氏体相，并有少量针状铁素 体( 少于 10% ) ; C 钢组织为 70% 板条贝氏体和 30% 多边形铁素体的双相组织． 表 1 给出了三种不同组织 实验钢的主要力学性能． 三种钢屈服强度和布氏硬度 几近相同，抗拉强度方面 B 钢稍高于 A 钢和 C 钢． 对 照美国 API SPEC 5L 管线钢管规范发现，成分相同、组 织有差别的 A、B 和 C 三种钢各项力学性能指标均符 合规范中对 X70 级油气管道用钢的要求． · 523 ·

·326· 工程科学学报，第37卷，第3期 图2实验钢微观组织.(a)A钢：(b)B钢：(c)C钢 Fig.2 Microstructure of the tested steels:(a)Steel A:(b)Steel B:(c)Steel C 表1实验钢的力学性能 Table 1 Mechanical properties of the tested steels with different microstructures 钢样 屈服强度/MPa 抗拉强度/MP 拉伸率/% 冲击功(-20℃)小 HBW A 529 632 38 295 212 B 524 649 29 271 222 C 530 621 32 284 208 2.2磨损分析 磨损实验转数增加的直线斜率基本相同，未出现质 对三种实验钢分别进行40N和70N不同载荷下 量损失突然加快或减慢的情况.但当载荷为70N 的浆料磨损实验，用磨损前后试样的质量损失来评价 时，质量损失随磨损转数增加的幅度较载荷为40N 试样在限定磨损条件下的磨损情况.对每一种钢进行 时大，表现在图4中即70N对应的曲线斜率大于40 同样规程的三次重复实验后得到对应磨损时长的质量 N对应的变化曲线 损失平均值.不同载荷条件下累积磨损15000r后的 4.5 -。一A削.40N 平均质量损失见图3，图4是三种钢在不同磨损转数 4.0 ·-B钢.40N 下对应的质量损失变化情况. 4-C钢4N 3.5 --A钢，70八 -B钢，70N 40N 3.0 -4--C剩，70N 70N 2.5 3.7936 2.0 3.3021 78871 15 1.0 1.5504 1,6727 0.5上 1.3508 (000 80001000012000140016000 转数r 图4质量损失随磨损转数的变化曲线 Fig.4 Mass loss as a function of tested revolutions A B钢 C钢 图340N和70N磨损15000r后试样的累积质量损失 材料抵抗磨损的行为并不是材料的一种固有性 Fig.3 Accumulated mass loss of samples tested after 15000 r at 40N 质，它与材料的微观组织、磨损发生时磨料中的颗粒 and 70 N 尺寸、测试条件和设备，甚至实验时的环境因素有 从图3可以看出：在累积磨损实验15000r后B钢 关网.长时间磨损会造成磨料颗粒破碎，产生尖锐的 的平均质量损失最小，C钢最大，A钢居中，说明其耐 棱角，棱角的增加会使磨损的微观机理从对材料损 磨性依次降低；而且无论实验的载荷条件是40N还是 害较小的微观犁沟转为损害更大的微观切削机 70N时，A、B和C三种钢之间的累积质量损失相对关 理可.本工作中三种钢样在同一设备上进行相同条 系并没有变化为进一步揭示不同载荷条件影响下 件的对比实验，并在每磨3000r后停机称重，再开始 各钢样的磨损情况，图4中给出了磨损质量损失随 时完全更换磨损用的砂浆，以避免石英砂粒度变化 磨损实验转数的变化曲线.可以看出在实验的转数 的影响.实验加载值和材料硬度是影响磨损过程的 分别为6000、9000、12000和15000r时，无论载荷大 最重要因素回，一般认为硬度越高耐磨性越好.Xu 小，试样的磨损质量损失表现出相同的线性增长规 等©在开展其耐磨研究工作的同时总结前人结论并 律：且在同一载荷时，各试样磨损后的质量损失随着 指出，钢的硬度与耐磨性的关系并非始终保持简单

工程科学学报，第 37 卷，第 3 期 图 2 实验钢微观组织． ( a) A 钢; ( b) B 钢; ( c) C 钢 Fig． 2 Microstructure of the tested steels: ( a) Steel A; ( b) Steel B; ( c) Steel C 表 1 实验钢的力学性能 Table 1 Mechanical properties of the tested steels with different microstructures 钢样 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 拉伸率/% 冲击功( － 20 ℃ ) / J HBW A 529 632 38 295 212 B 524 649 29 271 222 C 530 621 32 284 208 2. 2 磨损分析 对三种实验钢分别进行 40 N 和 70 N 不同载荷下 的浆料磨损实验，用磨损前后试样的质量损失来评价 试样在限定磨损条件下的磨损情况． 