www.me‐journal.org                                                                                      Journal of Metallurgical Engineering (ME) Volume 4, 2015 

doi: 10.14355/me.2015.04.003 

18 

Effect of Manganese Sulphide Shapes on the 

Work‐hardening Coefficient of Hot Rolled 

Structural Steel Ahmed I. Z. Farahat, Zainab Abdel‐hamid and Nasser Gomaa 

Central Metallurgical Research and Development Institute, CMRDI, P.O.Box 87 Helwan, Egypt 

Abstract 

This paper studied the effect of non‐metallic inclusions shapes (manganese sulphides on the tensile testing behavior, the work‐

hardening coefficient and rate. Longitudinal and Transverse  tensile  testing was carried out. The  fracture surface was studied 

after tensile testing. Chemical analysis for the non‐metallic solution was conducted using EDS‐SEM. Tensile testing was carried 

out in thickness direction and in parallel to the direction of rolling. The work‐hardening coefficient (with tensile samples of the 

thickness)  increases with  the  types  II and  III.  It  is  found  that  the work‐hardening  rate  for  types of non‐metallic  inclusions  is 

similar  and  has  critical  change.  It  is  also  observed  that  the  non‐metallic  inclusions  Type  II  and  III  can  resist  the  crack 

propagation due to crack tip or plastic zone at the onset of crack. 

Keywords 

Non‐Metallic Inclusions Shapes, Longitudinal And Transverse Tensile Testing, Fracture Surface, Work‐Hardening Coefficient 

Introduction

Non‐metallic  inclusions  are  very  harmful  in  steel  practice. After Oxygen,  Sulpher  is  the most  important  non‐

metallic  element  in  the  field  of  steel metallurgy  [1].  Therefore,  sulphides  form  a  second  important  group  of 

inclusions. Morphology of suphides inclusions has significant effect on the various properties of steels [2]. 

1. Sulfides are precipitated during solidification due to the solute elements (such as Mn and S) segregation; 

2. Sulfides are precipitated during the δ  ̸γ transformation due to the redistribution of solute elements and the 

different sulfide solubility in δ‐Fe and γ‐Fe; 

3. Sulfides are precipitated  in γ‐Fe due  to  the decrease  in solubility of sulfur  in  the matrix with decreasing 

temperature; 

4. Sulfides are precipitated during the γ/α transformation due to the difference of sulfur solubility in γ‐Fe and 

α‐Fe. 

Simms and Dhale, in 1938, classified the non‐metallic inclusions into three types depending on the morphology of 

manganese sulphides [3]: 

1. Type I that exist when there is practically no aluminum content, usually in silicon‐killed steels. 

2. Type II is that appear with the first traces of aluminum, above 0.005 wt%. 

3. Type III is that initially appears alongside type II at levels of 0.01 to 0.03 wt% total aluminum. 

4. Type III is practically assured as the only type to occur with total aluminum of ≈0.04 wt%. 

The  type  of manganese  sulphide  inclusions  in wrought  steels  depends  on  the  type  of  sulphide  formed  in  the 

original cast steel. 

Type  I manganese  sulphide  inclusions are much harder  than  the other  types. During  rolling,  type  I manganese 

sulphide deforms to a ʹlozengeʹ shape. Any silicates usually deform more, ending up at the tips of the lozenge [4]. 

Elongated  (Types  II and  III)  inclusions also act as  initiation  sites  for  lamellar  tearing. Farrar  in 1979  found  that 

Journal of Metallurgical Engineering (ME) Volume 4, 2015                                                                                      www.me‐journal.org 

19 

lamellar  tearing  could  also  be  initiated  by  type  I  manganese  sulphides,  but  the  volume  fraction  of  Type  I 

manganese  sulphides  required  for  initiation was  very  high,  and  such  a  high  level  of  only  type  I  inclusions  is 

unlikely to be found in structural steels. In such (high oxygen) steels, susceptibility to lamellar tearing is generally 

controlled by oxides [5,6]. 

