浅析20CrMnTi热轧棒材表面裂纹特点及产生原因.docx

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浅析20CrMnTi热轧棒材表面裂纹特点及产生原因

浅析20CrMnTi热轧棒材表面裂纹特点及产生原因

易健

（攀钢集团四川长城特殊钢有限责任公司,四川江油621701）

　　摘　要:

通过对攀钢集团四川长钢公司20CrMnTi热轧棒材实物及生产工艺进行统计、实验、分析,对攀钢集团四

川长钢公司20CrMnTi热轧棒材常见表面裂纹的种类、形貌特点、分布规律、产生原因取得了基本的认识。

关键词:

热轧棒材表面裂纹特点原因

AnalysisonCharacteristicsofSurfaceCrackof20CrMnTiHot

RolledBarandReasonsforCracking

YiJian

（TechnologyDepartment,SichuanChangchengSpecialSteelCo.,Ltd.,PangangGroup,Jiangyou,Sichuan621701）

　　Abstract:

Basedonthestatistics,experiments,andanalysisontheproductandproductionprocessof20CrMnTihotrolledbar

inourcompany,initialunderstandingofthetype,morphology,distributionofthesurfacecrackandthereasonsforcrackingwasob-

tained.

KeyWords:

Hotrolledbar,Surfacecrack,Characteristic,Reason

引　言

　　表面裂纹是20CrMnTi热轧棒材表面缺陷中最

常见的一种,为清除这些缺陷,往往不得不花费

大量的人力物力,有时还会严重影响企业的正常

生产和经济效益。

近几年间攀钢集团四川长城特

殊钢公司（以下简称长钢）20CrMnTi的产量一直

维持在3~5万t/a,占总产量的10%左右,其产

品主要用于制造汽车、拖拉机、摩托车、坦克和

其它机器上的零部件（如:

齿轮、轴、套筒、连

杆螺钉、进气阀等）,由于它们需在多种载荷下工

作、受力情况比较复杂,用户对钢材表面质量要

求较严,每年因表面裂纹给长钢造成的损失近500

万元。

为此,长钢先后多次成立攻关组,组织进

行攻关,取得了一定成效。

但由于种种原因,这

些攻关未能达到预期效果。

2004年,攀钢托管长

钢后,对长钢资源进行了整合。

本着整合技术资

源和为使后续工作少走弯路的想法,主要根据原

一厂课题组及国内相关专家的一些研究结果,提

出了一些看法,希望能对解决长钢20CrMnTi热轧

棒材表面裂纹问题有所帮助。

1　长钢20CrMnTi表面裂纹常见种类与特点

1·1　裂纹分类

由于没查到裂纹准确分类方法,同时为便于统

计、分析和研究,本文中对裂纹按如下方式进行了

分类。

直型裂纹:

指裂纹总长60%以上基本呈直线且

偏角小于30度的裂纹。

曲型裂纹（不规则裂纹）:

除直型裂纹以外的裂

纹。

长型裂纹:

指裂纹长度大于等于300mm的表面

裂纹。

短型裂纹:

指裂纹长度小于300mm的表面裂

纹。

宽型裂纹:

指裂纹最大宽度大于等于1mm的表

面裂纹。

窄型裂纹:

指裂纹最大宽度小于1mm的表面裂

纹。

深型裂纹:

指裂纹深度大于0.4表面裂纹。

浅型裂纹:

指裂纹深度小于0.4表面裂纹。

密型裂纹:

指在圆周角小于等于30度所对应

　　　　　　的圆周面上裂纹条数小于等于3条的裂纹

疏型裂纹:

指在圆周角小于等于30度所对应

的圆周面上裂纹条数大于3条的裂纹

1.2　大批量进行统计、分析和研究、检测,采用以

　　下非常规检测手段

裂纹长度测度方法:

如裂纹呈直线,直接用游

标卡尺测量,如有偏角,则用线沿裂纹走向记下裂

纹长度再用游标卡尺测量线长。

裂纹宽度测度方法:

肉眼观测最宽处再用游标

卡尺测量其宽度。

裂纹深度测量方法:

在砂轮上在试样裂纹处打

磨至肉眼不见,再用千分尺测量外径与打磨前外径

的差值计为其裂纹的深度。

裂纹面圆周角度测量方法:

在裂纹处将试样切

断,再测裂纹断面所对应的角度。

1.3　统计对象与方法及结果

1.3.1　统计对象

　　攀钢集团长钢公司20CrMnTi热轧棒材生产工

艺路线较为复杂,基本包括了国内大部分工艺路

线,为了便于研究和叙述,这里只选取较有代表性

的一生产区Φ60mm圆热轧棒材的生产工艺路线作

简单介绍。

其工艺路线如下:

工艺路线1:

电炉→模铸→锻造开坯→轧制

工艺路线2:

电炉→精炼→连铸→轧制

1.3.2　统计方法

在成品机架分别按不同工艺路线各随机抽取

5000个裂纹样,按上述规定将其归入不同表面裂纹

类。

然后进行组合。

1.3.3　统计结果

经对10000个试样进行检测和统计,并进行组

合,各种裂纹所占比例见表1。

表1　热轧棒材表面裂纹种类比例表

Table1　Statisticalinformationonthetypesofsurfacecracks

裂纹名称比例/%

直宽短型34.27

直长型27.58

不规则型8.75

其它29.9

合计100

由表1可知,长钢生产的20CrMnTi表面裂纹主

要是直宽短型、直长型、及不规则型。

侧。

该类裂纹大多较深,有的经打磨后,可能超差。

1.4.3　不规则型

这类裂纹以短而细为其主要特征,裂口比发丝

宽;一般可见圆底,呈断续分布。

可以检测出,大部

分为常见的发纹。

2　钢锭质量与表面裂纹关系

由于研究中对钢锭表面质量均有严格要求,所

有试验用钢锭表面质量均经课题组人员验收才取

用,因此可假定钢锭表面质量未对试验结论造成重

大影响,这里只考虑钢锭内部质量与表面裂纹关

系。

根据上述思路设计进行了500kg、800kg及

150mm×150mm连铸坯、200mm×200mm方连铸坯

锭型对比实验、气体含量对比实验、夹杂物对比实

验三个试验项。

实验中,于轧制加热装炉前,模铸

每炉分清头、尾各选2支坯,进炉排在前面,然后作

好标记,记录,以便轧后热锯取样时取到钢锭真正

的头、尾;为了使两种方坯在轧制同规格材时的加

热制度、轧制参数等条件尽量相近,以利找出锭型

对轧材表面质量的影响关系,轧制加热装炉时采用

两种规格方坯（以炉为单位）交替进炉加热;记录好

加热、轧制工艺参数,对应抽查表面情况,做四次实

验。

2.1　第一试验情况

选20CrMnTi模铸轧材10炉,550kg5炉,800kg

5炉,成品机架随机取样40支,经低倍酸洗后,其表

面检验结果如表2所示。

Examinationresultsonsurfacecrack

ofrolledbarproducedbymouldcastingblank

锭型裂纹率/%

大锭尾60.00

小锭尾75

大锭头50

小锭头100

　　从表2中的数据可以看出:

本次实验的10炉大

锭轧材表面裂纹产生机率比小锭轧材产生机率低。

头部轧材表面裂纹产生机率较尾部大。

2.2　第二次试验的轧材表面质量检查情况

第二次试验的10炉20CrMnT连铸坯轧材（150

方mm×150mm5炉,200mm×200mm方5炉）,每炉

分别抽取了20支钢材对应检查,结果见表3。

表3　第二次试验20CrMnTi表面裂纹情况

Table3　Examinationresultsonsurfacecracksofthe

rolledbarproducedbycontinuouscastingblank

坯型

表面情况每支裂纹条数裂纹严重者裂纹较轻者

条

数

裂纹

率

最

少

最

多

平

均

材支

数

占总

裂纹/%

材支

数

占总裂

纹/%

200630020.40233.33466.67

150630040.60006100

20031.5040.30003100

1505250多条>0.20120480

20019950多条>2.501789.47210.53

15016800多条>3.601275425

2004200多条>0.15375125

1501680010>1.5531.251168.75

2006300多条>0.45466.67233.33

150945050.85111.11888.89

200383800.762.6681231.59

150525201.351936.563363.46

04501.0554559.774550

　　表3内数据表明:

这10炉连铸坯轧材中,200

方连铸坯轧材表面裂纹发生机率小于150mm×

150mm方连铸坯轧材表面裂纹发生机率,但200mm

×200mm方连铸坯轧材裂纹较严重的材发生机率

高于150mm×150mm方连铸坯轧材。

2.3　第三次试验的轧材表面质量检查情况

第三次试验20炉钢,其中550kg锭5炉、800kg

锭5炉、150mm×150mm方连铸坯5炉、200mm×

200mm方连铸坯5炉。

每炉随机抽样20支,空冷

后表检。

检验结果见表4

表4　第三次试验20CrMnTi表面裂纹情况表

Table4　Statisticalinformationonthesurface

cracksinthethirdtest

锭型坯　型

表面情况每支裂纹条数裂纹严重者裂纹较轻者

发生

裂纹

支数

裂纹

率/%

最

少

最

多

平

均

材支

数

占总

裂纹/%

材支

数

占总

裂纹/%

150方150方630020.35116.67583.33

200方200方420060.85444.44555.56

550kg130方锻坯9450101.00111.11888.89

800kg130方锻坯8400121.70337.5062.50

由表4不难看出:

本次试验中连铸坯轧材表面

裂纹发生机率小于模铸轧材。

2.4　第四次试验的轧材表面质量检查情况

第四次试验6炉钢,其中550kg锭3炉、分别开

成130mmmm×130mm方坯、140mm×140mm方坯、

150mm×150mm方坯,800kg锭3炉、分别开成

130mm×130mm方坯、140mm×140mm方坯、150mm

×150mm方坯150。

基于前三次的试验、检测内容

及统计分析之情况,本次试验只进行轧材表面质量

的检验和分析。

方法是每炉随机抽样20支,结果

见表5。

表5　第四次试验20CrMnTi表面裂纹情况表

Table5　Statisticalinformationonthesurface

cracksinthefourthtest

锭型

/kg

坯料

/mm2

发生裂

纹支数

裂纹

率/%

最少最多平均材支数

550130×1308400120.33

140×1308400100.351

150×1309450100.41

800130×130630080.31

140×130630070.320

150×130735060.350

　　由表5不难看出:

在轧机孔型不变情况下,坯

料尺寸也会对轧材表面质量产生影响。

同时可以

推断孔型系统和坯料尺寸有个最佳配合。

3　四次试验表面裂纹的类型

通过分别对四次试验所取试样的表面裂纹按

类型统计,可知模铸轧材的表面裂纹主要是发纹为

主,直、短、宽、浅型裂纹次之。

连铸坯轧材表面裂

纹以直短宽型裂纹居多,其中150mm×150mm方连

铸坯轧材的表面裂纹主要是细、直长深型和直短宽

型裂纹为主,其次是发纹;200mm×200mm方连铸坯

轧材的表面裂纹则以发纹和直短宽型为主。

4　加热参数与表面裂纹关系

通过对第一次、第二次试验的轧制加热参数

（加热温度、时间、阴阳面温差）的现场考查可以看

出这样一个趋势:

在轧制加热时,若加热段（腰炉）

的温度高于（或近于）均热段（头炉）温度,则轧材表

面裂纹率较低,且每支材上的平均裂纹条数也明显

较少:

反之,则裂纹率和每支材的平均裂纹条数均偏

高。

此外,还可以看出加热时钢坯阴阳面温差的大小

与表面裂纹也存在一定联系,这将在后面加以分析。

5　表面裂纹在轧材表面的分布情形

为便于寻找表面裂纹在轧材上的分布规律及

表面裂纹形成原因与分布情形的关系:

将裂纹在轧

材表面的分布分为四种情形:

即:

（1）单侧裂纹;

（2）

双侧裂纹;（3）三面裂纹;（4）周身裂纹。

并按各次

试验进行分析通过对四次试验结果的统计分析可知:

模铸轧材的表面裂纹以单侧裂纹为主,其次是周身裂

纹。

连铸坯轧材表面裂纹常以双侧裂纹形式出现,但

有时周身裂纹的轧材数比重有可能占主导地位。

6　表面裂纹产生的机理探讨

6.1　直、短、宽型裂纹的致因

在对直、短、宽型裂纹的金相观察时发现,这类

裂纹与表面垂直,裂纹处有呈黑色蜂窝状气孔通

道、周边基体明显的脱碳现象,周围或尾部有氧化

物夹杂的聚集,氧化物位于与下常驻组织交界处的

脱碳层中。

由此可以推断,该类裂纹主要是由皮下

汽泡造成。

其产生过程是钢液凝固过程中,氢、氮、

氧等呈现气态析出,在钢锭中留下气孔或显成的微

气体、破坏了钢的致密性,钢锭（坯）加热时造成缺

陷暴露后与炉气接触被氧化,轧制过程不能焊合而

形成表面裂纹。

脱碳是在高温下钢料所含的碳分

别与炉气中的H2O、CO2、O2、H2等进行化学反应,造

成钢料表面层含碳量减少。

为防止这类裂纹的产

生或有效地减少轧材的直、短、宽型裂纹,必须保证

冶炼和浇铸的质量,减少皮下汽泡的产生。

6.2　直长裂纹的形成原因

在对宏观为直长裂纹进行金相高倍观察时发

现,周边基体组织正常,部分裂纹处有脱碳现象,但

脱碳层不深。

裂纹槽底平直,裂纹源与裂纹末端形

状差别不大,裂纹中或裂纹源处往往含有氧化铁

（皮）夹杂。

由此可见,20CrMnTi轧材中的细、直、长深型裂

纹实质上就是折迭裂纹。

其形成机理是由于在加

工过程中,坯料中的折迭未能及时清除,则在以后

的加工工序中便会导致应力集中而开裂。

防止折

迭产生方法有:

（1）加强轧机调整,避免在间道次出耳子;

（2）孔型某部位磨出尖棱时,应及时修磨或更

换;

（3）加强导板的检查、调整,保持工件表面光

滑、平整,以免划伤轧件;

（4）钢坯清理的沟槽要严格按标准规定的长、

宽、深比例进行。

特别值得一提的是:

20CrMnTi轧材表面的部分

折迭有形似“鬼线”的缺陷相伴随。

这种“鬼线”其

实是包裹着夹杂物的白色铁素体带。

其表面裂纹

的特征是大、长、直、深裂纹为折迭裂纹。

所取样金

相高倍观察发现:

裂纹尖端较粗,尖端及裂纹两侧

有较深的氧化铁层。

经4%硝酸、酒精溶液腐蚀后

观察高倍组织的结果为:

（1）裂纹的两侧出现较厚的脱碳层;