对每一种钢进行 同样规程的三次重复实验后得到对应磨损时长的质量 损失平均值． 不同载荷条件下累积磨损 15000 r 后的 平均质量损失见图 3，图 4 是三种钢在不同磨损转数 下对应的质量损失变化情况． 图 3 40 N 和 70 N 磨损 15000 r 后试样的累积质量损失 Fig． 3 Accumulated mass loss of samples tested after 15000 r at 40 N and 70 N 从图 3 可以看出: 在累积磨损实验 15000 r 后 B 钢 的平均质量损失最小，C 钢最大，A 钢居中，说明其耐 磨性依次降低; 而且无论实验的载荷条件是 40 N 还是 70 N 时，A、B 和 C 三种钢之间的累积质量损失相对关 系并没有变化． 为进一步揭示不同载荷条件影响下 各钢样的磨损情况，图 4 中给出了磨损质量损失随 磨损实验转数的变化曲线． 可以看出在实验的转数 分别为 6000、9000、12000 和 15000 r 时，无论载荷大 小，试样的磨损质量损失表现出相同的线性增长规 律; 且在同一载荷时，各试样磨损后的质量损失随着 磨损实验转数增加的直线斜率基本相同，未出现质 量损失 突 然 加 快 或 减 慢 的 情 况． 但 当 载 荷 为 70 N 时，质量损失随磨损转数增加的幅度较载荷为 40 N 时大，表现在图 4 中即 70 N 对应的曲线斜率大于 40 N 对应的变化曲线． 图 4 质量损失随磨损转数的变化曲线 Fig． 4 Mass loss as a function of tested revolutions 材料抵抗磨损的行为并不是材料的一种固有性 质，它与材料的微观组织、磨损发生时磨料中的颗粒 尺寸、测试 条 件 和 设 备，甚 至 实 验 时 的 环 境 因 素 有 关［8］． 长时间磨损会造成磨料颗粒破碎，产生尖锐的 棱角，棱角的增加会使磨损的微观机理从对材料损 害较小 的 微 观 犁 沟 转 为 损 害 更 大 的 微 观 切 削 机 理［5］． 本工作中三种钢样在同一设备上进行相同条 件的对比实验，并在每磨 3000 r 后停机称重，再开始 时完全更换磨损用的砂浆，以避免石英砂粒度变化 的影响． 实验加载值和材料硬度是影响磨损过程的 最重要因素［9］，一般认为硬度越高耐磨性越好． Xu 等［10］在开展其耐磨研究工作的同时总结前人结论并 指出，钢的硬度与耐磨性的关系并非始终保持简单 · 623 ·

巨彪等：微观组织对X70管线钢浆料磨损特性的影响 ·327· 线性关系，微观组织状态对耐磨性的影响同样至关 表2磨损前各相的平均显微硬度值（载荷：70N) 重要. Table 2 Average micro-hardness value of different phases before wear 研究的三种钢样布氏硬度值接近，在不同载荷磨 (1oad:70N) 损实验后试样质量损失未出现突变，表明影响不同钢 相 A钢 B钢 C钢 样质量损失差异的主要原因在于微观组织的差别.表 贝氏体 234 232 245 2列出了三种钢微观组织中各相的平均显微硬度，虽 铁素体 213 198 然宏观硬度接近，但各相微观硬度大小有别.B钢中 粒状贝氏体硬度与A钢中粒状贝氏体几乎相同，均略 2.3磨损表面形貌与磨损机理分析 小于C钢中板条贝氏体相的硬度.在A钢中存在低硬 图5是三种钢样在两种载荷下磨损后的磨损表面 度的多边形铁素体相，但其硬度高出C钢中多边形铁 扫描电镜照片.可以看出试样磨损表面主要是浆料中 素体相。众多有关微观组织与磨损的研究表明-旧， 的砂粒划过之后留下的微小犁沟，载荷为40N时磨损 组织硬度在HV200~300时，耐磨性最好的是贝氏体 过后的表面划痕和犁沟明显不如70N时明显、深刻. 组织，其次是合金奥氏体组织，紧接着是珠光体组织， 利用三维白光干涉仪观察不同载荷下的磨损表面，画 调质处理组织此时耐磨性最差.从磨损质量损失来 垂直于磨损方向的截线，得出磨损表面沿截线处的粗 看，B钢质量损失最小的原因是其硬度均一的复相组 糙度分布情况如图6所示.图6中40N磨损后的表面 织，且整体硬度高于A和C(表1).C钢中存在的低 高度波动数值明显小于70N磨损的表面，与电镜直接 硬度多边形铁素体相使磨粒更易压入材料表面造成磨 观察相符：C钢表面高度波动范围最大，A钢其次，B 损，虽然总体布氏硬度与B钢接近，但铁素体晶区成 钢最小，表明C钢表面更易受磨损的影响且磨痕不均 为较易磨损的低硬度区域.A钢组织虽然也有大约与 匀，B钢表面磨痕宽窄深浅最为均匀.结合图5(b)和 C中相当的多边形铁素体相，但其硬度稍高，与周围粒 (e),载荷相同时B钢磨痕平直，间接反映了B钢组织 状贝氏体硬度差异较小 硬度均匀. (b) d (c) ) 0μ 10 um 图5磨损表面扫描电镜形貌（磨损方向从左到右）.