The  final shape of  the  inclusions  in wrought steel  is particularly  important with  reference  to hydrogen  induced 

cracking in sour service and lamellar tearing [7,8]. The elongated manganese sulphide inclusions in wrought steel 

(Type II, III) act as initiation sites for hydrogen induced cracking in sour (H2S containing) environments. However, 

type I manganese sulphide inclusions have been reported to trap hydrogen, inhibiting hydrogen diffusion and thus 

inhibiting hydrogen induced cracking both at the initiation and propagation stage. Types II and III MnS inclusions 

become much more elongated than type I upon rolling [9].  

It  is much more  difficult  to  distinguish  between  these  types  in wrought  steels  than  in  cast  steels.  Type  II  is 

characteristically in clusters, rather than isolated inclusions [10]. 

Hydrogen induced cracking (HIC) and sulphide stress cracking (SSC) represent two kinds of a specific hydrogen 

provoked damage that are frequently met in petroleum and refinery industry. In the first case (HIC), it is generally 

recognized  that  resistance of steels depends mainly on  their microstructure  features‐non‐metallic  inclusions and 

segregation bands. Elongated manganese sulphides are considered as the most dangerous initiation sites [4,11]. In 

the second case sulphide stress cracking (SSC), it is believed that resistance of steels can be preferentially related to 

their strength level while microstructure characteristics are less important [5‐8, 10, 12]. 

Manganese sulphide inclusions are responsible for the initiation coarse micro‐voids as a result of the separation of 

the  inclusion matrix interface. The subsequent growth of micro‐voids and the propagation of the cleavage cracks 

depend on effective ferrite grain size and matrix strength [13]. 

This paper  is a  trial  to detect  the effect of sulphide shape on  the opening of cracks especially  in  the direction of 

rolling and thickness and to compare their work‐hardening coefficients. 

Experimental Work

The Received Material 

Plate  of  heats  of  steel  with  the  thick  plate  were  received  and  used  for  experimental  studies.  The  chemical 

composition of the studied heats is given in Table 1 

TABLE 1CHEMICAL COMPOSITION OF STEEL (WT%) 

Sample  C  Si  Mn  P  S  Al 

1  0.172  0.267  1.69  0.0065  0.0086  0.0403 

2  0.170  0.265  1.71  0.0600  0.0080  0.0401 

3  0.171  0.270  1.68  0.0063  0.0084  0.0400 

The  tensile  testing was carried out at room  temperature  to determine  the  tensile strength  in  the rolling direction 

and  in the thickness direction to evaluate the effect of non‐metallic  inclusions on the work‐hardening coefficient. 

Polished samples were metallographically prepared to determine the non‐metallic inclusions type and size. Optical 

and SEM microstructure were used  to  recognize  the different phases. The ASTM standard  (E45‐97) was used  to 

recognize and to compare the different size of non‐metallic inclusions for the received plates. ASTM E8 ‐ Standard 

Test Methods for Tension Testing of Metallic Materials was used to machine the tensile specimens. The tensile rate 

was 5mm/minutes. 

Optical Microstructure 

The microstructure  consists of  ferrite  (white phase) and pearlite  (dark phase) as  shown  in Figs.1&2. The matrix 

consists of banded layers of ferrite and pearlite. 

ww

20 

FI

No

Op

It i

ww.me‐journa

IG.1 OPTICAL M

FERRITR‐P

M

on‐METALLIC

ptical metallo

is found that

FIG.3

al.org                

MICROSTRUCT

PEARLITR DUE

MANGGANESE

C Micrograph

ographic obs

t about 74% o

3 OPTICAL MIC

FIG

                        

TURE CONTAI

E TO HOT ROL

E SEGREGATIO

hs FOR THE Re

servation rev

of non‐metal

CROGRAPHS O

G.4 HISTOGRA

                        

INING BANDS 

LLING AND 

ON 

eceived Samp

vealed that sa

llic inclusion

OF NON‐META

AM OF NON‐ME

                      J

OF 

ples 

ample 1 has 

ns exhibit ≤10

ALLIC INCLUS

ETALLIC INCL

Journal of Met

FIG.2. SEM MI

non‐metallic

0μm as demo

IONS (TYPE I) 

LUSIONS TYPE

tallurgical Eng

ICROSTRUCTU

PEAR

c inclusions o

onstrated in F

AT DIFFERENT

  I FOR SAMPL

gineering (ME

URE CONTAIN

RLITR

of Type I as 

Fig.4. 

