D0I:10.13374/i.i8sm1001t153.2010.04.007 第32卷第4期 北京科技大学学报 Vol 32 No 4 2010年4月 Journal of Un iversity of Science and Technology Beijng Apr.2010 终轧和终冷温度对X65父70中厚板管线钢屈强比的 影响 王凤琴解家英 李家鼎 朱启建 首钢技术研究院宽厚板研究所，北京100043 摘要通过对不同终轧、终冷温度条件下X65人70中厚板管线钢的板屈强比值和微观组织的变化研究发现，当终轧温度低 于A温度时，钢板进入两相区轧制，钢板组织呈带状分布，钢板屈服强度的提高幅度大于抗拉强度的提高，屈强比呈上升趋 势.水冷中钢板头部温度过冷对屈强比控制也非常不利.通过对X65久70管线钢进行控轧控冷工艺优化，屈强比值得到显著 降低，大幅提高了管线钢板合格率和成材率. 关键词管线钢：屈强比；轧制温度：冷轧温度：带状组织 分类号TG142.1 Effect of fin ish rolling tem perature and final cooling tem perature on the yield ra- tio of X65/X70 pipeline plates WANG Fengqin XE Jiaying LI Jia-ding ZHU Qi-jian W ie and Heavy Plte Researh Deparment Shougang Research Institte of Technology Beijing 100043 China ABSTRACT By investigating the change in yiel ratio and m icmostructure of X65/X70 pipeline plates at different finish molling tem- peratures and final cooling temperatures it is found that the m icrostnucture has band stmucture and the amplitude of high yiel ratio is greater than that of tensile strength when the finish molling temperature is below the As temperature and the plate is molled n the two- phase zone Overcooling at the head of the plate is not beneficial to bw yield ratio By optin izing the processng parameters the yiel ratio of X6570 pipeline steel reduces obviously and the qualified rate of products increases greatly KEY WORDS pipeline steeh yiel ratio finish rolling temperatures final coolng temperatures band structure 为满足特殊性能要求，低屈强比高强度成为中 合格率和成材率，也容易出现质量异议，本文对生 厚板管线钢开发的一个热点，在微合金成分条件 产工艺参数、金相组织和力学性能等进行对比分析， 下，通过合理的生产工艺，实现对钢板组织形态控 在热力学相图分析基础上，研究了终轧温度、终冷温 制，以达到其各项力学性能要求1)，在管线钢各项 度对屈强比的影响，并进行了生产工艺技术改进，大 性能要求中，屈强比一直是一个用户技术条件里严 幅提高了屈强比的控制水平， 格要求的一项性能指标。屈强比是屈服强度和抗拉 1终轧温度影响 强度的比值，是影响管线钢合格率的一个关键因素， 基于管道安全使用的考虑，API5L规定屈强比不能 本文研究的X65、X70管线钢的化学成分如 超过0.92造成屈强比超标的因素一方面是屈服强 表所示，选取加热、冷却等其他工艺环节相似的 度偏高，另一方面是抗拉强度偏低，两者的产生有着 131个生产批次的X65进行终轧温度和屈强比值 不同的原因，在生产过程中屈强比较难控制，尤其 的统计对比（图1），发现当终轧温度低于825℃ 容易在钢板的头尾部分出现屈强比超标，影响钢板 时，屈强比值有升高趋势，当温度高于825℃时， 收稿日期：2009-07-21 作者简介：王风琴(l973),女，高级工程师，Emailw mail shougang comn.cn
第 32卷 第 4期 2010年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．32Ｎｏ．4 Ａｐｒ．2010 终轧和终冷温度对 Ｘ65／Ｘ70中厚板管线钢屈强比的 影响 王凤琴 解家英 李家鼎 朱启建 首钢技术研究院宽厚板研究所北京 100043 摘 要 通过对不同终轧、终冷温度条件下 Ｘ65／Ｘ70中厚板管线钢的板屈强比值和微观组织的变化研究发现当终轧温度低 于 Ａｒ3温度时钢板进入两相区轧制钢板组织呈带状分布钢板屈服强度的提高幅度大于抗拉强度的提高屈强比呈上升趋 势．水冷中钢板头部温度过冷对屈强比控制也非常不利．通过对 Ｘ65／Ｘ70管线钢进行控轧控冷工艺优化屈强比值得到显著 降低大幅提高了管线钢板合格率和成材率． 关键词 管线钢；屈强比；轧制温度；冷轧温度；带状组织 分类号 ＴＧ142∙1 Ｅｆｆｅｃｔｏｆｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｆｉｎａｌｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｎｔｈｅｙｉｅｌｄｒａ- ｔｉｏｏｆＸ65／Ｘ70ｐｉｐｅｌｉｎｅｐｌａｔｅｓ ＷＡＮＧＦｅｎｇ-ｑｉｎＸＩＥＪｉａ-ｙｉｎｇＬＩＪｉａ-ｄｉｎｇＺＨＵＱｉ-ｊｉａｎ ＷｉｄｅａｎｄＨｅａｖｙＰｌａｔｅＲｅｓｅａｒｃｈＤｅｐａｒｔｍｅｎｔＳｈｏｕｇａｎｇＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ100043Ｃｈｉｎａ ＡＢＳＴＲＡＣＴ ＢｙｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｎｇｔｈｅｃｈａｎｇｅｉｎｙｉｅｌｄｒａｔｉｏａｎｄｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆＸ65／Ｘ70ｐｉｐｅｌｉｎｅｐｌａｔｅｓａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍ- ｐｅｒａｔｕｒｅｓａｎｄｆｉｎａｌｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓｉｔｉｓｆｏｕｎｄｔｈａｔｔｈｅｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｈａｓｂａｎｄｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅａｍｐｌｉｔｕｄｅｏｆｈｉｇｈｙｉｅｌｄｒａｔｉｏｉｓ ｇｒｅａｔｅｒｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈｗｈｅｎｔｈｅｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｓｂｅｌｏｗｔｈｅＡｒ3ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｐｌａｔｅｉｓｒｏｌｌｅｄｉｎｔｈｅｔｗｏ- ｐｈａｓｅｚｏｎｅ．