(a)A钢，40N:(b)B钢，40N:(c)C钢，40N:(d)A钢，70N:(e)B钢，70N: ()C钢，70N Fig.5 SEM images of the worn surfaces (wom from left to right):(a)Steel A,40N:(b)Steel B,40N:(e)Steel C,40N:(d)Steel A,70N; (e)Steel B,70N;(f)Steel C,70N 砂粒在法向分力作用下压入钢的表面后，再在切 到高硬度相时阻力增加，磨痕将绕过硬质区向阻力较 向分力作用下向前划动.根据最小阻力原理，A钢和C 小处发展.材料中硬质夹杂和个别部位的偶然脱落 钢（图5(d)和(）)磨痕出现弯曲偏移说明组织中存 (图5(d)和()中磨损疤)也会造成质量损失，这种脱 在软硬不均的区域，压入软相的磨粒在向前划过时遇 落破坏磨损塑性过程的连续性.微观磨损由铁素体晶

巨 彪等: 微观组织对 X70 管线钢浆料磨损特性的影响 线性关系，微观组织状态对耐磨性的影响同样至关 重要． 研究的三种钢样布氏硬度值接近，在不同载荷磨 损实验后试样质量损失未出现突变，表明影响不同钢 样质量损失差异的主要原因在于微观组织的差别． 表 2 列出了三种钢微观组织中各相的平均显微硬度，虽 然宏观硬度接近，但各相微观硬度大小有别． B 钢中 粒状贝氏体硬度与 A 钢中粒状贝氏体几乎相同，均略 小于 C 钢中板条贝氏体相的硬度． 在 A 钢中存在低硬 度的多边形铁素体相，但其硬度高出 C 钢中多边形铁 素体相． 众多有关微观组织与磨损的研究表明［11 － 14］， 组织硬度在 HV 200 ～ 300 时，耐磨性最好的是贝氏体 组织，其次是合金奥氏体组织，紧接着是珠光体组织， 调质处理组织此时耐磨性最差． 从磨损质量损失来 看，B 钢质量损失最小的原因是其硬度均一的复相组 织，且整体硬度高于 A 和 C ( 表 1) ． C 钢中存在的低 硬度多边形铁素体相使磨粒更易压入材料表面造成磨 损，虽然总体布氏硬度与 B 钢接近，但铁素体晶区成 为较易磨损的低硬度区域． A 钢组织虽然也有大约与 C 中相当的多边形铁素体相，但其硬度稍高，与周围粒 状贝氏体硬度差异较小． 表 2 磨损前各相的平均显微硬度值( 载荷: 70 N) Table 2 Average micro-hardness value of different phases before wear ( load: 70 N) 相 A 钢 B 钢 C 钢 贝氏体 234 232 245 铁素体 213 — 198 2. 3 磨损表面形貌与磨损机理分析 图 5 是三种钢样在两种载荷下磨损后的磨损表面 扫描电镜照片． 可以看出试样磨损表面主要是浆料中 的砂粒划过之后留下的微小犁沟，载荷为 40 N 时磨损 过后的表面划痕和犁沟明显不如 70 N 时明显、深刻． 利用三维白光干涉仪观察不同载荷下的磨损表面，画 垂直于磨损方向的截线，得出磨损表面沿截线处的粗 糙度分布情况如图 6 所示． 图 6 中 40 N 磨损后的表面 高度波动数值明显小于 70 N 磨损的表面，与电镜直接 观察相符; C 钢表面高度波动范围最大，A 钢其次，B 钢最小，表明 C 钢表面更易受磨损的影响且磨痕不均 匀，B 钢表面磨痕宽窄深浅最为均匀． 结合图 5( b) 和 ( e) ，载荷相同时 B 钢磨痕平直，间接反映了 B 钢组织 硬度均匀． 图 5 磨损表面扫描电镜形貌( 磨损方向从左到右) ． ( a) A 钢，40 N; ( b) B 钢，40 N; ( c) C 钢，40 N; ( d) A 钢，70 N; ( e) B 钢，70 N; ( f) C 钢，70 N Fig． 5 SEM images of the worn surfaces ( worn from left to right) : ( a) Steel A，40 N; ( b) Steel B，40 N; ( c) Steel C，40 N; ( d) Steel A，70 N; ( e) Steel B，70 N; ( f) Steel C，70 N 砂粒在法向分力作用下压入钢的表面后，再在切 向分力作用下向前划动． 根据最小阻力原理，A 钢和 C 钢( 图 5( d) 和( f) ) 磨痕出现弯曲偏移说明组织中存 在软硬不均的区域，压入软相的磨粒在向前划过时遇 到高硬度相时阻力增加，磨痕将绕过硬质区向阻力较 小处发展． 材料中硬质夹杂和个别部位的偶然脱落 ( 图 5( d) 和( f) 中磨损疤) 也会造成质量损失，这种脱 落破坏磨损塑性过程的连续性． 微观磨损由铁素体晶 · 723 ·