T ZONES SAMP

LE 1 

E) Volume 4, 2

ING FERRITR‐

shown in Fi

PLE 1 

2015 

g.3. 

Jou

SE

Th

che

Mi

mi

che

F

urnal of Metall

EM Micrograp

he  SEM micr

emical comp

icrograph  (F

icrographs ex

emical analy

FIG.6 SEM ANG

lurgical Engin

phs for the R

rographs  em

position is ma

FIG

Fig.6)  of  sam

xhibit that th

ysis emphasiz

GULAR SHAPE

(TYPE III) F

neering (ME) V

Received Sam

mphasize  the 

ainly Fe, Mn

G5 SEM GLOBU

mple  2  clarif

he non‐metal

zes that the n

ES OF MANGAN

FOR SAMPLE 3 

Volume 4, 201

mples 

optical mic

n and S. 

ULAR SHAPES 

fies  that  the

llic inclusion

non‐metallic 

NESE SULPHID

15                      

crographs  (ty

 OF MANGAN

e  non‐metall

ns of the hot 

is manganes

DES  FIG

                        

ype  I)  for  sa

NESE SULPHIDE

lic  inclusion

rolled samp

se sulphide (

G.7 EDS‐SEM A

                       

ample  1  as  d

ES FOR SAMPL

s  are  type  I

les are type I

(See Fig.7).  

ANALYSIS OF N

TYPE III FOR

                www

demonstrate

LE 1 

II.  For  samp

III as appare

NON‐METALLI

R SAMPLE 3

w.me‐journal.

ed  in  Fig.5.  T

ple  3,  the  S

ent in Fig.8. T

IC INCLUSION

org 

21 

The 

EM 

The 

NS 

ww

22 

Z T

Z t

ten

SE

Fig

F

SE

Fig

sul

ww.me‐journa

Tensile Te

testing was p

nsile on thick

EM Fracture o

gure 8 and 9

GENERAL VI

FIG.8 SEM GLO

EM Fracture Z

gure 10 and 

lphide. 

al.org                

esting of C

performed to

kness sample

of Z‐Tensile 

 show the to

IEW OF FRACT

OBULAR SHAP

Z‐of Tensile 

11 demonstr

                        

Cross Secti

o recognize 

es. 

Test for 42%

opography fo

TURE SURFACE

PE OF MANGAN

Test for Frac

rate  fracture

Globu

                        

ion Evalua

the effect of 

% Reduction o

or fracture o

E FOR SAMPLE

NESE SULPHID

cture Of 20%

e surface of Z

ular shape

                      J

ation

f manganese 

of Sample 1

of Z‐tensile s

 E 1 

DES 

FI

% Reduction 

Z‐tensile sur

Journal of Met

sulphides o

ample. The m

IG.9 EDS‐SEM F

of Sample 2

rface  for sam

tallurgical Eng

on the value 

manganese s

FOR GLOBULA

SULPHIDES FO

mple 2.  It clar

gineering (ME

of reduction

sulphide is s

AR SHAPES OF

OR SAMPLE 1 

arifies elonga

E) Volume 4, 2

n of area due

spherical typ

MANGANESE

ated mangan

2015 

e to 

pe I. 

E 

nese 

Jouurnal of Metalllurgical Engin

FIG.10 ED

FIG.11 ED

neering (ME) V

DS‐SEM FOR EL

DS‐SEM FOR EL

Volume 4, 201

LONGATED SH

LONGATED SH

15                      

HAPES OF MAN

HAPES OF MAN

                        

NGANESE SUL

NAGNESE SUL

                       

LPHIDES FOR S

PJHIDES FOR S

                www

SAMPLE 2 

SAMPLE 2 

w.me‐journal.org 

23 

ww

24 

SE

Fig

ww.me‐journa

EM Fracture o

gures 12, 13 a

al.org                

of Z‐Tensile 

and 14 show

FIG.12 

FIG

                        

Test for 17%

 the flat man

 EDS‐SEM OF E

G.13 EDS‐SEM O

Flat mangane

Disco

Mangane

                        

% Reduction f

nganese sulph

ELONAGTED S

OF ELONGATE

ese sulphide

ontinuous 

ese Sulphide

                      J

for Sample 3

hide and its 

SHAPES MANG

ED SHAPES MA

Journal of Met

3 

chemical com

GANESE SULPH

ANGANESE SU

 

tallurgical Eng

mposition. 