Ｏｖｅｒｃｏｏｌｉｎｇａｔｔｈｅｈｅａｄｏｆｔｈｅｐｌａｔｅｉｓｎｏｔｂｅｎｅｆｉｃｉａｌｔｏｌｏｗｙｉｅｌｄｒａｔｉｏ．Ｂｙｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｔｈｅｙｉｅｌｄ ｒａｔｉｏｏｆＸ65／Ｘ70ｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌｒｅｄｕｃｅｓｏｂｖｉｏｕｓｌｙａｎｄｔｈｅｑｕａｌｉｆｉｅｄｒａｔｅｏｆｐｒｏｄｕｃｔｓｉｎｃｒｅａｓｅｓｇｒｅａｔｌｙ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌ；ｙｉｅｌｄｒａｔｉｏ；ｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ；ｆｉｎａｌｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ；ｂａｎｄｓｔｒｕｃｔｕｒｅ 收稿日期：2009--07--21 作者简介：王凤琴 （1973— ）女高级工程师Ｅ-ｍａｉｌ：ｗｆｑ＠ｍａｉｌ．ｓｈｏｕｇａｎｇ．ｃｏｍ．ｃｎ 为满足特殊性能要求低屈强比高强度成为中 厚板管线钢开发的一个热点．在微合金成分条件 下通过合理的生产工艺实现对钢板组织形态控 制以达到其各项力学性能要求 ［1--6］．在管线钢各项 性能要求中屈强比一直是一个用户技术条件里严 格要求的一项性能指标．屈强比是屈服强度和抗拉 强度的比值是影响管线钢合格率的一个关键因素． 基于管道安全使用的考虑ＡＰＩ5Ｌ规定屈强比不能 超过 0∙92．造成屈强比超标的因素一方面是屈服强 度偏高另一方面是抗拉强度偏低两者的产生有着 不同的原因．在生产过程中屈强比较难控制尤其 容易在钢板的头尾部分出现屈强比超标影响钢板 合格率和成材率也容易出现质量异议．本文对生 产工艺参数、金相组织和力学性能等进行对比分析 在热力学相图分析基础上研究了终轧温度、终冷温 度对屈强比的影响并进行了生产工艺技术改进大 幅提高了屈强比的控制水平． 1 终轧温度影响 本文研究的 Ｘ65、Ｘ70管线钢的化学成分如 表 1所示．选取加热、冷却等其他工艺环节相似的 131个生产批次的 Ｘ65进行终轧温度和屈强比值 的统计对比 （图 1）发现当终轧温度低于 825℃ 时屈强比值有升高趋势．当温度高于 825℃时 DOI :10．13374／j．issn1001—053x．2010．04．007
第4期 王凤琴等：终轧和终冷温度对X65X70中厚板管线钢屈强比的影响 ,451. 屈强比值可以稳定在0.90以下，图2为42批次 似，X70管线钢同样具有终轧温度高屈强比值低 的X70终轧温度和屈强比统计关系，与X65相 的特点 表1X65X70化学成分 Table 1 Chen ical composition of X65/X70 plates % 钢种 Si Mn Ni Cr Mo Nb Ti Al X65 0.12 0.20 1.40 0.007 0.0015 <0.1 <0.3 <0.1 <0.03 0.05 X70 <0.1 0.20 1.60 0.008 0.002 <0.3 <0.3 <0.1 <0.03 0.05 1.00 沿轧向被拉长的块，呈纤维状分布，在铁素体晶界出 0.96 现非常明显的贝氏体带，当终轧温度处于两相区 出0.92◆ 时，一部分先共析铁素体已经形成，残余的富碳奥氏 里0.88 体转变为贝氏体或马氏体；这些贝氏体或马氏体也 0.84 随着轧制方向呈带状分布，屈服强度表征材料刚开 0.80 始塑性变形的力，抗拉强度表征裂纹扩展材料断裂 90 810 830 850 终轧温度℃ 的抗力，材料屈服和断裂的机理是不同的，屈服取 图1X65屈强比和终轧温度关系 决于材料中的软相，抗拉取决于各相断裂强度的叠 Fig 1 Relationship between yiel matio and finish molling temperature 加，也就是说，对于2X70材料屈服与否取决于拉 ofX65 plates 长的铁素体，拉长的铁素体在加工硬化的作用下位 错增值、堆积，在外力作用下位错源的开启滑移变得 1.00 困难，材料的屈服强度上升；而抗拉强度是表征裂纹 0.96 萌生扩展长大的断裂强度，是材料中各相断裂强度 士出0.92 的叠加，由2X70的组织形态不难看出，组织中铁 08 素体占60%~70%，和贝氏体相比铁素体对抗拉强 0.84 度的贡献还是偏低的，尽管贝氏体带中由于碳的富 0.80 集使抗拉强度有所提高，但是大量的铁素体使材料 760780 800820840860880 终轧温度℃ 抗拉强度整体不高， 图2X70屈强比和终轧温度关系 Fig 2 Relationship between yiel matio and finish molling temperature ofX70 plates 1.1金相组织分析 对X70屈强比值高和屈强比值低的钢板进行 金相组织对比、选取1X70钢板，其终轧温度 820℃，屈强比值为0.87.图35分别为钢板心部、 厚度14和表面位置的金相组织，从图中可以看 50n 出，该钢板组织为少量准多边铁素体十粒状贝氏体 组织，组织细小均匀，除了钢板心部有两条较为轻微 图31试样钢板厚度中心位置的微观组织 的偏析带外，其余位置均未见带状组织分布，选取 Fig 3 M icmostnucture in the central zone of plate thickness of Sample 2X70钢板，其终轧温度只有780℃，该钢板的屈强 比值为0.96.由于轧机与冷却设备之间还有一段距 离，因此当钢板开始冷却时，其开始温度相比终轧温 1.2材料热力学动力学分析 度又发生了一段温降.从冷却设备入口处的温度仪 X70的动态CCT曲线如图9所示，其A3温度 表检测结果来看，此时钢板已经降到750℃左右， 为812℃.如果钢板在820℃左右区间还未完成轧 图6~8分别为其心部、厚度14和表面各位置的金 制，随着温度降低，钢板后几道次轧制温度就会降到 相组织.从图中可以看出，2X70的组织形态和1 AB温度以下，开始进入两相区轧制，铁素体开始析 X70相比差别很大，显微组织为F十B其中铁素体 出，铁素体析出量随着温度降低逐渐增加，图10所