·328· 工程科学学报，第37卷，第3期 生磨损，虽然与较高硬度相混合存在，但整体耐磨性仍 w 不如硬度均一的粒状贝氏体+针状铁素体复相组织： 40N 板条贝氏体相与多边形铁素体相显微硬度差异大于粒 状贝氏体相与多边形铁素体相的显微硬度差，板条贝 A钢 氏体+多边形铁素体复相组织耐磨性较差 …C钢 参考文献 70v [Kang YL.Niu T.Production technology characteristics and mi- wwh crostructure-property control of high grade pipeline steels//Pro- ceedings of National Technical Conference of Steel Rolling Produc- 01002003004005006007008009001000 tion.Beijing,2010:10 位置m (康永林，牛涛.高级别管线钢的生产工艺特点与组织性能控 图6载荷分别为40N和70N时磨损表面粗糙度 制/1全国轧钢生产技术会议文集.北京，2010：10) Fig.6 Roughness of the worn surfaces at the load of 40 and 70 N Ma S L,Yang Z K,Wu G G.Development of long distance con- vey coal pipeline technology at home and abroad.Coal,2008,17 粒进行到与其硬度差别较大的贝氏体相界面，变形不 (6):21 (马少莲，杨泽坤，吴国光.国内外长距离输煤管道技术的发 能协调、磨痕无法绕过硬相区时，在橡胶轮对砂粒的持 展.煤，2008,17(6)：21) 续切向力作用下将使阻挡在前方的硬质晶粒或颗粒出 B] Zhang T Q.Research and development on pipeline material used 现剥落.图5中存在低硬度多边形铁素体相的A钢和 for transporting coal slurry.Welded Pipe Tube,2012,35(7):25 C钢磨痕明显，从形貌上即可看出磨损较B钢严重：且 (张陶清.输煤管道工程用管材的研究与开发.焊管，2012， C钢磨损表面（图5(）)的磨损疤明显较A钢（图5 35(7):25) 4] Allen C,Ball A.A review of the performance of engineering mate- (d))多，也是C钢不如A钢耐磨的一个原因. rials under prevalent tribological and wear situations in South Afri- 以70N磨损后形貌图（图5(d)~())来分析磨 can.Tribol Int,1996,29(2):105 损机理，在三种钢的磨损表面形貌图中均发现磨痕两 [5]Zum Gahr K H.Microstructure and Wear of Materials.Amster- 侧出现堆积隆起（箭头标示位置），说明本工作中浆料 dam:Elsevier,1987 [6]Bai B Z,Gao G H,Liu W L.Study on wear mechanism and wear 对试样的磨损符合微观犁沟机理，即由于实验钢本身 resistance property of bainite steel pipe used for slurry transporta- 的良好塑性，压入试样表面的砂粒向前划动时其尖端 tion.Min Process Equip,2012,40(12):101 的应力集中将挡在其前方的材料挤推到两侧，形成犁 (白秉哲，高古辉，刘文利.浆体输送用贝氏体管道的磨损机 沟.图5中还出现磨痕层叠交错，还可见一些磨痕两 制及耐磨性能研究.矿山机械，2012,40(12)：101) ] 侧的隆起翻向两侧，遮住相邻磨痕，放大的位置尤为明 Luo K,Bai BZ.Microstructure,mechanical properties and high stress abrasive wear behavior of air-cooled MnCrB cast steels.Ma- 显，这是犁沟反复形成造成的结果.单次微观犁沟并 ter Des,2010,31(5):2510 不造成材料损失，只是本来位于犁沟处的材料被挤推 [8]Zum Gahr K H.Wear by hard particles.Tribol Int,1998,31 到犁沟两侧，但在该犁沟相邻位置再有犁沟形成时，刚 (10):587 才翻向一侧的材料又会被新犁沟的挤推作用翻向另一 ]Sahin Y,Erdogan M.Cerah M.Effect of martensite volume frac- tion and tempering time on abrasive wear of ferritic ductile iron 侧，如此反复很快会造成犁沟交联处的材料因反复变形 with dual matrix.Wear,2008,265:196 而疲劳脱落，形成质量损失。