HIDES FOR SAM

ULPHIDES TYP

gineering (ME

MPLE 3 

PE II 

E) Volume 4, 22015 

Jou

Ef

Fig

lon

sha

wo

of 

(gl

urnal of Metall

ffect of No

gure  15  show

ngitudinal  te

ape). The glo

ork‐hardenin

the  longitud

lobular shape

FI

lurgical Engin

n-Metallic

ws  the  longi

ensile  streng

obular shape

ng coefficient

dinal  tensile 

e). 

IG.15 THE TRU

neering (ME) V

FIG14 EDS‐S

Inclusion

itudinal  stre

th  increases 

e (Type I) no

t of the longi

increases w

UE STRESS STRA

Manga

elon

Volume 4, 201

SEM OF GLOBU

s on the L

ss‐strain  cur

with decrea

on‐metallic  i

itudinal tens

with decreasin

AIN DIAGRAM

anese sulphides

ngated shape

15                      

ULAR SHAPES 

ongitudina

rves  for  the 

asing  the non

inclusions pr

sile curves. It

ng  the non‐m

MS FOR LONGIT

s 

                        

MANGANESE

al Tensile

different  rec

n‐metallic si

rovide the h

t is apparent

metallic size

TUDINAL TEST

Manga

glob

                       

E SULPHIDES 

Test

ceived  samp

ize as demon

ighest streng

t that the wo

especially a

TING OF DIFFE

nese sulphides

bular shape 

                www

ples.  It  seem

nstrated  in  t

gth. Figure 1

ork‐hardenin

as emphasize

ERENT SAMPL

s 

w.me‐journal.

s  clear  that 

type  I  (globu

16 describes 

g coefficient 

ed with  type

LES  

org 

25 

the 

ular 

the 

 (n) 

es  I 

ww

26 

Th

Fig

me

wh

an

rel

Ef

Fig

cro

sha

ww.me‐journa

FIG

he Work-Ha

gure 17 demo

etallic  inclus

hile type II s

d  III  exhibit

latively highe

ffect of No

gure 18 show

oss‐sectional 

ape).  

al.org                

G.16 THE WOR

ardening R

onstrates the

sions Type  I 

tarts at arou

t peal  at abo

er increase d

FIG.

n-Metallic

ws  the cross‐

tensile stren

                        

RK HARDENIN

Rate

e effect of no

the highest 

und 25000MP

out  2%  strain

due to the mo

.17 EFFECT OF 

Inclusion

‐sectional str

ngth increase

                        

NG COEFFICIEN

n‐metallic m

value of  the

Pa and type 

n. Type  I  sh

orphology na

NON‐METALL

s on the C

ress‐strain cu

es with decre

                      J

NT FOR LONGI

morphology o

e onset of  th

II starts at le

hows  slight  i

ature of the n

LC SHAPES ON

Cross-Secti

urves for  the

easing the no

Journal of Met

ITUDINAL TES

on the work‐

he work‐har

ess than 2000

increase  in  th

non‐metallic 

N THE WORK‐H

ion Tensile

e different re

on‐metallic s

tallurgical Eng

STING OF DIFF

‐hardening ra

dening  rate 

00MPa. All s

hat peal wh

inclusions. 