（2）在裂纹尖端的延长线上出现一条似铁素

体为主的条带（暂定名为“鬼线”）。

“鬼线”的铁素

体圈正常组织细小且连续,可见铁素体晶界。

6.3　密集不规则型裂纹的形成原因

对密集不规则型裂纹的分析结果表明此种裂

纹横截面上的形貌极不规则。

它们有的形态为折

迭,但是裂纹处或末端折入的并非氧化铁皮,而是

非金属夹杂。

裂纹处或附近常伴有大块夹杂物。

其形成机理是20CrMnTi是多晶体金属,在外力

作用下产生变形时,主要以滑移方式进行变形,其

重要物点是各晶粒填充形状的相互制约性和相互

协调性。

若因某种原因使晶粒的充形不能相互协

调或协调不好金属的变形抗力就大,有时塑性也变

差。

晶界、晶粒取向、杂质、第2相、晶粒的粗细等

都影响晶粒充形的协调性。

在多晶体中,当晶界的滑移面与作用力可能成

45。

时,这些晶粒成为软取向的晶粒。

滑移面不与

作用力呈45。

的称为硬取向晶粒。

在外力作用下

软取向的晶粒可优先产生滑移变形。

多晶体中不

仅晶粒与晶粒间的变形程度不同,而且每个晶粒内

部的变形也不相同。

软三角取向晶粒的变形在晶

界外便受压抑使用使变形减小,硬取向晶粒受牵挂

使变形增加。

两者在晶界处变形必须保持一致。

这样,在受压的软取向晶粒上受拉伸应力。

与此对

应,在压缩内力区产生压应力,拉伸应力区产生拉

应力。

这些应力和原来由外力引起的应力合起来

便会在某区域集中更大的应力,变形越不协调应力

集中越大。

尤其是金属内含有杂质和第二相时,一

方面杂质和第二相可阻碍滑移的进行;另一方面杂

质偏聚的地方和硬的第二相会起到硬取向晶粒那

样的作用,引起应力集中。

夹杂物和第二相常集中

在钢锭柱状晶彼此相遇（方形、矩形断面锭的等分

角线外）以及柱状晶和等轴晶的交界处,这些地方

最薄弱。

带圆角的锭或圆锭柱状晶垂直周边排列,

这时薄弱部位移到锭的中心部。

由上述可知:

由于20CrMnTi轧材表面密集型裂

纹处存在大块状夹杂物,故在晶界处产生微量元素

和夹杂物的偏聚,使得某些元素（如S、P）在晶界的

含量应高于钢中的平均含量。

在高温轧制变形过

程中晶体的滑移在晶界与夹杂物界面处受阻而产

生应力集中及因多滑移时,滑移受相互穿插,造成

晶界脆化和晶界的初始熔化。

晶界的熔化温度低

于晶内的熔化温度,且晶界强度低于晶内强度,所

以在晶界处首先出现显微裂纹。

这些显微裂纹因

处于应力集中的晶界,如果它处的区域为拉应力区

（如:

加热产生的温度应力为拉应力的区域）,则显

微裂纹就会不断扩展,以致把无数小裂纹连接成宏

观的表面裂纹。

这类裂纹由于晶界的多方向性及

夹杂物分布的多方向性,使得晶界显微裂纹方向不

定,从而致使这类轧材表面裂纺的宠观形貌无规律

性。

由此可见要降低该类表面裂纹,提高钢液沌洁

度,降低夹杂物含量是有效手段之一。

6.4　发纹产生的机理探讨

6.4.1　钢坯加热时阴、阳面温差与发纹的关系

钢坯在加热过程中（轧制前）产生的内应力,根

据其形成的原因不同,有温度应力和组织应力。

（1）温度应力:

在钢坯加热过程中,当钢坯温度

介于0℃至500℃~550℃范围时,钢坯处于弹性状

态,此时若钢坯出现温度梯度,则势必产生温度应

力,如温度应力超过强度极限,便会造成钢坯破坏。

当温度升高到500℃~550℃以上时,由于进入塑性

状态,而变形抗力又较低,通过塑性变形,温度应力

也就消失。

钢坯在轧制加热0℃至500℃~550℃时,始终

存在不同程度的阴阳面温差,从而使得钢坯在加热

时产生温度应力。

其阳面温度高膨胀大,它的膨胀

将受到阴面的约束,则引起的温度应力压应力（阳

面）;而阴面温度低,膨胀小,相反会受到阳面作用

促做它膨胀,则产生的温度应力为拉应力（阴面）,

同理,钢坯加热时心部将产生拉就力。

现以圆柱坯

料为例说明其应力状况。

（应力单位为N/mm2）

圆柱坯表面的温度应力为:

双向压应力状态。

бr=0,бz=бq=-βEI-Y×Δ12（负号表示“压应

力”）

圆柱坯心部的温度应力为:

三向拉应力状态。

бr=бq=βEI-Y×Δ14,

бz=

βE

I-Y×Δ12=2бr=2бq

其中:

Δt———坯料断面的最大温差/℃;

β———线膨胀第数/mm/mm℃;

E———弹性模数/N/mm2;