由此说明微观沟犁的反复作 [10]Xu X,Xu W,Ederveen F H,et al.Design of low hardness ab- 用引发微观疲劳是本工作中磨损最初发生的微观机理 rasion resistant steels.Wear,2013,301(12)89 11]Yang G,Carrison W M.A comparison of microstructural effects 3结论 on two-body and three-ody abrasive wear.Wear,1989,129 (1):93 (1)实验钢的磨损主要是微观犁沟和微观疲劳机 d2] Xu P,Bai B Z.Microstructure control and wear resistance of 理联合作用的结果：复相组织中各相硬度差异越大磨 grain boundary allotriomorphic ferrite/granular bainite duplex steel.Mater Sci Eng A,2004,385:65 损产生的微观犁沟越易弯曲，磨痕将绕过前方阻力较 [13]Modi O P,Mondal D P.Prasad B K,et al.Abrasive wear be- 大的硬质区继续发展；若磨痕前方无低硬度区协调变 haviour of a high carbon steel:effects of microstructure and ex- 形，磨损犁沟无法弯曲绕过时将使阻挡在前方的硬质 perimental parameters and correlation with mechanical properties. 区出现微观剥落 Mater Sci Eng A,2003.343:235 (2)力学性能接近的三种复相组织的实验钢中， [14]Modi O P,Pandit P,Mondal D P,et al.High-stress abrasive wear response of 0.2%carbon dual phase steel:effects of micro- 粒状贝氏体+针状铁素体的复相组织最为耐磨：较软 structural features and experimental conditions.Mater Sci Eng A, 的多边形铁素体相抵抗砂粒压入的能力较弱，更易发 2007,458(12):303

工程科学学报，第 37 卷，第 3 期 图 6 载荷分别为 40 N 和 70 N 时磨损表面粗糙度 Fig． 6 Ｒoughness of the worn surfaces at the load of 40 and 70 N 粒进行到与其硬度差别较大的贝氏体相界面，变形不 能协调、磨痕无法绕过硬相区时，在橡胶轮对砂粒的持 续切向力作用下将使阻挡在前方的硬质晶粒或颗粒出 现剥落． 图 5 中存在低硬度多边形铁素体相的 A 钢和 C 钢磨痕明显，从形貌上即可看出磨损较 B 钢严重; 且 C 钢磨损表面( 图 5 ( f) ) 的磨损疤明显较 A 钢( 图 5 ( d) ) 多，也是 C 钢不如 A 钢耐磨的一个原因． 以 70 N 磨损后形貌图( 图 5( d) ～ ( f) ) 来分析磨 损机理，在三种钢的磨损表面形貌图中均发现磨痕两 侧出现堆积隆起( 箭头标示位置) ，说明本工作中浆料 对试样的磨损符合微观犁沟机理，即由于实验钢本身 的良好塑性，压入试样表面的砂粒向前划动时其尖端 的应力集中将挡在其前方的材料挤推到两侧，形成犁 沟． 图 5 中还出现磨痕层叠交错，还可见一些磨痕两 侧的隆起翻向两侧，遮住相邻磨痕，放大的位置尤为明 显，这是犁沟反复形成造成的结果． 单次微观犁沟并 不造成材料损失，只是本来位于犁沟处的材料被挤推 到犁沟两侧，但在该犁沟相邻位置再有犁沟形成时，刚 才翻向一侧的材料又会被新犁沟的挤推作用翻向另一 侧，如此反复很快会造成犁沟交联处的材料因反复变形 而疲劳脱落，形成质量损失． 由此说明微观沟犁的反复作 用引发微观疲劳是本工作中磨损最初发生的微观机理． 3 结论 ( 1) 实验钢的磨损主要是微观犁沟和微观疲劳机 理联合作用的结果; 复相组织中各相硬度差异越大磨 损产生的微观犁沟越易弯曲，磨痕将绕过前方阻力较 大的硬质区继续发展; 若磨痕前方无低硬度区协调变 形，磨损犁沟无法弯曲绕过时将使阻挡在前方的硬质 区出现微观剥落． ( 2) 力学性能接近的三种复相组织的实验钢中， 粒状贝氏体 + 针状铁素体的复相组织最为耐磨; 较软 的多边形铁素体相抵抗砂粒压入的能力较弱，更易发 生磨损，虽然与较高硬度相混合存在，但整体耐磨性仍 不如硬度均一的粒状贝氏体 + 针状铁素体复相组织; 板条贝氏体相与多边形铁素体相显微硬度差异大于粒 状贝氏体相与多边形铁素体相的显微硬度差，板条贝 氏体 + 多边形铁素体复相组织耐磨性较差． 参 考 文 献 ［1］ Kang Y L，Niu T． Production technology characteristics and mi￾crostructure-property control of high grade pipeline steels / / Pro￾ceedings of National Technical Conference of Steel Ｒolling Produc￾tion． Beijing，2010: 10 ( 康永林，牛涛． 