HARDENING R

e Test

eceived samp

size as demo

gineering (ME

FERENT SAMPL

rates. It is cle

(approxima

samples of th

hile Type  II  a

RATE  

ples.  It seem

onstrated in t

E) Volume 4, 2

LES  

ar that the n

tely 40000M

he all types I

and  III prov

ms clear that 

type I (globu

2015 

non‐

MPa) 

I, II 

vide 

the 

ular 

Jou

Fig

wo

em

inc

me

coe

urnal of Metall

FIG

FIG

gure  19  desc

ork‐hardenin

mphasized in

creases with 

etal matrix  a

efficient. The

lurgical Engin

G.18 THE TRUE 

G.19 THE WOR

cribes  the w

ng  coefficien

n type I (glob

increasing th

and  non‐met

e results of w

FIG.20 CRACK

neering (ME) V

STRESS‐STRAI

RK‐HARDENIN

work‐hardeni

nt  (n)  of  the 

bular shape).

he non‐meta

tallic  bodies

work‐hardeni

K TIP AT THE O

Volume 4, 201

IN DIAGRAMS

NG COEFFICIEN

ng  coefficien

cross‐sectio

 However, th

allic shape as

as  shown  i

ing can be su

ONSET OF THE

15                      

S FOR CROSS‐S

NT FOR CROSS

nt  of  the  cro

onal  tensile  i

the work‐har

s emphasized

in  Fig.20. Th

ummarized in

E LONGITUDIN

                        

SECTIONAL TE

S‐SECTION TES

oss‐sectional

increases wi

rdening coeff

d for Type II

his  crack  tip

n Fig.21. 

NAL NON‐MET

                       

STING OF DIFF

STING OF DIFF

tensile  curv

ith  decreasin

ficient (n) fo

II where it cr

s  highly  inc

TALLIC INCLUS

                www

FERENT SAMP

FERENT SAMPL

ves.  It  is  ap

ng  the  non‐m

or cross‐secti

reates crack 

creases  the w

SIONS TYPE III

w.me‐journal.

PLES 

LES 

parent  that 

metallic  size

onal tensile t

tip between 

work‐harden

I 

org 

27 

the 

e  as 

test 

the 

ning 

ww

28 

Fo

me

wo

no

Co

1‐E

red

2‐G

me

3‐T

dir

du

4‐A

pro

Elo

pro

AC

Te

ack

RE

[1]

[2]

ww.me‐journa

FIG.21

r  longitudin

etallic inclusi

ork‐hardenin

n‐metallic is

onclusions

Elongated m

duction pct o

Globular man

echanical pro

The direction

rection  (thick

uring dynami

Although  the

opagation  is

ongated  ma

opagation. C

CKNOWLEDGE

chnical supp

knowledged

EFERENCE

A. Ghosh, 

strain  on 

&Engineeri

Dolby, RE;

prints, 1973

834. 

al.org                

 RELATIONSH

nal  tensile  te

ions and rea

ng coefficient

 parallel to th

s

manganese  su

of Z‐test. 

nganese sulp

operties. 

n of non‐me

kness)  the  ti

ic loading. 

e globular m

s  faster  than 

anganese  sul

Consequently

EMENTS

ports of the E

. 

S.Sahoo, M.G

the  Charpy 

ing A613(2014

 Hart, PHM; 

3 Offshore Tec

                        

HIP BETWEEN T

esting,  the  w

aches the ma

t (n) because

he tensile dir

ulphide  (typ

phide does n

etallic  inclusi

ips  of  the m

manganese  su

that done b

lphide  (type

y, it will be ea

Egyptian Na

Ghosh, R.N.Gh

impact  prope

4)37–47. 

Bailey, N; Fa

chnology Con

                        

THE REDUCTIO

work‐harden

aximum valu

e the non‐me

rection. 

pe  II  &  III) 

not cause sev

ions highly 

micro  cracks 

ulphide  (typ

by  type  II or

e  II  and  II)