第 4期 王凤琴等： 终轧和终冷温度对 Ｘ65／Ｘ70中厚板管线钢屈强比的影响 屈强比值可以稳定在 0∙90以下．图 2为 42批次 的 Ｘ70终轧温度和屈强比统计关系．与 Ｘ65相 似Ｘ70管线钢同样具有终轧温度高屈强比值低 的特点． 表 1 Ｘ65／Ｘ70化学成分 Ｔａｂｌｅ1 ＣｈｅｍｉｃａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆＸ65／Ｘ70ｐｌａｔｅｓ ％ 钢种 Ｃ Ｓｉ Ｍｎ Ｐ Ｓ Ｎｉ Ｃｒ Ｍｏ Ｎｂ Ｔｉ Ａｌ Ｘ65 ＜0∙12 0∙20 1∙40 0∙007 0∙0015 ＜0∙1 ＜0∙3 — ＜0∙1 ＜0∙03 ＜0∙05 Ｘ70 ＜0∙1 0∙20 1∙60 0∙008 0∙002 ＜0∙3 — ＜0∙3 ＜0∙1 ＜0∙03 ＜0∙05 图 1 Ｘ65屈强比和终轧温度关系 Ｆｉｇ．1 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｙｉｅｌｄｒａｔｉｏａｎｄｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｆＸ65ｐｌａｔｅｓ 图 2 Ｘ70屈强比和终轧温度关系 Ｆｉｇ．2 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｙｉｅｌｄｒａｔｉｏａｎｄｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｆＸ70ｐｌａｔｅｓ 1∙1 金相组织分析 对 Ｘ70屈强比值高和屈强比值低的钢板进行 金相组织对比．选取 1 ＃ Ｘ70钢板其终轧温度 820℃屈强比值为0∙87．图3～5分别为钢板心部、 厚度 1／4和表面位置的金相组织．从图中可以看 出该钢板组织为少量准多边铁素体 ＋粒状贝氏体 组织组织细小均匀除了钢板心部有两条较为轻微 的偏析带外其余位置均未见带状组织分布．选取 2 ＃ Ｘ70钢板其终轧温度只有780℃该钢板的屈强 比值为 0∙96．由于轧机与冷却设备之间还有一段距 离因此当钢板开始冷却时其开始温度相比终轧温 度又发生了一段温降．从冷却设备入口处的温度仪 表检测结果来看此时钢板已经降到 750℃左右． 图 6～8分别为其心部、厚度 1／4和表面各位置的金 相组织．从图中可以看出2 ＃Ｘ70的组织形态和 1 ＃ Ｘ70相比差别很大显微组织为 Ｆ＋Ｂ其中铁素体 沿轧向被拉长的块呈纤维状分布在铁素体晶界出 现非常明显的贝氏体带．当终轧温度处于两相区 时一部分先共析铁素体已经形成残余的富碳奥氏 体转变为贝氏体或马氏体；这些贝氏体或马氏体也 随着轧制方向呈带状分布．屈服强度表征材料刚开 始塑性变形的力抗拉强度表征裂纹扩展材料断裂 的抗力材料屈服和断裂的机理是不同的．屈服取 决于材料中的软相抗拉取决于各相断裂强度的叠 加也就是说对于 2 ＃ Ｘ70材料屈服与否取决于拉 长的铁素体拉长的铁素体在加工硬化的作用下位 错增值、堆积在外力作用下位错源的开启滑移变得 困难材料的屈服强度上升；而抗拉强度是表征裂纹 萌生扩展长大的断裂强度是材料中各相断裂强度 的叠加由 2 ＃ Ｘ70的组织形态不难看出组织中铁 素体占 60％ ～70％和贝氏体相比铁素体对抗拉强 度的贡献还是偏低的尽管贝氏体带中由于碳的富 集使抗拉强度有所提高但是大量的铁素体使材料 抗拉强度整体不高． 图 3 1＃试样钢板厚度中心位置的微观组织 Ｆｉｇ．3 ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｈｅｃｅｎｔｒａｌｚｏｎｅｏｆｐｌａｔｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆＳａｍｐｌｅ 1＃ 1∙2 材料热力学／动力学分析 Ｘ70的动态 ＣＣＴ曲线如图 9所示其 Ａｒ3 温度 为 812℃．如果钢板在 820℃左右区间还未完成轧 制随着温度降低钢板后几道次轧制温度就会降到 Ａｒ3温度以下开始进入两相区轧制铁素体开始析 出铁素体析出量随着温度降低逐渐增加．图 10所 ·451·
·452 北京科技大学学报 第32卷 50m2 50 gm 图41试样钢板厚度1A位置的微观组织 Fig 4 M icmostmucture in the 1/4 position of plate thickness ofSample 图72试样钢板厚度1A位置微观组织 Fig 7 Micmostnuctume n the 1/4 position ofplate thickness of Samnple 2 50 jm 50m 图51试样钢板表面微观组织 图82试样钢板表面微观组织 Fig 5 Microstnucture on the plate surfce of Sample Fig8 Micmstmictire on the plate surface of Sample 2 轧制中被拉长，形成带状，轧制温度越低形成的带状 组织越严重，带状越重，屈服强度越高.图6~8为 2试样不同厚度位置的金相组织，带状特征与两相 区轧制完全相符：且从带状严重程度来看，780℃终 轧温度导致两相区轧制中的铁素体析出量非常大， 对X70钢进行的热力学计算结果也表明，以Nb为 主的微合金化合物在742℃时析出基本完成（图10 中曲线4)，因此，要想在水冷中获得较多的Nb析出 50m 相，就要保证X70钢入水温度要在750℃以上，开冷 温度越高，在水冷中可能析出的Nb微合金相越多. 图62试样钢板厚度中心位置的微观组织 图11为两相区低温轧制中出现在铁素体基体上的 Fig 6 M icrostruchure n the centmal zone of plate thickness of Sanple 析出相.通过析出物能谱分析为NhC和T等元 2* 素，主要是Nb元素，析出物主要为NbC析出物尺 示的根据成分计算得到的X70钢的相性质图进一 寸大多数在50m左右，图12为水冷后在基体上发 步证实，热力学平衡态的铁素体开始析出温度是 现的Nb析出相，尺寸大多集中在20m左右，与文 832℃，当780℃时铁素体析出已经接近50%，当温 献[7]中观察到X70管线钢析出物成分和数量级较 度降到750℃时铁素体已经析出70%左右.因此， 为一致，可见水冷中N析出相更加弥散细小. 从前面2”X70钢板组织来看，由于该钢板终轧温度 通过以上分析可知，如果钢板终轧温度太低，钢 是780℃，无论从CCT曲线还是性质图上看，该钢板 板在两相区轧制，不仅使钢板组织成带状，铁素体呈 后几道次轧制都是在两相区进行的，铁素体晶粒在 高位错密度的纤维组织，导致屈服强度大幅提高，而