高级别管线钢的生产工艺特点与组织性能控 制 / / 全国轧钢生产技术会议文集． 北京，2010: 10) ［2］ Ma S L，Yang Z K，Wu G G． Development of long distance con￾vey coal pipeline technology at home and abroad． Coal，2008，17 ( 6) : 21 ( 马少莲，杨泽坤，吴国光． 国内外长距离输煤管道技术的发 展． 煤，2008，17( 6) : 21) ［3］ Zhang T Q． Ｒesearch and development on pipeline material used for transporting coal slurry． Welded Pipe Tube，2012，35( 7) : 25 ( 张陶清． 输煤管道工程用管材的研究与开发． 焊管，2012， 35( 7) : 25) ［4］ Allen C，Ball A． A review of the performance of engineering mate￾rials under prevalent tribological and wear situations in South Afri￾can． Tribol Int，1996，29( 2) : 105 ［5］ Zum Gahr K H． Microstructure and Wear of Materials． Amster￾dam: Elsevier，1987 ［6］ Bai B Z，Gao G H，Liu W L． Study on wear mechanism and wear resistance property of bainite steel pipe used for slurry transporta￾tion． Min Process Equip，2012，40( 12) : 101 ( 白秉哲，高古辉，刘文利． 浆体输送用贝氏体管道的磨损机 制及耐磨性能研究． 矿山机械，2012，40( 12) : 101) ［7］ Luo K，Bai B Z． Microstructure，mechanical properties and high stress abrasive wear behavior of air-cooled MnCrB cast steels． Ma￾ter Des，2010，31( 5) : 2510 ［8］ Zum Gahr K H． Wear by hard particles． Tribol Int，1998，31 ( 10) : 587 ［9］ Sahin Y，Erdogan M，Cerah M． Effect of martensite volume frac￾tion and tempering time on abrasive wear of ferritic ductile iron with dual matrix． Wear，2008，265: 196 ［10］ Xu X，Xu W，Ederveen F H，et al． Design of low hardness ab￾rasion resistant steels． Wear，2013，301( 1-2) : 89 ［11］ Yang G，Garrison W M． A comparison of microstructural effects on two-body and three-body abrasive wear． Wear，1989，129 ( 1) : 93 ［12］ Xu P，Bai B Z． Microstructure control and wear resistance of grain boundary allotriomorphic ferrite /granular bainite duplex steel． Mater Sci Eng A，2004，385: 65 ［13］ Modi O P，Mondal D P． Prasad B K，et al． Abrasive wear be￾haviour of a high carbon steel: effects of microstructure and ex￾perimental parameters and correlation with mechanical properties． Mater Sci Eng A，2003，343: 235 ［14］ Modi O P，Pandit P，Mondal D P，et al． High-stress abrasive wear response of 0. 2% carbon dual phase steel: effects of micro￾structural features and experimental conditions． Mater Sci Eng A， 2007，458( 1-2) : 303 · 823 ·