У———泊桑系数。

钢坯加热时阳面轴向、切向受压应力作用,阴

面轴向、切向受拉应力作用。

故阴面易产生裂纹,且

裂纹暴露在空气中,裂口易氧化,在以后的加工中

不能得以焊合而作为表面裂纹（发纹）保留在轧材

上,这是造成轧材表单侧发纹的原因之一。

组织应

力:

且有相变的钢在加工过程中,由于相变前后组

织的比容发生变化,以及钢料的表层与心部不同时

发生相变,这样引起的内应力为组织应力,总的规

律是:

增大比容的转变区受压应力,减少比容的转

变区受拉应力。

组织应力也是三项应力,但切向应

力最大。

20CrMnTi的室温组织是铁素体和珠光体。

随着

钢坯加热温度的升高,表层首先发生奥氏体转变。

由于奥氏体的比容小于铁素体的比容,于是此时的

组织应力为:

表层为拉应力,心部是压应力。

这正好

与温度应力方向相反,而使总的内应力降低。

这时

又因钢料处于较高温度下,使组织应力得以迅速松

驰。

随着温度继续升高,心部也进行奥氏体转变,此

刻所引起的组织应力心部为拉应力,表层是压应

力。

虽与温度应力同向,使总的内应力增大,但这时

温度很高,一般不会产生裂纹。

总之,在钢坯加热过

程中,组织应力没有危险性,温度应力（0至500~

550℃范围内）才是加热时钢坯表面裂纹的致因。

6.4.2　轧材在冷却过程中的内应力与发纹的关系

钢坯在加热过程中会产生内应力,同样,轧材在冷却过程中也会引起内应力。

由于轧材冷却后期

处于温度较低的弹性状态,因此冷却内应力危险性

比加热内应力更大。

按照冷却时内应力产生的原因

不同,分为温度应力,组织应力和残余应力。

（1）温度应力:

在轧材冷却初期,表层冷却快,

体积收缩大;心部冷却慢,体积收缩小,由于表层的

收缩受到心部阻碍。

表层产生拉应力,心部引起压

应力。

这时可能产生表面裂纹,表面裂纹的特征是

分布轧材的周身。

随着继续冷却到后期,表层温很

低,体积收缩停止,而心部体积收缩却受表层制约,

结果使温度应力变为表层压应力,心部为拉应力,

此刻易生产内裂。

冷却的温度应力和加热温度应力

一样,也是三向应力状态,最大是轴向应力。

（2）组织应力:

20CrMnTi轧材在冷却过程中因

有相变发生,所以同样会产生组织应力。

随着轧材

温度的降低,表层先发生组织转变,由比容较小的

奥氏体转变为比容较大的铁素体,这时所引起的组

织应力是:

表层压应力、心部拉应力。

但心部温度比

较高,处于塑性良好的奥氏体状态,通过局部塑性

变形,上述应力得到松驰。

随着轧材继续冷却,心部

也发生相变,这时生产的组织应力,心部是压应力,

表层为拉应力。

应力不断增大,直到相变结束为止。

冷却组织应力也和加热组织应力一样是三向应力

状态,且其中切向应力最大,这是引起表面纵向裂

纹（沿轧制方向的发纹）的重要原因。

（3）残余应力:

轧材在轧制成形过程中,由于变

形不均加工硬化所引起的内应力,如未能及时得到

再结晶软化将其消除,轧后便成为残余应力保留下

来。

轧材在轧后冷却过程中,存在上述三种内应

力,总的内应力为三都叠加,当叠加的应力值超过

极限,便会在轧材相应部位引起裂纹。

（若叠加的应

力在表面为拉应力,并应力值超过强度极限,则产

生表面裂纹）。

如果叠加的内应力没造成破坏,冷却

终了便保留下来,作为轧材的残余应力。

6.4.3　钢坯截面尺寸与发纹的关系

由实验4的结果,我们已经知道130mm×

130mm方坯、140mm×140mm方坯、150mm×150mm

方坯轧材的表面裂纹发生机率是不同的,三者发生

严重裂纹的机率也是不一样的。

这是由于三种方坯

在轧制时所能过的孔型是同一套孔型系统,但三者

的变形情况不同。

以130mm