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 图 4 1＃试样钢板厚度 1／4位置的微观组织 Ｆｉｇ．4 Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｈｅ1／4ｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｐｌａｔｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆＳａｍｐｌｅ 1＃ 图 5 1＃试样钢板表面微观组织 Ｆｉｇ．5 ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｔｈｅｐｌａｔｅｓｕｒｆａｃｅｏｆＳａｍｐｌｅ1＃ 图 6 2＃试样钢板厚度中心位置的微观组织 Ｆｉｇ．6 ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｈｅｃｅｎｔｒａｌｚｏｎｅｏｆｐｌａｔｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆＳａｍｐｌｅ 2＃ 示的根据成分计算得到的 Ｘ70钢的相性质图进一 步证实热力学平衡态的铁素体开始析出温度是 832℃当 780℃时铁素体析出已经接近 50％当温 度降到 750℃时铁素体已经析出 70％左右．因此 从前面 2 ＃Ｘ70钢板组织来看由于该钢板终轧温度 是780℃无论从 ＣＣＴ曲线还是性质图上看该钢板 后几道次轧制都是在两相区进行的铁素体晶粒在 图 7 2＃试样钢板厚度 1／4位置微观组织 Ｆｉｇ．7 Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｈｅ1／4ｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｐｌａｔｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆＳａｍｐｌｅ 2＃ 图 8 2＃试样钢板表面微观组织 Ｆｉｇ．8 ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｔｈｅｐｌａｔｅｓｕｒｆａｃｅｏｆＳａｍｐｌｅ2＃ 轧制中被拉长形成带状轧制温度越低形成的带状 组织越严重带状越重屈服强度越高．图 6～8为 2 ＃试样不同厚度位置的金相组织．带状特征与两相 区轧制完全相符；且从带状严重程度来看780℃终 轧温度导致两相区轧制中的铁素体析出量非常大． 对 Ｘ70钢进行的热力学计算结果也表明以 Ｎｂ为 主的微合金化合物在 742℃时析出基本完成 （图 10 中曲线 4）因此要想在水冷中获得较多的 Ｎｂ析出 相就要保证 Ｘ70钢入水温度要在750℃以上开冷 温度越高在水冷中可能析出的 Ｎｂ微合金相越多． 图 11为两相区低温轧制中出现在铁素体基体上的 析出相．通过析出物能谱分析为 Ｎｂ、Ｃ和 Ｔｉ等元 素主要是 Ｎｂ元素析出物主要为 ＮｂＣ析出物尺 寸大多数在50ｎｍ左右．图12为水冷后在基体上发 现的 Ｎｂ析出相尺寸大多集中在 20ｎｍ左右与文 献 ［7］中观察到 Ｘ70管线钢析出物成分和数量级较 为一致可见水冷中 Ｎｂ析出相更加弥散细小． 通过以上分析可知如果钢板终轧温度太低钢 板在两相区轧制不仅使钢板组织成带状铁素体呈 高位错密度的纤维组织导致屈服强度大幅提高而 ·452·
第4期 王凤琴等：终轧和终冷温度对X65从70中厚板管线钢屈强比的影响 ,453. 900 铁素体转变线 780 IK.s 660 贝氏体 转变线 540 马氏体转变线 420 30Ks 3090101o 10 101010 0.1m 图9X70钢的CCT曲线 Fig 9 CCT curves ofX70 steel 图12水冷中析出的Nb析出物 Fig 12 Precipitaled Nb cabies in the process of cooling 10 3 3 3 10 1一A1N4-Ti化物 2终冷温度影响 2一铁素体5-b化物 3一奥氏体6一MnS 通常认为，采用强水冷工艺可以提高材料的强 10 4 4 韧性，降低终冷温度可以减小屈强比值[⑧-).但是 0 6 0 过低的终冷温度也同样会引起屈强比问题，对生产 中X65X70钢30多个批次钢板性能检验分析发 10 现，屈强比超标通常只发生在钢板头部一定长度范 10 围内，通过现场信号分析，生产性能检验位置恰好是 10 71 9】 1100 1300 T/℃ 在头部温度过冷区内，头部平均温度通常要比钢板 图10X70钢的相性质图 中部低40℃甚至更多.因此，为了保证屈强比合 Fig 10 Pmperty diagnm ofX70 steel 格，生产中加大了管线钢切头量，去掉了头部过冷区 范围，虽然钢板屈强比值得到了保证，但却降低了 管线钢钢板成材率. 以某X70管线钢板水冷温度曲线为例（图13）， 可以看出该钢板头部温度相对钢板中部温度平均温 度低约50℃左右.钢板中部平均冷却温度490℃左 右，头部420~455℃.对头部不同位置进行性能检 验，检验结果见表2从表2可以看出，随着靠近头 部位置终冷温度降低，屈服强度显著提高，头部 0.5m处和1m处相比，屈服强度从545MPa提高到 0.1m 645MPa提高了100MPa但抗拉强度变化不明显， 图11低温轧制中基体上析出的Nb析出物 只有35MPa的提高，因此导致了屈强比值的升高， Fig 11 Precpitaled Nb cadbiles in the pmcess of bw temperature 600 rolling 500 E 400 且Nb析出相也可能在轧制中大量析出，水冷中得 到细小弥散的析出相几率就大大降低.从力学检验 200 结果来看，这种组织的力学性能特点是屈服强度提 100 高得非常大，抗拉强度提高得不明显，导致屈强比值 0 100 110120130140 增加.由此生产中制定了X65人70最低终轧温度 钢板跟踪位置仰 在AB温度~AB温度十40℃之间，管线钢屈强比 图13工艺优化前的X70钢板终冷温度 得到了明显改善 Fig 13 Final cooling temperature of X70 plates before optin ization of cooling parameters