asier to detec

tional Steel F

hosh, D.Chakr

erties  of  low

arrar,  JCM  ʹM

ference, Hous

                      J

ON OF TENSIL

ning  coefficie

ue at the glo

etallic decrea

causes  seve

vere crack in

affects  the w

have  plastic

pe  I) does no

r  III. This  le

)  causes  sev

ct the cracks 

Factory and 

rabarti, Effect

w  carbon  HSL

Material Aspect

ston, Texas, 30

Journal of Met

LE AREA AND W

ent  (n)  high

bular shape 

ases the cross

ere  cracks  du

nitiations and

work‐harden

c  zone whic

ot cause  seve

ads  to  sudd

vere  crack 

before they 

Head of Qu

t of microstru

LA  steel  con

ts Controlling

0th April‐2nd 

tallurgical Eng

WORK‐HARDE

hly  increases

type I. the T

s section und

uring  Z‐test 

d consequen

ning  coefficie

ch  highly  res

ere crack  ini

en  catastrop

initiation  as

reach the cri

ality Contro

ctural parame

taining  MnS 

g Weld Defect

May 1973, Vo

gineering (ME

ENING COEFFI

s  with  enha

Type II and 

der stress an

t  leading  to 

ntly does not

ent where  in

sists  the  cra

itiation, how

phically  failu

ssociated  w

itical size.  

ol Departmen

eters, microte

inclusions  M

ts  In Offshore

ol.2, Paper No.

E) Volume 4, 2

ICIENT 

ncing  the  n

III decrease 

d the elonga

decreasing 

t deteriorate 

n  the  transve

ck  propagat

wever,  the  cr

ure. Meanwh

ith  slow  cr

nt are gratefu

xture and ma

Materials  Scie

e Structuresʹ P

. OTC 1908, p8

2015 

non‐

the 

ated 

the 

the 

erse 

tion 

ack 

hile, 

rack 

ully 

atrix 

ence 

Pre‐

823‐

Journal of Metallurgical Engineering (ME) Volume 4, 2015                                                                                      www.me‐journal.org 

29 

[3] Farrar JCM and Dolby RE: ʹLamellar Tearing in Welded steel Fabricationsʹ Welding Institute Publication, 1972. 

[4] Farrar  JCM:  Inclusions  and  susceptibility  to  lamellar  tearing of welded  structural  steels, Welding  Journal,  58  (3),  1979, 

p321‐331. 

[5] J. Sojka, P. Betáková, L.Cížek, Z. Jonšta, M. Soza_ska, A. Hernas, Hydrogen induced cracking and sulphide stress cracking 

of carbon‐manganese steels, 11th International Scientific conference, AMME 2002. 

[6] Kikuta Y, Araki T  and Hirose A:  ʹEffect of non‐metallic  inclusions on hydrogen  assisted  cracking’, Transactions of  the 

Japan welding society, 19 (1), 1988, p60‐65. 

[7] Krauss,  George,  Solidification,  Segregation  and  Banding  in  Carbon  and  Alloy  Steels,  Metallurgical  and  Material 

Transactions B, Volume 34B, December 2003, pp. 781 – 792. 

[8] Lifeng  Zhang,  Brian G.  Thomas,  Inclusions  in Continuous  Casting  of  Steel,  L.  Zhang &  BG  Thomas:  XXIV National 

Steelmaking Symposium, Morelia, Mich, Mexico, 26‐28, Nov.2003, pp. 138‐183. 

[9] Majka, Ted F., David K. Matlock and George Krauss, Development of Microstructural Banding  in Low‐Alloy Steel with 

Simulated Mn Segregation, Metallurgical and Materials Transactions A,Volume 33A, June 2002, pp. 1627 ‐ 1637. 

[10] Rudenev, Valery I., Can the Fe‐Fe3C Phase Transformation Diagram be Directly Applied in Induction Hardening of Steel?, 

Heat Treating Progress, June/July 2003. 

[11] Sims C.E, and Dahle F.B: AFS Trans, 1938, Vol 46, 65. Sims C.E, and Dahle F.B: AFS Trans, 1938, Vol 46, 65. 

[12] Taira T, Kobasi Y,  Inagaki H and Watanabe T:  ʹSulphide  corrosion  cracking of  line pipe  for  sour gas  serviceʹ, Wet H2S 

cracking of Carbon Steels and Weldments Publ. NACE International, 1996, p359‐378. 

[13] Zhongzhu Liu, Yoshinao Kobayashi and Kotobu Nagai, Effect of Phosphorus on Sulfide Precipitation in Strip Casting Low 

Carbon Steel, Materials Transactions, Vol. 46, No. 1 (2005) pp. 26 to 33.