第 4期 王凤琴等： 终轧和终冷温度对 Ｘ65／Ｘ70中厚板管线钢屈强比的影响 图 9 Ｘ70钢的 ＣＣＴ曲线 Ｆｉｇ．9 ＣＣＴｃｕｒｖｅｓｏｆＸ70ｓｔｅｅｌ 图 10 Ｘ70钢的相性质图 Ｆｉｇ．10 ＰｒｏｐｅｒｔｙｄｉａｇｒａｍｏｆＸ70ｓｔｅｅｌ 图 11 低温轧制中基体上析出的 Ｎｂ析出物 Ｆｉｇ．11 ＰｒｅｃｉｐｉｔａｔｅｄＮｂｃａｒｂｉｄｅｓｉｎｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｌｏｗｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｒｏｌｌｉｎｇ 且 Ｎｂ析出相也可能在轧制中大量析出水冷中得 到细小弥散的析出相几率就大大降低．从力学检验 结果来看这种组织的力学性能特点是屈服强度提 高得非常大抗拉强度提高得不明显导致屈强比值 增加．由此生产中制定了 Ｘ65／Ｘ70最低终轧温度 在 Ａｒ3温度 ～Ａｒ3 温度 ＋40℃之间管线钢屈强比 得到了明显改善． 图 12 水冷中析出的 Ｎｂ析出物 Ｆｉｇ．12 ＰｒｅｃｉｐｉｔａｔｅｄＮｂｃａｒｂｉｄｅｓｉｎｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｃｏｏｌｉｎｇ 2 终冷温度影响 通常认为采用强水冷工艺可以提高材料的强 韧性降低终冷温度可以减小屈强比值 ［8--10］．但是 过低的终冷温度也同样会引起屈强比问题．对生产 中 Ｘ65／Ｘ70钢 30多个批次钢板性能检验分析发 现屈强比超标通常只发生在钢板头部一定长度范 围内通过现场信号分析生产性能检验位置恰好是 在头部温度过冷区内头部平均温度通常要比钢板 中部低 40℃甚至更多．因此为了保证屈强比合 格生产中加大了管线钢切头量去掉了头部过冷区 范围．虽然钢板屈强比值得到了保证但却降低了 管线钢钢板成材率． 以某 Ｘ70管线钢板水冷温度曲线为例 （图13） 可以看出该钢板头部温度相对钢板中部温度平均温 度低约 50℃左右．钢板中部平均冷却温度 490℃左 右头部 420～455℃．对头部不同位置进行性能检 验检验结果见表 2．从表 2可以看出随着靠近头 部位置终冷温度降低屈服强度显著提高头部 0∙5ｍ处和 1ｍ处相比屈服强度从 545ＭＰａ提高到 645ＭＰａ提高了 100ＭＰａ但抗拉强度变化不明显 只有 35ＭＰａ的提高因此导致了屈强比值的升高． 图 13 工艺优化前的 Ｘ70钢板终冷温度 Ｆｉｇ．13 ＦｉｎａｌｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆＸ70ｐｌａｔｅｓｂｅｆｏｒｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆｃｏｏｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ·453·
,454 北京科技大学学报 第32卷 表2钢板头部各位置的力学性能 A温度~A温度十40℃范围内比较合理，也就是 Table 2 Mechanical properties n the head of the plate 说要避免钢板在两相区轧制，两相区轧制的钢板组 距离头部 屈服强度， 抗拉强度， 屈强比 织成带状，这种由两相区轧制引起的带状组织屈服 位置mm a.MPa MPa o.6 强度较高，屈强比值也大，统计分析基本都在0.92 400 645 715 0.90 以上，同时，过低的终轧温度也使Nb等合金在钢板 600 610 680 0.90 入水前大量析出，减少了其在水冷中的析出量，不利 700 625 685 0.91 于抗拉强度的提高 800 600 680 0.88 (2)过低的终冷温度对控制屈强比也不利，因 900 555 685 0.81 此要改善钢板冷却均匀性，减少钢板头部过冷区，避 1000 545 680 0.80 免同板上的强度性能出现明显变化，水冷后的同板 温差要控制在20℃以内，可显著改善钢板头尾的屈 为了减小切头量提高成材率，对水冷工艺进行 强比问题 改进，按照不同厚度规格进行了头部遮蔽工艺优化， 加大了头部遮蔽长度，同时降低了头部用水量，为 参考文献 保证板形优化了头部上下表面水量比，使钢板同板 [1]Qiu Y B.Lin D W,Han A C Effect of hot molling parmeters on 温度均匀性显著提高（图14），头部平均温度和钢板 mechanical properties ofNb'Ti and NV M icmalloyed Steel J Imon 中部平均温度之间的差在20℃之内.对钢板头部 SteelRes2007,19(1):48 各位置性能检验如表3所示，可以看出，改善钢板 (邱昱斌，林大为，韩安昌.热轧温度参数对N一T和NbV微 头部温度后，钢板头部各位置性能的均匀性也显著 合金钢力学性能的影响.钢铁研究学报，2007,19(1)：48) [21 LiL Ding H,Yang C Z et al Effect of controlled molling and 提高，提高了钢板成才率. controlled cooling on micmstnicture and mechanical pmoperties of 600 kw catbon steelm icmalloyed w ith Nb J Imon SteelRes 2006 18 500 (7):46 400 (李龙，丁桦，杨春征，等.控轧控冷工艺对低碳铌微合金钢组 300 织和性能的影响.钢铁研究学报，200618(7)：46) 200 [3]Qiu S N.Li L Q Effect of m icmostnucture on the yiel ratio and 100 bw temperature toughness of pipeline steels Wie Heavy Plate 200814(5):43 100 110120 130 140 (邱松年，李丽琴，显微组织对管线钢屈强比和低温韧性的影 钢板跟踪位置m 响.宽厚板，200814(5)：43) 图14遮蔽参数优化后X70钢板终冷温度 [4]Ran X.CaiQ W.Jiao D T.et al Effects of process on micro Fig 14 Final cooling mpematire ofX70 plates after the optin ization stnictue and mechanical pmperties of X70 for stran based design ofmasking panmelers line pipe steel HotWork Technol 2009.38(2):38 表3水冷工艺改进后钢板头部各位置的力学性能 (冉旭，蔡庆伍，焦多田，等.工艺制度对X70抗大变形管线钢 组织性能的影响.热加工工艺，200938(2)：38) Table 3 Mechanical properties in the head of the plate afer optin ization [5]W ang W L Zhang Z J Hou G T et al Application of niobim of cooling parmeters and vanadim m icmoalloyng in X70 pipeline steel Res Iron Steel 距离头部 屈服强度， 抗拉强度， 屈强比 2005143(2):20 位置mm G.MPa G MPa g.6 (任文录，张志杰，侯钢铁，等。铌钒微合金化在X70管线钢中 400 585 665 0.88 的应用.钢铁研究，2005143(2)：20) [6]LiX H.Fan YG.X in X X.Measunment of true stress yiel mtio 600 550 660 0.83 of X80 pipeline steel and its infuence on the safety of the pipe 700 545 655 0.83 line MaterMech Eng 2005 29(9):45 800 545 650 0.84 (李晓红，樊玉光，辛希贤。X80管线钢真实应力屈强比的测 900 550 650 0.85 定及对管线安全性的影响.机械工程材料，200529(9)： 45) 1000 540 650 0.83 [7]Wang C M.Wu X F Li J et al Precipitates n X70 pipeline steel JUniv SciTechnol Beijing 2006 28(3):253 3结论 (王春明，吴杏芳，刘玠，等.X70针状铁素体管线钢析出相 北京科技大学学报，2006,28(3)：253) (1)X6570管线钢终轧温度应该在材料的 (下转第460页)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 表 2 钢板头部各位置的力学性能 Ｔａｂｌｅ2 Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｉｎｔｈｅｈｅａｄｏｆｔｈｅｐｌａｔｅ 距离头部 位置／ｍｍ 屈服强度 σｓ／ＭＰａ 抗拉强度 σｂ／ＭＰａ 屈强比 σｓ／σｂ 400 645 715 0∙90 600 610 680 0∙90 700 625 685 0∙91 800 600 680 0∙88 900 555 685 0∙81 1000 545 680 0∙80 为了减小切头量提高成材率对水冷工艺进行 改进按照不同厚度规格进行了头部遮蔽工艺优化 加大了头部遮蔽长度同时降低了头部用水量．为 保证板形优化了头部上下表面水量比使钢板同板 温度均匀性显著提高 （图 14）头部平均温度和钢板 中部平均温度之间的差在 20℃之内．对钢板头部 各位置性能检验如表 3所示．可以看出改善钢板 头部温度后钢板头部各位置性能的均匀性也显著 提高提高了钢板成才率． 图 14 遮蔽参数优化后 Ｘ70钢板终冷温度 Ｆｉｇ．14 ＦｉｎａｌｃｏｏｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆＸ70ｐｌａｔｅｓａｆｔｅｒｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆｍａｓｋｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓ 表 3 水冷工艺改进后钢板头部各位置的力学性能 Ｔａｂｌｅ3 Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｉｎｔｈｅｈｅａｄｏｆｔｈｅｐｌａｔｅａｆｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆｃｏｏｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓ 距离头部 位置／ｍｍ 屈服强度 σｓ／ＭＰａ 抗拉强度 σｂ／ＭＰａ 屈强比 σｓ／σｂ 400 585 665 0∙88 600 550 660 0∙83 700 545 655 0∙83 800 545 650 0∙84 900 550 650 0∙85 1000 540 650 0∙83 3 结论 （1） Ｘ65／Ｘ70管线钢终轧温度应该在材料的 Ａｒ3温度 ～Ａｒ3温度 ＋40℃范围内比较合理也就是 说要避免钢板在两相区轧制．两相区轧制的钢板组 织成带状这种由两相区轧制引起的带状组织屈服 强度较高屈强比值也大统计分析基本都在 0∙92 以上．同时过低的终轧温度也使 Ｎｂ等合金在钢板 入水前大量析出减少了其在水冷中的析出量不利 于抗拉强度的提高． （2） 过低的终冷温度对控制屈强比也不利因 此要改善钢板冷却均匀性减少钢板头部过冷区避 免同板上的强度性能出现明显变化．水冷后的同板 温差要控制在 20℃以内可显著改善钢板头尾的屈 强比问题． 参 考 文 献 ［1］ ＱｉｕＹＢＬｉｎＤＷＨａｎＡＣ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆＮｂ-ＴｉａｎｄＮ-ＶＭｉｃｒｏａｌｌｏｙｅｄＳｔｅｅｌ．ＪＩｒｏｎ ＳｔｅｅｌＲｅｓ200719（1）：48 （邱昱斌林大为韩安昌．热轧温度参数对 Ｎ--Ｔｉ和 Ｎｂ--Ｖ微 合金钢力学性能的影响．钢铁研究学报200719（1）：48） ［2］ ＬｉＬＤｉｎｇＨＹａｎｇＣＺｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｒｏｌｌｉｎｇａｎｄ ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｃｏｏｌｉｎｇｏｎｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆ ｌｏｗｃａｒｂｏｎｓｔｅｅｌｍｉｃｒｏａｌｌｏｙｅｄｗｉｔｈＮｂ．ＪＩｒｏｎＳｔｅｅｌＲｅｓ200618 （7）：46 （李龙丁桦杨春征等．控轧控冷工艺对低碳铌微合金钢组 织和性能的影响．钢铁研究学报200618（7）：46） ［3］ ＱｉｕＳＮＬｉＬＱ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｔｈｅｙｉｅｌｄｒａｔｉｏａｎｄ ｌｏｗｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌｓ．ＷｉｄｅＨｅａｖｙＰｌａｔｅ 200814（5）：43 （邱松年李丽琴．显微组织对管线钢屈强比和低温韧性的影 响．宽厚板200814（5）：43） ［4］ ＲａｎＸＣａｉＱＷＪｉａｏＤＴｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｐｒｏｃｅｓｓｏｎｍｉｃｒｏ- ｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆＸ70ｆｏｒｓｔｒａｉｎ-ｂａｓｅｄｄｅｓｉｇｎ ｌｉｎｅｐｉｐｅｓｔｅｅｌ．ＨｏｔＷｏｒｋＴｅｃｈｎｏｌ200938（2）：38 （冉旭蔡庆伍焦多田等．工艺制度对 Ｘ70抗大变形管线钢 组织性能的影响．热加工工艺200938（2）：38） ［5］ ＷａｎｇＷ ＬＺｈａｎｇＺＪＨｏｕＧＴｅｔａｌ．Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｎｉｏｂｉｕｍ ａｎｄｖａｎａｄｉｕｍｍｉｃｒｏａｌｌｏｙｉｎｇｉｎＸ70ｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌ．ＲｅｓＩｒｏｎＳｔｅｅｌ 2005143（2）：20 （王文录张志杰侯钢铁等．铌钒微合金化在 Ｘ70管线钢中 的应用．钢铁研究2005143（2）：20） ［6］ ＬｉＸＨＦａｎＹＧＸｉｎＸＸ．Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｏｆｔｒｕｅｓｔｒｅｓｓｙｉｅｌｄｒａｔｉｏ ｏｆＸ80ｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌａｎｄｉｔｓｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｓａｆｅｔｙｏｆｔｈｅｐｉｐｅ- ｌｉｎｅ．ＭａｔｅｒＭｅｃｈＥｎｇ200529（9）：45 （李晓红樊玉光辛希贤．Ｘ80管线钢真实应力屈强比的测 定及对管线安全性的影响．机械工程材料200529（9）： 45） ［7］ ＷａｎｇＣＭＷｕＸＦＬｉｕＪｅｔａｌ．ＰｒｅｃｉｐｉｔａｔｅｓｉｎＸ70ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｓｔｅｅｌ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ200628（3）：253 （王春明吴杏芳刘玠等．Ｘ70针状铁素体管线钢析出相． 北京科技大学学报200628（3）：253） （下转第 460页 ） ·454·
,460 北京科技大学学报 第32卷 [5]AsgariH.Toroghinejad M R.GolozarM A.Relationship beteen 1989.852 (00 2)and (20 1)texture canponents and cormosion resistance [11]RoutTK.Bandyopadhyay N.Venugopalan T et al Mechanis- of hotdip galvanized znc coatings J Mater Pmcess Technol tic interpretation of electrochem ical behaviour of galvannealing 2008198(1):54 coating n salne envimmment Cors Sci 2005.47(11):2841 [6]Jose F.Silva F.Vanessa F.et al Crystallographic texture and [12]Besseyrias A.Daland F.Raneau J et al Electrochem ical be- morphology of an electrodeposited zine layer Surf Coat Technol haviour of zine-imon ntemetallic campounds in an aqueous soh- 2006200(9):2892 tion contaning NaCl and ZnS0 Cors Sci 1997.39 (11): [7]Sere P R.Cukasi JD.Elsner C I et al Relationship beween 1883 textire and cormsion resistance n hotdip galvanized steel sheets [13]AsgariH,Tomghlnejad M R.Golozar M A.Effect of coating Surf Coat Technol 1999 122(2):143 thickness on modifyng the texture and cormosion perfomance of [8]AsgariH.Tomghinejad M R.GobzarM A.On texture cormsion hotdip galvanized coatings Curr Appl Phys 2009.9(1):59 resistance and momphobgy of hotdip galvan ized zinc coatngs Appl [14 Fujita S M iaino D.Corosion and cormosion testmethods of zine Surf Sei2007,253(16):6769 coated steel sheets on automobiles Corms Sci 2007,49(1): [9]Yadav A P.Katayama H.Noda K.et al Effect of FeZn alloy 211 layer on he cormosion resistance of galvan ized sleel in chloride con- [15]Nogueina TM C Seixas U R.Rios P R.Application of voltam- tainng envimnments Coros Sei 2007,49(9):3716 metric stripping to a galvannealed coating on an interstitial free [10]Lee HH.Him D.Corrosion London:NACE Publication steel sheet IJ Int 1998 38(7):775 (上接第454页) [8]Niu S X.Effects of contmolled cooling pmcess on yiel tensile ratio (王克鲁，鲁士强，李鑫，等.轧后冷却制度对低碳贝氏体钢组 ofX70 pipeline steel Wie Heavy Plte 2008 14(3):10 织及屈强比的影响.热加工工艺，200837(16)：15) (件胜玺.控制冷却工艺对X70管线钢屈强比的影响.宽厚 [10]Yan LC YuW.Tang D.etal Effects of finish rolling tempera- 板，200814(3)：10) ture on ratio of yiel to strength in high strength pipelne steel [9]W ang K L Lu SQ LiX.et al Effect of cooling pmocess after ShanghaiMet 2007.29(3):28 molling on microstmcture and yiel ratio of bw caton banite (闫立超，余伟，唐荻，等。轧后控冷终冷温度对高强度管线 Steel HotWork Technol 2008 37(16):15 钢屈强比的影响.上海金属，2007,29(3)：28)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 ［5］ ＡｓｇａｒｉＨＴｏｒｏｇｈｉｎｅｊａｄＭＲＧｏｌｏｚａｒＭＡ．Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎ （00．2） ａｎｄ（20．1） ｔｅｘｔｕｒｅｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓａｎｄｃｏｒｒｏｓｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆｈｏｔ-ｄｉｐｇａｌｖａｎｉｚｅｄｚｉｎｃｃｏａｔｉｎｇｓ．ＪＭａｔｅｒＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ 2008198（1）：54 ［6］ ＪｏｓｅＦＳｉｌｖａＦＶａｎｅｓｓａＦｅｔａｌ．Ｃｒｙｓｔａｌｌｏｇｒａｐｈｉｃｔｅｘｔｕｒｅａｎｄ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙｏｆａｎｅｌｅｃｔｒｏｄｅｐｏｓｉｔｅｄｚｉｎｃｌａｙｅｒ．ＳｕｒｆＣｏａｔＴｅｃｈｎｏｌ 2006200（9）：2892 ［7］ ＳｅｒｅＰＲＣｕｌｃａｓｉＪＤＥｌｓｎｅｒＣＩｅｔａｌ．Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎ ｔｅｘｔｕｒｅａｎｄｃｏｒｒｏｓｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｉｎｈｏｔ-ｄｉｐｇａｌｖａｎｉｚｅｄｓｔｅｅｌｓｈｅｅｔｓ． ＳｕｒｆＣｏａｔＴｅｃｈｎｏｌ1999122（2）：143 ［8］ ＡｓｇａｒｉＨＴｏｒｏｇｈｉｎｅｊａｄＭＲＧｏｌｏｚａｒＭＡ．Ｏｎｔｅｘｔｕｒｅｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅａｎｄｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙｏｆｈｏｔ-ｄｉｐｇａｌｖａｎｉｚｅｄｚｉｎｃｃｏａｔｉｎｇｓ．Ａｐｐｌ ＳｕｒｆＳｃｉ2007253（16）：6769 ［9］ ＹａｄａｖＡＰＫａｔａｙａｍａＨＮｏｄａＫｅｔａｌ．ＥｆｆｅｃｔｏｆＦｅ-Ｚｎａｌｌｏｙ ｌａｙｅｒｏｎｔｈｅｃｏｒｒｏｓｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｇａｌｖａｎｉｚｅｄｓｔｅｅｌｉｎｃｈｌｏｒｉｄｅｃｏｎ- ｔａｉｎｉｎｇｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ．ＣｏｒｒｏｓＳｃｉ200749（9）：3716 ［10］ ＬｅｅＨ ＨＨｉａｍ Ｄ．Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ．Ｌｏｎｄｏｎ：ＮＡＣＥ Ｐｕｂｌｉｃａｔｉｏｎ 1989：852 ［11］ ＲｏｕｔＴＫＢａｎｄｙｏｐａｄｈｙａｙＮＶｅｎｕｇｏｐａｌａｎＴｅｔａｌ．Ｍｅｃｈａｎｉｓ- ｔｉｃｉｎｔｅｒｐｒｅｔａｔｉｏｎｏｆｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｇａｌｖａｎｎｅａｌｉｎｇ ｃｏａｔｉｎｇｉｎｓａｌｉｎｅｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ．ＣｏｒｒｏｓＳｃｉ200547（11）：2841 ［12］ ＢｅｓｓｅｙｒｉａｓＡＤａｌａｒｄＦＲａｍｅａｕＪｅｔａｌ．Ｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌｂｅ- ｈａｖｉｏｕｒｏｆｚｉｎｃ-ｉｒｏｎｉｎｔｅｒｍｅｔａｌｌｉｃｃｏｍｐｏｕｎｄｓｉｎａｎａｑｕｅｏｕｓｓｏｌｕ- ｔｉｏｎｃｏｎｔａｉｎｉｎｇＮａＣｌａｎｄＺｎＳＯ4．ＣｏｒｒｏｓＳｃｉ199739（11）： 1883 ［13］ ＡｓｇａｒｉＨＴｏｒｏｇｈＩｎｅｊａｄＭ ＲＧｏｌｏｚａｒＭ Ａ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏａｔｉｎｇ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｎｍｏｄｉｆｙｉｎｇｔｈｅｔｅｘｔｕｒｅａｎｄｃｏｒｒｏｓｉｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆ ｈｏｔ-ｄｉｐｇａｌｖａｎｉｚｅｄｃｏａｔｉｎｇｓ．ＣｕｒｒＡｐｐｌＰｈｙｓ20099（1）：59 ［14］ ＦｕｊｉｔａＳＭｉｚｕｎｏＤ．Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎａｎｄｃｏｒｒｏｓｉｏｎｔｅｓｔｍｅｔｈｏｄｓｏｆｚｉｎｃ ｃｏａｔｅｄｓｔｅｅｌｓｈｅｅｔｓｏｎａｕｔｏｍｏｂｉｌｅｓ．ＣｏｒｒｏｓＳｃｉ200749（1）： 211 ［15］ ＮｏｇｕｅｉｒａＴＭＣＳｅｉｘａｓＵＲＲｉｏｓＰＲ．Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｖｏｌｔａｍ- ｍｅｔｒｉｃｓｔｒｉｐｐｉｎｇｔｏａｇａｌｖａｎｎｅａｌｅｄｃｏａｔｉｎｇｏｎａｎｉｎｔｅｒｓｔｉｔｉａｌｆｒｅｅ ｓｔｅｅｌｓｈｅｅｔ．ＩＳＩＪＩｎｔ199838（7）：775 （上接第 454页 ） ［8］ ＮｉｕＳＸ．Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｃｏｏｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｎｙｉｅｌｄｔｅｎｓｉｌｅｒａｔｉｏ ｏｆＸ70ｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌ．ＷｉｄｅＨｅａｖｙＰｌａｔｅ200814（3）：10 （牛胜玺．控制冷却工艺对 Ｘ70管线钢屈强比的影响．宽厚 板200814（3）：10） ［9］ ＷａｎｇＫＬＬｕＳＱＬｉＸｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｏｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓａｆｔｅｒ ｒｏｌｌｉｎｇｏｎｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｙｉｅｌｄｒａｔｉｏｏｆｌｏｗ ｃａｒｂｏｎｂａｉｎｉｔｅ Ｓｔｅｅｌ．ＨｏｔＷｏｒｋＴｅｃｈｎｏｌ200837（16）：15 （王克鲁鲁士强李鑫等．轧后冷却制度对低碳贝氏体钢组 织及屈强比的影响．热加工工艺200837（16）：15） ［10］ ＹａｎＬＣＹｕＷＴａｎｇＤｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｆｉｎｉｓｈｒｏｌｌｉｎｇｔｅｍｐｅｒａ- ｔｕｒｅｏｎｒａｔｉｏｏｆｙｉｅｌｄｔｏｓｔｒｅｎｇｔｈｉｎｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｐｉｐｅｌｉｎｅｓｔｅｅｌ． ＳｈａｎｇｈａｉＭｅｔ200729（3）：28 （闫立超余伟唐荻等．轧后控冷终冷温度对高强度管线 钢屈强比的影响．上海金属200729（3）：28） ·460·
